摘 要 网架结构是一种形式多变的空间网格结构,因其具有受力性能好、质量轻、刚度大、抗震性能好、造价低、成形容易等优点,广泛用于航站楼、飞机库、体育馆、影剧院、展览厅、车站等建筑屋盖。珠海机场二号航站楼主楼屋盖采用大跨度连续超长变曲率双曲面局部抽空钢网架结构体系。介绍了该屋盖的造型特征和结构体系组成,并针对其复杂性采用分区分块累计提升工艺进行施工,提出了施工顺序,给出了提升方案。阐述了主楼屋盖钢结构的施工步骤,对每一步的施工步骤进行了模拟分析,并对支撑胎架卸载后的网架结构施加了设计荷载,得到了主楼钢结构屋盖施工全过程的位移和应力指标,评价了设计荷载作用下主楼钢结构基于施工模拟的性能。将网架全过程监测与施工仿真模拟相结合,通过实际监测数据与仿真模拟中应力、应变值的对比分析,实时调整网架提升姿态及分块大小,实现了网架提升过程中受力状态的精准控制。
摘 要
网架结构是一种形式多变的空间网格结构,因其具有受力性能好、质量轻、刚度大、抗震性能好、造价低、成形容易等优点,广泛用于航站楼、飞机库、体育馆、影剧院、展览厅、车站等建筑屋盖。珠海机场二号航站楼主楼屋盖采用大跨度连续超长变曲率双曲面局部抽空钢网架结构体系。介绍了该屋盖的造型特征和结构体系组成,并针对其复杂性采用分区分块累计提升工艺进行施工,提出了施工顺序,给出了提升方案。阐述了主楼屋盖钢结构的施工步骤,对每一步的施工步骤进行了模拟分析,并对支撑胎架卸载后的网架结构施加了设计荷载,得到了主楼钢结构屋盖施工全过程的位移和应力指标,评价了设计荷载作用下主楼钢结构基于施工模拟的性能。将网架全过程监测与施工仿真模拟相结合,通过实际监测数据与仿真模拟中应力、应变值的对比分析,实时调整网架提升姿态及分块大小,实现了网架提升过程中受力状态的精准控制。
结果表明:主楼钢结构屋盖的施工方案可行,提升过程中结构变形与内力满足要求;钢网架考虑施工过程的影响后,跨中竖向挠度增大,应采用可靠的措施减小挠度增大所带来的不利影响;钢网架从开始施工到最后成型的过程中,局部杆件受力模式由长细比控制变成受力控制,须加大截面;大跨度网架有必要在施工模拟卸载胎架后,按设计荷载输入施工模拟分析模型进行位移和应力比复核;网架实测的应力和位移与施工仿真模拟基本一致,表明了施工模拟分析的准确性。
0 引 言
珠海机场二号航站楼主楼屋盖为大跨度连续超长变曲率双曲面局部抽空钢网架,与网架结构相比,具有以下特点:1) 平面超长双向大跨度;2) 高起伏波浪形变厚度变曲率双曲面;3) 存在大悬挑;4) 屋盖中部局部抽空;5) 网架上下层杆件高差大,定位难。为减少高空作业,提升效率,结合工程实际,借鉴实际案例及研究,采用分区分块累计提升工艺进行施工。
设计时该钢网架屋盖采用的是一次加载整体成形。而实际施工采用分区分块提升多次加载,因边界条件、荷载类型及大小不同,网架在施工阶段的受力状态、变形情况与设计时有很大的变化。尤其本项目钢网架结构的工程量与复杂性在国内实属罕见,因此很有必要对钢屋盖在提升过程中的受力及变形进行仿真施工模拟分析。根据分析结果对承载力不足的构件进行替换或者加固,对变形不满足的区域进行强化,并全过程动态监测跟踪施工各个阶段网架杆件的受力变化及整体位移变化,确保网架施工安全、顺利完成。
1 工程概况
