苏州火车站大跨度屋盖结构设计

第 42 卷 第 1 期 2012 年 1 月 建 筑 结 构 Building Structure Vol． 42 No． 1 Jan． 2012 苏州火车站大跨度屋盖结构 范 重， 彭 翼， 赵长军 (中国建筑设计研究院，北京 100044) ［摘要］ 大跨度空间菱形桁架是基于建筑造型产生的一种新型桁架形式。详细介绍了苏州火车站空间菱形交叉 桁架屋盖结构体系的设计要点，包括结构体系的布置特点、荷载取值、静动力分析、施工模拟分析、防连续倒塌分析 及多维多点输入分析等，相关分析方法以及专项计算结果可供类似结构的分析、设计参考。 ［关键词］ 空间菱形桁架;施工模拟分析;防连续倒塌;多点输入 中图分类号:TU391. 3 文献标识码:A 文章编号:1002-848X(2012)01-0030-07 Design on the large span roof structure of Suzhou Railway Station Fan Zhong，Peng Yi，Zhao Changjun (China Architecture Design ＆ Research Group，Beijing 100044，China) Abstract:Based on the architectural scheme，a new type of the large span spatial rhombic truss is adopted in Suzhou Railway Station． The main design points about the spatial cross-coupling rhombic truss were introduced，including the structure arrangement， load calculation， static and dynamic analysis， construction simulation analysis， analysis of preventing sequential collapse，analysis of multi-support and multi-dimension excitations． The analysis methods and some conclusions are useful for the similar projects． Keywords:spatial rhombic truss; construction simulation analysis; preventing sequential collapse; multi-support excitations 作者简介:范重，教授级高级工程师，一级注册结构工程师，Email: fanz@ cadg． cn。 1 工程概况 苏州火车站改造工程属原址改扩建项目，改造 后的苏州火车站客运用房地下 3 层、地上 2 层。地 面以上由北站房、南站房与候车大厅组成。北站房 大厅的室内空间高达 3 层，南站房结合广场，为开放 式的半室外空间。地上层 2 为高架层，楼面标高为 8. 700m，高架候车大厅将南、北站房连为整体，屋脊 结构标高为 31. 250m。首层为站台层，楼面标高为 ± 0. 000m，设有 7 座站台，站台标高 － 0. 150m。地 下层 1 为地下出站通道层，楼面标高 － 11. 550m。 地下层 2 是地铁 2 号线站台层和 4 号线的站厅层， 地下层 3 是地铁 4 号线的站台层和设备及管理用 房。建筑效果图如图 1 所示。 图 1 苏州火车站建筑效果图 站房建筑根据原定铁路运行的工艺要求分为两 期建设。后因沪宁城际铁路开工建设，原定建设方 案无法组织实施，从而调整了施工进度，经研究增设 了过渡。根据新的建设方案对苏州站改造工程 Ⅰ期与Ⅱ期的分界线进行了重新调整，将Ⅰ期(北 区)站房下部混凝土结构与站房大跨度钢结构向南 延伸 22m 作为过渡区，待过渡区完成卸载后再进行 南区剩余部分建设。南区施工期间，北区和过渡区 保持正常运营。全部工程完成后整个车站进入正常 运营状态。 2 屋盖结构体系设计 2. 1 屋盖结构特点 (1)超大面积、超大跨度 大跨度屋盖平面呈“工”字形，平面尺度与跨度 均很大，南北方向最大长度为 352. 2m，东西方向最 大长度为 198m。整个大跨度屋盖结构支承在 16 组 V 形斜柱之上，斜柱通过抗震球形支座与下部混凝 土柱顶相连，东西向柱距 88 ～ 132m，南北向柱距 22 ～ 56. 2m。结构布置图如图 2 所示。 (2)节点复杂 屋盖空间桁架采用圆钢管，由于桁架截面为菱 形，导致中弦节点出现最多有 12 根杆件汇交的情 况，节点形式和构造都比较复杂。为缩短订货周期、 降低工程造价，在钢管交汇处主要采用相贯焊接节 点，并在节点部位采用设置加劲肋等方式进行节点 域补强，确保满足“等强连接”。对于内力巨大，几 第 42 卷 第 1 期 范 重，等 ．