深圳機場衛(wèi)星廳工程鋼屋蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計研究

張連飛, 區(qū) 彤, 譚 堅, 林松偉, 羅赤宇

(廣東省建筑設(shè)計研究院有限公司，廣州 510010)

1 工程概況

深圳機場衛(wèi)星廳平面呈X形,占地面積約5.6萬m2,總建筑面積約23.5萬m2,整體外輪廓尺寸約為549m×502m。衛(wèi)星廳由西南、東南、西北、東北四個指廊和中央指廊組成,四個指廊橫向柱距18m,縱向柱距為40m,中央指廊最大柱距為75m。主體結(jié)構(gòu)下部采用鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu),屋蓋采用斜交拱桁架結(jié)構(gòu),其中左段中央指廊和右段中央指廊屋蓋采用斜交拱桁架與三角錐網(wǎng)架的混合結(jié)構(gòu)形式。衛(wèi)星廳效果圖及指廊標準剖面如圖1和圖2所示。

圖1 深圳機場衛(wèi)星廳效果

圖2 衛(wèi)星廳指廊標準剖面

衛(wèi)星廳結(jié)構(gòu)平面不規(guī)則,考慮過大溫度應(yīng)力的不利影響及抗震要求,通過設(shè)置6條伸縮縫(兼防震縫作用)將結(jié)構(gòu)分割成7個較為規(guī)則的結(jié)構(gòu)單元,中央指廊分為左段中央指廊、中段中央指廊和右段中央指廊,左段和右段平面尺寸均為145m×194m 、中段平面尺寸為94m×86m,西北指廊、東北指廊、西南指廊、東南指廊平面尺寸均約為181m×44m,屋面鋼結(jié)構(gòu)分縫與下部混凝土單元一致,共分為7個結(jié)構(gòu)單元,如圖3所示。

圖3 衛(wèi)星廳結(jié)構(gòu)分縫圖

2 鋼屋蓋結(jié)構(gòu)體系

屋蓋結(jié)構(gòu)設(shè)計采用建筑結(jié)構(gòu)一體化的設(shè)計理念[1],結(jié)構(gòu)布置邏輯與建筑設(shè)計邏輯一致,以建筑平面X形為基準,結(jié)合室內(nèi)X形裝飾效果,屋蓋結(jié)構(gòu)體系采用交叉立體桁架結(jié)構(gòu)方案。指廊支撐屋蓋40m跨度及75m跨度區(qū)域采用X形鋼交叉桁架,桁架高度為2.5～5m,桁架之間采用H型鋼次梁連接。中央指廊左段及右段三角形區(qū)域采用三角錐網(wǎng)架結(jié)構(gòu)體系,網(wǎng)架跨度約72m,網(wǎng)架截面高度為3～5m,網(wǎng)架節(jié)點采用焊接空心球。鋼屋蓋采用萬向抗震鉸支座及復(fù)合阻尼支座支承在80°傾斜橢圓形變截面預(yù)應(yīng)力混凝土柱上,材料采用Q355B鋼材,結(jié)構(gòu)布置如圖4～6所示。

圖4 衛(wèi)星廳整體結(jié)構(gòu)軸測圖

圖6 中央指廊屋蓋布置圖

屋面斜交桁架構(gòu)件主要截面為φ114×6、φ219×10、φ351×16、φ402×16,中央指廊三角區(qū)網(wǎng)架主要桿件截面為φ89×5、φ114×6、φ219×10、φ325×12、φ351×16,焊接球直徑為300～500mm。

3 屋蓋結(jié)構(gòu)分析與設(shè)計

3.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計標準及荷載

3.1.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計標準

建筑物安全等級為一級,重要性系數(shù)γ0為1.1,設(shè)計使用年限為50年,基礎(chǔ)設(shè)計等級為甲級。

正常使用極限狀態(tài)下:屋面鋼結(jié)構(gòu)撓度控制為結(jié)構(gòu)空間跨度的1/250;在多遇地震和風荷載作用下,支撐屋蓋混凝土斜柱層間位移為層高H的1/350[2-4];在罕遇地震作用下彈塑性層間位移為層高H的1/50。