珠海机场二号航站楼位于珠海市金湾区,地处珠江出海口磨刀门与崖门之间的南海之滨,紧邻与正在使用的一号航站楼。二号航站楼平面呈倒 T 形,占地面积约 4.8 万 m 2 ,总建筑面积约 18.7 万 m 2 ,整体外轮廓尺寸约为 708 m × 364 m,由东、西、南三个指廊和主楼组成。下部采用钢筋混凝土结构,上部屋盖为钢结构,屋面板为连续焊接不锈钢屋面,航站楼效果如图 1 所示。
图 1 珠海机场二号航站楼效果
2 主楼钢结构屋盖结构体系
主楼钢结构屋盖呈六边形,平面尺寸约为 294 m × 198 m,横向柱距为 36 m,纵向柱距为 60 m +36 m + 36 m,纵向最大跨度为 60 m,最大悬挑长度为 23 m。主楼屋盖钢结构的体系选型,不仅是选择受力合理、传力途径明确的结构体系,也应最大程度地实现建筑意图,在工程中还原建筑效果。主楼屋面为自由曲面,在悬挑端为波浪形造型,寓意“碧波银贝,展翅腾飞”,正立面共有 13 个波峰和 12 个波谷,相邻波峰与波谷间隔 9 m,最大高差达到 8 m,如图 2(a) 所示;室内大空间由于采光需求,在对应波谷的位置开了 12 个梭型天窗,梭型天窗开口宽度为 9 m,开口角度为 120°,下方采用铝方通吊顶。为达到通透的视觉效果,建筑提出应尽量减少横穿天窗的杆件数量,梭型天窗如图 2(b) 所示。
图 2 建筑效果
基于建筑结构设计一体化的理念,在进行多种方案对比后,最终选择了双层波浪形变厚度局部抽空焊接球网架的结构形式。网架投影面积为 4.1 万 m 2 ,中间厚(最厚为 4 m),四周薄(最薄为 0.5 m),中间大面积区域的标准网格尺寸为 4.5 m × 4.5 m,四周根据幕墙立挺位置与波浪造型需求进行相应调整,主楼网架轴测图如图 3 所示。主楼最大杆件截面为 ?426 × 20,位于支座附近,最小截面为 ?76 × 5, 设置在四周外侧非受力控制的位置,焊接球最大为 WSR800 × 30(带肋),最小为 WS260 × 10 (不带肋),衬管最大截面为 ?386 × 8,最小为 ?66 × 4, 钢材材质均为 Q355B。
图 3 钢结构屋盖轴测图
北侧悬挑端的波浪形网架最高点为 36.1 m,最低点为 23.7 m,结构厚度从中间 4 m 渐变为两边3 m,在每个波谷处均采用双钢管 Y 型柱支撑,Y 型柱直径 1500 mm,钢管壁厚 40 mm,材质为 Q355C。Y 型柱为 8 组,共 16 根,支撑在航站楼二层的高架桥上,如图 4 所示。考虑到高架桥上有 4 条行车道,在 Y 型柱二层桥面以上 8 m 的范围灌注混凝土,增强 Y 型柱的稳定承载力及抗偶然冲击能力。
图 4 波浪形网架与双钢管 Y 型柱
屋盖与 Y 型柱通过大抗拔力支座连接,支座抗压承载力为 12000 kN(在竖向荷载主控下,各支座压力为 4000 ~ 10000 kN),抗拉承载力为 9000 kN(在风荷载主控下,各支座拉力为 1000 ~ 7000 kN),水平承载力为 6000 kN(各支座最大水平力为 4500 kN)。
波浪型屋盖的受力特点是垂直波浪方向刚度巨大但顺着波浪方向刚度较差。如图 4 中 B 框所示,单个 Y 型柱在竖向荷载下往外推,而 Y 型柱上的网架往上拱,拉不住 Y 型柱;但本项目的巧妙之处如图 4 中 C 框所示,一个钢管柱的右肢与相邻钢管柱的左肢以及上方的网架形成一个拱形结构,平衡了竖向荷载产生的推力。对于边跨(图 4 中 A 框)不能形成拱平衡,故边跨部不采用波浪造型而采用平直网架承受拉力。
