006.杭州萧山国际机场T3航站楼钢结构屋盖设计

第 42 卷 第 8 期 2012 年 8 月 建 筑 结 构 Building Structure Vol． 42 No． 8 Aug． 2012 杭州萧山国际机场 T3 航站楼钢结构屋盖设计 丁 浩， 沈建平 (浙江省建筑设计研究院，杭州 310006) ［摘要］ 杭州萧山国际机场第二国内航站楼(T3 航站楼)是杭州机场从大型机场向区域性枢纽机场转变的标志。 其屋面体型复杂，需通过风洞试验确定其体型系数，并与中的类似结构作出对比。屋盖悬挑长度较大，指廊处 网架屋盖外沿距框架柱边超过 25m，通过设置斜向摇摆柱减小其内力和竖向位移，进而减小网架厚度以满足建筑 外形。主楼处用三角形钢管桁架、摇摆柱、侧向刚架形成复杂空间整体组合结构，控制住了钢屋盖在风荷载作用下 的侧向位移。设计对由风荷载产生的边柱拔力做了综合分析，采取了相关的构造措施。结构总体计算使用 PMSAP 程序，对构件重要节点使用 ANSYS 程序进行大样分析。 ［关键词］ 风洞试验;网架;钢管桁架;摇摆柱;大样分析 中图分类号:TU 391. 4 文献标识码:A 文章编号:1002-848X(2012)08-0023-04 Steel roof structure design of the T3 Terminal of Hangzhou Xiaoshan International Airport Ding Hao，Shen Jianping (Zhejiang Province Institute of Architectural Design and Research，Hangzhou 310006，China) Abstract:The No． 2 domestic terminal (T3 Terminal) of Hangzhou Xiaoshan International Airport is a symbol of the conversion from a large airport to a regional hub airport． The shape coefficient of complex roof was decided by the wind tunnel test which is different to the standard． The cantilever length from the space grid roof outer edge to the frame columns is larger than 25m，the sway columns are used to reduce the internal force and the vertical displacement of the space grid， and the thickness of the space grid is reduced to meet the architectural appearance． The triangle steel pipe trusses，the sway columns and the lateral rigid frames compose a complex combined space structure，which controls the lateral displacement of the steel roof acted by the wind． The design analyzed the uplift force under wind load of the side columns， and took the relevant construction measures． The software PMSAP was selected to carry on the overall structure analysis， and the software ANSYS to carry on the sample analysis of important node． Keywords:wind tunnel test;space grid;steel pipe truss;sway column;sample analysis 作者 简 介:丁 浩，高 级 工 程 师，一 级 注 册 结 构 工 程 师，Email: 956267561@ qq． com。 