承載力極限狀態(tài)下:在多遇地震工況及非地震工況組合下屋蓋構(gòu)件應(yīng)力比控制在0.85左右;關(guān)鍵構(gòu)件(跨中弦桿及支座桿件)滿足中震彈性、大震不屈服;1.0恒載+1.0活載作用下幾何非線性荷載系數(shù)≥4.2,幾何材料雙非線性荷載系數(shù)≥2.0。

3.1.2 荷載作用

(1)恒載與活載

屋面板為鋁鎂錳金屬屋面板,考慮屋面保溫、檁條自重等,屋面恒載取0.85kN/ m2,檢修馬道、風管、燈具等自重另加。不上人屋面活荷載為0.5kN/m2。

(2)風荷載

屋蓋承載力計算基本風壓取100年重現(xiàn)期為0.9kN/m2,位移計算基本風壓取50年重現(xiàn)期為0.75kN/m2,地面粗糙度類別為A類。由于結(jié)構(gòu)體型復(fù)雜,對風荷載比較敏感,規(guī)范并沒有對此類結(jié)構(gòu)形式給出體型系數(shù)和風振系數(shù),因此委托某研究院進行剛性模型測壓風洞試驗及風致響應(yīng)和等效靜力風荷載研究。風洞試驗?zāi)Ｐ?圖7)的幾何縮尺比為1/250,試驗以正北向為0°風向角,按逆時針布置,風向角間隔為10°,共進行36個角度的測量[5]。

圖7 衛(wèi)星廳風洞試驗?zāi)Ｐ?/p>

風荷載根據(jù)《深圳機場衛(wèi)星廳風洞風環(huán)境試驗報告》[5]取最不利的6個風向角進行結(jié)構(gòu)設(shè)計。

(3)地震作用

本工程抗震設(shè)防烈度為7度,設(shè)計地震分組為第一組,設(shè)計基本地震加速度值為0.1g,特征周期為0.45s,場地類別為Ⅲ類?？拐鹪O(shè)防分類標準屬于重點設(shè)防(乙類)。結(jié)構(gòu)阻尼比采用復(fù)合阻尼比,混凝土阻尼比取0.05,鋼構(gòu)件阻尼比取0.02。

(4)溫度作用

按《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)綜合考慮:混凝土構(gòu)件取±15℃;室內(nèi)鋼構(gòu)件取±25℃,室外鋼構(gòu)件取±35℃。合攏溫度取15～25℃。

3.2 結(jié)構(gòu)靜動力分析

3.2.1 結(jié)構(gòu)計算模型

采用MIDAS/Gen、YJK、3D3S多種結(jié)構(gòu)計算軟件進行分析和相互校核。通過整體建模的方式進行分析計算,MIDAS/Gen中考慮復(fù)合阻尼比計算方式,對混凝土構(gòu)件阻尼比取0.05,鋼構(gòu)件取0.02。

3.2.2 結(jié)構(gòu)靜力性能分析

(1)標準荷載組合下豎向位移

以東南指廊、左段中央指廊為例,考慮恒載、活載作用,進行結(jié)構(gòu)在正常使用極限狀態(tài)荷載組合下的豎向撓度分析。在恒載及活載作用下,東南指廊交叉桁架跨中撓度為87mm,滿足規(guī)范L1/250的變形限值,其中L1為40m柱間縱向跨度;左段中央指廊三角網(wǎng)架跨中撓度為169mm,滿足規(guī)范L2/250的變形限值,其中L2為68m柱間縱向跨度,計算結(jié)果如圖8所示。

圖8 東南指廊及左段中央指廊標準荷載組合下豎向位移/mm

(2)柱頂水平位移

以東南指廊和左段中央指廊為例,考慮最不利風向角作用,進行結(jié)構(gòu)在正常使用極限狀態(tài)下的柱頂側(cè)移分析。東南指廊在最不利風向角0°風向角作用下柱頂最大位移為17mm,最大層間位移角為1/396;左段中央指廊在最不利風向角320°風向角作用下柱頂最大位移為11mm,最大層間位移角為1/647,各風向角作用下層間位移角均滿足不大于1/350的要求(圖9)。

