苏州无站台柱雨棚结构设计

刘新佳

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

苏州无站台柱雨棚结构设计

刘新佳

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

“苏而新”特色的苏州无站台柱雨棚,采用锯齿形屋面。雨棚结构具有新颖特性,设计采用折板型桁架,实现建筑内外造型要求。总结苏州无站台柱雨棚结构设计过程中的研究成果和设计经验,重点介绍锯齿形雨棚屋盖的风荷载分布特征、风荷载体型系数取值规律;对折板型空间桁架作了多方案比选研究,对比各方案的受力特点,分析不同矢跨比的结构变形和经济性,得出研究结论;结果与结论直接应用于工程结构整体分析和设计。实践表明,苏州无站台柱雨棚中的折板型桁架是一种新的可行的新颖雨棚结构形式,对建筑屋面创新具有很大应用价值。

铁路客站;雨棚;结构设计;折板桁架;齿形屋面体形系数

1 工程概况

新苏州站位于既有苏州站位,是一座集铁路、城市轨道、城市道路交通换乘功能于一体的现代化大型交通枢纽。新苏州站方案采用整体连续的折型屋顶,充分挖掘苏州古典韵味,融合现代化科技发展技术,使雨棚和站房屋盖层层叠叠、纵横交错,延续吴文化古城的脉络,尽显“苏而新”的铁路新客站特色。

车站南临北环路及护城河,北依平江新城,东西两侧分别是人民路和广济路。苏州站主体站房由南侧普速站房、北侧沪宁城际站房及高架候车厅组成,南北站房通过高架候车厅连接;站区设无站台柱雨棚。雨棚覆盖铁路站场7台16线,钢结构覆盖面积69446m2。最高点高程23.500m(结构),最低点高程14.100m(结构)。雨棚在高架候车厅两侧左右对称,其中临近高架候车厅雨棚屋面为二层折板高屋面。见图1、图2。

图1 苏州无站台柱雨棚鸟瞰图

图2 中间站台处雨棚内部效果图

2 风荷载取值

风荷载是雨棚结构设计的重要荷载之一。在风力作用下,屋盖结构都受到很大的吸力,在某些情况下部分屋面出现压力,但吸力不论是范围还是数值都比压力大,占据主要的地位。

雨棚的抗风设计是结构设计的关键和难点之一。苏州雨棚为非封闭式锯齿形屋面,设计采用折板结构,跨度较大,上、下表面均呈齿形,且上下表面均同时承受风荷载。现行荷载规范没有敞开式锯齿形屋面体形系数,通过风洞试验,研究了折板结构这种齿形屋面的风荷载体型系数的分布规律,为结构设计提供依据,为类似锯齿形屋面的风荷载体型系数的取值提供参考。

2.1 风洞试验

风洞试验在试验段尺寸为3m宽、2m高、32m长的大气边界层风洞中进行,按C类地形进行模拟,试验模型缩尺比为1∶240。为反映建筑外形对表面风压分布的影响,模型根据建筑图纸准确模拟了雨棚的外形以及对压力分布存在较大影响的细部特征,雨棚模型上表面布置158个测点,下表面布置148个测点。雨棚端部和悬挂的灯箱上布置28个测点,以分析局部压力分布特征,雨棚测压试验测点总数334个。雨棚风洞试验模型见图3、图4。

图3 雨棚风洞试验模型鸟瞰图

图4 雨棚模型局部

风洞试验针对以下主要内容:通过刚性模型测压风洞试验,确定无站台柱雨棚上下表面的平均压力系数、脉动压力系数及极值压力系数,并确定雨棚合压力分布。

2.2 试验结果

2.2.1 风向压力最值

压力最值在多个风向都可能出现。对雨棚而言,大致说来在180°风向附近,雨棚边缘部分会出现较高的平均负压和极值负压;而在40°附近雨棚下表面在靠近车站配房的部分会出现较高正压。

