深圳宝安区体育场方案设计

深圳宝安区体育场方案设计

0结构体系设计深圳宝安体育是典型的车辆辐射结构，其主要结构如图1所示。根据文献定义，它可以被归类为st（st表示单层环和双重环的环状）结构。体育场屋面呈马鞍形,外环最高点和最低点的高差为9.65m,内环最高点和最低点的高差为2.16m(图2)。结构平面投影近似成圆形,外环水平投影尺寸为237m×230m,内环水平投影尺寸为129m×122m,索桁架连接内拉环与外压环,跨度54m,内环撑杆连接上下内环,高18m,构件截面尺寸详见表1。目前国内在索杆张拉结构领域的研究多针对索穹顶结构,包括初始预应力分布、静动力性能和新体型可行性等方面,对车辐式张拉结构这种易于施工、造价更为经济的轻型大跨结构体系研究较少。文献对车辐式张拉结构进行了较为细致全面的研究,但其缺陷是未充分考虑索系边界的影响,且当时国内尚缺乏相应的实际工程。本文结合宝安体育场实际工程对车辐式结构设计中遇到的关键问题进行研究,主要包括初步设计阶段的结构体型选择、方案验证阶段的静、动力理论分析和模型试验(含整体结构侧向刚度、外环稳定性等内容)以及深化设计阶段的节点细部构造。本文工作对文献介绍的找形分析和体型研究等内容既是具体的应用,也是有益的补充。1圆形中央开孔及马道设置由于建设场地所限(场地近乎为正方形),宝安体育场外轮廓平面投影呈圆形。在外环形状确定的基础上,对以下3种屋盖结构方案进行比选。方案①:内外环平面投影形状相似的结构体系(包含圆形的中央开孔及椭圆形的马道设置,见图3a)。该结构方案包括一个圆形的外环和两个圆形的内环,膜结构和索系均匀布置。由于体育场中场地照明灯能源消耗最大,所以应对场地照明灯的有效性进行设计,对灯光系统的高度、分布等都应详细分析研究。灯光马道根据灯光需求设置,可以不与屋盖开口重合。方案②:内外环平面投影形状相似的结构体系(包含椭圆形的中央开孔及椭圆形的马道设置,见图3b)。方案②和方案①相似,主体索系完全一致,都是外圆内圆,但张拉膜结构的中央开孔根据使用功能布置为椭圆形,此时灯光和设备马道可以随着椭圆形的开口布置。方案③:内外环平面投影形状不相似的结构体系(包含椭圆形的中央开孔及马道设置,见图3c)。内环采用椭圆形,外环采用圆形,内外环不相似。文献研究表明:内外环平面投影形状不相似会造成外环截面弯矩过大,且不相似程度越大,外环受力就越为不利,因此从结构受力角度来说,方案③是非常不合理的。但内环开口呈椭圆形时,马道与灯光的布置可以和地面跑道获得很好的协调。鉴于此,设计人员提出了设置平衡环的方法以改善外圆内椭型车辐式结构的外环受力状况,用于方案③。如图4所示,平衡环是一道同样呈椭圆形的环索,但与椭圆内环正交布置,并将径向索截为两段,介于平衡环和内环之间的为内径向索,介于平衡环和外环之间的为外径向索。平衡环的设计思路是:由于索系内力分布仅由其自身布置形式决定,与外边界无关,因此椭圆内环对应的内径向索力必然不均匀,内环长轴处径向索力大,短轴处索力小。而平衡环的作用就在于对上述不均匀内径向索力进行补偿,使得外径向索力趋于均匀,进而改善外环截面弯矩过大的情况。值得注意的是,平衡环在改善外环受力的同时,还将径向索隔成了内外两段,这两段索力差别非常大,经分析会达到原径向索力的一半,这对平衡环和径向索的连接节点提出了很高要求。尤其在径向索数目较少的情况下,该问题更为突出,普通索夹并不能提供足够的抗滑移能力。