孟文清，申兆緯，張亞鵬

(河北工程大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 邯鄲 056038)

近十幾年來，各國建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域在進(jìn)行工程結(jié)構(gòu)設(shè)計時一般采用固定端或不動鉸計算假定，忽略地基基礎(chǔ)對上部結(jié)構(gòu)的影響[1-3]?，F(xiàn)目前在結(jié)構(gòu)設(shè)計時將上部結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)剛度相結(jié)合的較精細(xì)化分析方法缺乏較深入的研究，邸博等對各向基礎(chǔ)剛度對高層建筑結(jié)構(gòu)性能的影響規(guī)律進(jìn)行了深入的探究[5-7]，但在大跨管桁架鋼結(jié)構(gòu)方面的結(jié)構(gòu)設(shè)計中對考慮基礎(chǔ)剛度的設(shè)計有待研究。本文以骨架支承式膜結(jié)構(gòu)煤棚的鋼結(jié)構(gòu)部分為算例，研究選取不同支承條件和考慮基礎(chǔ)剛度與否對大跨鋼結(jié)構(gòu)模型的自振周期、振型、支座反力、桿件內(nèi)力和結(jié)構(gòu)位移等進(jìn)行對比和分析討論。

1 工程概況

邯鄲市孫莊洗選廠現(xiàn)有露天式儲煤場面積約7000m2，儲煤場呈南北布置，南北長86m，東西寬80m。現(xiàn)場情況較為復(fù)雜，給前期的方案設(shè)計帶來了不小的難題。經(jīng)過現(xiàn)場實際勘察測量與方案比選，最終選定采用骨架支承式膜結(jié)構(gòu)作為封閉式儲煤棚的首選方案。煤棚管桁架結(jié)構(gòu)三維模型如圖1所示。

圖1 煤棚管桁架結(jié)構(gòu)三維模型示意圖

建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計使用年限為50a，安全等級為二級，抗震設(shè)防類別為乙類，抗震設(shè)防烈度為7度，設(shè)計地震基本加速度為0.15g，設(shè)計地震分組為第二組，場地類別為Ⅱ類，設(shè)計特征周期為0.35s[8]。結(jié)構(gòu)考慮以下荷載(或作用)：恒荷載(膜的自重)取0.03kN/m2；活荷載標(biāo)準(zhǔn)值取0.35kN/m2；基本雪壓0.4kN/m2；風(fēng)荷載基本風(fēng)壓取0.45kN/m2，地面粗糙度類別B類，風(fēng)荷載考慮四種不同的風(fēng)向，共四種工況。

為了分析不同工況下結(jié)構(gòu)構(gòu)件的最不利反應(yīng)，主要選取了以下五種荷載工況組合，由于屋面基本雪壓大于屋面活荷載，根據(jù)荷載規(guī)范取兩者的較大值，即取基本雪壓工況參與荷載組合[9，10]。在SAP2000，定義質(zhì)量源為結(jié)構(gòu)自重。大跨管桁架結(jié)構(gòu)的阻尼比參考鋼框架結(jié)構(gòu)取為0.02[11，12]。

2 基礎(chǔ)剛度計算

根據(jù)地質(zhì)勘察有限公司提供的《巖土工程勘察報告》中的數(shù)據(jù)，場地16.5m內(nèi)估算土體等效剪切波速250m/s>Vse>150m/s，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011—2010)[8]第4.1.6條判定場地土的類別為中軟土，場地類別為Ⅱ類；土體泊松比υ=0.4，平均重度γs=18.3kN/m3。

3 研究內(nèi)容與結(jié)果分析

3.1 模型建立

建立了大跨管桁架結(jié)構(gòu)模型，并通過采用不同邊界條件，分別建立Model-1—Model-7，如圖2所示。其彈性支承剛度計算見表1。

圖2 各模型邊界條件示意圖

表1 基礎(chǔ)剛度計算公式

注：B為二分之一基礎(chǔ)底面寬度；L為二分之一基礎(chǔ)底面長度；D為基礎(chǔ)埋置深度；dw為基礎(chǔ)側(cè)壁與土體的有效接觸高度，m；zw為基礎(chǔ)側(cè)壁有效接觸高度中心到地表距離；Aw為基礎(chǔ)側(cè)壁與土體的有效接觸面積，可按Aw=2dw(L+B)計算。

