多层大悬挑钢结构体系静力与抗震性能设计.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 4 期 2012 年 4 月 Vol. 33No. 4Apr． 2012 010 文章编号 1000-6869 2012 04-0077-10 多层大悬挑钢结构体系静力与抗震性能设计 王树 1，王明珠1，张国军1，葛家琪1，黄季阳1，张奇铭1，段有恒2，刘学春3 1． 中国航空规划建设发展有限公司，北京 100120; 2． 北京交通大学 土木建筑学院，北京 100044; 3． 北京工业大学 建筑工程学院，北京 100124 摘要 内蒙古伊旗全民健身体育中心主体结构采用下部收进、 上部多层大悬挑结构， 体系的竖向刚度明显不规则， 使得结构 体系在静力及罕遇地震作用下弹塑性性能成为结构体系安全控制的关键因素。首先对主体结构进行静力弹塑性分析， 选 取性能目标对不同方案进行对比， 优化选择了带外斜交网格结构的多层大悬挑结构体系。随后分别采用振型分解反应谱 法、 弹性动力时程分析法和弹塑性动力时程分析方法对该结构体系进行了抗震性能分析， 重点对结构的不规则性、 结构安 全性、 大震下弹塑性性能及抗倒塌性能进行分析。分析表明， 按选定性能目标优化得到的结构体系经济合理， 实现了多层 大悬挑结构在静力及地震作用下性能安全的设计目标。 关键词 多层大悬挑钢结构体系;优化选型;抗震性能 中图分类号 TU393. 304文献标志码 A Study on static and seismic perance of multi-floor steel cantilevered structure WANG Shu1，WANG Mingzhu1，ZHANG Guojun1，GE Jiaqi1，HUANG Jiyang1， ZHANG Qiming1，DUAN Youheng2，LIU Xuechun3 1． China Aviation Planning and Construction Development Co．，Ltd，Beijing 100120，China; 2． School of Civil Engineering，Beijing Jiaotong University，Beijing 100044，China; 3． The College of Architecture and Civil Engineering，Beijing University of Technology，Beijing 100124，China AbstractThe narrower on lower floors and the wider on upper floors structure is used in the National Fitness Center， in Ejin Horo Banner，Inner Mongolia，which has the characteristic of extreme vertical stiffness irregularity． The elasto- plastic perance in the condition of static stability limit state becomes the key factors of the security of the structure． First，the perance of the main structure in the condition of static loading was analyzed adopting the perance target put forward in this paper． The choice of the multi- floor structure with the huge grid as the best scheme was made among many schemes． Then the seismic perance studies were conducted by response spectrum analysis，elastic dynamic time- history