摘要：深圳中金大厦塔楼为30层，建筑高度153m。塔楼采用单层索网结构作为幕墙的支承体系来实现建筑立面转角造型，形成了一种特殊的 “微曲面单层索网”，突破了传统索结构玻璃幕墙立面转角处采用刚性结构体系的设计。
最大直径高钒索在单层曲面索网玻璃幕墙的应用
研发单位：深圳市方大建科集团有限公司
主 创 人：文 林、谭伟业、彭鹏辉、王 斌、张建辉、刘 靖
深圳中金大厦塔楼为30层，建筑高度153m。塔楼采用单层索网结构作为幕墙的支承体系来实现建筑立面转角造型，形成了一种特殊的 “微曲面单层索网”，突破了传统索结构玻璃幕墙立面转角处采用刚性结构体系的设计。塔楼拉索玻璃幕墙系统位于建筑塔楼东北角21层~29层，系统从99m开始，最大标高处135m，总跨度36m。系统水平方向跨度往高处由小至大，展开宽度最大处约66m。系统跨越两个立面，转角处为圆弧过渡，半径5.2m，两侧直面段关于圆弧段中心线对称布置，整体呈空间V字形。在满足建筑采光、通风等功能需求的同时，通过索网的巧妙布置和玻璃的搭配，打造出极具视觉冲击力的建筑外立面。系统竖索采用高钒全密闭索，共33根，最大索径选用φ100（为国内外幕墙之最）；横向索采用φ22不锈钢索（共15根）；横竖索相互正交，在圆弧位置曲率相反，两组索在交点处连接形成浅矢高马鞍形的空间结构。中金大厦项目提出了一种呈90°转角的微曲面索网支承竖直玻璃幕墙的新型解决方案，对高强度拉索材料和高性能玻璃的选型、与主体结构合并建模分析、精确索网找形、节点承载力验证、面板翘曲控制、施工精度控制、拉索安装技术、玻璃安装工艺等方面都提出了极大挑战；其中索网结构体系、整体计算分析、索网节点连接构造、玻璃面板支承连接构造等均具有较强的创新性，可为同类工程项目提供相应的技术参考。塔楼索网幕墙系统设计介绍1、索网幕墙系统概述索网幕墙位于建筑塔楼东北角21F~29F，建筑标高99m~135m处，为本项目的重难点和最大亮点（图1.1~1.2、图2.1~2.2），下面分别对索网幕墙的几何体系和结构体系进行介绍。图1.1 索网幕墙室外局部效果图图1.2 索网幕墙室内局部效果图图2.1 索网幕墙现场安装照片图2.2 索网幕墙现场安装照片1）索网幕墙几何体系介绍索网幕墙高度方向最大跨度36m，两侧斜向上布置，跨高逐渐减小。水平方向跨度往高处由小至大，展开宽度最大处约62m。索网幕墙跨越了两个互相正交的立面，转角处为圆弧过渡，半径5.2m，两侧直面段关于圆弧中心线对称布置，整体呈空间V字形结构。（图3、图4）图3 索网幕墙轴测图图4 索网幕墙局部立面2）索网幕墙结构体系介绍本项目索网为横、竖索相互正交，在圆弧位置曲率相反，两组索在交点处相互连接形成浅矢高的马鞍形空间结构的受力体系，在1P+1D工况下，索网矢高分布情况以及典型部位横、竖剖详见图5~图7。图5索网矢高分布情况（节点编号见索网局部立面）图6索网幕墙典型横剖（仅显示对称单侧）图7索网幕墙典型竖剖竖向索为承重索，主要承担幕墙水平外荷载以及面板自重作用，采用高钒全密闭索，共33根，由转角到两侧分布分别为5根φ100mm，8根φ85mm，6根φ70mm，6根φ60mm，8根φ45mm。横向索为稳定索，采用φ22mm不锈钢索，在玻璃横向分格位置布置，高度间距2250mm，共计15根。两侧斜面位置主体结构为斜向矩形钢梁，依靠主体结构柱进行支撑连接，顶部27F~29F位置为两侧支撑的双层主体钢桁架。竖索顶部为铸钢支座，位于29F位置（图8），第二支座为三角形V形支撑，位于27F位置（图9），均固定在钢桁架侧面，竖索底部为耳板支座固定在斜钢梁上。横向索通长贯通两个侧面，两端分别固定在斜钢梁位置（图10）。