根据建筑采光和吊顶需求,在梭型天窗区域把上弦单层杆件的网格尺寸调整为 4.8 m,把沿天窗长向间隔 18 m 内的下弦和腹杆全部抽空,如图 5 所示。调整后结构下弦围成的开口区域最大长度为 82 m,宽度为 9 m。天窗区域杆件为 ?140 × 6 ~ ?426 × 20,焊接球为 WSR400 × 16 ~ WSR800 × 30。
图 5 局部抽空网架
3 施工方案
3.1 提升分区
主楼三层~五层局部为钢框架结构,考虑到实际施工面,以 轴为界,南北两向划分为提升一区、提升二区。提升一区提升面积为 1.95 万 m 2 ,提升质量 1870 t,提升高度 14.5 m;提升二区提升面积为 2.05 万 m 2 ,提升质量 2360 t,提升高度 19.5 m。提升分区如图 6 所示。施工顺序为:TS1-1区→TS1-2区→TS2-1区→TS2-2区→TS2-3区。
图 6 提升分区
3.2 提升点布置及反力
提升点布置原则为:充分利用支撑钢屋盖的结构柱作为提升点,局部跨度较大或者悬挑较大部位以钢结构胎架作为提升点。
提升一区(TS1 区)全部以结构柱为提升点,共 24 个点,编号为 D101 ~ D124;提升二区(TS2 区)主要以结构柱为提升点,因 Y 型钢管柱后安装施工,故在 Y 型钢管柱附近采用钢胎架作为提升点。对于 25 m 的悬挑端及中部局部几个点也采用钢胎架作为提升点(共 23 个点),编号为 D201 ~ D223,如图 7 所示。
图 7 提升点分布
提升一区分两次提升,最后一次整体提升时吊点总反力为 20167.8 kN;提升二区分三次提升,最后一次整体提升时吊点总反力为 25432.2 kN。最后一次提升时两个提升分区总计 47 个吊点的反力详见表 1。
表 1 最后一次整体提升时吊点反力 kN
3.3 提升步骤
屋盖网架在脚手架上及二层、三层楼面进行分区拼装,为降低拼装高度,提升一区分两次外扩累积提升到位,提升二区分三次提升到位。
以提升二区为例:本区的施工难点首先要解决 Y 型柱施工顺序的问题。如先施工 Y 型柱,则二区整体提升时会受到 Y 型柱的阻挡无法进行,故先提升网架后安装 Y 型钢管柱。其总体顺序为:Y 型柱柱头安装→网架提升(带 Y 型柱柱头)→Y 型柱竖向直段安装→数据测量→Y 型柱弯弧段加工制作→Y 型柱对接安装。Y 型柱实际施工过程详见图 8。
图 8 Y 型钢管柱施工安装过程
下面详细说明二区施工过程:1) 在标高 6.500 m的楼面拼装提升单元 TS2-1,配合提升措施进行安装;2) 提升单元 TS2-1 到 4.3 m 后暂停提升,进行 TS2-2 钢结构外扩拼装,再采取提升措施跟进安装;3) 提升单元 TS2-1 + TS2-2 到 2.4 m 后暂停提升,进行 TS2-3 钢结构外扩拼装,再配合提升措施进行安装;4) 单元 TS2-1 + TS2-2 + TS2-3 拼装完成后,整体提升至设计标高;5) 进行后补杆件及 Y 型柱安装,安装到位后进行卸载,拆除提升平台和临时提升架。施工模拟步骤如图 9 所示(图中 Y 型钢管柱仅为软件施工模拟示意,实际是先整体提升网架后安装施工 Y 型钢管柱,后面图中 Y 型柱也是如此)。
图 9 施工模拟步骤 mm
4 施工过程模拟分析
4.1 计算模型
采用 MIDAS/Gen 有限元软件进行施工模拟分析,MIDAS/Gen 整体模型如图 10 所示。
图 10 施工模拟分析模型
4.2 荷载组合