苏州火车站大跨度屋盖结构设计 图 2 苏州火车站站房屋盖结构布置图 何构型特别复杂的部位采用铸钢节点。节点设计方 法在国内外钢结构设计规范中均无相应规定，采用 有限元分析与试验研究相结合的方式进行设计。 (3)分期施工 根据铁路运行的工艺要求，站房建筑分北区、过 渡区与南区进行分阶段建设。由于苏州火车站屋盖 结构为超大型空间结构，构件内力很大，分期施工对 屋盖钢结构构件在重力荷载作用下的内力将产生明 显影响。设计中需根据不同阶段分别进行结构的设 计与计算，确保各阶段的使用功能与安全性。 2. 2 屋盖结构布置 (1)屋盖结构采用双向布置的空间菱形桁架结 构，桁架单元宽 11m，高 8m。为了满足建筑造型与 采光要求，菱形桁架在屋盖短向采用整体密排方式， 南北区分别为 12 榀，在屋盖长轴方向柱顶位置布置 纵向联系桁架。中弦层除纵向弦杆外，还设置了纵 向系杆以增加密排桁架的纵向连接，增强屋盖结构 的整体性与抗侧刚度。 (2)由于结构跨度较大，实际施工中将每榀桁 架按 1%双向预起拱，以有效控制屋盖挠度。为确 保分析的精确性，在计算分析中真实模拟了屋盖结 构的起拱状态。 2. 3 考虑阶段施工的模拟分析模型 (1)过渡柱的设置 为了满足工程的建造和使用要求，并减小分期 建设屋盖钢结构合拢的难度，在北区及过渡区靠近 分界线的位置各设置两个过渡支座(图 2(a)中的 C 支座) ，总共 4 个过渡支座，以减小钢结构在合拢部 位的变形。 (2)施工模拟分析 根据本项目进度要求，北区站房混凝土结构与 屋盖钢结构先行施工，过渡区的混凝土结构与屋盖 钢结构随后施工，最后进行南区混凝土结构与屋盖 钢结构的施工。协调好混凝土结构施工与钢结构安 装的关系，对保证连续施工与钢结构的顺利安装具 有重大的意义。分析过程中除考虑了分期施工对屋 13 建 筑 结 构 2012 年 盖钢结构构件在重力荷载作用下的内力产生的明显 影响外，还深入考虑了各榀空间桁架的安装温度和 合拢温度对结构挠度及杆件应力的影响。 2. 4 构件截面类型 屋盖结构构件主要采用圆钢管，当直径不大于 400mm 时均采用无缝钢管，材质为 Q345C。当直径 大于 400mm 时，可采用焊接直缝钢管，材质为 Q345C。主要采用的构件规格如 1 所示。 站房屋盖钢结构杆件规格 表 1 部位 规格 上弦杆 402 × 14，500 × 14，500 × 16，500 × 30 下弦杆 402 × 14，500 × 14，500 × 16， 500 × 20，500 × 25，500 × 30 中层弦杆 402 × 14，500 × 14 中弦层支撑 219 × 12，273 × 12，273 × 14 上层腹杆 219 × 10，219 × 12，273 × 12， 273 × 14，402 × 14，500 × 25 下层腹杆 219 × 10，219 × 12，273 × 12，273 × 14，402 × 14， 500 × 16，500 × 20，500 × 25，500 × 30，600 × 30 小斜柱 650 × 30，650 × 40，800 × 30，800 × 50 大斜柱 1 000 × 40，1 000 × 50 一期站房临时支撑 500 × 14 2. 5 计算软件 采用 SAP2000(中文版)作为整体模型设计分 析软件，采用通用有限元软件 ANSYS 进行节点计算 分析。整体模型中包括了上部屋盖结构所有杆件与 下部混凝土结构。模型根据实际结构在横向进行了 1%起拱，以更精确地对结构进行计算分析。计算模 型如图 3 所示。 图 3 分析模型 3 荷载与作用 3. 1 设计使用年限与安全等级 结构的设计基准期为 50 年，结构耐久性设计年 限为 100 年，建筑结构的安全等级为一级，抗震设防 烈度 6 度，建筑抗震设防类别为乙类，地基基础设计 等级为甲级，建筑耐火等级为一级。 3. 2 恒荷载与活荷载(雪荷载、积水荷载) 3. 2. 1 恒荷载 金属屋面板范围建筑做法总重 0. 75kN /m2，玻 璃天窗范围建筑做法总重 1. 382kN /m2;钢结构屋盖 与屋盖水平支撑体系的自重由程序自动计算生成， 并考虑节点引起的结构自重 1. 1 倍增大系数;给排 水专业恒荷载取 0. 15kN /m2，暖通专业吊挂荷载取 0. 10kN /m2，照明、音响、标识、电缆(桥架)等取 0. 15kN /m2，设备专业总荷载按照 0. 40kN /m2 取值。 3. 2. 2 活荷载 屋面活荷载(检修荷载)标准值 0. 30kN /m2。 积水荷载:屋面排水主要采用内排水方案，结构起拱 1%，应适当考虑屋面积水的可能性，取 0. 30kN /m2 (与雪荷载、检修荷载不同时发生)。 3. 2. 3 雪荷载 基本雪压:50 年重现期 S0 = 0. 40kN /m 2，100 年 重现期 S0 = 0. 45kN /m 2。屋面板和檩条按积雪不均 匀分布的最不利情况采用，根据《建筑结构荷载规 范》(GB 50009—2001)表 6. 