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西安城市展示中心长悬挑、大跨度钢结构设计

文/王洪臣, 卢 骥, 尹龙星, 郜京锋, 王 磊, 周文兵

（中国建筑西北设计研究院有限公司）

摘要： 西安城市展示中心由南馆、北馆和连桥组成,其中南馆悬挑长度62m,连桥跨度150m。结合建筑方案特点,南馆与连桥采用整层钢桁架结构体系,结构布置与建筑形态高度契合。介绍了南馆、连桥、穹顶、屋面等位置的结构布置情况,明确了超限项和抗震性能目标,对于多杆件复杂交汇钢节点进行有限元分析。针对南馆、连桥屋楼盖振动舒适度不足,设计布置了调谐质量阻尼器(TMD),实测减振效果显著。对连桥提升过程进行施工模拟,结果表明该过程增加了连桥挠度,需要考虑提前起拱。对超长连体结构温度和地震行波效应进行分析,根据结果对连桥楼板配筋和局部框架柱进行了加强。大震弹塑性分析与防连续倒塌分析结果表明,结构满足“大震不倒”的性能目标,结构冗余度较高,具有良好的防连续倒塌能力。

1 工程概况

西安城市展示中心(简称长安云)为第十四届全国运动会的配套工程,位于陕西省西安国际港务区,地处潘骞路以南,灞河东路以东,建筑总面积为146410m2,地上面积为88810m2,地下面积为57600m2。该项目包含南馆、北馆和连桥三部分。

▲ 图1 长安云建筑实景

南馆地上4层,每层层高均为8.0m;地下1层,层高8.4m。主要柱网尺寸为12m,在4层～屋面向南悬挑62m。北馆地下2层,地下1层层高3.6m,地下2层层高4.8m;地上7层,其中首层层高8m,2～7层层高均为6m,主要柱网尺寸为12m,6层存在48m×56m大跨度无柱空间。连桥位于两馆西侧,于南馆屋面连接两馆,连桥层高6.0m,最大跨度150m。长安云建筑实景见图1,屋面平面及剖面见图2。

▲ 图2 建筑屋面平面、剖面

2 设计条件

结构主体控制参数见表1。结构形式为钢框架-中心支撑结构,抗震等级二级。北馆嵌固端在地下1层顶板。南馆正负零地面存在较大开洞,嵌固端取基础顶。结构变形验算按50年一遇取基本风压为0.35kN/m2 [2],承载力验算时按基本风压的1.1倍采用,场地粗糙度类别为B类。对项目开展了风洞试验[3],模型缩尺比例为1∶200。设计中采用了规范风荷载和风洞试验结果进行位移和强度包络验算[4]。

表1 结构主体控制参数

3 地基基础设计

勘察报告[5]显示,基底位于③层中粗砂或④层圆砾层,基底以下有很厚的砂层。地基采用两种方式：北馆柱网较为均匀,采用天然地基,连桥北侧墩柱反力较大,采用桩基;南馆有连桥和悬挑平衡段,柱底内力很大且柱间差异较大,故采用桩基础[6]。桩基设计采用后插筋混凝土钻孔灌注桩,桩径700mm,桩长23m。基础底标高为-10.200m,相对于绝对高程为365.100m,桩端持力层选择⑥层粗砂层,桩极限承载力标准值取6000kN。筏板厚度为800、1000mm,柱下局部承台高度为1800～4300mm。

大震下南馆基桩最大压力4614kN,最大拉力2164kN。基桩最大拉力出现在竖向地震工况,悬挑平衡段后排柱下;连桥墩柱基桩最大压力6777kN,最大拉力1702kN。大震时基桩受压承载力拟取标准值6000kN,受拉取4200kN,计算基桩反力满足设计要求,小震下基桩未出现拉力。

4 结构体系与构件布置

4.1 结构体系

长安云南北向总长400m,东西向最宽处86m,最窄处11m,连桥偏置于建筑西侧。全楼不设结构缝,连桥将南北馆连成一个结构单元。连桥桁架向两馆至少延伸一跨,形成三跨连续桁架。与分缝后简支模型相比,连桥跨中挠度降低42%,结构效率更高。但无缝方案会让结构复杂程度更高,需要采取有效加强措施。

