成都双流国际机场T2航站楼大厅陆侧大跨钢结构抗连续倒塌分析

第40卷 第 9期 建 � 筑 � 结 � 构 2010年 9月 成都双流国际机场 T2航站楼大厅陆侧 大跨钢结构抗连续倒塌分析 赵广坡, � 肖克艰, � 冯 � 远, � 陈志强, � 熊耀清, � 罗 � 昱 (中国建筑西南设计研究院有限公司,成都 610081) [摘要] � 成都双流国际机场T2 航站楼作为西南地区的交通枢纽,人流密集且易受意外荷载攻击, 应对其进行抗连 续倒塌分析。结合航站楼大厅钢结构屋盖的整体结构布置情况, 在概念设计和拉结设计的基础上,分析了意外荷载 来源, 分别从概念判断的角度和基于广义结构刚度的重要性系数来确定关键构件,采用拆除构件法对大厅钢结构 屋盖的抗连续倒塌进行了静力线性分析和静力非线性分析, 论述了大跨钢结构抗连续倒塌设计的特点。结果表明 结构具有较强的抗连续倒塌能力,即结构具有足够的� 鲁棒性( robustness) 。 [关键词] � 连续倒塌; 意外荷载; 关键构件; 拆除构件法; 竖向 push Progressive collapse analysis on the large span steel structure of Chengdu Shuangliu International Airport T2 Terminal Building Zhao Guangpo, Xiao Kejian, Feng Yuan, Chen Zhiqiang, Xiong Yaoqing, Luo Yu ( China Southwest Architectural Design and Research Institute Co. , Ltd. , Chengdu 610081, China) Abstract: As the traffic hub of southwest area, Shuangliu International Airport T2 Terminal has intensive people and it is very possible to be attacked, so it is necessary to proceed progressive collapse analysis. On the basis of conceptual design and binding design, according to the structural composition of the steel structural roof, unexpected load source was analyzed. And key�member was found out according to concept judgement and the importance factor through computation with generalized structure stiffness, then static linear and nonlinear analysis for progressive collapse of the steel structural roof was proceeded through removal key member method. At the same time, features of progressive collapse of the large span steel structure were also represented. The result indicates that the structure has strong ability to resist progressive collapse, i. e. the structure has enough robustness. Keywords: progressive collapse; unexpected load; key member; removal key member method; vertical push 作者简介:赵广坡,工程师, Email: 85566393@ qq. com。 