中国石油大厦幕墙系统介绍

1、 2008年8月26日第一部分：中国石油大厦幕墙概况中国石油大厦共由四栋“L”型大厦组成，如附图（幕墙立面图及平面图）所示。建筑高度约90米，幕墙面积约95000平米。首层层高为5.7米，23层层高为4.5米，422层层高为3.9米。幕墙共分七个系统：系统A：双层内呼吸式单元体幕墙系统B：索网点支式幕墙系统系统C：多媒体幕墙系统系统D：中庭及边庭固定采光顶系统系统E：边庭可移动采光顶系统系统F：裙楼石材幕墙系统系统G：室内幕墙系统这里着重介绍系统A和系统B，其它几个系统只作概括介绍。第二部分：各系统介绍系统A：双层内呼吸式单元体幕墙系统1.结构及功能系统结构如附图DY-A01所示。幕墙分格为1

2、350mm，标准单元体尺寸为2700mm宽X3900mm高，部分单元体尺寸为1350mm*7800mm,外层玻璃配置为8+12A+8，中空双银LOW-E中空钢化玻璃，内层玻璃配置为10mm厚钢化玻璃，内外层玻璃间距为200mm，其中包含智能遮阳系统及通风系统。2.智能遮阳系统功能及原理：如附图所示。遮阳系统由传动电机、百叶片、提绳、导向钢丝轨道、智能控制系统组成。为了降低造价，电机采用一托二的控制形式，综合考虑通透性、美观及热工性能等各种因素，最后确定具体参数为：百页片宽度为60mm；百页片厚度0.4mm；百页片的开孔率：东面、西面、南面为6%，北面为9%；百页片开孔直径为0.6mm。3.通风

3、系统功能及原理：如附图所示。通风系统由入风口、双层幕墙形成的气流通道、排风口、静压箱及排风管道组成。入风量为3-5升/米/秒，幕墙通道风的流速为0.015-0.025米/秒，其中三个单元板块合成一个通风管道，与建筑总通风管道相连，通过调节阀门控制风量，实现整栋大楼双层幕墙内呼吸通风量的平衡。4.热工性能分析：4.1双层玻璃幕墙的核心目标就是节能。双层玻璃幕墙通过空气间层为建筑形成了一层“缓冲层”。这个缓冲层明显改善了幕墙的热工性能。其工作原理是：当机械通风设备工作时，双层幕墙空腔内形成负压，将室内的空气通过底部的进风口导入双层幕墙空腔内，空气在空腔内形成自下而上的空气有序流动，最后通过机械设备

4、抽进排风管道。采用双层内呼吸式幕墙具有以下特点： 室内热舒适性高； 隔声降噪性能强； 通风设计及控制要求高。4.2热工性能分主要内容：4.2.1夏季西向和南向双层幕墙内层玻璃内表面温度与室内空气设计温度之差值；4.2.2冬季南向和北向双层幕墙内层玻璃内表面温度与室内空气设计温度之差值；4.2.3目标是证明该双层内呼吸式幕墙系统是否可以满足双层幕墙内层玻璃内表面温度与室内空气设计温度之差小于4的技术要求；4.2.4另外还分析夏季在双层幕墙间层的遮阳百叶垂下时，双层内呼吸式玻璃幕墙的综合传热系数，以及在冬季，幕墙间层的遮阳百叶收起时，双层内呼吸式玻璃幕墙的综合传热系数；4.2.5在满足双层幕墙内表

5、面温差要求的前提下，进行了双层幕墙的能耗计算。给出房间的能耗指标，并分析了朝向、空调分区和遮阳策略等3种主要因素的影响；4.2.6同时将双层幕墙与单层幕墙的能耗情况对比，提出了双层幕墙节能效果。4.3 双层内呼吸式玻璃幕墙稳态传热计算室内外条件。在满足建筑室内环境设计要求的夏季空调工况和冬季采暖工况的条件下，进行内呼吸玻璃幕墙的稳态热工计算。4.3.1室外计算气象条件计算空气温度 夏季室外温度：33.2； 冬季室外温度：-9。太阳辐射照度夏季：根据民用建筑热工设计规范（GB50176-93），北京地区夏季太阳辐射照度。冬季：南向计算太阳总辐射照度为102W/m2。北向计算太阳总辐射照度为0W/

6、m2。室外综合换热系数夏季室外：19W/m2.K；冬季室外：23W/m2.K。室内计算条件计算空气温度 夏季室内温度：24； 冬季室内温度：20。室内综合换热系数夏季室内：8.7W/m2.K；冬季室外：8.7W/m2.K。西向垂直面太阳总辐射照度值的选取对表面温度模拟结果的影响很大。依据国家规范，西向垂直面计算太阳总辐射照度取697 W/m2。这是西向垂直面最大计算太阳总辐射照度。出现时间在16时左右，持续时间为一个小时。结构与材料热工计算参数第一种内、外层玻璃组合的主要计算参数玻璃热工参数外层玻璃：8TP+12A+8TP双银Low-e膜（透明）中空钢化玻璃；内层玻璃：10TP钢化玻璃（透明）

