某塔樓玻璃幕墻結構模型試驗研究及有限元分析

種 迅， 李一松， 蔣 慶， 韋 軍， 馮玉龍， 陳偉偉

(1 合肥工業大學土木與水利工程學院， 合肥 230009；2 安徽高速公路房地產有限責任公司， 合肥 230001)

0 引言

單層平面索網幕墻結構是一種由單層平面預應力索網體系提供支持的結構形式，通過引入預應力優化了索網的支撐體系[1]。該類幕墻具有輕盈、簡潔和通透美觀等優點[2]，受到了眾多業主和建筑師的青睞，在國內外各類大型建筑中應用日益廣泛。

相關學者指出單層平面索網玻璃幕墻面外變形性能需要重點關注。單層索網幕墻結構屬于柔性張拉結構，其拉索必須要保持有一定的拉應力以維持其形態，以保證其正常工作[3]。當受到平面外荷載作用時，索網會產生很大的變形，根據相關規范[4]，其最大撓度可以達到跨度的1/50，且結構剛度也會隨之大幅增加[5]，具有典型的幾何非線性大變形結構的特征。設計中一般采用增大預應力或拉索直徑等方式增大索網初始剛度，但必須妥善考慮這些措施的整體影響[6]。其中，預應力達到一定程度后，繼續增加預應力對索網整體剛度的影響不是很明顯[7]，且預應力對于索網平面外極限承載力貢獻很小，而過大的預應力則會增加主體結構的負擔[4]；同樣地，索直徑與索網整體剛度的關系也是非線性的，只在拉索直徑較小時增大拉索直徑對減小索網平面外撓度作用明顯[8]。此外，作為圍護結構的玻璃[9]對外框架等部分也有一定的影響[10]。由于這些原因，幕墻結構與傳統線性結構的力學性能差別很大，尤其當幕墻尺寸很大或處于超高層等特殊環境時，這些問題就顯得尤其復雜。

圖1 合肥高速·濱湖時代廣場C1#樓北立面

圖2 主體結構平面布置圖

圖3 原結構索網幕墻結構示意圖

目前國內外已有一定數量的大面積單層平面索網幕墻的案例，但鮮有案例兼具超高層和高大空間兩大特征。北京東方文化藝術中心中央大廳的幕墻結構，寬度為28.6m，高度為29.7m，底部位于標高0m處[11]；北京新保利大廈二期，幕墻面高度約為90m，寬度約為60m，底部從地面開始，大致呈L形，由兩根斜主索和索網共同支撐[12]；保定長城汽車新技術中心大樓，南立面的幕墻高度約為100m，寬度約為42m，底部在標高0m處[13]；北京中國石油大廈的中庭索網幕墻，跨度約為40.5m，高度約為50m，底部標高5.59m[14]；慕尼黑Kempinski旅館，內庭院即采用了40m×25m單層索網支承體系點支式玻璃幕墻；位于美國紐約的Time Warner Center，在中央主入口處采用了一道7.62m高的單索玻璃幕墻[1]。合肥高速·濱湖時代廣場C1#塔樓的北立面采用了該類幕墻，在其高度為220m處設置了一27m×44m區塊，具有超高層、超大空間特征。圖1為其概念設計圖。

本文以合肥高速·濱湖時代廣場C1#塔樓這一應用于超高層大跨度的單索幕墻為工程實例，進行了縮尺模型的試驗研究，研究了索網結構在平面外荷載作用下的受力性能，并對比了有無玻璃兩種不同的工況，另外還與有限元數值模擬的結果進行了比較。

1 項目概況

1.1 主體結構

合肥高速·濱湖時代廣場項目位于安徽省合肥市濱湖新區方興大道與西藏路交叉口，功能為五星級酒店、辦公、商業。其中，C1#塔樓是體量最大的一棟建筑，是整個項目的核心，其建筑設計由法國著名設計師特里·梅洛主創。該建筑的主體結構采用巨型鋼框架+圓鋼管混凝土柱+鋼框架梁(桁架)+鋼筋(鋼骨)混凝土核心筒的混合形式，建筑高度為238.5m，總建筑面積為119 256m2，其結構平面布置如圖2所示。

1.2 北立面結構體系

合肥高速·濱湖時代廣場C1#塔樓北立面主要采用獨特的板塊式預應力單層索網玻璃幕墻系統，另外還包括百葉系統、框架式玻璃幕墻系統、框架式鋁板幕墻系統等。北立面幕墻共分為5個板塊，分別為01～05板塊。本文的研究主要針對面積最大且位置較高的04板塊進行，如圖3所示。

拉索與主體結構之間為鉸接連接，橫索與豎索之間通過不銹鋼夾具連接，夾具同時也作為玻璃固定的節點。此外，由于每個幕墻板塊的高度都很大，在高度方向上還另外布置了若干個抗風桁架，以夾具與豎索相連，連接方式如圖4所示。