0 � 前言 连续倒塌 ( progressive collapse)指由于意外荷载造 成结构局部破坏,并引发连锁反应,造成和结构初始破 坏面积不成比例的破坏,甚至导致建筑物整体倒塌的 过程。其分析侧重于局部破坏的扩展而不是意外荷载 本身对结构的作用。其往往伴随着灾难性的后果,造 成巨大的生命和财产损失,因此,如何在重要的结构设 计中引入连续倒塌分析从而防止灾难性事件的发生正 越来越受到业主和设计人员的重视[ 1]。 连续倒塌概念的提出和受到广泛关注源于 1968 年英国伦敦 Ronan Point 公寓由于天然气爆炸导致局部 破坏继而引发整个建筑物倒塌的事故。此后,伴随着 两次标志性倒塌事件: 1995年美国俄克拉荷马州 Alfred P Murrah大楼由于炸弹爆炸而倒塌,特别是 2001 年的 � 911 事件 ,使得对抗连续倒塌的研究掀起了热潮,并 形成了有关的和设计标准[ 2]。 连续倒塌是一个复杂的动态过程, 相应伴随结构、 材料的非线性。其失效很多,常用的主要是: 1) 强度准则(主要针对线性分析和脆性破坏 ) ; 2)变形破 坏准则(主要针对非线性分析和延性破坏 )。其设计方 法也很多,主要有事件控制法、间接设计法和直接设计 法。事件控制法即消除引起连续倒塌的原因,一般很 难做到;间接设计法主要是概念设计,即通过加强结构 的整体性和延性提高结构的冗余度和坚固性, 从而提 高抗连续倒塌的能力; 直接设计法包括多重荷载路径 法(即采用改变传力路径进行分析设计,与引起连续性 倒塌的原因无关)和抵抗局部破坏法。其中,多重荷载 路径法又包括: 静力线性分析、静力非线性分析、动力 线性分析及动力非线性分析。文中采用拆除构件法即 多重荷载路径法进行分析[ 3, 4] 。 1 � 工程概况和抗连续倒塌分析 1�1 工程概述 成都双流国际机场 T2 航站楼是中国西南地区重 要的航空枢纽港和客货运集散基地,人流密集。一旦 27 航站楼钢结构屋盖遭受意外荷载如汽车撞击或炸弹袭 击时,若不具备足够的整体稳定性和抗连续倒塌能力, 除了会直接造成巨大的人员伤亡和财产损失外,交通 枢纽的瘫痪也会带来更多的后续问题。因此,对航站 楼大厅钢结构屋盖有必要做抗连续倒塌分析, 需要进 行概念设计、拉结设计和拆除构件设计。 1�2 结构布置 航站楼大厅陆侧部分钢结构空间模型如图 1 所 示。从图中可以看出,该结构由 16片标准单元 1 和 15 片标准单元 2构成(图中省略掉了重复的单元)。标准 单元 1由两个空间斜拱和中间的一片双层网架组成, 并由拱的两个落地支座、两个上端支座与梭形柱共同 支承;标准单元 2为单层网格结构,由两个标准单元 1 支承。整体在双层网架和单层网格首尾及梭形柱等三 处共布置三道纵向桁架,另在适当位置又加了两道纵 向系杆。 斜拱跨度为 125�2m, 上拱脚与梭形柱之间的距离 为 68�5m,梭形柱与落地拱脚之间的距离为 56�7m。 图 1 � 航站楼大厅屋顶钢结构空间模型 � 1�3 意外荷载来源 1�3�1 落地拱支座处 落地拱支座紧邻车道( 图 1) ,汽车等交通工具可 能对拱脚造成撞击,以致拱脚失效;此处也容易遭到炸 弹袭击或者火灾引发拱脚失效。 1�3�2 梭形柱处 梭形柱为拱提供了一定的结构冗余度,但其自身 几乎形不成结构冗余度,且位置紧邻车道,容易受到汽 车撞击、炸弹袭击、火灾等造成失效。 