建在采石场里的酒店长啥样？快来围观！

张 伟, 郑 茜, 张佳琳, 田启祥, 洪 欣

2021年9月~12月，第十三届中国(徐州)国际园林博览会在徐州召开。其中子项工程之一的 宕口酒店 由程泰宁院士领衔设计，依托旧有采石场开挖遗存的“宕口”台地，“依山观湖,织补宕口,悬空建筑,立体园林”，综合应用大底盘、退台、连体、悬臂、中空、转换等丰富建筑立面造型的手法。项目外观之奇，地域特色之盛，也给结构设计带来不小的挑战。宕口酒店建筑结构设计及关键技术相关内容已刊登在  《建筑结构》第53卷第9期  ，与诸君共赏，欢迎大家留言讨论。

▲  效果图

随着国内博览会建设项目增多,其建筑方案逐步侧重于考虑尊重自然环境、原始地貌特征等方面因素,以增强拟建项目的地域特色。宕口酒店依山而建,位于旧有采石场开挖后遗存台地，地形为坡地且紧临山体。总建筑面积24 920m ² ,建筑功能为酒店及配套设施,为子项工程之一,承担博览会开幕期间的接待住宿功能。

宕口酒店建筑正立面呈双向退台造型,与后方山体轮廓线基本保持一致。主塔楼与山体最高点前后对位在同一条中轴线上,中下部楼层顺山体走向,逐层向山坡远端延展,每侧端跨均形成退台布置,以实现建筑立面外轮廓线与山脊线、山坡走向基本保持一致,旨在通过拟建项目“弥补”旧有采石遗留缺口,体现融入自然,相互包容的建筑设计理念(图1)。

▲  图1   建筑方案鸟瞰图

从结构上看，主塔楼以7层为界,上下两组楼层分别呈南北和东西向布置,总体呈T形平面。利用楼电梯间隔墙设置5个钢筋混凝土筒体,构建“多塔+连体+长悬臂”的框架-剪力墙结构。针对塔楼整体性偏弱特点,合理设置抗震缝以简化结构体系;东西侧端跨各增设一段联肢墙,增强整体抗扭刚度;增加走廊区域楼板宽度;调整筒体内楼梯间布置,以实现东西向框架梁得以贯通设置;位于7层错层区域改为坡屋面等,以上措施能实现弱化平面和立面布置的不规则程度,增强塔楼整体性的综合效应。计算分析表明,靠近端跨的筒体对抗扭刚度贡献起控制性作用。大震弹塑性对比分析表明,位于后方山体边跨柱底设置隔震支座对降低框架柱损伤程度有明显作用,且对相邻墙肢损伤影响程度有限。

塔楼地下局部1层,地上10层,主体总高度41.3m。2～8层边跨依次内退1～2跨。7层及以下楼层建筑平面布置为东西向,与山体平行。西侧区域以（16）轴为原点,整体向南侧旋转15°,致使各层平面呈折线布置。8层及以上楼层为南北走向。上下2组楼层叠加投影呈垂直交叉形式,仅在（16）～（19）×（1/C）～?轴与下部楼层为重叠区域,各层南侧向山体纵深方向延伸,通过廊桥与山体连通,酒店内走廊直达山坡处悬崖栈道(图2)。

▲  图2   总平面图

塔楼2层及以上楼层为客房,各层层高分别为:地下1层6.0m,1层5.4m,2层3.6m,3层3.9m,4层5.1m,5、6层3.6m,7层5.4m,8～10层均为3.6m。主塔楼各层平面叠加为一体后基本呈T形布置,组成“多塔+连体+长悬臂”的框架-剪力墙结构,建筑南立面图见图3。

▲  图3   建筑南立面图

(2)剪力墙最大间距宜满足Min{4B,50m} ^[1] 要求,B为塔楼有效宽度(9.4m)。即相邻墙肢最大间距控制在4×9.4=37.6m以内,以避免墙肢间距过大,在侧向力作用下,难以保证楼层平面刚性,致使增加框架负担。最终调整后墙肢最大间距为33.4m,小于上述限值,但是东西两侧边跨(（5）、（23）轴)增设墙肢对建筑外立面有所影响(图4),需与建筑专业进一步沟通。