2. 1 第 7 项的规定屋面 积雪系数 μ r = 1. 4。屋盖结构按照积雪全跨均匀分 布考虑。雪荷载准永久值系数分区为Ⅲ。雪荷载与 积水荷载、检修荷载不同时发生。 3. 3 风洞试验与风荷载取值 苏州火车站屋盖跨度较大，屋盖上、下表面均呈 齿形，且室外悬挑部分较多，由于涡旋气流的相互干 扰，某些部位的局部风压可能会显著增大，站房及屋 盖的风压分布情况非常复杂，在现行的《建筑结构 荷载规范》(GB 50009—2001)中没有给出相应的风 荷载体型系数，因此需要通过风洞试验确定建筑表 面的实际风压分布情况与结构风振响应，为确定主 体钢结构与幕墙结构的风荷载提供设计依据。试验 模型缩尺比例为 1 ∶ 240，模型如图 4 所示。压力系 数分区如图 5 所示。 苏州火车站工程的基本风压按 100 年重现期 w0 = 0. 45kN /m 2 取值，地面粗糙度 C 类。风荷载的 施加利用《苏州站站房风致振动分析》提供的 等效静风荷载分区取值图，采用分块加载的方式。 根据风洞试验的结果，确定 5 个最不利风向角:0°， 90°，170°，180°，270°。各风向角下的等效静风压如 表 2 所示。 3. 4 温度作用 计算温差 ± 35℃(钢结构施工安装时的校准温 23 第 42 卷 第 1 期 范 重，等 ．苏州火车站大跨度屋盖结构设计 图 4 风洞试验模型 图 5 压力系数分块取值示意图 各风向角下的等效静风压荷载 / kN /m2 表 2 板块号 0° 90° 170° 180° 270° 板块号 0° 90° 170° 180° 270° 1 － 0. 09 0. 01 － 1. 44 － 1. 40 0. 03 27 － 0. 29 － 0. 54 0. 01 0. 12 － 0. 02 2 0. 04 0. 04 － 1. 96 － 1. 94 0. 08 28 － 0. 24 － 0. 75 － 0. 01 0. 03 － 0. 04 3 0. 06 0. 07 － 1. 79 － 1. 78 0. 09 29 － 0. 66 － 0. 54 0. 07 0. 10 － 0. 04 4 0. 03 0. 08 － 1. 46 － 1. 42 0. 08 30 － 0. 09 0. 03 － 1. 41 － 1. 39 0. 01 5 － 0. 34 － 0. 23 － 0. 52 － 0. 50 － 0. 28 31 0. 04 0. 09 － 2. 19 － 2. 17 0. 05 6 － 0. 39 － 0. 33 － 0. 62 － 0. 57 － 0. 34 32 0. 06 0. 09 － 1. 82 － 1. 82 0. 07 7 － 0. 30 － 0. 25 － 0. 33 － 0. 31 － 0. 30 33 0. 03 0. 09 － 1. 41 － 1. 40 0. 07 8 － 0. 36 － 0. 35 － 0. 40 － 0. 37 － 0. 35 34 － 0. 33 － 0. 28 － 0. 51 － 0. 50 － 0. 23 9 － 0. 45 － 0. 23 － 0. 33 － 0. 31 － 0. 22 35 － 0. 40 － 0. 35 － 0. 59 － 0. 57 － 0. 33 10 － 0. 47 － 0. 30 － 0. 41 － 0. 38 － 0. 30 36 － 0. 29 － 0. 29 － 0. 31 － 0. 29 － 0. 25 11 － 1. 20 － 0. 05 － 0. 09 － 0. 09 0. 07 37 － 0. 35 － 0. 34 － 0. 37 － 0. 36 － 0. 34 12 － 1. 52 0 0. 06 0. 07 0. 06 38 － 0. 46 － 0. 22 － 0. 32 － 0. 32 － 0. 23 13 － 1. 82 0. 06 － 0. 04 0. 04 0. 05 39 － 0. 50 － 0. 30 － 0. 39 － 0. 38 － 0. 30 14 － 1. 13 0. 07 － 0. 17 － 0. 11 0 40 － 1. 18 0. 08 － 0. 04 － 0. 09 － 0. 04 15 0. 07 0. 17 － 1. 19 － 1. 12 0. 10 41 － 1. 55 0. 07 0. 07 0. 07 0 16 － 0. 07 － 0. 05 － 0. 92 － 0. 89 0. 05 42 － 1. 81 0. 07 0. 03 0. 04 0. 05 17 0. 09 － 0. 12 － 0. 66 － 0. 60 0. 11 43 － 1. 12 0 － 0. 13 － 0. 10 0. 06 18 － 0. 09 － 0. 35 － 0. 11 － 0. 12 0. 06 44 0. 07 0. 10 － 1. 03 － 1. 07 0. 16 19 0 － 0. 37 0. 08 0. 