第十届中国花卉博览会竹藤馆结构设计

2023-10-25黄永强傅晋申

建筑结构 2023年19期

黄永强, 张洛, 傅晋申

(1 华建集团华东建筑设计研究院有限公司，上海 200002；2 上海超高层建筑设计工程技术研究中心，上海 200002)

1 项目概况

竹藤馆是中国第十届花卉博览会三个永久场馆之一,位于上海市崇明岛花博园花协展区主轴西侧的竹藤园中,以竹藤工艺品展示为主。竹藤馆建筑体量较小,占地面积960m2,建筑面积350 m2,地上一层,结构最大高度为14.5m,地下为下沉式广场,通过游廊与上部结构相连。

竹藤馆采用天然地基,筏板基础兼做下沉广场结构地面。地上结构包括三个独立部分:形似竹藤编织成茧的主体部分、人行桥及索网下方提供布展空间的展厅,三者结构上相互独立。其中,主体部分建筑造型较为独特复杂,给结构设计带来不小的挑战:其一体现在复杂的空间外形,由三组空间异形曲面构成,属于严重不规则结构;其二体现在细部上扭转编织效果的实现,建筑效果要求结构构件与编织效果高度融合,实现建筑结构一体化的表达。

人行桥作为竹藤馆展厅的出口通道,“悬浮”于索网面上方,连通了馆内外流线。人行桥结构设计难点在于桥身中部存在一段近10m长的悬挑段,与此同时,建筑希望结构构件尺寸尽量小,以体现人行桥的轻盈感。

展厅为异形拱壳形态,壳体厚度为75mm,采用无配筋超高延性混凝土(UHDC)材料,并结合3D打印模板技术和喷射混凝土工艺,实现异形拱壳结构的数字化精准建造。竹藤馆建筑效果图和实景照片见图1、2。

图2 竹藤馆实景照片

2 主体结构参数化建模

2.1 建筑生形逻辑

“四环三面”组成了竹藤馆的主体建筑形态,即四个不同高度、角度的空间椭圆环两两放样,形成三组空间异形曲面,如图3所示。将三组曲面作为基准面,基于参数化建模,可以通过调整参数,生成不同间距、高度和扭转形态的编织面效果。

图3 竹藤馆建筑形态生成逻辑

2.2 基准面优化找形

建筑提供的初始基准面由两个空间椭圆直接放样生成,属于“直面”,若沿初始基准面布置索网,不施加预应力的情况下,索网的几何刚度几乎为零。因此,有必要对初始基准面的形态进行优化,减小竖向变形。推力线网络分析法 (thrust network analysis,TNA) 是将图解静力学扩展到三维空间的一种分析方法,常用于生成纯受压拱形结构[1]。目前基于RHINO参数化平台的TNA法相关插件已被开发出来[2],可以十分方便地结合数字化平台进行结构参数化找形。对于本项目,期望得到一个理想纯受拉索网面,因此只需要翻转原曲面通过TNA进行反向找形即可。

主索网基准面找形前后形态如图4所示,主网面背侧的索网找形后由直线形态变成悬链线状,前侧索网形态变化不大。经过计算,自重下找形后背侧变形比找形前减小了200mm左右。由于建筑造型的要求,基准索网面并非完全的负高斯曲面,斜交索网的索力分布并不均匀,找形前约有25%索段处于松弛状态,找形后所有索段均处于受拉状态,结构自重下最大索力约为2.7kN。

图4 主索网基准面优化前后对比

2.3 结构参数化建模

显然,由于本项目的空间复杂性,采用传统结构建模思路过于复杂,且不具有可调整性。而采用建筑的参数化建构逻辑,选取合适的建筑元素转换为结构构件,可快速实现结构参数化建模。根据以上分析,结构布置思路如下:以四个椭圆钢环和钢V柱为骨架(后文将主体结构钢V柱简称主V柱),在三个空间曲面上沿着编织面的外边缘线生成双层斜交索网,为增加双层索网的整体刚度,在双层索网斜交位置增设一根撑杆。在RHINO+GH平台完成结构几何建模后,可直接导入SAP2000生成结构模型,进行计算分析,形成一套从建筑设计到结构计算的完整分析路径。

3 主体结构设计

本项目采用SAP2000进行结构整体响应分析,拉索采用frame单元模拟,且只承受拉力(软件中将拉索设置为只拉不压单元),并在所有的荷载工况中,考虑几何非线性。

图5中,主体钢结构除钢环间的钢V撑采用Q235B钢材外,其他均采用Q355B热轧圆钢管。从上至下四个椭圆钢环分别为GH1～GH4,其中GH1截面均为φ299×20,GH2和GH4截面为φ203×20,GH3截面为φ203×10;与GH1相连的两根分叉柱主干采用变截面锥形圆管,中间最大截面为φ300×30,端部截面收至φ200×20;其余钢V柱截面为φ168×12;钢环间的V撑截面为φ114×10。为达到“细柱”的建筑效果,主V柱及V撑两端均采用销轴铰接节点;三组索网面拉索均采用φ10不锈钢拉索,双层拉索间的撑杆为直径12mm的实心圆杆;为了保证悬挑面的稳定,将悬挑面的部分拉索替换成φ83×7刚性杆。

