海国际赛车场空间结构设计与研究

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上海国际赛车场空间结构设计与研究
上海建筑设计研究院有限公司　曹国峰　周晓峰　顾嗣淳　周春　姚念亮　杨联萍

一、工程概况
　　上海国际赛车场一期工程中的建筑物主要包括：能容纳约20万人的主、副看台及临时看台；横跨赛车跑道的大跨度空中餐厅及新闻中心；兼作空中大跨度建筑物支撑的多层比赛控制塔楼、行政管理塔楼及诸多比赛辅助用房等分项工程。空中餐厅、新闻中心（见图1）为大跨度梭形钢结构桁架体系；副看台顶篷由26个独立的索膜结构单体组成（见图2）；主看台顶篷为悬挑实腹工字钢梁（见图1）。

图1 空中餐厅、新闻中心和主看台

图2 副看台膜结构

　　上海国际赛车场建筑方案由德国TILKE公司创作，建筑设计由TILKE和上海建筑设计研究院完成，结构设计由上海院承担。本工程的多项关键技术在国内尚无先例可循，在设计过程中我们对关键技术问题进行了系统研究：大跨度梭形钢结构桁架的节点试验和有限元分析研究、转换桁架的整体试验和有限元分析研究；桁架与下部混凝土结构的边界设计和协同作用分析研究；副看台索膜结构研究、风振响应研究；复杂体型建筑群风荷载研究。以上关键技术问题的研究和成果，为设计提供了可靠的保障和依据。以下将对工程主要单体的设计和研究工作做一介绍。

二、大跨度梭形钢桁架
1．结构体系
　　空中餐厅、新闻中心均采用大跨度梭形空间钢结构桁架体系,桁架的高度从跨中向两端逐步减小，这不仅与结构的受力情况相适应，而且由此而形成的建筑外形上的曲线亦非常漂亮。该体系中包括了两榀梭形主桁架，每榀主桁架支座间的跨度为91.30m，两端又各向外侧悬挑26.91m和17.41m，其总长度为135.62m，最大宽度为30.43m，主桁架高度最大处为12.4m；主桁架一端支承在柱子上，另一端支承在转换桁架的悬臂端上，由转换桁架传递主桁架的荷载至下部分混凝土结构的两根巨型柱子上；主桁架和转换桁架的杆件截面均为矩形钢组合箱梁或圆钢管，矩形钢箱梁内布置通长的纵向加劲肋，节点均采用平面相贯、内部加劲的连接方式；每个支座的竖向力最大达到25000kN。主桁架和转换桁架材质为Q345C,其余为Q345B。图3所示为结构主要承重桁架，在两榀主桁架间设置横向梁，以支撑楼面；并在上下表面设置交叉斜撑，以保障结构的侧向稳定，布置见图4。楼面采用闭口压型钢板轻骨料混凝土楼板。桁架结构体系与下部混凝土结构的连接是通过改进的GZ25MN型盆式组合橡胶减震支座，以期达到减小结构的地震反应，特别是钢桁架的地震反应及减小使用阶段钢桁架温度应力的双重目的。

图3 桁架三维图

图4 结构上下表面构件布置图

2．主桁架节点研究
1）节点型式
　　主桁架的上下弦杆均采用厚钢板组合箱梁，腹杆大部分采用圆钢管，弦杆与腹杆采用内加劲外相贯节点连接。主桁架在靠近支座的部位受力较中部大，所以在靠近支座的竖向腹杆采用组合箱形杆件，其承受了较大的压力和弯矩；斜拉腹杆均采用圆管，为改善节点的抗拉能力，在受拉斜腹杆的两端节点部位管内设置十字穿心板。主要节点型式如图5所示，图中的TCJ、BCJ节点也是有限元分析和试验研究的主要对象。图中圆管截面为Φ600x30mm，加劲板为30mm或20mm。

(a)

(b)TCJ节点

(c)BCJ节点

图5 主桁架与主要节点构造

2）有限元分析
　　采用ANSYS7.0、板壳单元SHELL143进行弹性和弹塑性有限元计算；材料为理想弹塑性材料，屈服强度为345Mpa；因而节点关于桁架平面是完全对称的，只取半结构进行分析，在对称面上施加对称边界条件。将弦杆一端约束，其余杆端为自由端，施加反推算的边界力，使得节点受力状态与杆系有限元计算结果相一致。为消除端部边界条件对节点域应力和变形的影响，弦杆和腹杆从连接面处伸出长度至少为3倍截面高度或直径。荷载的加载通过杆端一刚性板传递给构件。图6、7为典型节点TCJ、BCJ（设置加劲板）在设计最大组合荷载下的Von-Mises应力图。

