上海世博会中国国家馆屋盖钢结构设计与分析.pdf

书书书 第 43 卷 第 2 期 2013 年 1 月下 建筑结构 Building Structure Vol． 43 No． 2 Jan． 2013 上海世博会中国国家馆屋盖钢结构设计与分析 许名鑫， 陈福熙， 周越洲， 周汉香 华南理工大学建筑设计研究院， 广州 510641 ［摘要］2010 年上海世博会中国国家馆上大下小、 四棱台斗冠状外形使其屋盖竖向支撑较少， 主梁梁端最大弯矩 设计值达到 4. 86 万 kN m， 在建筑净高受限的条件下， 采用常规主梁难以承担。介绍了屋盖桁架主梁、 工字钢组合 次梁、 屋盖板设计中的难点、 重点和相关构造做法， 给出了在桁架端部采用钢板围套加强以减小弦杆局部弯矩、 上 弦杆贯通 3 片剪力墙利用栓钉的滑移减小弦杆巨大轴力在单片剪力墙墙肢内引起的剪力的措施。并由有限元分 析验证了上述技术措施的可行性。最后进行了在 n 个点上生成 n 个随机体重、 随机频率的人行荷载时程下的屋盖 竖向振动全过程分析， 多组随机分析即蒙特卡洛法分析结果表明， 屋盖的竖向振动舒适度满足要求。 ［关键词］上海世博会;中国国家馆;钢桁架;组合梁;有限元分析;局部弯矩;剪力;竖向振动 中图分类号 TU391， TU318文献标识码 A文章编号 1002- 848X 2013 02- 0001- 06 Steel structure design and analysis on roof of China Pavilion at the World Expo 2010 Shanghai Xu Mingxin，Chen Fuxi，Zhou Yuezhou，Zhou Hanxiang Architectural Design and Research Institute of South China University of Technology，Guangzhou 510641，China Abstract The roof of China Pavilion at the World Expo 2010 Shanghai has less vertical support，because its shape of bigger on top and smaller on the bottom is like an inverse quadrangular frustum pyramid crown． Maximal value of bending moment in the girder is 48 600kNm．However，general girder could not bear it under the limitation of net storey height． Difficulties，emphases in design and correlative detailing of truss girder，I-steel composite secondary beam，roof slab were introduced． To reduce local moment in member，steel plates were used for reinforcement，encircling the chords between the upper and down chords at the end of truss girder． The huge axial forces from the chords would cause shear force in single shearing wall． In the case of upper chords penetrating three shear walls，the stud slippage was utilized to reduce the shear force． The feasibility of the technological measures above has been proved by finite element analysis．