网壳结构在体育会展中的应用

网壳结构在体育会展中的应用

1体育场馆及物体结构常州体育中心位于南京市新北区的中心。东临新体育街，南临城北街，北临三河路，西临黄海街，与建设中的公益单元路相邻。该工程规划总用地面积285746m2,总建筑面积189568m2。体育会展中心由体育场、游泳馆、体育馆会展中心(图1)、火炬塔和体育用品商店组成,功能设置能满足国内甲级赛事需要。体育馆为一椭球形建筑,高约37m,长短轴平面投影为120m×80m。地下1层为训练场和车库,上部4层分别设为比赛场、观众看台、观众休息大厅及设备用房等。体育馆建筑面积近2.5万m2,正式比赛时能同时容纳近6000人。体育馆下部主体结构根据建筑高度、使用要求、抗震设防烈度等因素综合考虑,确定采用全现浇钢筋混凝土框架结构体系,主要柱网尺寸为8.4m×7.2m。屋盖采用索承单层网壳结构,屋盖支座通过混凝土环梁支承于下部钢筋混凝土框架上。建筑平、剖面见图2。主体结构抗震设防烈度7度(0.1g),设计地震分组第一组,场地类别Ⅲ类,框架抗震等级二级。会展中心平面为扇形,建筑面积2万m2,建筑形体上与体育馆组合为整体,采用结构设缝的方式将体育馆和会展中心划分为独立的结构单元。屋盖结构采用倒三角形空间管桁架结构。位于会展中心一侧的体育用品商店入口,平面形状为扇形,屋盖采用单层网壳结构。体育馆会展中心基础采用预应力钢筋混凝土管桩,持力层为黏土层。工程已于2008年建成使用,且经受住了2008年的历史罕见特大雪灾考验。2结构自平衡原则选择体育场馆屋盖体系应遵循的原则是:体现结构的力学优势,使其结构构件仅承受轴向拉压力而非弯矩;结构由强度控制而非稳定控制;屋盖结构尽量做到自平衡,以减小对支座边界的依赖性;充分发挥高强材料的优势,提高经济效益;同时还应能满足建筑空间视觉及美观的要求。基于以上原则,比较了下述三种结构形式。2.1单层网壳稳定性单层网壳结构空间杆件较少,使建筑具有轻盈、通透的视觉效果(图3(a))。但单层网壳是一个整体稳定敏感的结构,当要跨越较大跨度时,稳定问题是其最大的制约;由于单层网壳以面内薄膜应力为主,对边界的依赖性很强,会产生较大的水平推力,从而导致下部支承结构构件尺寸过大,构造及施工难度增大,同时会增加造价。2.2竖向撑杆体系索承单层网壳是利用上部壳体刚度大、下部索受拉能力强的各自优势,形成性能优越的新型空间杂交结构体系。具体做法是在一个单层网壳的下面适当的间距和节点处设置各层撑杆,撑杆的上端与单层网壳铰接,下端由径向拉索与单层网壳的下一层节点(即下层撑杆上端)连接,同一层的撑杆下端由环向箍索连接在一起,从而形成一个完整的结构体系。由于索杆体系的引入,当上部网壳在有失稳趋势时,竖向撑杆在施加了预应力的索的支撑下,起到支承作用,可有效阻止网壳的失稳,从而可能跨越更大尺度的空间。同时下部的环索在预应力作用下,约束了边缘支座的运动,起到降低支座水平反力的作用,因此可使下部结构构件尺寸减小,在满足使用功能和建筑视觉美观的同时,取得良好的经济效益(图3(c))。2.3索承单层网壳结构的稳定性管桁架结构由于施工工艺成熟,杆件较双层网格结构的少,近年来被广泛采用。由于管桁架呈单向受力,其优势主要发挥于体育场挑蓬、机场、会展等矩形平面中。当用于椭球形屋盖时,如不设置一定数量的环向杆,其支座水平力会很大,甚至超过单层网壳的;当设置较多环向杆件时,节点处空间杆件相交多,焊缝集中,会使节点构造及施工难度增大。