1、工程概况

汉川市紧邻华中地区中心城市武汉，为武汉城市圈重要组成部分。汉川东站位于汉川市北部，隶属于新建沪渝蓉高铁武汉至宜昌段。站台规模为2台4线，站房为带架空层的线侧平站型。汉川市因长江最大支流汉江横贯全境而得名，“河网密织、水哉洋洋”的美轮美奂，构成了汉川最重要的自然景观特色。汉川东站站房屋盖建筑造型取义于此，以“层波叠浪、水韵汉川”为设计理念，紧扣交通建筑简明大气的风格特点，整体风格简明大气、流畅自然。

屋盖平面投影近似为矩形，顺轨向(东西向)为长向，平面尺寸为228m×67m,内部最大柱网跨度为140m×48m,东西两侧檐口最大悬挑长度近20m,通过东西向弧线切割为上、下两部分。两部分屋盖各呈“波浪”状，波峰波谷高低交错，在立面上形成了形似“眼睛”的梭形豁口。豁口处被设计为侧开天窗，在保证室内透光的同时，将错落的两部分屋盖衔接为一体。站房建筑效果图如图1所示。

图1站房建筑效果图

2、设计参数

2.1主要设计参数、材料及控制指标

屋盖的抗震设防类别为标准设防类，建筑结构安全等级为二级，结构重要性系数γ0= 1. 0。抗震设防烈度为6度，设计基本地震加速度为0. 05g,设计地震分组为第二组，场地类别为Ⅱ类。

钢网架、钢桁架等主要钢材根据钢板厚度、使用部位及受力需求采用Q355B、Q345GJC、Q390B和Q390GJC等钢材。钢网架关键构件应力比控制在0.8以内，其他构件控制在0.9以内，钢结构屋盖竖向变形挠跨比应不大于1/250。

2.2恒荷载、活荷载及风雪荷载

为满足建筑结构使用要求和使用年限要求，严格按照《工程结构通用规范》(GB 55001—2021)[1]选取荷载值，其中屋面自重恒荷载取为0.8kN/m2,檐口幕墙处额外增加恒荷载0.5kN/m2,室内吊顶处额外增加恒荷载0.3kN/m2。钢结构屋盖对雪荷载较为敏感，根据《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)规定，按照100年重现期取值，并与均布活荷载进行包络设计，取较大值0.6kN/m2作屋面活荷载。钢结构屋盖属于对风荷载敏感的结构，按100年重现期风压取为0.4kN/m2,地面粗糙度类别为B类。

2.3温度作用

汉川当地月平均最高气温为37℃,月平均最低气温为-5℃,历年最高气温为40℃,历年最低气温为-6℃。本项目钢结构合拢温度定为10～25℃。根据气象资料，寒潮一般发生于每年12月至次年2月，由于钢结构屋盖超长，对气温的变化比较敏感，需要考虑极端气温的影响[2]。最终钢结构屋盖温差取值为升温30℃、降温-40℃。

3、钢结构屋盖结构布置

3.1屋盖结构选型

为了能充分展现建筑流线感强烈的立面效果，以及干净轻盈的室内效果，屋盖厚度需尽可能轻薄，即屋盖的结构流线需要完全贴合建筑的曲面流线，且结构整体高度要尽可能小。同时，室内候车区域为确保通透干净的室内效果，要求无结构柱，则屋盖柱网最大跨度取为140m×48m,这对结构设计提出了较高的要求。

初步设计中针对网架厚度、柱网跨度、天窗交错处竖向构件截面尺寸，南北两半部分交界处刚度及交叉部位布索进行了比较[3-4]。经对比分析得出如下结论：1)网架厚度的增加，对挠度有所帮助，当厚度为3 800mm时，挠度可满足《空间网格结构技术规程》(JGJ 7—2010)(简称空间网格规程)要求，但严重影响了建筑立面及室内效果；2)在候车厅增设立柱作为网架支座，可相应减少网架跨度，增设4根柱时，挠度可满足空间网格规程的要求，但对建筑室内效果有不利的影响；3)交错处竖向构件截面增大，对挠度影响较小，但用钢量增加明显，故结构效率不高；4)交叉部位布置预应力索，经试算，挠度显著减小，与增设4根柱情况下结构挠度基本持平，能起到“四两拨千斤”的效果，在避免增加柱对建筑空间造成影响的同时，改善了结构受力状况，提高了结构的安全性。

