海國際賽車場空間結構設計與研究

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上海國際賽車場空間結構設計與研究
上海建筑設計研究院有限公司　曹國峰　周曉峰　顧嗣淳　周春　姚念亮　楊聯(lián)萍

一、工程概況
　　上海國際賽車場一期工程中的建筑物主要包括：能容納約20萬人的主、副看臺及臨時看臺；橫跨賽車跑道的大跨度空中餐廳及新聞中心；兼作空中大跨度建筑物支撐的多層比賽控制塔樓、行政管理塔樓及諸多比賽輔助用房等分項工程?？罩胁蛷d、新聞中心（見圖1）為大跨度梭形鋼結構桁架體系；副看臺頂篷由26個獨立的索膜結構單體組成（見圖2）；主看臺頂篷為懸挑實腹工字鋼梁（見圖1）。

圖1 空中餐廳、新聞中心和主看臺

圖2 副看臺膜結構

　　上海國際賽車場建筑方案由德國TILKE公司創(chuàng)作，建筑設計由TILKE和上海建筑設計研究院完成，結構設計由上海院承擔。本工程的多項關鍵技術在國內尚無先例可循，在設計過程中我們對關鍵技術問題進行了系統(tǒng)研究：大跨度梭形鋼結構桁架的節(jié)點試驗和有限元分析研究、轉換桁架的整體試驗和有限元分析研究；桁架與下部混凝土結構的邊界設計和協(xié)同作用分析研究；副看臺索膜結構研究、風振響應研究；復雜體型建筑群風荷載研究。以上關鍵技術問題的研究和成果，為設計提供了可靠的保障和依據(jù)。以下將對工程主要單體的設計和研究工作做一介紹。

二、大跨度梭形鋼桁架
1．結構體系
　　空中餐廳、新聞中心均采用大跨度梭形空間鋼結構桁架體系,桁架的高度從跨中向兩端逐步減小，這不僅與結構的受力情況相適應，而且由此而形成的建筑外形上的曲線亦非常漂亮。該體系中包括了兩榀梭形主桁架，每榀主桁架支座間的跨度為91.30m，兩端又各向外側懸挑26.91m和17.41m，其總長度為135.62m，最大寬度為30.43m，主桁架高度最大處為12.4m；主桁架一端支承在柱子上，另一端支承在轉換桁架的懸臂端上，由轉換桁架傳遞主桁架的荷載至下部分混凝土結構的兩根巨型柱子上；主桁架和轉換桁架的桿件截面均為矩形鋼組合箱梁或圓鋼管，矩形鋼箱梁內布置通長的縱向加勁肋，節(jié)點均采用平面相貫、內部加勁的連接方式；每個支座的豎向力最大達到25000kN。主桁架和轉換桁架材質為Q345C,其余為Q345B。圖3所示為結構主要承重桁架，在兩榀主桁架間設置橫向梁，以支撐樓面；并在上下表面設置交叉斜撐，以保障結構的側向穩(wěn)定，布置見圖4。樓面采用閉口壓型鋼板輕骨料混凝土樓板。桁架結構體系與下部混凝土結構的連接是通過改進的GZ25MN型盆式組合橡膠減震支座，以期達到減小結構的地震反應，特別是鋼桁架的地震反應及減小使用階段鋼桁架溫度應力的雙重目的。

圖3 桁架三維圖

圖4 結構上下表面構件布置圖

2．主桁架節(jié)點研究
1）節(jié)點型式
　　主桁架的上下弦桿均采用厚鋼板組合箱梁，腹桿大部分采用圓鋼管，弦桿與腹桿采用內加勁外相貫節(jié)點連接。主桁架在靠近支座的部位受力較中部大，所以在靠近支座的豎向腹桿采用組合箱形桿件，其承受了較大的壓力和彎矩；斜拉腹桿均采用圓管，為改善節(jié)點的抗拉能力，在受拉斜腹桿的兩端節(jié)點部位管內設置十字穿心板。主要節(jié)點型式如圖5所示，圖中的TCJ、BCJ節(jié)點也是有限元分析和試驗研究的主要對象。圖中圓管截面為Φ600x30mm，加勁板為30mm或20mm。

