北京新机场航站楼工程建筑面积70万平方米，由中央大厅和五个指廊组成，属国家重点工程。中央大厅钢结构屋盖长464 m、宽504 m，最高点标高约为50.000 m，由六片网架结构通过采光穹顶及采光带连为一体，最大跨度125 m，最大悬挑47 m。屋顶支承结构由C形柱、钢支撑筒、北幕墙支撑框架、独立钢管柱等组成。屋顶结构在金属屋面区域采用双向交叉布置的桁架系网架结构，在条形采光带区域设置单向桁架结构，在中心采光穹顶区域设置双向交叉布置的立体桁架结构，将屋盖各结构单元连成整体。钢结构体量大、造型复杂、屋盖跨度大、支承构件数量较少且存在异形柱，为本工程抗震设计的重点和难点。其整体效果见图1。

1  支承结构布置调整及扭转控制
中央大厅钢结构北侧屋盖面积比南侧大，同时存在大悬挑，整体结构的质量中心偏向北侧。然而屋面标高中北侧高、南侧低，支承北侧屋盖的幕墙柱、C形柱柱高较大，抗侧刚度较小，整体结构的刚度中心偏向南侧，这将导致钢结构发生扭转。

方案阶段初期，屋顶支承结构布置如图2所示，北侧部分两片主体网架分别由幕墙框架、一组C形柱、一组门头柱、若干独立钢柱支承，中部及南侧4片主体网架分别由一组C形柱、两个钢支撑筒及幕墙柱支承。C形柱、门头柱均为桁架式格构柱，北幕墙柱高为25～45 m，采用1 200 mm×400 mm箱形截面，在框架平面内的截面宽度为400 mm，幕墙横梁采用600 m×600 m箱型截面，沿高度方向按12 m间距布置；钢支撑筒采用9 m×12 m矩形筒，柱肢采用直径1 500 mm钢管柱。

计算得到结构第1阶振型以扭转为主，其中扭转占54.8%，X向平动占44.5%

结构北侧屋顶支承结构的X向抗侧刚度较弱，振动幅度最大区域为北侧X向平动，而南侧抗侧刚度较强，振动幅度很小。因此，应增加北侧支承结构的抗侧刚度，同时可适当减小南侧支承结构的抗侧刚度，使整体结构质量中心与刚度中心相接近。

对屋顶支承结构进行了如下调整：1)北侧幕墙柱结合建筑造型设置面内支撑，形成较强抗侧刚度的支撑框架；2)在北侧两片主体网架中部位置分别增加一组C形柱，在东西两侧分别增加两个钢支撑筒，减小北侧屋盖跨度的同时增加抗侧刚度；3)将中部、南侧的8个钢支撑筒改为边长9 m左右的三角形筒，减小此区域的抗侧刚度。调整后最终实施的屋顶支承结构布置如图4所示，对应的主振型如图5所示。

a—第1振型(T1=1.148 s)；b—第2振型(T2=1.085 s)；c—第13振型(Tt=0.899 s)。

计算得到结构动力特性如下：结构第1振型为Y向平动，伴有竖向振动，周期为1.148 s；第2振型为X向平动，伴有扭转，周期为1.085 s；第13振型以扭转为主，伴有X向平动，周期为0.899 s，扭转周期比Tt/T1=0.783。

分别对调整前、后的结构进行质量中心、刚度中心分析，得到调整前、后结构质量中心与刚度中心Y轴(南北轴)坐标(表1)。由此可见，调整支承结构布置后，有效减小了整体结构质量中心与刚度中心的偏差，提高了结构的抗扭刚度，降低了结构扭转效应。
注：偏心率=(偏心距/偏心方向结构边长)×100%。
2 分块结构计算
中央大厅由六块主要结构单元通过中心采光穹顶及六道中心放射采光带连为一体。为满足建筑效果，采光穹顶及采光带结构设计为较轻巧的桁架结构，结构厚度较薄，同六片主体网架结构相比，其为整个结构相对薄弱的部位。采光带双向桁架结构布置如图6所示。一旦采光穹顶及采光带结构失效，整体结构成为相互独立的六个结构单元，每个结构单元独立承担各自区域荷载，与整体受力状态相差较大。将整体结构模型隔震层以上(地上)部分沿六道采光带及中心采光穹顶断开，隔震层以下(地下)部分仍为一体，对此分块结构模型进行计算并验算钢结构构件承载力。由于此情况为极端情况，仅考察结构的承载能力，不关注结构的变形。结构分块如图7所示，分块计算模型如图8所示。

a—混凝土结构分块；b—钢结构分块(C7区指采光天窗)。

由于钢结构为对称布置，仅选取右半部分进行计算。对分块模型构件进行承载力验算时，荷载效应取标准组合，抗力取钢材强度标准值，构件应力比要求控制在1.0以下。C形柱构件在非抗震组合、设防烈度地震组合下的应力比如图9、图10所示,钢支撑筒、幕墙支撑框架等其他屋顶支承构件的应力比如图11、图12所示。可见，构件应力比均满足设定的控制要求。