Lastly，vertical vibration complete process of the roof was accomplished under n walking loads time history with random avoirdupois and random frequency． The results of large number random analysis namely Monte Carlo show that the roof can satisfy the comfort demand． Keywords World Expo 2010 Shanghai;China Pavilion;steel truss;composite beam;finite element analysis;local moment;shear force;vertical vibration 作者简介 许名鑫， 博士， 一级注册结构工程师， 注册土木工程师 岩 土 ， Email mxxu scut． edu． cn。 1工程概况 2010 年上海世博会中国馆由国家馆、 地区馆和 港澳台馆三部分组成。国家馆和地区馆由华南理工 大学建筑设计研究院、 清华大学建筑学院北京清华 安地建筑设计顾问有限公司和上海建筑设计研究院 有限公司组成的联合设计团队设计， 其中结构专业 设计由华南理工大学建筑设计研究院完成。国家馆 依其外形被称为“东方之冠” ，总建筑面积约为 9. 0 万 m2。其底部架空， 4 个筒体在 33. 3m 标高以上由 楼 屋 盖连成整体， 为展区部分， 该部分层叠出挑， 呈 四 棱 台 斗 冠 状。 平 面 尺 寸 由 33. 3m 标 高 的 69. 9m 69. 9m 伸展到 60. 3m 标高屋面的 139. 4m 139. 4m， 局部标高 69. 9m， 效果图见图 1。展厅主 要位于 33. 3， 41. 4， 49. 5m 标高， 地下 1 层， 剖面简 图见图 2［1］。 屋面 指 60. 3m 标高屋面 面积近 2 万 m2 ， 建 图 1中国馆效果图 筑上大下小的外形决定了屋盖不能有太多的竖向支 撑， 只在核心 69. 9m 69. 9m 范围内利用楼电梯间 可以有 4 个混凝土筒体落地。由于屋面为上人屋 面， 荷载较大， 且一些屋面梁需设吊柱支承 49. 5m 标高的部分展厅或梁上起柱支承 69. 9m 标高屋面， 同时由于展厅净高要求屋盖结构高度不大于 2. 7m， 建筑结构2013 年 图 2结构剖面简图 因此， 依建筑的倒梯形造型， 设置了 20 个支承于 33. 3m 标高混凝土筒体的矩形钢管混凝土斜柱， 与 混凝土筒体一起为屋盖大跨度主梁提供竖向支承， 实现了大空间建筑使用功能要求。 为减小结构自重， 梁的材料采用钢材。由于主 梁的内力较大， 屋盖结构以钢桁架作为主梁， 垂直于 钢桁架的小间距工字钢组合梁作为次梁。平面布置 简图见图 3， 图中 GL 表示工字钢梁， HJ 表示钢桁 架， ▲为刚接符号。 图 3屋面结构平面布置简图 尽管设置了斜柱， 屋盖主梁的最大受荷面积仍 有 25. 6m 34. 75m 34. 75m 为跨度方向， 其中斜柱 外悬挑 8m ， 假设主梁为实腹梁， 则主梁在剪力墙 端的最大弯矩设计值达到 4. 86 万 kNm; 斜柱引起 屋盖梁、 板 受 拉， 主 梁 最 大 轴 向 拉 力 设 计 值 达 到 6 640kN。 再假如该弯矩由桁架的上、 下弦杆的拉、 压 力来承担， 则在与弦杆 直接相 连的截 面 为 800 4 200的混凝土剪力墙墙肢内引起的平均剪应力约 为 6. 95N/mm2 约等于 0. 30fc，fc为混凝土轴心抗压 强度设计值 ， 超过了设计强度等级为 C50 的剪力 墙混凝土的允许剪应力。对主梁的支承也是设计中 需要注意的问题。 2桁架内力与设计 2. 