(a)

(b)TCJ節(jié)點

(c)BCJ節(jié)點

圖5 主桁架與主要節(jié)點構造

2）有限元分析
　　采用ANSYS7.0、板殼單元SHELL143進行彈性和彈塑性有限元計算；材料為理想彈塑性材料，屈服強度為345Mpa；因而節(jié)點關于桁架平面是完全對稱的，只取半結構進行分析，在對稱面上施加對稱邊界條件。將弦桿一端約束，其余桿端為自由端，施加反推算的邊界力，使得節(jié)點受力狀態(tài)與桿系有限元計算結果相一致。為消除端部邊界條件對節(jié)點域應力和變形的影響，弦桿和腹桿從連接面處伸出長度至少為3倍截面高度或直徑。荷載的加載通過桿端一剛性板傳遞給構件。圖6、7為典型節(jié)點TCJ、BCJ（設置加勁板）在設計最大組合荷載下的Von-Mises應力圖。

圖6 TCJ節(jié)點的Von-Mises應力圖

圖7 BCJ節(jié)點的Von-Mises應力圖

　　對本工程節(jié)點，如不考慮加勁板的作用，由于主管管壁不可能很厚（這樣做也不經濟），所以其承載力是有限的。而內部加勁板的引入，可以極大改善節(jié)點的受力狀況。通過本工程桁架節(jié)點的對比研究，也看可以得出相同結論。在矩形主管內放置適當?shù)臋M向加勁板和縱向加勁板，改善了支管的傳力途徑，減輕了對主管管壁的直接作用，使得受力更為均勻。本工程桁架主管尺度較大，其內部空間也為加勁板的焊接提供條件。內部加勁板和支管接觸一面是受力主要部位。
3）節(jié)點試驗及與有限元分析比較
　　試驗研究作為研究工作的主要組成部分，提供了對節(jié)點承載力和變形特點的總體評價，同時也與有限元分析進行比較，以確定有限元計算的可靠性。為使節(jié)點區(qū)域的約束條件及受力狀況與實際結構的工作情況趨于一致，避免單取節(jié)點區(qū)加載試驗時受力及邊界條件的變化，分別將主桁架兩節(jié)點的相鄰節(jié)間取出進行1:5縮尺試驗。試驗時將一輔助桁架作為反力裝置，試件通過一T形連梁與輔助桁架連接。試驗中在弦桿端節(jié)點放置一千斤頂產生豎向荷載，另外兩個千斤頂產生水平向一拉一壓的平面力偶。由于試件加工限制，試件中的受拉腹桿未放置十字穿心板。試驗每級荷載按先豎向后水平的順序施加，第6級相當于設計最大工況荷載，第9級相當于設計荷載的1.4倍。試件上布置了單向應變片（測桿件內力）、三向應變片（測節(jié)點部位復雜應力情況）、位移計（測桿端位移）。

圖8 主桁架節(jié)點試驗試件及加載方案

　　采用了應變強度εi作為比較的指標。當試件基本處于彈性或塑性程度較低時，有限元分析結果能夠較好地揭示試件的實際受力特點與應力分布；若試件內出現(xiàn)嚴重的塑性區(qū)域，由于應變計算結果對材料強化率較敏感及焊接殘余應力等原因，利用有限元計算這些點的實際應變時有一定偏差。
3．轉換桁架研究
1）結構型式
　　轉換桁架的作用是將主桁架巨大的荷載傳遞至柱子，其桿件（均為箱型截面）截面尺寸大、連接復雜。其傳力的可靠、構造及節(jié)點設計的安全合理至關重要，因此除了整體的結構分析外，有必要進行靜力加載實驗，研究轉換桁架在荷載作用下的內力傳遞情況；局部應力以及變形情況。其三維圖見圖9。轉換桁架在構件節(jié)點區(qū)域也采用內部加勁的節(jié)點型式，內部加勁的情況見圖10，主要受力加勁板板厚30mm，其余為20mm。