圖4 抗風桁架與拉索連接示意圖

1.3 超高層超大空間單層索網玻璃幕墻

該板塊幕墻結構的寬度為25.5m，高度為37.1m，索網部分底部標高為167.1m，頂部標高為201.3m，高度方向上共設置了兩道抗風桁架，標高分別為178.5m和189.9m。索網中橫索共17根，間距為1.9m，施加的預應力為40kN；豎索共16根，間距為1.5m，施加的預應力為270kN。玻璃為45mm厚的中空夾膠玻璃。

2 試驗概況

2.1 模型設計

試驗采用縮尺模型。綜合考慮原結構尺寸及實際工程條件，并參考國內外相關案例，本次試驗模型的縮尺比例為1∶10。根據相似理論的要求，模型與原結構相似，首先要滿足幾何相似，即模型中每根索的長度、間距、直徑與原結構具有相同的相似常數，等于模型比例，即1∶10。同時，由于模型中使用的拉索與原結構材質基本相同，故彈性模量E可近似視為相同，即彈性模量的相似比為1∶1。

人工施肥、播種，機械開溝覆土。優點有適應性強，操作方便，溝溝通暢。但也存在缺點，如播前田塊秸稈過多，須先用滅茬機滅茬，增加播種成本。

按照物理相似的要求，為了使材料在試驗過程中可以表現出與原結構相似的受力性能，需要使模型中材料所達到的應力與原結構相同，模型設計中各參數的相似比，以對應狀態下拉索中應力與原結構相等為原則計算得到，如表1所示。

模型設計相似比計算結果 表1

模型外圍框架采用剛度遠大于拉索的方鋼管，框架與拉索的連接采用鉸接方式，與原結構相同，符合邊界條件相似要求。由于本試驗為靜力試驗，不考慮質量、時間相似。

考慮到實際材料情況，制作時橫索、豎索分別采用φ2，φ4高強不銹鋼絞線，彈性模量為1.3×105MPa，抗拉強度分別為3，12.5kN，框架梁、柱采用Q235強度箱形梁(截面為□200×200×10×10)焊接組成，擋風桁架采用方鋼管(截面為□80×5)代替，上方小桁架采用角鋼(截面為L100×100×5)制作。制作完成后的模型如圖5所示。

圖5 試驗模型

在原結構中，所采用的玻璃規格為夾膠中空鋼化玻璃，等效厚度為14.73mm，鋼化玻璃彈性模量為7.2×104MPa。綜合考慮成本、安全等因素，本次試驗采用透明亞克力板代替，彈性模量為3×103MPa。根據撓度變形相似比為1∶10的原則，亞克力板厚度近似取4mm。亞克力板在純索網模型試驗完成后加裝，以螺桿、螺母及兩片不銹鋼夾片作為夾具固定在索網上(圖6)，從而形成一個小尺寸的夾片爪結構，可以有效地模擬原結構中玻璃與整體索網結構的連接狀態。由于邊緣網格不便安裝夾具，故沒有安裝亞克力板，原結構中索網與玻璃采用夾片爪相連，爪件和玻璃之間不能傳遞拉力，發生平面外變形時，只有單片玻璃的抗彎效應而無玻璃面整體的薄膜效應。

圖6 夾具及亞克力板安裝示意圖

2.2 加載方案

2.2.1 預應力加載

試驗時，通過在拉索一端擰動螺栓，并在另一端通過壓力傳感器實時監測的方式來實現索中預應力的施加和調整，如圖7所示。由于框架剛度較大，預應力采用全索一次性張拉到位后，再個別微調以消除相互影響的方式。各索的預應力設計值按照表1確定。

圖7 索力張拉及監測端示意圖

2.2.2 平面外荷載加載

圖8 均布荷載施加示意圖

2.3 量測內容

試驗的測點(D1～D9)布置如圖9所示。索網節點數量較多，故取其中9個典型位置作為平面外位移測點。索力采用端部壓力傳感器測量，位移采用位移計測量。每一級加載、卸載完成后，靜置5min左右采集數據。

圖9 測點位置及編號示意圖

3 結果分析

3.1 純索網模型試驗結果

在試驗過程中，純索網模型各橫索索力增加量的范圍約在50～200N，為索極限承載力的11.6%～20%，豎索索力增加量的范圍約在200～600N，為索極限承載力的13.6%～19.6%，索力的增加量均較小。加載至極限荷載3.0kN/m2時，模型拉索未見破壞，索力未見降低。圖10和圖11為典型豎索(豎索7)和典型橫索(橫索9)的索力在加載和卸載過程中隨荷載變化的情況。由圖10和圖11可見，豎索7和橫索9索力卸載曲線與加載曲線相差較小，索力-荷載曲線基本呈現線彈性特征，表明拉索基本處在彈性階段。