2.2.2 整体设计时的不利风向分析

为进一步分析进行雨棚结构整体设计时应选用的不利风向,根据雨棚上下表面的合压力系数的整体分布情况对试验结果进行了统计,分析可知30°风向对于雨棚整体而言是最不利风向,该风向的风压强度最高,且风压分布也最不均匀,与其临近的0～60°范围的风向都是较为不利的风向。根据统计还发现,当风向为200°～340°时,雨棚处于背风区,此时雨棚整体受到的风荷载相当小,且由于受尾流压力控制,表面压力值相当均匀。在整体设计时这些风向可不予考虑。

2.2.3 整体和局部风压分布特征

整体而言,雨棚的表面压力都比较低,仅在局部区域会出现稍高的压力值。在大多数风向下,上下表面的压力值可以部分抵消。但由于车站配房和候车室玻璃幕墙对来流的阻碍作用,在40°附近和90°时,雨棚下表面靠近配房和玻璃幕墙的区域会出现一定正压,加剧了雨棚所受的升力。

局部风压的分布特征是围护结构设计时的重要参考依据。根据实验结果,灯箱的风荷载需要考虑,但从灯箱不同侧面的压力分布来看,由于受雨棚的影响,不同面的压力区别并不明显。

2.2.4 风荷载体型系数分析

(1)除了迎风面,锯齿形屋面的风荷载均为垂直屋面方向的离开屋面的风吸力。

(2)除了迎风面的第一个锯齿形屋面,其他锯齿形屋面两侧合压力系数基本相同,风荷载对锯齿形屋面产生的风压力在水平方向的分力抵消了。

(3)当风吹向屋面时,迎风面的合压力系数最大为0.6,背风面最大为-0.4;风向方向的第二个锯齿形屋面两侧的合压力系数为-0.4,第三个锯齿形屋面两侧的合压力系数为-0.2,第四个锯齿形屋面两侧的合压力系数为-0.1,风荷载体型系数沿着风的作用方向均匀减小。第五个锯齿形屋面位于洞口处,屋面两侧的合压力系数为-0.3,第六、七个锯齿形屋面两侧的合压力系数为-0.2,第八个锯齿形屋面两侧的合压力系数为-0.1,风荷载体型系数沿着风的作用方向均匀减小。下一个洞口边的锯齿形屋面两侧的合压力系数维持前述的变化。可以看到,每一个封闭区段的锯齿形屋面沿着风的作用方向合压力系数均匀减小,在洞口边的第一个锯齿形屋面合压力又变大,然后洞口边的第二、三个锯齿形屋面沿着风的作用方向合压力系数均匀减小。

(4)苏州站地面粗糙度为C类,高度按30m计算,风压高度系数取1.0。锯齿形屋面迎风面风荷载体型系数为0.6,背风面为-0.4,从第二个锯齿形屋面开始风荷载体型系数开始均匀减小,由-0.3减小到-0.1。

2.3 试验结论

根据苏州雨棚风洞试验,大致可以得到开敞式锯齿形屋面风荷载体型系数的分布规律。

(1)迎风面的风荷载体型系数为正值,体型系数的大小与迎风面折板倾斜的角度有关。除了迎风面外,其他锯齿形屋面的风荷载体型系数均为负值。

(2)除了迎风面处的锯齿形屋面,其他锯齿形屋面两侧合压力系数基本相同,风荷载对结构产生的风压力在水平方向的分力抵消了。

(3)沿着风的作用方向封闭的锯齿形屋面的风荷载体型系数均匀减小,从-0.5减小到-0.1,如图5所示。较荷载规范中的取值要小,但差别不是太大。洞口边的锯齿形屋面的风荷载体型系数较其他位置的风荷载体型系数要大。