analysis and elasto- plastic dynamic time- history analysis respectively． The key part of the analysis is the irregularity of the structure，the security at the end of cantilever and the elasto- plastic perance in the condition of major earthquake． Analysis shows that the structural scheme selected based on the perance target put forward in this paper is economic and reasonable，and the static and seismic perance objectives for design are realized． Keywordsmulti- floor steel cantilevered structure;optimal selection of structural model;seismic perance 基金项目 中国航空规划建设发展有限公司资助项目 技 10 研- 19 。 作者简介 王树 1972 ， 男， 河北抚宁人， 高级工程师。E- mail capdi. gssd vip. 163. com 收稿日期 2011 年 10 月 77 1工程概况 内蒙古伊旗全民健身体育中心主体结构采用下 部收进、 上部多层大悬挑结构体系 图 1 。建筑总高 度 30 m， 建筑总面积 51 120 m2。地下一层为游泳池， 层高为 10. 6 m; 首层为篮球馆， 二层为办公培训用 房， 三层为羽毛球、 乒乓球馆， 层高分别为 5. 75 m、 6. 5 m、 8. 5 m; 地下一层及三层分别设置两个较小夹 层。地上一层平面呈正八边形， 最大尺寸 89 m 89 m; 地上二层及以上楼层向外悬挑平面呈正方形， 最大平面尺寸 120 m 120 m。首层篮球馆楼面采用 预应力张弦桁架结构， 屋面采用大跨度索穹顶结构。 图 1建筑效果图 Fig． 1Architecture rendering 本工程多层大悬挑结构体系由楼层悬挑结构及 屋面悬挑结构两部分组成。楼层悬挑结构主要由沿 径向设置的 20 榀大悬挑转换钢桁架组成， 承受地上 二、 三层荷载， 悬挑桁架最大悬挑长度 43 m。楼层悬 挑桁架采用变截面高度形式， 根部高度约 6. 8 m， 端 部高度约2. 2 m， 根部支撑于中部钢框架- 支撑结构 上， 端部通过斜交网格结构与屋面悬挑结构连接为 整体。楼层悬挑桁架弦杆采用变截面箱形构件， 主 要截面尺寸为□2 000 1 000 40 50 ～ □1 000 400 25 30。钢框架- 支撑结构钢柱主要采用矩形 钢管混凝土构件， 主要截面为□1 500 1 500 70 70。斜交网格结构采用箱形构件， 呈菱形布置， 网格 尺寸约 4. 5 m 4. 5 m， 斜交角度约为 84、 96， 主要 截面尺寸为□250 500 14 14、 □300 600 20 20。根据结构受力情况， 钢结构材质分别采用 Q345B 钢、 Q345GJC 钢及 Q420GJD 钢。 屋面大悬挑钢桁架结构将索穹顶结构与外围网 格结构连接为整体结构， 支承于中部钢框架- 支撑结 构上。屋面悬挑桁架可以有效平衡索穹顶结构产生 的水平拉力， 并保证屋面结构与楼层悬挑结构协同 工作。屋面桁架采用钢管相贯焊接形式， 钢结构材 质为 Q345B 钢， 桁架弦杆截面尺寸为426 20 ～ 273 16。 屋面索穹顶结构平面形状为圆形， 直径约为 71. 2 m， 索穹顶中心矢高约 5. 5 m ［1 ］。拉索系统由 2 圈环索、 20 道放射状脊索、 60 根径向斜索、 40 根受压 撑杆及中心拉力环组成， 钢索采用高钒合金镀层高 强度钢丝扭绞型钢绞线， 抗拉强度不小于 1670MPa， 环索为 365、 340， 脊索为 56、 48、 38， 斜索 为65、 38、 32。 篮球馆楼面采用预应力张弦桁架结构， 由 11 榀 张弦桁架组成。