珠海无人船基地结构设计

2020-01-06申广宇

广东土木与建筑 2019年12期

申广宇

（深圳市建筑设计研究总院有限公司深圳518000）

1 工程概况

珠海无人船基地位于广东省珠海市高新区唐家港南、情侣路北侧，是一座集办公、产业研发、多功能厅为一体的综合体。项目总建筑面积52 230.18 m2，平面尺寸为97 m×141 m。设1 层地下室，层高5 m，主要功能是停车场、设备机房，下设核（常）6 级人防；地上建筑共 9 层，层高分别为 6.5 m、4.2 m、6 m、4 m（2 层）、5.2 m（2 层）、5.8 m 和 5.4 m，主体高度 46.3 m，主要功能为办公、研发、及产品展示。建筑等级为一级，耐火等级为一级。整体造型为两条船，船头和船尾相连，建筑效果如图1 所示。根据建筑造型，建筑基底小，层层外挑，越往上外挑得越长，具体如图2 所示。两条船在船尾融为一体，在船头通过跨度为46 m 的连廊相连。根据平面布局，在P、N 轴设抗震缝兼变形缝，将结构分为左船头、右船头、船尾，连廊4 部分，典型平面图如图3 所示。

2 设计条件

无人船主体设计使用年限是50 年，抗震设防烈度为7 度，结构的安全等级是二级，基本风压是0.85 kN/m2（50 年重现期），地面的粗糙度是A 类，抗震设防类别是标准设防类，设计分组是第二组，地震加速度是0.1g（按新区划图取），场地类别是Ⅲ类，特征周期是0.55 s，阻尼比对风荷载取0.02，对地震作用取0.04，周期折减系数取0.9，嵌固端取地下室顶板。

图1 整体效果Fig.1 Overall Rendering

图2 建筑轮廓线及基底示意Fig.2 Outline of the Building and Basement

3 地基基础设计

3.1 地质条件

根据珠海市建筑工程勘察设计院有限公司提供的《无人船基地建设场地岩土工程详细勘察报告》，场地主要土（岩）层由上至下主要为：①杂填土，成分不均匀，呈松散状，为高压缩性土，土体不均匀，全场分布，fak=80 kPa；②淤泥质土，流、软塑，饱和，主要成分为黏粒，光泽反应光滑，细腻，摇振无反应，干强度为中等，韧性低，属于高压缩性土，全场分布，fak=50 kPa；③砾质黏性土，是花岗岩风化后的残积土，湿润，可、硬塑状，干强度比较高，韧性较小，土质不均匀，属中压缩性土，fak=210 kPa；④全风化花岗岩，硬塑，可辨原岩结构，风化程度不均匀，分布覆盖全场地，归为极软岩，岩体的基本质量等级是Ⅴ级，fak=330 kPa；⑤强风化花岗岩，岩体极其破碎，裂隙非常发育，归为极软岩，岩体的基本质量等级是Ⅴ级，分布覆盖全场地，fak=450 kPa；⑥中风化花岗岩，岩石的质量是极差～较差，归为软～较软岩，岩体的基本质量等级是Ⅳ级，整个场地都有揭露，fak=2 500 kPa。

地下水位较浅，勘察时测出水位稳定在0.30～3.20 m，相应标高为-0.28～5.30 m，地下水位随季节产生变化。

3.2 基础及地下室设计

由于场地地下水埋藏较浅，场地上部为杂填土和淤泥质土或淤泥，不能采用天然地基浅基础；从场地岩土条件、施工难度、施工和建筑物的安全等综合分析后，决定采用高强预应力管桩基础。塔楼范围内采用直径500 mm 的高强预应力管桩，桩端的持力层是第5 层强风化花岗岩，有效桩长大约为16～22 m，单桩竖向承压承载力特征值为2 300 kN，塔楼外局部采用抗拔桩抗浮，抗拔承载力特征值为400 kN。地下室底板采用400厚防水板，地下室顶板结构为加腋大板结构，多数框架梁截面为500 mm×1 000 mm、500 mm×800 mm，顶板多数板厚为250/500 mm，局部大跨度加厚至350/600 mm，非人防区的塔楼范围内板厚为180 mm。