图5 竹藤馆主体结构整体模型

3.1 设计参数与荷载取值

本项目建筑结构安全等级为二级,结构重要性系数为1.0。抗震设防烈度为 7 度( 0.10g) ,建筑场地类别为Ⅲ类,设计地震分组为第二组,场地特征周期为0.65s,多遇地震下阻尼比取0.02。钢结构抗震等级为四级。

屋面荷载主要包括构件自重、索盘节点和编织装饰条的重量。此外,考虑本结构体系中有部分空间网格结构且基本自振周期大于0.25s,风振效应较为显著,故风振系数βz取2.0,且按照竖直于索网面的最不利风向考虑。根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)[3]规定:不上人屋面活荷载、风荷载、雪荷载可不同时考虑。经计算,镂空屋面的活荷载和雪荷载效应均小于风荷载。

3.2 静力分析

典型静力工况下结构基底反力如表1所示。从构件受力情况来看,竖向静力荷载下GH1为受拉环,GH3为受压环,GH2和GH4主要受压,仅局部杆段受拉。结构恒载下竖向变形如图6所示。恒载下最大变形为104mm(图6),本项目索网最大跨度为20m,考虑到索网屋面为不上人屋面,因此在不影响建筑净高的情况下可适当放松对索网的竖向变形要求。

表1 静力工况下结构基底反力

图6 SW+SD下结构竖向变形云图/mm

3.3 抗震计算

3.3.1 周期与振型

结构模态分析数取前180阶,累计结构质量参与系数为:X向98.8%,Y向99.0%,Z向90.5%,满足规范质量参与系数大于90%的要求。结构前三阶周期如表2所示,X、Y、Z三个方向主振形分别为149、163和180阶,此三阶对应的模态如图7所示,为索网的局部振动。值得注意的是,本项目索网是自成形的,因此计算模态时,需继承在恒载下的结构刚度。

表2 前三阶及主振型对应阶数的自振周期

图7 结构主振型

3.3.2 时程分析

采用传统的弹性反应谱分析计算地震作用,无法考虑构件的几何非线性和拉索“只拉不压”的特性,为了考虑索网的几何非线性,本项目采用非线性时程分析进行地震补充计算。选取上海市地震波中的3组时程波,其中包括2组天然波和1组人工波,分析得到的基底反力见表3。

表3 非线性时程分析的地震基底反力/kN

时程分析得到的基底反力平均值比反应谱计算结果大了约50%,由此可见,对于几何非线性明显的索网结构,采用反应谱分析可能是不安全的。本项目以时程包络值对反应谱计算内力进行放大调整,进行相应荷载组合后,作为构件设计内力。由于主体结构自重轻,地震作用较小,基本不起控制作用。

3.4 主体钢结构稳定分析

主体钢结构由主V柱和四个空间不规则椭圆钢环构成,钢构件之间的约束关系比较复杂,难以按照现有的规范确定构件的计算长度。分别从构件层次与整体结构层次进行了稳定分析。

3.4.1 受压构件计算长度分析

椭圆钢环和分叉柱的计算长度无法按规范确定,需通过屈曲分析求出构件的临界屈曲轴压力Ncr,然后利用欧拉公式反算受压构件计算长度[4],结果如表4所示,其中GH4的侧向约束较少,计算长度系数达到了2.2。

表4 反算构件的计算长度

(1)

3.4.2 结构整体稳定分析

考虑了几何非线性和材料非线性,对主体结构进行竖向极限承载力分析,以评估结构的整体稳定性。本项目为镂空屋面,活荷载很小,竖向加载基准荷载取1.0恒载+0.5压风荷载,然后分别以基准荷载的整数倍进行加载,直至结构失效,得到相应的竖向极限荷载。分别计算了不带索网和带索网情况主体结构的极限承载力,不带索网情况下,主体结构的极限荷载为3 137kN,对应非线性屈曲因子为2.66,带索网情况下,对应非线性屈曲因子为3.87,均大于2.0,满足《空间网格结构技术规程》(JGJ 7—2010)[5]相关要求。分析表明,在带索网的情况下,拉索对钢环梁侧向有一定的拉结作用,对结构稳定性有利。此时,极限状态为环梁间的V撑受压失稳破坏,如图8所示。不带索网时,则为钢环梁侧向失稳破坏。

