介绍
北京新机场航站楼工程建筑面积70万平方米，由一个中央大厅和五个墩台组成，为国家重点工程。中央大厅钢结构屋面长464m、宽504m，最高点标高约50.000m，由天窗穹顶和天窗条连接而成的六个网架结构组成，最大跨度125m钢结构俯视图怎么看，最大悬挑47m。屋面支撑结构由C型柱、钢支撑筒、北幕墙支撑架、独立钢管柱等组成。屋面结构在金属屋面区域采用双向交叉布置的桁架网架结构，在天窗条区域采用单向桁架结构，在中央天窗穹顶区域采用双向交叉布置的立体桁架结构，将屋面各结构单元连成一个整体。钢结构体量大、造型复杂、屋盖跨度大、支撑构件数量少及异形柱的存在是本工程抗震设计的重点和难点，整体效果如图1所示。
图1 北京新机场航站楼整体效果图
1.支撑结构布置调整及扭转控制
中央大厅钢结构北侧屋面面积大于南侧，且有较大的悬挑，因此整体结构质心偏北。但屋面标高北侧较高，南侧较低。北侧支撑屋面的幕墙柱、C形柱较高，侧向刚度较小，整体结构刚度中心偏南，将导致钢结构发生扭转。
方案初期屋面支撑结构布置如图2所示，北侧两处主网架由幕墙框架、一组C形柱、一组门形柱及若干独立钢柱支撑，中部及南侧四处主网架由一组C形柱、两根钢支撑筒及幕墙柱支撑。C形柱及门形柱均为桁架式格构柱。北侧幕墙柱高25～45m，采用1200mm×400mm箱形截面，框架平面内截面宽度为400mm。幕墙横梁采用600m×600m箱形截面，沿高度方向以12m间距布置。钢支撑筒采用9m×12m矩形筒，柱肢采用直径1500mm钢管柱。
图2：方案初期屋面支撑结构布置
计算表明，结构第1阶振型以扭转为主，其中扭转占54.8%，X方向平动占44.5%，对应振型如图3所示。
图3 方案初期钢结构一阶振型
如图3所示，结构北侧屋面支撑结构X方向平移刚度较弱，振动幅值最大的区域为北侧X方向平移钢结构俯视图怎么看，而南侧支撑结构侧向刚度较强，振动幅值很小。因此，应增大北侧支撑结构的侧向刚度，适当减小南侧支撑结构的侧向刚度，使结构整体质心与刚度中心接近。
对屋面支撑结构做了如下调整：1）结合建筑体型，北侧幕墙柱设置面内支撑，形成具有较强侧向刚度的支撑框架；2）在北侧两根主网架中间增加一组C型柱，在东、西两侧分别增加两根钢支撑柱，在增加侧向刚度的同时减小北侧屋面跨度；3）将中部及南侧的8根钢支撑柱改为边长约9m的三角柱，降低该区域侧向刚度。调整后的屋面支撑结构最终布置如图4所示，对应的主振型如图5所示。
图4 调整后的顶板支撑结构布置图
a—第一振动模态（T1=1.148 s）；b—第二振动模态（T2=1.085 s）；c—第十三振动模态（Tt=0.899 s）。
注：左图为顶视图，右图为轴测图。
图5 调整后结构主要振型
计算得到的结构的动力特性为：结构第1阶振型以Y方向平动为主，伴有垂向振动，周期为1.148 s；第2阶振型以X方向平动为主，伴有扭转，周期为1.085 s；第13阶振型以扭转为主，伴有X方向平动，周期为0.899 s，扭转周期比Tt/T1=0.783。
对调整前后结构质心、刚度中心分别进行分析，得到调整前后结构质心、刚度中心的Y轴（南北轴）坐标（表1）。可以看出，调整支撑结构布置后，有效减小了结构整体质心、刚度中心的偏差，提高了结构的扭转刚度，降低了结构的扭转效应。
表1 调整前后结构质心、刚度中心对比
注：偏心率=（偏心距离/偏心方向结构边长）×100%。
2 区块结构计算
中央大厅由中央天窗穹顶和六条中央辐射天窗带连接而成的六个主体结构单元组成。为了满足建筑效果，天窗穹顶及天窗带结构设计为较轻的桁架结构，结构厚度较薄，与六条主网架结构相比，是整个结构中比较薄弱的部位。天窗带双向桁架结构布置如图6所示。一旦天窗穹顶及天窗带结构发生破坏，整体结构变为六个独立的结构单元，每个结构单元独立承担各自的区域荷载，与整体受力状态有较大区别。整体结构模型隔离层以上部分（地上）沿六条天窗带及中央天窗穹顶断开，隔离层以下部分（地下）仍保持完整。采用分块结构模型进行计算，校核钢结构构件承载力。由于此为极端情况，因此只考查结构的承载力，不关心结构的变形。结构分块如图7所示，分块计算模型如图8所示。
图6 天窗带结构布置示意图
a—混凝土结构块；b—钢结构块（C7区域为天窗）。