工程采用钢框架-中心支撑结构体系,框架柱为钢管柱及钢管混凝土柱。框架梁为实腹梁,支撑为人字形或V形。北馆支撑较少,建筑立面层层收进,局部采用斜柱。南馆有超长悬挑结构,平衡段设置柱间支撑,作为主要的抗侧力体系。南馆与北馆通过连桥相连。整体结构计算模型见图3。

▲ 图3 整体结构计算模型

4.2 构件布置

4.2.1 南馆

南馆地下室顶板局部存在大开洞,3层平面收进严重,2层周边许多竖向构件并未延伸到3层。4层、屋面层平面重新向四周扩展,形成东、西、南三方向悬挑的平面布局。南馆中部每层均有一个椭圆洞口,向上逐层收进,屋顶设置采光穹顶。洞口西侧设悬挑梁,东侧仅存单排柱,故在洞口边设置斜柱,提供竖向支撑,见图4、5。

▲ 图4 南馆结构分析模型

图5深色范围为悬挑区,南侧最大悬挑62m,悬挑平衡段36m,东西侧悬挑12m。为了实现双向悬挑,在悬挑平衡段设置大尺寸柱阵,采用1.8m直径钢管混凝土柱,如图6中红色亮显构件。柱间设置双向钢支撑,形成刚度较大的后座跨。这既能为悬挑桁架在竖向荷载作用下提供平衡段,又能在地震作用下提供抗扭刚度。南馆向南悬挑采用整层楔形桁架,根部轴线高度8m,端部3m。在端部附近设三道垂直走向的协调桁架,以减小5榀悬挑桁架之间因悬挑长度不同而造成的竖向变形差异。从柱阵向外设整层悬挑桁架,通过围绕悬挑区布置的环带桁架和协调桁架实现东西向悬挑。计算结果表明：悬挑端部竖向变形为257mm,小于L/125的规范限值(L为悬挑长度)。南馆主要构件截面及材质见表2。

表2 南馆主要构件截面及材质

▲ 图5 南馆屋面结构平面

▲ 图6 南馆竖向构件布置

4.2.2 北馆

北馆结合交通核布置中心支撑,连桥墩柱部位交通核支撑较密集,见图7。顶层大空间采用井字钢梁体系,外侧长悬挑处设悬挑桁架,存在楼板大开洞,斜柱,夹层、托柱转换等不规则项,见图8。北馆主要构件截面及材质见表3。

表3 北馆主要构件截面及材质

▲ 图7 北馆竖向构件布置

▲ 图8 北馆结构分析模型

4.2.3 连桥

连桥由两榀整层平面桁架及两榀环带桁架组成(图9)。连桥与南北两馆相连接处设置框架柱与竖向支撑组成的墩柱。桁架通过墩柱后向主体内延伸一跨,形成三跨连续桁架(图10)[7]。竖向支撑采用人字形、V形中心支撑。连桥上下弦平面内设X水平支撑,以提高其抗扭刚度[8]。连桥连接两馆形成了400m超长连体结构。连桥主要构件截面及材质见表4。

表4 连桥主要构件截面及材质

▲ 图9 连桥桁架平面

▲ 图10 桁架立面

4.2.4 自由曲面采光穹顶

南馆屋面设自由曲面采光穹顶(图4),平面呈椭圆形,短跨32.4m,长跨47.9m,矢高4.2m,采用矩形网格和滑动钢支座,底部设环梁形成自平衡体系,构件截面及材质见表5。支座位于结构悬挑端上,支撑条件复杂。建筑开洞层层内收,穹顶有防火需求。经过参数化划分与形态优化[9],得到建筑师满意且结构效率较高的结构形态。施工时先完成周圈环梁,再施工穹顶,以减小恒载、活载下支座位移,为温度变形留余量。自平衡体系使穹顶具有更强适应支座变形的能力,有效降低了温度作用下支座位移。

表5 采光穹顶构件截面及材质

4.2.5 北馆大跨度屋面

北馆屋面跨度为48m×56m,采用井字鱼腹式钢梁,与周边构件铰接;楼板为钢筋桁架楼承板。按弹性方法[10-11]考虑钢与混凝土组合梁作用,引入3个假定：1)按照刚度等效原则将混凝土翼板折算成钢材;2)按完全抗剪组合梁进行设计、采取构造措施;3)钢材与混凝土均保持弹性。