4 上部结构设计

4.1 左船头、右船头设计

左右船头共4 层，建筑高度为23.8 m。结构体系是方形钢管混凝土柱、钢梁带支撑框架、现浇混凝土楼板结构，方钢管柱大部分截面是 800×800×25、600×600×20，内灌注C40 自密实混凝土，这样大大提高了钢柱的承载能力，增加了钢柱的刚度和延性；当发生火灾时，内灌混凝土能吸收大量的热，延缓钢结构温度升高的时间，就算钢柱部分屈服了，混凝土仍有一定的承载能力；由于内灌注混凝土，减少了钢结构与空气接触的面积，可以提高钢结构的抗腐蚀能力［1，2］。故在钢管结构中，可适当灌注混凝土。

左船头中部为大跨度框架，跨度为21 m，该框架梁截面取 H 1 200×400×20×35，框架梁两端都设置了 4 m的悬挑梁，平面如图4 所示。初始方案时，大跨框架两端无悬挑梁，由于跨度太大，梁跨中应力超限，扰度也不满足规范要求［3］，框架柱为大偏心受压。后决定在两端增加悬挑端，这样可加大框架梁的支座负弯矩，并且减少该梁的跨中弯矩，使钢梁受力更均匀，框柱受力更合理。调整后，框架梁扰度仅为27 mm（1/777），应力比为0.64。

图4 左船头第3 层平面Fig.4 The Third Floor Plan of the Front-left Building

左右船头北面端头，根据建筑造型，结构需悬挑17.25 m，如图4 所示。设计之初便进行了方案比较，其中的2 个方案如图5 所示。方案1 结合建筑外皮幕墙设计，先从柱侧边设置横向悬挑桁架，再沿横向悬挑桁架端部设置两榀纵向悬挑桁架；方案2 直接沿钢柱中心悬挑桁架，且根据建筑造型，底部可以设置斜撑，进一步减小桁架悬挑长度。方案1 后续幕墙无需设支撑体系，不占用建筑空间，但是通过转换将荷载传导至竖向构件传力不直接，经济性差，用钢量约为501 t；方案2 会占用一定的建筑空间，但并不影响使用功能，传力直接，经济性好，用钢量约为375 t。综合分析，决定采用方案2，结构形式为钢管混凝土框架中心支撑结构，剖面如图6 所示。桁架高度定为2.550 m，悬挑部分桁架腹杆沿同一方向布置，竖向荷载作用下腹杆主要为受拉构件，腹杆截面尺寸大部分取□400×300×18×18 等。桁架的应力分布情况如图7 所示，考虑到该桁架是悬挑结构，控制应力比小于0.7。

图5 船头悬挑桁架Fig.5 Steel Cantilevered Truss of the Prow

图6 船头悬挑桁架立面Fig.6 Steel Cantilevered Truss Elevation of the Pow

图7 船头悬挑桁架应力分布Fig.7 Stress Distribution of Steel Cantilevered Truss of the Pow

4.2 连廊设计

左右船头在3、4 层设置1 道连廊相连，连廊跨度46 m，采用桁架结构，桁架高度6.3 m，立面如图8 所示。桁架上下弦杆截面为□550×300×18，中间的腹杆为□400×300×14，靠近支座处腹杆为□550×300×18。

图8 连廊桁架Fig.8 Corridor Truss

因两侧船体振动特性存在差别，为减小二者之间的相互影响，连廊与左船体采用铰接支座，与右船体采用滑动支座连接，如图8 所示。支座采用左右船头的柱子上伸出牛腿，具体构造如图9、图10 所示，支座长度经计算确定。根据《建筑气象参数标准（广东省标准）：DBJ 15-1-90》，珠海地区属于亚热带海洋性气候，年平均气温22.4℃，最热的月（7 月）平均气温是28.6℃，极端最高温度达到38.5℃；最冷月（1 月）平均气温14.5℃，极端最低气温2.5℃。取施工合龙温度为12～25℃，考虑施工时维护幕墙尚未安装，结构裸露在室外时，考虑太阳日照辐射，温升时结构表面温度增加11℃［4-6］。钢结构升温 37.5℃，降温 22.5℃，计算得出温度作用下桁架的最大变形为19 mm。另考虑到，支座柱在罕遇地震下的水平位移是121 mm。温度变形与罕遇地震变形不同时考虑，最终计算出滑动支座的X向可滑移长度为±250 mm。连廊应力分布情况如图11 所示，控制应力比小于0.8。

图9 连廊固定支座Fig.9 Fixed Support of Corridor Truss

4.3 船尾设计

船尾部分地上9 层，地下设1 层地下室，建筑屋面高度44.40 m。结构体系采用矩形钢管混凝土柱、钢梁带支撑框架、现浇混凝土楼板结构。由于建筑高度比较高，钢框架结构刚度有点偏弱，结合建筑布置，在楼电梯井位置设置支撑，形成筒体效果以增加结构侧向刚度，如图12 所示，柱间跨度较小时采用单斜撑，跨度较大时采用K 型支撑。钢框架柱截面由□750×750×35、□600×600×25 逐渐变为□500×500×20、□400×400×16。