1�3�3 上拱脚支座 此处有两个拱脚,上下弦共有 4个支座,冗余度相 对较高,两个拱脚距离为 16m,相对较远;另外,该处位 于较高的位置 (标高 18�9m) ,遭受意外事故的几率要 小一些;同时,标高 18�9m处还悬挑伸出 4�2m长的板 对柱脚形成保护作用。因此, 上拱脚支座只考虑其中 一个拱脚上下弦支座同时破坏的情况。 1�4 概念设计与拉结设计 1�4�1 概念设计 钢结构屋盖通过设置纵向桁架和系杆形成了一个 稳固的整体,同时各个标准单元相对独立, 对抗连续倒 塌十分有利。另外,对支承屋盖的下部混凝土结构相 应的梁柱构件进行了适当的加强。 1�4�2 拉结设计 当上拱脚支座、梭形柱、落地拱支座分别失效时, 对应的纵向桁架 1、纵向桁架 2、纵向桁架 3 通过相邻 的未失效标准单元形成拉结作用,相当于悬链线。具 体的计算分析结合下文的拆除构件法进行。 1�5 拆除构件设计 拆除构件设计选用静力非线性分析,同时进行了 静力弹性分析作为参照。对于倒塌的动态过程, 通过 动力效应放大系数考虑。 1�5�1 失效准则 参照美国公共事物管理局 GSA2003[ 5] ,当采用静 力线性分析时,采用强度准则,以需求能力比为评价指 标,即 DCR = S�R ,其中: S 为需求 (效应 ) , R 为能力 (抗力)。对于斜拱及网格杆件,其 P�Pcl ! 0�5,取 DCR ! 2;对于梭形柱, 取 DCR ! 1。其中: P 为构件所受轴 力, Pcl 为构件的极限承载力。静力弹性分析没有考虑 构件的刚度退化屈服以及内力重分布,仅在构件应力 水平较低时作为参照;当采用静力非线性分析时,采用 强度和变形相结合以及机构准则来判断结构抗连续倒 塌的能力[ 2] 。 1�5�2 静力非线性分析 采用MIDAS�Gen V730软件,用竖向 push 的进 行静力非线性分析,竖向 push 即在重力方向进行静力 推覆,观察塑性铰出现的位置及数量,结合强度和变形 判断结构是否变为机构而倒塌。单元均采用梁柱单 元,单元塑性铰定义如下:将标准单元 1的双层网架杆 件单元定义为轴力铰, 斜拱及标准单元 2的单层网格 杆件单元定义为轴力�弯矩铰。塑性铰的弯矩�转角曲 图 2 � 塑性铰弯矩�转角曲线 线如图 2所示。塑性铰参数 根据 FEMA356 确定, 图中, IO, LS , CP 分别代表立即 使用、生命安全及防止倒塌 3 个不同的性能水平; B , C , D , E分别表示屈服点、 峰值点、残余承载力点及极 限点,当塑性铰状态处于 C 点之外时,认为杆件失效。 计算上,当结构的刚度矩阵出现奇异时,认为结构成为 机构而倒塌。 1�5�3 关键构件选择 ( 1)用概念和经验的方法确定关键构件。从 1�3 28 节关于意外荷载来源的分析和结构整体看,关键构件 (即要拆除的构件)选择为拱脚支座及梭形柱。 ( 2)基于广义结构刚度计算构件的重要性系数来 确定关键构件。按文[ 5] ,构件重要性评价指标定义为 I= 1- U�U∀,式中 U 为初始完善结构的变形能, U∀为 构件拆除后结构的变形能。I 为 0~ 1之间的一个常数 指标, I= 0 表示该构件对广义结构刚度没有影响,在 结构系统的传力路径中没有贡献( 即为� 零杆 ) ;而 I = 1 表示该构件极其重要, 一旦失效,结构将无法抵抗 给定荷载。按结构层次选择需计算构件为:拱脚支座、 拱上下弦杆件、梭形柱、单层网格杆件、双层网架杆件 及纵向联系桁架杆件。16 榀标准单元整体结构计算 结果见表 1。由于每榀标准单元相对比较独立, 为了 更好反映构件的重要程度,取一榀标准单元计算,结果 见表 2。从表中数据可以看出, 经验方法的概念判断 与重要性系数的计算判断可以很好地相互印证。重要 性系数计算可以进一步将关键构件的重要性量化,具 有更明确的指导意义。 构件重要性系数分析结果( 16榀整体结构) 表 1 移除构件 下拱脚支座 上拱脚 支座 拱上下 弦杆件 梭形 柱 单层网 格杆件 双层网 架杆件 纵向联系 桁架杆件 构件重要 性系数 0. 