1 材料选择 主要受力钢构件均采用 Q345 钢， 其中钢板厚 度≤35mm 时采用 Q345B 钢， 钢板厚度≥36mm 时 采用 Q345GJC 钢。 2. 2 截面类型选择 钢桁架弦杆采用方钢管、 腹杆采用 H 型钢。为 使得焊缝受压以降低对焊缝质量的要求， 钢桁架采 用了如图 4 所示的斜腹杆均为压杆的布置方式。该 桁架杆件长细比较小， 腹杆受压对承载力的影响不 大。竖腹杆位置为桁架与次梁连接位置。以桁架在 受力较大的墙端支座附近的杆件为例， 上下弦杆取 □400 高 500 宽 40 40， 腹杆截面取 H430 400 40 40。 图 4桁架 HJ1 立面 2. 3 桁架 HJ1 内力与设计措施 图 5恒载 活载 作用下 HJ1 弦杆内力 2. 3. 1 常规形式桁架内力值 整体结构内力的计算借助 ETABS 软件完成， 以 内力最大的典型钢桁架 HJ1 为对象进行分析。恒 载 活载 标准值作用下， 图 3 中的桁架 HJ1 弦杆轴 力如图 5 a 所 示， 斜腹杆轴 力最大值为 － 5 970 － 2 180kN，竖 腹 杆 轴 力 最 大 值 为 － 3 750 － 1 400 kN， 轴力以受拉为正， 文中内力最大值均 指绝对值最大对应的内力值， 正负号仅表示受力方 向。斜柱引起屋盖受拉， 偏于安全起见， 图 5 a 中 桁架轴力是不考虑楼板的抗拉贡献后得到的。桁架 与其支撑构件的连接采用刚性连接， 恒载 活载 标 准值作用下， 桁架 HJ1 弦杆弯矩如图 5 b 所示， 斜 腹杆弯矩最大值为 231 150 kNm， 竖腹杆弯矩最 大值为 59 48 kNm， 弯矩以杆件底部受拉为正。 由图 5 可知， 桁架 HJ1 与剪力墙相连的上弦杆在恒 载、 活载标准值分别作用下的轴力达到了 12 900kN 2 第 43 卷 第 2 期许名鑫， 等． 上海世博会中国国家馆屋盖钢结构设计与分析 和 4 660kN， 局部弯矩最大值高达 － 898kNm 和 － 329kN m。 由于杆件截面与几何长度的比值较大， 局部弯矩引起的最大应力与轴力引起的应力之比高 达 0. 60。 桁架 HJ1 墙端处上弦杆按弹性计算的最大应 力设计值为 585N/mm2， 已远大于抗拉强度设计值。 由于层高限制， 主梁高度不能增大; 而在增大该弦杆 截面面积以提高承载力的同时， 也会增大弦杆刚度， 进而引起弦杆所受局部弯矩的增大， 造成恶性循环; 弦杆受弯能力较差， 材料不能充分利用。为此， 需在 常规形式桁架上采取加强措施。 2. 3. 2 加强措施 在桁架 HJ1 距墙端支座 4. 65m 范围内的上、 下 弦杆间增设钢板， 将上下弦杆连成整体， 见图 6。 图 6 HJ1 墙端剖面 弦杆间增设钢板后， 利用 ETABS 软件， 采用杆单元模拟 弦杆， 壳单元模拟增设钢板， 计算结果是弦杆局部弯矩虽 然有较大减小， 但对于该截面 来说还是较大， 这与通常的认 识不符。而弦杆、 腹杆及弦杆 间增设的钢板等均用壳单元 模拟， 借助 ANSYS 软件完成的计算结果表明， 增设 钢板后， 该位置应力基本呈线性分布， 结果是合理 的。增设的钢板将上下弦杆连成整体， 解决了弦杆 局部弯矩的问题， 还提供了承载力， 提高了构件的延 性。计算模型及竖向荷载下 HJ1 的纵向应力弹性 计算值如图 7 所示， 最大值仍达到了 380N/mm2。 图 7竖向荷载设计值作用下桁架 HJ1 纵向应力弹性值 / N/mm2 2. 3. 3 承载力控制准则及应力验算 由于桁架 HJ1 的内力较大， 斜柱引起的主梁整 体受拉相对于主梁控制截面受弯来说较小， 对其剪 力墙端的截面采用塑性设计。偏于安全取墙端支座 处上弦杆 Q345GJC 全截面平均应力或弦杆间加强 钢板 Q345 的上边缘应力达到强度设计值的状态 为该截面受弯或拉弯极限承载力状态。结构的重要 性系数为 1. 1， 考虑到将支座弯矩调幅到跨中， 调幅 系数取为 1 /1. 1， 即仍控制杆件材料为 Q345GJC 钢 的拉应力不大于 304N/mm2。 