3.2 結(jié)果分析與對比

3.2.1 周期與振型

模態(tài)分析時采用特征向量法，選取各模型的前30階振型，以滿足目標(biāo)動力參與系數(shù)達(dá)到90%的要求。Model-1—Model-7的前5階自振周期比較情況見表2。不同邊界條件對結(jié)構(gòu)自振周期變化比例影響趨勢如圖3所示。

表2 不同邊界條件下結(jié)構(gòu)自振周期表

圖3 不同邊界條件對結(jié)構(gòu)自振周期變化比例影響趨勢圖

由表2和圖3可以看出：①下部支承條件不同對結(jié)構(gòu)自振周期變化率的影響主要集中在前五階自振周期上；②不同邊界條件下的各模型前三階振型規(guī)律一致，分別為沿Y方向的平動、沿Z方向的平動和沿X方向的平動；③相同結(jié)構(gòu)支承形式(三肢落地或兩肢落地)下，其周期分布規(guī)律一致，數(shù)值比較接近，在相同結(jié)構(gòu)邊界形式下，考慮基礎(chǔ)剛度的模型其周期略大，這主要是因為上部大跨管桁架結(jié)構(gòu)體量相對于基礎(chǔ)要大得多，多數(shù)振型模態(tài)由上部結(jié)構(gòu)控制[14-16]；④相同結(jié)構(gòu)邊界條件(固端、鉸接、彈性支承)下，結(jié)構(gòu)支承形式不同對結(jié)構(gòu)自振周期影響頗大；④Model-3高階振型階數(shù)的自振周期相對于Model-1和Model-2來說，出現(xiàn)較大的波動，其結(jié)構(gòu)自振特性較復(fù)雜，其地基基礎(chǔ)對上部結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不應(yīng)忽視。

3.2.2 支座反力對比

提取各模型的支座反力，并從中選取其代表性支座節(jié)點，如圖4、圖5所示，對比結(jié)果見表3，其數(shù)值為荷載組合包絡(luò)值。

三肢落地支座反力對比如圖6所示，從三肢落地模型Model-1—Model-4支座反力代表值可以看出：不考慮基礎(chǔ)剛度的模型結(jié)果與考慮基礎(chǔ)剛度的模型結(jié)果相差較大，其趨勢為：隨邊界條件的減弱，其支座反力也隨之減少。尤其是支座1，考慮水平及豎向基礎(chǔ)剛度的Model-4支座反力Fz與不考慮基礎(chǔ)剛度的Model-1支座反力Fz相差-41%，這說明基礎(chǔ)剛度對三肢落地模型的支反力影響較大。

圖4 三肢落地支座反力代表性點

圖5 兩肢落地支座反力代表性點

表3三肢落地支座反力對比 kN

從兩肢落地模型Model-5—7支座反力代表值可知：Model-5—7支座反力代表值計算結(jié)果較為接近;在荷載組合包絡(luò)下，各兩肢落地模型支座5的X向支座反力變化略大，最大相差14.4%。由表4及圖7可知，考慮基礎(chǔ)剛度條件下，邊界約束較弱的模型邊界約束不會減弱過多，基礎(chǔ)剛度對兩肢落地模型的支反力影響較小。

圖6 三肢落地支座反力對比圖

圖7 兩肢落地支座反力對比圖

表4 兩肢落地支座反力對比 kN

3.2.3 桿件內(nèi)力對比

荷載包絡(luò)組合下，三肢落地模型和兩肢落地模型中的單元軸拉力最大值出現(xiàn)位置不同。三肢落地模型Model-1—4單元軸拉/壓力最大值均出現(xiàn)在模型中間最大跨拱桁架邊肢上弦下部(如圖8所示)；兩肢落地模型Model-5—7單元軸拉、壓力最大值均出現(xiàn)在模型中間最大跨拱榀架拱上弦邊緣(如圖9所示)。

