单双层混合网格结构是由单层网壳和双层网格结构(双层网壳或网架)组合而成，其轻巧且多样化的曲面形态，深受建筑师的青睐。在交通枢纽、体育场馆、商场中庭等对室内建筑效果要求较高的项目中应用日趋广泛。

目前，学者们针对单、双层混合网格结构开展了研究。例如：付功义等[1,2]给出了局部双层网壳结构的成形方法，并研究了该类结构的整体稳定性，发现局部双层网壳的屈曲特征较为复杂，对以单层为主的网壳由稳定控制设计，而双层部分区域由强度控制设计。韩庆华等[3]给出了周边双层中部单层球面网壳结构临界荷载和极限荷载的拟合计算公式。肖建春等[4]基于均匀设计法针对局部单双层网壳结构展开分析，得到了材料用量、最大位移、基本频率和屈曲荷载的反应面近似函数，以及变量、组合变量的显著性顺序。王秀丽等[5]以跨度60 m局部双层球面网壳为对象展开研究，发现合理布置约束屈曲支撑可有效减小该类结构地震响应，且对位移的减震效果优于对轴力的减震效果。综上所述，现有关于单双层混合网格结构的研究多为理论研究，对象大多基于理想的球面网壳、柱面网壳，或由其形变而来，模型边界条件也都按理想方式假定。

为实现171 m×83 m的无柱空间及中部无装饰区域轻盈上隆的建筑创意，临沂启阳机场航站楼屋盖采用单双层混合曲面三向网格体系，其中心区域为自由曲面单层网壳，外围区域为三向网架，单层网壳与三向网架通过双层网壳过渡，建筑效果如图1所示。该航站楼屋盖网壳部分(单层网壳及双层网壳)的形状为自由曲面，且其边界支撑由外围网架提供，并非理想支撑条件，故现有研究成果难以直接指导设计，需要针对其受力性能展开进一步研究。此外，临沂市属于地震高烈度设防区(8度)和气候寒冷地区，受地震和温度作用影响突出。而航站楼屋盖的自由曲面区域及四边的大悬挑区域也增加了风、雪作用的复杂性。

图1临沂启阳机场航站楼效果

基于此，本文中针对临沂启阳机场航站楼屋盖开展静力分析(弹性设计)、整体稳定性全过程分析、抗震性能分析及关键节点分析，揭示该类结构的受力及变形特点，指导项目结构设计，以期为其他类似工程提供参考。

1、工程概况

临沂启阳机场航站楼位于临沂市河东区，平面布置如图2所示，建筑面积约为96 000 m2,地上为二层(二层局部含商业夹层),无地下室。结合建筑使用功能及结构设计需求，将整体结构按两道抗震缝分为了三个结构单体，包括航站楼迎送大厅(以下简称为“航站楼”)、Ⅰ段指廊和Ⅱ段指廊，其中两个指廊单体为多层结构，高度均小于24 m,相对较为常规；而航站楼为高层结构，最大高度为43 m,且其屋盖为单双层混合曲面三向网格体系，设计较为复杂。文中主要针对航站楼屋盖展开分析。

图2临沂启阳机场航站楼平面布置 航站楼屋盖平面尺寸为243 m×180 m,如图3所示，其中单层网壳(图4)平面尺寸为72 m×48 m,矢高约为7 m,曲面形状通过数值逆吊[6,7,8]找形获得，根据结构需求和建筑效果，网格尺寸取为5.2 m;外围网架的网格高度为0.8～5.2 m(图5),其高度变化与结构内力对应，同时为兼做屋面檩条对网格进行了加密，网格尺寸为2.6 m;单层网壳与外围网架通过双层网壳过渡，双层网壳由外向内网格尺寸分为2.6 m及5.2 m两种，网格高度由5.2 m逐渐减小至0.8 m。整体屋盖由56根斜柱支撑，最大跨度约为83 m,最大悬挑长度约为20 m,柱顶支座采用固定铰支座(设于通高长柱柱顶，共计36个)和单向弹性铰支座(设于穿夹层短柱柱顶，共计20个)两种型式。

图3临沂启阳机场航站楼屋盖示意  

图4单层网壳示意  

图5网架网格高度示意

航站楼屋盖双层网壳及外围网架的连接节点采用工程实践中应用较为成熟的焊接空心球节点[9],而在单层网壳及单双层网壳过渡区，为了实现矩形杆件的多杆汇交及过渡区可靠传力，提出一种设水平肋柱式节点，如图6及图7所示。