比较合理的方案是直接在内环索节点基础上进行改造,整体采用铸钢节点,两端分别连接内外径向索,如图5所示,但造价会有所提高。综合考虑建筑造价和施工难度(表2),实际工程最终选用方案①。2构件上风荷载宝安体育场的索系屋盖及其支承(外环)在水平面内形成了一个自平衡体系。这种情况下,倘若对外环施加径向约束,会产生过大的支座反力,从而加大结构成本。因此,车辐式张拉结构不宜采用过于刚性的“外环-支承柱框架体系”。宝安体育场的支承柱大量采用了摇摆柱的形式,从而使外环沿径向可以自由变形,支承柱和外环的连接方式及柱脚约束如图6所示:位于低点的6根普通柱(截面尺寸见表1)柱脚刚接,其余所有柱脚铰接;A形柱共计8根,分别位于④、⑧、(12)、(16)、(22)、(26)、(30)、(34)轴上(轴线位置见图2),A形柱与外环刚接,其余所有柱与外环均铰接。外环正常使用阶段,侧向荷载主要来源于作用在构件上的风荷载,按GB50009—2012《建筑结构荷载规范》计算,外环上的风荷载约为4.0kN/m,支承柱上为1.76kN/m。偏安全地估计,平均分配到每个外环节点上(共36个节点)的集中风荷载约100kN,其影响不容忽略。分批从4个角度对每个外环节点施加500kN的水平侧向荷载(图7中0°、30°、60°、90°),观察结构侧移和柱脚反力分布。在这4种荷载工况作用下,外环与支承柱始终处于弹性状态,外环最大侧移分别为267mm、269mm、204mm和115mm,均小于结构最高点高度(37.515m)的1/100,定性说明结构侧向刚度较好。水平荷载作用下,柱脚反力的分布如图7所示,主要由A形柱承受侧向荷载,其余柱分担的水平荷载可以忽略不计(图中为简洁不作表示)。仔细观察图7还可以发现:若A形柱所在平面与侧向荷载作用方向一致,其将承担大部分荷载;若与侧向荷载近乎垂直,分担荷载则小很多。这并不难理解,因为尽管A形柱在两根分叉柱组成的平面内刚度很大,平面外刚度却微乎其微。图8列出了结构中几种可能的主要抗侧力支承柱,并对其刚度进行分析,用k1、k2、k3分别表示低点A形柱、高点A形柱(平面内)以及低点普通柱的侧向刚度,计算结果如下:k1=2EA1sin2(α/2)/L1=8.32×104kN/mk2=2EA2sin2(β/2)/L2=3.01×104kN/mk3=3EI/L3333=0.01×104kN/m可以看到,A形柱在平面内的侧向刚度远大于普通柱,这也解释了为何侧向荷载主要由前者承担(图7)。A形柱用于车辐式张拉结构有其独特优势:对外环不产生径向约束,由于其沿外环切线布置,又能帮助结构抵抗任何方向的水平侧向荷载,同时还确保了结构的抗扭刚度。与宝安体育场类似,马来西亚吉隆坡室外体育场也采用了A形柱支承环梁的结构形式。A形柱与外环采用刚接主要是为了确保节点传力的安全,而支承柱略微向里倾斜以及采用马鞍形外环等措施,都是为了营造良好的建筑效果,和看台相适应。这些措施均与整体结构侧向刚度无关。3麻黄外环断裂模型对宝安体育场这类车辐式张拉结构,外环作为其唯一的索系支承,稳定计算须引起充分注意。施工阶段,下径向索张拉到位后索力最大,外环受力也最为不利。使用阶段,相当于在索系张拉到位的基础上继续施加荷载,会造成索力进一步增加。本节以结构初始态为基准开展对外环稳定性的研究,即取初始态位形、按初始态预应力分布同比例改变索力大小,进而求得外环屈曲对应的索力特征值。宝安体育场主体结构的初始态内力及位形如表3所示。