廣州白云國際機場三號航站樓超長結構分析與設計*

譚 堅，區(qū) 彤，戴朋森，林松偉,2，羅赤宇，駱杰鑫，劉思為，林全攀

(1 廣東省建筑設計研究院有限公司， 廣州 510010；2 廣州大學土木工程學院， 廣州 510006)

0 引言

隨著國家經濟的飛速發(fā)展，一些公共建筑正逐漸向舒適化、大型化發(fā)展，出于對這些建筑的功能性、整體性的考慮[1]，往往不設或少設伸縮縫，從而導致其結構長度遠遠超出《混凝土結構設計規(guī)范》(GB 50010—2010)(2015年版)[2](簡稱混規(guī))限值，長度甚至達到了300～500m，成為超長結構。

混規(guī)規(guī)定了混凝土結構伸縮縫的最大間距，其中，混凝土框架結構伸縮縫最大間距為55m，超出了混規(guī)規(guī)定的最大間距后，溫度作用是結構設計時必須考慮的重要因素。對鋼結構來說，溫度作用能夠直接引起鋼構件內力的變化；對混凝土結構來說，溫度作用能夠使結構產生裂縫，帶來安全性和耐久性問題。

鋼結構的溫度作用關鍵問題是確定溫度作用的溫差取值，合理地釋放溫度作用，解決溫度作用帶來過大的構件應力問題?；炷两Y構的溫度作用關鍵問題是確定溫度作用的等效溫差、溫度作用的計算和應對溫度作用的措施等。

本文以廣州白云國際機場T3航站樓為例，先對其溫度作用的溫差取值、溫度作用計算的理論及收縮徐變理論進行了介紹，隨后分別對T3航站樓下部超長混凝土結構和超長屋蓋鋼結構進行溫度作用的計算，給出計算結果和應對措施。

1 工程概況

廣州白云國際機場T3航站樓建筑面積約為50萬m2，地下設備管廊建筑面積為3萬m2，地下行李專用設施建筑面積為2.2萬m2，登機橋固定端建筑面積為3.2萬m2，建筑效果如圖1所示。

廣州白云國際機場T3航站樓主樓地下1層，地上5層，自下至上各層結構標高分別為-6.00、±0.00、4.50(夾層)、9.00(夾層)、13.5、19.5m。指廊地下1層，地上2～4層，自下而上各層結構標高分別為-6.00、±0.00、4.50、9.00、13.5m。主樓和指廊主要橫剖面分別見圖2、3。

2 結構概況

主樓超長混凝土結構通過設置防震縫分為主樓A段、主樓B段兩部分。位于主樓東西兩側的指廊通過設置防震縫各分了8段。地面±0.000m以上設置防震縫，地面±0.000m及以下不設防震縫。T3航站樓結構設計概況詳見文獻[3]。

T3航站樓屋蓋為超大面積屋蓋，屋蓋鋼結構采用預應力網架形式。屋蓋投影總面積(包含主樓和指廊)約為21.5萬m2，其中主樓屋蓋投影總面積約為12萬m2，指廊屋蓋投影總面積約為9.5萬m2。為避免過大溫度應力的不利影響及為了滿足抗震要求，根據平面特點，主樓和指廊屋面共設置15條伸縮縫(兼防震縫作用)，其中主樓屋面與指廊屋面交接部位設置結構縫，主樓屋面未設置結構縫，屋蓋鋼結構跨越下部混凝土結構A、B區(qū)之間的防震縫；指廊下部混凝土結構單元與上部屋蓋鋼結構單元一致，指廊屋蓋結構未跨縫。主樓屋蓋平面尺寸為565m×488m，指廊屋蓋最大尺寸為27m×160m，屋蓋均為超長屋蓋結構，如圖4所示。

3 超長結構溫度作用

3.1 溫度作用計算內容

超長結構的溫度作用計算和分析：對鋼結構是按整體均勻溫差進行計算，分析和調整結構剛度，確定溫度約束剛度和驗算構件應力；對混凝土結構是除了均勻溫差作用之外，還有混凝土本身收縮帶來的拉應變和應力。