7、。项目可见光太阳光U值（W/m2.K）遮阳系数透射率（%）反射率（%）透射率（%）反射率（%）冬季夜间夏季白天室内室外外层53131629351.371.380.38内层86887985.705.900.96玻璃其它性能参数玻璃密度：2500kg/m3；玻璃折射系数：1.5；玻璃定压比热：840J/Kg.K；玻璃辐射系数：外层玻璃外表面辐射系数：0.84；外层玻璃内表面辐射系数：0.12；内层玻璃外表面辐射系数：0.84；内层玻璃内表面辐射系数：0.84。双层内呼吸式玻璃幕墙遮阳百叶性能参数铝质百叶导热系数：162 W/m2.K；铝质百叶对太阳辐射吸收率：0.50；铝质百叶热辐射率：0.50（

8、平均值）。双层内呼吸式玻璃幕通风量：35升/延米/秒。4.4计算结果：4.4.1南向双层内呼吸式玻璃幕墙间层的遮阳百叶垂下时，内层玻璃表面温度面积加权平均值为27.07，满足内层玻璃表面温度与室内空气设计温度之差小于 4（即28）的要求。西向双层内呼吸式玻璃幕墙间层的遮阳百叶垂下时，内层玻璃表面温度面积加权平均值为28.24，略微超过内层玻璃表面温度与室内空气设计温度之差小于4（即28）的要求。4.4.2传热系数模拟计算结果在双层内呼吸式玻璃幕通风量为35升/延米/秒，夏季取最大计算太阳总辐射照度447 W/m2条件下，幕墙间层遮阳百叶垂下时，双层内呼吸玻璃幕墙综合传热系为1.08 W/m2.

9、K。在双层内呼吸式玻璃幕不通风的情况下，冬季取计算太阳总辐射照度0 W/m2条件下，幕墙间层遮阳百叶收起时，双层内呼吸式玻璃幕墙综合传热系为0.94 W/m2.K。4.4.3双层内呼吸式玻璃幕墙和单层幕墙的能耗对比分析为了更全面地研究双层呼吸式玻璃幕墙的特性，这里又将双层幕墙和单层幕墙作比较，分析其全年能耗情况。建立同样的建筑能耗计算模型，分别比较两种幕墙的能耗水平。单层幕墙模型中立面材料为中空玻璃，与双层幕墙外层玻璃材料相同。分析结果：双层幕墙的保温、隔热性能优于单层幕墙；与中空双玻的单层幕墙相比，双层幕墙建筑的采暖能耗量降低了31.07%，而空调能耗量降低了26.18%。从耗冷、耗热指标的

10、综合结果来看，综合节能百分比为26.95%。因此，进一步确认了双层玻璃幕墙在节能方面的可靠性。系统B：索网点支式幕墙系统1.系统简介：如附图所示。系统面材为12+1.52PVB+12超白半钢化夹胶玻璃，分格为1350mm*1950mm,索网结构体系由横索和竖索及稳定索组成，横索为两根直径为36mm的不锈钢索，竖索为两根直径为30mm的不锈钢索，稳定索分布详见图，其直径为36mm。在主体结构的第十四层、第三层各有一道跨度为40米的空间箱形钢桁架-HJ2和HJ3。HJ2作为索网幕墙竖索的顶部支承；竖索下端锚固于首层楼面梁和门钢架上，由于HJ3的存在，竖索被打断，打断后分别与HJ3的上端与下端铰接相

11、连。水平索两端支承于主体结构的劲性混凝土柱上，混凝土柱内埋钢桁架HJ1。索网结构的横向和竖向方向跨度基本相同，但由于索网左、右两侧结构的刚度要明显大于索网顶部支承桁架HJ2的刚度，因此，主受力索为横索。为了防止悬挑长度达14米的雨棚发生倾覆，在立面平面索网幕墙后方设置竖向稳定索，竖向稳定索可以牢靠的“拽”住雨棚以防止其产生过大变形。经计算分析，HJ3上部的竖向稳定索为6根直径36mm的不锈钢索，HJ3下部的竖向稳定索为20根直径36mm的不锈钢索。索网结构中索的初始预应力对结构的刚度影响很大，随着风载等作用下索网变形的发生，索网的刚度会随之变化，计算中需要考虑预应力、几何非线性以及边界条件的影