综上，相较于常规的桁架结构体系，网架结构体系的整体性较强，即相同结构高度时，整体性强、刚度大、经济性好，且适应自由曲面的能力更强，故屋盖结构最终选择正交正放网架结构体系，网架厚度为2 500mm,并在交叉部位布置预应力拉索。

3.2加强榀索桁架

由于屋盖在天窗处出现弧线贯穿切割，网架在平面上同样被割裂(图2红线)为上、下两部分，屋盖结构受力整体性受到大幅影响，柱网短跨方向不再是主受力跨度方向，传力路径变得复杂。为满足天窗处幕墙造型分隔效果，只能通过兼做幕墙竖龙骨的并列竖向构件形成折叠式的网架体系，将上、下屋盖结构连为整体，从而保证短向的传力连续。网架支座处设计为刚接支座，即下部钢骨混凝土柱的钢骨则升至网架上弦面，通过环形插板焊接网架构件，以确保刚接受力，减少整体挠度，如图3所示。

图2网架平面布置图

图3天窗交错处轴测图

同时由于屋盖结构整体性受损且刚度偏弱，在支座形式的选择上已不适用转角较大、约束较弱的铰支座或滑动支座。由于屋盖起伏，上、下两部分网架在长向均形成了有一定矢高的拱架，对交界处即拱脚的网架刚度要求较高。为了近似形成拱脚处的弱支座，屋盖结构在采用常规正交正放网架的基础上，在上、下网架交错处(图4箭头处)这一榀替换为箱形钢管截面的加强桁架，如图5所示。并在此加强榀桁架正下方设置一对直径为140mm的高钒密封索，提高几何刚度，以减小屋盖挠度，同时提高结构安全度。屋盖结构整体轴测图如图6所示。

图4上、下网架分界线处纵剖面

图5加强榀桁架及预应力拉索剖面示意图

图6屋盖结构整体轴测图

4、结构静力作用分析

通过对网架结构进行竖向位移分析，计算得到竖向位移最大的工况为“恒荷载+活荷载+温降作用”,该工况下网架有无设置加强桁架和预应力拉索的竖向位移结果分别见图7、8。由图7可以看出，在未设置加强桁架和预应力拉索的情况下，网架结构中部天窗交错处十分薄弱，竖向位移(向下)约达到224mm,趋势为在交错处内陷，竖向位移大于柱网短跨48m的1/250,不符合空间网格规程要求，且此变形对交错处天窗幕墙设计极为不利。

图7屋盖竖向位移(未设置加强桁架和预应力拉索)/mm

图8屋盖竖向位移(设置加强桁架和预应力拉索)/mm

在柱网短跨方向上，网架本身由于沿柱网长跨方向被天窗剖切为两部分后，整体刚度大幅度削弱且柱网长跨上无任何支撑点；同时在柱网长跨方向上，由于上、下网架均为波浪起伏，上部分网架正向起拱的矢高近3m,下部分网架正向起拱的矢高约2m,这会在交错处产生反向的拱脚推力，有扭转的趋势。故当上、下网架交错处刚度较小时，无法有效抵抗拱脚推力，网架整体稳定性将大打折扣。因此在结构柱网短跨方向对网架刚度进行加强，即第3节所述的，将上、下网架交错处的网架构件替换为箱形钢管，形成一榀加强桁架，使其成为拱脚的弱支座，以抵抗纵向拱脚推力并提高纵向拱效应的有利作用。在设置加强桁架及预应力拉索后，网架交错处最大竖向位移减少至110mm(图8),仅为柱网短跨48m的1/436,满足空间网格规程要求。