竖向荷载设计值作用下， 按弹性计算的增设钢 板后的 HJ1 墙端支座截面上弦杆全截面平均拉应 力为 299N/mm2， 增 设 的 钢 板 最 大 拉 应 力 为 220 N/mm2， 均满足预定的应力控制要求。 2. 3. 4 采取加强措施后的桁架弹塑性分析 考虑材料非线性后 钢材采用理想弹塑性本构 关系 ， 计算结果表明竖向荷载设计值作用下该上 弦杆截面中约有 60 的高度范围内的钢材屈服， 约 相当于桁架全截面高度的 9 进入塑性， 最大挠度 约增加 2. 4 。在未考虑跨中受压楼板的贡献且材 料强度取设计值的情况下， 塑性破坏荷载约为荷载 设计值 已调幅 的 1. 30 倍。即按上述截面设计的 HJ1 是安全的， 使用荷载作用下部分截面弦杆进入 塑性对整体桁架刚度的影响也不大。需要指出， 在 恒、 活竖向荷载标准值共同作用下， 按弹性计算的上 弦杆最大应力为 302N/mm2， 并未达到屈服强度设 计值。 2. 3. 5 桁架在水平荷载下的内力 地震作 用 下 桁 架 HJ1 杆 件 的 轴 力 最 大 值 为 299kN， 弯矩最大值为 8kN m， 与竖向荷载引起的内 力相比小于 2 ， 小于承载力抗震调整系数的影响。 本工程风荷载的影响很小， 其引起的结构基底剪力 约为地震作用引起的 8 ， 对水平构件的影响可忽 略不计， 即该屋盖水平构件是仅由竖向荷载效应的 组合来控制的。 2. 3. 6 钢桁架支承的做法 桁架 HJ1 在墙端处内力较大， 根据图 5， 上弦杆 在墙端的轴力设计值达到 22 000kN。上弦杆受拉、 下弦杆、 斜腹杆受压， 引起支承桁架的墙体在上、 下 弦杆间的范围内受到较大的剪力。一方面要加强受 拉弦杆与剪力墙的连接锚固， 另一方面要保证剪力 墙能承担该剪力。 将桁架 HJ1 的上弦杆贯通剪力墙， 如图 4 所示， 与图 3 所示的筒体间桁架的上弦杆相连。由于结构 是基本对称的， 在极限状态， 拉通的上弦杆可以互相 平衡， 当然在使用状态由于对称而平衡的力是很小 的， 约为上弦杆轴力的 5 ， 多数力被刚度较大的墙 体承担了。贯通墙体的上弦杆与墙体的连接主要采 用栓钉， 栓钉连接属于柔性连接， 上弦杆在墙体内的 滑移以及连梁、 楼板的连接使得图 8 中的墙 B、 墙 C 也会分担上弦杆的轴力。墙 A、 墙 C 的截面为 800 3 建筑结构2013 年 4 200， 墙 B 的截面为 500 4 200。为了考察轴力 引起的剪力墙内剪力的分布， 采用 ANSYS 软件对其 进行分析。同时， 为了加强受拉弦杆的连接锚固、 避 免过大的滑移， 采取了如图 9 所示的加强桁架与墙 体连接的做法。 图 8桁架 HJ1 引起的混凝土剪力墙内 的剪应力 / N/mm2 图 9桁架与墙体连接的加强做法 按对称条件建模， 钢板采用一般的壳单元模拟， 理想弹塑性本构关系。混凝土采用 Solid65 体单元 模拟， 用弥散裂缝 smear 方式考虑混凝土的开裂。 计算使用以增量塑性理论为基础的混凝土弹塑性本 构模型， 单轴受压应力-应变关系采用混凝土结构 设计规范 GB 500102002 中的应力-应变关系、 多轴强度采用 William-Warnke 五参数破坏准则， 强 化准则采用等向强化， 程序相应选择了 von Mises 屈 服准则、 相关流动法则， 混凝土抗拉采用 Rankine 最 大拉应力准则。求解非线性有限元方程采用增量迭 代法， 迭代的收敛准则采用不平衡力准则， 欧式范数 2 范数 控制。混凝土与钢桁架的粘结、 滑移采用 Combin39 弹簧单元模拟。栓钉与混凝土的剪力-滑 移模型采用下式的形式 ［2， 3］ V Vu 1 － e －nsm 1 式中 V 为栓钉受到的剪力; Vu为栓钉的极限承载 力; s 为滑移量， mm; 取 n 0. 7， m 0. 4。 计算表明， 在荷载设计值作用下混凝土部分的 剪应力如图 8 所示， 墙 A， B， C 在上弦杆下的剪力与 上弦杆轴力的比值分别为 0. 61， 0. 26 和 0. 08， 另外 的 0. 05 由对称结构的自平衡来承担， 其中墙 A 中 的方钢管暗柱会帮助该墙承担部分剪力。