图6单层网壳节点

图7单双层网壳过渡区节点 

2、屋盖结构弹性设计结果

2.1 主要荷载及作用

采用设计软件3D3S Design 2022.2进行临沂启阳机场航站楼屋盖结构的分析及设计。主要荷载及作用如下：1)结构自重按实际考虑；2)金属屋面附加恒荷载(含吊顶)1.1 kN/m2,金属和玻璃组合屋面附加恒荷载1.25 kN/m2,玻璃屋面附加恒荷载1.26 kN/m2,立面钢龙骨玻璃幕墙水平荷载16 kN/m,立面拉索幕墙竖向预应力195 kN/m; 3)屋面活荷载依据GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[10](简称为“荷载规范”)及GB 55001—2021《工程结构通用规范》[11](简称为“通用规范”)确定；4)基本风压为0.4 kN/m2(R=50年，R为重现期)[10,11],体型系数及风振系数根据风洞试验及风振分析结果进行确定[12,13]; 5)基本雪压为0.4 kN/m2(R=50年)[10,11],不均匀分布系数根据积雪分布系数试验的包络结果进行确定[14]; 6)温度作用考虑为温升30℃,温降30℃; 7)抗震设防烈度为8度(0.2g),抗震设防类别为乙类。荷载组合依据荷载规范[10]及通用规范[11]确定，考虑正常使用极限状态及承载力极限状态两种情况。

2.2 杆件分类及设计原则

设计中为确保结构安全并提高经济性，将航站楼屋盖杆件分为基本杆件和关键杆件，其中关键杆件包括三类，即受力集中区域杆件、对变形影响较大区域杆件及对整体稳定性影响较大区域杆件。

为确定关键杆件，基于满应力法[15]针对航站楼屋盖结构进行初步选杆分析。初步选杆分析中，建立航站楼结构整体模型以考虑下部结构对屋盖的影响；单层网壳杆件设为两端刚接，双层区域(双层网壳及网架)杆件设为两端铰接；下部结构底部均采用固接约束，屋盖与下部结构通过柱顶固定铰接约束连接；屋盖杆件控制应力比(满应力设计中杆件的最大应力比)设为1.0。

由初步分析可知：1)柱顶杆件及拉索幕墙连接区域杆件承担荷载较大，属于受力集中区域杆件。2)跨度为83 m的屋盖大跨度区域及位于屋盖四角的大悬挑区域在竖向荷载(自重、竖向地震)及风荷载作用下变形较大，属于对变形影响较大区域杆件。3)单层网壳形状由数值逆吊确定，主要通过面内路径传递荷载，杆件弯矩M较小，主要分布于单层网壳根部(图8);而单双层过渡区域存在部分高度较小(网格高度小于跨度1/50)的双层网壳，该位置杆件的受力性能关系着单层网壳面内推力及根部弯矩能否可靠的传递至双层网壳，因而将该位置杆件及单层网壳杆件定义为对整体稳定性影响较大区域杆件。关键杆件分布如图9所示。

图8恒荷载下单层网壳弯矩分布

图9关键杆件分布示意

考虑构件安全储备，实际设计中基本杆件控制应力比取0.80。在此基础上，对受力集中区域(柱顶及拉索幕墙连接区域)及变形影响较大区域(大跨度区域及四角大悬挑区域)的关键杆件进行了增强，控制应力比取0.65;对整体稳定性影响较大区域(单层网壳区域及网格高度小于跨度1/50的双层网壳区域)的关键杆件进一步增强，控制应力比取0.50。

2.3 屋盖支座方案比选

在航站楼空侧(靠近飞机跑道一侧)设置商业夹层，屋盖在该处采用刚度较大的穿层短柱支撑，而其他位置采用通高斜柱支撑，使整体结构存在严重扭转效应。为降低刚度不均匀引起的扭转效应，借鉴基础设计中调整桩基不均匀沉降常用的变刚度调平法[16],提出水平变刚度调平法(即通过调整穿层短柱柱顶支座刚度以实现水平方向刚度均匀),进而提出两种穿层短柱柱顶支座设置方案：1)在南北两侧各4根穿层短柱柱顶设置滑动铰支座及黏滞阻尼器；2)在全部穿层短柱柱顶设置单向弹性铰支座(共计20个，滑动方向为x向，刚度为6 kN/mm)。通过对比可知，方案二相比方案一能够减小屋盖地震力26.8%,并减小空侧斜柱剪力73.7%,故选取方案二为空侧支座布置方案，如图10所示。