07 0. 05 45 － 0. 07 0. 05 － 0. 85 － 0. 91 － 0. 05 20 － 0. 12 － 0. 38 0. 09 0. 11 0. 07 46 0. 09 0. 12 － 0. 53 － 0. 61 － 0. 12 21 － 0. 17 － 0. 17 0. 02 0. 09 0. 13 47 － 0. 08 0. 05 － 0. 07 － 0. 11 － 0. 35 22 － 0. 71 0. 04 － 0. 01 0. 07 0. 16 48 0 0. 05 0. 09 0. 07 － 0. 37 23 － 0. 89 0. 06 － 0. 08 0. 03 0. 15 49 － 0. 11 0. 07 0. 10 0. 11 － 0. 37 24 0. 10 － 0. 64 － 0. 94 － 0. 88 － 0. 08 50 － 0. 18 0. 13 0. 10 0. 09 － 0. 16 25 0. 05 － 0. 76 － 0. 92 － 0. 70 － 0. 09 51 － 0. 70 0. 17 0. 04 0. 07 0. 04 26 0. 03 － 0. 51 － 0. 42 － 0. 27 － 0. 12 52 － 0. 88 0. 15 0. 10 0. 03 0. 05 度与使用过程中温度的最大差值，仅考虑钢结构部 分)。温度场需考虑室内外温差的影响。夏季室内 外最大温差 + 15℃，冬季室内外最大温差 － 20℃。 钢结构的室外环境包括屋顶外露部分杆件太阳辐射 的影响，可以考虑局部包覆保温 /隔热材料及涂装浅 色面漆的方式降低太阳辐射热的效应。 3. 5 地震作用 水平地震作用按规范规定采用谱分析法计算， 竖向地震作用参照文［1］中有关竖向地震作用规定 计算。设防烈度为 6 度(0. 05g) ;设计地震分组为 第一组;建筑场地类别为Ⅲ类。 3. 6 荷载工况组合 非抗震工况荷载组合与抗震工况荷载组合分别 如表 3，4 所示。 4 主要计算结果 4. 1 动力特性 计算结果表明结构特征周期非常密集。结构周 期如表 5 所示。X 向质量参与系数为 1，Y 向质量参 33 建 筑 结 构 2012 年 非抗震工况的荷载组合 表 3 序号 组合公式 检验标准 1. 1 1. 0 恒 构件正常使用检验: 2. 1 1. 0 活(均布) 弦杆挠度≤L /400 3. 1 1. 0 恒 + 1. 0 活(均布) 腹杆挠度≤L /250 4. 1 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 雪) 4. 2 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 雪)－ 35℃ 4. 3 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 雪 + 0. 84 风) 4. 4 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 雪 + 0. 84 风)－ 35℃ 5. 1 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 风 + 0. 98 雪) 5. 2 γ0(1. 2 恒 + 1. 4 风 + 0. 98 雪)－ 35℃ 6. 1 γ0(0. 8 恒 + 1. 4 风) 6. 2 γ0(0. 8 恒 + 1. 4 风)－ 35℃ 7. 1 γ0(1. 2 恒)+ 35℃ 7. 2 γ0(1. 2 恒)－ 35℃ 8. 1 γ0(1. 35 恒 + 0. 98 雪) 8. 2 γ0(1. 35 恒 + 0. 98 雪)－ 35℃ 8. 3 γ0(1. 35 恒 + 0. 98 雪 + 0. 84 风) 8. 4 γ0(1. 35 恒 + 0. 98 雪 + 0. 84 风)－ 35℃ 9. 1 γ0(1. 35 恒)+ 35℃ 9. 2 γ0(1. 35 恒)－ 35℃ 构件承载力检验: γ0 S≤R 其中:S 为荷载效 应组合设计值;R 为结构构件承载 力设计值;γ0 为 结构重要性系数， γ0 = 1. 1。 抗震工况的荷载组合 表 4 组合类别 序号 组合公式 备注 常遇地 震作用 10. 1 10. 2 10. 3 10. 4 10. 5 10. 6 10. 7 10. 8 10. 9 10. 10 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E x 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E y 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E z 1. 0(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E x 1. 