图8索网幕墙顶部支座平面定位图图9索网幕墙第二支座平面定位图图10索网幕墙斜梁支座定位图2、索网幕墙整体结构计算索网幕墙位于塔楼顶部，跨度大且拉索直径比常规拉索幕墙要大的多，同时考虑到造型的特殊性以及受风情况的复杂性，因此索网幕墙与主体结构协同设计，整体受力分析显得尤为必要。本项目采用通用有限元分析软件SAP2000 V22.1.0进行结构分析。基于设计院提供的主体结构模型，建立含索网结构的整体有限元模型（图11.1~11.2）。1）模型主要考虑的荷载工况及边界条件设定：索网采用主体结构荷载进行分析，玻璃及爪件等附属结构采用围护结构荷载分析结构自重由软件自动计算；玻璃幕墙恒荷载考虑1.3kN/m2风荷载施加考虑4个正交方向的荷载规范风[3]的影响，同时考虑受风敏感建筑基本风压放大系数为1.1；同时依据中国建研院提供的《20201109CABR中金大厦项目风振分析报告》及荷载文件，选取50度、90度、100度、110度、180度、220度、240度、250度8个风向角，对主体结构及索网整体施加对应的风荷载抗震设防烈度7度，设计基本地震加速度0.10g，设计地震分组为第一组，场地类别为2类，场地特征周期为0.35s主体结构考虑升温20℃，降温-20℃；考虑索网幕墙直接接受太阳辐射，索网结构考虑升温30℃，降温-20℃。合拢温度为15℃~28℃受力模型拉索两端连接为铰接，第二支座水平V形撑杆两端铰接预应力以应变的形式施加于模型上计算过程考虑几何非线性（P-DELTA及大位移）图11.1整体分析模型示意图图11.2局部显示计算线模型竖向索为高钒全密闭索，横向索为不锈钢索，拉索截面信息详见表1。表1 拉索信息表构件强度及稳定性控制指标：根据《索结构技术规程》JGJ257-2012第5.6节[4]，拉索的承载力应满足下列公式要求：F=Ftk/γR式中：F ——拉索的抗拉力设计值（kN）;Ftk ——拉索的极限抗拉力标准值（kN）;γR ——拉索的抗力分项系数，取2.0。0d≤F式中：Nd ——拉索承受的最大轴向拉力设计值（kN）;γ0 ——结构的重要性系数。根据《预应力钢结构技术规程》CECS 212-2006第3.3.1条[5]，预应力钢结构中的拉索，除应保证索材在弹性状态下工作外，在各种工况下均应保证索力大于零，即拉索在所有工况作用下均不出现松弛。3）初始形态分析由于索网在张拉前处于松弛状态没有刚度，必须对索网进行初始形态分析，得到索网在预拉力及恒荷载下的形状及内力分布，作为索网幕墙结构在其他荷载作用分析时的初始形态。分析得到初始状态下，索网在预拉力及恒荷载作用下，内力如图12所示，各拉索编号如图13所示，相应拉索内力统计如表2、表3所示。图12拉索初始状态内力图（kN）图13拉索编号图表2 竖索初始状态内力表（kN）表3 水平横索初始状态内力表（kN）4）拉索承载力验算索网幕墙在各个基本组合工况下，拉索安全系数均大于2，满足规范要求，如表4所示。表4 拉索安全系数5）拉索变形验算索网幕墙在各个标准组合工况下，各直径拉索最大跨度比为1/104，满足规范要求。3、索网幕墙支座系统设计1）顶部铸钢支座设计不同直径拉索顶部固定方式类似，均为铸钢支座设计，仅支座外形大小及内部构造有所区别，下面以受力最大部位φ100mm拉索铸钢支座为例进行介绍，铸钢支座连接节点做法详图14.1~14.2。铸钢支座材质为G20MN5QT，在支座顶部设有半球形凹口以配合上部的球冠衬板，球面电镀硬铬。衬板与支座间设置改性超高分子量聚乙烯垫片，铸钢支座内部设置喇叭口，扩张角度±2.5°，能适应拉索的各向变形。端部设有一圈完整的支腿，供插入主体箱梁内部定位，周圈与箱梁端面一级对接焊。