图8 竖向极限荷载下主体钢结构变形云图/mm

4 人行桥结构设计

人行桥 “悬浮于”索网面上方,中部受限于下方展厅无法设置钢柱,因此存在一段10m长的悬挑段,同时建筑师希望人行桥梯段梁高度控制在300mm以内。考虑到悬挑段受力特点,可将该段的扶手钢板加厚到12mm兼做受力钢板,大幅度提高了悬挑段的抗弯刚度。人行桥结构布置如图9所示,梯梁截面为300×150×15的矩形钢管,V柱采用φ114×10圆钢管,钢材牌号为Q235B(后文将人行桥下钢V柱简称为“梯V柱”)。

图9 人行桥受力示意简图

图10分别给出了考虑活荷载不利布置下有无悬挑钢板时梯梁的弯矩对比。在不设悬挑钢板时,直接采用双向梯梁对挑10m结构方案,梁端设计弯矩约455kN·m,端变形约460mm,约为跨度的1/43,远超规范限值1/250要求。增加悬挑钢板后,梯梁以受压为主,弯矩减小至26 kN·m,悬挑端变形约52mm, 设计时考虑了活荷载不利布置工况。最终计算标准组合下悬挑段竖向变形为52mm,约为跨度的1/400,满足规范要求。分析表明,在梯梁高度不超过300mm的情况下,仅靠梯梁实现悬挑的方案是不可行的。

图10 1.3恒载+1.5活载下人行桥梯梁弯矩分布示意

人行桥竖向传力路径为:桥面荷载通过桥面加劲肋传至悬挑段的受力钢板或非悬挑段的梯梁,再经由梯柱传至基础。根据分析可知,悬挑钢板在桥面竖向荷载作用下,顶部区域受拉,板底区域受压。经计算,竖向荷载下悬挑钢板底部受压区高度约为300mm,如图11所示,考虑到钢板拉应力较大,将钢板的钢材等级提高至Q355B。为防止悬挑钢板失稳,在悬挑支座处设置两根悬臂柱来承担支座处钢板压力,同时在悬挑钢板底部离桥面300mm的高度处,设置纵向加劲肋,如图12所示。

图11 1.3恒载+1.5活载下悬挑钢板沿桥面方向拉压区分布(蓝色为受拉,红色为受压)

图12 典型桥身剖面图

同时,为达到“细柱”设计,梯V柱采用两端铰接,只承受轴向力。人行桥水平力主要通过首尾两端梯梁传递至基础。为保证作用在扶手钢板上的风荷载的传递,桥身两侧扶手钢板通长设置间距1m的横向扶壁加劲肋,见图12,与桥面底部加劲肋形成一个U形截面,增大了桥身的侧向刚度。

在人行激励下,桥面悬挑端的竖向加速度峰值为0.58m/s2,超过按《建筑楼盖振动舒适度技术标准》(JGJ/T 441—2019)[6]中不封闭连廊规定的限值0.50m/s2。为解决悬挑端桥面人行舒适度问题,悬挑端桥面下方布置了2个0.25t的调谐质量阻尼器(TMD),安装TMD后,悬挑端竖向加速度峰值降为0.25m/s2,如图13所示,减振率达56%。

5 展厅结构设计

竹藤馆展厅是一个空间异形形态的拱壳结构,如图1所示,其位于竹藤馆主索网面的下方。展厅平面中心线总长度约34.1m。展厅一端拱高6.5m,另一端拱高约3.1m,中间由高到低按一定规律自由过渡,如图14所示。

图14 竹藤馆展厅拱壳结构效果图

展厅结构所采用的新材料是一种超高延性的混凝土(ultra-high ductile concrete, UHDC)[7-9],其抗拉强度可达4～5MPa,且抗拉伸应变能力可达5%～12%,与钢材的拉伸伸长率基本相当。由于UHDC材料的优越性,展厅由原方案的150mm普通混凝土壳变成75mmUHDC无筋壳,使壳身更加轻盈。此外,在施工工艺上,竹藤馆展厅放弃了传统的木制模板上浇筑混凝土的施工模式,采用单侧3D打印模板作为底模,配合喷射混凝土工艺,实现了异形拱壳结构的数字化精准建造。展厅结构设计部分另有专文介绍,本文不做过多赘述。

6 节点设计

竹藤馆主体钢结构及人行桥V柱端部均采用销轴节点,柱端采用铸钢铸造而成,外观线条更加圆滑自然,更加美观。如图15所示。此外,为了使主V柱与椭圆间的V撑不与编织面发生碰撞,设置了锥形管,将V柱和椭圆管的连接节点外移,如图16所示。

图15 典型柱脚节点图

图16 典型杆端销轴外伸节点

本项目中双层索网的连接节点以及索网相交节点较为复杂的。一是节点数量多,共计约9 200个,且索网相交的角度各异,二是索网节点空间位置保证了整个索网面的成形效果。斜交索网采用圆盘索夹节点进行固定,可随索网斜交的不同角度进行灵活调节;双层索网对应两个索盘节点之间通过支撑杆焊接,使得双层索网节点间的空间相对关系固定下来,保证了索网实际成形效果,见图17。