12、响。2.结构特点：本工程单层索网结构具有如下特点：第一、单体面积大-横向跨度达40.5米，竖向跨度达50米；第二、东西立面大厅入口处的雨篷悬挑长度达14米，雨篷上部和下部无任何支撑，雨篷完全依靠水平支承钢桁架、索网中的竖索和后排竖向平衡拉索实现其稳定，因此整个立面没有任何遮挡，外观非常通透。第三，竖向索的支撑边界相对来说比较弱，钢索的内力将会引起桁架的变形，从而造成张拉过程中钢索内力会彼此影响。3单层索网结构设计与计算3.1 设计理论依据单层索网是柔性张拉结构，在没有施加预应力之前结构没有刚度，其形状也是不确定的，必须通过施加适当的预应力赋予其一定的形状，才能成为能承受外荷的结构。单层索网玻璃

13、幕墙的索预应力控制是单层索网玻璃幕墙设计、施工技术中的关键问题。初始预应力的大小与索网的强度和变形控制都有很密切的关联，还需保证索体不出现松弛现象。本工程设计时，索网结构总的安全系数按照3.0来考虑；借鉴国内外相似工程的经验取值，并综合本工程索网结构的特殊性和重要性，按“最不利荷载标准组合下，平面索网的变形可控制在L/50L/60之间（L为索网宽度）”。3.2、基本参数的取值根据风洞实验报告和专家建议取值确定风荷载，按0=0.45kN/m2（五十年一遇）计算索网结构的变形，按0=0.5kN/m2（百年一遇风压）计算承载力。风振系数：正风压取1.31，负风压取2.42。50年一遇的风载值如下：正

14、风压：k=0.74kN/m2负风压：k=1.29kN/m2100年一遇的风载值如下：正风压：k=0.83kN/m2负风压：k=1.43kN/m2北京地区基本设防烈度8度，设计基本地震加速度0.2g。钢索对温度作用较为敏感，因此计算时需要考虑温度的影响，温度考虑34。不锈钢索材料特性如下：名称直径材质弹性模量N/mm2最小破断力kN设计拉力kN横索236不锈钢1.3e527802364竖索23025442254上稳定索36780364下稳定索23627802364幕墙钢索材料特性3.3承载力及变形计算3.3.1、正常使用状态工况1：1.0（恒载预应力）1.0风载(正风，雨棚正风）温度升高34 工

15、况2：1.0（恒载预应力）1.0风载（正风，雨棚负风）温度升高34 工况3：1.0（恒载预应力）1.0风载(负风，雨棚正风）温度升高34 工况4：1.0（恒载预应力）1.0风载（负风，雨棚负风）温度升高34 3.3.2、非抗震计算工况5：1.2恒载1.0预拉力1.4正风风载(正风，雨棚正风）温度下降34工况6：1.2恒载1.0预拉力1.4正风风载（正风，雨棚负风）温度下降34工况7: 1.2恒载1.0预拉力1.4正风风载(负风，雨棚正风）温度下降34工况8：1.2恒载1.0预拉力1.4正风风载(负风，雨棚负风）温度下降343.3.3、抗震计算工况9：1.2恒载1.0预应力1.3平面外地震力+1

16、.40.2风荷载（正风，雨棚正风）0.2温度下降工况10：1.2恒载1.0预应力1.3平面外地震力+1.40.2风荷载（负风，雨棚负风）0.2温度下降工况11：1.2恒载1.0预应力1.30.4支座水平位移+1.40.2风荷载（正风，雨棚正风）0.2温度下降工况12：1.2恒载1.0预应力1.30.4支座水平位移+1.40.2风荷载（负风，雨棚负风）0.2温度下降3.3.4在工况4作用下索网结构有最大变形，经过分析计算，结果如下：索网结构的最大变形为725mm，索网最大面外变形与索网宽度的比值为1/55。工况7为承载力最不利荷载工况，索内力计算结果如下：横索内力：单根横索最大内力342.8kN

17、364kN,满足要求。竖索内力：单根竖索最大内力213.6kN253.8kN,满足要求。HJ3下部竖索内力：单根竖索最大内力为120.3kN253.8kN,满足要求。HJ3上部稳定索内力：上部稳定索最大内力149.3kN364kN，满足要求。HJ3下部稳定索内力：下部稳定索最大内力253.9364kN,kN,满足要求。4张拉施工计算计算采用倒拆法，即和实际施工顺序正好相反，先运用程序调整到我们所期望的最终状态，然后进行倒拆（逐步放松索），可以得到我们所期望的施工过程中每个阶段的计算结果。4.1索网结构的终态考虑HJ3的刚性相对来说是较小，悬挑14米的雨篷固定在HJ3上，因此只靠HJ3自身的刚度