张弦桁架跨度约 39 m， 由上弦刚性 桁架、 下弦柔性拉索及竖向撑杆组成， 上弦采用变高 度立体钢管相贯桁架， 桁架中部高度0. 75 m， 端部高度 2. 4 m， 拉索呈折线形布置， 沿跨度方向弦长约25 m， 矢高 2. 35 m。桁架弦杆主要截面尺寸为273 16， 材质为 Q345B 钢， 腹杆主要截面尺寸为180 12。 钢索采用直径为 30 mm 的挤包双保护层高强度钢丝 扭绞型钢绞线， 抗拉强度不小于 1 670 MPa。 整体结构布置如图 2。 主结构体系特点如下 结构悬挑多达三层， 最大 悬挑 43 m， 且两层为钢筋混凝土重型楼面。结构竖 向刚度不规则， 竖向抗侧力构件不连续， 竖向支撑构 件全部集中于中部钢框架- 支撑结构上， 楼层及屋面 荷载由悬挑结构向下传递， 悬挑结构根部内力集中。 充分考虑各悬挑结构的空间协同作用， 改善结构受 力状态， 可以有效优化多层大悬挑结构体系。 2性能设计目标 多层大悬挑结构竖向刚度不规则， 参考国内外 研究成果 ［2-4 ］， 结合本工程的特点， 制定安全设计性 能目标如下 2. 1静力作用下结构安全性能目标 1 不考虑地震作用时， 悬挑桁架、 柱间支撑等 重要构件的荷载组合效应设计值与承载力设计值之 比不大于 0. 80， 一般结构构件的荷载组合效应设计 值与承载力设计值之比不大于 0. 85。静力作用下桁 架竖向相对位移 桁架挠度 悬挑桁架小于 L /200、 一般桁架小于 L /300 L 为桁架长度 。 2 结构稳定承载力系数 结构体系稳定承载力 与容许稳定承载力之比 ［5 ］ 取 P u /1. 4 Pu为结构体 系破坏荷载与荷载标准值之比， 称为结构破坏荷载 系数 ［2 ］ 。考虑到多层大悬挑结构的特殊性， 设计稳 定承载力性能应高于常规结构， 仅考虑几何非线性 时整体结构稳定承载力系数大于 5. 0， 考虑材料弹塑 性、 几何非线性时整体结构稳定承载力系数大于 2. 5。 3 结 构静 力弹 塑 性 大 变 形 能 力 指 标 取 为 Du/1. 4 Du为结构破坏大变形值 ， 同时要求考虑材 料弹塑性、 几何非线性时结构屈曲失稳的竖向位移 与跨度比值小于 1/40。 87 a整体结构立面 b主体结构剖面 c整体结构外形 d0. 00 一层楼面结构平面图 e二、 三层楼面结构平面 f屋面结构平面 g钢框架- 支撑结构轴测图 h钢框架- 支撑结构平面 i索穹顶结构意图 j张弦桁架结构 图 2整体结构布置图 Fig． 2Entire structural plan 2. 2抗震安全性能目标 1 在 7 度多遇地震作用荷载组合工况下， 构件 应力及结构变形严格控制， 保证结构具备一定的冗 余度。悬挑桁架、 柱间支撑等重要构件地震作用组 合效应设计值与承载力设计值之比不大于 0. 75; 一 般结构构件地震作用组合效应设计值与承载力设计 值之比不大于 0. 80; 弹性层间水平位移小于 h/300 h 为层高 。 2 在 7 度设防烈度地震作用荷载组合工况下， 保证重要构件及关键节点处于弹性状态， 构件地震 作用组合效应设计值与承载力设计值之比不大于 1. 0; 一般构件不屈服， 地震作用组合效应标准值不 大于构件承载力标准值。 3 在 7 度罕遇地震作用荷载组合工况下， 悬挑 桁架、 支撑柱不屈服， 仅允许结构少量构件屈服， 关 键节点处于弹性， 弹塑性层间水平位移小于 h /50。 3多层大悬挑结构体系优化选型及 静力安全性能 3. 1多层大悬挑结构体系优化选型 多层大悬挑造成了结构体系传力路径不直接， 结构局部内力高度集中， 给结构安全性能设计带来 了挑战。若按常规方法进行设计， 结构经济性、 安全 性难以保证。另一方面建筑外立面为圆管单元蜂窝 装饰层， 为稳定安装蜂窝装饰层， 建筑立面次结构几 何形态设计为斜交网格且通高布置。结构设计充分 利用建筑外立面装饰次结构提供的网格状单元构建 了外斜交网格结构， 将二、 三楼层大悬挑桁架与屋面 大悬挑桁架相连， 加强了整体结构的刚度， 有效控制 了大悬挑结构的竖向位移， 同时在不同悬挑跨度的 大悬挑桁架之间产生了对安全有利的结构内力重分 布， 形成了高效、 安全、 经济的整体结构体系。 