采用MIDAS Fea NX软件分析组合梁应力,结果见图11。由图可知,钢梁与楼板保持弹性,钢梁与楼板应力均小于材料强度设计值。经比选,按弹性方法设计的钢与混凝土组合梁相较普通钢梁节约20%的用钢量。

▲ 图11 组合梁应力云图/MPa

4.2.6 非线性曲面幕墙

长安云方案造型犹如漂浮在水岸上空的一朵星云,外观创意带来了技术挑战。通过参数化实现非线性形体的优化、幕墙与结构主体的有机融合,成为本结构方案的难点。充分考虑建筑体型特点,通过斜柱与悬挑桁架将建筑主要轮廓进行呈现,对于特殊异形区域,考虑使用幕墙做二次受力体系,主体结构将此部分作为荷载进行整体计算。为呈现云的悬浮特征,在主体中间位置外侧幕墙(图12)进行了大维度的外展,导致几个特殊角部区域受力极为复杂,其中一个区域为北馆的东南角区域与连桥同高处,此处5层结构相对于4层结构已经出挑10m左右。在此基础上,幕墙边线相对于5层结构边梁继续出挑10m以上,幕墙结构通过搭设面内、面外支撑龙骨的复杂桁架与5层边梁铰接连接,通过回顶竖杆与4层相连。计算中考虑了地震作用与风荷载,相应主体结构部分进行加强处理。

▲ 图12 幕墙桁架

5 超限项与性能目标

结构存在以下超限项：扭转不规则,偏心布置;楼板不连续;刚度、尺寸突变;构件间断;承载力突变;局部不规则;超长悬挑、特大跨度连体,属于特殊类型高层建筑。针对超限项进行抗震性能化设计,确定主要结构构件的抗震性能目标[12],见表6。

表6 抗震性能目标

6 多杆件复杂交汇节点受力分析

本工程在悬挑桁架、连桥桁架根部与跨中存在多杆件复杂交汇节点,节点受力较大,构造复杂,规范公式和常规设计软件无法适用[13]。为此,采用通用有限元软件ANSYS对节点进行分析。结合板件厚度和节点构造特点,钢材采用Shell63单元进行模拟,Shell63单元为4节点弹性壳单元,具有弯曲和膜特性,能承受面内和法向荷载。

6.1 连桥桁架节点

连桥节点由下弦杆、斜腹杆、水平撑组成,下弦杆两端采用铰接约束,见图13。由图13可知,斜腹杆比下弦杆窄,下弦杆内设置三道横向加劲肋。斜腹杆部分轴力通过下弦杆顶板进行转换。提取大震工况节点构件最不利工况,计算得到连桥节点整体应力云图,见图14。由图可知,斜腹杆与桁架下弦的应力最大,有局部的变形,最大应力为332MPa,小于材料屈服强度420MPa,满足大震不屈服的性能目标。

▲ 图13 连桥节点三维模型

▲ 图14 连桥节点整体应力云图/MPa

6.2 悬挑桁架节点

悬挑桁架节点分为上弦、下弦两种节点,以上弦节点为例进行分析。上弦节点由框梁、框柱、上弦杆、腹杆、水平撑、内外环板组成,框架柱两端固定约束,见图15。由图15可知,上弦杆与钢管柱宽度相近且内力较大,因此连接处需设置内外环板。提取大震工况节点构件最不利工况,计算得到悬挑桁架节点整体应力云图,见图16。由图16可知,框柱最大应力为214MPa,上弦杆最大应力为214MPa,框梁最大应力为127MPa,节点整体最大应力为214MPa,外环最大应力为203MPa,最大应力均小于材料屈服强度420MPa,满足大震不屈服的性能目标。

▲ 图15 上弦节点三维模型

▲ 图16 悬挑桁架节点整体应力云图/MPa

7 结构专项设计

7.1 屋楼盖舒适度

由于连桥桁架跨度超大,悬挑桁架长度超长,竖向刚度较小,根据《建筑楼盖结构振动舒适度技术标准》(JGJ/T 441—2019)[14]对其进行竖向自振频率分析(图17)和竖向振动加速度复核(图18)。由图18可知,减振前南馆竖向振动峰值加速度为0.41m/s2,连桥竖向振动峰值加速度为0.32m/s2,远大于0.15m/s2的规范限值。因此考虑设置调谐质量阻尼器(简称TMD)进行减振,TMD技术参数和数量见表7。减振后南馆竖向振动峰值加速度降低到0.04m/s2,减振率为90%;连桥竖向振动峰值加速度降低到0.14m/s2,减振率为43%,均满足规范要求。