由于外环呈马鞍形,且受径向集中荷载作用,因此其截面存在弯矩。但相比于轴力,弯矩对外环影响很小:前者产生应力约148MPa,而后者产生应力仅10MPa,所以外环稳定性主要由轴力控制。采用两种模型研究宝安体育场外环稳定性,如图9所示。模型①仅包括外环和支承柱,根据初始态索力和拉索与水平面夹角的余弦值(表3),计算径向索力的水平分量,并作为集中荷载施加到外环对应节点,由于集中荷载最大值仅为最小值的1.1倍,因此求解屈曲荷载时取统一大小。模型②为包含索系的真实结构,通过对拉索赋初应变以模拟初始态预应力,进而求解外环屈曲模态和屈曲荷载。模型①的一阶屈曲模态如图9a所示,为平面内失稳。整个外环共出现8个半波,交替凹凸,波峰位于A形柱位置,每两个A形柱之间的中点为相邻半波的分界。模型①对应的一阶屈曲荷载为:径向集中荷载5130kN,外环轴力27500～31500kN。模型②的一阶屈曲模态与模型①完全不同,如图9b所示,外环在竖向平面内整体失稳。此时,径向索系的预应力对外环施加荷载,但又同时对其提供了水平面内的弹性约束:假设外环失稳也是在面内发生凹凸变形,那必然会导致凹进的拉索松弛、凸出的拉索张紧,这就相当于在模型①的基础上沿外环径向布设了弹簧。因此,索系的存在大大提高了外环面内屈曲荷载值,使结构一阶模态呈现为外环绕弱轴在竖向平面内发生屈曲。模型②一阶模态对应的外环轴力为2.04×105kN,是模型①的7倍之多,这也说明了模型②的合理性,因为初始态下外环轴力就已经达到了33900kN。上述研究表明,径向索系和支承柱分别在水平面、竖直面内对外环提供了侧向约束,结构整体的一阶屈曲模态表现为各个侧向支承点之间的外环发生屈曲,这意味着外环稳定性可以通过单独取出侧向支承点之间的一段进行计算校核。外环共36段,各段长度约为20.35～20.41m,已知外环屈曲时轴力Fcr=2.04×105kN,按欧拉公式Fcr=π2EI/(μL)2,可计算得每段外环的计算长度系数μ约为0.975～0.978,接近于1,这说明每段外环的两端可近似认为是铰接。出现该现象,一是由于外环发生的是如图9b所示的整体屈曲,相邻钢箱梁变形协调,相互之间约束较小;二是由于支承柱与外环相比刚度很小(惯性矩之比约为1∶30),因此无法为后者提供有效转动约束。以上结论简化了设计阶段外环的稳定性验算:分析各种荷载工况,对每段钢箱梁选取最不利内力,然后结合规范压弯公式并按两端铰接即可进行稳定性验算。计算结果表明,外环稳定性满足使用要求,确保了宝安体育场模型张拉试验和实际工程现场张拉的安全。4定尺定长张拉误差控制文献通过宝安体育场1∶10模型施工张拉试验和误差敏感性试验,确立了张拉径向索的施工方案,并为定尺定长张拉技术(索系一次张拉到位,无须调节索头)建立了误差控制标准,对实际施工有重要指导作用。本文进一步对同样的模型进行静力加载试验(图10,模型参数详文献),在索系张拉到位的基础上,测试了模型静力性能和动力特性,以检验屋盖张拉结构的工作性能和设计流程、计算软件的可靠度。4.1拉索有限元分析由于宝安体育场屋面通过径向索系承受面荷载,而径向索又由内外环支承,因此对内环静力加载能够有效反映索系的整体刚度和静力性能,且易于实施。根据原型和模型的相似比关系,对模型内环节点施加集中荷载1kN,相当于原型100kN,折算为屋面均布荷载,约为0.12kN/m2,和正常使用荷载为同一个量级。