为研究外斜交网格结构对整体结构的影响， 具 体采用 6 个整体结构计算模型 模型 1 为工程采用的 结构模型， 设置外斜交网格结构 图 3a ; 模型 2 仅将 外斜交网格结构替换为竖向立杆， 其他结构构件不 变 图 3b ; 模型 3 将外斜交网格结构替换为竖向立 杆， 并调整构件荷载组合效应设计值与承载力设计 值之比在 0. 85 之下 图 3b ; 模型 4 仅将外斜交网格 结构去掉， 其他结构构件不变 图 3c ; 模型 5 将外斜 交网格结构去掉， 并调整构件荷载组合效应设计值 与承载力设计值之比在 0. 85 之下 图 3c ; 模型 6 同 模型 1， 但考虑非偶然事件荷载作用， 去掉 3 根支撑 较长悬挑桁架的关键柱 图 3d 。 3. 2结构弹性性能 在设计规范规定的荷载组合工况下， 结构构件 承载性能见表 1， 结构最大竖向位移见表 2。 97 表 1结构构件承载性能 Table 1Strength perance of component 计算模型编号12345 用钢量/t 9 5368 98812 0508 76412 140 CASE1 构件数量/所占比例0/0. 00 395/3. 1837/0. 301 832/14. 71122/0. 98 CASE2 构件数量/所占比例169/1. 26 421/3. 39140/1. 13535/4. 30158/1. 27 CASE3 构件数量/所占比例2 332/17. 42 1583/12. 741 362/10. 971 918/15. 411 647/13. 28 CASE4 构件数量/所占比例10 888/81. 3210 022/80. 69 10 888/87. 608 166/65. 5810 474/84. 46 注 CASE1、 CASE2、 CASE3、 CASE4 的构件荷载组合效应设计值与承载力设计值之比分别为 1. 0， 0. 85 ～1. 0、 0. 6 ～0. 85 和小于 0. 6。 图 3计算模型示意图 Fig． 3Schematic diagram of analytical model 表 2结构最大竖向位移 Table 2Maximum vertical displacement of structure 计算模型编号12345 位移/mm115. 6249. 4 195. 7372. 0297. 0 表 3整体稳定性能 Table 3Global stability perance 计算模型 编号 几何非线性分析几何、 材料双非线性分析 PuPu/1. 4PL/40Du/mDu/LPuPu/1. 4PL/40Du/mDu/L 19. 456. 756. 821. 491/28. 93. 622. 583. 372. 061/20. 9 36. 804. 864. 251. 721/25. 02. 731. 952. 701. 131/38. 1 54. 463. 191. 473. 261/13. 22. 161. 541. 463. 121/13. 8 65. 674. 053. 501. 771/24. 33. 012. 152. 472. 001/21. 5 注 Pu为结构破坏荷载系数; PL/40 为变形 L/40 对应的稳定承载力系数; Du为结构体系破坏荷载对应的变形值; L 为桁架悬挑长度。 分析表 1、 表 2 可知 1 构件荷载组合效应设计值与承载力设计值 之比超过 1. 0 的构件数量， 模型 1 为 0. 00、 模型 2 为 3. 18、 模型 4 为 14. 71， 说明去掉外围斜交网 格时， 整体结构会发生内力重分布， 用竖向立杆代替 外围斜交网格能起到一定优化作用， 但作用有限。 设计中控制构件荷载组合效应设计值与承载力设计 值之比在 0. 6 ～0. 85 钢材的利用效率最高， 模型 1 中 构件荷载组合效应设计值与承载力设计值之比为 0. 6 ～0. 85 的杆件在 5 个模型中占比例最大， 说明设 置外围斜交网格能提高钢材的利用率。在结构控制 指标相同的情况下， 模型 3 和模型 5 用钢量相近， 设 置外斜交网格结构的用钢量最少， 比模型 3 和模型 5 减少了 20， 说明设置外围斜交网格能够有效减小 整体结构用钢量。 