恒荷载为钢结构自重,整体结构网架、焊接球、檩条、马道的质量共 4200 t,活荷载 0.5 kN/m 2 ,水平荷载主要为风荷载,迎风面面积为横向投影面积的 20%。考虑动力效应,竖向荷载分项系数为 1.4,水平向荷载分项系数为 1.5。
4.3 计算模拟结果
TS1-1 竖向位移如图 11(a) 所示,提升过程中最大竖向位移为 23 mm,跨度为 36 m,挠度为 1/1565,满足 1/250 的限值要求。TS1-1 杆件应力水平如图 11(b) 所示,提升过程中最大应力为 100 MPa,小于钢材强度设计值 305 MPa,结构处于弹性状态。
图 11 TS1-1 竖向位移与杆件应力水平
TS1-2 竖向位移如图 12(a) 所示,提升过程中最大竖向位移为 43 mm,位于角部悬挑端,悬挑长度为 16 m,挠度为 1/372,满足 1/125 的限值要求。杆件应力水平如图 12(b) 所示,提升过程中最大应力为 202 MPa,小于钢材强度设计值 305 MPa,结构处于弹性状态。
图 12 TS1-2 竖向位移与杆件应力水平
TS2-1 竖向位移如图 13(a) 所示,提升过程中最大竖向位移为 95 mm,位于波浪形网架处,悬挑长度为 20 m,挠度为 1/210,满足 1/125 的限值要求。TS2-1 杆件应力水平如图 13(b) 所示,提升过程中最大应力为 202 MPa,小于钢材强度设计值 305 MPa,结构处于弹性状态。
图 13 TS2-1 竖向位移与杆件应力水平
TS2-2 竖向位移如图 14(a) 所示,提升过程中最大竖向位移为 83 mm,位于波浪形网架处,悬挑长度为 20 m,挠度为 1/241,满足 1/125 的限值要求。TS2-2 杆件应力水平如图 14(b) 所示,提升过程中最大压应力为 202 MPa,最大拉应力为 191 MPa,均小于钢材强度设计值 305 MPa,结构处于弹性状态。
图 14 TS2-2 竖向位移与杆件应力水平
TS2-3 竖向位移如图 15(a) 所示,提升过程中最大竖向位移为 83 mm,位于波浪形网架处,悬挑长度为 20 m,挠度为 1/241,满足 1/125 的限值要求。TS2-3 杆件应力水平如图 15(b) 所示,提升过程中最大压应力为 202 MPa,最大拉应力为 191 MPa,均小于钢材强度设计值 305 MPa,结构处于弹性状态。
图 15 TS2-3 竖向位移与杆件应力水平
卸载撤去支撑胎架后,跨中最大竖向位移为 47 mm(图 16),跨度 60 m,跨中挠度为 1/1276,满足 1/250 的限值要求,悬挑端最大竖向位移为 28 m,悬挑长度 20 m,悬挑端挠度为 1/714,满足 1/125 的限值的要求。
图 16 最终成型竖向位移 mm
5 按设计荷载施加的计算结果
5.1 设计荷载
施工模拟至撤去支撑胎架后,添加虚面,按设计使用荷载施加到模型中。其中,上弦恒载为 1.0 kN/m 2 ,下弦恒载为 0.5 kN/m 2 ,上弦活载为 0.5 kN/m 2 ,下弦活载按主马道、检修马道、吊顶荷载等实际情况进行考虑。此外,根据建筑功能考虑大型机场航站楼的广告吊挂荷载、装饰吊挂荷载,并在屋顶波浪造型的波谷处考虑排水沟蓄水荷载与积灰荷载。
5.2 计算结果分析