图7 中央大厅结构示意图
a—C2区；b—C4区；c—C6区。
图8 中央大厅结构块计算模型
由于钢结构为对称布置，故仅选取右半部分进行计算。在对分块模型构件进行承载力验算时，荷载作用取标准组合，抗力取钢材强度标准值，要求构件应力比控制在1.0以下。非抗震组合、设防烈度地震组合下C形柱构件应力比如图9、图10所示，钢支撑管、幕墙支撑架等其他屋面支撑构件应力比如图11、图12所示。可见，构件应力比均满足设定的控制要求。
图 9 非地震组合下C形柱构件应力比
图 10 设计烈度地震组合下C形柱构件应力比
图11 非抗震组合下钢支撑筒、幕墙框架及其他支撑构件应力比
图12 设计烈度地震组合下钢支撑筒、幕墙框架及其他支撑构件应力比
针对结构块体模型对非抗震组合及设计烈度地震组合下钢构件的承载能力进行了校核，结果表明：即使中央天窗穹顶及6条天窗条发生破坏，主体钢结构仍具有足够的承载能力，结构不会发生破坏。
3. 多道防线分析
各类屋面支撑结构构件如C形柱、钢支撑管、北幕墙支撑架、独立钢管柱及其他幕墙柱等的抗侧刚度差异较大，在水平地震作用下，抗侧刚度较小的支撑构件承受的地震剪力较小。水平地震作用下，屋面支撑体系各构件承受的地震剪力比及重力荷载比列于表2。可以看出，在整个屋面支撑体系中，C形柱承受的地震剪力比为30%～40%，钢支撑管承受的地震剪力比接近40%，北幕墙支撑架承受的地震剪力比为20%～30%，其余（独立钢管柱及其他幕墙柱）仅承受不足3%的地震剪力。
表2 顶板支护结构承担的重力荷载及地震剪力比(%)
在地震作用下，当承受地震剪力比例较大的支座构件屈服、刚度退化时，其所承受的地震剪力会减小，结构的地震剪力会重新分配。如果原本承受地震剪力比例较小的支座构件能够承受刚度退化的构件传递过来的地震剪力，结构可以继续承受荷载。考虑到中央大厅钢结构为大跨度空间结构，屋面支座构件承受各自荷载质量产生的地震作用是合理的。因此，对于承受地震剪力比例小于重力荷载比例的屋面支座构件，其地震剪力按重力荷载比例进行调整。调整系数=重力荷载比例/地震剪力比例，当屋面支座构件承受的地震剪力比例大于重力荷载比例时，调整系数取1.0。地震剪力调整系数如图13所示。
a—X方向；b—Y方向。
图13 X、Y方向地震剪切调整系数
4 罕遇地震动力弹塑性时程分析
4.1 结构弹塑性时程分析模型
利用MIDAS/Gen建立中央大厅结构弹塑性时程分析模型。对屋面进行简化，屋面一般构件视为弹性材料，屋面关键构件及屋面支撑钢结构定义为弹塑性材料，混凝土结构定义为弹塑性材料。详细讨论了屋面支撑钢结构和混凝土结构的塑性变形及发展。其中，混凝土柱和钢结构屋面关键构件及屋面支撑构件均作为非线性梁柱单元进行模拟。分析得到的轴力-弯矩屈服面如图14所示。非线性梁柱单元的轴力-双向弯矩相互作用屈服面类似于三维空间中的橄榄球，每个塑性铰都有3个塑性变形分量。3个塑性变形分量包括一个轴向塑性应变分量和两个主轴塑性铰转角分量。根据相关塑性流动规律，塑性铰的塑性变形矢量垂直于塑性铰屈服面。
a—混凝土柱；b—钢结构屋盖主要构件及屋盖支撑构件。
图14 构件屈服面
4.2 荷载施加及地震波输入
步骤1：施加作用于结构的垂直荷载，垂直荷载为重力荷载的代表值。步骤2：保持第一步施加的垂直荷载不变，选取两个天然波和一个人工波进行输入，对每个地震波分析两种情况：1）X主方向输入，X：Y：Z=1：0.85：0.65；2）Y主方向输入，X：Y：Z=0.85：1：0.65。罕遇地震分析所用到的地震波及反应谱如图15所示（以天然波2（S0787）为例）。
a—时间历史曲线；b—反应谱曲线。
图 15 罕遇地震作用下固有波2（S0787）时程曲线及反应谱曲线
4.3 结构抗震性能评估
结构构件各状态的定性描述与计算结果中塑性铰等级的对应关系如表3所示。
表3 塑料铰链等级及状态
4.4 钢结构在罕遇地震作用下的弹塑性时程分析结果
4.4.1钢结构层间位移角
钢结构关键点位置如图16所示。
a—C型柱C3；b—支撑管K3；c—幕墙柱M4（柱端点编号为27、28）。
图16 钢结构关键点位置
罕遇地震弹塑性计算中X、Y层间位移要点如表4、表5所示。
表4 层间关键点X方向横向位移
