霍爾果斯文體中心復(fù)雜連體網(wǎng)架計(jì)算分析

于 泳，梁奉林，何彩云，楊葆堃

(1 天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院， 天津 300073； 2 山東省建筑設(shè)計(jì)研究院， 濟(jì)南 250002)

1 工程概況

霍爾果斯文體中心位于霍爾果斯市炎黃路東側(cè)，友誼路北側(cè)。建筑方案以新絲綢之路上的明珠作為設(shè)計(jì)主題(圖1)。方案完美地契合了長(zhǎng)方形用地，基地南端擁有力量感與飄逸身姿的矩形體量舒展靈動(dòng)，是對(duì)新絲綢之路的暢想。工程總占地面積56 737.87m2，總建筑面積21 400m2，如圖1所示，采用防震縫將其分為四個(gè)部分； 其中圓形為體育館，左側(cè)為文化館，右側(cè)為科技館，中間部分為商業(yè)區(qū)。

圖1 霍爾果斯文體中心建筑效果圖及總體布局

科技館地上三層，局部設(shè)置一層地下室，建筑平面為近似矩形，長(zhǎng)向約75m，短向約30m，建筑總高度為23.6m，地下層層高為5.4m，首層層高為5.4m，二層層高為4.8m，頂層層高為13m，樓蓋及屋蓋均采用全現(xiàn)澆梁板結(jié)構(gòu)承重。文化館地上二層，建筑平面為矩形，長(zhǎng)向約72m，短向約42m，建筑總高度19.6m，首層層高5.4m，頂層層高13.7m(最高點(diǎn))，下部結(jié)構(gòu)采用鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)，樓蓋采用全現(xiàn)澆梁板結(jié)構(gòu)承重。如圖2，3所示，文化館屋頂采用正交正放四角錐鋼網(wǎng)架結(jié)構(gòu)承重，網(wǎng)架最大跨度約為22.4m，矢高為2.4m； 右側(cè)端部懸挑約15m，局部增加一層桿件，矢高為4m； 網(wǎng)架左側(cè)在建筑中央商業(yè)區(qū)上方空間漸變扭轉(zhuǎn)90o，由正交正放四角錐網(wǎng)架逐漸變化為正交正放網(wǎng)架并延伸至科技館邊柱上的成品滑動(dòng)支座，矢高為2～3.2m漸變。網(wǎng)架采用Q345B鋼材，主要桿件型號(hào)(管徑×壁厚)為φ76×3.50，φ89×4.00，φ102×4.50，φ114×4.50，φ140×5.00，φ159×6.00，φ180×8.00，φ219×10.0。

圖2 文化館網(wǎng)架平面布置圖

圖3 文化館網(wǎng)架屋蓋連接圖

2 整體模型動(dòng)力特性分析

2.1 模型建立

根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[1]、《空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 7—2010)[2]及《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)[3]要求，空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)分析時(shí)應(yīng)考慮網(wǎng)格結(jié)構(gòu)與下部支承結(jié)構(gòu)的相互影響。

采用SAP2000軟件建立整體模型進(jìn)行彈性分析，如圖4所示。同時(shí)建立獨(dú)立的網(wǎng)架模型進(jìn)行對(duì)比分析。其中網(wǎng)架桿件采用桿單元模擬，分析時(shí)釋放兩端彎曲自由度； 網(wǎng)架與下部混凝土的連接采用連接單元模擬，鉸支座處釋放節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，僅約束3個(gè)方向平動(dòng)自由度，滑動(dòng)支座處僅約束豎直方向自由度并釋放其他方向自由度； 剪力墻及樓板采用殼單元模擬，梁、柱采用框架單元模擬。獨(dú)立網(wǎng)架模型支座處按實(shí)際情況設(shè)置鉸接支座或滑動(dòng)支座，忽略下部混凝土主體結(jié)構(gòu)的作用。