0(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E y 1. 0(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E z 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E x ± 0. 5E z 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E y ± 0. 5E z 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E z ± 0. 5E x 1. 2(恒 + 0. 5 活)± 1. 3E z ± 0. 5E y － 中震地 震作用 11. 1 11. 2 1. 0(恒 + 0. 5 活)± 1. 0E x 1. 0(恒 + 0. 5 活)± 1. 0E y 材料分项 系数为 1. 0 与系数为 0. 99，Z 向质量参与系数为 0. 97，RZ 向质 量参与系数为 0. 99。结构的前 4 阶模态变形如图 6 所示。 结构前 10 阶周期 表 5 振型 1 2 3 4 5 周期 / s 1. 159 1. 110 1. 057 0. 939 0. 898 振型 6 7 8 9 10 周期 / s 0. 855 0. 827 0. 766 0. 757 0. 712 4. 2 阶段施工模拟分析 分析比较了整个结构一次加载和考虑施工模拟 分阶段加载结构杆件内力变化。部分比较结果见表 6。在支座附近的腹杆处，分阶段加载比一次加载杆 件轴向力最大高出 10. 6%，大部分杆件内力差值在 5%以内。 4. 3 杆件优化与应力比分析 对结构不同部位杆件应力比进行了统计，杆件 图 6 结构前 4 阶模态变形 不同加载方式杆件轴力比较 表 6 位置 杆件 编号 一次加载 P / kN 分阶段加载 P / kN 百分比 /% 上弦杆 下弦杆 上层腹杆 下层腹杆 8590 － 3 370. 573 － 3 372. 900 0. 069 8610 － 2 743. 366 － 2 756. 131 0. 465 8723 － 2 725. 449 － 2 698. 112 － 1. 003 8756 － 1 400. 541 － 1 398. 055 － 0. 178 9207 2 003. 517 2 022. 736 0. 959 9237 1 587. 151 1 586. 821 － 0. 021 9332 － 1 050. 754 － 1 006. 707 － 4. 192 9422 － 2 076. 458 － 2 135. 456 2. 841 13106 － 188. 580 － 182. 108 － 3. 432 13277 － 328. 549 － 355. 230 8. 121 14265 － 1 111. 974 － 1 230. 467 10. 656 14676 － 159. 322 － 157. 712 － 1. 011 13272 323. 330 319. 827 － 1. 083 14150 395. 136 400. 716 1. 412 14397 － 1 520. 300 － 1 520. 058 － 0. 016 14398 － 6 502. 841 － 6 463. 356 － 0. 607 最大应力比见表 7。结构各部位杆件均满足应力比 限值要求。 为了考虑活荷载不利布置，同时进行了活荷载 半跨布置时的计算分析。活荷载为东半跨布置时， 计算所得应力比见表 8。 杆件应力比 表 7 部位 上弦 中弦 下弦 上腹杆 最大应力比 0. 700 0. 650 0. 704 0. 850 部位 下腹杆 系杆 小斜柱 大斜柱 最大应力比 0. 846 0. 650 0. 730 0. 731 活荷载东半跨布置杆件应力比 表 8 部位 上弦 中弦 下弦 上腹杆 最大应力比 0. 680 0. 625 0. 694 0. 894 部位 下腹杆 系杆 小斜柱 大斜柱 最大应力比 0. 835 0. 630 0. 730 0. 735 43 第 42 卷 第 1 期 范 重，等 ．苏州火车站大跨度屋盖结构设计 4. 4 防止连续倒塌分析 小斜柱与大斜柱是屋盖结构的重要支撑构件， 关键支撑构件失效可能会导致其他构件连续失效。 对结构进行了失效模拟分析，分析中考虑构件的非 线性行为，采用集中塑性铰模型模拟构件的弹塑性 性能，其广义力(轴力或弯矩)-广义位移(轴向变形 或转角)关系曲线如图 7 所示。图中，Q 和 Q y 表示 塑性铰的广义力和广义屈服力;Δ 和 Δ y 表示塑性铰 的广义位移和广义屈服位移;A 为起始原点，B 为屈 服点，C 为极限承载力点，D 为破坏后塑性铰的残余 强度 点，E 为 塑 性 铰 失 效 点。 