表5 关键点Y轴层间侧向位移
可以看出，在罕遇地震作用下，钢结构支撑体系的层间侧向位移相对较小。
4.4.2 钢结构塑性铰损坏
各地震波作用下屋面支撑钢结构塑性铰分布情况如图17所示。可以看出，屋面支撑结构中，除北侧幕墙支撑结构部分连梁轻微屈服外，其余构件均未进入塑性，屋面关键构件也处于弹性状态，表明结构具有较高的抗震安全性。
a—自然波1，X主方向输入；b—自然波1，Y主方向输入；c—自然波2，X主方向输入；d—自然波2，Y主方向输入；e—人工波1，X主方向输入；f—人工波1，Y主方向输入。
图17 钢结构屋盖支撑构件塑性铰分布
4.4.3 总结
从以上分析结果可以看出，在罕遇地震作用下，结构整体虽然部分构件进入弹塑性工作状态，强度和刚度退化，但退化程度并不大，结构整体有足够的能力重新分配内力，保持结构整体稳定，抵抗地震作用和重力荷载。
5 结论
1）针对航站楼北侧屋面面积较大、悬臂较大，且支撑结构侧向刚度较小，导致结构质心与刚度中心偏差较大的情况，通过调整屋面支撑结构布置方式，有效减小整体结构质心与刚度中心偏差，从而提高结构的扭转刚度，减小结构的扭转效应。
2）针对结构块体模型，对非抗震组合及设计烈度地震组合下钢构件的承载能力进行了校核，结果表明：即使中央采光罩及6条采光带发生破坏，主体钢结构仍具有足够的承载能力，不会发生倒塌。
3）分析了水平地震作用下各顶板支护构件的地震剪力比，对于地震剪力比小于其重力荷载比的顶板支护构件，根据重力荷载比调整其地震剪力，得到各支护构件的内力调整系数，从而提高多道防线的抗震能力。
4)对结构整体在罕遇地震作用下进行了动力弹塑性时程分析，结果表明：虽然部分构件进入弹塑性工作状态，强度和刚度有所退化，但退化程度并不大，结构整体具有足够的内力重分配能力，能够保持结构整体稳定，并能抵抗地震作用和重力荷载。
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关于作者
朱忠义
北京市建筑设计研究院有限公司结构所总工程师
《钢结构（中英文）》编委会委员
2000年毕业于浙江大学获博士学位，一直从事大跨度复杂结构设计与研究工作，现担任住房和城乡建设部全国超限高层建筑抗震设防审查专家委员会委员、中国钢结构协会专家委员会委员、中国金属结构协会专家委员会委员、中国钢结构协会住宅钢结构分会副理事长、中国钢结构协会空间结构分会副理事长、国际标准化组织ISO/TC98工作组专家、《空间结构》杂志编委、《钢结构（中英文）》杂志编委。
承担了全球最大航站楼——北京大兴机场航站楼、2008年奥运会国家门户项目——首都国际机场T3航站楼、奥运中心区三大场馆中唯一由中国工程师自主设计的标志性工程——2008年北京奥运国家体育场、汶川地震期间最大的抗震救灾中心——九州体育馆、引领国际隔震技术的原全球最大隔震工程——昆明长水国际机场、荣获2017年国际杰出结构奖的项目——凤凰中心等20余个大型项目的钢结构设计，解决了一大批关键技术难题，确保了项目的成功建设，取得了显著的技术和经济效益，推动了行业的进步和发展。
负责FAST主动反射面主支撑结构设计，解决了复杂山地环境下巨型支撑结构受力不均的问题；提出了适应FAST索网形态分析的方法，优化了索网形态，大幅度降低了索网内力；并与合作伙伴联合制定了索网连接节点、生产安装标准，实现了高精度超大空间结构工程。此外，还负责卡塔尔2022世界杯主体育场最复杂的大跨度索网及钢结构设计。该项目是中国工程师设计的最具国际影响力的建筑项目，在欧美公司主导的海外市场，为中国创造赢得了国际地位和美誉度，以实际行动践行了国家的“一带一路”倡议。
梁辰宇
北京市建筑设计研究院有限公司总工程师、高级工程师
国家一级注册结构工程师、首都最美劳动者荣誉获得者，担任北京建筑设计研究院复杂结构研究所大跨度钢结构研究室主任，从事大跨度空间结构、复杂钢结构、结构抗震减震、隔震设计研究，参与500米口径射电望远镜（FAST）反射面支撑体系、北京大兴国际机场航站楼等多项国家重点工程的设计研究。发表论文20余篇，参编著作1部，申请国家科技成果专利20余项，获全国优秀工程勘察设计行业奖2项、北京市优秀工程勘察设计奖3项、中国钢结构协会科学技术特等奖2项。
