盧賽爾體育場主體鋼結構施工過程分析

林躍福

(精工鋼結構(上海)有限公司 201199)

1 工程概況

盧賽爾體育場項目位于卡塔爾多哈， 將作為2022 年卡塔爾世界杯的主賽場， 承擔世界杯賽開幕式、 揭幕賽、 決賽、 閉幕式等四項重任。 總建筑面積14.4 萬m2，總座位數(shù)9 萬多，屋面膜結構面積達4.5 萬m2， 為超大跨度雙軸對稱馬鞍形空間張拉索膜結構， 體育場建筑效果如圖1 所示。 國內類似的項目有建筑面積6 萬m2的盤錦體育場， 為超大跨度非對稱馬鞍形空間張拉索膜結構工程[1]。

整個體育場外表面呈馬鞍形的大碗， 下部為混凝土裙房與看臺， 側面為主體鋼結構及幕墻骨架， 頂部為索膜屋面。 體育場屋蓋投影平面為圓形， 直徑約309m， 屋蓋中央為一直徑122m 的圓形開敞空間， 于南北側各有一個半月形的挑棚，如圖2 所示。 體育場場地標高為+5.000m， 看臺共有8 層混凝土樓板。 主體鋼結構東西側外邊緣的標高約+ 76.600m， 南北側外邊緣的標高約+61.035m， 鋼結構V 柱柱腳標高為+20.700m，如圖3 所示。

圖1 盧賽爾體育場建筑效果Fig.1 Architectural rendering of Lusai stadium

圖2 屋蓋平面Fig.2 Roof plan

圖3 體育場剖面Fig.3 Stadium profile

整個鋼結構由膜屋面、 屋面索網結構和外圍主體鋼框架三部分構成， 其中主體鋼框架包括壓環(huán)、 V 柱和Vessel 次桁架。 膜屋面覆蓋了所有看臺座椅， 以遮擋雨水和日曬。 膜系統(tǒng)由拱形支桿支撐， 形成了葉序狀的膜表面。 屋面為自平衡結構， 由外側壓環(huán)、 48 榀輪輻式徑向索桁架和內側拉力環(huán)構成， 南北側的兩個挑棚與拉力環(huán)連接。

2 主體鋼結構

2.1 主體鋼結構體系

主體鋼結構包括V 柱、 壓環(huán)和Vessel 次桁架， 關于東西軸和南北軸雙軸對稱， 用鋼量1.6萬t。 48 榀V 柱是主要的豎向支承結構， V 柱頂部與壓環(huán)下弦牛腿焊接， 底部與球鉸支座螺栓連接， 放置于下部混凝土柱牛腿上。 Vessel 次桁架位于相鄰兩片V 柱間， 與V 柱外弦桿連接， 既為V 柱外弦桿提供側向支撐以提高V 柱面外的穩(wěn)定性， 同時也為幕墻骨架提供支承點以傳遞幕墻的豎向荷載和水平風荷載。 幕墻框架為三角形網格單元組成的點支承結構。 主體鋼結構revit 模型如圖4 所示。

圖4 主體結構revit 模型Fig.4 Revit model of main steel structure

2.2 構件形式及規(guī)格

主體結構采用歐標BS EN 1993-1-1 規(guī)定的S355 鋼材[2]， 典型結構布置如圖5 所示。 壓環(huán)為立體管桁架結構， 斷面為上邊帶折點的四邊形， 由內弦、 中弦和外弦及其間的橫斜腹桿構成。 每兩榀V 柱間的壓環(huán)節(jié)段結構尺寸和截面見表1。

圖5 典型結構布置Fig.5 Typical structural layout

表1 V 柱間壓環(huán)節(jié)段結構尺寸和截面Tab.1 Structure dimensions and sections of compression segment between V frames

V 柱為箱型截面桿件組成的彎弧形平面桁架， 內外弦桿強軸沿面外布置。 V 柱外弦為折線型直桿， 內弦為圓弧管， 內弦沿環(huán)向設有1 ～2道截面為φ800 ×16 的圓管支撐。 V 柱結構尺寸和截面見表2。

表2 V 柱結構尺寸和截面Tab.2 Structure dimensions and sections of V frames

V 柱間共有24 個正V 形及24 個倒V 形的次桁架結構。 次桁架為高2.3m ～3.7m 的平面管桁架， 由水平桁架及雙向斜桁架組成一個個三角形結構， 三角形水平邊長8.7m ～9.8m， 斜邊長9.6m ～13.5m。 桁架截面為圓管φ159 ×6mm ～φ550 ×25mm 不等。