2 楼面悬挑桁架与屋面桁架之间有竖向杆件 连接的模型 2 与模型 3 相比， 结构最大竖向位移减少 了 37， 楼面悬挑桁架与屋面桁架之间无任何连接 的模型 4 与模型 5 相比， 结构最大竖向位移减小了 20。可见加大构件截面、 减小构件在满足构件承 载力安全的同时， 能有效控制结构体系的竖向位移。 3 模型 1、 模型 3、 模型 5 的用钢量比为1∶ 1. 26∶ 1. 27， 竖向位移比为 1∶ 1. 69∶ 2. 57， 可见从结构 弹性变形性能安全考虑， 多层大悬挑结构应在悬挑 层之间设置联系结构体系。设置竖向联系构件能够 大幅改善其竖向变形性能， 设置外斜交网格则具有 最优的结构变形控制效果。 3. 3结构静力弹塑性性能 应用 ANSYS 对结构进行静力弹塑性全过程屈曲 分析， 梁柱单元用 BEAM 188 单元; 桁架单元采用 LINK 8 单元。同时考虑结构几何非线性、 构件材料 弹塑性， 分析结果见表 3 及图 4。 分析表 3、 图 4 可知 1 仅考虑几何非线性时， 结构稳定承载力系数 较高。但无论以弹塑性破坏荷载指标 Pu/1. 4， 还是 以弹塑性大变形能力对应的 PL/40为控制指标， 只有 模型 1 结构稳定承载力系数均大于 5. 0， 满足性能目 标要求。 2 同时考虑几何、 材料双非线性时， 结构稳定 承载力系数降低。以弹塑性大变形 L /40 为结构变 08 图 4结构荷载- 位移全过程曲线 Fig． 4Whole load- displacement curves 形能力 抗倒塌 控制指标时， 模型 1 满足要求， 模型 3、 模型 6 接近满足要求， 模型 5 不满足， 要求静力弹 塑性稳定承载力、 变形能力同时满足安全指标时， 只 有模型 1 是安全的。 表 4El Centro 波输入下竖向峰值加速度响应 Table 4Vertical maximum acceleration response under El Centro wave 模型 1 模型 2 模型 3 模型 4 模型 5 X 向悬挑桁架 AZ/ ms －2 2. 27 0. 562. 98 0. 633. 04 0. 709. 06 2. 992. 90 0. 80 Y 向悬挑桁架 AZ/ ms －2 2. 12 0. 583. 37 0. 963. 27 0. 846. 98 2. 663. 43 1. 03 注 各模型加速度响应所取部位为大悬挑端部， 括号中数值为加速度响应根方差。 3 在结构底部一侧关键部位 3 根钢管混凝土 柱遭到破坏时 模型 6 ， 结构双非线性分析稳定承载 力系数达到 2. 15， 结构稳定承载力较完整结构降低 不大， 结构破坏大变形能力降低 26. 7。由此可见 多层大悬挑结构采用外斜交网格结构体系， 在偶然 事件荷载作用下关键部位遭到严重破坏时， 整体结 构抗倒塌性能仍是安全的。 总之， 从结构静力弹塑性承载力、 变形能力两方 性能要求考虑， 同样要求多层大悬挑之间应设联系 结构， 工程中采用外斜交网格结构体系具有最优的 静力弹塑性安全性能。 4结构抗震性能 根据 GB 500112010建筑抗震设计规范 ， 本 工程所在地区抗震设防烈度为 6 度， 设计基本地震 加速度值为 0. 05g， 设计地震分组为第三组。鉴于本 工程为多项不规则结构体系及建筑的特别重要性， 根据工程抗震安全性能审查会专家评审意见， 抗震 设防烈度从 6 度提高到 7 度， 工程的抗震设防类别为 乙类， 设计基本地震加速度值为0. 1g。 建筑场地类别 为Ⅱ类， 特征周期 Tg0. 45 s。7 度罕遇地震弹塑性 时程分析所采用的地震峰值加速度为 220 cm/s2。结 构阻尼比在多遇地震作用及设防烈度地震作用分析 时取值为 ξ 0. 02， 在罕遇地震作用分析时取值为 ξ 0. 05。 设计选用3 组地震波进行地震作用时程分析。3 组天然波分别为 1940 年 El Centro 波、 Taft 波及 San Fernando 波。地震波按三向输入， 其峰值加速度 aX∶ aY∶ aZ按 1∶ 0. 85∶ 0. 65 的比例调整。 4. 1多层大悬挑结构竖向加速度响应 多层大悬挑结构的最大悬挑长度为 43 m， 其竖 向地震响应对整体结构抗震性能安全设计至关重 要。