图10 连廊滑动支座Fig.10 Slip Support of Corridor Truss

图11 连廊应力分布图Fig.11 Stress Distripution of Corridor Truss

图12 船尾整体模型Fig.12 Overall Model of the Stern

船尾 12～13 轴交 G～L 轴，设置了 4 根贯穿 3 层跃层柱；柱截面为□750×750×35，柱长度为 16.6 m，采用有限元求出跃层柱屈曲模态，利用屈曲模态采用欧拉屈曲公式确定该柱的计算长度=19 208 mm，再在整体模型中修改此柱的计算长度系数为1.16。经计算，该柱应力比为0.4。

船体5～9 层两侧翼层层外挑，越往上，外挑越长，最大悬挑达到15 m 左右；船体南面与船体内侧翼也存在类似悬挑，最大悬挑达到10 m。针对这些悬挑，如果单纯采用钢梁悬挑，优点是不影响建筑使用功能，但缺点也很明显：杆件内力分布不均匀，材料利用率低，杆件断面大，悬挑梁截面为H1500×400，悬挑端部竖杆截面□800×300，整体结构为空腹桁架受力模式，整体的模型如图13a 所示，单榀用钢量为73 t。针对上述问题，改进了结构方案，5～6 层采用整层桁架悬挑，7～9 层设置竖向杆件，整体模型如图13b 所示，虽然牺牲了一定的建筑使用功能，但是从构件受力角度考虑，内力分布较均匀，材料利用率高，内力峰值较小，结构安全性更好，整体结构形成空间桁架体系，单榀用钢量为42 t。船尾桁架剖面如图14 所示。桁架的上弦杆截面大小为□600×400×20，桁架的下弦杆截面大小为□600×500×20，腹杆的截面大小为□500×400×25，7～9 层悬挑梁的截面大小为 H600×300×12×20。计算应力如图15 所示，应力比控制在0.75 以内。

图13 船尾整体模型Fig.13 Overall Model of the Stern

图14 船尾悬挑桁架立面Fig.14 Cantilever Truss Elevation of the Stern

图15 船尾桁架内力Fig.15 Stress Distribution of the Truss of the stern

5 几个关键问题的解决

5.1 楼板舒适度分析

本工程船头船尾均为大悬挑结构，连廊跨度也很大，其竖向自振频率与人行激励相接近，有必要进行舒适度分析。现以船头为例进行说明。由结构分析可知船头在第14 模态主要表现为悬挑部分的竖向振动（见图16），频率为3.08 Hz ＞3 Hz，满足规范要求。由于该频率属于易与人行频率产生共振的区域，因此对船头悬挑进行竖向振动加速度补充验算，验算楼板竖向加速度主要考虑人行荷载，人行荷载取连续行走荷载及跳跃荷载，分别考虑单人、多人连续行走及单人、多人跳跃荷载［7-10］，计算所得各激励荷载频率分别为 1.6 Hz、2.0 Hz和2.4 Hz 时，结构竖向加度度峰值如表1、表2 所示。

图16 船头竖向局部振动Fig.16 Vertical Local Vibration of the Bow

表1 连续走步荷载作用下结构竖向加速度峰值Tab.1 Peak Value of Vertical Acceleration of Structure under Continuous Walking Load（m/s2）

表2 跳跃荷载作用下结构竖向加速度峰值Tab.2 Peak Value of Vertical Acceleration of Structure under Jumping Load （m/s2）

楼板的竖向自振频率是3 Hz 时，其对应着加速度峰值的限值为0.06 m/s2。由以上分析可知船头悬挑处楼板竖向加速度峰值均满足规范要求。

5.2 施工顺序分析

本工程中的大悬挑桁架、连廊桁架，由于桁架作为整体受力，相当于一根悬挑梁或者梁，故只能在上层的上弦杆、下层的下弦杆以及相应的腹杆施工完成后，方可拆除下面的施工支撑。本工程在楼电梯井周边设置的中心支撑，主要目的是抵抗侧向力，增加体系侧向刚度，故应在主体梁板柱结构施工完成后，再施工中心支撑［11］。在建模计算时，也定义中心支撑的施工顺序要在主体结构完成后进行。