本文采用兩種計算方法對混凝土超長結構進行對比分析：一種是將混凝土收縮變形等效為溫度作用的溫差計算，即混凝土收縮等效溫差方法；另一種是進行施工模擬仿真分析，考慮混凝土收縮徐變時效曲線和材料強度發(fā)展曲線，分析混凝土結構拉應力發(fā)展情況。

3.2 混凝土收縮等效溫差計算方法

采用混凝土收縮等效溫差方法分析超長混凝土結構時，可綜合考慮混凝土收縮和均勻溫差作用，采用綜合等效溫差來計算，計算公式為△T=△Tk+△Ts，其中△Tk為均勻溫度作用的溫差標準值，△Ts為混凝土收縮作用等效溫差標準值。

徐變是混凝土所具有的獨特性質，使混凝土溫度應力降低(即松弛)，減少了結構的收縮裂縫。徐變的作用降低了結構均勻溫度作用和混凝土收縮作用，對兩部分作用應力進行了相應折減，在混凝土收縮等效溫差計算中，采用混凝土徐變應力松弛系數對兩部分等效溫差進行折減[4]，溫差計算見式(1)：

ΔT=(ΔTk+ΔTs)·R(t,t0)=(-18-6.21)×0.4

=-9.68℃

(1)

式中R(t,t0)為混凝土徐變應力松弛系數。

3.2.1 均勻溫度作用的溫差取值

《建筑結構荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)[4]給出了整體溫差均勻溫度作用的標準值計算公式，均勻溫度按月平均最低氣溫減去月平均最高氣溫，廣州市1981—2010年各月累年平均值見表1，可得本項目均勻溫差△Tk=10.6-33.3=-22.7℃，取-23℃。

表1 廣州市1981—2010年各月累年平均氣溫/℃

3.2.2 混凝土收縮作用等效溫差取值

收縮是混凝土材料的固有特性，也是引起其開裂的主要原因之一，混凝土收縮作用等效溫差按文獻 [5]附錄D.1計算。

值得注意的是需要考慮后澆帶封閉時間對混凝土收縮作用等效溫差的影響。假設在后澆帶剛要閉合的時候，混凝土的收縮變形已經完成a%，則收縮變形的殘余變形為(1-a%)εy(t)，對應的收縮當量溫差ΔT=(1-a%)εy(t)/α，其中α為混凝土線膨脹系數，α=1×10-5℃，εy(t)為混凝土計算齡期為t時的收縮應變，即混凝土收縮作用等效溫差減去后澆帶封閉前產生的收縮等效溫差。

3.2.3 混凝土徐變應力松弛系數取值

(1)根據Neville和Brooks[6]公式，徐變應力松弛系數為：

R(t,t0)=0.91e-0.686φ(t,t0)=0.91e-0.686×1.50=0.325

(2)

式中φ(t,t0)為加載齡期為t0計算考慮齡期為t時的混凝土徐變系數。

(2)根據文獻[7]，考慮配筋影響的混凝土徐變應力松弛系數為：

(3)

(3)根據文獻[8-9]，綜合等效溫差可通過徐變效應折減系數α1和收縮效應折減系數α2計算，其中α1=0.7。

(4)

ΔT=α1ΔTk+α2ΔTs

(5)

(4)根據文獻[10]，徐變應力松弛系數計算如下：

(6)

(5)根據文獻[11]，徐變應力松弛系數的值一般約取0.3～0.5。

因此，綜合以上不同公式得出的結果，并考慮到其他因素的影響，模型中的徐變應力松弛系數統(tǒng)一取為R(t,t0)=0.4。

3.3 混凝土收縮施工模擬仿真分析方法

利用有限元分析軟件MIDAS Gen進行施工模擬仿真分析，考慮混凝土收縮徐變時效曲線和材料強度發(fā)展曲線，分析混凝土結構拉應力發(fā)展情況，在計算中只考慮均勻溫度作用，收縮徐變由軟件計算完成。