由图 8 可 知， 除局部应力集中外， 大部分墙体混凝土的剪应力 在 3. 5N/mm2≈0. 15fc以下。 在竖向荷载效应的标准组合下， 除个别点应力 集中外， 栓钉的滑移量计算值一般在 0. 05mm 以内， 将其代入式 1 得栓钉的剪力一般在 0. 26Vu以内。 桁架 HJ1 在墙端处的下弦杆与斜腹杆均受压， 与筒体角部内的方钢管暗柱相连， 把推力传给墙体， 与上弦杆引起的拉力相抵后， 墙体在下弦杆以下部 分由桁架引起的剪力是较小的。 需要指出， 采取 2. 3. 2 节的加强措施后， 弦杆间 增设的钢板对减小弦杆轴力在剪力墙内引起的剪力 是有利的， 计算时偏于安全未考虑该有利影响。 2. 3. 7 屋盖悬挑部分对结构构件内力的影响 在分析屋盖悬挑部分对结构构件内力的影响 时， 用箱形截面梁等效替代桁架以直观地了解结构 构件的弯矩。通过计算可知， 该悬挑可使得斜柱内 侧梁端弯矩减小 23 ， 梁底处斜柱弯矩增大 24 。 即悬挑段的存在减小了斜柱内侧梁端弯矩， 但应注 意加强斜柱的受弯承载力。此处斜柱采用了 800 1 500 矩形钢管混凝土柱， 钢管壁厚 35mm， 混凝土 强度设计等级为 C60。 2. 4 桁架 HJ2 和 HJ3 内力 在恒载、 活载标准值分别作用下， 钢桁架 HJ2 杆件的轴力最大值为 6 500kN 和 2 090kN， 弯矩最大 值为 － 546kN m 和 － 167kNm; 钢桁架 HJ3 杆件的 轴力最 大 值 为1 960 kN 和 712kN， 弯 矩 最 大 值 为 － 186kN m和 － 51kN m。 HJ2， HJ3 的受力与 HJ1 相 比要小不少， 可按普通桁架设计。 3工字钢组合梁内力与设计 次梁的跨度一般为 32. 7m， 为减小单根次梁的 受力， 采用小间距工字钢组合梁， 如图 3 所示。在恒 载、 活载标准值分别作用下， 屋盖中具有典型意义的 工字钢组合梁弯矩如图 10 所示， 图中 GL1， GL4 的 弯矩值具有一定的代表性， GL2， GL3 由于要起柱支 承 69. 9m 标高屋盖等原因， 受力较大。 斜柱引起屋盖受拉， 以 GL2 截面为 H2 000 350 16 35 为例， 在恒载、 活载分别作用下组合 梁的轴向拉力标准值为 438kN 和 153kN。考虑轴力 的组合梁受弯承载力的计算可在文献［ 4］中无轴力 的组合梁受弯承载力计算公式的基础上进行， 跨中 控制截面拉力作用位置， 为方便计算可近似取在组 合梁中和轴。虽然该拉力是不利的， 但计算表明其 对 GL2 跨中控制截面受弯承载力的影响约为 2 。 4 第 43 卷 第 2 期许名鑫， 等． 上海世博会中国国家馆屋盖钢结构设计与分析 图 10恒载 活载 作用下屋盖组合梁弯矩 / kN m 即可忽略轴向拉力对承载力的影响。 水平地震作用下， 工字钢连续梁支座处弯矩标 准值的最大值为 199kNm， 该作用不会引起跨中控 制截面以及简支梁的弯矩， 竖向地震和风荷载作用 下梁的受力很小， 不起控制作用。 4屋盖板设计 为抵抗斜柱引起的屋盖板中的拉力， 采用了混 凝土平板， 板厚为 140， 混凝土设计强度等级为 C40。 为便于屋盖板支模， 采用了钢筋桁架模板， 板内设置  s15. 2 500 的直线形无粘结预应力筋。 为减小预应力筋引起的混凝土筒体平面外拉 力， 预应力筋布置在屋面板中不用被筒体打断的可 直接拉通的区域， 布置范围如图 3 所示。 预应力筋引起的屋盖压力也由屋盖梁和屋盖板 共同承担。在长期荷载的作用下， 混凝土徐变系数 取 0. 3。对于预应力在屋盖梁和屋盖板的分配， 以 图 3 中水平位置居中、 竖向位置为筒体偏下的区域 为例， 计算表明约有 70 的预应力传给钢梁 GL、 30 的预应力传给混凝土板。 在预应力与竖向荷载共同作用下， 斜柱引起的 屋盖板受拉正应力除局部应力集中区域外， 基本在 1. 0N/mm2以内。由弹性动力时程分析得到的屋盖 板在多遇地震作用下的应力基本在 0. 2N/mm2以 内。计算分析表明温度变化作用下屋盖板拉应力基 本在 0. 