温度荷载如何定义(西安咸阳国际机场东航站楼钢结构设计)

Posted 2023-06-01

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温度荷载如何定义(西安咸阳国际机场东航站楼钢结构设计)

【摘要】西安咸阳国际机场东航站楼屋盖、支承系统及登机桥采用钢结构，东航站楼屋盖钢结构分为主楼及6条指廊区域。

主楼屋盖为重檐三叠造型，总长521m，设置4道竖向采光天窗以及中央水平采光天窗，结构采用Y形柱及斜柱支承的网架结构，Y形柱采用八边形实腹式截面；指廊屋盖采用折型钢架结构，登机桥为钢桁架结构。

竖向及水平天窗的存在会对屋盖结构产生不利影响，对其进行分析并设置了加强桁架使力流能够有效传递并提高屋盖结构的整体性。对屋盖进行了极限承载力分析、多维多点时程分析、防连续倒塌分析，并对造型复杂的Y形柱和复杂节点进行了有限元分析。分析结果表明，屋盖结构体系合理，传力明确，节点及构件安全可靠。

【关键词】 西安咸阳国际机场；航站楼；Y形柱；极限承载力分析；防连续倒塌分析；多维多点时程分析

1 工程概况

西安咸阳国际机场东航站楼位于西安咸阳国际机场现有场区(西航站区)的东侧，建筑面积约70万㎡，屋顶投影面积为26.6万㎡，南北总长1242m，东西宽832m，整体结构由主楼及六条指廊组成，其中屋顶及其支承结构均为钢结构。东航站楼建筑效果图如图1所示。

图1 建筑效果图

结合下部混凝土单元防震缝设置，尽量保证屋盖分缝与防震缝统一，将屋盖分为17个结构单元。主楼屋盖为1个结构单元，如图2所示，主楼屋盖结构模型见图3。

图2 屋盖结构单元划分

图3 主楼屋盖结构模型

结构设计时采用风洞试验报告的风荷载参数。东航站楼结构设计及隔震设计见《西安咸阳国际机场东航站楼结构设计》、《西安咸阳国际机场东航站楼隔震设计》。

2 C区屋盖结构设计

2.1 结构体系

C区大厅钢结构屋盖平面投影为矩形，宽度为286m，长为521m，屋盖设有4道错落的弧形竖向采光天窗，将屋盖在屋脊处分为5个部分，但在屋檐处又合为一体。屋顶最大标高为47.5m，在天窗分界处屋顶标高逐层降低，如图4所示。

图4 建筑剖面图

主楼屋盖中部最大跨度54m，陆侧车道边处雨棚悬挑25m，大屋面中间采光天窗跨度18m，矢高1.8m。网架下部支承于Y形钢管柱以及空陆侧的斜钢管柱上，Y形柱为变截面钢管柱，柱顶支座与屋盖铰接，柱底为刚接。Y形钢管柱下插为十字形型钢混凝土柱。

屋盖均采用正放四角锥网架结构，典型网格尺寸4.5m×4.5m，网架厚度根据跨度不同分为3.4～3.7m。网架杆件采用高频直缝焊接钢管，节点采用焊接球节点，中央采光天窗采用弧形钢梁结构。

2.2 屋盖体系传力分析

2.2.1竖向传力分析

竖向荷载作用下钢屋盖在竖向天窗处的传力如图5所示。不同分区的屋盖只通过两端铰接的天窗竖杆相连，杆件只传递少量竖向力，不传递弯矩。

图5 竖向荷载作用下力流分析示意

通过分析可知，天窗处屋盖受力模式类似悬臂梁，两边竖向支承处杆件轴力较大，天窗竖杆的轴力较小。天窗杆件与竖向Z轴成一定角度，且两端铰接，竖向刚度非常弱，仅能起到一个围护作用。

2.2.2水平传力分析

当水平力沿纵向(Y向)作用时，每个分区屋面有较好的平面内刚度，能够很好地传递水平力。在天窗处，杆件均为铰接，无法传递相邻屋盖的水平力。因此大部分水平力将沿着两侧非天窗处传递至另一个分区屋面，如图6所示。

图6 Y向水平荷载作用下力流分析示意

两侧非天窗处屋盖面积较大，水平力传递虽不直接，但仍能进行有效传递。在纵向柱列处，设置加强桁架，使部分水平力能通过加强桁架进行传递。柱列上的加强桁架增加了不同高度屋面之间的联系，从而提高整体屋面的面内刚度。低区及中区屋面均由4根Y形柱支承，自身属于稳定结构体系，能承担一部分水平力，所以整体屋面结构体系稳定可靠。