表7 TMD技术参数和数量

▲ 图17 南馆、连桥桁架低阶竖向自由振动模态

▲ 图18 南馆、连桥桁架竖向振动加速度时程曲线

TMD安装完成后,对连桥进行了原位动力特性测试[15],测试现场见图19。实测发现结构的竖向一阶振型自振频率为1.875Hz,扭转一阶振型自振频率为3.38Hz,扭转二阶振型自振频率为5.0Hz。实测频率较计算偏高,主要原因是：1)测试阶段连桥建筑做法尚未施工且无活荷载,荷载偏小;2)幕墙龙骨加强了连桥竖向刚度,刚度偏大。

▲ 图19 测试现场与测点示意

实测时步行激励频率采用1.875、1.687Hz,持续时间128s,加载人数45人;跑步频率采用2.5、3.38Hz,持续时间64s,加载人数分别为14、12人。步行激励频率为1.875Hz(同一阶自振频率)的实测结果见表8。结果表明,TMD对结构的减振效果显著,对由人群激励引起的结构自振频率附近的加速度响应抑制作用明显。

表8 连桥实测竖向峰值加速度

7.2 超长连体结构

本工程屋面尺寸为400m×110m,属于超长连体结构,对连桥提升过程、温度效应、地震行波效应对结构的影响进行了详细分析,对单塔大震作用下性能进行补充分析。

7.2.1 连桥提升全过程模拟

连桥提升合拢分为4步：第一步,整体提升连桥结构;第二步,整体同步提升至约低于设计标高200mm时,降低提升速度,提升器微调作业,对口处精确就位。液压缸锁紧,对口焊接,安装后补杆件;第三步,提升器卸载,荷载转移至预装段上,拆除临时结构和提升器;第四步,浇筑混凝土楼板,考虑二次铺装恒载。连桥整体提升示意见图20。

▲ 图20 连桥整体提升示意

选取连桥为研究对象,通过对比考虑提升过程与一次成形两种工况的应力和位移[16],发现两者主桁架构件应力差别很小,主要差别为跨中最大挠度。考虑提升过程工况,跨中挠度达到了208mm,一次成形工况跨中挠度为160mm(图21)。主要原因为在提升过程中,连桥接近三跨连续梁变形,在提升就位时连桥两端发生了转动。合拢时桁架上下弦与墩柱并非平接,而是有一个向内转动的角度,即使这个角度很小(约为0.001335rad),但连桥跨度很大,累计到跨中挠度已达48mm。因此实际在钢构件拼装时,考虑适当增加起拱值,抵消提升过程对连桥跨中挠度的不利影响。

▲ 图21 连桥恒载变形/mm

7.2.2 温度效应

采用带地下室的整体模型计算温度效应[17]。考虑钢梁、混凝土板连接处栓钉与混凝土之间的相对微应变松弛效应,楼板的温差收缩效应折减系数取0.5。根据西安市气温统计资料,考虑建筑可能经历的施工期、空置期、使用期3个时期,综合选取合适的合拢温度,最终得到合拢温度为15℃;地下室以上钢结构起控制作用的工况为整体温升25℃,整体温降-24℃;地下2层温度工况为整体温升5℃,整体温降-5℃;地下1层温度工况取为地下2层与1层温差平均值,温度工况为整体温升15℃,整体温降-15℃。6层顶板温降工况最大主应力见图22。由图22可知,各层典型区域(占本楼层面积80%以上)混凝土楼板主拉应力均不大于C35混凝土轴心抗拉强度标准值2.2MPa,局部超过2.2MPa,但均不大于2.5MPa,部分应力集中区域拉应力可考虑由钢筋承担。整体温升工况下,与连廊所在层相连的框架梁、框架柱及支撑内力变化明显,延伸范围较大。1层钢柱在温升工况下应力变化较为明显,但应力值不超过50MPa。其他各层桥墩处框架柱及支撑内力变化较大,其他框架梁、框架柱、支撑内力变化不明显。