40N/mm2以内。通过施加预应力， 适当提高 板的配筋率 本屋盖等效板筋取为双层双向通长 12 100mm ， 及控制混凝土养护质量等措施， 可 达到满足承载力要求并控制楼板裂缝宽度的目的。 本工程于 2008 年年底封顶， 到目前未发现钢桁架 HJ1 与墙体连接处等部位出现可见裂缝。 5屋盖竖向振动舒适度分析 本工程 上 人 屋 盖 竖 向 振 动 的 第 1 阶 频 率 为 3. 3Hz， 大于 3Hz［5］， 可避开人员行走的频率。文献 ［ 1］利用 SAP2000 软件完成的幅值为 0. 3kN 的功 率谱密度分析的结果表明， 竖向振动加速度峰值满 足舒适度要求。本文提出了在 n 个点上生成 n 个随 机体重、 随机频率的人行荷载时程来进行楼、 屋盖竖 向振动的全过程分析， 并在多组随机分析之后即应 用蒙特卡洛法进行了楼、 屋盖竖向振动的概率分析。 分析借助 ANSYS 软件完成。 以平均步距约 0. 75m 为相邻两节点间的距离， 即考虑该屋盖局部范围 图 3 中核心筒以下， 悬挑 部分以上区域 共有 3 325 个人在同时行走。根据 经验在每个节点上以均值为 0. 65kN、 标准差为 0. 3 按正态分布利用程序自带的* vfill 命令随机生成体 重值 幅值 ， 根据文献［ 6］以均值为 1. 87Hz、 标准 差为 0. 186 按正态分布随机生成人员行走的频率 值， 在［ 0， 2π］区间按均匀分布随机生成初始相位。 人行走产生的激励力用阶数为 2 的傅立叶级数即两 组简谐波的组合来模拟， 数学表达式为 ［6］ F t G［ 1 ∑ 2 n 1 αncos 2πnfst φn ］ 2 式中 G 为人的平均体重; α 为动载因子， α1 0. 5， α2 0. 2; fs为人行走的频率值; t 为时间; φ 为初始相 位， φ1按前述随机生成， φ2 φ 1 π/2。 结构阻尼比取 0. 02［5］， 去除初始突然加载影响 后的某组随机工况下局部屋盖中心点 图 3 中的* 点 的竖向振动加速度时程如图 11 所示， 由图可知 该点的最大竖向振动加速度绝对值为 0. 094 7m/s2。 这 3 325 个节点的最大竖向振动加速度绝对值为 0. 101m/s2， 位置在上述中心点附近。 图 11某组随机工况下中心点竖向振动 加速度时程曲线 进行了 100 组随机分析， 为避免计算机由于随 机种子相同而生成两组相同随机数的伪随机数情况 的影响， 处理措施是在每次生成随机数的过程中， 先 生成一个包含更多数目的随机数组， 然后再在这里 面选取所需个数的随机数。 5 建筑结构2013 年 这 100 组中心点竖向振动加速度绝对值的最大 值为 0. 121 0m/s2， 最小值为 0. 051 6m/s2， 平均值为 0. 078 9m/s2， 标准差为 0. 014 1m/s2， 直方统计图如 图 12 所示。图中 x 轴为每组中心点最大竖向振动 加速度绝对值， y 轴为该加速度落在这一区间的次 数， 总次数为 100 次 组 ， 落在 0. 07 ～ 0. 08m/s2的 次数最多， 为 33 次。 图 12加速度峰值的直方图 屋盖竖向振动加速度限值为 0. 17m/s2［5］， 上述 加速度 屋盖满人行走情况 平均值仅约为限值的 46 ， 最大值仅约为限值的 71 ， 虽然， 上述计算的 次数不够得到失效概率， 但可以判断该屋盖的竖向 振动舒适度满足要求。 6结论 1 当桁架内力较大时， 会在作为其支承结构 的混凝土剪力墙的上下弦杆间的范围内引起较大的 剪力， 设计时应予以注意。本工程桁架 HJ1 的上弦 杆贯通 3 片剪力墙， 计算表明， 由于栓钉的滑移效应 等原因， 该弦杆轴力由这 3 片墙共同承担， 其中前两 片墙承担了主要部分。 2 建立了在 n 个点上生成 n 个随机体重、 随 机频率的人行荷载时程来进行楼、 屋盖竖向振动的 全过程分析， 并用多组随机分析即应用蒙特卡洛法 进行了楼、 屋盖竖向振动的概率分析。分析表明， 该 屋盖的竖向振动舒适度满足要求。 