2.3 球鉸支座

V 柱柱腳支座為雙向固定球鉸支座， 支座高 度 580mm，上頂板尺寸為 2870mm ×2370mm， 下底板尺寸為2000mm ×2000mm， 支座構造如圖6 所示。 支座鋼板材質為歐標S355鋼材， 鑄鋼件為G20Mn5 +N 材質。 為滿足支座可更換要求， 支座與V 柱柱腳及埋件的連接均采用全螺栓連接節(jié)點。 支座設計允許轉動角度達0.03rad。

圖6 球鉸支座構造示意Fig.6 Spherical bearing structure

球鉸支座安裝時， 在靠混凝土柱邊設置兩套水平限位擋塊裝置， 一側頂緊混凝土柱， 一側與支座上頂板之間通過圓鋼棒頂緊， 該裝置可有效限制V 柱安裝過程中球鉸支座繞豎軸的水平轉動。 同時設置4 個豎向限位塊， 限位塊距支座頂板底面10mm， 以防止安裝過程由于意外擾動引起支座平面外過度轉動。 限位工裝如圖7 所示。

圖7 球鉸支座限位工裝Fig.7 Limit tooling of spherical bearing

2.4 臨時支撐架布置

在V 柱和壓環(huán)安裝過程中， 主體結構自身尚未形成穩(wěn)定的結構， 因此在裙房屋面設置24 個臨時支撐架， 作為V 柱及壓環(huán)安裝的支撐結構。臨時支撐架由底部轉換框架、 中間的鋼管格構塔架以及頂部平臺框架組成， 如圖8 所示。 由于鋼管柱與土建混凝土柱位不對應， 底部轉換框架起到將鋼管柱內力傳遞給混凝土柱的作用。 鋼管格構塔架高度34.7m ～45.4m 不等， 塔架平面尺寸15m×5m， 塔架下部設置4 根圓管斜撐以增強塔架的側向剛度。 每個塔架頂部平臺設置4 套卸載工裝， 分別與V 柱內外弦桿連接， 連接構造如圖9 所示。 卸載工裝頂部四側設置側向擋板， 與中間的牛腿通過塞塊頂緊。 牛腿截面為□300mm×300mm×20mm， 頂部焊接于V 柱弦桿側壁， 底部貼有PTFE 板， 放置于卸載工裝頂面的不銹鋼板上。 設置PTFE 和不銹鋼板是為了減小牛腿與卸載工裝的摩擦系數(shù)。 卸載時抽除側向塞塊， 牛腿與卸載工裝可沿水平方向產生相對滑動。

圖8 臨時支撐架布置Fig.8 Layout of temporary towers

圖9 支撐架頂部卸載工裝Fig.9 Unloading structure at top of tower

3 施工順序

現(xiàn)場共分為8 個施工區(qū)， 如圖10 所示， V柱和壓環(huán)的安裝順序依次為Z5→Z1→Z7→Z4→Z3→Z6→Z8→Z2。

圖10 施工分區(qū)Fig.10 Construction plan

總體安裝流程為: (1)安裝臨時支撐架埋件、支撐架底部轉換平臺、 塔架及斜撐、 V 柱柱腳支座埋件及球鉸支座； (2)安裝V 柱及V 柱間支撐； (3)安裝壓環(huán)及合龍段； (4)安裝正V 形的Vessel 桁架； (5)支撐架卸載和拆除； (6)安裝倒V 形的Vessel 桁架。 至此完成主體鋼結構的安裝， 之后就是拉索、 幕墻及膜屋面等的安裝。 由于V 柱和壓環(huán)的安裝順序對結構變形有影響， 現(xiàn)場安裝需要遵循的原則有: 同一支撐架支撐的兩片V 柱的安裝順序以及同一球鉸支座上的兩片V柱的安裝順序需與計算模擬順序一致； 壓環(huán)要待其鄰近的8 片V 柱裝完后再安裝。

4 施工過程分析

剛性大跨度鋼結構的施工過程是一個將結構體系從不完整到完整的分階段、 分部位逐步拼裝成形的過程， 在施工過程中結構的幾何形態(tài)、 支座條件和荷載模式及大小均發(fā)生變化[3]。 根據(jù)《鋼結構設計標準》(GB 50017 -2017)[4]的規(guī)定，施工過程對主體結構的受力和變形有較大影響，應進行施工階段驗算。 計算軟件采用Midas Gen 8.6.5 版本， 可通過結構組、 荷載組、 邊界組的激活或鈍化模擬結構的安裝、 卸載過程、 荷載的添加及邊界條件的變化。

計算模型見圖11， 共設79 個施工步， 具體施工步驟見表3。

圖11 Midas 計算模型Fig.11 Midas calculation model

表3 軟件計算中施工模擬步驟Tab.3 Construction simulation step in software

4.1 安裝過程V 柱變形和受力特點

安裝時， V 柱自重作用下最大變形見表4。

表4 V 柱自重下最大變形(單位： mm)Tab.4 Mid-span deformation of single V frame due to self-weight(unit: mm)