同时,由于结构杆件多,建筑视觉效果也将受到严重影响(图3(b))。表1列出了上述三种结构的支座水平反力、稳定承载力系数及相应的用钢量。从表中可以看出,单层网壳在稳定性达到与索承单层网壳相当时,用钢量为索承单层网壳的1.34倍,支座水平反力为索承单层网壳的3.20~5.1倍;管桁架的用钢量及水平反力则分别为索承单层网壳的1.17倍和2.09倍,当单层网壳结构与索承单层网壳结构具有相同用钢量时,稳定极限承载力系数是索承单层网壳的1/2。索承单层网壳结构的用钢量和支座水平反力均最小,体现出该结构的优越性,并且由于其对下部结构的水平作用力小,还可大大减小下部混凝土结构的材料用量和施工难度。通过对三种结构的比较,常州体育馆屋盖最终采用了性能优越的索承单层网壳结构。目前世界上已经建成的索承单层网壳结构都是采用正圆形平面,该结构是世界上首例采用椭圆形平面的索承单层网壳结构。由于椭圆的不对称性,索的预张力在椭圆长短轴并不完全相同,由此导致设计、施工的难度增大。3地板结构、布局和组成3.1下地壳的网格结构对于大跨度椭球形索承单层网壳,不同的网格布置形式和网格大小对其受力性能和经济性指标均有很大影响。不仅要考虑上部壳体的网格形式,还要考虑下部索杆支撑体系的工作因素。设计采用了中心凯威特-外圈联方形混合网格形式,如图4所示。下部索杆支撑体系采用沿椭圆圆周布置,从最底层环向管开始,每隔一层布置一圈索,共布置6道环索,同时也间隔设置撑杆,每根撑杆底部由两根径向索拉于单层壳的下一层节点上,从而形成一个受力整体。3.2凯威特区域6圈环杆网格设计分析网格大小、结构受力性能、经济性、屋面檩条系统及建筑美观的因素,最终确定凯威特区域6圈环杆,联方形区域8圈环杆的网格,环杆长度由外向中心为7.8~3.1m,径杆长度为4.9~3.7m。3.3区的撑杆对结构刚度的影响撑杆长度即径索夹角的变化会使结构刚度变化,不同区域的撑杆对结构刚度贡献不同。综合考虑结构整体稳定敏感区及建筑空间需要,确定了合理的撑杆长度,由外向中心依次为6.2,6,5.5,5,4.5,4.5m。3.4高强预应力筋下网壳段索截面大小关系到预应力值的建立和施工张拉难度。环索和径索截面改变对结构性能影响规律是不同的,同时也影响结构的经济性。设计时,综合考虑各种因素,确定由外向内各环索依次采用199ϕ5(直径77mm),199ϕ5(直径77mm),85ϕ5(直径50mm),85ϕ5(直径50mm),55ϕ5(直径41.1mm),55ϕ5(直径41.1mm)高强钢丝束,径索采用85ϕ5(直径50mm)高强钢丝束,其抗拉强度标准值fk=1670MPa。上部单层网壳中大部分环杆受拉,径杆受压,根据受力计算,径杆的截面尺寸大于环杆的。从构件受力方面考虑连接,希望受拉环杆连续贯通,受压径管分段相贯于环杆上。但从连接节点构造要求,小管径无法被大管径杆件相贯,并且该结构部分节点与撑杆相连,受力复杂,节点异形,因此综合考虑节点受力、构造、美观等因素,取环、径杆直径相同,采用铸钢节点连接。网壳杆件采用Q345B钢材,环、径杆截面为ϕ273×8~ϕ273×16,撑杆截面为ϕ140×10。4环索索力分析采用索承单层网壳除可以提高结构的稳定性外,另一个目的就是通过对索张拉、建立预应力,从而消除或减小结构的支座水平反力。