圖9 東南指廊及左段中央指廊柱頂位移/mm

3.2.3 結(jié)構(gòu)動力性能分析

(1)周期與振型

衛(wèi)星廳分為7個結(jié)構(gòu)單元,相對獨立,因而結(jié)構(gòu)計算分塊進行,考慮多點多向地震計算時將各區(qū)組裝成整體計算模型進行分析。限于篇幅,只列出東南指廊模型、左段中央指廊模型計算結(jié)果。

由于大跨度屋面結(jié)構(gòu)剛度較柔,局部振型較多,采用Ritz向量法對整體計算模型的前90階模態(tài)進行分析,保證振型質(zhì)量參與系數(shù)不小于90%。東南指廊部分主要振型如圖10所示(T1=1.135 3s,T2=0.995 7s,T3=0.922 1s,T4=0.784 7s)。左段中央指廊部分主要振型如圖11所示(T1=0.928 8s,T2=0.903 2s,T3=0.887 1s,T7=0.507 3s)。

圖10 東南指廊結(jié)構(gòu)部分振型

圖11 左段中央指廊結(jié)構(gòu)部分振型

通過結(jié)構(gòu)分析,結(jié)構(gòu)各階振型主要特點表現(xiàn)為:1)結(jié)構(gòu)頻譜較為密集;2)前兩階振型表現(xiàn)為平動振型,第3階振型表現(xiàn)為整體扭轉(zhuǎn)振型;3)東南指廊第17階振型、左段中央指廊第7階振型表現(xiàn)為豎向振動,結(jié)構(gòu)豎向頻率大于1.0Hz,屋面鋼結(jié)構(gòu)整體豎向剛度較好。

(2)地震作用下變形分析

限于篇幅,只列出左段中央指廊模型計算結(jié)果。X向地震作用下柱頂最大水平相對位移為10mm,最大層間位移角為1/680;Y向地震作用下柱頂最大水平相對位移為15mm,最大層間位移角為1/453;Z向地震作用下屋蓋最大豎向位移為10mm,各向地震作用下層間位移角及撓跨比均滿足設(shè)計要求(圖12)。

圖12 地震作用下結(jié)構(gòu)位移/mm

4 結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

為進一步驗證屋蓋結(jié)構(gòu)穩(wěn)定的可靠性,對結(jié)構(gòu)進行線性屈曲分析。以東南指廊為例,取屋蓋線性穩(wěn)定分析跨中最大位移點作為監(jiān)控位移點,對結(jié)構(gòu)在1.0恒載+1.0活載下的極限穩(wěn)定承載力進行分析。

屋蓋結(jié)構(gòu)進行幾何非線性和幾何材料雙非線性分析并考慮第1階屈曲模態(tài)為初始缺陷的影響,荷載系數(shù)如圖13所示,進行幾何非線性分析時荷載系數(shù)為14.01,遠大于4.2的要求,幾何材料雙非線性分析時荷載系數(shù)為3.82,大于2.0的要求,均滿足規(guī)范設(shè)計的要求,可以看出由于交叉形成相互支撐作用,交叉桁架在不設(shè)置側(cè)向次桁架的情況下桁架面外仍具有較高的穩(wěn)定承載力,結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力較高有足夠的安全儲備,此類結(jié)構(gòu)免除了次桁架設(shè)置的需求。