▲  图4   剪力墙平面布置图

(3)由于大跨度轴线方向(图5中（10）～（14）、(B)～(C)轴)均有等间距设置门窗洞口需求,只有选择空腹钢桁架形式方与之匹配。从受力特性方面考虑,空腹桁架对杆件截面尺寸和内力变化敏感性较大,且对梁柱节点有刚性连接要求,故合理把握桁架杆件截面尺寸及节点构造措施是确定其稳定性和可靠传力的前提条件。长悬臂外挑区域分别在两侧纵向边跨轴网位置对称设置单向斜杆的悬挑钢桁架,端跨角部位置选择型钢混凝土柱作为其支撑构件。

▲  图5   主塔楼典型楼层结构平面图

(4)塔楼南侧靠山体端跨(（1/A）轴)柱底位于山坡之上,与相邻跨柱底相形成高差达2层层高的高低跨,存在“长短柱”效应,须重点关注。

3.1 主要参数

根据《中国地震动参数区划图》(GB 18306—2015) ^[2] ,经过超限专家会议确认,拟建场地距离地震动参数区划图分界线约8km,确定抗震设防烈度为7度(0.1g),设计地震分组为第三组,场地类别为Ⅰ1类。场地临近高边坡,确定为建筑抗震不利地段。根据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)(2016年版) ^[3] 第4.1.8条规定,其水平地震影响系数最大值乘以增大系数1.1。根据勘察报告 ^[4] ,山体和山坡成分以岩石为主,其整体性较好,有利于基础和后方山体稳定性。徐州地区50年一遇基本风压和基本雪压均为0.35kN/m ² ,地面粗糙度取B类。

3.2 结构体系选型对比

塔楼平、立面布置规则,且总高度较小时,框架或框剪结构是合理选择。基于本项目主塔楼平立面凹凸不规则情况较为突出,局部大跨度、端跨长悬臂的客观需求,整体抗扭刚度、中震作用下小偏心受拉墙肢的有效控制、给予局部大跨度和长悬臂提供可靠支撑等控制性因素得以落实是结构设计的重难点。深入分析建筑各层平面图,除楼梯、电梯间隔墙区域以外,鲜有可上下贯通均能设置剪力墙的位置。故利用5个楼、电梯间隔墙区域设置钢筋混凝土剪力墙,并形成筒体是结构抗侧力构件布置的可行路线,最终组成钢筋混凝土筒体+方钢管(型钢)混凝土柱+钢梁的框架-剪力墙结构。

3.3 改进措施

为推进项目落地性,建筑方案深化阶段先后组织召开结构方案专家论证会和超限建筑结构抗震专项审查会议,就结构体系可行性征求专家意见,并与建筑方案团队讨论如下改进措施:

(1)增设防震缝(图2中A处),将3组裙房及穿越山体通道楼盖均与主塔楼脱开,地面以上形成5个结构单元,简化主楼结构体系。

(2)在塔楼东西2侧端跨(（5）、（23）轴)各增设一段联肢墙(图4中墙G、E),考虑建筑立面需求,（5）、（23）轴单个墙肢长度分别为2、3.4m,联肢墙对称设置。筒F配合楼梯间和消防前室平面调整,平面尺寸扩大至9.8m×4.4m。将筒C内部楼梯间顺时针旋转90°至水平向布置,使得5～7层位于（D） 轴框架梁在筒?内部连通,形成连续梁(图4中KL7处),增强其整体性。

(3)部分楼层走廊、阳台等存在狭长、内凹区域,适当增加“细脖子”区域楼板宽度(如4层⑦～⑨轴×（D）～ （F） 轴、5层走廊、6～7层（14）～（16）轴×（D）～（F）轴等),增强各筒体之间联系。由于5层（D）轴走廊呈“单梁两头挑”受力模式,在走廊跨中两侧边梁各增设1根钢拉杆,自6层楼层梁下挂,形成走廊防侧向倾覆的2道防线。