通过分析可知，在纵向水平荷载作用下，屋盖在天窗合为一体处的纵向柱列上部杆件受力较大，设计时将此区域杆件加强。

当水平力沿横向(X向)方向作用时，屋面网架内部有较好的平面内刚度，能够很好地传递水平力。在中央天窗处结构为弧形钢梁，平面内刚度较弱，无法有效传递两侧屋盖的水平力。因此在柱列上设置横向加强桁架，使水平力能进行有效传递。

2.3 屋盖结构分析

2.3.1静力荷载分析

屋面荷载标准值取值如下：恒荷载1.2kN/㎡(屋面板，檩条)；活荷载0.5kN/㎡；风荷载根据风洞试验确定，风洞试验模型(图7)比例为1/250，试验时以正北为0°风向角，按逆时针布置，风向角间隔为10°，共36个风向角。雪荷载0.25kN/㎡(50年一遇)。

图7 风洞试验模型

风洞试验分析报告给出了不同风向角下不同区域的风压分布及风振系数分布。最终将风洞试验提供的各个风向角下等效静风荷载施加在结构模型上进行结构计算分析。

屋盖的抗震分析模型分别采用14.5m标高以上钢屋盖+支承柱模型(考虑动力放大系数)和屋盖+下部主体结构的整体模型，进行包络分析。

通过分析可得，屋盖跨中最大挠度145mm，满足《空间网格结构技术规程》(JGJ7—2010)的要求；屋盖悬挑位置在恒荷载+活荷载作用下挠度为227mm，可通过预起拱方式来解决，起拱值为自重+0.5倍恒荷载下的挠度。

恒荷载与活荷载标准组合下屋盖支承柱的竖向最大变形－25mm(负号表示向下)，出现在屋盖中部Y形柱顶；水平最大变形21mm，出现在屋盖中部Y形柱分叉处，侧移比1/762。

2.3.2风荷载分析

风荷载与恒荷载标准组合下悬挑部分最大向上位移为84.7mm，如图8所示，挠跨比为1/537，未超过限值l/250=200mm，风荷载作用下屋盖挠度满足规范要求。

图8 风荷载(270°风向)+恒载作用下屋盖竖向变形图/mm

2.3.3温度作用分析

本工程屋盖为钢结构，东航站楼主屋盖长度为521m，对温度作用较为敏感，对温度作用进行分析，施工阶段:最大温升48℃；最大降温28℃。使用阶段对室内室外不同环境进行区分：室内最大升温28℃，最大降温14℃；室外最大温升28℃，最大降温28℃。温度荷载分项系数取1.5，施工阶段荷载组合为1.3恒荷载+1.5温度作用。

正常使用阶段升温作用下屋顶钢结构最大变形出现在南北向端部，最大变形为61mm，柱顶最大变形为36mm(l/750)。

施工阶段升温作用下屋顶钢结构最大变形出现在南北向端部，最大变形为103mm，柱顶最大变形为80.9mm(l/303)。

2.4 屋盖非线性稳定极限承载力分析

2.4.1不考虑初始缺陷

屋盖钢结构非线性稳定极限承载能力采用有限元软件进行分析，考虑了几何非线性和材料非线性，荷载组合采用1.0恒荷载+0.5活荷载的标准荷载组合。对结构进行特征值屈曲，得到一阶失稳模态为中部的竖向失稳，荷载系数为33.307。

不考虑初始缺陷，结构位移在约2.5倍标准荷载后变形增长较快，可认为结构局部发生破坏，结构的极限荷载因子不小于2.5［7］。

2.4.2考虑初始缺陷

考虑到实际的加工和安装误差，引入了初始缺陷进行极限承载力分析。将整体失稳时的破坏模态作为初始缺陷引入结构初始状态，最大初始缺陷取柱距的1/300。

考虑初始缺陷后结构的极限荷载系数不小于2.4，如图9所示。考虑初始缺陷后结构承载力稍有下降，较不考虑初始缺陷时提前进入到破坏阶段，但是承载力下降不多，该结构对缺陷不敏感。

图9 节点的荷载-位移曲线

2.5 防连续倒塌分析

采用有限元软件进行计算分析，考虑材料非线性及几何非线性，同时考虑生死单元，材料本构采用理想双折线模型，竖向荷载考虑1.0恒荷载+0.5活荷载标准荷载组合。

根据发生偶然事件倒塌的可能性、竖向构件的支承跨度、受荷大小以及失效后引起倒塌可能性的大小，经初步判断与分析，选择靠近车道入口的陆侧角柱失效工况建立分析模型1；选择中央大厅柱失效工况建立模型2，如图10所示，分别进行详细的模拟分析。

图10 失效柱位置示意

陆侧角柱失效后，屋盖局部区域出现挠度迅速增大现象，屋盖的悬挑角部最大位移达到了37m，如图11所示，此数值为分析结果，实际应为屋盖塌落在下方高架桥上，可认为屋盖局部区域丧失承载力，出现局部倒塌。