圖4 文化館、科技館整體結(jié)構(gòu)模型

2.2 分析結(jié)果

為了使振型參與質(zhì)量達(dá)到《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[1]和《高層建筑混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 3—2010)[4]的相關(guān)要求，采用Ritz向量法進(jìn)行結(jié)構(gòu)模態(tài)分析，計(jì)算時(shí)考慮荷載空間分布特性。初始荷載向量為：1)恒荷載； 2)X，Y及Z方向地震作用； 3)內(nèi)部自帶的非線性連接單元荷載向量[5-6]。經(jīng)計(jì)算分析，整體模型需150個(gè)參與振型方能滿足規(guī)范要求的振型參與質(zhì)量，獨(dú)立網(wǎng)架模型需50個(gè)參與振型即可滿足。得到結(jié)構(gòu)振型及頻率分布如圖5所示，結(jié)構(gòu)前4階振型如圖6，7所示。

圖5 結(jié)構(gòu)振型對(duì)比分析

圖6 整體模型前4階振型

圖7 獨(dú)立網(wǎng)架模型前4階振型

經(jīng)比較可見(jiàn)，整體模型的振型1與振型2的振動(dòng)形式均為網(wǎng)架的平動(dòng)，與獨(dú)立網(wǎng)架模型振型1與振型2的振動(dòng)形式基本相同； 整體模型的振型3為左側(cè)混凝土結(jié)構(gòu)的平動(dòng)振型，獨(dú)立網(wǎng)架模型不存在此振型； 整體模型振型4為網(wǎng)架的豎向振動(dòng)振型，與獨(dú)立網(wǎng)架模型的振型3振動(dòng)形式基本相同。整體模型的振動(dòng)周期均大于相對(duì)應(yīng)的獨(dú)立網(wǎng)架模型的振動(dòng)周期[7-9]。

一般來(lái)說(shuō)網(wǎng)架剛度小于下部混凝土主體結(jié)構(gòu)的剛度，所以整體模型的前幾階振型均為網(wǎng)架部分的振型，與網(wǎng)架單獨(dú)分析時(shí)的振動(dòng)形式基本相同。從分析結(jié)果可以看出整體模型的周期一般偏大，說(shuō)明其剛度比獨(dú)立網(wǎng)架模型小，這主要是因?yàn)楠?dú)立網(wǎng)架模型分析時(shí)將支座視為理想的不動(dòng)支座而忽略了下部支承部分變形的影響。

2.3 地震響應(yīng)分析

本工程抗震設(shè)防類別為乙類，抗震設(shè)防烈度7度，基本地震加速度0.15g，設(shè)計(jì)地震分組第三組，場(chǎng)地類別Ⅱ類，特征周期0.45s。地震作用計(jì)算時(shí)考慮了雙向水平地震作用(EX，EY)和豎向地震作用(EZ)。地震作用下桿件應(yīng)力情況如圖8所示。

圖8 網(wǎng)架桿件應(yīng)力對(duì)比

從圖8中可以看出，兩種模型網(wǎng)架構(gòu)件的應(yīng)力比有一定的差異，整體模型中網(wǎng)架部分桿件的應(yīng)力比已經(jīng)接近1，而獨(dú)立網(wǎng)架模型中所有桿件的應(yīng)力比均不超過(guò)0.9。說(shuō)明下部混凝土結(jié)構(gòu)共同計(jì)算對(duì)網(wǎng)架的受力產(chǎn)生了影響，網(wǎng)架設(shè)計(jì)應(yīng)采用整體模型的計(jì)算結(jié)果。

3 連接部位相對(duì)位移分析

中部網(wǎng)架支承在左側(cè)混凝土主體邊柱及邊梁上，地震時(shí)左右兩部分主體振動(dòng)形式對(duì)支座位移量有重要的影響。利用彈性時(shí)程法對(duì)兩種模型支座處相對(duì)位移量進(jìn)行了對(duì)比分析。支座編號(hào)如圖9所示。地震波采用了兩條天然波和一條人工波[10]，波的選取按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)[1]的要求，計(jì)算時(shí)阻尼比的取值按材料進(jìn)行區(qū)分，其中下部混凝土結(jié)構(gòu)阻尼比采用0.05，屋頂鋼結(jié)構(gòu)阻尼比采用0.02。對(duì)五個(gè)支座的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)兩種模型在三條地震波分別作用的情況下，所有支座中支座1的位移量都是最大，三條地震波作用下支座1位移時(shí)程曲線如圖10～12所示。