设置加强桁架和预应力拉索，在对调节网架结构位移量有较大帮助的同时，对网架构件的应力分布也有十分明显的改善作用。设置加强桁架和预应力拉索前，114根构件的应力比数值在0.8～0.9之间，在设计应力比阈值0.85的上下浮动。设置加强桁架和预应力拉索后，可明显发现网架整体应力水平有所下降，大部分构件应力比调整后可控制在0.6以下，剩余部分构件应力比均不超过0.8,结构冗余度显著提升。

5、专项分析

5.1屈曲稳定分析

网架屋盖为适应造型要求，沿纵向割裂为上、下两部分后，其整体空间刚度被显著削弱。故应依据空间网格规程中屈曲因子K值要求[4],对屈曲稳定进行验算[5-6],并找出薄弱点进行加强处理。

5.1.1特征值屈曲分析

结构在1.0自重+K×(1.0恒荷载+1.0活荷载)作用下，第1阶主Z向模态表现为网架最大正拱处的屈曲，第1、2、3阶模态下屈曲因子K分别为5.93、5.95和6.06,均大于4.2,满足空间网格规程要求。

5.1.2几何非线性屈曲稳定分析

几何非线性屈曲稳定分析可在分析过程中考虑初始几何缺陷给结构强度、稳定性以及刚度等性能所带来的不利影响，因此非线性屈曲因子K在描述结构问题上更加真实、准确。缺陷最大计算值按柱网短跨48m的1/300取0.16m。

图9几何非线性屈曲稳定分析时结构荷载系数-位移曲线

图10材料几何非线性屈曲稳定分析时结构荷载系数-位移曲线

图11索型示意图

图12不同索型下结构索力/kN

图13不同索型下结构竖向变形/mm

在仅考虑几何非线性的情况下，工况取10恒荷载+10活荷载进行加载，依据线性屈曲第1模态选取Z向位移最大的点作为控制点，对整体结构进行初始缺陷的放大后进行稳定验算，最终控制点的荷载-位移曲线如图9所示。由图9可以看出，随着荷载逐级增大，位移相应增加，当此控制点发生屈曲失稳时，荷载-位移曲线将出现显著转折点，此时位移量为Z向下挠210mm,几何非线性屈曲因子K=4.6,满足空间网格规程要求。

5.1.3材料几何双非线性屈曲稳定分析

为使得结构的失稳计算更加贴近实际，采用静力弹塑性分析并考虑大位移的几何非线性，来实现材料与几何的双非线性，钢材本构模型采用经典二折线模型[7-8]。取10恒荷载+10活荷载进行加载，选取与几何非线性相同的点作为Z向位移控制点，最终控制点的荷载-位移曲线如图10所示。由图可见，当位移为Z向下挠100mm时，出现显著转折点，此时荷载系数为0.224,即屈曲因子K=2.24。与图9对比，可发现控制点转折点位移显著减小，说明考虑到材料非线性后，结构部分进入弹塑性阶段，整体刚度降低后导致承载能力下降，即K值减小，但同样满足空间网格规程要求。

5.2索型比选分析

屋盖网架交错部位设置预应力拉索，受到建筑外形限制，预应力拉索仅能布置于吊顶以上的结构高度范围内。但不同的布索方式对结构效率有一定程度的影响[9],故对三折线型、直线型、抛物线型三种常见典型的布索方式进行了对比分析，研究结构变形、内力分布与布索线型之间的关系，索型示意见图11。索型比选分析采用了整体模型中截取的局部平面模型，三个布索模型的构件截面均与整体模型一致，外加荷载均取40kN/m,直径110mm高钒索的初拉力均统一取3 000kN。不同索型下结构的索力、竖向变形及轴力见图12～14,内力值结果见表1。