中國相關規(guī)范目前對混凝土強度發(fā)展曲線沒有給出具體的規(guī)定，需借鑒其他國家相關規(guī)范的規(guī)定。本文選用韓國規(guī)范[12]計算強度發(fā)展曲線。

采用SPSS 17.0統(tǒng)計學軟件對數據進行處理，計數資料以例數（n）、百分數（%）表示，采用x2檢驗，以P＜0.05為差異有統(tǒng)計學意義。

通過對施工模擬過程中混凝土材齡的設置，模擬后澆帶封閉時間的影響，材齡設置為60d，相當于不考慮后澆帶未封閉前，結構未連成超長結構的收縮。

4 超長混凝土結構計算

對超長混凝土結構計算采用混凝土收縮等效溫度計算和考慮材料強度發(fā)展、收縮徐變影響的施工仿真計算，對兩種方法進行了對比，并分別考慮后澆帶封閉時間、膨脹劑的影響。

根據設計經驗，摻膨脹劑混凝土應變比不摻膨脹劑的應變差值在50～120με之間，拉應力降低0.2～0.4MPa。

在混凝土收縮等效溫差計算時，將計算應力減0.2MPa作為應力計算值。

4.1 混凝土收縮等效溫度作用計算

降溫工況取地上-12℃，地下(包括首層樓板)-8℃。底板支座處樁的水平彈簧剛度系數取500 000kN/m，地下室外墻剛度取50 000kN/m3。

地下底板和首層樓板X向收縮等效溫度應力計算結果分別如圖5、6所示。由圖5可得，地下底板X向收縮等效溫度應力大部分區(qū)域超出混凝土抗拉強度標準值2.2MPa。其中400mm厚板收縮等效溫度應力為2.20～3.3MPa，900mm厚板收縮等效溫度應力為2.20～2.9MPa。地下底板Y向絕大部分區(qū)域收縮等效溫度應力小于混凝土抗拉強度標準值2.2MPa。如圖6所示，首層樓板大部分區(qū)域的X向收縮等效溫度應力在1.00～2.20MPa之間；約30%的區(qū)域X向收縮等效溫度應力在2.20～2.80MPa之間，其中大部分區(qū)域X向收縮等效溫度應力約為2.4MPa。首層樓板Y向絕大部分區(qū)域收縮等效溫度應力小于混凝土抗拉強度標準值2.2MPa。

4.2 考慮混凝土收縮徐變的施工仿真計算

施工仿真計算同樣采用地上-12℃，地下(包括首層樓板)-8℃的溫度工況，且模擬了三年溫度往復加載和卸載的過程，即溫度連續(xù)加載180d后卸載，360d時繼續(xù)重復加載卸載過程至第三次連續(xù)加載180d后模擬結束。

地下底板和首層樓板X向收縮徐變溫度應力分別如圖7、8所示。計算結果表明，地下底板400mm厚板收縮徐變溫度應力為2.40～3.4MPa，900mm厚板收縮徐變溫度應力為2.10～3.1MPa。地下底板Y向應力絕大部分區(qū)域收縮徐變溫度應力小于混凝土抗拉強度標準值。由圖8可以看出，首層樓板X向大部分區(qū)域收縮徐變溫度應力在1.00～2.70MPa之間；小部分區(qū)域在2.70～3.50MPa之間，其中占比較大的約為3.0MPa。首層樓板Y向絕大部分區(qū)域收縮徐變溫度應力小于混凝土抗拉強度標準值2.2MPa。

對比圖5～8溫度計算結果可知：仿真計算結果在應力分布規(guī)律上與混凝土收縮等效溫度作用計算結果保持一致性；兩個模型在應力計算結果上，施工仿真模型應力結果比等效溫度模型應力結果略高10%～20%。