对结构分块模型进行了非抗震组合及设防烈度地震组合下的钢构件承载力验算。结果表明，即使中心采光穹顶及六道采光带失效，主体钢结构仍有足够的承载能力，结构不会因此发生破坏。

3  多道防线分析
C形柱、钢支撑筒、北侧幕墙支撑框架、独立钢管柱及其他幕墙柱等各类屋顶支承结构构件的抗侧刚度差异较大。在水平地震作用下，抗侧刚度较小的支承构件，承担的地震剪力较小。水平地震作用下，屋顶支承体系各类构件承担的地震剪力比例及重力荷载比例列于表2。可以看到，在整个屋顶支承体系中，C形柱承担的地震剪力比例为30%～40%，钢支撑筒承担的地震剪力比例接近40%，北侧幕墙支撑框架承担的地震剪力比例为20%～30%，而其余部分(独立钢管柱及其他幕墙柱)仅承担了不到3%的地震剪力。

地震作用下，当承担地震剪力比例较高的支承构件发生屈服、刚度退化时，其承担的地震剪力将降低，结构地震剪力发生重分配，如原本承担地震剪力比例较低的支承构件能承担由刚度退化的构件转移来的地震剪力，则结构可继续承载。考虑中央大厅钢结构为大跨度空间结构，屋顶支承构件能承担各自负荷质量所产生的地震作用比较合理，因此对于承担地震剪力比例小于其承担重力荷载比例的屋顶支承构件，按重力荷载比例对其地震剪力进行调整。调整系数=承担重力荷载百分比/承担地震剪力百分比，且当屋顶支承构件承担地震剪力百分比大于承担重力荷载百分比时，调整系数取1.0。地震剪力调整系数如图13所示。
a—X向；b—Y向。
图13 X、Y向地震剪力调整系数
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
应用MIDAS/Gen建立中央大厅结构弹塑性时程分析模型。对屋盖进行简化，将屋盖一般杆件按弹性材料来考虑，将屋盖关键杆件、屋顶支承钢结构定义为弹塑性材料，将混凝土结构定义为弹塑性材料，重点讨论屋顶支承钢结构与混凝土结构的塑性变形及其发展。其中，混凝土柱及钢结构屋盖关键杆件、屋顶支承构件模拟为非线性梁-柱单元。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曲面在三维空间类似橄榄球，每个塑性铰有三个塑性变形分量。三个塑性变形分量包括一个轴向塑性应变分量和两个主轴的塑性铰转角分量。根据相关塑性流动法则，塑性铰的塑性变形向量与塑性铰屈服曲面相垂直。

4.2 荷载施加与地震波输入
第一步：施加作用于结构上的竖向荷载，竖向荷载为重力荷载代表值。第二步：维持第一步所施加的竖向荷载不变，选择两条天然波、一条人工波进行输入，每条地震波分析两个工况：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。罕遇地震分析采用的地震波与反应谱如图15所示(以天然波2(S0787)为例)。

4.3 结构抗震性能评价
结构构件各个状态的定性描述和计算结果中塑性铰级别的对应关系如表3所示。
a—C形柱C3；b—支承筒K3；c—幕墙柱M4(柱端点编号27、28)。
图16 钢结构关键点位置

罕遇地震弹塑性计算的关键点X、Y向层间侧移如表4、表5所示。

可见，罕遇地震作用下钢结构支承体系的层间侧移均较小。

4.4.2 钢结构损伤塑性铰
各条地震波下，屋顶支承钢结构的塑性铰分布如图17所示。可知，屋顶支承结构中，除北侧幕墙支承结构个别连梁出现轻微屈服外，其他构件均未进入塑性，屋盖关键构件也均处于弹性状态，表明结构具有较高的抗震安全性。

a—天然波1、X主方向输入；b—天然波1、Y主方向输入；c—天然波2、X主方向输入；d—天然波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。

4.4.3 小结
由上述分析结果可见，整体结构在罕遇地震作用下，虽有部分构件进入弹塑性工作状态,出现强度、刚度退化,但退化程度不大,整体结构具有足够的能力进行内力重分布以维持其整体稳定性,并承受地震作用与重力荷载。

5  结 论
1)针对航站楼北侧屋盖面积大且存在大悬挑、支承结构抗侧刚度小，导致结构质量中心与刚度中心偏差较大的情况，通过调整屋顶支承结构布置，有效减小了整体结构质心与刚心的偏差，提高了结构的抗扭刚度，降低了结构的扭转效应。

2)对结构分块模型进行了非抗震组合及设防烈度地震组合下的钢构件承载力验算。结果表明，即使中心采光穹顶及六道采光带失效，主体钢结构仍有足够的承载能力，不会因此发生倒塌破坏。

3)分析了水平地震作用下屋顶各支承构件承担的地震剪力比例，对承担地震剪力比例小于其承担重力荷载比例的屋顶支承构件，按重力荷载比例对其地震剪力进行调整，得出各支承构件的内力调整系数，提高了多道防线的抗震能力。

4)对整体结构进行了罕遇地震动力弹塑性时程分析，结果表明，虽有部分构件进入弹塑性工作状态，出现强度、刚度退化，但退化程度不大，整体结构具有足够的能力进行内力重分布以维持其整体稳定性，并承受地震作用与重力荷载。

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