如图12所示，三种布索方式在1.0恒载+1.0活载的标准组合下的索力最大值基本一致，直线型与抛物线型索力分布较均匀，而三折线型端部因出现明显弯折，索力略高。如图13所示，三折线型结构竖向变形最小，为63mm,抛物线型和三折线型结构竖向变形相当，直线型结构竖向变形最大，表明直线型索型效率较低。如图14所示，对比标准组合下不同索型的构件轴力，可以发现三种布索方式对端部斜杆的轴力均有一定影响。因索向上弯折能替代斜腹杆承担剪力，可降低端部斜杆内力。直线型则需要由斜腹杆抵抗剪力，斜腹杆受力明显增大，且由于索提供帮助有限，使得上、下弦杆轴力明显大于其他两种。

对比标准组合下不同索型的构件弯矩，可以发现三种布索方式对结构构件的弯矩分布均有一定影响。三折线型由于存在拐点，索力对两端弦杆影响较大，有效平衡了支座处的部分负弯矩，但对跨中弦杆影响较小。而抛物线型无拐点，作用分布较平均，索力则对跨中弦杆影响较大。

表1索型对比结果

图14不同索型结构轴力/kN

图15天窗下部与网架连接处节点应力图/MPa

图16加强榀桁架索张拉端处节点应力图/MPa

综上所述，当索直径相同时，直线型布索方式施工较方便，但其效率较低，构件内力过大。而三折线型及抛物线型布索方式结构效率和整体内力分布较优，但综合考虑到抛物线型索夹构造[10]及施工安装亦较复杂，本工程布索最终采用了三折线型。

5.3典型节点有限元分析

节点有限元分析采用ABAQUS软件，支座约束反力提取MIDAS Gen中最不利基本工况包络内力值输入[11-12]。

5.3.1天窗转折处节点分析

为了贴合天窗幕墙且协调结构传力路径，在上、下高低网架交错梭形豁口处设置了竖向连接杆，此连接杆作为高低屋面的重要传力构件，极为关键。采用Solid单元对网架转折处构件进行有限元分析，结果如图15所示，节点应力最大值均在网架构件与竖向构件的连接处，由二者连接位置的应力集中导致，网架连接处满足钢材的强度标准。

5.3.2加强榀桁架索张拉端处节点分析

加强榀桁架两端柱顶节点较为复杂[13],需同时连接屋面桁架构件和网架构件，还需要为索提供张拉端支座。采用Shell单元对桁架索张拉端处节点进行有限元分析，结果如图16所示，节点应力最大值分别在索张拉位置和下弦构件连接处，但均小于应力限值，且留有一定余量，可确保此特殊节点的安全性。

6、防连续倒塌分析

根据《建筑结构抗倒塌设计标准》(CECS 392∶2014)[14]的规定及参见其他学者[15-19]的研究内容，对钢结构屋盖进行了防连续倒塌分析。结合钢结构屋盖的结构特点，考虑以下三种破坏情形：天窗交错处应力比最大的两根连接竖向构件失效；加强榀桁架跨中下弦杆及右端上弦杆各一根失效；加强榀桁架的一端支承柱失效。拆除目标构件后采用静力分析的方法对钢结构屋盖进行防连续倒塌分析，考虑动力放大系数静力荷载取原设计荷载的1.5倍。

(1)天窗交错处应力比最大的两根连接竖向构件失效，钢结构屋盖在拆除处变形有所增大，但幅值较小，且构件应力比均维持在1.0内，即屋盖未发生倒塌，表明此处结构冗余度较高，有较强的抗倒塌能力。

(2)加强榀桁架跨中下弦杆及右端上弦杆各一根失效，拆除后的整体屋盖结构变形计算结果如图17所示，相较竖向位移分析中的变形(图8),有少许加大。在内力重分配后，拆除杆相邻构件轴力显著增大，但应力比仍在1.0内，即屋盖可维持稳定，表明此处桁架结构冗余度较高，有较强的抗倒塌能力。