圖8 三肢落地模型最大跨立面圖

圖9 兩肢落地模型最大跨立面圖

表5 Model-1—7軸/壓力最大值 kN

從圖8、圖9和表5可以看出：三肢落地模型與兩肢落地模型其桿件內(nèi)力分布規(guī)律發(fā)生改變。三肢落地模型Model-1—4隨邊界約束的減弱，其桿件內(nèi)力最大值隨之減小，最大相差14%；兩肢落地模型Model-5—7隨邊界約束的減弱，其桿件內(nèi)力最大值幾乎無變化，最大相差1%。

3.2.4 結(jié)構(gòu)位移對比

Model-1—4大跨空間管桁架結(jié)構(gòu)部分X、Y、Z方向的位移分布規(guī)律一致，X向位移最大值發(fā)生在結(jié)構(gòu)最大跨跨中；在Y向位移最大值發(fā)生在拱架邊緣下；Z向位移最大處發(fā)生在結(jié)構(gòu)最大跨跨中(如圖10所示)。Model-5—7大跨空間管桁架結(jié)構(gòu)部分X、Y、Z方向的位移分布規(guī)律相同，X向位移最大值發(fā)生在結(jié)構(gòu)最大跨跨中；在Y向位移最大值發(fā)生在拱架邊緣下弦；Z向位移最大處發(fā)生在結(jié)構(gòu)最大跨跨中(如圖11所示)。X、Y向荷載包絡(luò)組合下位移最大值對比見表6。

圖10 三肢落地模型最大跨立面圖

圖11 兩肢落地模型最大跨立面圖

表6 結(jié)構(gòu)X、Y、Z向位移最大值對比 mm

由圖11、圖12及表5可知，三肢落地模型與兩肢落地模型在所選取的代表點位置處的X、Y、Z向位移值均不相同，且大小變化規(guī)律也相異。這表明整體模型的位移變化主要表現(xiàn)在結(jié)構(gòu)不同的支承形式，對邊界條件改變不敏感。

采用各模型荷載組合包絡(luò)值，進(jìn)行正常使用極限狀態(tài)下的構(gòu)件撓度。根據(jù)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50017—2017)表B.2.4-1，非抗震組合時大跨度鋼拱架跨中區(qū)域容許撓度值為1/400短向跨度。對于短向跨度為85842mm的拱桁架，跨中撓度為139.5mm<85842mm/400=214.6mm，滿足GB 50017—2017要求。

4 結(jié) 論

本文以儲煤棚工程為背景，以大跨骨架支承式膜結(jié)構(gòu)鋼結(jié)構(gòu)部分為研究對象，對比考慮基礎(chǔ)剛度與否與不同的支承形式模型計算結(jié)果發(fā)現(xiàn)：由于支承形式和邊界條件的不同在自振周期、振型、支座反力、桿件內(nèi)力、結(jié)構(gòu)位移等存在差異。根據(jù)該模型的計算結(jié)果可以得到以下的結(jié)論：

1)相對于考慮柱底邊界條件不同對上部鋼結(jié)構(gòu)的影響，其支承形式的不同對上部鋼結(jié)構(gòu)的受力性能影響更加明顯。

2)選擇三肢落地支承形式時，基礎(chǔ)剛度對結(jié)構(gòu)受力性能影響較大，建議對一些工程精度要求較高及較復(fù)雜的管桁架結(jié)構(gòu)工程考慮基礎(chǔ)剛度的影響。

3)選擇兩肢落地支承形式時，邊界條件改變和基礎(chǔ)剛度對結(jié)構(gòu)受力性能影響不明顯；邊界條件為剛支時，邊界點處應(yīng)力分布復(fù)雜?？紤]兩肢落地模型時，邊界條件建議選用鉸接。

4)由于大跨管桁架結(jié)構(gòu)較柔，阻尼比較小，在動力荷載作用下容易發(fā)生較大的振動，且大跨管桁架結(jié)構(gòu)魯棒性較弱，因而可以考慮多角度的地震作用和抗連續(xù)倒塌分析，計算結(jié)果會更加全面。