以下仅列出对结构影响较大的 El Centro 波作用 下各结构计算模型竖向加速度响应， 计算结果见表 4 及图 5， 其中 X、 Y 方向分别为张弦结构楼层的短跨和 长跨方向。 分析表 4、 图 5 可知 1 模型 1 和模型 3 悬挑端竖向加速度响应基 本相同， 说明多层大悬挑结构只要在每层结构间设 置竖向相连立杆、 协同工作， 就能有效控制整体大悬 挑结构的竖向加速度响应， 且用钢量的差异对竖向 加速度响应影响不大。 2 模型 4 和模型 5 悬挑端加速度响应相差达 3 倍， 上下互不相连的多层大悬挑结构在增加 40 用 钢量用于加大多层悬挑结构的刚度后， 可接近有竖 向联系模型的加速度响应水平。这从另一方面说明 用钢量不大的竖向联系杆件对多层大悬挑结构竖向 加速度响应的控制非常有效。 3 模型 1、 模型 3 及模型 5 用钢量之比为1. 00∶ 1. 26∶ 1. 27， 悬挑端竖向加速度响应之比为1∶ 1. 25∶ 1. 43。与模型 3 相比， 采用外斜向网格结构后， 多层 大悬挑结构用钢量可节省约 26， 竖向加速度响应 可减小 25。由于减小加速度响应能够减小惯性 力， 从而可有效减小悬挑根部的剪力， 故采用外斜交 网格结构可以极大改善多层大悬挑结构的抗震安全 性能。 4. 2结构动力特性 结构前 10 阶周期见表 5， 前 3 阶振型见图 6。 从图 6、 表 5 中可以看出， 第 1 阶振型为 X 向平 动， 第 2 阶振型为 Y 向平动， 第 3 阶振型为整体绕中 心扭转， 其余各阶振型为局部振型。可见尽管整体 结构为竖向极端不规则多层大悬挑体系， 结构平面 刚度不规则， 但由于几何体系的严格对称性， 加之外 斜交网格结构具有良好的抗扭转性能， 整体结构抗 震性能良好。 18 图 5El Centro 波输入下悬挑桁架端部竖向加速度响应 Fig． 5Vertical acceleration at end of cantilevered truss in response to El Centro wave 4. 3多遇地震作用下结构性能 多遇地震作用下结构底部总剪力见表 6， 反应谱 法分析所得结构层间位移角比见表 7， 刚度规则性验 算见表 8， 限于篇幅时程分析数据略去。 分析表 6 ～8 可知 1 每条地震波时程分析计算所得的结构底部 剪力均大于振型分解反应谱法计算结果的 65， 多 条地震波时程分析计算所得结构底部剪力的平均值 大于振型分解反应谱法计算结果的 80， 设计选用 的地震波满足规范要求。采用时程分析法计算所得 结构基底总剪力等结构动力响应平均峰值与振型分 解反应谱法计算结果基本接近， 工程进行多遇地震 作用设计时采用振型分解反应谱法计算得结构构件 内力不需放大。 28 a第 1 阶振型 T 0. 711 s 为整体结构 X 向平动 b第 2 阶振型 T 0. 696 s 为 Y 向平动 c第 3 阶振型 T 0. 608 s 为整体绕中心的扭转 图 6整体结构振型 Fig． 6Mode shapes 表 6底部总剪力对比 Table 6Comparison of base shear 输入方向 QX/kNQY/kN 与反应谱分析比值 反应谱 分析 X 向 35 024. 96 788. 5 Y 向 6 705. 134 363. 9 弹性时 程分析 Taft 波 X 向－56 840. 3 2 527. 6－162 Taft 波 Y 向 645. 4－26 275. 0－76 San Fernando 波 X 向－23 449. 2 594. 0－67 San Fernando 波 Y 向1 475. 534 656. 3 101 El Centro 波 X 向39 811. 1 －1 495. 9114 El Centro 波 Y 向1 442. 1 41 408. 8121 平均值11499 表 5自振周期 Table 5Natural vibration periods 模态号f /HzT /s振型形态 11. 410. 711X 向平动 21. 440. 696Y 向平动 31. 640. 608整体扭转 41. 910. 523局部振型 52. 060. 484局部振型 62. 080. 481局部振型 72. 110. 473局部振型 82. 170. 460局部振型 92. 