基于施工模拟分析,按设计荷载施加后,整体结构竖向位移如图 17(a) 所示。可见:按实际荷载加入后,竖向最大位移为 167 mm,跨度为 60 m,挠度为 1/359,满足 1/250 的限值要求,悬挑端竖向位移为 72 mm,悬挑长度 20 m,挠度为 1/277,满足 1/125 的限值要求。从位移分析可知,考虑施工过程后,跨中竖向挠度大于一次成型的 134 mm,在施工过程中应在跨中采取按 1/1000 的起拱措施解决跨中挠度过大的问题。
图 17 施工模拟后恒+活竖向位移与杆件应力比
主楼钢结构应力比如图 17(b) 所示。可见:按实际荷载加载后,有 132 根杆件应力比超过 0.85,它们主要分布在提升点附近,该部分杆件占总杆件数量的 1/189。可见施工顺序改变了网架杆件的传力途径,局部杆件受力与一次成型受力差异较大,该部分杆件在后续安装中应予替换。
查看计算结果可知,上述应力比不满足的杆件截面主要为 ?76 × 5、?89 × 5 和 ?114 × 6 三种截面。根据应力比结果增大杆件,增大后的杆件截面主要为 ?114 × 6、?140 × 8 和 ?159 × 8, 杆件增大后的应力比计算结果如图 18 所示,此时杆件应力比最大为 0.87,内力满足要求。可见,网架在施工到最后成型的过程中,局部杆件受力模式由长细比控制变成受力控制,此部分杆件应做替换。
图 18 替换后杆件应力水平
6 监测数据与仿真模拟数据对比
本工程采用分块累计提升施工技术,减少了拼装措施材料的投入,同时使得措施材料能够实现周转,节约了施工工期,取得了良好的经济效益。
施工过程中进行了网架监测与施工仿真模拟,通过实际监测数据与仿真模拟中应力、应变值的对比分析,实现了模拟与实际数据的互联互通,可实时修改调整网架提升姿态及分块大小,实现网架提升过程中受力状态的精准控制,保证网架提升过程中的应力、应变满足设计要求。基于动态监测的网架提升施工技术,在应力、应变较大的部位(主要为竖向变形大、杆件受力大的网架跨中及悬挑端)安装应变监测元件(测点布置见图 19,监测设备安装见图 20),全过程监测在施工提升过程中网架杆件的受力及变形情况。
图 19 监测点布置 mm
图 20 监测设备安装
将监测数据与仿真分析模型数据进行对比,发现施工提升现场实际应力、应变情况与仿真分析数据结果基本一致,见图 21,表明有限元分析的准确性,也说明工程施工质量好、精度高。
图 21 监测实际应力与仿真分析应力数据对比
网架卸载也是施工中须重点关注的问题。本工程采取分级卸载的方式,网架卸载以网架施工分区为界限,划分为两个卸载分区,分区 1 采用由南向北的提升点卸载顺序,分区 2 采用由中间向两端的卸载顺序,见图 22。以典型测点 C5-1(为 轴交 轴网架下弦位置)卸载前后位移对比可知,卸载后位移趋于稳定值(图 23),表明卸载方案可行。图 24为网架提升完成后的实景图。
图 22 卸载顺序 mm
图 23 2022 年 4 月 19 日—11 月 16 日测点 C5-1 卸载前后位移对比
图 24 网架提升完成后实景
7 结 论
1) 主楼钢结构屋盖的施工方案可行,提升过程中结构变形与内力满足要求。
2) 钢网架考虑施工过程的影响后,跨中竖向挠度增大,应采用可靠的措施减小挠度增大所带来的不利影响。
3) 钢网架从开始施工到最后成型的过程中,局部杆件受力模式由长细比控制变成受力控制,须加大截面。
4)大跨度网架有必要在施工模拟卸载胎架后,按设计荷载输入施工模拟分析模型进行位移和应力比复核。
5) 通过实际监测数据与仿真模拟中应力、应变值的对比分析,实时调整网架提升姿态及分块大小,可实现网架提升过程中受力状态的精准控制。