(4)局部柱位和楼板边线优化调整:5层以上（1/6)～⑩轴×(D)～?轴,客房内部存在大跨度梁(跨度L=16.8m),在⑧轴增设两个框架柱(图4中Za、Zb),跨度减半为8.4m。并局部适当扩大筒A周圈区域((1/6)～⑧轴)楼板边线,优化客房、走廊流线及结构平面布置关系更进一步契合。

(5)大跨度、悬挑桁架上下弦杆楼层增设水平支撑,以增强楼层水平抗侧刚度(图5(b)～(d))。

(6)8层(14)～(16)轴裙房屋面层与筒C交接位置楼层存在错层,高差1.8m,将相邻过渡区域屋面板改为斜板,简化传力途径(图6)。

▲  图6   5层坡屋面过渡区域剖面图(A-A)

拟建场地属丘陵地貌,场地现状几乎无植被覆盖,坡脚为采石废弃场地,坡体高差4～34m(图7)。基础持力层为中风化石灰岩连续分布,地基承载力特征值1 500kPa。基础形式为独立基础,地下室范围设置防水板。

▲  图7   项目场地初始地貌

总图场地设计结合现状情况,室外地坪沿山坡纵深方向形成3个台地,抗浮设防水位绝对标高分别为61.85、60.85、59.50m,最大水头差值2.3m,与实际地形和排水梯度吻合。整体抗浮验算,地下室自重大于水浮力,实现地下室造价、工期和抗浮安全的合理平衡(图8)。

▲  图8   基础平面布置图

▲  图9   主塔结构三维模型

5.1 结构体系判断

由于塔楼空间组成关系交错复杂,难以直观判断结构体系归属,通过层间位移角曲线形式予以区分。由图10可见,除Y向7～9层区域曲线存在少量“弯折”以外,X、Y向层间位移角曲线整体呈剪弯型,说明框架和剪力墙刚度分配基本均匀。X、Y向底层框架部分倾覆力矩百分比分别为19.7%、18.5%,介于10%～50%之间。基于以上动力特性的分析判断,塔楼结构体系可确定为框架-剪力墙。

▲  图10    层位移曲线

5.2 主要指标分析

两种软件计算所得的前3阶周期值接近(表1),振型特性基本一致(图11),第一阶振型存在少量扭转分量,但占比例较小(10%)。总体而言,前两阶振型均以平动为主。两种软件周期比分别为0.64、0.54,均小于0.85。扭转成分和周期比均能控制在一个合理范围。

▲  图11   SATWE结构前3阶振型图

▲  图13   层位移比曲线

由图12可见,X、Y向最大层间位移角分别为1/1 907(9层)、1/1 836(8层),均为地震工况控制,约占最大层间位移角限值1/800的44%,有较大富裕量,说明剪力墙为整体结构提供强大抗侧刚度。除7～8层由东西向转化到南北向布置差异性引起位移角曲线少量“外凸”或“内凹”以外,总体而言,层间位移角曲线分布整体平缓。由图13可见,X、Y向最大位移比分别为1.38(屋面层)、1.53(3层),均小于限值1.6。

基于塔楼结构体系实际受力状况不符合刚性楼板假定,统计所得最大位移比指标仅在一个侧面衡量结构整体抗扭能力,尚需从其他层面开展详细分析研究。

图14、15分别为层刚度比和楼层受剪承载力之比曲线,除顶层以外,沿高度方向两组曲线整体平滑,各楼层指标均大于限值要求。由此可见,均匀布置且通高设置的筒体能有效缓解楼层刚度比和受剪承载力突变问题,是针对此类型结构一种较为有效的解决方案。

▲  图15   受剪承载力之比曲线

综上所述,平、立面布置存在明显凹凸不规则的塔楼,遵循剪力墙均匀布置,“弱中心,强周边”原则,采取合理措施弱化不规则项。经过精心设计,也可实现结构体系动力特性的合理性。