3 由于屋盖桁架杆件的截面与几何长度的比 值较大等原因， 造成墙端附近弦杆局部弯矩较大。 计算分析表明， 桁架端部上、 下弦杆间增设钢板后， 截面应力分布基本满足平截面假定， 较好地解决了 弦杆局部弯矩较大的问题。 4 本工程桁架是仅由竖向荷载效应的组合来 控制的， 对竖向荷载效应控制的钢桁架上下弦杆采 用塑性设计， 可在维持必要的安全度的前提下节省 钢材。 5 斜柱引起的工字钢组合次梁内的拉力， 对 其受弯承载力的影响约为 2 ， 设计时可予以忽略。 致谢 本文在写作过程中得到上海世博会中国 馆工程结构专业负责人、 审定人华南理工大学建筑 设计研究院方小丹总工程师的指导， 在此表示感谢。 参考文献 ［1］ 方小丹， 韦 宏， 陈福熙， 等． 上海世博会中国馆国家馆 结构设计与研究［J］． 建筑结构， 2009， 39 5 84- 89． ［2］JOHNSON R P， MOLENSTRA N． Partial shear connection in composite beams for buildings ［J］． Institution of Civil Engineers Proceedings，1991， 91 4 679- 704． ［3］余小红， 许伟， 程袆辉． 钢-混凝土组合梁非线性分析在 ANSYS 中 的 实 现［J］． 四 川 建 筑， 2007， 27 4 101- 105． ［4］GB 500172003 钢结构设计规范［S］． 北京 中国计划 出版社， 2003． ［5］JGJ 32010 高层建筑混凝土结构技术规程［S］． 北 京 中国建筑工业出版社， 2011． ［6］张高明． 火车站站房结构在人行和列车激励作用下的 振动舒适度问题研究［D］． 北京 中国建筑科学研究 院， 2008． 上接第 44 页 ［3］HWANG H， 刘晶波． 地震作用下钢筋混凝土桥梁结构 易损性分析［J］． 土木工程学报， 2004， 37 6 47- 51． ［4］吕大刚， 李晓鹏， 王光远． 基于可靠度和性能的结构整 体地震易损性分析［J］． 自然灾害学报，2006，15 2 107- 114． ［5］JOONAMPARK， PEERANANTOWASHIRAPORN， JAMES I CRAIG，et al． Seismic fragility analysis of low- rise unreinforced masonry structures ［J］．Engineering Structures， 2009，31 4 125- 137． ［6］JI J，ELNASHAI A S，KUCHMA D A． Seismic fragility relationships of reinforced concrete high-rise buildings ［J］． The Structural Design of Tall and Special Buildings， 2009， 18 1 ，259- 277． ［7］杜文风，高博青，董石麟． 单层球面网壳结构动力强度 破坏的双控准则［J］． 浙江大学学报 工学版，2007， 41 11 1916- 1920． ［8］ZAREIANF， KRAWINKLERH．Assessmentof probability of collapse and design for collapse safety ［J］． Earthquake Engineering and Structure Dynamics，2007， 36 3 1901- 1914． ［9］叶列平，马千里，缪志伟． 结构抗震分析用地震动强 度指标的研究［J］． 地震工程与工程振动，2009，29 4 9- 22． ［ 10］施炜， 叶列平， 陆新征， 等． 不同抗震设防 RC 框架结构抗 倒塌能力的研究［ J］ ． 工程力学， 2011， 28 3 41- 48． ［ 11］沈世钊， 支旭东． 球面网壳结构在强震下的失效机理 ［J］． 土木工程学报，2005， 38 1 11- 20． 6