圖13 荷載-位移曲線

5 大震彈塑性分析

采用MIDAS/Gen有限元軟件進行罕遇地震作用下的動力彈塑性時程分析,地震波加速度峰值為220cm/s2,沿總坐標系X、Y、Z三向一致輸入,峰值加速度比值分別為1.0∶0.85∶0.65。結(jié)構(gòu)構(gòu)件的塑性損傷采用塑性鉸來模擬,上部鋼結(jié)構(gòu)桁架弦桿設(shè)置PMM鉸,桁架腹桿與網(wǎng)架設(shè)置軸力P鉸,下部混凝土梁設(shè)置MM塑性鉸,混凝土柱設(shè)置PMM鉸。鋼結(jié)構(gòu)滯回模型采用常用的雙折線模型,混凝土滯回模型采用隨動強化模型。結(jié)構(gòu)構(gòu)件的評價從構(gòu)件的塑性變形與塑性變形限制值的大小關(guān)系、關(guān)鍵部位構(gòu)件的塑性變形等方面進行分析,本文以塑性鉸的狀態(tài)來描述構(gòu)件的破壞狀態(tài)[6-7],塑性鉸級別(延性系數(shù)D/D1)與破壞極限狀態(tài)定性描述見表1。

表1 塑性鉸級別與破壞極限狀態(tài)定性描述對應(yīng)關(guān)系

以中央指廊為例進行大震動力彈塑性時程分析,計算結(jié)果表明支撐屋蓋的混凝土斜柱(圖14)未出現(xiàn)較大的損傷,塑性鉸最高等級均為Level 3,作為關(guān)鍵構(gòu)件的屋蓋斜交鋼桁架弦桿損傷級別均為Level 1,處于不需修復(fù)可繼續(xù)使用狀態(tài)。三角區(qū)網(wǎng)架腹桿在地震作用下受力變化敏感,網(wǎng)架腹桿局部進入輕微損傷狀態(tài),網(wǎng)架腹桿仍處于不需修理可繼續(xù)使用狀態(tài),計算結(jié)果如圖14所示。

圖14 構(gòu)件塑性鉸分布

6 施工模擬分析

左段中央指廊與右段中央指廊屋蓋結(jié)構(gòu)體系為交叉桁架與三角錐網(wǎng)架混合結(jié)構(gòu)體系,且三角錐網(wǎng)架結(jié)構(gòu)跨度較大,網(wǎng)架施工受場地限制條件較多,施工方案及施工的先后順序?qū)κ┕み^程中結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性及施工完畢后結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和位移有較大的影響[8]。為指導(dǎo)現(xiàn)場施工,對屋蓋結(jié)構(gòu)進行施工模擬。

6.1 屋面鋼結(jié)構(gòu)施工方案

結(jié)合本項目實際場地條件,左段中央指廊采用先進行交叉桁架的分段吊裝和拼接施工后再進行網(wǎng)架的拼裝和整體提升的方案,具體安裝流程為:1)支撐胎架及柱頂活動支座安裝;2)安裝內(nèi)圈兩榀倒三角桁架;3)安裝內(nèi)圈連接桁架及鋼梁;4)安裝兩側(cè)倒挑檐段桁架;5)安裝內(nèi)外圈連接桁架及鋼梁;6)安裝挑檐間桁架及聯(lián)系鋼梁;7)安裝延伸桁架單元;8)按步驟2)～7)安裝相鄰桁架結(jié)構(gòu);9)完成屋蓋桁架結(jié)構(gòu)安裝;10)在三層和四層樓面分別拼裝部分網(wǎng)架;11)三層拼裝網(wǎng)架提升至四層并與四層拼裝網(wǎng)架進行嵌補;12)在四層嵌補完成后網(wǎng)架整體提升至屋面設(shè)計標高;13)嵌補網(wǎng)架與周邊桁架之間構(gòu)件;14)卸載桁架胎架及網(wǎng)架提升架完成施工安裝。

6.2 施工模擬結(jié)果及分析

施工模擬的關(guān)注點在施工過程中構(gòu)件的內(nèi)力和位移是否在正常范圍,尤其是網(wǎng)架的整體提升過程由于提升點邊界條件與原設(shè)計的邊界條件不同,需復(fù)核構(gòu)件的承載力及網(wǎng)架構(gòu)件的替換。同時關(guān)注最后網(wǎng)架與桁架嵌補階段,嵌補段兩側(cè)構(gòu)件的內(nèi)力及位移,為實際施工預(yù)起拱提供數(shù)據(jù)支撐,最后復(fù)核成形后結(jié)構(gòu)是否滿足正常使用階段的受力要求。