5.3 超限检查

根据文献[5]规定,逐项检查不规则项,主塔楼存在扭转不规则、凹凸不规则、楼板不连续、尺寸突变、局部不规则(穿层柱)等5项一般不规则项,故判定为超限高层建筑。

由于5个筒体及两段联肢墙沿着整个楼层高度均作为大跨度、长悬臂竖向支撑构件,故将1～10层剪力墙均定义为底部加强区,关键构件包括底部加强区剪力墙、穿层柱、空腹桁架、悬挑桁架、钢拉杆等,普通竖向构件为出屋面墙柱、其余框架柱。连梁、框架梁为耗能构件(表2) ^[6] 。

采用中震等效弹性方法分析,5个筒体墙肢均不同程度出现小偏心受拉。墙肢拉应力分布规律特点如下:1)首层小偏心受拉墙肢数量最多,且拉应力值最大,2层及以上逐层减少;2)小偏心受拉墙肢在靠近端跨筒体(筒A、D、F)位置相对较大,中部筒体(筒B、C)相对较小,显然是由于扭转效应作用引起。

中震作用下小偏心受拉墙肢,抗震等级均提高为特一级。筒体四角设型钢暗柱,既能实现与各楼层钢梁刚性连接的构造要求,又起到承担墙肢拉应力作用。为进一步分析墙肢小偏心受拉的受力机理,定义轴拉比概念,即N _t /A _ftk ,其中N _t 为中震作用下墙肢平均名义拉应力标准值,A为墙肢截面面积,f _tk 为混凝土轴心抗拉强度标准值,其等同于文献[5]中的平均名义拉应力概念。

选取筒A为研究对象(图3),分别计算中震弹性作用下单个墙肢及考虑墙肢组合效应,中震弹塑性作用下单个墙肢等3种情况下墙肢轴拉值。根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)(2015年版) ^[7] 第9.4.3条规定,在承载力计算中,剪力墙的翼缘计算宽度可取剪力墙间距、门窗洞间翼墙的宽度、剪力墙厚度在两侧各6倍翼墙厚度、剪力墙墙肢总高度的1/10中较小值。以上述原则为计算依据,得出中震弹性考虑墙肢组合效应下轴拉比值。中震弹塑性时程分析中,地震波选取人工波,加速度峰值取100cm/s ² ,提取X、Y向各段墙肢轴拉比最大值。图16为提取筒体A中的Q1、Q2、Q4(图4中标记墙肢编号)X向拉压应力时程曲线,墙肢拉压应力经历逐步增加又衰减的过程,最大值为0.5f _tk ,显然是由于部分构件耗能作用引起。由于中震弹性计算是以弹性假定为前提,不能考虑构件耗能作用,其计算结果比中震弹塑性计算值偏大(表3)。其中,工况1中Q3为大偏心受拉,其他墙肢均为小偏心受拉。工况2中组合墙肢Q3、Q4为大偏心受拉。

▲  图16   筒A中Q1、Q2、Q4墙肢X向拉应力时程曲线

由表3可见,中震弹性仅考虑单个墙肢独自受力的计算模式,其各段墙肢轴拉比值普遍较大,最大值5.7,远超出文献 ^[5] 中平均名义拉应力不宜大于两倍混凝土抗拉强度标准值的要求。考虑墙肢组合效应,每段墙肢互为翼缘,且筒体四角增设端柱,与墙肢整体受力,相当于增大墙肢截面面积,这两方面的有利因素使得墙肢轴拉比值有较大幅度下降,其最大值仅为1.14。中震弹塑性单个墙肢轴拉比值最小,最大值仅为0.4。综合考虑计算成本,采用中震弹性墙肢组合效应下计算结果接近实际受力状态,其安全性和经济性均在可接受范围,可作为施工图墙肢配筋设计准则。