图11 模型1陆侧角柱失效后屋盖竖向位移时程曲线

防连续倒塌模拟分析结果显示，屋盖局部区域竖向位移迅速增大，屋盖承载力不能满足要求，局部区域杆件塑性应变最大值为0.346，如图12所示。大于钢材极限应变，可认为发生局部区域的倒塌。

图12 模型1陆侧角柱失效后结构塑性应变

模型2分析结果显示其倒塌趋势与模型1类似，倒塌范围限于失效柱上方及相邻跨间，均未出现向周围不断扩散的屋盖整体连续性倒塌，屋盖钢结构体系防连续倒塌能力较好。

2.6 结构多维多点时程分析

东航站楼主楼最大边长521m，属于超长结构，应对该结构进行多点输入地震反应分析以考虑行波效应。目前最常用的是以时程分析方法为依托，考虑地震波传播在时间上的差异，求解多点输入问题。

地震波考虑沿0°和90°两个方向传播，地震激励方向与地震波传播方向垂直。地震观测证实，一般情况下地震动水平视波速大于1000m/s，本项目取1500m/s为视波速进行计算分析。

2.6.1首层剪力对比

通过分析可知，X向地震作用一致激励下的首层剪力为192471kN；多点激励下的首层剪力为160775kN，与一致激励下的首层剪力之比为0.835。Y向地震作用一致激励下的首层剪力为187144kN；多点激励下的首层剪力为176753kN，与一致激励下的首层剪力之比为0.944。

可见，一致激励下的首层剪力均大于多点激励，多点激励的非同步性将引起结构整体平动反应的减小。

2.6.2扭转效应分析

对比多点输入与单点输入情况下的扭转效应，采用扭转角度来反映结构的扭转效应。在屋盖两个方向的中心线上选择两节点A和B，扭转角度分析示意图如图13所示。

图13 扭转角度分析示意图

将这2个节点作为特征点，由于节点A与B的连线在初始模型中平行于总体坐标系的X或Y向，因此可以计算两个节点的位移差，以此来分析结构在多点输入下的扭转效应。

对于屋盖结构，由于其尺度较大，X向主激励时，多点激励下的位移差较一致激励下有明显增大，说明多点激励比一致激励下的扭转效应大。Y向主激励时，多点激励比一致激励下的扭转效应小。对于扭转效应而言，不同激励方向没有相同的变化规律。

2.6.3构件内力分析

根据各工况下的分析结果，对构件的内力或应力予以统计，典型柱位编号位置如图14所示。将水平双向多点输入的计算结果同水平双向一致输入的计算结果进行比较。

图14 屋盖典型柱位编号

对于柱剪力，地震波沿X向传播时(主激励Y向)，行波效应对柱底剪力影响比沿Y向传播时(主激励X向)影响小，且一致激励下的柱底剪力均大于多点激励下的；X向主激励时，影响因子最小为0.73；Y向主激励时，影响因子最小为0.91，如图15所示。

图15 多点激励和一致激励下柱底剪力时程曲线对比

对于柱轴力，地震波沿X向传播时，行波效应对柱底轴力影响无明确规律，部分柱一致激励下的柱底轴力大于多点激励下的，一部分则相反；地震波沿Y向传播时，一致激励下的柱底轴力均大于多点激励下的。

3 Y形柱设计

3.1 Y形柱造型及结构方案

主楼屋盖支承柱较为独特，为Y形，室内效果如图16所示。根据建筑造型，选取了三种结构方案进行对比，如图17所示。

图17 结构方案示意图

方案1，竖直段为由4根箱形分肢组成的格构式柱体，分叉段为由3根分肢组成的格构式柱体。方案2，竖直段为由8根圆管柱组成的编织式柱体，分叉段为由5根分肢组成的格构式柱体。方案3，竖直段采用八边形柱实腹式柱体，分叉段采用六边形实腹式柱体，分叉过渡段为弯扭构件。对比方案1～3后得出，方案1、2刚度较弱，且施工较为复杂，最终选用方案3为实施方案。

3.2 Y形柱分析

利用有限元软件对Y形柱进行有限元分析，柱根部位置截面壁厚60mm。柱根位置的边界条件为完全固定，分析模型考虑网架对柱顶的约束，网架和Y形柱柱端采用运动耦合约束，网架杆件采用B31梁单元进行模拟。考虑恒活荷载为控制荷载。钢材泊松取0.3，屈服强度420N/mm²时，对应塑性应变为0；屈服强度516N/mm²时，对应塑性应变为0.05545，屈服强度597N/mm²时，对应塑性应变为0.1246。