▲ 图22 6层顶板温降工况最大主应力/MPa

7.2.3 地震行波效应

采用位移行波法考虑地震行波效应[18],根据场地条件,选择地震波视波速250m/s,按照0.1s时间差(即25m距离)分成若干区块进行多点地震输入。分别选取0°、45°、135°作为主方向,90°、135°、225°作为次方向,分别输入7组地震波的3个分量记录进行计算。分析时混凝土构件阻尼比取5%,钢构件阻尼比取2%,峰值加速度取70gal。每个工况地震波峰值加速度按水平主方向∶水平次方向∶竖向=1∶0.85∶0.65进行调整。各主方向多点输入的结构基底总剪力结果均小于一致输入分析结果,二者比值平均数为0.17;各主方向多点输入的关键构件(跨中、支座桁架弦杆与腹杆)轴力结果均小于一致输入分析结果,二者比值平均数为0.43。

多点输入与一致输入相比,由于行波效应使得结构的扭转效应增大,反映在框架柱内力上,即角柱、边柱内力变化较大,因此主要比较位于结构周边的角柱、边柱的内力变化。分别选取5块区域(图23)中具有代表性的角柱、边柱进行对比。对角柱、边柱而言,多点激励与一致激励相比,不同区域柱底剪力的影响不同。区域1位于南馆端部,但由于地上只有1层,扭转效应产生的剪力放大较小,影响因子平均值均小于1;区域4位于北馆连桥支座处,对于整体结构而言,其位于结构的中部,扭转效应不明显,框架柱影响因子平均值均小于1;区域2为南馆大悬挑的支撑框架柱,由于质量偏心,行波效应对扭转的放大较为明显,影响因子平均值达到1.25,对应的区域3为南馆另一端,受区域2的影响导致此区域的扭转效应也较为明显,影响因子平均值达到1.22;区域5位于整体结构端部,受行波效应影响较为明显,影响因子平均值达到1.15。此外,整体来看,Y主方向多点地震输入比45°、135°主方向多点地震输入的行波效应明显。

▲ 图23 典型框架柱分区示意

综上所述,结构设计时可按不同区域考虑行波效应的影响,区域1和区域4影响因子平均值小于1,可以按照一致输入地震进行计算;区域2、区域3和区域5,可根据多点输入分析结果,对相应区域框架柱内力放大至原来的1.15～1.25倍进行承载力验算。

7.2.4 单塔大震作用下补充计算

为充分保证建筑物的安全,考虑极限工况,连桥在大震作用下断掉,变为两个独立的单塔,验算其构件截面承载力和主体结构变形是否满足规范要求。对连桥断掉后各单塔主体保留一跨桥体荷载的工况进行分析,结果表明：南馆最大层间位移角X向为1/252,Y向为1/246;北馆最大层间位移角X向为1/113,Y向为1/64。最大层间位移角均小于1/50,满足规范[19]要求。

大震作用下,北馆框架柱下部几层基本没有屈服,屋面比较空旷,个别框架柱屈服,满足性能目标要求。框架梁和支撑各层屈服较多,但没有完全破坏,结构整体安全。南馆框架柱在1层极个别屈服,2层至屋面层没有达到屈服。框架梁和支撑各层屈服较多,但没有完全破坏,结构整体安全。

7.3 大震弹塑性与防连续倒塌分析

7.3.1 大震弹塑性分析

采用SAUSAG2021软件对结构进行弹塑性时程分析,并考虑以下非线性因素：几何非线性、材料非线性、施工过程非线性。分析中考虑了连桥和周边楼层的施工顺序,分析结果如下。

(1)地震响应

地震作用开始阶段,结构整体处于弹性状态,弹性时程分析与弹塑性时程分析所得的结构基底剪力、顶点位移基本一致,曲线基本重合。随着地震剪力增大,耗能构件屈服,结构刚度退化,结构阻尼增大,周期变长,吸收地震剪力减小,弹塑性时程分析的基底剪力逐渐小于弹性时程分析结果,二者顶点位移时程曲线不再重合,弹塑性位移峰值出现时刻要晚于弹性位移。

(2)结构弹塑性层间位移角

大震弹塑性时程分析所得的结构层间位移角：南馆X向最大层间位移角为1/143,Y向最大层间位移角为1/120;北馆X向最大层间位移角为1/83,Y向最大层间位移角为1/101。最大层间位移角均小于1/50,满足“大震不倒”的抗震性能目标要求。