7.1 计算结果合理性验证及指标分析

为进一步研究主塔楼大震作用下抗震性能,采用PKPM-SAUSAGE程序进行大震弹塑性分析,选取两组天然波TH1、TH2和1组人工波RH1。地震波加速度峰值取220gal,考虑竖向地震作用及P-Δ效应,即三向地震作用组合X:Y:Z(主:次:竖)=1:0.85:0.65及X:Y:Z(次:主:竖)=0.85:1:0.65。提取塔楼屋面层大震弹性和大震弹塑性最大顶点水平位移时程曲线对比见图17,由图可知:0～5s时,两条曲线基本吻合;5～20s时,由于构件耗能,除个别时间点以外,大震弹塑性顶点水平位移值总体趋势逐步减小,且产生相位差;20s以后大震弹塑性顶点位移中心轴有少量水平偏移,说明整体结构产生少量永久塑性变形。

▲  图17   大震弹性和弹塑性顶点位移时程曲线对比

表4为大震弹塑性和大震弹性基底剪力对比。由表4可见,3条波X、Y向大震弹塑性和大震弹性基底剪力之比介于0.73～0.93,大震弹塑性作用下基底剪力比大震弹性减小7%～27%。

数据分析表明,部分耗能构件损伤引起结构整体刚度下降,其顶点水平位移、基底剪力变化规律符合抗震设计基本概念,计算结果可信。

以人工波RH1为例,X、Y向最大弹塑性层间位移角分别为1/121(6层)、1/105(8层),分别在6、8层曲线“外凸”程度较大(图18),是由于该层与上下相邻楼层结构平面布置有明显差异,存在楼层刚度变化较大情况。

▲  图18  大震弹塑性层间位移角曲线

7.2 墙肢损伤

由剪力墙受压、拉损伤云图(图19)可见,墙肢总体的压应力均较小,受压损伤较轻。相反,大部分墙肢底层受拉损伤相对严重,随着楼层数增加,墙肢损伤程度明显减小。大部分连梁均出现 损伤 情况,为中度～重度损伤,说明连梁发挥了耗能作用。

▲  图19   剪力墙损伤情况

总体而言,墙肢大震弹塑性损伤受拉与中震小偏心受拉墙肢分布规律及损伤发展趋势基本一致,筒体A、D、F墙肢受拉损伤程度相对较重,受拉损伤因子最大值为D _t =0.4,介于轻微～轻度损伤。筒体越靠近端跨,各段墙肢底部受拉损伤程度越大,直观说明远离塔楼几何中心位置的筒体和联肢墙对塔楼整体抗扭刚度贡献度越大,此结论与第2节影响结构体系成立的因素分析及结构体系搭建思路得到相互验证。大部分钢构件的应变与屈服应变比值均较低,约93%钢构件比值小于0.3,少量位于大跨度、长悬臂区域钢构件塑性发展程度较大,最大值为0.5,体现出钢构件具有良好的抗震延性性能。

7.3 边跨柱底刚接和设置隔震支座对比分析

图20为靠近山体柱底刚接和设置隔震支座损伤对比。8层靠山体端跨4个型钢框架柱(图4中Zc)中的型钢在底层塑性发展程度接近1,为重度损坏(图20(a)),其原因是此处柱底位于建筑物后侧山坡之上,柱净高较小,相应线刚度较大,与相邻跨层高差异较大,必然吸引较大地震力,形成“短柱”效应。

▲  图20   靠近山体柱底刚接和设置隔震支座Y向损伤对比

采纳超限专家意见,将4个框架柱底部与基础断开,选用《建筑隔震橡胶支座》(JG/T 118—2018) ^[8] 表C.5中铅芯叠层橡胶支座,型号为LRB400,上下端分别与柱墩底部和独立基础相连(图8中剖面B-B)。通过对比计算,柱底改为隔震支座后,墙柱损伤有明显改善,降低为中度损伤,临近Zc的筒E损伤程度及范围略有扩大,但仅为轻微损伤。说明由于端跨柱底边界条件变化,导致整体结构内力重分布,但是,整体而言,筒F轻微损伤占比仅增加1.8%,在可控范围以内。对隔震支座的验算,根据文献[9]规定,在罕遇地震下的隔震支座最大竖向压(拉)应力均远小于30MPa(1MPa)限值,原因是Zc位于走廊端部,且柱距较小(最大柱距2.7m),实际所能分担的柱底内力较小,与损伤程度存在呼应关系。改进措施灵活应用“抗”和“放”的抗震思想,为山体建筑抗震设计提供了新途径。