IO (Immediate Occupancy)表示构件可立即使用;LS(Life Safety)表 示生命安全;CP(Collapse Prevention)表示构件严重 破坏，但构件尚能承受重力荷载而避免倒塌。 采用材料强度标准值计算塑性铰的屈服轴力和 屈服弯矩。根据构件的受力特点，定义两种塑性铰: P 型铰和 PMM 型铰。P 型铰用于承受轴向力为主 的构件，设置在构件中部;PMM 型铰用于承受轴向 力和弯矩为主的构件，设置在构件端部。根据结构 中不同构件的重要性、受力特点及可能产生的破坏 方式，定义不同的塑性铰类型和参数。 图 7 塑性铰广义力-广义位移关系曲线 (1)小斜柱失效 采用施工模拟方法，模拟一根小斜柱突然失效， 分析结构在自重及自重 +活载下的构件反应。分析 中考虑材料非线性。弦杆两端指定 PMM 耦合铰， 弦杆、腹杆中间指定轴力铰。分析表明，只在与小斜 柱相连的下层腹杆出现塑性铰，但塑性发展程度不 高，塑性铰刚刚达到屈服点 B，塑性铰分布如图 8 所 示。恒载作用下的结构跨中(横向)最大挠度为 233mm，小斜柱失效前跨中(横向)最大挠度为 180mm。 (2)大斜柱失效 采用施工模拟方法，模拟一根大斜柱突然失效， 结构在自重及自重 + 活载下的构件反应。分析表 明，在与小斜柱相连的下层腹杆及支座附近下层腹 杆出现塑性铰，除有一根与小支座相连的下层腹杆 塑性铰达到 IO 点外，其他杆件塑性发展程度不高， 塑性铰刚刚达到屈服点 B，塑性铰分布如图 8 所示。 结构跨中(横向)最大挠度为 280mm，大斜柱失效前 跨中(横向)最大挠度为 180mm。 图 8 斜柱失效塑性铰分布位置 4. 5 多维多点输入分析 (1)多维多点输入分析的必要性 地震时地面运动是一个复杂的时间-空间过程， 国际上 Bogdanoff 等人早在 1965 年就开始研究地震 波的时滞效应对大跨度结构的影响［2］。抗震设计 研究往往把注意力放在地震动的时变特性上，而对 地震动的空间变化特性考虑较少。对于平面尺寸较 大的结构，各支点的地震动是不同的，这一点已被许 多强震观测记录所证实。地震动空间变化产生的原 因主要有:1)各支点的距离与地震波的波长在同一 数量级，地震波到达各支点的时间不同，各支点间地 震动产生了时间滞后(相位差) ;2)由于地质条件 (构造)的不均匀性，地震波在介质中的反射和折 射，使地震波在其传播方向的不同位置上叠加方式 不同，由此产生各支点处地震动的频散损失;3)各 支点处的局部土层不同，使由基岩到地表的地震波 中各种频率成分的含量不同。多点输入研究就是在 地震动输入中考虑地震动的空间变化特性，这是一 种更加合理的输入方式，是抗震设计理论的一次阶 段性的跨跃，也是地震工程学发展的必然趋势。 欧洲桥梁规范［3］在规定地震作用时考虑了空 间变化的地震运动特性，并指出在下面两种情况下 应考虑地震运动的空间变化:1)桥长大于 200m 并 且有地质上的不连续或明显的不同地质特征;2)桥 长大于 600m。本工程屋盖长度达 352. 2m，因此有 必要对结构进行多维多点输入地震反应分析。 (2)计算方法 多维多点分析方法主要有时程分析法、随机振 动分析法和反应谱法，本工程采用时程分析方法。 53 建 筑 结 构 2012 年 多维多点输入分析在桥梁工程领域应用较多［4-6］， 在进行多维多点输入时程地震反应分析时，由于一 般计算软件均不支持多点输入，本工程采用位移输 入法进行输入，即将基底加速度先积分成位移，然后 再对不同的基底输入不同的位移，此法既可以模拟 基底的加速度，同时还考虑了拟静力反应。 4. 5. 1 地震波 《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2001)规定 采用时程分析法时，应按建筑场地类别和设计地震 分组选用不少于两组的实际强震记录和一组人工模 拟的加速度时程曲线，本工程选用地 震 波 为 California 地震波、Hollister 地震波(长崎波)、人工 波。在进行水平双向输入时，将水平双向地震波的 峰值加速度按 1∶ 0. 85 进行调整。 4. 5. 2 波速与地震输入方向 (1)视波速确定原则 在进行考虑行波效应的水平地震反应分析时， 通过假定地震波沿地表面以一定的速度传播，各点 波形不变，只是存在时间上的滞后，简称为行波法。 视波速较难确定，根据最新的 UBC 规范［7］和美国国 家地震灾害减轻(NEHRP)建议，用 1 500m / s 或更高的剪切波速定义硬土基岩场地，用 180m / s 或更低的剪切波速定义软土场地。根据地震安全性 评估报告，本工程的等效剪切波速约为 163m / s，因 此保守确定本工程波速最小为 163m / s。波速上限 考虑到地震波的各种入射角度，根据工程的基础形 式和规模，综合考虑地震波传播，并结合地震传播可 能给结构带来的破坏性，取为 1 500m / s。 (2)地震输入方向 在进行多点输入时程地震反应分析时，为了判 断结构各点位的起振时间，必须确定地震波的传播 方向。