由于椭圆形的不对称性,导致椭圆形屋盖无法像正圆形屋盖那样同时保证结构在长短轴的水平反力为零。计算显示,当短轴反力为零时,长轴的支座反力为拉力270kN(支座对屋盖施加离心方向的力称为拉力);当保证长轴反力为零时,短轴反力则为压力410kN(支座对屋盖施加向心方向的力称为压力)。因此合理的索预应力应当介于上述两种情况之间,即长轴水平反力为拉力,短轴水平反力为压力,而当拉、压力值均较小时,所对应的索力为最优索力。通过对多组索预应力的计算,分析长短轴支座水平反力的变化规律,得到了该椭圆形索承单层网壳的最优索力分布值为长轴支座水平拉力为144kN,短轴支座水平压力为283kN。确定了最优索力后,对该结构进行整体静力计算,计算模拟施工顺序,分析分两步:第一步,考虑结构在预应力及自重作用下的受力过程,即为施工张拉完成后的受力状态;第二步以第一步计算结果为起始条件,考虑结构在多个外部荷载作用下的受力过程,为结构使用中的受力状态。考虑的外部荷载包括恒载、活载、风荷载、温度荷载及地震作用,同时作为大跨度空间结构,还分别考虑了对称长短轴布置的半跨活荷载的不利影响,各状态下环索索力结果见表2。计算显示(图5),在各工况组合下,索承单层网壳最大位移为61mm(L/1311,L为短轴跨度),位于结构顶部长轴方向第2,3道环杆之间,其余部位位移值依次减小。最大索力为1749kN,位于最外圈环索上。网壳杆件的内力最大值为-1114kN(位于短轴支座附近径杆)和-780kN(位于长轴支座附近径杆),此处负号代表压力,后同;最大应力比为0.802。从图6杆件内力图中可以看到,网壳中心区域(第1~4道)环杆内力较大,中部区域(第5~10道)环杆内力稍小,外部区域(第11~14道)环杆内力值增幅较大,尤其支座处的杆件内力陡然上升到其内一环杆件内力的1.75倍。同时还可看出,在中心区域长轴上环杆较短轴上环杆的内力大,外部区域短轴上环杆较长轴上环杆的内力大。网壳中部区域杆件由于要满足稳定性要求,杆件应力水平较低,应力比约为0.4~0.6。屋盖结构的用钢量按投影面积计算为76kg/m2,按展开面积计算为59kg/m2。5网壳屈曲分析对于索承单层网壳,稳定性分析是非常重要的内容。由分析可知该工程索承单层网壳对不对称荷载不敏感,故全过程分析按满跨均布荷载进行。分析时考虑了初始几何缺陷的影响,取结构最低阶屈曲模态作为初始缺陷分布模态,即采用一致缺陷模态法进行缺陷分析,缺陷的最大值按网壳短轴跨度的1/300考虑。计算中考虑结构非线性,材料为线性。计算采用弧长法求解后屈曲问题,收敛标准是同时要求位移增量和不平衡力都小于给定的精度范围。对该索承单层网壳稳定性能的计算分析发现,其稳定性与结构的屈曲模态直接相关。当网壳全部采用等截面杆件时,屈曲发生在短轴两侧,沿网壳竖向距支座1/3跨度处。此处的杆件由于靠近支座,内力较大,应力水平较高,如果网壳屈曲发生在该区域,杆件在屈曲变形时,叠加高应力因素,极易使此处的杆件破坏。从体系性态角度看,结构支座区域应为重要部位,安全度应提高。同时从结构维修角度来看,如网壳因为屈曲产生小的损坏,更换高应力区的杆件,相比于更换低应力区的更易产生问题。如果将结构屈曲区域控制在网壳顶部,众所周知,此处为网壳结构的稳定敏感区域,极易发生屈曲,通过稳定性分析可知,如屈曲发生在该区域,结构的稳定系数相对于屈曲发生在其他区域要低,所以也应避免。