1 概况 杭州萧山国际机场二期第二阶段项目 T3 航站 楼，总 建 筑 面 积 为 170 534 m2，其 中 地 上 136 214 m2，地下为 34 320 m2，分主楼和指廊两部 分。主楼分为 A1 与 A2 两个区，指廊分为 B1 ～ B7 七个区，每个区之间设防震缝，见图 1。主楼大厅 A2 区含 1 层地下室，上部结构分别为到达层、出发 层及钢结构屋面，长 155m，宽 83m，最高点标高 31. 40m。指廊区无地下室，上部结构分别为到达 层、到达夹层、出发层、出发夹层及钢结构屋面，长 490m，宽 236m，最高点标高 28. 33m。航站楼为城 市与外界连接的重要交通枢纽工程，设计使用年限 按 100 年，建筑结构的安全等级定为一级。 2 屋面结构选型 (1)主楼 A2 区屋面为波浪造型，有三个波峰区 及三个波谷区，檐口投影亦为波浪型，外凸部分与屋 面波峰对应，内凹部分与屋面波谷对应，见图 2。 沿平面轴线横向布置了 13 榀主桁架，形式为两 跨空间三角管桁架，前跨跨度 24m，后跨跨度 48m， 图 1 T3 航站楼平面及效果图 前跨外挑檐出轴线尺寸为 6 ～ 13m 不等。主桁架高 度 2m，顶面宽度 1. 8m，上弦杆为 219 ×(16 ～ 20) ， 下弦杆为 219 × (16 ～ 25)及 299 × 25，变直径处 淘宝专业学术杂志店 http://xszz.taobao.com 建 筑 结 构 2012 年 图 2 主楼 A2 区屋面钢结构平面图 采用锥头连接;腹杆为 102 × 7，见图 3。主桁架之 间用波浪形檩条相连，檩条为圆形钢管，直径 299。 外墙为玻璃幕墙，其顶部设有幕墙桁架。因建筑立 面效果要求，前跨边柱要尽可能收小截面，为降低作 为主控因素的弯矩作用，前跨边柱采用钢管摇摆柱， 钢管直径 650，后跨两排柱均为钢筋混凝土柱，直 径 1 200，混凝土强度等级为 C35，柱钢筋选用 HRB400。钢结构材料均采用 Q345B。 图 3 主桁架结构图 (2)主楼 A1 区为钢筋混凝土梁板平屋面。 (3)指廊 B1 ～ B7 区为浅圆拱形屋面，其中直段 指廊部分为单曲形，弯折段及 B1，B7 端头部分为双 曲形屋面。指廊屋顶均采用网架结构。网架跨度为 28. 8 ～ 44m，采用下弦支撑，为正放四角锥网架。为 增加建筑净空，网架厚度设计成变截面，边缘区域厚 1. 5m，跨中区域厚 2. 3m，中间区域随圆拱形屋面自 然过渡。网架杆件采用 Q345B 圆形无缝钢管，直径 为 76 ～ 245，节点采用螺栓球及焊接球混合连接， 螺栓球最大直径为 400，焊接球最大直径为 800。 为增强建筑师在屋脊区域设计的采光窗效果，网架 在采光窗部位取消了部分斜腹杆，改用桁架连接，增 强了屋面的通透感，见图 4。 3 结构分析及结果 (1)工程抗震设防烈度为 6 度，设计基本地震 图 4 网架采光窗计算模型图 加速度值为 0. 05g，设计地震分组为第一组，建筑抗 震类别为重点设防类(乙类)建筑，按本地区地震烈 度 6 度计算地震作用，抗震构造措施比本地区抗震 设防烈度提高一度，即按地震烈度 7 度设防。 (2)杭州市基本风压为 0. 5kN /m2(按 100 年重 现期) ，地面粗糙度取 B 类。因屋面曲线造型复杂， 立面高差起伏很大，在风荷载设计过程中，按现有 《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2001)［1］提供的 建筑体型无法准确确定结构的体型系数，而对于 大跨度钢结构屋面而言，风荷载是一种主要工况，对 确定本工程钢结构构件的截面至关重要，根据《建 筑结构荷载规范》第 7. 3. 1. 4 条要求，对于重要且体 型复杂的房屋，应由风洞试验确定其风荷载体型系 数。经协商，由建设单位委托广东省汕头大学风洞 实验室做了风洞试验，测压模型外形与结构原型严 格相似，见图 5。屋面和立面幕墙共布置了 1 498 个 测压点，试验以 36 个风向角在湍流边界层来流条件 中进行。上游地貌按 B 类地貌模拟，指数律平均风 速廓线的指数 α 为 0. 16，并保证流场在不同高度有 足够的湍流度。试验中以原型地址 350m 作为参考 高度，风洞中对应的参考高度为 0. 875m。试验段内 以二元尖塔、挡板及粗糙元在转盘模型区模拟出 B 类地貌的平均风速廓线和湍流强度分布。