图6 TCJ节点的Von-Mises应力图

图7 BCJ节点的Von-Mises应力图

　　对本工程节点，如不考虑加劲板的作用，由于主管管壁不可能很厚（这样做也不经济），所以其承载力是有限的。而内部加劲板的引入，可以极大改善节点的受力状况。通过本工程桁架节点的对比研究，也看可以得出相同结论。在矩形主管内放置适当的横向加劲板和纵向加劲板，改善了支管的传力途径，减轻了对主管管壁的直接作用，使得受力更为均匀。本工程桁架主管尺度较大，其内部空间也为加劲板的焊接提供条件。内部加劲板和支管接触一面是受力主要部位。
3）节点试验及与有限元分析比较
　　试验研究作为研究工作的主要组成部分，提供了对节点承载力和变形特点的总体评价，同时也与有限元分析进行比较，以确定有限元计算的可靠性。为使节点区域的约束条件及受力状况与实际结构的工作情况趋于一致，避免单取节点区加载试验时受力及边界条件的变化，分别将主桁架两节点的相邻节间取出进行1:5缩尺试验。试验时将一辅助桁架作为反力装置，试件通过一T形连梁与辅助桁架连接。试验中在弦杆端节点放置一千斤顶产生竖向荷载，另外两个千斤顶产生水平向一拉一压的平面力偶。由于试件加工限制，试件中的受拉腹杆未放置十字穿心板。试验每级荷载按先竖向后水平的顺序施加，第6级相当于设计最大工况荷载，第9级相当于设计荷载的1.4倍。试件上布置了单向应变片（测杆件内力）、三向应变片（测节点部位复杂应力情况）、位移计（测杆端位移）。

图8 主桁架节点试验试件及加载方案

　　采用了应变强度εi作为比较的指标。当试件基本处于弹性或塑性程度较低时，有限元分析结果能够较好地揭示试件的实际受力特点与应力分布；若试件内出现严重的塑性区域，由于应变计算结果对材料强化率较敏感及焊接残余应力等原因，利用有限元计算这些点的实际应变时有一定偏差。
3．转换桁架研究
1）结构型式
　　转换桁架的作用是将主桁架巨大的荷载传递至柱子，其杆件（均为箱型截面）截面尺寸大、连接复杂。其传力的可靠、构造及节点设计的安全合理至关重要，因此除了整体的结构分析外，有必要进行静力加载实验，研究转换桁架在荷载作用下的内力传递情况；局部应力以及变形情况。其三维图见图9。转换桁架在构件节点区域也采用内部加劲的节点型式，内部加劲的情况见图10，主要受力加劲板板厚30mm，其余为20mm。

图9 转换桁架三维图

图10 转换桁架与构件图

2）有限元分析
　　对转换桁架进行弹塑性有限元分析，材料非线性采用双线性随动强化模型，屈服后考虑0.1E的线性强化。从图11所示Von-Mises应力图可以看到，转换桁架在设计最大荷载作用下绝大部分保持弹性低应力状态，但在局部角部区域出现小范围的塑性区域，主要集中在构件ZZ1翼缘与上弦构件SZL4的下翼缘和下弦构件XZL3的下翼缘交界部位，靠近这些杆件腹板的区域。应力峰值点周围应力迅速衰减。

图11 弹塑性分析的转换桁架Von-Mises应力图

图12 转换桁架加载方案及试验试件

3）转换桁架试验及与有限元分析比较
　　根据实验室的加载设备能力，试件按1:3比例缩尺。根据分析，竖向外力是影响转换桁架的主要因素，试验中通过四个千斤顶同步施加竖向荷载，试验加载分两次：第一次为分级加载，分为 12级达到设计荷载；第二次为连续加载至设计荷载。在分级加载和连续加载中，转换桁架各构件均没有出现破坏现象，结构整体表现为弹性状态，且分级加载和连续加载的实测数据基本吻合。各测点的应力均小于387Mpa（根据材性试验得到的名义屈服点）。但由于测点布置在离开焊缝10mm的位置，不排除试件中存在比实测点更高的应力。试验中节点区的应力分布和有限元分析的结果基本一致。
4．设计与研究结论
1）通过有限元分析和试验研究表明，内部加劲节点可以有效降低应力集中现象，并显著提高节点承载能力。对内部加劲板的厚度、放置位置和数量存在优化的可能性。
2）有限元分析和试验研究方法对研究节点和结构承载能力都是有效的方法，两者的结果比较接近，具有足够的精度。
3）本工程主桁架和转换桁架在设计荷载下虽然部分角点应力进入屈服，但衰减很快，结构整体上是安全的。
4）对应力集中部位，可通过不同的构造形式来改善应力集中现象。对本工程的应力高峰角点，采用构造措施后一定程度上缓解了应力集中现象，并反映在设计中。