18、是不足以承受雨篷的荷载的。故要依靠HJ3上、下的前、后排竖索来固定住雨篷钢结构。设计时HJ3的最终位形这样考虑：立面索网和雨篷结构的玻璃安装完毕后，使HJ3基本处于水平位置，竖向基本没有变形，也不发生转动。张拉开始时先让HJ3自由下垂，通过逐渐张拉，使HJ3趋于回位，基本不发生变形。4.2 施工过程模拟计算在研究张拉方案时，如果对所有索采用同步张拉，必将大量增加设备和人力。按传统方法在施工张拉时每一阶段张拉、则张拉完毕后只有最后一根索是设计值，此后要对前面所有的索进行调整，且每次对索的调整量又不相同，同时调整的索内力又对其他索产生影响。虽然从理论上分析，经多次反复张拉能使索达到设计精度，但这样

19、工作量将大大增加。为了实现施工张拉过程的有效控制，计算出调整过程中索内力的变化情况，根据有限元模型，对索网进行了张拉过程的模拟计算分析。4.2.1 竖索张拉竖索张拉顺序为从两边往中间进行张拉，两边同时进行，张拉遇到有平衡索的位置，则连同平衡索一起张拉，张拉分二阶段张拉，HJ3上、下的竖索同时进行张拉，第一阶段张拉至100%，第二阶段对索力进行微调，每根钢索的设计内力值与索内力值的变化详表2表4，钢索内力值会因自重及玻璃荷载而增加，图表中所提供的预力值为钢索顶端之预力值。计算结果见下表：HJ3下部稳定索内力变化表（单根） 索编号张拉顺序WD7WD8WD9WD10WD11WD12WD13WD14W

20、D15WD1612319.879.8429.829.8535.80035.8638.90038.9760.510.323.823.810.360.5858.99.426.326.39.458.9957.88.527.90027.98.557.81057.07.828.50028.57.857.01156.68.132054.454.40328.156.61256.47.531.3053.153.1031.37.556.41355.86.629.3054.954.9029.36.655.81455.45.827.9056.556.5027.95.855.474.635.569.015.6121.

21、8121.815.669.035.574.6HJ3上部稳定索内力变化表索编号张拉顺序WD1WD2WD3WD4WD5WD6123117.74116.2116.25115.0115.06114.2114.27110.4123.0123.0110.48109.8121.1121.1109.89109.3119.4119.4109.310108.6117.6117.6108.611107.0113.5121.1121.1113.5107.012106.4111.9118.8118.8111.9106.413105.8110.7116.4116.4110.7105.814105.5110.1115.31

22、15.3110.1105.5103.5105.7108.2108.2105.7103.5注 ：雨篷自重卸载后钢索的内力施加预力时，需同时检查已施完预力的钢索因钢构变形所造成的预力折减是否和施工模拟计算结果相符。当完成所有竖索张拉完成后，再进行钢索的预力微调。使用张力仪检核每一根竖向钢索的预力并记录，钢索预力之容许误差为8%，双索之相对差异需维持于8%以内。4.2.2 横索张拉依张拉顺序安装张拉千斤顶。横索张拉顺序由下往上进行张拉，因横索连接至两栋大楼，刚度相当大，钢索采一次张拉，每根钢索的设定预力值详见表5。索编号HS1HS19上 - 下HS20HS21预力值(kN)200 - 200200表

23、5 横索预力值使用张力仪检核每一根钢索的预力并记录，钢索预力之容许误差为5%，索因结构变形所造成的预力折减是否和施工模拟计算结果相符。张拉完后100小时，重新再检核水平钢索预力值，视需要调整钢索预力。4.3 竖索的边界桁架的变形4.3.1 HJ2的变形钢索安装完成后，HJ2的变形由竖向钢索的安装引起的HJ2的竖向最大变形22.6mm安装完立面以及雨篷玻璃后 HJ2变形图如下竖向最大变形为24.8mm。4.3.2 HJ3的变形HJ3安装完成后底部的角手架与HJ3脱离，则HJ3在自重作用下的变形如下：HJ3在自重作用下的最大变形为35mm。钢索张拉完成后，竖向变形图如下：钢索张拉完成后HJ3前端向上最大变形6.3mm，后端向下最大变形4.2mm。HJ3扭转示意图如下： 从HJ3的扭转计算结果图可以看到钢索张拉完成后，HJ3最大的扭转角度0.004rad。安装完立面以及雨篷玻璃，HJ3的变形从HJ3的变形可以看到，随着张拉的进行HJ3逐渐趋于水平位置。立面竖向钢索安装完成后，HJ3的扭转和竖向变形都有一定的预起拱，此预起拱值既可以抵消后安装的雨篷对HJ3的扭转作用，又可以小抵消雨篷对HJ3竖向变形的影响，即相当于给通过HJ3的变形给雨篷先施加了一个预起拱。随着雨篷钢结构以及立面、雨篷玻璃安装完成，HJ3基本不发生变形。5.从计算结果可以得出结论1.索网在变形控制工况作用