鉴于目前 规范没有给出台风作用下建筑物风荷载的相关规 定，试验未作台风风场作用下的测压对比。 图 5 风洞试验模型鸟瞰图 试验结果显示在风荷载作用下:室内部分对应 的屋面正压均较小，基本以负压为主。室外挑檐部 分的屋面在 B1 及 B7 区正压最大，最大正压达到最 42 淘宝专业学术杂志店 http://xszz.taobao.com 第 42 卷 第 8 期 丁 浩，等 ．杭州萧山国际机场 T3 航站楼钢结构屋盖设计 大负压的 50%;A2 区其次，最大正压为最大负压的 19%;其余区块挑檐的正压均较小，以负压为主。 试验报告同时显示主楼及指廊屋面的体型系数 μ s 均大于《建筑结构荷载规范》中较类似结构的体 型系数，尤其在指廊挑檐区 μ s 要高出近 50%，见表 1。设计中采用了风洞试验的结果。 体型系数比较 表 1 部位 由风洞试验 换算的 μ s1 规范中较类似 结构的 μ s2 μ s1 /μ s2 主楼挑檐 － 2. 80 － 2. 2 1. 27 主楼屋脊 － 0. 98 － 0. 8 1. 22 指廊挑檐 － 3. 28 － 2. 2 1. 49 指廊屋脊 － 0. 93 － 0. 8 1. 16 (3)主楼 A2 区屋面采用 PKPM 系列中的特殊 多、高层建筑结构分析与设计程序 PMSAP 进行结构 总体分析。模型中的桁架上下弦杆按柱构件建模 (考虑轴力和弯矩) ，腹杆按杆单元构件输入;摇摆 柱柱脚定义为铰接支座，不考虑屋面板的作用，以檩 条传递屋盖处的水平力。主要计算结果见表 2，3。 竖向振型出现在第 8 阶振型之后。 周期及振型 表 2 振型 1 2 3 4 5 6 周期 / s 1. 191 0. 934 0. 886 0. 834 0. 827 0. 588 振型描述 X 向平动 Y 向平动 扭转 X 向平动 扭转 Y 向平动 最大层间位移角及顶点位移 表 3 作用 最大层间位移角 最大顶点位移 /mm 风荷载 1 /410(钢屋面) 48 地震作用 1 /1 920(钢屋面) 10 主桁架最大弯矩出现在 48m 跨，支座处为负弯 矩，上弦杆受拉、下弦杆受压;跨中部位为正弯矩，上 弦杆受压、下弦杆受拉。悬挑段受正面风荷载的吸 力作用时，表现为正弯矩，同样是上弦杆受压、下弦 杆受拉;恒载及活载作用时则表现为负弯矩。主桁 架杆件最大强度应力比为 0. 9，最大稳定应力比为 0. 84。檩条在支座处最大弯矩为 79kN·m，跨中处 最大弯矩为 40kN·m，因外形呈圆拱波浪型，檩条在 波峰处存在轴压力;且波峰处两榀主桁架相对内倾， 檩条起对撑作用，存在附加轴压力，为增大平面外抗 失稳的能力，檩条采用圆形钢管，其最大强度应力比 为 0. 81，最大稳定应力比为 0. 75，见图 6。 在永久荷载及活荷载作用下，主桁架跨中的竖 向位移为 110mm，满足规范(1 /400)L 的变形限值， 悬挑段竖向位移为 52mm，挠度为(1 /250)L。风荷 载作用下，悬挑段尽端的竖向位移为 56mm，也满足 规范要求。从表 3 可以看出，风荷载对结构水平位 移值起控制作用。 图 6 A2 区钢屋面计算模型轴测图 (4)指廊网架屋面采用浙江大学空间结构研究 中心的 MST2008 程序进行计算。先进行网架结构 动力特性(模态)分析，然后基于振型分解和频域法 分析结构的风振响应。用程序计算结构响应的自功 率谱，并在频域上积分得到响应的统计均方根值乘 以一定的峰值因子后，和平均风作用下的静力响应 相比，得到风振系数(计算取前 10 阶振型) ，见表 4。 结合风洞试验报告中的体型系数和规范给出的高度 系数得到风荷载设计值，按风荷载工况输入后 再与其他各项工况进行组合。 指廊各分区主要计算结果 表 4 区号 前 3 阶周期 T1 / T2 / T3 / s 风振系 数 β z 杆件最大 应力比 恒载 +活载下 最大挠度 /mm B1 2. 18 /2. 11 /2. 08 1. 51 0. 84 52 B2 2. 40 /2. 37 /1. 60 1. 83 0. 85 112 B3 4. 31 /4. 27 /4. 20 1. 92 0. 82 37 B4 3. 95 /3. 86 /3. 82 1. 89 0. 85 41 B5 3. 97 /3. 89 /3. 07 1. 87 0. 85 44 B6 2. 54 /2. 45 /1. 66 1. 93 0. 85 80 B7 2. 