(3)结构构件损伤情况

钢支撑：南馆钢支撑未屈服,连桥两端以及北馆个别支撑屈服,但未破坏。钢柱、钢管混凝土柱：南馆的钢柱和钢管混凝土柱均未屈服,北馆的钢柱和钢管混凝土柱柱脚部分屈服,但未破坏。地震作用下大部分钢管混凝土柱受压损伤因子Dc不大于0.2,处于轻度损伤或者无损伤之间。钢梁：大部分钢梁发生屈服,连桥端部延伸段个别钢梁发生屈服,未发生破坏。各类钢构件均满足性能目标要求。

7.3.2 防连续倒塌分析

本工程采用拆除构件法进行防连续倒塌设计。对于北馆和南馆逐个分别拆除结构周边柱、底层内部柱,采用弹性静力方法分析剩余结构的内力和位移。验算结果表明：钢构件应力小于钢材抗拉强度最小值,满足规范[19]要求。对于关键构件,采用非线性动力法进行计算分析[20]。

选取南馆悬挑最长和连桥跨度最大的一榀桁架作为研究对象(图24),拆除底层边柱BZ和桥墩柱DZ进行分析[21]。分别拆除柱BZ、DZ后,在恒载+0.5活载作用下,节点1～4的竖向位移时程曲线见图25。由图25可知,拆除构件瞬间,桁架竖向位移突然增加并开始剧烈震荡,经过一段时间后震荡趋于稳定。节点1竖向位移由1mm增加到94mm,节点2竖向位移由208mm增加到617mm,节点3竖向位移由2mm增加到54mm,节点4竖向位移由248mm增加到396mm。剩余构件应力有所增加,最大应力320MPa,不超过钢材屈服强度,均保持弹性。综上可知,结构冗余度较高,具有良好的防连续倒塌能力。

▲ 图24 拆除构件位置示意

▲ 图25 拆除钢柱后节点1～4竖向位移时程曲线

8 结论

(1)经方案比选,全楼不设结构缝,连桥将南北馆连成一个结构单元,有效提高了结构效率。针对超长连体结构,进行了温度效应、地震行波效应和提升全过程模拟的补充计算,计算结果表明：需要对连桥楼板配筋和局部框架柱进行加强。

(2)南馆利用大尺寸柱阵作为后座跨,实现整层桁架的双向悬挑。围绕悬挑区布置环带桁架和协调桁架减小了悬挑桁架间的竖向变形差异。计算结果表明：悬挑端部竖向变形为257mm,小于L/125的规范限值(L为悬挑长度)。

(3)对连桥提升全过程进行模拟计算,结果表明：连桥一次成形与考虑提升过程,两者应力差异很小,变形模式不同,竖向挠度差距明显。最终根据考虑提升过程结果确定了连桥的起拱高度。

(4)北馆大跨屋面按弹性方法考虑钢与混凝土组合梁作用,与有限元分析结果吻合。相较不考虑组合梁作用,钢材用量节约20%。

(5)自由曲面采光穹顶采用参数化划分与形态优化技术,得到了令建筑满意且结构效率较高的形态。采用矩形网格和滑动钢支座,底部设环梁形成自平衡结构体系。该体系使穹顶具有更强的适应支座变形的能力,有效降低了温度作用下支座位移。

(6)根据屋楼盖舒适度要求,在连桥桁架跨中,悬挑桁架端部附近设置TMD装置,实测结果表明TMD对结构的减振效果显著。

(7)大震弹塑性与防连续倒塌分析结果表明,钢构件均满足预设的性能目标要求,结构冗余度较高,具有良好的防连续倒塌能力。

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[20] 建筑结构抗倒塌设计标准：T/CECS 3921—2021[S]. 北京：中国计划出版社,2021.

[21] 范重,张宇,朱丹,等．雄安站大跨度钢结构设计与研究[J]．建筑结构,2021,51(24)：1-12.

作者简介

第一作者：王洪臣,硕士,教授级高级工程师,一级注册结构工程师,主要从事复杂结构设计,Email：317336513@qq.com。

通信作者：卢骥,硕士,高级工程师,一级注册结构工程师,主要从事复杂结构设计,Email：93026916@qq.com。

本文刊登于《建筑结构》2024年第11期，题为《西安城市展示中心长悬挑、大跨度钢结构设计》。

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责任编辑：时娇娇

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