采用MIDAS/Gen有限元軟件進行施工模擬分析,施工階段僅考慮結(jié)構(gòu)自重和施工活荷載,考慮到吊裝過程中的動力作用,乘以1.4放大系數(shù)。選取桁架分段相對較重的挑檐段桁架段和中間倒三角桁架分段進行計算,重量分別為15.3t和11.2t,桁架吊裝施工過程中最大吊點反力分別為140kN和72kN(圖15、16),構(gòu)件最大應(yīng)力比和位移都較小,最大應(yīng)力比為0.15,吊裝過程結(jié)構(gòu)本身滿足強度和剛度的要求。

圖15 中間倒三角桁架施工驗算

圖16 挑檐段桁架施工驗算

根據(jù)施工安裝方案,屋面網(wǎng)架采用整體提升的形式,為保證提升過程中結(jié)構(gòu)安全及變形控制,需對該過程進行模擬計算,共有5個提升點,如圖17所示。

網(wǎng)架進行兩次提升,第一次提升為三層拼裝網(wǎng)架后提升至四層后再拼裝,第二次提升為四層拼裝完后整體提升至屋面標高,提升過程中提升點處最大提升反力為1 434kN,提升過程最大撓度為61mm,跨中最大撓度為43mm,提升結(jié)果見圖18、19。

圖19 四層平臺拼裝網(wǎng)架提升至屋面標高施工驗算

網(wǎng)架施工模擬卸載后最大撓度為61mm(圖20),由于邊界條件的改變,提升點處部分桿件超過應(yīng)力比限值要求,需要在提升前進行換桿處理。同時對關(guān)鍵節(jié)點和構(gòu)件進行施工模擬過程監(jiān)測,可以看出卸載后部分部位的桿件內(nèi)力發(fā)生變化,計算結(jié)果如圖21、22所示。

圖20 整體結(jié)構(gòu)合攏卸載后撓度/mm

圖21 關(guān)鍵節(jié)點施工模擬位移曲線

圖22 關(guān)鍵構(gòu)件施工模擬應(yīng)力曲線

綜合以上施工階段的施工模擬分析過程,各施工階段應(yīng)力和變形均在允許范圍內(nèi),結(jié)構(gòu)施工方案可行,由于邊界條件的改變,在提升后嵌補剩余網(wǎng)架的過程中需考慮嵌補兩端位移的不同,提升前需做好起拱的準備工作。

6.3 施工模擬與一次性加載設(shè)計對比分析

施工模擬分析的目的不僅包括施工階段的分析,同時需驗算合攏后結(jié)構(gòu)的受力是否滿足使用階段各荷載工況的要求。由于施工過程中胎架支撐邊界條件與結(jié)構(gòu)設(shè)計的邊界條件不同,從結(jié)構(gòu)跨中變形撓度分布來看,整體結(jié)構(gòu)合攏卸載后變形與一次性加載設(shè)計相比,網(wǎng)架跨中的位移增大11mm。從構(gòu)件應(yīng)力比分布可以看出施工模擬與一次性加載設(shè)計的結(jié)果分布也不同,計算結(jié)果如圖23、24所示。

圖23 設(shè)計一次性加載結(jié)構(gòu)自重下?lián)隙?mm

圖24 卸載合攏后與一次性加載自重下構(gòu)件應(yīng)力比

因而需考慮施工合攏后使用階段各荷載工況(附加恒載、使用活載、溫度荷載等)組合下結(jié)構(gòu)的承載力,由卸載后使用階段計算結(jié)果(圖25)可以看出在使用階段構(gòu)件的應(yīng)力水平和位移變形滿足原設(shè)計要求。本工程在場地條件受限的情況下采用兩次提升網(wǎng)架和兩次嵌補構(gòu)件的施工方案是可行的。