表2左半部為純索網模型加載至2kPa及3kPa時各測點及抗風桁架跨中豎向位移的數據。由表2可知，索網平面外豎向位移最大值出現在測點D5處，該測點的豎向位移隨荷載的變化曲線如圖12所示。由圖12可見，測點D5處平面外豎向位移的發展也基本表現為線性變化。加載至極限荷載3.0kN/m2時，純索網模型拉索位移未見明顯增加趨勢，卸載曲線與加載曲線相差較小，各測點的豎向位移-荷載曲線基本呈現線彈性特征，表明結構基本處在彈性階段，殘余豎向位移較小。此外，豎索跨中處(測點D4～D6)的豎向位移與1/4跨(測點D1～D3)和3/4跨(測點D7～D9)處的撓度相比差別不大，可以看出，結構中設置的兩處水平桁架有效地起到了減小豎索在平面外的計算長度的作用，剛度貢獻較大，成功地減小了索網結構的變形，保證了結構總體的穩定性。綜合來看，單層索網結構受力性能較好。

3.2 索網+玻璃模型試驗結果

索網+玻璃模型與純索網模型的試驗結果接近，各橫索和豎索索力增加量也與純索網模型接近。索網+玻璃模型在設計荷載2.0kN/m2作用下最大豎向位移為17.06mm，最大撓跨比為1/63，小于規范限值1/50，滿足規范對單層拉索幕墻風荷載作用下平面外變形要求。

圖10 典型豎索(豎索7)索力隨荷載變化情況

圖11 典型橫索(橫索9)索力隨荷載變化情況

圖12 兩種工況下D5測點的豎向位移-均布荷載曲線

由圖10～12和表2可知，同等荷載狀況下，索網+玻璃模型中各測點的撓度和各拉索的索力的增加值均略小于純索網模型，可見玻璃對于結構的剛度和強度均有一定程度的貢獻，不過影響程度不大，并沒有明顯改變結構整體的受力特性。由于索拉力的增量為結構位移增量的函數，索拉力的變化幅度要于小于位移的變化幅度，因此，玻璃是否參與工作對索內力的影響程度較小，結構模型試驗和數值模擬結果都驗證了這一點。所以，玻璃的協同工作主要體現在對于結構撓度的影響上，玻璃的貢獻可以理解為玻璃對于結構剛度的貢獻。

各測點最大豎向位移/mm 表2

相比純索網模型，索網+玻璃模型的撓度和內力在卸載時并不能完全恢復到加載時的狀態，可見索網+玻璃模型相比純索網模型有一定的非線性，可能是由于其中玻璃夾具零件等一些小部件在受力變形過程中進入塑性階段，對整體結構的性能產生了影響。另外，由于在結構安裝的過程中一些構件之間有一些縫隙，結構整體變形時這些構件在縫隙間的變形不會因卸載而恢復，也會使結構表現出一定的非線性性質。

4 有限元模擬分析

4.1 有限元模型的建立

采用ANSYS軟件對模型進行數值模擬，考慮純索網模型。數值模型中，預應力豎索和橫索采用Link10單元，預應力采用初始應變法施加；擋風桁架和框架梁柱采用Beam188單元模擬，兩種單元彈性模量均為210GPa，泊松比為0.3；玻璃采用Shell63單元模擬，彈性模量為2.1GPa，泊松比為0.3。施加面外荷載3.0kN/m2。為了便于模型中荷載的施加及兩種模型的比較，將空格面積所分配的均布荷載等效為集中力施加在索網節點上。

4.2 有限元計算結果

施加預應力后，純索網模型框架梁的變形約為0.5mm，基本可以忽略；可以近似認為框架梁為剛性支座。施加面外荷載后，框架梁的變形仍約為0.5mm，可以近似認為框架梁為剛性支座，同時也表明面外荷載基本不會影響框架梁變形。施加荷載3.0kN/m2后結構數值模擬結果見圖13。由圖13可見，施加荷載后索網最大豎向位移出現在擋風桁架之間索網的跨中位置，其值約為28mm，與模型試驗結果吻合較好，表明了數值模型的正確性。施加荷載后索網軸向應力和軸力未見明顯增加。

對于索網+玻璃模型，施加荷載3.0kN/m2后其計算結果如圖14所示。可以看出，施加豎向荷載后索網+玻璃模型分析結果與純索網模型類似，最大豎向位移均出現在擋風桁架之間索網的跨中位置，其值約為25mm，與模型試驗結果吻合較好。

5 結論

(1)純索網模型、索網+玻璃模型試驗全過程均未出現破壞或失穩，位移與索力的變化也在一定范圍內，加載至設計荷載時最大撓跨比均在規范限值范圍內，可見結構是安全可靠的。

圖13 純索網模型數值模擬結果

圖14 索網+玻璃模型豎向位移模擬結果/m

(2)從兩組試驗結果的比較可以看出，玻璃對于結構的受力性能有一定程度的貢獻，且對索應力的影響小于對位移的影響。

(3)數值模型的結果與試驗吻合較好，說明了數值模型可以有效反映原結構；且數值模擬分析表明：擋風桁架的設置極大地優化了結構的受力性能，使得結構變形較小，且分布均勻，使得本索網結構具有較高的安全性。