图10屋盖支座布置示意  

2.4 周期及振型

采用Ritz向量法[17]对结构整体模型进行动力特性分析，选取前120阶振型，结构x、y、z各向振型质量参与系数分别为99.87%、99.69%、92.90%。结构前3阶振型分别为x向平动(周期为1.70 s,图11a,其中d为位移)、扭转(周期为0.93 s)、y向平动(周期为0.85 s),周期比约为0.55,满足GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[18]要求；屋盖竖向振型出现在第4阶(图11b),周期为0.84 s。

图11结构主要振型模态

2.5 杆件应力比及屋盖变形

当关键杆件及柱顶方案确定后，基于满应力法[15]对航站楼屋盖结构进行正式选杆分析及承载力验算。屋盖结构杆件在各组合工况下的应力比SR包络结果如图12所示。通过对分析结果进行统计可知，整体屋盖杆件最大应力比为0.80,其中受力集中区域及对变形影响较大区域杆件的最大应力比为0.65,对整体稳定性影响较大区域的关键杆件的最大应力比为0.50,表明杆件设计满足预设目标，各屋盖杆件具备适宜的安全储备。

图12各工况下屋盖杆件应力比包络结果

图13标准工况下屋盖竖向变形云图  

航站楼屋盖结构在标准工况(1.0倍恒荷载与1.0倍活荷载)下竖向变形dz如图13所示。将屋盖结构划分为单层网壳、双层网壳及网架分别进行讨论，其中单层网壳最大竖向变形为194.9 mm(图13a),约为跨度的1/425;双层网壳最大竖向变形为204.4 mm(图13b),约为跨度的1/406;网架可进一步分为非悬挑区域(图13c)和悬挑区域(图13d),其中非悬挑区域最大变形为114.9 mm,约为跨度的1/723,悬挑区域最大变形为154.5 mm,约为悬挑长度的1/130。综上，单层网壳、双层网壳及网架的最大挠度均满足JGJ 7—2010《空间网格技术规程》[19]的要求(表1)。

表1容许挠度值[19]19]

注：L1为屋盖结构短向跨度；L2为悬挑结构悬挑长度。

3、屋盖结构整体稳定性分析

3.1 模型建立

3.1.1 单元及材料

基于弧长法[20],采用有限元软件ABAQUS 6.11进行航站楼屋盖结构的整体稳定性分析。由于单层网壳和厚度较小(网格高度小于跨度1/50)的双层网壳均存在整体失稳的可能性[19],故屋盖结构单层网壳及厚度小于跨度1/50(约为1 660 mm)的双层网壳为整体稳定性分析的重点，简称为“稳定性敏感区域”。

为了真实反映稳定性敏感区域的支撑条件，建立航站楼结构整体模型如图14所示，其中屋盖杆件(划分为5段)及下部结构梁、柱均采用B31单元(2节点线性空间梁单元)模拟，下部结构楼板采用S4R单元(4节点线性减缩积分壳单元)模拟。整体模型下部结构底部均采用固接约束，屋盖结构与下部结构通过线性弹簧连接，具体如下：对于固定铰支座，弹簧线刚度设为刚性，并释放转动刚度；对于单向弹性铰支座，弹簧弹性方向线刚度设为6 kN/mm,其余方向线刚度设为刚性，并释放转动刚度。

图14航站楼结构有限元模型

屋盖稳定性敏感区域杆件材料均为Q355钢，采用理想弹塑性模型模拟。屋盖中网格高度大于跨度1/50的双层网壳及网架(简称为“非稳定性敏感区域”)杆件实际设计中材料为Q355钢和Q420钢两种，在整体稳定性分析时偏于安全的统一考虑为Q355钢，其材料本构分两种情况考虑：1)当该区域杆件仅作为稳定性敏感区域的弹性支撑时，采用理想弹性模型模拟；2)当考虑该区域杆件非线性对稳定性敏感区域的影响时，采用理想弹塑性模型模拟。下部结构包括混凝土结构及钢结构两部分，其在稳定性分析中仅作为屋盖的弹性支撑，均采用理想弹性模型模拟。