210. 452局部振型 102. 220. 451局部振型 38 表 7扭转不规则验算 Table 7Tensional irregularity check 输入 方向 层数 层高度/ m 1. 2 倍平均 层间位移 值/mm 最大层间 位移/mm 层间位 移角 扭转不规 则验算 X 向6 5. 003. 603. 001/1 111合格 X 向5 3. 502. 402. 101/1 111合格 X 向4 6. 504. 954. 351/1 032合格 X 向3 5. 754. 954. 201/913合格 X 向2 5. 100. 900. 751/4 533合格 X 向1 5. 500. 600. 601/8 148合格 Y 向 65. 003. 603. 151/1 111合格 Y 向 53. 502. 402. 101/1 111合格 Y 向 46. 504. 804. 051/1 070合格 Y 向 35. 754. 653. 901/983合格 Y 向 25. 100. 750. 601/5 667合格 Y 向 15. 500. 600. 451/8 148合格 表 8刚度不规则性验算 Table 8Stiffness irregularity check 输入 方向 层数 层刚度/ kNm －1 层刚 度比 侧向刚度 不规则验算 层剪 力比 层承载力 突变验算 X 向66. 78 10 6 0. 0合格0. 0合格 X 向512. 23 10 6 2. 6合格1. 7合格 X 向411. 44 10 6 1. 3合格1. 0合格 X 向313. 36 10 6 1. 6合格1. 3合格 X 向240. 58 10 6 4. 1合格1. 4合格 X 向158. 90 10 6 2. 7合格1. 0合格 Y 向 66. 26 1060. 0合格0. 0合格 Y 向 59. 37 1062. 1合格1. 7合格 Y 向 421. 65 1063. 3合格1. 0合格 Y 向 322. 43 1061. 5合格1. 3合格 Y 向 249. 34 1063. 2合格1. 5合格 X 向160. 49 10 6 3. 8合格1. 0合格 2 结构计算层 4 层为建筑地上二层大悬挑结 构， 结构计算层 3 层为建筑地上一层， 3 层收进后整 体平面尺寸为 4 层的 26。按常规设计理念和设计 方法， 这两层的刚度突变异常突出， 但计算结果表 明， 3 层与 4 层侧向刚度比为 10 809. 14/9 404. 1 1. 15， 不规则程度较低， 结构最大层间位移小于1. 2 倍 平均层间位移， 属扭转规则结构。多层大悬挑结构采 用外斜交网格结构， 采取对大转换底层支撑柱 一层 柱 加大钢管截面尺寸并在其内浇筑混凝土， 并调整 相邻层柱刚度等措施后， 整体结构的抗震不规则程 度较低。实际工程对地上一层结构地震剪力乘以 1. 20 放大系数， 进一步加大转换柱结构安全度。 4. 4罕遇地震作用下结构变形性能 采用 MIDAS 软件进行结构弹塑性时分析， 钢构 件本构关系采用强化型 β ＞0 双折线模型， 如图 7a 所示。 MIDAS 对构件非弹性铰的定义分为集中和分布 两种， 本次计算采用集中铰， 对结构的柱、 主梁支撑 及屋面桁架弦杆及其主要腹杆分配非弹性铰。柱单 元考虑其双向弯曲与轴向荷载相互作用， 采用压 拉 弯塑性铰 P- MM 铰 ， 塑性铰位置为两端和中 间; 对于梁单元采用弯矩铰 M 铰 ， 仅考虑弯矩作 用， 塑性铰位置为两端， 对于屋面桁架弦杆采用强度 相关的 P- M 绞， 对于腹杆采用轴力铰。非弹性铰的 广义力 轴力或弯矩 广义位移 轴向变形或转角 关 系曲线如图 7b 所示， MIDAS/Gen 采用与 FEMA- 273 和 ATC-40 所推荐的方法进行构件性能评价， 将构件 的性能状态分为 4 个阶段 图 7b 中 B 点为名义屈服 点， C 点为极限荷载点，D 点为剩余承载力，E 点为 失效点 ， 其中第 2 阶段又分为 3 种状态 IO 为即时 使用极限状态， LS 为安全极限状态， CP 为倒塌极限 状态 ， 分别代表构件的不同非弹性状态。 a钢构件双线型滞回模型图 b钢构件塑性铰评价图 图 7钢结构本构关系与性能评价图 Fig． 