按施工仿真計算得到的地下底板400mm厚板最大應力為3.4MPa，減去0.2MPa的膨脹劑作用，按3.2MPa作為最終的地下底板溫度應力。

4.3 混凝土收縮等效溫度作用措施

綜合考慮上述計算結果，參考相關項目研究[13-14]，擬采用預應力措施、誘導溝措施、聚合物纖維膨脹劑、后澆帶及分塊措施。

(1)預應力措施

擬定對地下底板X向和地下側壁采用1×7φs15.2預應力鋼絞線作為預應力筋，其強度標準值fptk=1 860MPa，張拉控制應力取0.7fptk=1 302MPa，有效張拉控制應力取1 013.7MPa，由預應力筋和混凝土共同承受地下底板拉應力，預應力筋的配筋結果如下：

1)地下室底板及側壁預應力筋

對于400mm厚板，若要建立預壓應力為1MPa，則每米板中配置預應力筋根數為：

根據上述計算結果，地下室底板超長(≥80m)時，設置無粘結預應力鋼絞線。地下室底板、側壁預應力鋼絞線設置數量見表2，側壁預應力筋布置大樣如圖9所示。

表2 地下室底板、側壁預應力鋼絞線設置數量

2)普通樓層板溫度筋

按2、3、4層的計算結果，溫度應力為2.20～3.5MPa，大部分區(qū)域溫度應力不超過2.7MPa，不添加膨脹劑，樓板厚度按130mm計算，溫度應力的配筋面積計算如下：

除受力筋外，另附加100mm2的鋼筋，通常鋼筋φ10@200滿足要求，支座負筋按荷載作用另外附加。

(2)誘導溝措施

指廊區(qū)域地下結構(地下室底板、側壁)每80m設置一道的誘導溝或變形縫，誘導溝大樣如圖10所示，其中l(wèi)a為鋼筋互錨長度，B=40mm。主樓考慮行李系統(tǒng)及捷運系統(tǒng)管線及標高復雜，未設置誘導溝，主要采用局部降板措施。

(3)聚合物纖維膨脹劑

地下結構(地下室+頂板)及上部結構后澆帶，采用摻聚丙烯纖維及高效膨脹劑的補償收縮混凝土，參數見表3；地上結構(后澆帶除外)不摻膨脹劑。

表3 膨脹劑參數

(4)后澆帶及分塊

每隔40m設置一道施工后澆帶，以發(fā)揮混凝土應力松馳效應。

5 超長鋼結構計算

5.1 主樓屋蓋結構溫度應力分析

航站樓主樓整體長度超過500m，指廊單體長度超過150m，對溫度作用有一定的敏感性，受篇幅所限，本文只研究分析主樓屋蓋的溫度作用影響?？紤]廣州常年氣溫變化及施工因素，鋼結構合攏溫度取(22.5±7.5)℃，計算溫差室內鋼結構取±25℃，室外鋼構件取±35℃。施工階段鋼結構考慮55℃的溫度作用。屋面鋼結構溫度作用分析時，采用上部鋼屋蓋+下部混凝土總裝模型，以充分考慮下部結構提供的剛度影響。

5.2 溫度作用對結構變形的影響

主樓屋面鋼結構考慮±25℃溫度作用，單工況溫度作用及含溫度作用組合的工況下屋蓋結構變形如圖11～14(圖中正值表示位移向上，負值表示位移向下)及表4所示。由圖11～14和表4可知，溫度升高時，屋蓋鋼結構由于升溫膨脹，對跨中結構產生向上變形(有利)，對懸臂結構產生向下變形(不利)，溫度降低時則相反。在1.0恒載+0.7活載+1.0降溫標準組合工況下，降溫導致跨中最大豎向變形較1.0恒載+0.7活載工況下增大約11.7%；在1.0恒載+0.7活載+1.0升溫標準工況下，升溫導致懸挑處最大豎向變形較1.0恒載+0.7活載工況下增大約12.5%。溫度作用對于屋蓋豎向變形影響均小于15%，表明溫度影響總體不大。