图17桁架弦杆拆除后结构变形图/mm

(3)加强榀桁架的一端支承柱失效，将桁架右侧钢骨柱底部节点改为弹簧支座，来模拟失效后的实际状态。由图18可见，相较于图8,屋盖在柱影响范围内，变形显著加大，个别构件应力比超过了1.1,即发生了较为严重的局部倒塌，但结构其他部位整体未发生连续倒塌，表明屋盖此区域冗余度偏低，故在设计时对桁架两端钢柱及与下方钢骨混凝土连接段进行加强，增强其抵御偶然荷载作用的能力。

图18桁架支承柱拆除后结构变形图/mm

综上，钢结构屋盖在假定的三处风险相对较高的典型区域，对指定的关键构件进行失效或拆除处理后并未发生连续倒塌，剩余的构件还能够承担规定荷载。表明此钢结构屋盖整体具有较高的冗余度，具有良好的抗连续倒塌能力。

7、结论

钢结构屋盖的选型充分考虑了建筑立面效果及室内效果，采用了局部带索桁架加强的网架结构体系，兼顾了结构经济性及安全性。钢结构屋盖在常规静力工况下承载力仍有富余，变形可满足要求。通过线性及非线性的屈曲分析，验算结构的整体稳定性，均满足空间网格规程对屈曲因子K值的要求。通过不同布索方式的对比分析，最终选用了三折线型，确保了较高的结构效率。针对关键节点进行有限元分析，节点处构件在最不利工况下仍可处于弹性状态。此钢结构屋盖整体具有较高的冗余度，具有良好的抗连续倒塌能力。

参考文献:

[1]工程结构通用规范:GB 55001—2021[S].北京:中国建筑工业出版社,2021.

[2]王秀丽,罗晓舟,苟宝龙.考虑特殊环境的大跨度钢屋盖温度效应研究[J].空间结构,2024,30 (2):53-60.

[3]王洪臣,卢骥,尹龙星,等.西安城市展示中心长悬挑､大跨度钢结构设计[J].建筑结构,2024,54(11):84-92.

[4]空间网格结构技术规程:JGJ 7—2010[S].北京:中国建筑工业出版社,2011.

[5]张建军,刘琼祥,刘臣,等.深圳大运中心体育场钢屋盖整体稳定性能研究[J].建筑结构学报,2011,32 (5):56-62.

[6]李芊,宋子魁,钮亚楠,等.新国展二期结构设计关键技术[J].建筑结构,2023,53(18):7-11,118.

[7]刘向刚,陈剑峰,杨越,等.弯扭柱-螺旋梁观光塔结构设计与静力分析[J].建筑结构,2024,54(11):60-68.

[8]倪志伟.中新友好图书馆结构设计[J].建筑科学,2022,38(3):153-158.

[9]严仁章,万里源,周建庭,等索拱桁架-单层网壳复合空间结构的结构设计与稳定性分析[J].工业建筑,2020,50 (4):103-110.

[10]张晨辉.建筑索结构关键节点设计与构造研究[D].南京:东南大学,2018.

[11]赵超群,肖硕,刘守详,等.大跨度单榀张弦桁架结构抗震性能分析[J].工业建筑,2023,53 (S2):335-338.

[12]丁大益.大跨度钢结构选型､设计分析及关键节点试验研究[D].合肥:合肥工业大学,2015.

[13]钟亚军,焦俭.南太湖湿地奥体公园球类馆钢结构工程设计及关键节点受力性能研究[J].钢结构,2016,31(8):39-43.

[14]建筑结构抗倒塌设计标准:CECS 392∶2014[S].北京:中国计划出版社,2014.

[15]华勤春,王秀丽,王康,等.大跨度开合结构连续倒塌分析及施工过程监测[J].工业建筑,2024,54(4):90-98.

文章来源:柳子通,袁理明,肖志杨,等.汉川东站大跨度钢网架屋盖结构设计[J].建筑结构,2024,54(17):54-59.