（图15）拉索索头进行双螺母防松设计，在铸钢支座球冠衬板和主受力螺母之间设有压力传感器，作为拉索后期的索力监测及维护系统，同时也可用于拉索张拉施工过程中的索力值检测装置。图14.1顶部铸钢支座节点图图14.2铸钢支座顶部视图图15 现场铸钢支座安装照片φ100mm铸钢支座承担的最大索力达3664kN，受力非常大。对铸钢支座结构进行有限元受力分析，采用实体单元，并考虑带主体结构箱型梁段整体建模分析（图16.1~16.2），分析结果表明该支座满足刚度和强度满足要求（图17~图18）。对该支座继续进行加载，得到力-位移曲线如图19所示，当荷载加载至近21000kN时，出现位移拐点，安全系数远超2倍，同时该节点也在实验室进行了测试验证（图20），当荷载加载到2倍设计值时，铸钢支座处于安全状态。图16.1铸钢支座计算模型图16.2铸钢支座网格划分图17 铸钢支座节点变形图图18 铸钢支座节点应力分布图图19 铸钢支座力-位移曲线图图20 铸钢支座节点试验测试2）中间第二支座设计拉索第二支座位于27F处，为水平三角V形撑体系。支撑架靠结构端为竖向转轴固定，索夹位置设置水平转轴，可消化竖索张拉对撑杆产生额外的应力。撑杆材质为不锈钢316，索夹采用双相不锈钢CD3MN，销轴材质2205。（图21、图22）由于第二支座水平力较大，面内双向受力，因此把第二支座连接撑杆的夹具设计为套筒形式，在拉索浇筑前在加工厂预先套进索体，这种设计受力安全可靠，可避免撑杆内力差作用下引起的夹具张口问题，套筒上下设置对半固定的夹具承担竖向的抗滑移。（图23.1~23.2）图21 拉索第二支座节点图（φ100拉索）图22 第二支座现场安装照片图23.1拉索第二支座夹具三维图23.2拉索第二支座夹具三维对第二支座节点进行有限元分析，变形及应力情况如下所示（图24、图25.1~25.4），整体均处于安全状态。图24 第二支座节点变形图25.1节点整体应力分布图25.2撑杆处应力分布图25.3夹具应力分布图25.4销轴应力分布3）底部耳板支座设计拉索底部支座均为耳板销轴连接固定方式，φ100直径拉索固定在底部21F平台钢梁上，其余直径拉索底部固定在两侧斜钢梁位置（图26、图27）。拉索底部支座现场安装照片如图28.1~28.2。图26 φ100拉索底部支座节点图27 φ85拉索底部支座节点图28.1φ100耳板支座现场安装照片图28.2斜梁耳板支座现场安装照片底部支座连接耳板材质采用Q460GJC，厚度根据不同直径拉索受力计算确定。耳板在钢结构加工厂与主体钢梁完成焊接，所有焊缝均采用一级全熔透等强焊缝，在主体钢梁内部与拉索耳板对应位置按要求设置等厚加劲板。对耳板支座结构进行有限元受力分析，采用高阶实体单元，并考虑带主体结构箱型梁段整体建模分析，钢梁两端设置约束，耳板与钢梁、肋板采用绑定接触，耳板与销轴采用摩擦接触（图29.1~29.2）。图29.1耳板支座计算模型图29.2耳板支座网格划分经有限元分析计算，该节点整体变形和应力情况如下所示（图30、图31）。对该支座节点继续进行加载，得到力-位移曲线如图32所示，当荷载加载至近10200kN时，出现位移拐点，安全系数为10200/3664=2.85倍。图30耳板支座节点变形图图31耳板支座应力分布图图32耳板支座力-位移曲线图4、索网幕墙夹具系统设计索夹是连接横、竖索，形成浅矢高空间结构的重要载体，同时作为传递面板荷载以及控制玻璃面板到拉索之间距离的介质，是索网幕墙能否呈现建筑设计意图的关键所在。1）夹具构造设计索夹材质均为双相不锈钢CD3MN，连接螺栓采用10.9S高强螺栓。索夹、连接件和夹具一体化设计，同时连接竖索、横索和玻璃面板。连接件与索夹、夹具连接处分别设置水平锯齿和竖向锯齿，可进行水平和竖向调节，满足安装需求。