圖9 轉換桁架三維圖

圖10 轉換桁架與構件圖

2）有限元分析
　　對轉換桁架進行彈塑性有限元分析，材料非線性采用雙線性隨動強化模型，屈服后考慮0.1E的線性強化。從圖11所示Von-Mises應力圖可以看到，轉換桁架在設計最大荷載作用下絕大部分保持彈性低應力狀態(tài)，但在局部角部區(qū)域出現(xiàn)小范圍的塑性區(qū)域，主要集中在構件ZZ1翼緣與上弦構件SZL4的下翼緣和下弦構件XZL3的下翼緣交界部位，靠近這些桿件腹板的區(qū)域。應力峰值點周圍應力迅速衰減。

圖11 彈塑性分析的轉換桁架Von-Mises應力圖

圖12 轉換桁架加載方案及試驗試件

3）轉換桁架試驗及與有限元分析比較
　　根據(jù)實驗室的加載設備能力，試件按1:3比例縮尺。根據(jù)分析，豎向外力是影響轉換桁架的主要因素，試驗中通過四個千斤頂同步施加豎向荷載，試驗加載分兩次：第一次為分級加載，分為 12級達到設計荷載；第二次為連續(xù)加載至設計荷載。在分級加載和連續(xù)加載中，轉換桁架各構件均沒有出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，結構整體表現(xiàn)為彈性狀態(tài)，且分級加載和連續(xù)加載的實測數(shù)據(jù)基本吻合。各測點的應力均小于387Mpa（根據(jù)材性試驗得到的名義屈服點）。但由于測點布置在離開焊縫10mm的位置，不排除試件中存在比實測點更高的應力。試驗中節(jié)點區(qū)的應力分布和有限元分析的結果基本一致。
4．設計與研究結論
1）通過有限元分析和試驗研究表明，內部加勁節(jié)點可以有效降低應力集中現(xiàn)象，并顯著提高節(jié)點承載能力。對內部加勁板的厚度、放置位置和數(shù)量存在優(yōu)化的可能性。
2）有限元分析和試驗研究方法對研究節(jié)點和結構承載能力都是有效的方法，兩者的結果比較接近，具有足夠的精度。
3）本工程主桁架和轉換桁架在設計荷載下雖然部分角點應力進入屈服，但衰減很快，結構整體上是安全的。
4）對應力集中部位，可通過不同的構造形式來改善應力集中現(xiàn)象。對本工程的應力高峰角點，采用構造措施后一定程度上緩解了應力集中現(xiàn)象，并反映在設計中。