V 柱頂部變形相對較大， 為使壓環(huán)安裝時能順利與V 柱頂部對接， V 柱需要進行拼裝預變形， 預變形原則是V 柱安裝完成后V 柱位于設計位形。 同一柱腳的兩榀V 柱相對安裝順序對變形影響較大， 單榀V 柱安裝時結構受力類似于單跨簡支梁， 第二榀V 柱安裝時結構受力類似于跨中帶鉸支座的雙跨連續(xù)梁， 后裝的V 柱變形比先裝的V 柱小。 同一支撐架上的兩榀V 柱， 后裝的V柱變形也比先裝的V 柱小。 因此V 柱的預變形值需要與實際V 柱的安裝順序進行匹配。 計算模型中將V 柱全部安裝完成后得到的V 柱各節(jié)點的理論變形值進行等值反向， 即得到V 柱的預變形數(shù)值。 將V 柱設計位形節(jié)點坐標和節(jié)點預變形數(shù)值疊加， 可得到各節(jié)點的預變形坐標， 從而建立V柱預變形模型指導現(xiàn)場V 柱拼裝。

V 柱全部安裝完后最大應力為86MPa， 最大應力位置位于與連接牛腿相連的外弦桿段。

4.2 安裝過程固定球鉸支座變形特點

單榀V 柱安裝時， 支座扭矩最大， 最大扭矩值為1700kN·m； 同一柱腳的另一榀V 柱安裝時，支座扭矩值減半。 拆除限位工裝后， 球鉸支座繞豎軸轉角最大值為0.0012rad， 此后在壓環(huán)安裝及支撐架卸載階段， 支座繞豎軸轉角數(shù)值略微減小。 隨著壓環(huán)的吊裝， 自重作用下V 柱往場外變形， 球鉸支座繞環(huán)向的轉角逐漸增加至0.0057rad。 球鉸支座設計轉動能力達0.03rad，滿足要求。 同一柱腳另一片V 柱吊裝后， 支座繞徑向的轉動變形減小， 之后支座繞徑向轉動變形的變化很小。

4.3 安裝過程壓環(huán)變形特點

壓環(huán)合龍段安裝完成后， 壓環(huán)變形見表5。

表5 合龍后壓環(huán)變形(單位： mm)Tab.5 Compression deformation after closure(unit: mm)

由于溫度變化， 每增加10℃， 由于結構膨脹構件伸長的影響， 高區(qū)合龍段兩端節(jié)點間距縮短12mm， 低區(qū)合龍段兩端節(jié)點間距縮短9mm。 同時由于溫度變化， 壓環(huán)內力會發(fā)生較大變化， 因此設計規(guī)定4 個合龍段的焊接均應選擇在25 ±5℃進行， 以減小不同合龍溫度對結構受力的不利影響。 現(xiàn)場合龍段吊裝如圖12 所示。

圖12 現(xiàn)場壓環(huán)合龍段吊裝Fig.12 Lifting of compression ring closure segment

4.4 卸載過程分析

壓環(huán)合龍后及正V 形Vessel 桁架安裝完成后， 開始進行支撐架卸載及拆除。 國家體育場鋼結構卸載按照“結構整體分級同步原則”進行， 以位移控制為主， 反力控制為輔， 卸載過程中80個支點每次卸載位移量同各點的最終總卸載位移量保持等比關系[5]。 盧賽爾體育場共有96 個卸載點， 卸載控制點多且卸載噸位大， 根據(jù)項目情況以及借鑒國家體育場的卸載經驗， 卸載時以4個對稱的支撐架為一組， 分6 組均勻對稱循環(huán)卸載。

卸載完成后， 結構變形見表6。 卸載過程中V 柱牛腿在1.4 恒載組合下最大環(huán)向水平力403kN， 徑向水平力406kN， 豎向壓力2603kN。卸載后主體結構桿件在1.4 恒載組合下最大應力134MPa， 如圖13 所示。

表6 卸載完成后結構變形(單位： mm)Tab.6 Structural deformation after unloading(unit: mm)

圖13 卸載后主體結構應力(單位： N/mm2)Fig.13 Stress of main structure after unloading(unit: N/mm2)

卸載時， V 柱牛腿底部與支撐架頂部卸載工裝環(huán)向相對滑移11mm， 徑向相對滑移70mm， 豎向相對位移39mm。 由于同一支撐架4 根牛腿較難實現(xiàn)完全同步卸載， 為確保卸載過程中內力變化較為平穩(wěn)以及結構安全， 每個支撐架的卸載分3 輪依次循環(huán)進行， 第一輪豎向卸載6mm， 第二輪豎向卸載8mm， 第三輪豎向卸載10mm ～25mm， 直至卸載完成。 與內弦連接的兩根牛腿受力較大， 先卸載； 與外弦連接的兩根牛腿受力較小， 后卸載。 每個牛腿卸載時先抽取環(huán)向塞板， 再抽取徑向塞板， 最后抽取豎向塞板， 如圖14 所示。