夹具内设弧形承托板，嵌入玻璃面板缺口处，起到承托面板自重作用同时可作为水平限位措施。夹具内设球铰支座，可适应曲面索网玻璃的角度变化和外力作用下的转动变形。（图33、图34）图33圆弧位置索夹连接节点图图34直面段索夹连接节点图索夹连接三维模型如图35、图36所示。图35弯弧位置索夹三维图图36直面位置索夹三维图2）索夹抗滑移设计分析索夹通过若干个高强螺栓，通过施加预紧力，提供整体竖向抗滑移能力。横索穿过索道，通过高强螺栓施加预紧力产生摩擦力，防止横索的左右滑移。采用有限元模拟分析索夹的抗滑移情况，反推高强螺栓需要施加的预紧力。（图37）图37索夹连接节点示意图从整体计算模型中提取受力最不利位置节点索力差，计算得到横、竖索不平衡力。建立有限元模型（图38），经计算分析，节点变形和应力均满足设计要求（图39、图40.1~40.2）。该节点在试验室也经过了测试验证（图41），抗滑移满足设计要求。图38节点分析几何模型及荷载施加图39索夹节点变形图图40.1节点应力分布图40.2节点应力分布图41索夹抗滑移测试3）爪臂防倒头设计分析爪臂悬挑较大，竖索位置采用上下分腿式支撑设计，增加稳定性。爪臂中间掏空，轻巧设计同时依靠竖向强轴抵抗面板自重下变形。采用有限元模拟分析爪臂倒头情况，建立带索体段的整体分析模型，在爪臂前端施加玻璃面板重力荷载设计值，得到节点的变形情况和应力情况如图42、图43所示，均满足设计要求。图42节点变形图43节点应力分布5、索网幕墙玻璃翘曲设计分析本项目索网幕墙玻璃直面标准分格为1800x2250mm，弧面标准分格为2042x2250mm，选用10+2.28SGP+10+12Ar+10+2.28SGP+10双夹胶中空全钢化超白玻璃，玻璃本身配置足够大，满足翘曲产生的应力，同时玻璃夹具内部设有球铰支座，能适应玻璃各向变形，有效消除部分应力集中。玻璃面板间胶缝采用高位移100/50级密封胶，以满足玻璃间的相对变形，保证密封防水效果。从整体模型中提取玻璃间节点变形情况，分析面板翘曲变形（图44.1~44.2）。通过有限元模拟分析，得到直面板与弧形面板的应力情况如图45、图46所示，均满足设计要求。图44.1模型中提取玻璃翘曲数据图44.2模型中面板最大翘曲变形位置图45平板玻璃应力情况图46弧形板玻璃应力情况结 语建筑的外立面效果通过幕墙工程的精心设计，完美的呈现在人们的视野里，中金大厦以其独特的建筑造型，向我们展示着这棵“大树”向阳而生的美好姿态。| 专 题 |重磅：2024年度幕墙行业十佳创新应用关于“方大建科”
深圳市方大建科集团有限公司是方大集团股份有限公司的全资下属公司，成立于1993年3月15日。方大集团于1995年11月29日在深圳证券交易所上市，是我国首批A、B股股票上市的民营企业（A股代码：000055；B股代码：200055）。方大建科集团注册资本6亿元人民币，总部位于深圳，下设上海、成都、澳洲等区域公司和北京、重庆、南京、厦门、西安、香港、布里斯班等20多个国内和海外办事处，拥有东莞、上海、成都等大型幕墙研发制造基地，具备年产500万平米的幕墙加工制造能力。
方大建科集团获得国家建设部首批核准的建筑幕墙工程设计专项甲级资质、建筑幕墙工程专业承包壹级资质，同时还获得包含建筑金属屋（墙）面设计与施工特级资质、城市及道路照明工程、钢结构等辅助资质。关于十佳创新【声明】
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来源：小周说科技
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