圖9 支座編號(hào)示意圖

圖10 天然波1作用下支座1位移時(shí)程曲線

圖11 天然波2作用下支座1位移時(shí)程曲線

圖12 人工波作用下支座1位移時(shí)程曲線

根據(jù)圖10～12可以發(fā)現(xiàn)，整體模型中支座1處位移均明顯大于獨(dú)立網(wǎng)架模型中的位移，對(duì)比其余幾個(gè)支座的計(jì)算結(jié)果，也發(fā)現(xiàn)相同的規(guī)律。說(shuō)明下部支承結(jié)構(gòu)的變形會(huì)對(duì)網(wǎng)架支座處位移產(chǎn)生顯著的影響。因此若上部網(wǎng)架結(jié)構(gòu)采用滑動(dòng)支座，確定支座處的允許位移量時(shí)應(yīng)采用整體模型進(jìn)行對(duì)比分析。

4 大震彈塑性時(shí)程分析

為防止罕遇地震下網(wǎng)架從連接處脫落，確定罕遇地震作用下支座允許滑移量，進(jìn)行了罕遇地震作用下考慮材料非線性的彈塑性時(shí)程分析。

彈塑性時(shí)程分析采用了三條地震波，地震的峰值加速度根據(jù)規(guī)范的要求取310cm/s2。框架柱及框架梁的非線性采用塑性鉸模型考慮，計(jì)算骨架曲線時(shí)采用實(shí)際的配筋結(jié)果； 剪力墻采用殼單元模擬； 連接單元采用非線性連接單元進(jìn)行模擬。分析采用直接積分法，采用瑞利阻尼模型，并考慮P-Δ效應(yīng)。支座1的位移時(shí)程曲線如圖13～15所示。

圖13 天然波1作用下支座1位移時(shí)程曲線

圖15 人工波作用下支座1位移時(shí)程曲線

根據(jù)圖13～15可知，天然波1作用下支座1處的最大位移達(dá)到了120mm，天然波2與人工波作用下支座1處的最大位移也達(dá)到了95mm。為保證支座在罕遇地震下不會(huì)脫落，最終設(shè)計(jì)參照計(jì)算結(jié)果采用了相匹配的成品支座。

5 結(jié)論

(1)針對(duì)霍爾果斯文體中心文化館、科技館及上部連體網(wǎng)架建立有限元分析模型，采用Ritz向量法進(jìn)行了整體模型及獨(dú)立網(wǎng)架模型的自振特性分析，發(fā)現(xiàn)整體模型振動(dòng)周期較大； 地震作用下整體模型計(jì)算出的網(wǎng)架構(gòu)件應(yīng)力比大于獨(dú)立網(wǎng)架模型的應(yīng)力比，網(wǎng)架獨(dú)立分析的結(jié)果偏于不安全。說(shuō)明對(duì)于復(fù)雜網(wǎng)架結(jié)構(gòu)，應(yīng)盡量采取整體模型進(jìn)行計(jì)算分析。

(2)對(duì)兩種模型，采用彈性時(shí)程分析法對(duì)連接處的支座位移進(jìn)行了對(duì)比分析：整體模型計(jì)算出的支座相對(duì)位移明顯大于獨(dú)立網(wǎng)架模型支座處位移。因此，當(dāng)網(wǎng)架支座采用滑動(dòng)支座確定允許滑移量時(shí)應(yīng)采用整體模型，單獨(dú)的網(wǎng)架分析可能會(huì)得到偏小的結(jié)果。

(3)為保證網(wǎng)架支座在罕遇地震作用下的正常工作，采用三條地震波進(jìn)行了整體模型的彈塑性時(shí)程分析，得到罕遇地震作用下連接部位的支座位移達(dá)到120mm。