以第5 組卸載的支撐架T18 為例， 考察卸載過程中與V 柱連接牛腿內力變化情況。 牛腿A、B 分別與一對V 柱的兩根內弦連接， 牛腿C、 D分別與兩根外弦連接， 分3 輪卸載， 每輪按照A→B→C→D 的順序依次卸載。 豎向位移卸載的模擬控制可以通過在軟件中對牛腿施加降溫荷載來實現(xiàn)。 其中牛腿A、 B 在第一輪卸載過程中的內力變化如表7 所示， 可知: 由于前4 組支撐架的卸載， 結構內力發(fā)生重分布， T18 牛腿A、 B 豎向力和水平力均增大； T18 的4 個牛腿依次卸載時， 會導致其他牛腿豎向壓力增加。 因此選擇分3 輪循環(huán)卸載且每輪卸載量從小到大的方法， 以避免卸載過程中部分牛腿內力急劇增大。

圖14 支撐架卸載方法Fig.14 Unloading method of tower

表7 卸載過程中T18 支撐架牛腿內力變化(單位： kN)Tab.7 T18 brackets force change during unloading(unit: kN)

4.5 主體鋼結構施工對屋面索膜、 幕墻結構施工的影響

卸載完成后， 屋面索網開始鋪設及張拉。 由于卸載后壓環(huán)索孔連接點沿徑向朝場外有27mm～40mm 的變形， 拉索索頭設計時需要考慮足夠的長度調整量。 屋面索網張拉后， 由索力引起的索孔連接點沿徑向朝場內變形值約60mm ～70mm。 屋面安裝完成后， 理論上索孔連接點與設計圖紙坐標最大差異約39mm。 由于自重、 索張拉力的作用結構存在變形以及施工過程中存在安裝偏差， 可根據(jù)現(xiàn)場實測的節(jié)點坐標二次調整幕墻網格尺寸。

4.6 支撐架頂部頂升梁受力分析

頂升梁是連接支撐架與V 柱的重要構件， 其傳力機理為: 牛腿底部水平力通過側向擋板傳給頂升梁， 再傳給導向柱； 豎向力傳給頂升梁后再傳給底下的墊梁； 當頂升梁被墊梁兩側的千斤頂頂起進行豎向卸載時， 豎向力則改由千斤頂承擔。 采用有限元分析軟件ANSYS 15.0 建立三維實體模型， 分別對頂升梁由墊梁支撐狀態(tài)(工況1)以及由千斤頂頂起狀態(tài)(工況2)進行分析。 板件用solid92 實體單元模擬， 鋼材屈服強度為fy＝345MPa， 彈性模量E＝2.06 ×105N/mm2。 頂升梁頂部施加的荷載: 垂直于頂升梁長度方向的水平力403kN， 沿頂升梁長度方向的水平力406kN，豎向壓力2603kN。 在頂升梁與導向柱卡緊位置施加側向約束， 頂升梁底面與墊梁或千斤頂接觸位置施加豎向約束。 工況1 和工況2 頂升梁的荷載及邊界條件如圖15 所示。

圖15 頂升梁受力分析工況Fig.15 Analysis case of jacking beam

頂升梁在工況1 最大應力為246MPa， 在工況2 最大應力為311MPa， 如圖16 所示， 最大應力均小于Q345B 鋼材的屈服強度， 滿足設計要求。

圖16 頂升梁應力(單位： N/mm2)Fig.16 Stress of jacking beam(unit: N/mm2)

5 結論

盧賽爾體育場為超大跨度雙軸對稱馬鞍形空間張拉索膜結構， 其中主體鋼結構體量大、 設計和施工難度大。 通過施工過程分析和計算， 為V柱及壓環(huán)的吊裝、 壓環(huán)的合龍以及支撐架的卸載提供了方法指導和理論支撐， 獲得安裝及卸載過程中結構的變形和受力情況， 分析了頂升梁的受力狀況。 主要結論如下:

1. V 柱安裝時， 柱頂變形相對較大， V 柱需要預變形， 以便與壓環(huán)順利對接。

2. V 柱安裝過程中， 球鉸支座采取臨時限制繞豎軸轉動的方法可有效減小由于柱腳扭轉產生的V 柱變形。

3. 卸載時壓環(huán)的變形會進一步增加， 后卸載的支撐架受力也會增加， 應采取均勻對稱、 循環(huán)分步卸載的方法， 確保卸載過程平穩(wěn)、 結構受力安全。

4. 經有限元分析軟件ANSYS 計算， 頂升梁受力滿足要求。