7.4 楼板损伤

图21为楼板受拉损伤云图,可知各层核心筒周边、大跨度、狭长走廊、弯折凹角、错层等区域损伤程度相对严重,最大损伤因子D _t =0.4,为轻度～中度损坏。大跨度区域板厚取150mm,并结合中震作用下对楼板应力分析结果,对局部楼板应力集中最大区域板配筋φ12@150双向拉通。施工工序方面,钢筋混凝土筒体和混凝土楼盖部分先行施工封顶,大跨度和长悬臂区域钢构件待两侧钢构件安装完毕再行施工,当主体结构构件安装完毕形成整体受力体系,楼层钢梁分担大部分内力,再浇筑该区域楼板,可缓解楼板应力集中问题。

▲  图21   楼板受拉损伤图

通过大震弹塑性系统分析,揭示主塔楼结构抗震机理和薄弱部位,加强措施得以有的放矢。

现阶段项目已竣工验收,建成整体效果还原方案创意,实现建筑和结构专业的深度融合。

(1)针对双向退台“悬空”建筑方案造型,应着眼于深入理解和沟通建筑方案核心设计理念前提下,采取多项有效手段弱化建筑体型平、立面不规则程度,为结构体系合理搭建做好准备工作。

(2)对于塔楼总高度较小,且平立面几何不对称的“多塔+连体”类型建筑方案,应将能通高设置墙柱均匀布置的原则放到首位,合理利用楼电梯间隔墙设置筒体、外伸单肢平面的端跨增设联肢墙,能有效提升结构整体抗扭刚度。追求动力特性“规则性”为优化目标,是确保此类型结构体系合理性的关键点所在。

(3)采用中震弹性作用下考虑组合墙效应计算小偏心受拉的简化计算方法与实际受力相符,是现阶段较为可行和便于操作的计算手段。

(4)通过大震弹塑性分析,揭示出靠山体端跨存在柱底损伤程度较大问题,采取柱底设置隔震支座方式化解,为山体建筑局部采用基础隔震措施提供范例。

(5)大震弹塑性分析表明,位于外伸单肢区域靠近边跨筒体底层墙肢受拉损伤程度较大,说明筒体均匀布置,对提升整体抗扭刚度作用显著。采取筒体四角增设带型暗柱的端柱、中震小偏拉墙肢抗震等级提为特一级、提高暗柱和墙体配筋率等措施,可满足中震弹性、大震不屈服的性能目标。

张伟， 工学硕士，毕业于西安建筑科技大学土木工程学院结构工程专业，国家一级注册结构工程师，正高级工程师，中建科技集团华南有限公司设计研发中心副总工程师。 主要从事高层建筑结构设计、绿色建筑和装配式建筑咨询工作。

作为结构专业负责人主持设计了深圳文化馆新馆、徐州园博园宕口酒店、深圳满京华艺展天地展示中心（A408-1099）、深圳天健科技大厦、深圳中海油大厦、创维科技工业园二期、南京雨润国际广场等项目。

获全国行业设计奖、广东省、深圳市优秀设计奖30余项，获广东省土木建筑学会科技一、二、三等奖、广东省工程勘察设计行业二等奖等科技奖项。发表论文20余篇，获国家授权专利8项。先后获首届建筑结构行业杰出青年，广东省土木建筑优秀科技工作者，深圳市勘察设计行业十佳青年工程师（结构）。

首届《建筑结构》青年编辑委员会委员、审稿专家，广东省钢结构协会专家委员会专家，广东省装配式与绿色建材专家委员会专家，深圳市勘察设计协会结构专业委员会副主任委员，深圳市绿色建筑协会专家委员会委员、深圳市土木建筑学会结构专业委员会专家，深圳建筑业协会专家委员会专家，深圳市立体绿化行业协会专家委员会专家。

责任编辑：刘润琦