针对上述情况,失稳区域应避开网壳顶部中心敏感区和下部支座构件高应力区域,而控制在网壳高度的2/3处时,可做到以较小的代价换取较好的结构性能,满足安全要求。设计中增大顶部中心和下部支座区域的杆件截面,减小2/3高度处的杆件截面,成功地将屈曲部位控制在预定的区域,在满足结构稳定性要求的同时,降低了钢材用量,取得了良好的结构性态和经济效益。该索承单层网壳不考虑初始缺陷时,特征值稳定性系数为11.34,几何非线性稳定性分析极限承载力系数为8.85;考虑初始缺陷后,特征值稳定性系数为6.9,几何非线性稳定性分析极限承载力系数为5.61,满足要求。图7为考虑初始缺陷及几何非线性稳定性分析的荷载-位移曲线。考虑几何及材料双非线性时,极限承载力系数达到2.4时,材料进入塑性;极限承载力系数达到3.1时,结构发生屈曲破坏。6多振型叠加法分析思路与北京工业大学合作对该索承单层网壳结构进行了动力分析。采用多种方法计算地震反应,包括反应谱法、单维和多维时程分析法、单维和多维虚拟激励随机振动分析法;进行了不同方向地震作用下的响应分析,包括分别考虑X,Y,Z三个方向的单维地震作用,同时考虑XYZ三维地震作用(X0.85YZ和Y0.85XZ);计算分析模型采用了仅有上部索承单层网壳结构和上部网壳与下部混凝土支承结构共同工作的整体模型。分析得到以下结论:1)该工程的索承单层网壳结构自振频率非常密集,地震响应分析时宜选用考虑振型相关性及多维地震分量相关性的分析方法,在用振型叠加法时应取更多振型,本例计算采用了35个振型;2)大部分杆件的多维地震响应大于单维地震响应,应进行多维地震响应分析;3)由于短轴刚度大,短轴上环杆的地震内力响应相比长轴上环杆内力值大;4)整体模型相比单体模型计算的外环区域环杆地震内力值增幅大,且对长轴上环杆的影响大于短轴杆件,按整体模型进行抗震分析是必要的。由抗震分析可知,大部分杆件地震作用效应与静力作用效应相比较小,但个别杆件地震作用效应已接近静力作用效应。7网壳结构的科学试验研究作为国际、国内第一个大跨度椭球形索承单层网壳结构,在设计和施工上尚无先例,在完成详细理论分析的同时,进行科学的试验也是必要的,对该结构进行了三个方面的试验研究。7.1结构体系的施工方法选择及张拉地方政府及地区的环境与北京市建筑工程研究院、东南大学合作,对该工程索承单层网壳屋盖结构进行了1∶10的缩尺模型试验(图8)。通过结构承载力试验验证了结构的安全性及设计的正确性和合理性。通过对张拉过程及张拉方法进行的理论计算与试验研究,选择适合该结构体系的施工方法,并为张拉力幅值、张拉顺序、张拉点数量及位置等合理施工方案的确定提供了依据。同时,整体模型试验揭示了随着荷载的增加,环向索和下层径向索索力变化较小,上层径向索的索力则有明显的变化;随着荷载增加到设计荷载的2倍时,部分环向杆和径向杆的内力产生突变,此时部分杆件已经产生屈服;当荷载增加至2.7倍设计荷载时,模型结构出现了部分塌陷,发生局部失稳,此时,已反映结构的几何非线性及材料非线性属性,并说明该结构的稳定极限承载力大于其强度极限承载力;模型结构的位移特点为随着荷载增加,水平面内节点沿径向整体向外移动,短轴方向的平均水平位移大于长轴方向的,在竖直方向结构整体向下位移。7.2铸钢节点的设计一般的钢管相贯焊接节点很难保证单层网壳要求的节点刚性连接,同时撑杆的上节点处由于撑杆轴力导致该节点的受力较为复杂,存在轴力和局部弯矩共同作用,因此采用了铸钢节点。