向下荷载的模拟结合模型所在工厂条件,选用钢砂、成桶油漆等重物进行加载,每袋钢砂和每桶油漆均重25kg(图11);向上的荷载则通过脚手架、定滑轮以及重物组合实现(图12)。使用全站仪记录内环撑杆端点坐标的变化,拉压传感器记录索力的变化。静力试验荷载工况如图13所示。根据结构张拉成形后的实际位形和预应力,建立ANSYS有限元分析模型(BEAM188单元模拟外环梁、LINK8单元模拟内环撑杆、LINK10单元模拟拉索,材料本构关系理想弹塑性),计算各种荷载工况下结构的反应,并将计算结果与实测结果进行对比,如图14和表4所示。由图14可以看到,位移实测值与有限元分析结果基本吻合。不对称荷载作用下结构挠度最大,加载点位移与荷载方向一致,非加载点的位形变化与之相反,且后者位移幅值小于前者。各荷载工况下的索力变化如表4所示,有限元分析结果与实测值也较为吻合,其中工况LC3对索力最为不利(荷载大小只有工况LC1和LC2的一半)。总的来说,对于双层车辐式张拉结构,对称荷载作用下索力最为不利,但由于其变形模式最大程度地利用了拉索弹性刚度,因此索系变形很小;而不对称荷载作用下索系结构需要通过变化自身的形状才能抵御外荷载,因此变形较大,但索力变化相对较小。静力试验证明了宝安体育场结构体系的可靠性,也验证了车辐式张拉结构设计方法的准确性。4.2结构自振频率和自振型振型、自振频率以及阻尼比是反映结构动力特性的3个基本指标,是结构抗震、抗风设计的重要参数。结构真实阻尼比需要通过试验才能准确测得,因此设计时往往依据类似工程经验和设计规范取值。利用ANSYS有限元分析软件对宝安体育场结构进行分析。分析模型分别采用主体索系结构模型和整体索膜结构模型。结构前3阶振型及自振频率分别如图15、16所示。可以看到,两种分析模型的自振频率略有不同,整体索膜结构的自振频率相对要低一些。该现象需要从结构的刚度和质量两个方面解释。膜材作为屋面覆盖材料,属于次结构,其预应力大小有限,对结构整体刚度影响甚微,图17的膜材预应力和结构自振频率关系就证明了这一点:逐渐增大膜材预应力,结构自振频率会有所提高,但幅度很小。一方面,膜材并未显著提高索系结构的整体刚度;另一方面,支承膜材的钢拱增加了屋盖质量:屋盖拉索和内环撑杆总质量约395t,而仅钢拱质量达185t;综合这两方面可降低整体结构的自振频率。尽管主体索系结构和整体索膜结构计算得到的自振频率略有差别,但两者振型基本相同:第1阶振型均表现为内环扭转,第2、3阶振型内环则呈反对称形式上下振动;观察后续振型,主要分为两类,一类是外环和索系在水平面内的耦合振动,另一类则表现为内环的竖向振动或者同步扭转(外环不动)。对于传统的刚性结构,第1阶扭转振型往往对结构抗震较为不利,应尽量避免。但对于宝安体育场,第1阶振型并非整体结构扭转,而是索系上下内环的相对扭转,属于局部振型,对结构整体受力并无不利影响。上述分析表明,主体索系结构和整体索膜结构振型相同,仅自振频率略有差别,因此试验模型中没有设置膜结构。鉴于试验模型体量较大,试验中采用脉动法量测内环竖向振动对应的自振频率和振型:12个竖向传感器均匀布置于上内环节点,外环(28)轴处(图2)布置传感器用作参考点。模型的前4阶实测内环竖向振型如图18所示,可以看到,内环的竖向波峰数(不含波谷)与振型阶数相一致。表5列出了试验模型的频率实测值与有限元分析值,可以看出两者基频非常接近,高频误差较大。