图5 折板屋面风荷载体型系数建议取值

3 折板型空间桁架分析

折板型空间桁架结构主要由上弦杆、下弦杆和腹杆三部分组成,单元如图6所示。

图6 折板型空间桁架单元示意图

为研究折板型空间桁架各组成构件的作用和受力特点,建立典型折板型空间桁架,采取多方案研究比选。

3.1 典型折板型空间桁架

结构如图7所示。折板型空间桁架结构支承于横向主桁架上,简单取折板型空间桁架与横向主桁架等高为6m。折板型空间桁架边桁架的下弦杆之间增加下弦直腹杆以增强边桁架的刚度,同时作为折板型空间桁架的边约束。折板型空间桁架结构跨度36m,两下弦杆之间的距离为11m,上下弦杆之间的距离为6m。折板型空间桁架的上下弦杆、斜腹杆、直腹杆均采用无缝钢管,计算时折板型空间桁架中的杆件均两端铰接释放。主桁架为正放三角桁架,上下弦杆之间的距离为6m,下弦杆之间的距离为12.0m。

图7 典型折板型空间桁架三维图

在满足应力比和长细比的前提下,折板型空间桁架上弦杆采用钢管φ273×14,下弦杆采用钢管φ245× 14,折板型空间桁架的斜腹杆采用钢管φ245×12,上下弦之间的直腹杆钢管φ168×6,折板型空间桁架边桁架的斜腹杆采用钢管φ245×14,下弦之间的直腹杆钢管φ219×6.5。

选取荷载,组合计算,得折板型空间桁架最大竖向位移为12.8mm,挠跨比为1/2813;最大水平位移为8.5mm,挠跨比为1/4235;折板型空间桁架构件最大内力值及最大应力比见表1。

表1 典型折板型空间桁架方案构件最大内力及最大应力比

从表1可以看到,折板型空间桁架和折板型空间桁架边桁架的上下弦杆、上下弦杆间的直腹杆之间内力差别不大,设计时可以采用同一规格杆件;折板型空间桁架边桁架的斜腹杆在支承处的内力较大,比折板型空间桁架的内力大23%,设计时应区别对待。

3.2 结构体系比选方案一(不设上下弦之间的直腹杆)(图8)

图8 比选方案一三维图

将上下弦之间的直腹杆删除掉,研究上下弦之间的直腹杆在折板型空间桁架结构中的作用。其他参数同典型折板型空间桁架方案。

分析结果显示折板型空间桁架最大竖向位移为22.5mm,挠跨比为1/1600;最大的水平位移为8.5mm,挠跨比为1/4235;构件最大的内力值及最大应力比见表2。

表2 比选方案一(删上下弦之间的直腹杆)构件最大内力及最大应力比

同典型折板型空间桁架方案一样,折板型空间桁架和折板型空间桁架边桁架的上下弦杆之间内力差别不大,设计时可以采用同一规格杆件;边桁架的斜腹杆在支承处的内力较大,比折板型空间桁架的内力大23%,设计时应区别对待。

上下弦之间的直腹杆作为上下弦的平面内和平面外的支撑,删去之后造成折板型空间桁架上下弦杆的计算长度变大,上下弦杆应力比增加,斜腹杆应力随之有微小改变;同时桁架平面内的刚度有较大的削弱,较典型折板型空间桁架方案,竖向最大位移增加了76%。

3.3 结构体系比选方案二(不设边桁架下弦之间的直腹杆)(图9)

图9 比选方案二三维图

将边桁架下弦之间的直腹杆删除,研究下弦之间的直腹杆在折板型空间桁架结构中的作用。由于删掉边桁架下弦之间直腹杆后整个折板型空间桁架结构变为机构,将边桁架下弦改为两端固接。其他参数同典型折板型空间桁架方案。

分析结果显示折板型空间桁架最大竖向位移为204.9mm,挠跨比为1/117;最大水平位移为214.9 mm,挠跨比为1/112;构件最大的内力值和最大应力比见表3。