与天津大学合作,选取了具有典型代表性的铸钢节点进行节点承载力试验(图9),验证了结构中该类节点的安全性。7.3斜拉索施工张拉点设置该结构施工张拉工艺采用环索张拉为主,在每道环索上均匀间隔几个撑杆设置张拉点,依靠环索在撑杆节点内的滑动,对整个体系建立预应力。选取最外环环索转角最大处即摩擦损失最大的铸钢索夹节点进行摩擦损失及承载力足尺节点试验研究(图10)。根据试验结果得出:通过在铸钢索夹内孔中设置四氟乙烯板及不锈钢片形成的低摩阻铸钢索夹,可保证实际张拉过程中环索的可滑动性,并减小索夹的摩擦损失,降低摩阻力。综合考虑张拉施工的可操作性和索夹摩擦损失因素,确定施工张拉点数量及位置为外圈4道环索上每道均匀设置8个张拉点(图11),使得每两个张拉点间仅有3个可滑动索夹节点,2个被动张拉索段,以减少索力传递路径,中心区域2道环索每道均匀设置4个张拉点,同时依据索夹摩擦损失进行张拉力的调整,保证预应力的有效建立。该索夹在设计工况下应力测点的最大应力值约为180MPa,表明该索夹处于弹性工作状态,具有足够的安全度,能够保证索杆系各构件之间内力的有效传递。8施工模拟分析8.1同步张拉工艺及张拉过程在传统的结构设计中一般不考虑施工过程和方法对结构性能的影响,但由于索结构具有很强的非保守性,因此不同的索安装方法和预应力导入方式及次序,都会对结构的几何形状、预应力分布大小产生很大的影响,甚至导致初始设计面目全非,因此在设计阶段进行施工过程的计算模拟分析是必不可少的。拉索的索力随施工过程和使用过程中荷载的变化而不断变化,索力一般要经历三种状态:初始状态(放样状态)、预应力态和荷载态。在张拉过程中,整个结构需经历前两种状态,使用过程中则经历第三种状态,结构中拉索和撑杆的内力、结构位移均在变化。在确定索施加的初始应变后,计算出结构在自重作用下索力的重分布,得到设计预应力态,然后采用“倒拆法”(逆环索张拉顺序,逐步放松各圈环索,记录每步的环索内力值作为张拉过程中的控制内力值)进行张拉过程分析。计算发现,张拉过程中,后续各环的张拉会增加已张拉各环的索力和撑杆内力,但增加量较小,即各环之间拉索张拉影响较小。因此施工过程中张拉力会略小于设计预应力态下的索力和撑杆力,随着后续各环的张拉,索力和撑杆力最终达到设计预应力。为控制环索的线形,保证撑杆垂直度和环索索力的均匀性,同环环索须同步分级张拉,并对环索张拉实行双控,即控制张拉力和张拉索段的长度。同步张拉程序分四个阶段:初张拉(控制拉索索段长度为主)张拉力为0→25%设计预应力→50%设计预应力,精调(控制环索索力为主)的张拉力50%设计预应力→75%设计预应力→100%设计预应力,并结合摩擦损失因素进行调整。国内、外已建工程通常采用调节撑杆长度或张拉环索来达到张拉成形的目的。该工程撑杆长度较长,如采用调节撑杆法,撑杆增长过程中位置自由变化,要保证杆件稳定性有难度,并且对撑杆下端节点的构造有特殊要求,增加了制作难度,因此调节撑杆法不适合该工程。通过计算机及整体模型试验对预应力张拉顺序、预应力导入方式进行详细的分析,提出“环索张拉为主,径索调节为辅”的张拉成形工艺。首先挂索,在索上施加一个最低拉力将索张紧,此时撑杆向外有微小倾斜角度;然后由外环向内环依次张拉环索至各环施工控制应力,张拉过程中,撑杆逐步运动到最后成形位置,