为了将多点输入结果同地震动一致输入的结 果进行对比，还需进行同样方式的多维单点输入计 算。本工程选用两种地震波传播方向，分别是沿 X 轴方向(纵向)和与 X 轴成 45°的方向。多点输入分 析和一致输入分析部分结果比较见表 9，10。 根据多点输入时程地震反应分析的结果可知: 1)结构的非同步性输入将会引起结构的拟静力反 应有所增加，而另一方面，多点输入的非一致性将会 引起结构的地震反应有所减小。在这两方面结构反 应的综合作用下，结构的反应既可能增加，又可能减 小。反应增加和减小根据不同的结构反应变化将有 所不同;2)多点输入对构件的内力有所影响，且影 响随着高度升高而减小，对屋盖大斜柱及小斜柱影 响较大，而对屋盖水平构件影响较小;3)多点输入 对个别大斜柱和小斜柱的 X 向(纵向)剪力和该向 剪力对应的弯矩影响较大，个别杆件内力增大可达 2 倍以上，但大、小斜柱的设计控制工况为恒荷载和 温度组合工况，包含地震作用的组合工况普遍使构 件的应力比较低，对该结构而言地震作用不起控制 作用，因此可以满足结构设计要求。 人工波作用下构件内力地震反应分析(入射角 45°) 表 9 构 件 编号 轴力 / kN 一致输入 多点输入 内力增大系数 163m / s 1 500m / s 163m / s 1 500m / s 大 斜 柱 小 斜 柱 下 腹 杆 35 － 1 927. 530 － 1 306. 970 － 1 614. 350 0. 68 0. 84 378 1 011. 321 － 1 172. 820 － 1 217. 270 1. 16 1. 20 380 － 2 058. 560 － 1 728. 140 － 1 939. 000 0. 84 0. 94 383 － 2 016. 230 1 302. 907 － 2 085. 400 0. 65 1. 03 15556 － 1 443. 330 1 111. 659 － 1 380. 500 0. 77 0. 96 15559 159. 537 － 108. 320 134. 427 0. 68 0. 84 15560 － 625. 068 400. 944 － 523. 139 0. 64 0. 84 15621 － 1 044. 200 － 916. 235 － 995. 803 0. 88 0. 95 13364 － 202. 108 － 225. 358 － 239. 834 1. 12 1. 19 13366 123. 683 － 165. 761 162. 115 1. 34 1. 31 13380 － 104. 844 95. 766 － 94. 831 0. 91 0. 90 13480 121. 193 128. 237 119. 615 1. 06 0. 99 人工波作用下构件内力地震反应分析(入射角 0°) 表 10 构件 编号 轴力 / kN 一致输入 多点输入 (1 500m / s) 内力增 大系数 大 斜 柱 小 斜 柱 下 腹 杆 35 － 1 459. 087 － 1 220. 945 0. 84 378 2 344. 409 2 316. 621 0. 99 380 1 529. 452 1 241. 018 0. 81 383 － 4 346. 090 － 4 030. 942 0. 93 15556 － 2 476. 590 2 736. 725 1. 11 15559 － 117. 834 － 129. 813 1. 10 15560 － 462. 690 397. 062 0. 86 15621 － 1 889. 690 1 329. 744 0. 70 13364 310. 536 313. 074 1. 01 13366 444. 606 447. 941 1. 01 13380 393. 154 408. 041 1. 04 13480 139. 900 126. 948 0. 91 5 结论 (1)本工程属大跨度钢结构，平面尺度很大，设 计采用了空间密排菱形桁架与纵向联系桁架交叉布 置的结构体系，在满足建筑造型的同时，充分发挥了 菱形桁架的力学性能，有效降低了结构用钢量。 (2)由于本工程分为三期建设，施工顺序对结 构体系的受力产生较大影响，设计中对结构进行了 施工过程仿真模拟分析，有效避免了施工顺序对结 构造成的不利影响。 (3)钢结构设计中，对构件截面进行了全面优 化处理，根据不同部位构件的重要性，合理设置了构 (下转第 48 页) 63 建 筑 结 构 2012 年 根据图 19 可知，有限元计算结果与试验结果在 弹性阶段发展趋势基本相同，并在同一级荷载下出 现拐点，且最终的极限承载力与试验值吻合较好。 最终节点区大面积进入塑性，且腹杆全截面屈服，整 个应力变化过程和塑性发展过程以及最终破坏现象 均与试验吻合良好。 (3)X + KK 形铸钢节点试件 根据图 20 可知，有限元计算结果与试验结果在 弹性阶段发展趋势相似，但由于试验中测点布置的 问题，有限元拐点与试验值有所不同。