三、索膜结构
1．结构体系
　　副看台全长288m，顶棚由26个独立的索膜结构单体组成，由白色PTFE膜材张拉在白色钢结构上。相邻单体落差2.5m，沿副看台高低错落一字排开。单体膜平面投影形状为椭圆，长轴31.6m，短轴为27.6m，悬挑长度为24.3m，展开面积约为720m2，整个工程总计18720m2。承重结构包括主桅杆、上、下环及支撑系统、谷索、吊索，膜体和排水系统。其中上环全长94米，重30吨，除吊索和谷索之外只用3根刚性撑杆在短悬挑端与主桅杆相连。该膜结构由于建筑方案的要求，必须设计成倒伞状；设计中通过有效分析，合理布置构件，达到了好的效果，设计和施工的难度均开创了行业内的新记录。
2．风振响应分析
　　膜结构具有跨度大、自重轻、刚度相对较弱、自振频率较低的特点，风荷载是这类结构设计的主要控制荷载。膜结构外形一般为不规则的空间曲面，导致其绕流和空气动力作用复杂，现有荷载规范无法确定它的体型系数，且26个挑篷结构相互气动干扰效应严重。为此我们进行了刚性模型风洞试验，模型的几何缩尺比为1/90，共有25个风向。在试验基础上对找形完毕的膜结构进行荷载分析，以保证结构安全，合理经济地进行材料选取、体系选取。通过试验，测量了模型表面的平均压力和脉动压力；考虑结构和风场耦合作用的风致动力响应，运用惯性风荷载法（GBJ法），得到荷载风振系数。
　　通过对赛车场膜结构风洞测压试验及分析，得到如下结论和建议：
　　1） 赛车场膜结构挑篷上的风荷载主要以负压为主。
　　2） 对挑篷结构整体荷载而言，最不利风向在210°~240°风向角范围。
　　3） 对赛车场膜结构，50年和100年重现期最不利负压分别为–2.07和–2.26 kPa（风向角为0度），最不利正压分别为1.33和1.45kPa（风向角为195度）。
　　限于目前的条件，膜结构动力响应计算以结构初始状态（即预应力施加完毕结构自平衡状态）为确定荷载状态，不考虑膜结构的几何和材料非线性效应，根据风洞试验测量得到的膜结构上的平均风荷载和动力风荷载，在线弹性范围内计算膜结构的动力响应。通过对上海国际赛车场膜结构工程风致响应的分析，得到如下结果和建议：
　　1）和高层建筑、高耸结构的风振系数不同，对体型不规则的低层建筑，其局部平均风压可能出现很小值，从而导致局部出现很大风振系数的情况。对此类结构来说，更应关心体型系数乘以风振系数的值。
　　2）风向角为3300、3450时，某些区域的体型系数大，但风振系数并不大，约为1，这是因为这些区域所处的膜面面积小，且距离立柱近，预应力对膜面的刚度影响大导致这些块所在区域竖向刚度较大，这些膜面的竖向共振响应很小。这些区域的风致动力效应基本上可忽略不计。
　　3）风向角为3450时，个别区域的体型系数为0.13，而风振系数达到18.0（风振系数大的原因部分是因为平均风压小），体型系数乘以风振系数的绝对值达到2.34，是本次计算结果中的第二大值，应引起注意。
3．膜结构设计
　　通过膜结构专业软件IMAGIN进行荷载态分析，所有工况下最大膜面应力如图13a、b所示。

图13a Warp向膜面应力图

图13b fill向膜面应力图

　　根据有限元分析结果，以及建筑要求，确定膜材主要的力学、非力学性能如表1所示：
　　通过风洞试验、风振分析，我们对原建筑方案进行了调整，包括钢管截面和部分节点型式。对关键节点，由于在杆系模型的有限元计算中无法反映真实的受力状态，我们进行了大量的实体模型计算。

表1 膜材力学、非力学性能列表

力学、非力学各项性能

设计要求

检验标准

玻璃纤维基材

EC3 

　

涂覆材料

PTFE

　

基材重量

1300g/m2

JIS K-6328

拉力强度
经向
纬向

8500 N/5cm
7000 N/5cm

JIS L-1096

撕裂强度
Warp(经纱)
Fill(纬纱)