3.1.2 初始缺陷模态

初始缺陷对网壳结构的整体稳定性影响较大[21],为分析初始缺陷对航站楼屋盖整体稳定性的影响，在分析中分别考虑无初始缺陷、杆件初弯曲缺陷模态(半波形缺陷模态，图15a)、特征缺陷模态(以屋盖最低阶整体屈曲模态为缺陷模态，图15b)、屋盖整体变形缺陷模态(以标准工况下屋盖整体变形结果为缺陷模态，图15c)等4种情况。其中，杆件初弯曲缺陷模态仅对单层区域杆件施加，缺陷幅值为杆件长度的1/1 000;特征缺陷模态及屋盖整体变形缺陷模态针对整体模型施加，缺陷幅值为屋盖跨度的1/300。

图15初始缺陷模态

3.1.3 荷载分布

活荷载不均匀分布是影响网壳结构整体稳定性的另一个重要因素，分析中考虑了四种荷载组合分布情况，包括恒荷载与满跨活荷载组合、恒荷载与上半跨活荷载组合、恒荷载与左半跨活荷载组合、恒荷载与斜上半跨活荷载组合，不同荷载组合的活荷载分布如图16所示。应当说明的是，屋盖结构稳定性分析的重点是稳定性敏感区域的杆件，因而仅针对稳定性敏感区域考虑活荷载的不均匀分布。

图16活荷载分布情况

3.2 双非线性全过程分析

为提高计算效率，分两步开展分析：1)第一步，仅考虑稳定性敏感区域杆件的材料非线性，非稳定性敏感区域及下部结构视为弹性整体为稳定性敏感区域提供弹性支撑，开展航站楼整体模型的双非线性全过程分析，以确定最不利的初始缺陷模态及活荷载分布情况；2)第二步，当最不利分析工况确定后，进一步考虑非稳定性敏感区域杆件材料非线性，开展航站楼整体模型在最不利工况下的双非线性全过程分析，以考察支撑条件变化对稳定性敏感区域整体稳定性的影响。

首先开展最不利的初始缺陷模态及活荷载分布情况分析，结果如表2所示，可知，安全系数K[19]的范围为3.62～4.96,其中工况13下K最小，表明最不利初始缺陷模态及活荷载分布情况分别为屋盖整体变形缺陷模态及活荷载满跨分布情况。实际工程中，由于温度作用长期存在，且温升会增大屋盖杆件压力，对网壳稳定不利，故在工况13的基础上，进一步考虑温升作用(由于保温及空调的影响，航站楼在正常使用中的室内温度变化较小，故分析中的温升作用取为6℃)展开分析。考虑温升作用后，屋盖结构K为3.59,与工况13(K=3.62)的相比略有减少，即整体稳定性分析最不利分析工况为恒荷载与满跨活荷载组合并考虑温升作用为6℃,初始缺陷模态为屋盖整体变形缺陷模态。同时，K的降低量较小，表明单向弹性支座的设置能够较好地释放温度变形，减少屋盖结构温度应力。

进一步地，选取最不利分析工况并考虑屋盖全部杆件材料非线性展开分析。当荷载P为2.19P0(P0为最不利分析工况外荷载)及2.88P0时屋盖结构应力σMises云图如图17及图18所示，可知：1)当P增大至2.19P0时，非稳定性敏感区域的局部位置出现进入塑性状态的杆件，而稳定性敏感区域杆件应力水平较低(小于192 MPa),此时由于大部分杆件仍处于弹性状态，屋盖结构仍具承载能力；2)当P增大至2.88P0时，结构达到承载能力极限状态，此时非稳定性敏感区域大量杆件进入塑性，主要分布于悬挑、柱顶及拉索幕墙区域，而稳定性敏感区域杆件的应力水平仍较低(小于243 MPa),表明此时屋盖结构的破坏模式为非稳定性敏感区域强度破坏，稳定性敏感区域未出现失稳。

表2全过程分析结果

图18当P=2.88P0时屋盖结构应力云图  

4、屋盖结构罕遇地震弹塑性分析

4.1 模型建立

4.1.1 单元及材料

采用有限元软件ABAQUS 6.11进行罕遇地震作用下的弹塑性时程分析，分析模型与第3.1节中模型基本相同，二者区别主要是屋盖结构的材料本构模型。在罕遇地震弹塑性分析中，为分析构件的塑性发展程度，屋盖杆件本构均采用五阶段模型[22],该模型将钢材的塑性发展分为5个阶段，包括弹性阶段(应变为0～εe)、弹塑性阶段(应变为εe～εe1)、塑性阶段(应变为εe1～εe2)、强化阶段(应变为εe2～εe3)及二次塑流阶段(即破坏阶段，应变大于εe3),如图19所示，其中fp、fy及fu分别为钢材的比例极限、屈服强度及抗拉强度。