12 /1. 95 /1. 87 1. 60 0. 83 82 4 结构设计要点 (1)A2 区屋面挑檐外挑长度较大，波峰处外挑 接近 14m，风吸力超过屋面自重，摇摆柱出现拔力， 在永久荷载及风荷载组合下最大拔力为 720kN，相 关节点及柱脚埋件均按抗拉进行设计。 图 7 侧向门式刚架立面图 由于波浪形屋面侧向有高低差，存在侧向风压， 为抵抗挑檐出挑长度及前跨之一半区域内的侧向风 力作用，须形成该方向的抗侧力结构体系。建筑师 认为设置斜向支撑或拉杆会影响立面效果，因而考 虑在各榀主桁架的摇摆柱顶部(幕墙桁架之下)设 置矩形钢管梁，与摇摆柱刚接后形成一道 12 跨的侧 向门式刚架，见图 7。在侧向风荷载作用下刚架层 52 淘宝专业学术杂志店 http://xszz.taobao.com 建 筑 结 构 2012 年 间位移为(1 /590)L，顶点位移 29mm，柱底剪力不 大，该工况下标准值为 19kN。此门式刚架同时也成 为纵向地震力作用下的抗侧力体系，从振型形态来 看，第 1 阶振型即为此门式刚架的抗侧振型，相应该 方向的层间位移为(1 /1 920)L，顶点位移 10mm，该 工况下柱底剪力标准值为 7kN，小于风荷载作用下 的剪力值。 因三角形的顶面宽度较小，抗侧力刚度较弱，受 上述侧向风压作用，主桁架跨中处产生了较大的横 向位移，设计在波峰处的两榀主桁架之间加设了双 向交叉斜拉杆，网格间距 9. 6m，沿主桁架顶面通长 设置，使该处顶点侧向位移减小到 12mm。 (2)指廊区由于 B1 及 B7 区前端的屋面悬挑长 度较大，框架边柱到挑檐边距离达 25. 6m，为保证挑 檐的造型，须控制悬挑根部的网架厚度不至于过大， 设计在幕墙与框架边柱之间靠近幕墙内侧增设了 6 根斜钢摇摆柱，使上述角点支撑处的悬挑长度减少 到 15m 左右，有效降低了悬挑弯矩及杆件内力，控 制了挠度变形，斜钢摇摆柱与水平面夹角最大约 70°，见图 8。与主楼 A2 区相类似，悬挑屋面受正面 风荷载作用时，斜钢摇摆柱出现拔力，相应永久荷载 及风荷载组合下的最大拔力为 1 800kN，相关节点 及柱脚埋件均按抗拉设计。 图 8 B1，B7 区网架前端斜钢摇摆柱布置图 5 节点构造及局部验算 网架前端的斜钢摇摆柱长度为 22m，采用矩形 钢管，其截面尺寸为 700 × 500 × 25 × 25，柱脚用销 轴与基础埋件上的钢套管相接，销轴直径为 150， 钢套管截面尺寸为 450 × 400 × 50 × 35，斜钢柱柱顶 用销轴和支座板连接，支座板焊在网架的下弦球节 点上。斜钢柱顶部的球节点均采用焊接球，见图 9。 主楼 A2 区侧面檩条外挑 7. 5m，风荷载下位移 较大，因风压及风吸反复作用，此处不能采用起拱的 方法，因而根据建筑曲线造型在檩条根部布置了一 对斜撑杆，见图 10，使其在风荷载作用下的位移值 降低为 15mm，满足了规范(1 /200)L 的要求。因檩 条布置在三角形主桁架的顶节点，故斜撑杆落在了 主桁架下弦杆的跨中，产生了节间弯矩，下弦杆在成 为压弯构件的同时，还受到斜撑杆侧向拉压的局部 作用。《钢结构设计规范》(GB 50017—2003)中只 给出了主管受轴向力时的钢管节点承载力公式，没 图 9 斜钢摇摆柱构造图 有考虑弯矩作用时的情况，因此有必要对斜撑杆支 撑处的钢管节点受力做大样分析。 主桁架下弦杆的规格为 219 × 25，斜撑杆的规 格为 102 × 8，均为 Q345B 钢。采用 ANSYS 程序，选 用三维实体单元 Solid95 进行有限元计算。结果表 明:在风压力作用下，斜撑杆受压，钢管节点最大应力 为 208MPa，最大位移 1. 6mm，见图 11;在风吸力作用 下，斜撑杆受拉，钢管节点最大应力为 108MPa，最大 位移 1. 1mm。满足承载力及变形要求。 图 10 檩条与斜撑杆立面图 图 11 钢管节点应力(MPa) 6 结论 (1)工程屋盖悬挑长度较大，且体型不利于风 荷载作用。从用钢量指标来看，A2 区桁架屋面平均 用钢量为 82kg /m2，指廊区网架屋面平均用钢量为 54kg /m2，均在合理范围内。因此本工程采用网架、 桁架结构结合摇摆柱和刚架形成综合体系是较为经 济的结构，不仅能节省造价而且方便施工，进而 缩短工期提高综合效益。 (下转第 110 页) 62 淘宝专业学术杂志店 http://xszz.taobao.com 建 筑 结 构 2012 年 图 3 减压井详图 图 4 减压井支承及保护示意图 层上覆地层的隔水性的作用及周边环境保护等因 素，在基坑挖土时，前期不建议进行减压降水，主要 是集中在后期深坑区域挖土时才启动减压井，挖土 阶段承压水水位均高于开挖面，挖土时一定要密切 注意坑内勘探孔以及监测孔所存在的突涌隐患。在 基坑内不宜布置深层监测孔，同时勘察孔应进行有 效的封孔处理。 降压具体高度可根据计算确定，一般降至基坑 能够承受的水头即可，不必降至基坑最大开挖面以 下［12］。但是由于此时承压水头一般仍高出开挖面， 且基坑实际情况下受开挖面大小、围护桩或工程桩 施工影响，承压水易沿薄弱处突涌，故实际布井时， 井群布置要有将承压水降至基坑最大开挖面以下 1m 的降水能力。在实际降水运行时可启动部分井 点，先将承压水位降至与上覆土压力达到平衡时的 高度，一旦出现险情或根据监测数据可立即启动备 用井将承压水位降至基坑开挖面以下。 由于钱塘江地区承压水头高，水量丰富，完全采 用降压法处理抗突涌风险较大，施工复杂，一般配合 坑底加固法及隔离法使用。 5 结语 (1)受钱塘江独特地质构造影响，承压水突涌 日益成为江两岸超深基坑成功与否的关键问题。 (2)基坑底部土体(相对隔水层)的抗剪强度在 抗突涌中发挥了重要作用，不应忽视，同时结合挖土 分块施工措施，可提高抗突涌能力。 (3)目前钱塘江两岸基坑局部范围的抗突涌措 施以加固为主，可根据施工进度及加固深度采取三 轴水泥搅拌桩或高压旋喷桩加固;大面积的基坑抗 突涌措施以隔离承压水为主，同时可配合减压措施， 保障项目顺利实施。 参 考 文 献 ［1］ 浙江城建勘察研究院有限公司 ． 杭政储出(2009)79 号地块岩土工程勘察报告［R］． 2011． ［2］ 杭州市勘测设计研究院 ． 华润新鸿基杭州钱江新城 综合项目二期岩土工程详细勘察报告［R］． 2009． ［3］ 浙江省浙南综合工程勘察测绘院 ． 钱江新城 B-06-1 地块项目岩土工程勘察报告 (详勘) ［R］． 2011． ［4］ GB 50007—2002 建筑地基基础设计规范［S］． 北京: 中国建筑工业出版社，2004． ［5］ 谭松林 ． 考虑土体强度的建筑基坑突涌问题分析 ［J］． 地球科学—中国地质大学学报，2002，27(2) : 209-211． ［6］ 梁勇然 ． 条形基坑突涌分析［J］． 岩土工程学报， 1996，18(1) :75-79． ［7］ 《工程地质手册》编委会 ． 工程地质手册［M］． 北京: 中国建筑工业出版社，2007． ［8］ TERZAGHI K． Simple tests to determine hydrostatic uplift［J］． Engineering News Record，1936，116(6) : 872-875． ［9］ 孙玉永，周顺华 ． 基于离心模型试验的基坑突涌模式 及机制研究［J］． 岩石力学与工程学报，2010，29 (12) :2551-2557． ［10］ 丁春林，朱恺，叶丹 ． 承压水引发基坑突涌塑性破坏 抑制因素分析［J］． 地下空间与工程学报，2009， (5) :1594-1599． ［11］ 杨建民，郑刚 ． 基坑降水中渗流破坏归类及抗突涌验 算公式评价［J］． 岩土力学，2009，30(1) :261-264． ［12］ 姚天强，石振华 ． 基坑降水手册［M］． 北京:中国建 筑工业出版社，2006． (上接第 26 页) (2)工程参数对比表明，设计要求提供的风洞 试验报告对体型复杂的不规则屋面体系而言是不可 缺少的，是规范的必要补充和设计的重要依据。尤 其对大悬挑屋面，首排支撑柱所受到的轴力有可能 因屋面体型系数取值的不同而从压力转变为拔力， 对相应的连接件、埋件乃至基础都会产生一系列的 不利影响，对此设计给予了充分重视，使结构安全得 到了保证。 (3)节点构造中的受力分析同样不能忽视。本 结构对于支管与主管的直接焊接，首先分析了其受 力特征，对压弯构件节点做了大样分析，调整构件厚 度，使节点的承载能力得到保证。 参 考 文 献 ［1］ GB 50009—2001 建筑结构荷载规范［S］． 2006 年版 ． 北京:中国建筑工业出版社，2006． ［2］ 石碧青，许平生，王钦华，等 ． 杭州萧山国际机场二 期工程国内航站楼风洞试验报告［R］． 广东:汕头大 学风洞实验室，2010． 011 淘宝专业学术杂志店 http://xszz.taobao.com