圖25 卸載后使用階段整體結(jié)構(gòu)撓度與構(gòu)件應(yīng)力比

7 節(jié)點分析與復(fù)合阻尼支座設(shè)計

結(jié)構(gòu)節(jié)點為結(jié)構(gòu)中的關(guān)鍵部位,應(yīng)滿足計算假定并具有足夠的安全儲備。左段中央指廊和右段中央指廊三角錐網(wǎng)架與立體桁架交接部位支座桿件交匯較多,此處采用鑄鋼件的形式。圖26為支座節(jié)點鑄鋼件節(jié)點三維模型。從有限元分析結(jié)果(圖27)可以看出,節(jié)點應(yīng)力小于材料許可屈服強度,節(jié)點位移值也較低,滿足設(shè)計要求。

圖26 支座鑄鋼節(jié)點三維模型及網(wǎng)格劃分

圖27 支座鑄鋼節(jié)點應(yīng)力與位移云圖

由于衛(wèi)星廳屋蓋為超長結(jié)構(gòu),雖然設(shè)置伸縮縫,但每個分指廊結(jié)構(gòu)單元長度均超過180m,對于抗震及溫度作用較為不利,為達到減小溫度應(yīng)力、消能減震目的,采取“抗與放”相結(jié)合的設(shè)計思路[9],在伸縮縫兩側(cè)及端頭邊跨柱頂設(shè)置復(fù)合阻尼支座。復(fù)合阻尼支座的布置方式為沿結(jié)構(gòu)長度方向為限位滑動方式,以減小溫度應(yīng)力作用;沿結(jié)構(gòu)短向跨度方向設(shè)置可沿支座滑動的黏滯阻尼器,以減小地震作用,復(fù)合阻尼支座布置示意如圖28所示。

圖28 復(fù)合阻尼支座布置示意圖

復(fù)合阻尼支座節(jié)點形式如圖29所示,支座參數(shù)設(shè)置如下[4]:沿Y向(結(jié)構(gòu)長向)釋放水平約束,可以自由滑動,允許滑動位移±50mm;在X向(結(jié)構(gòu)短向)設(shè)有2個黏滯阻尼器,阻尼器外徑為80mm,允許產(chǎn)生位移±120mm。單個復(fù)合阻尼支座的技術(shù)參數(shù)為:輸出阻尼力200kN,阻尼系數(shù)C取250kN·(S/m),阻尼指數(shù)取0.3。為檢驗復(fù)合阻尼支座的質(zhì)量和可靠性,為工程質(zhì)量驗收、改進制作和設(shè)計提供依據(jù),進行了復(fù)合阻尼支座在承受極限拉剪、壓剪及阻尼器的力學性能、耐久性及加載頻率等相關(guān)性能的力學試驗[10],試驗結(jié)果表明復(fù)合阻尼支座具有良好的可靠性,滿足設(shè)計要求。

圖29 復(fù)合阻尼支座

8 結(jié)論

(1)深圳機場衛(wèi)星廳工程屋蓋結(jié)構(gòu)在選型上基于建筑結(jié)構(gòu)一體化設(shè)計思路,從建筑整體構(gòu)型入手,將建筑構(gòu)型、建筑裝修與結(jié)構(gòu)體系融為一體,實現(xiàn)了結(jié)構(gòu)成就建筑之美的理念。

(2)對結(jié)構(gòu)體系進行各項受力性能分析并對關(guān)鍵節(jié)點進行有限元分析,計算結(jié)果滿足預(yù)設(shè)性能目標,結(jié)構(gòu)安全可靠,交叉立體桁架作為屋蓋結(jié)構(gòu)平面內(nèi)的天然穩(wěn)定支撐,結(jié)構(gòu)穩(wěn)定承載力較高,此類結(jié)構(gòu)可以減少次桁架設(shè)置的需求。

(3)根據(jù)現(xiàn)場施工方案,對左段中央指廊和右段中央指廊的交叉立體桁架與三角錐網(wǎng)架這種混合結(jié)構(gòu)體系進行了施工模擬,施工模擬過程在進行施工階段的驗算同時,還進行卸載合攏后的使用階段驗算,通過與原設(shè)計的一次性加載設(shè)計對比,結(jié)果表明在場地施工受限的情況下采用兩次提升并拼裝的施工方案是可行的,結(jié)構(gòu)變形與內(nèi)力滿足設(shè)計要求。