删除边桁架下弦直腹杆后,折板型空间桁架中的杆件内力基本无变化,但折板型空间桁架边桁架中的部分杆件内力变化较大。边桁架的上下弦间的直腹杆内力无变化,上弦杆内力变小,下弦杆内力增加较多。

从位移变化可以看出,删除边桁架下弦之间直腹杆后,折板型空间桁架中间的位移值基本与原来保持一样,折板型空间桁架边桁架下弦杆由于侧向支撑较弱,位移很大。

表3 比选方案二构件最大内力和最大应力比

综上分析,折板型空间桁架边桁架下弦之间的直腹杆不仅是保证整个折板型空间桁架结构成为稳固结构的充分条件,同时也是折板型空间桁架边桁架下弦杆的最重要侧向支撑,是保证折板型空间桁架边桁架刚度的重要的一部分。

3.4 折板型空间桁架矢跨比分析

矢跨比(折板型空间桁架上下弦中心的距离和跨度的比值)是折板型空间桁架结构的重要体形参数,它对结构的受力特性和造价有很大的影响。矢跨比往往是建筑师根据建筑功能和造型美观的要求来确定,合理的矢跨比可以使结构在满足这些要求的同时,达到良好的经济效果。

以典型折板型空间桁架方案为基础,不改变支承桁架尺寸、杆件大小、桁架节间长度、屋面荷载的基础下,采取增减节间数,根据既有工程经验并考虑到实际工程可能,选取矢跨比分别为1/6、1/8、1/10、1/12、1/14、1/16进行分析。归纳折板型空间桁架不同矢跨比方案下的最大挠跨比及用钢量见表4。

表4 折板型空间桁架不同矢跨比方案最大挠跨比

综合相应各控制杆件最大轴力、最大应力比分析如下。

(1)折板型空间桁架的最大水平位移挠跨比随矢跨比的减小而均匀增大。折板型空间桁架的最大竖向位移挠跨比随矢跨比的减小而迅速增大。

(2)折板型空间桁架边桁架的上下弦杆最大轴力随矢跨比的减小而迅速增大,并且变化的幅度越来越大,说明矢跨比是影响上下弦杆截面尺寸的主要因素;而上下弦之间的直腹杆的轴力随矢跨比的减小而稍微增大,内力也很小,完全由长细比来控制杆件截面;斜腹杆的最大轴力随矢跨比的减小而均匀增大。

(3)折板型空间桁架和折板型空间桁架边桁架的上弦杆之间、下弦杆之间、上下弦杆间的直腹杆之间最大轴力的差别随着矢跨比的减小而基本无变化;斜腹杆之间最大轴力的差别随着矢跨比的减小而变大,矢跨比由1/6减小到1/16时,轴力差别由8%增大到16%。

4 整体结构分析

雨棚垂直线路方向3跨81.7m+22m+71.4m= 175.1m,轴线A～D轴;顺线路方向左右对称,每侧5等跨,1～12轴柱距为36m。雨棚整体采用空间三角形桁架和空间折板形桁架,基础采用钻孔灌注桩基础。雨棚在A轴与钢格构柱或站房柱顶固定铰接;B、C轴为φ600的“V”形钢立柱,两头采用铰接结构;在D轴站房柱或钢管混凝土直立柱顶采用南北向有限水平滑移、东西向固定铰接支座。结构分析采用《空间钢结构系统CAD软件3D3S9.0》(2007年1月版),同时采用《通用结构分析与设计软件SAP2000》考虑站房结构整体,进行整体建模分析。模型见图10和图11。

图10 雨棚整体模型

图11 雨棚结构断面(单位:mm)

4.1 整体分析

苏州站雨棚垂直线路方向设横向主桁架,高6m、宽12m,正三角设置;主桁架间设置典型折板型空间桁架结构,折板型空间桁架结构跨度36m,两下弦杆之间的标准距离为11m,矢高比采用1/9即4m高,上下弦杆、斜腹杆均采用无缝钢管,上下弦之间的直腹杆作为檩条的支承采用高频焊接H型钢,一是利于与檩条连接;二是采用H型钢可以加强折板斜面内的刚度。空间桁架示意图见图12和图13。