336 0. 132 0. 196 0. 027 0. 001 0. 001 0. 001 构件重要性系数分析结果(一榀标准单元) 表 2 移除构件 构件重要性系数 移除构件 构件重要性系数 下拱脚支座 0. 922 拱上下弦杆件 0. 841 上拱脚支座 0. 863 梭形柱 0. 313 2 � 拆除构件设计计算 2�1 荷载组合设计值 对与被拆除构件直接相连的标准单元 1及靠近的 两个标准单元 2,竖向荷载动力放大系数取 2,即: S= 2�0# ( 1�0 #恒荷载+ 准永久值系数 #活荷载) + 0�2# 风荷载,其中活荷载的准永久值系数参照∃建筑结构荷 载规范%( GB50009 & 2001) ( 2006年版) 和美国公共事物 管理局 GSA2003[ 5] ,取为 0�25。 对其他不与被拆除构件直接相连的屋盖部分,竖 向荷载动力放大系数取 1, 即: S = 1�0 # 恒荷载+ 准永 久值系数 #活荷载+ 0�2 #风荷载。 2�2 材料强度 材料强度采用标准值,考虑构件应力状态多为正 应力、剪应力同时存在,存在脆性破坏的可能,材料强 度不予提高。 2�3 计算结果 ( 1)对边榀标准单元 1 去除靠边的一根梭形柱后, 弹性静力分析表明只有双层网架局部少数杆件进入塑 性区, 应力比如图 3 所示,结构最大位移为 118mm,满 足规范要求。边拱作为第二重荷载路径,起到了应有 的作用。相邻梭形柱底最大反力(压力)为2 167kN,比 常规荷载作用下的最大反力(压力) 1 879kN 大 15%左 右,但不会导致梭形柱失稳破坏 (应力比为 0�417) ,也 不会导致支座节点及支承该梭形柱的混凝土梁破坏。 竖向 push的最大位移为 127mm,比弹性分析的略大,满 足要求。仅有 4根双层网架杆件进入塑性 CP�C 状态, 结构不会倒塌。 图 3 � 边榀去掉边梭形柱后应力比 � ( 2)去除边榀标准单元 1 落地拱脚支座后,弹性分 析结果表明,梭形柱应力比为 1�39,已经屈服, 按上文 所述强度准则,梭形柱失效。梭形柱附近大片杆件屈 服,应力比水平在 5~ 20,弹性分析对这部分杆件不再 适用。竖向 push结果如图 4所示, 塑性铰在边标准单 元 1 大片形成且位于 FEMA 曲线点 E 以外,梭形柱也 出铰且位于点 E 外, 去支座处拱脚点理论变形已达 84m,结构已变为机构,边榀标准单元 1 及连带标准单 元 2倒塌。相邻标准单元双层网架及单层网格部分杆 件出铰,但在 IO�LS 和 CP�C 段不会倒塌, 最大变形为 262mm,满足要求。破坏面积占整个屋盖面积的 6% , 没有超过整个屋盖面积的 15% , 可以认定整个屋盖不 图 4 � 边榀去掉落地拱脚支座竖向 push出铰示意图 29 会发生连续倒塌。 ( 3)对中间榀标准单元 1 去掉梭形柱后,弹性静力 分析表明,只有几根双层网架杆件屈服且超应力很少, 比边榀去掉梭形柱的情况更有利, 不但体现了拱的二 重荷载路径作用,也体现了纵向桁架 2 一定的拉结作 用。竖向 push的结果仅有几根杆件出铰。结果都表 明结构不会倒塌。 ( 4)去掉中间榀标准单元 1的落地拱脚支座后,弹 性分析结果表明,梭形柱应力比为 0�94,继续对屋盖起 到支承作用,梭形柱至上拱脚支座以内的屋盖双层网 架部分只有很少一部分屈服且超应力水平不高,在梭 形柱支承附近主受力拱上下弦杆屈服, 最大应力比达 1�7,按上文强度准则 DCR< 2,不会破坏。梭形柱支承 至落地拱脚间部分网格杆件应力比达到 2 以上,发生 破坏。 竖向 push的结果表明,梭形柱支承附近主拱上下 弦杆出现较多塑性铰,且多位于 FEMA曲线点 E之外, 同时大片网格杆件出铰破坏,梭形柱也出铰破坏,如图 5 所示, 此时该标准单元 1 及相连标准单元 2出现倒 塌。