图19钢材五阶段模型[22] 

屋盖结构中，拉索幕墙连接杆件(图20)材料为Q420钢，其余主体部分材料均为Q355钢。参照文献[22]的研究成果，屋盖杆件各阶段情况如下：对于Q355钢，弹性阶段(等效塑性应变(PEEQ)为0),弹塑性阶段(PEEQ为0～6.9×10-4),塑性阶段(PEEQ为6.9×10-4～1.932×10-2),强化阶段(PEEQ为1.932×10-2～2.056×10-1),破坏阶段(PEEQ为2.056×10-1以上);对于Q420钢，弹性阶段(PEEQ为0),弹塑性阶段(PEEQ为0～8.2×10-4),塑性阶段(PEEQ为8.2×10-4～2.287×10-2),强化阶段(PEEQ为2.287×10-2～2.434×10-1),破坏阶段(PEEQ为2.434×10-1以上)。

图20拉索幕墙连接杆件布置示意  

4.1.2 地震波选取

根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》[18]相关要求进行选波，共选取1条人工波及2条天然地震波进行屋盖结构罕遇地震时程分析，所选取地震波的平均地震影响系数曲线与规范地震影响系数α曲线在统计意义上相符，如图21所示。

图21地震波反应谱与规范谱对比 

分析中，地震作用主要考虑两种情况：1)由于竖向地震对大跨度结构影响较大，故针对屋盖结构进行竖向罕遇地震(8度，仅沿z方向作用)弹塑性时程分析；2)针对屋盖结构进行三向罕遇地震(8度，地震波输入x、y、z方向峰值加速度之比为1∶0.85∶0.65)弹塑性时程分析。

4.2 有限元结果及分析

4.2.1 竖向罕遇地震作用下时程分析

航站楼屋盖结构在竖向罕遇地震作用下损伤杆件的位置分布情况如图22所示，可知，在竖向罕遇地震作用下，屋盖结构发生损伤的杆件主要分布于四角悬挑区域，少数分布于中间大跨度区域的支撑柱顶及空侧悬挑区域，而稳定性敏感区域、拉索幕墙连接区域的杆件基本处于弹性状态。航站楼屋盖结构杆件的塑性应变εPEEQ发展程度如图23所示，可见，屋盖结构发生损伤的杆件基本处于弹塑性阶段和塑性阶段，无杆件进入强化阶段或破坏阶段。

图22竖向罕遇地震作用下屋盖结构塑性分布

图23竖向罕遇地震作用下屋盖结构杆件塑性 应变发展程度

综上可以得到：1)竖向地震对航站楼屋盖大悬挑区域的影响较大；2)稳定性敏感区域杆件在竖向地震下基本处于弹性状态，具备较高的安全储备；3)总体上，屋盖结构仅少量杆件发生损伤，且塑性发展程度较低，未出现进入强化阶段的杆件，故屋盖结构遭遇竖向罕遇地震后仍具备较大的继续承载能力。

4.2.2 三向罕遇地震作用下时程分析

航站楼屋盖结构在三向罕遇地震作用下损伤杆件的位置分布情况如图24所示，可见，在三向罕遇地震作用下，屋盖结构中发生损伤的杆件数量较多，主要分布在非稳定性敏感区域，少数分布于稳定性敏感区域的双层部分及拉索幕墙连接杆件，单层网壳区域杆件基本处于弹性状态。航站楼屋盖结构主体杆件及拉索幕墙连接杆件的塑性发展程度如图25及图26所示。由图可知，屋盖结构(主体部分及拉索幕墙连接区域)中发生损伤的杆件基本处于弹塑性阶段和塑性阶段，仅少量杆件进入强化阶段(主要分布于中间大跨度区域及悬挑区域),无杆件进入破坏阶段。

图24三向罕遇地震作用下屋盖结构损伤杆件位置分布

综上可以得到：1)对于航站楼屋盖结构，三向罕遇地震工况相较竖向地震工况更为不利；2)稳定性敏感区域杆件在三向罕遇地震作用下基本处于弹性状态，具备较高的安全储备；3)总体上，虽然屋盖结构有大量杆件发生损伤，但塑性发展程度较低，损伤杆件基本处于弹塑性及塑性阶段，无杆件进入破坏阶段，故屋盖结构遭遇三向罕遇地震作用后仍具备一定的承载能力，满足“大震不倒”的设计目标。