三、索膜結構
1．結構體系
　　副看臺全長288m，頂棚由26個獨立的索膜結構單體組成，由白色PTFE膜材張拉在白色鋼結構上。相鄰單體落差2.5m，沿副看臺高低錯落一字排開。單體膜平面投影形狀為橢圓，長軸31.6m，短軸為27.6m，懸挑長度為24.3m，展開面積約為720m2，整個工程總計18720m2。承重結構包括主桅桿、上、下環(huán)及支撐系統(tǒng)、谷索、吊索，膜體和排水系統(tǒng)。其中上環(huán)全長94米，重30噸，除吊索和谷索之外只用3根剛性撐桿在短懸挑端與主桅桿相連。該膜結構由于建筑方案的要求，必須設計成倒傘狀；設計中通過有效分析，合理布置構件，達到了好的效果，設計和施工的難度均開創(chuàng)了行業(yè)內的新記錄。
2．風振響應分析
　　膜結構具有跨度大、自重輕、剛度相對較弱、自振頻率較低的特點，風荷載是這類結構設計的主要控制荷載。膜結構外形一般為不規(guī)則的空間曲面，導致其繞流和空氣動力作用復雜，現(xiàn)有荷載規(guī)范無法確定它的體型系數(shù)，且26個挑篷結構相互氣動干擾效應嚴重。為此我們進行了剛性模型風洞試驗，模型的幾何縮尺比為1/90，共有25個風向。在試驗基礎上對找形完畢的膜結構進行荷載分析，以保證結構安全，合理經濟地進行材料選取、體系選取。通過試驗，測量了模型表面的平均壓力和脈動壓力；考慮結構和風場耦合作用的風致動力響應，運用慣性風荷載法（GBJ法），得到荷載風振系數(shù)。
　　通過對賽車場膜結構風洞測壓試驗及分析，得到如下結論和建議：
　　1） 賽車場膜結構挑篷上的風荷載主要以負壓為主。
　　2） 對挑篷結構整體荷載而言，最不利風向在210°~240°風向角范圍。
　　3） 對賽車場膜結構，50年和100年重現(xiàn)期最不利負壓分別為–2.07和–2.26 kPa（風向角為0度），最不利正壓分別為1.33和1.45kPa（風向角為195度）。
　　限于目前的條件，膜結構動力響應計算以結構初始狀態(tài)（即預應力施加完畢結構自平衡狀態(tài)）為確定荷載狀態(tài)，不考慮膜結構的幾何和材料非線性效應，根據(jù)風洞試驗測量得到的膜結構上的平均風荷載和動力風荷載，在線彈性范圍內計算膜結構的動力響應。通過對上海國際賽車場膜結構工程風致響應的分析，得到如下結果和建議：
　　1）和高層建筑、高聳結構的風振系數(shù)不同，對體型不規(guī)則的低層建筑，其局部平均風壓可能出現(xiàn)很小值，從而導致局部出現(xiàn)很大風振系數(shù)的情況。對此類結構來說，更應關心體型系數(shù)乘以風振系數(shù)的值。
　　2）風向角為3300、3450時，某些區(qū)域的體型系數(shù)大，但風振系數(shù)并不大，約為1，這是因為這些區(qū)域所處的膜面面積小，且距離立柱近，預應力對膜面的剛度影響大導致這些塊所在區(qū)域豎向剛度較大，這些膜面的豎向共振響應很小。這些區(qū)域的風致動力效應基本上可忽略不計。
　　3）風向角為3450時，個別區(qū)域的體型系數(shù)為0.13，而風振系數(shù)達到18.0（風振系數(shù)大的原因部分是因為平均風壓小），體型系數(shù)乘以風振系數(shù)的絕對值達到2.34，是本次計算結果中的第二大值，應引起注意。
3．膜結構設計
　　通過膜結構專業(yè)軟件IMAGIN進行荷載態(tài)分析，所有工況下最大膜面應力如圖13a、b所示。

圖13a Warp向膜面應力圖

圖13b fill向膜面應力圖

　　根據(jù)有限元分析結果，以及建筑要求，確定膜材主要的力學、非力學性能如表1所示：
　　通過風洞試驗、風振分析，我們對原建筑方案進行了調整，包括鋼管截面和部分節(jié)點型式。對關鍵節(jié)點，由于在桿系模型的有限元計算中無法反映真實的受力狀態(tài)，我們進行了大量的實體模型計算。

表1 膜材力學、非力學性能列表

力學、非力學各項性能

設計要求

檢驗標準

玻璃纖維基材

EC3 

　

涂覆材料

PTFE

　

基材重量

1300g/m2

JIS K-6328

拉力強度
經向
緯向

8500 N/5cm
7000 N/5cm

JIS L-1096

撕裂強度
Warp(經紗)
Fill(緯紗)

400 N
400 N

JIS L-1096

四、實腹鋼梁挑篷
1．結構體系
　　主看臺長度接近400米，頂篷為懸挑實腹工字鋼梁，前后端各懸挑33.22m、18.29m，每8m一榀。其剖面圖如圖14所示。對每榀挑梁，其根部將承擔所有的反力，我們采用將挑梁與箱型鋼柱相連，插入看臺的混凝土柱內。
2．風振分析
　　看臺挑篷為風敏感結構，風載的取值大小，對根部立柱設計至關重要。為此我們對主看臺連同空中餐廳、新聞中心一起進行了剛性模型風洞試驗：主體模型縮尺比為1/250，與風洞中所調試的大氣邊界層幾何尺度比相同；同時模擬以主看臺中心為圓心，半徑300米內的周圍建筑群，模擬了主看臺對面的鄰近建筑物，群體模型的比例與主體建筑的比例相同，均為1/250；模型用有機玻璃制造；共計42個風向角。以下為幾個特殊風向角下的前端部分和后端部分主看臺挑篷面積加權平均體型系數(shù)，以及前端部分根部彎矩和后端部分根部彎矩、柱底彎矩。通過分析風洞數(shù)據(jù)，找到使懸臂梁根部彎矩最大或柱底彎矩最大的幾個風向角進行抗風分析。