加载后期节 点区部分进入塑性，受拉腹杆部分区域已经超过材 料抗拉强度，杆件失效。整个应力变化过程和塑性 发展过程以及最后的破坏现象均与试验吻合较好。 3. 5 X + KK 形焊接节点与铸钢节点对比 通过对 X + KK 形焊接节点与铸钢节点试验研 究与有限元分析可知，当 X + KK 形焊接节点区腹杆 进入屈服后，腹杆轴力缓慢增加，沿杆件轴线的相对 变形快速增大，但在设计荷载作用下仍具有可靠的 安全性。而在 X + KK 形铸钢节点中，在控制截面进 入屈服后，杆件的轴力仍可线性增加。可见，同样的 应力水平下(扣除焊缝变性影响) ，铸钢节点承载力 要大于焊接节点，有更大的强度储备。同时，铸钢节 点在多杆交汇处的平滑处理可以较好地缓解节点域 的应力集中情况，其多杆交汇处的应力水平要小于 焊接节点。对于铸钢节点而言，节点区本身具有很 高的安全余度，属“强节点弱构件”，铸钢件与管材 对接处对接焊缝的质量将对节点的安全性起控制作 用。由于焊接节点本身已能满足设计安全性的要 求，因此在施工过程中，为了降低工程造价，加快施 工进度，将部分 X + KK 形铸钢节点改为焊接节点， 取得了良好的经济效益。 4 结论 (1)结合苏州火车站站房钢结构的结构特点， 提出多种复杂类型的节点构造，通过建立节点加强 区，设置内部加劲肋等措施以满足“节点与构件等 强的原则”。 (2)通过大量有限元分析，对节点构造的可靠 性与安全性进行了深入的分析，从整体上全面把握 节点力学性能。 (3)针对典型复杂节点进行了试验研究，并采 用有效校准的有限元分析方法对节点的承载性能进 行对比分析，结果表明有限元分析结果与实测结果 吻合较好，各类节点均具有可靠的安全性。 (4)通过试验研究和有限元分析均证明 X + KK 形焊接节点构造合理可靠，虽然相应的铸钢节点具 有更大的安全余度，但焊接节点的受力性能均可满 足本工程设计安全性的需求，因此，为降低工程造 价，加快施工进度，将部分 X + KK 形铸钢节点改为 焊接节点，取得了良好的经济效益。 参 考 文 献 ［1］ 范重，彭翼，赵长军 ． 苏州火车站大跨度屋盖结构设计 ［J］． 建筑建构，2012，42(1) :30-36，48． ［2］ 铸造工程师手册编写组 ． 铸造工程师手册［M］． 2 版 ． 北京:机械工业出版社，2005． ［3］ CECS 235:2008 建筑用铸钢节点技术规范［S］． 2008． ［4］ 范重，彭翼，王喆，等 ． 国家体育场多面体铸钢节点设计 ［J］． 钢结构，2006，21(5) :1-6． ［5］ 陈以一，陈建兴，王伟，等 ． 平面钢管桁架管内加劲肋相 贯节点有限元分析和试验研究［J］． 建筑结构，2004，34 (11) :30-33． ［6］ 陈以一，李万祺，赵宪忠，等 ． 国家体育场焊接方管桁架 单 K 节点试验研究［J］． 建筑结构学报，2007，28(2) : 54-58． (上接第 36 页) 件设计的控制应力比，在保证结构安全性的前提下， 有效控制了结构用钢量。 (4)由于大、小斜柱在结构体系中起着至关重 要的作用，为了避免由于突发事件导致大、小斜柱破 坏从而引起整体结构的坍塌，设计中对大跨度钢结 构进行了防连续倒塌分析，针对可能发生的破坏情 况进行了全面分析，确保了结构的安全性。 (5)由于结构跨度较大，非同步性多点输入对 结构内力有一定影响，尤其是对大、小斜柱等竖向构 件影响较大，大跨度结构的设计中有必要对结构进 行多点输入分析。 参 考 文 献 ［1］ 蓝天，张毅刚 ． 大跨度屋盖结构抗震设计［M］． 北京: 中国建筑工业出版社，2000． ［2］ BOGDANOFF J L，GOLDBERG J E，SCHIFF A J． The effect of ground transmission time on the response of long structures［J］． Bulletin of the Seismological Society of American，1965，55(1) :627-640． ［3］ Eurocode 8 Structures in seismic regions-design，Part 2: Bridges ［S］． Brussels: European Committee for Standardization，1994． ［4］ 项海帆 ． 斜张桥在行波作用下的地震反应分析［J］． 同 济大学学报，1983，11(2) :1-9． ［5］ 范立础，袁万城，胡世德 ． 上海南浦大桥纵向地震反应 分析［J］． 土木工程学报，1992，25(3) :2-8． ［6］ 胡世德，范立础 ． 江阴长江公路大桥纵向地震反应分 析［J］． 同济大学学报，1994，22(4) :433-438． ［7］ Uniform Building Code 1997． International conference of building officials［S］． 84