相邻标准单元 1网格杆件出现了一定数量的塑性 铰,均在 FEMA曲线点 C内,不会破坏。 图 5 � 中间榀去掉落地拱脚支座竖向 push出铰示意图 � 弹性分析和竖向 push 分析结果都表明整体结构 不会发生连续倒塌,但是二者有所区别: 弹性分析结果 表明梭形柱和主受力拱不会发生破坏, 只是部分网格 构件破坏;而竖向 push 结果表明梭形柱和主拱及部分 网格构件均破坏,整个标准单元倒塌失效。反映出考 虑材料塑性后,变形和应力集中、结构变机构的现象。 竖向 push 最后一步去支座处落地拱脚理论计算 位移已达到 22m,结合工程实际看,该位移为 6~ 7m时 拱脚已经落地,可以提供竖向支承,倒塌应不会继续, 此时对应于竖向 push 的第 11 步(共 13 步) ,梭形柱还 没有出铰。因此,实际情况有可能是主受力构件(梭形 柱和拱)不会破坏。 若把桁架 3做强,将上下弦杆改为 �500 # 20,腹杆 改为 �273 # 16,竖向 push结果如图 6 所示,可见桁架 3 拉结作用表现得非常明显, 其将支座破坏的标准单元 1的荷载有效地传递到相邻标准单元的大拱上, 最终 去掉支座处落地拱脚最大位移为 2m,是桁架 3 未加强 前计算位移的 1�10,此时结构仅部分网格构件破坏,梭 形柱和拱等主要受力构件只出现了几个铰, 且位于 IO�LS 段,结构不会出现倒塌情况。 图 6� 中间榀去掉落地拱脚支座且桁架 3加强后竖向push出铰示意图 � 虽然将桁架 3的拉结作用做得很强能够使去掉支 座的标准单元 1都不倒塌失效, 但是桁架 3 做强会使 得结构的温度内力加大,对整体结构设计不利;杆件过 于粗大也不经济,对建筑美观不利。 ( 5)将边榀标准单元 1去掉一个上拱脚支座,荷载 移向边榀标准单元 1的另外一个拱支座,弹性分析结 果表明该支座附近的大片双层网架杆件屈服, 但是屈 服范围没有进入梭形柱与落地拱脚之间。和该支座相 连的拱下弦局部最大应力比为 0�97,梭形柱应力比为 0�47,可见该破坏只发生在梭形柱与上拱脚间一个较 小的范围内。 竖向 push 结果如图 7 所示,可见塑性铰在边标准 单元 1大片形成且位于 FEMA曲线点 E 以外, 梭形柱 也出铰且位于点 E 外,上拱脚去支座处理论变形已达 31m,边榀标准单元 1及连带标准单元 2 倒塌。相邻标 准单元少部分杆件出铰, 但在 IO�LS 和CP�C段不会破 坏,最大变形为 212mm, 满足要求, 整个屋盖不会发生 连续倒塌。 图 7 � 边榀去掉一个上拱脚支座竖向 push出铰示意图 � 弹性分析和竖向 push分析对标准单元的倒塌失 效有不同的结论,以竖向 push 为准。 ( 6)将中间榀标准单元 1 去掉一个上拱脚支座,弹 性分析结果表明另一个上拱脚附近的双层网架出现了 几根杆件屈服,应力比在 1~ 1�5之间,不会造成该标 � (下转第 61页) 30 焊接半鼓型空心球节点 von Mises应力最大值 表 2 壁厚 t�mm 15 20 25 30 35 von Mises应力最大值�MPa 609�3 416�2 313�1 245�9 199�2 3�2 抗剪连接件计算 抗剪连接件是组合结构中的关键元件,其性能直 接影响到组合结构的承载力和各项性能指标。该工程 采用栓钉作为抗剪连接件, 混凝土楼板与钢结构网架 杆件节点连接如图 10 所示, 按∃钢结构设计规范% (GB50017 & 2003) [ 4]对栓钉进行设计。经计算,钢杆件 与混凝土翼板交界面的纵向最大剪力为 Vs= 3 972�8 kN。栓钉直径采用 �16( 4�6级 ) ,其承载力为 50�5kN。 从图 6 可以看出, 楼板负弯矩区域约占网架跨度的 10%~ 20% ,而组合楼盖最小跨度为 18�9m,偏安全取 剪跨区段长度为 7�56m,需要栓钉数量 N = 80个,选用 2�16@ 180 可满足设计要求。 