表2 00風向角下各面積加權平均值

測點排數(shù) 

第1排 

第2排 

第3排 

第4排 

第5排 

第6排

前端體型系數(shù) 

-1.164 

-1.219

 -1.223

 -1.2979

 -1.338

 -1.35

后端體型系數(shù)

 -0.103

 -0.156

 -0.158

 -0.189

 -0.199

 -0.179

前端彎矩

 1320.301 

1381.249 

1360.954

1447.644 

1505.218 

1523.461

后端彎矩

 -28.347

 -36.936

 -38.863

 -48.186

 -53.506

 -50.024

柱底彎矩

 1320.827 

1371.767 

1352.076 

1431.453 

1483.566 

1504.352

測點排數(shù)

 第7排

 第8排

 第9排 

 第10排

 第11排

　

前端體型系數(shù)

 -1.438

 -1.352 

 -1.268

 -1.250

 -1.195

　

后端體型系數(shù)

 -0.172

 -0.199

 -0.139

 -0.128 

 -0.164

　

前端彎矩

 1629.485 

1478.103 

1417.719 

1393.306  

1333.591

　

后端彎矩 

 -47.479

 -48.430

 -30.257

 -23.700

 -47.483

　

柱底彎矩

 1614.621 

1464.101 

1416.872 

1400.315 

1316.652

　

表3 1800風向角下各面積加權平均值

測點排數(shù)

 第1排

 第2排

 第3排

 第4排

 第5排

 第6排

前端體型系數(shù)

 -0.129

 -0.149

 -0.153

 -0.201

 -0.204

 -0.231

后端體型系數(shù)

 -1.120

 -1.239

 -1.309

 -1.450

 -1.517

 -1.551

前端彎矩

 109.785 

109.625

 94.611 

148.502 

159.421

 124.509

后端彎矩

 -413.451

 -449.654

 -461.492

 -503.740

 -525.100

 -541.215

柱底彎矩

 -315.009

 -350.205

 -380.460

 -364.845

 -375.631

 -430.788

測點排數(shù)

 第7排

 第8排

 第9排 

 第10排

 第11排

　

前端體型系數(shù)

 -0.201

 -0.157

 -0.137

 -0.170

 -0.149

　

后端體型系數(shù)

 -1.557 

 -1.452

 -1.343

 -1.269

 -1.226

　

前端彎矩 

 134.521 

101.025

 90.349 

109.329 

104.034

　

后端彎矩

 -555.194

 -513.147

 -474.919 

 -461.697

 -434.777

　

柱底彎矩

 -433.297 

 -420.843

 -392.873

 -363.315

 -340.48

　

　　注：沿主看臺長向，從左至右為第1排～第11排，彎矩單位為kN.m。
　　　　前端彎矩為正則下翼緣受拉，后端彎矩為正則上翼緣受拉。

五、工程進展
　　目前上海國際賽車場工程已基本完工，即將迎接2004年9月F1中國賽區(qū)比賽的舉行。

參考文獻
　　[1] 上海國際賽車場重型主桁架節(jié)點試驗研究報告、轉換桁架試驗研究報告，同濟大學鋼結構研究室，2003.4；
　　[2] 上海國際賽車場新聞中心、餐廳和主看臺挑篷鋼結構剛性模型壓力分布風洞試驗研究報告，南京航空航天大學空氣動力研究所，2002.12；
　　[3] 上海國際賽車場膜結構工程模型風洞試驗研究報告，同濟大學土木工程防災國家重點實驗室結構風效應研究室，2003.7。