3.2.1竖向刚度及承载力分析

分析结果表明:在设计荷载(最大基本组合)下Y形柱的一阶屈曲模态为平面外方向的侧向失稳，屈曲特征值为4.2413。在1倍设计荷载作用下Y形柱的应力水平基本在355MPa以下，处于弹性范围内，位移很小。持续加大荷载，在2.6倍设计荷载时，Y形柱开始出现大面积屈服，最大应力为597MPa，如图18所示，柱顶位移为2827mm，如图19所示，此时发生极限破坏。柱顶竖向荷载-位移曲线如图20所示。

图18 2.6倍设计荷载作用下Y形柱应力云图/MPa

图19 2.6倍设计荷载作用下Y形柱位移云图/mm

图20 柱顶竖向荷载-位移曲线

3.2.2侧向刚度及承载力分析

分析结果表明，恒荷载+活荷载保持不变，在1倍水平地震作用下Y形柱的应力水平基本在355MPa以下，处于弹性范围内，位移很小；仅将水平地震作用(多遇地震)不断增加，到达到7.4倍水平地震作用后Y形柱变形增长加快，并且出现屈服。继续加载，达到8.8倍水平地震作用时，单元大面积屈服，Y形柱的应力最大为567.6MPa，如图21所示，柱顶最大位移为5375mm，如图22所示，发生极限破坏。柱顶水平荷载-位移曲线如图23所示。

图21 8.8倍水平地震作用下Y形柱应力云图/MPa

图22 8.8倍水平地震作用下Y形柱位移云图/mm

图23 水平地震作用下柱顶水平荷载-位移曲线

4 指廊屋盖设计

指廊屋盖投影为矩形，中间为4m宽采光天窗，端头建筑造型为起伏屋檐，纵向起伏长度约为90m，横向跨度为36m，如图24所示。根据建筑特点及结构合理分析，为最大程度保证建筑通透性，指廊采用折型钢架结构，支承柱列跨度为18m，钢架间距为6m，指廊结构体系示意如图25所示。

图24 指廊建筑造型

图25 指廊结构体系示意

跨度方向钢架采用H型变截面钢梁，柱跨上钢架与钢管混凝土柱连接，中间榀钢架搭在纵向箱形钢梁上，箱形钢梁与柱刚接，以提高箱形钢梁的抗扭刚度，从而减小中间榀钢架的挠度。

5 登机桥结构设计

登机桥基本跨度在30～40m，采用钢桁架方案，结构体系如图26所示，通过结构合理布置使桁架斜杆承受拉力，斜杆采用高强度合金拉杆，从而可以减小构件截面，保证建筑通透性。

图26 登机桥结构体系

登机桥跨度较大，钢结构刚度较低，在顶部设置质量调频阻尼器(TMD)，从而有效保证旅客舒适性。

6 节点设计

Y形柱顶采用销轴与网架进行铰接连接，销轴采用平面外可转动的轴承关节。选取受力较大的柱顶节点进行有限元分析，根据整体模型中荷载最大组合得到柱底内力并施加在模型上。在节点分析时各分支管边界采用刚性约束。采用自由网格划分技术对节点进行网格划分，如图27所示。

图27 柱顶节点结构模型

在1倍标准荷载下该节点较大应力出现在耳板上部接近销轴处及较大弦杆截面交汇区域，应力为165.0～180MPa，极少区域最大为269.03MPa，如图28所示。该节点具有较大刚度，节点的变形很小，最大为0.90mm(图29)，销轴节点具有一定的安全储备，满足《钢结构设计标准》(GB50017—2017)要求。

图28 1倍标准荷载作用下节点应力云图/MPa

图29 1倍标准荷载作用下节点变形云图/mm

对节点持续加载，直至节点破坏，通过构件荷载-位移全过程曲线可以得出极限承载力为设计荷载的7倍，节点承载力满足规范要求，有较高安全储备。

7 结论

(1)经过对西安咸阳国际机场东航站楼主楼屋盖结构进行全面的研究分析可知，三重檐造型屋盖整体结构传力合理，具有较好的整体性，主楼屋盖结构有较高的承载能力，且对初始缺陷不敏感。

(2)西安咸阳国际机场东航站楼主楼屋盖倒塌范围仅限于失效柱上方及相邻跨间，未出现向周围不断扩散的屋盖整体连续性倒塌，有较高的抗连续倒塌能力。

(3)通过多维多点时程分析可知，多点激励下的首层剪力比一致激励的基底总剪力略小；对于构件而言，多点激励与一致激励下的内力相比，有大有小，没有明显规律。

(4)通过对Y形柱的细致分析可知，Y形柱可作为可靠的支承体系在西安咸阳国际机场东航站楼中使用。

本文转自《建筑结构》——西安咸阳国际机场东航站楼钢结构设计，作者扈鹏，曹莉等；仅用于学习分享，如涉及侵权，请联系删除！