图 10 � 混凝土楼板与钢网架节点连接示意图 4 � 结论 ( 1)钢�混凝土组合楼盖充分发挥了钢和混凝土两 种材料各自的优点,具备优越的力学性能, 结构的刚度 大、自重轻、整体性好,适合应用于大跨度楼盖中。 ( 2)组合楼盖板厚取值在一定范围时才具有较好 的经济性,该工程的经济板厚约为 100~ 150mm。 ( 3)考虑混凝土板的组合作用后,楼盖自振频率增 大约 40% ,挠度值降低约 40% , 但结构挠度和自振频 率并不随板厚的增加而线性改善, 当板厚达到一定数 值后,由于自重增加,引起挠度值增大,自振频率有所 降低。 ( 4)焊接半鼓型空心球节点应用于组合楼盖中,具 有构造简单、施工方便的优点, 可为类似结构的设计 提供参考。 参 考 文 献 [ 1] 董石麟.我国大跨度空间钢结构的发展与展望 [ J] . 空间结构, 2000, 6( 2) : 3�13. [ 2] 赵才其,彭桂平,赵惠麟,等. 45m 跨度大空间组合楼盖的结构分 析及试验研究[ J] .空间结构, 2007, 13( 4) : 15�18. [ 3] 邢丽,董石麟.方钢管焊接空心球节点的弹性有限元分析及试验 [ J] .工程设计学报, 2007, 14( 4) : 329�333. [ 4] GB50017 & 2003钢结构设计规范 [ S ] . 北京: 中国计划出版社, 2003. (上接第 30页) 准单元 1倒塌。从应力分布和变形情况看,纵向桁架 1 发挥了悬链拉结作用, 荷载通过它有效地转移给了邻 跨标准单元 1和另一个上拱脚支座,其本身应力比在 1 ~ 2�4 之间,对其截面略微加强,将原弦杆截面 �219 # 10调整为 �219 # 14, 使其应力比控制在 2 以内, 能更 好地发挥拉结作用。 竖向 push的结果如图 8所示, 可见上拱脚去支座 处附近网格构件出现大量铰,位于 FEMA曲线点 E外, 构件发生破坏, 梭形柱和拱等主受力构件不会破坏。 将纵向桁架 1如上加强后,不会出现破坏性塑性铰。 对破坏的部分起到了较强的拉结作用, 使得该标准单 元不致倒塌失效。 图 8� 中间榀去掉一个上拱脚支座竖向 push出铰示意图 3 � 结语 结合成都双流国际机场 T2航站楼大厅钢结构屋 盖的整体结构布置情况以及车道分布,分析了意外荷 载来源,进而找出关键构件,对关键构件失效后的屋盖 抗连续倒塌能力进行了分析, 结果表明结构具有较强 的抗连续倒塌能力。这主要是由于以下几个方面: 1) 多荷载路径十分明确,即拆除了梭形柱后, 荷载卸给了 大斜拱,这是个完整的受力单元,在比常规荷载小得多 的荷载作用下, 大拱能够支承起与拆除构件相连的剩 余结构; 2)整个屋盖由若干个标准单元(子结构)组成, 各标准单元几乎相对独立,这在概念上使得结构抗连 续倒塌能力足够的强, 落地拱脚支座破坏导致某一榀 单元破坏,不会对整个结构造成连锁反应; 3)悬链线拉 结设计对于大跨结构有重要作用,通过对其适当加强, 可有效地减轻倒塌失效程度; 4)弹性分析可以作为竖 向 push 分析的有益参照。 参 考 文 献 [ 1] 李航. 钢结构高塔的连续性倒塌分析[ D] . 上海: 同济大学, 2008. [ 2] 胡晓斌,钱稼茹. 结构连续倒塌分析与设计方法综述[ J] . 建筑 结构, 2006, 36(S1) : ( 5�79)�( 5�83) . [ 3] 陈俊岭,马人乐,何敏娟.防止建筑物连续倒塌的措施[ J] . 特种 结构, 2005, 22(4) : 13�15. [ 4] 凤俊敏,舒赣平. 连续倒塌分析方法的比较研究[ C]��第八届全 国现代结构工程学术研讨会论文集, 2008. [ 5] UFC 4�023�03�Design of buildings to resist progressive collapse[ S] . 61