表4 溫度作用下屋蓋豎向變形/mm

5.3 溫度作用對結構構件內力的影響

考慮使用階段屋面主體結構已含有屋面保溫隔熱構造做法[15]，計算單工況溫度作用下構件內力，分析比較溫度作用對構件內力的影響。單工況下升溫25℃，構件應力比及構件數量占比分布分別如圖15、16所示。由圖15、16可知，溫度單工況下構件整體應力比較小，占比75%左右的構件應力比≤0.1,但是有占比0.5%的構件應力比超過0.5，對溫度作用具有一定的敏感性，施工圖設計中應當給予重點關注。

考慮施工階段屋面保溫隔熱系統(tǒng)未安裝，溫度作用計算考慮鋼結構升溫55℃作用。單工況升溫55℃作用構件應力比及構件數量占比分布如圖17、18所示。由圖17、18可知，在自重+升溫55℃標準工況下應力比≤0.5的構件數量占比為92.4%，但是有0.3%的構件的應力比超過1.0，對溫度作用具有較大的敏感性，施工圖設計中做重點關注。施工圖設計時，考慮適當溫度釋放措施，同時在施工前、施工過程中需要與鋼結構安裝單位密切配合，考慮一定施工措施釋放溫度應力，共同合理確定最終的合攏溫度。

5.4 溫度作用對支承屋蓋柱的影響

航站樓主樓屋蓋結構為超長結構，屋蓋平面尺寸為565m×488m，整個主樓屋蓋未設置變形縫，因而溫度作用對屋蓋結構構件及豎向支撐構件內力影響較大，尤其是對邊柱構件影響最大。支承屋蓋柱與屋蓋采用抗震球支座連接。升溫作用下屋蓋結構水平變形、支承屋蓋柱彎矩分別如圖19、20所示。當完全采用固定球支座后，溫度作用下在屋蓋的長向端部溫度應力集中，端部混凝土柱升溫工況下產生彎矩為11 781kN·m，包絡設計工況下產生彎矩為20 238kN·m；溫度工況作用占比58%，屋蓋通過球鉸支座對下部支承柱產生較大的水平推力，因而造成下部支承柱受力偏大，配筋困難。

為解決溫度作用的影響，采取“抗與放”相結合的設計思路，花冠柱與屋蓋結構連接方式采用抗震球固定鉸支座連接，端部支承屋蓋混凝土柱根據幕墻抗側剛度需求，支承屋蓋柱頂采用滑動球鉸支座或復合阻尼支座。經多方案計算分析并綜合考慮風振作用及大震下支座變形對彈簧剛度的需求，復合阻尼支座彈簧剛度取值分別為K1=2kN/mm，K2=5kN/mm，K3=10kN/mm，阻尼系數為400kN/(m/s)，阻尼指數為0.3，支座布置見圖21。

6 結論

(1)本文系統(tǒng)介紹了溫度作用的計算內容、計算理論及計算方法，混凝土溫度計算包括等效當量溫差法和施工仿真分析，兩種方法均考慮了后澆帶封閉時間及膨脹劑的影響。

(2)對T3航站樓混凝土結構超長結構分別用兩種方法進行了溫度作用計算。計算結果表明，兩種方法計算的樓板應力規(guī)律吻合較好，施工仿真模型結果比等效溫度模型結果略高10%～20%，是因為等效溫度模型僅按樓板厚度考慮等效溫差，沒有考慮構件尺寸的影響。

(3)根據混凝土結構超長計算結果，設計提出了相應措施，包括預應力筋布置、普通鋼筋布置、誘導溝、高效膨脹劑等措施。

(4)針對T3航站樓屋蓋鋼結構超長問題，設計通過優(yōu)化支座布置、參數，合理地釋放溫度應力，并保證其在抗震和抗風作用下的安全性。