400 N
400 N

JIS L-1096

四、实腹钢梁挑篷
1．结构体系
　　主看台长度接近400米，顶篷为悬挑实腹工字钢梁，前后端各悬挑33.22m、18.29m，每8m一榀。其剖面图如图14所示。对每榀挑梁，其根部将承担所有的反力，我们采用将挑梁与箱型钢柱相连，插入看台的混凝土柱内。
2．风振分析
　　看台挑篷为风敏感结构，风载的取值大小，对根部立柱设计至关重要。为此我们对主看台连同空中餐厅、新闻中心一起进行了刚性模型风洞试验：主体模型缩尺比为1/250，与风洞中所调试的大气边界层几何尺度比相同；同时模拟以主看台中心为圆心，半径300米内的周围建筑群，模拟了主看台对面的邻近建筑物，群体模型的比例与主体建筑的比例相同，均为1/250；模型用有机玻璃制造；共计42个风向角。以下为几个特殊风向角下的前端部分和后端部分主看台挑篷面积加权平均体型系数，以及前端部分根部弯矩和后端部分根部弯矩、柱底弯矩。通过分析风洞数据，找到使悬臂梁根部弯矩最大或柱底弯矩最大的几个风向角进行抗风分析。

表2 00风向角下各面积加权平均值

测点排数 

第1排 

第2排 

第3排 

第4排 

第5排 

第6排

前端体型系数 

-1.164 

-1.219

 -1.223

 -1.2979

 -1.338

 -1.35

后端体型系数

 -0.103

 -0.156

 -0.158

 -0.189

 -0.199

 -0.179

前端弯矩

 1320.301 

1381.249 

1360.954

1447.644 

1505.218 

1523.461

后端弯矩

 -28.347

 -36.936

 -38.863

 -48.186

 -53.506

 -50.024

柱底弯矩

 1320.827 

1371.767 

1352.076 

1431.453 

1483.566 

1504.352

测点排数

 第7排

 第8排

 第9排 

 第10排

 第11排

　

前端体型系数

 -1.438

 -1.352 

 -1.268

 -1.250

 -1.195

　

后端体型系数

 -0.172

 -0.199

 -0.139

 -0.128 

 -0.164

　

前端弯矩

 1629.485 

1478.103 

1417.719 

1393.306  

1333.591

　

后端弯矩 

 -47.479

 -48.430

 -30.257

 -23.700

 -47.483

　

柱底弯矩

 1614.621 

1464.101 

1416.872 

1400.315 

1316.652

　

表3 1800风向角下各面积加权平均值

测点排数

 第1排

 第2排

 第3排

 第4排

 第5排

 第6排

前端体型系数

 -0.129

 -0.149

 -0.153

 -0.201

 -0.204

 -0.231

后端体型系数

 -1.120

 -1.239

 -1.309

 -1.450

 -1.517

 -1.551

前端弯矩

 109.785 

109.625

 94.611 

148.502 

159.421

 124.509

后端弯矩

 -413.451

 -449.654

 -461.492

 -503.740

 -525.100

 -541.215

柱底弯矩

 -315.009

 -350.205

 -380.460

 -364.845

 -375.631

 -430.788

测点排数

 第7排

 第8排

 第9排 

 第10排

 第11排

　

前端体型系数

 -0.201

 -0.157

 -0.137

 -0.170

 -0.149

　

后端体型系数

 -1.557 

 -1.452

 -1.343

 -1.269

 -1.226

　

前端弯矩 

 134.521 

101.025

 90.349 

109.329 

104.034

　

后端弯矩

 -555.194

 -513.147

 -474.919 

 -461.697

 -434.777

　

柱底弯矩

 -433.297 

 -420.843

 -392.873

 -363.315

 -340.48

　

　　注：沿主看台长向，从左至右为第1排～第11排，弯矩单位为kN.m。
　　　　前端弯矩为正则下翼缘受拉，后端弯矩为正则上翼缘受拉。

五、工程进展
　　目前上海国际赛车场工程已基本完工，即将迎接2004年9月F1中国赛区比赛的举行。

参考文献
　　[1] 上海国际赛车场重型主桁架节点试验研究报告、转换桁架试验研究报告，同济大学钢结构研究室，2003.4；
　　[2] 上海国际赛车场新闻中心、餐厅和主看台挑篷钢结构刚性模型压力分布风洞试验研究报告，南京航空航天大学空气动力研究所，2002.12；
　　[3] 上海国际赛车场膜结构工程模型风洞试验研究报告，同济大学土木工程防灾国家重点实验室结构风效应研究室，2003.7。