图26三向罕遇地震作用下拉索幕墙连接杆件塑性发展  

5、关键节点分析

5.1 模型建立

5.1.1 单元及本构关系选取

基于弧长法[20],采用有限元软件ABAQUS 6.11针对单层网壳节点及单双层网壳过渡区节点进行承载力分析，有限元模型如图27及图28所示，其中各部分均采用S4R单元(4节点线性减缩积分壳单元)模拟。分析中，将连接杆件的自由端设为刚域(图27a及图28a),以施加外荷载，并将位于模型中心位置的节点设为固接约束(图27b及图28b)。单层网壳节点及单、双层网壳过渡区节点均为Q355钢，采用理想弹塑性模型模拟。

5.1.2 荷载作用

为方便说明，将节点域连接杆件进行编号，如图29所示。从弹性设计包络结果中选取8个受力较大的节点(4个为单层网壳节点，4个为单双层网壳过渡区节点),将其连接杆件的内力(轴力及壳面外弯矩)作为关键节点分析的外荷载(工况1～4),如表3及表4所示。

5.2 有限元结果及分析

单层网壳节点在4种工况下进入塑性时刻(模型局部区域应力水平达到屈服强度时刻)及极限时刻(弧长法加载比例系数开始下降时刻)应力分布如图30及图31所示；单、双层网壳过渡区节点，在4种工况下进入塑性时刻及极限时刻应力分布如图32及图33所示。由图可知，两种节点的节点域进入塑性时刻均滞后于连接杆件，且极限状态时节点未全截面进入塑性，仅与受力较大杆件连接区域的盖板塑性发展较为充分，剩余区域(侧壁及肋板)仍具备一定承载能力。

图27单层网壳节点模型

图28单双层网壳过渡区域节点模型  

图29连接杆件编号  

单层网壳节点及单双层网壳过渡区节点在4种工况下的最大加载比例系数如表5所示。由表可知，单层网壳节点及单双层网壳过渡区节点的最小加载比例系数分别为2.34及3.52,表明两种节点具备合适的安全储备，满足强节点设计原则。

表3单层网壳节点荷载

注：i为节点域连接杆件编号；Fi为杆件轴力(拉正，压负);Mi为绕杆件截面强轴弯矩(上翼缘受压正，上翼缘受拉负)。

表4单双层网壳过渡区节点荷载

图32单双层网壳过渡区节点进入塑性状态时应力分布

表5关键节点最大加载比例系数

图31单层网壳节点极限状态时应力分布 

图33单双层网壳过渡区节点模型极限状态时应力分布 

综上，设水平肋柱式节点传力直接、刚度大，能够实现节点强于杆件的目标，整体稳定分析中可按刚性节点模拟。同时，节点标准化程度高，加工安装方便，经济性较好。

6、结论

1) 单层网壳通过数值逆吊找形确定，竖向荷载作用下主要通过面内路径传递荷载；双层部分提供了较为理想的边界支撑条件，使得单层网壳的面内力能够可靠有效传递，整体结构受力合理。

2) 采用水平变刚度调平法，在20根穿层短柱柱顶设置单向弹性铰支座，能够调节刚度不均匀引起的扭转效应，同时能够较好地释放温度变形，降低结构温度应力。

3) 温度作用对空间结构的整体稳定性会产生影响，为确保安全，稳定性全过程分析中考虑了多种初始缺陷模态及温升的不利影响，屋盖结构稳定性安全系数为2.88。

4) 罕遇地震作用下，单层网壳具备较高的安全储备，杆件损伤主要发生在网格高度较大的双层区域及悬挑区域，且塑性发展程度较低，满足“大震不倒”的设计目标。

5) 为实现单层网壳及单双层网壳过渡区多根矩形杆件汇交及可靠传力，提出设水平肋柱式节点，通过分析发现节点受力性能良好，具备适宜的安全储备，满足强节点的设计要求。

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文章来源:王载,武启剑,叶垚,许松健,孙瑛,张清文.临沂启阳机场航站楼屋盖单双层混合曲面网格结构设计[J].建筑结构学报,2023,44(09):14-26