图12 苏州站雨棚典型折板型空间桁架示意

图13 典型折板型空间桁架构造(单位:mm)

设计条件按抗震设防烈度6度、场地类别Ⅲ类,恒载0.65kN/m2,均布活荷载0.3kN/m2(不与雪荷载同时考虑),基本雪压0.40kN/m2(n=50年),基本风压0.45kN/m2(n=50年),地面粗糙度类别为C类。苏州极端最高气温40.1℃,极端最低气温-12.7℃,要求合龙温度为(15±2)℃,整体计算温差考虑升温30℃和降温30℃。

计算分析,结构第一振型T=0.89211s,为顺线路方向的平动,第二振型T=0.80809s,为垂直线路方向的平动,第三振型为扭转T=0.76432s。

恒载+活载+风荷载(压)+降温组合下,雨棚主桁架有最大竖向位移,最大值 184.4mm,对应挠跨比1/443。

雨棚柱在风吸工况作用下产生最大的侧向位移, D轴、B(C)轴、A轴最大的侧向位移分别为14.0mm、14.3mm、6.6mm。对应的位移和柱长的比值分别为1/875、1/1231、1/1856。

4.2 雨棚柱与站房柱共柱处理

苏州无站台柱雨棚垂直线路方向轴线长175.1m,温度参与组合的垂直线路方向的水平力很大。一是采用滑动支座释放掉部分或全部水平力;二是结构硬抗水平力。B、C轴雨棚柱柱底铰接,水平力只能由A、D轴雨棚柱承担,经初步计算分析,水平力影响太大,全部释放水平位移经济性较差;设计采用滑动支座释放掉大部分水平力,即A轴采用固定铰,D轴采用滑移铰允许单向滑移50mm。

具体设计模拟思路是,对D轴水平可变位移大于50mm的组合工况,在D轴柱底设置单向弹簧刚度进行模拟,采用统筹法取刚度值,使各柱底可变位移为50mm。该方案由站房、雨棚共同受力,实现了雨棚柱在满足柱顶变形条件下比较优化的柱截面。

5 结语

通过风洞试验取得开敞式齿形屋面雨棚风荷载体型系数,为设计提供了依据。采取空间三角形桁架和空间折板形桁架,结构方案可行、受力合理,较完美实现建筑造型意图,增加了新的雨棚结构形式。

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Structural Design of Canopy without Column on Platform in Suzhou Station

LIU Xin-jia
(China Railway Siyuan Survey and Design Group Co. , Ltd. , Wuhan 430063, China)

With the characteristics of“Suzhou style plus creativity”,the novel saw-tooth shaped roof was adopted by the canopy in Suzhou Station which is without column on the platform and then the folded-plate truss structure was utilized for the canopy so as to meet the architecture requirements of internal and external aesthetics.This article summarizes the research results and design experiences of structure design for the canopy.Focusing on the saw-tooth shaped roof,the article emphasizes the wind load distribution characters and the shape coefficients.In addition,the comparison among all kinds of schemes of the folded-plate truss structure is implemented so as to contrast the stress characteristics, analyze the structural deformation and economy efficiency under different rise-to-span ratios,and finally apply the comparison results to the whole structural analysis and design.The practice shows that the folded-plate truss structure of the canopy without column on platform in Suzhou Station is a feasible and novel structure form and has important application value on the innovation of building roof.

railway passenger station;canopy;structural design;folded-plate truss;shape coefficient of saw-tooth shaped roof

TU318

A

1004 -2954(2012)11 -0120 -06

2012 -07 -11

刘新佳(1975—),男,高级工程师,1997年毕业于武汉水利电力大学,工学学士,E-mail:88042679@qq.com。