7Constitutive relationship and perance uation of steel structure 选择程序提供的 Newmark-β 逐步积分法，β 值 取0. 25， γ 取0. 5， 数值积分的时间步长取0. 02 s。采 用 Rayleigh 阻尼， 取 ξ 0. 05。进行弹塑性时程分析 时的选波仍然为 El Centro 波、 Taft 波、 San Fernando 波， 以下仅列出对结构影响较大的 El Centro 波作用 下分析结果， 见图8 及表9。图中 Levle 1 ～ Levle 5 对 应于图 7， 分别表示构件轻微破坏、 轻度破坏、 中等破 坏、 严重破坏和完全破坏。 分析图 8、 表 9 和 Taft 波和 San Fernando 波输入 下结构响应分析结果表明 48 aX 向为主方向输入时结构轴力铰 bX 向为主方向输入时结构弯矩铰 cY 向为主方向输入时结构轴力铰 dY 向为主方向输入时结构弯矩铰 eX 向为主方向输入时悬挑端竖向位移 fY 向为主方向输入时悬挑端竖向位移 图 8 El Centro 波作用下结构响应 Fig． 8Dynamic response under El Centro wave 表 9El Centro 波三向输入弹塑性时程分析结果 Table 9Elasto- plastic analysis result under El Centro wave 主输入方向最大层间位移角最大位移/mm竖向位移角 X 向 1/367284. 51/151 Y 向 1/349285. 21/151 注 位移所取部位为悬挑端部， 计算结果为最大值。 1 7 度罕遇地震三向输入下， 结构塑性铰主要 出现在柱间支撑及悬挑桁架腹杆处， 且出铰均为初 级铰。表明结构在罕遇地震作用下， 结构仅有少量 构件屈服， 且经修复后即可正常使用。结构受力关 键部位的柱和楼面悬挑桁架弦杆根部无塑性铰出 现， 满足“强柱弱梁” 要求， 结构具有合理的耗能机 制。多层大悬挑结构在罕遇地震作用下具有良好的 变形能力。 2 El Centro 波 Y 向主方向输入时的水平地震 响应最大， 楼层最大弹塑性层间位移角为 1/349; 但 仍远小于 1/50。El Centro 波 X 向为主方向输入时竖 向地震响应最大， 最大竖向位移角为 1/151， 远小于 1/40。多层大悬挑结构在罕遇地震作用下具有优良 的整体结构水平大变形能力和大悬挑部分竖向大变 形能力， 具有良好的抗倒塌能力。 5结论 以内蒙古伊旗全民健身体育中心工程为背景， 对结构进行了优化选型， 并对结构的稳定承载力以 及抗震性能进行了分析， 得出以下结论 1 对结构进行优化选型， 对比各模型结构的稳 58 定承载力、 多遇地震作用下加速度响应、 用钢量等， 得出多层大悬挑结构应在每个悬挑层外端之间设置 竖向联系结构体系。设置外斜向网格结构具有最优 的控制结构竖向变形的能力， 且在关键构件遭受破 坏后仍具有较强的抗倒塌能力。 2 多层大悬挑结构采用设置外斜交网格结构、 对大转换底层支撑柱加大钢管截面尺寸并在其内浇 筑混凝土、 并尽量调整相邻层柱刚度等结构措施后， 整体结构具有良好的抗扭转性能， 结构刚度不规则 程度较低， 可达到抗震安全性能目标。 3 在罕遇地震作用下， 结构少量构件屈服， 经 简单修复后即可正常使用， 柱和悬挑桁架根部无塑 性铰出现， 具有优良的整体结构水平大变形能力、 大 悬挑部分竖向大变形能力和抗倒塌能力。 参考文献 ［ 1］ 张国军， 葛家琪， 王树， 等． 内蒙古伊旗全民健身体 育中心索穹顶结构体系设计研究［J］ ． 建筑结构学 报， 2012， 33 4 12- 22． ZHANG Guojun，GE Jiaqi， WANG Shu，et al． Design and research on cable dome structural system of the National Fitness Center in Ejin Horo Banner，Inner Mongolia［J］ ． Journal of Building Structures， 2012， 33 4 12- 22． in Chinese ［ 2］ 葛家琪， 张爱林，