究其原因,主要是制作安装模型的过程中,由于焊接收缩、构件自重等因素,外环与设计位形有一定偏差,影响了索力,进而影响索系结构的自振频率。结构试验模型阻尼比的测试方法如下:在(19)轴(图2)上下内环节点处布置竖向传感器,用皮锤敲击对应内环节点并迅速移开,使索系发生自由振动,通过加速度传感器记录自由振动的衰减过程,进而计算阻尼比,宝安体育场1∶10试验模型的实测阻尼比为0.076。试验模型与结构原型的自振频率之比按式(1)计算,其中Sσ、Sl和SM依次为试验模型与原型的应力比、尺寸比和质量比。对于本试验,由于索长、环梁尺寸加工误差的原因,试验模型的应力约为真型的0.56倍,即Sσ=0.56;试验模型与真型尺寸的比例为1∶10,故Sl=0.1;如果施加配重,则试验模型与真型的质量比为1∶100,SM=0.01。已知试验模型频率fm,可用式(2)计算结构原型频率fp。fmfp=SσSlSM−−−−√(1)fp=fm/0.56×0.10.01−−−−−−√=fm/2.37(2)fmfp=SσSlSΜ(1)fp=fm/0.56×0.10.01=fm/2.37(2)式(2)计算结果见表5最后一列。该计算结果中第1阶频率(0.819Hz)与图15所示第2阶频率(0.763Hz)(两者振型相同)比较接近。这说明:1)按照图15和图16计算出的宝安体育场结构自振频率是可信的;2)无论试验模型还是原型结构,都证明了文献的结论,即车辐式结构、空间索桁结构等大跨度张拉屋盖结构的自振频率密集,且前若干阶自振频率均小于1Hz。这类结构的风致效应,应通过风动力分析或气动弹性模型风洞试验进行研究。5节点钢拱设计对杆系结构,设计师往往将其简化为线性模型进行受力分析,而不计入节点的空间性,即节点反映到模型里仅表现为刚接或铰接,只有在求得结构内力后,才对节点细部构造进行深化设计。本节选取了宝安体育场若干典型节点的细部构造,旨在说明车辐式张拉结构节点设计的原则以及注意事项。图19a所示的内环索节点,用于内环索、撑杆、上径向索及膜材边索之间的连接。该节点造型与受力非常复杂,故采用铸钢节点实现功能要求。将内环置于索道,再用索夹将环索夹紧在铸钢连接件上,节点安装即告完成。内环节点强度验算包括内环索的抗滑移能力和铸钢件折算应力分析。由于结构内外环平面上完全相似,所以各种荷载工况下内环索拉力差很小,最大差值仅55kN,而节点抗滑移能力达227kN,完全满足使用要求。内环索分为6股可避免采用过大截面尺寸的拉索,有利于索夹紧固和受力。为了使索传力顺畅,内环索道的曲率特意与内环索设计位形保持一致,从构造上考虑了节点的空间效应,确保了整体分析模型的准确性。索桁架之间设置钢拱,用于支承屋面膜材,图19b为拱脚节点详图。当钢拱两侧膜材受不同荷载作用时,钢拱能自由转动,而不会在拱脚两端产生过大的约束反力。如何实现钢拱和径向索之间的铰接连接,是设计的关键。在这个节点,汇聚了径向索、钢拱、悬挂索以及拱脚拉索等若干构件,可通过索夹将一块连接板夹紧在径向索上,再用销轴穿过拱脚支座节点板和连接板以实现拱脚铰接;连接板底部设置索夹和悬挂索相连;拱脚间拉索(用于平衡拱脚推力,图中未画出)则锚固于支座节点板上。这一节点为刚性构件和拉索之间的连接提供了很好的示例,索夹的灵活应用是索系结构节点设计的鲜明特色。屋面施工阶段,脚手架也经常通过索夹直接锚固于径向索,使用非常方便。图19c、19d描述了膜材不同边界的连接方式,分别为膜材和径向索、外环的连接,可以看到,膜材边界的处理较为简洁,鉴