( 2) 張弦桁架主要計算結果
張弦桁架在不利的恒、
活荷載作用下，豎向
撓度為144mm，約為跨度的1 /688； 在最不利風荷載作用下，向上反拱256mm，約為跨度的1 /387。張弦桁架最大支座滑移量為119mm。索最大拉力為4 603. 6kN，約為破斷力12 791 kN 的36% ，滿足規范要求［2］�？刂茝埾诣旒艿蔫旒芗�
撐桿部分鋼結構應力比均小于0. 85。
根據計算，選擇單向滑動支座參數如下： 豎向抗壓
承載力為2 500kN，水平抗剪承載力為250kN，
轉角要求0. 02rad，單向滑移± 150mm，支座采用PTFE滑板，
摩擦系數小于1%。
( 3) 支座節點分析
拉索端部支座節點的構造與受力均非常復雜，為保證張弦桁架端部節點的
強度、剛度，進行了端部節點
有限元分析，選用三維實體單元Solid45，對幾何模型進行網格劃分，分析結果見圖7。節點大部分區域的等效應力不超過130MPa，節點的承載力能滿足要求。
( 4) 混凝土屋蓋分析
將張弦桁架與混凝土屋蓋整體建模，考慮張弦桁架橫向滑移，分析屋蓋在溫度作用下的應力和
變形，計算結果見圖8，9。由圖可見，拱形屋蓋在溫度作用下的應力分布明顯不同于普通樓蓋； 混凝土屋蓋在溫差作用下，
拉應力基本可以控制在抗拉
強度標準值以下，對于應力較大部位，施工圖設計時適當增加了配筋。另外，實際施工時沿橫向設置了間距小于40m 的混凝土屋蓋分倉縫，以減小
收縮、徐變及溫度應力。
2. 5 屋蓋施工控制
為確保張拉過程中張弦桁架的穩定，避免相連
構件重量對各榀張弦桁架控制張拉力的影響，施工時兩榀為一個單元，同一單元的兩榀同時張拉，最后一榀在支撐胎架上設置側向限位單榀張拉并單獨給出控制張拉力。安裝時，端部縱向次桁架、檁條、系桿與山墻的連接方式為： 釋放
張弦梁跨度方向和豎向的位移，僅約束縱向水平位移。待屋面構件安裝并
混凝土澆筑完成后，再將端部縱向次桁架、檁條、系桿與山墻
固定連接。
3 大跨度樓蓋設計
3. 1 樓蓋體系
C 區建筑地上共2 層，其中1 層為大跨度展廳，2 層建筑功能為辦公。原設計擬采用跨度63m 的樓蓋，分析后發現存在兩個問題： 一是樓蓋用鋼量很大； 二是樓蓋豎向振動加速度較大。在不影響使用功能的條件下，樓蓋結構縱向跨度設為27m，橫向跨度為18m + 27m + 18m，雙向布置4m 高主桁架，縱向布置27m 跨度等高次桁架，橫向間距3m 布置9m跨鋼梁。中間柱采用
鋼管混凝土柱，與桁架
剛性連接，為釋放溫度應力，主桁架端部與輔助用房
鋼筋混凝土柱滑動連接。樓蓋平面及剖面布置見圖10。
3. 2 樓蓋豎向振動計算與TMD 減振設計為確保2 層辦公舒適度，對27m 跨區域在步行激勵下的響應采用ETABS 進行數值分析，計算時采用的步行荷載工況為國際橋梁及結構工程協會( IABSE) 所給定的連續步行激勵荷載模式，并且假設單人質量65kg，行進頻率假定為2. 15Hz，則相應的步行荷載如圖11所示。
樓蓋在上述步行激勵作用下豎向振動響應見圖12，可見，不能滿足樓蓋豎向振動較高標準舒適度要求。因此設計時在27m 跨間縱向次桁架跨中下弦處安裝調諧質量減振器( TMD) ，TMD 每個0. 625t，每跨安裝4 個，共計24 個，總質量15t［3］。增設TMD 前后樓蓋振動最大點的振動加速度計算值比較見圖12，可見，安裝TMD 后樓蓋振動加速度減小接近50% ，可以滿足辦公建筑樓蓋舒適度不大于0. 05m / s2 的要求。
致謝： 工程風洞試驗由北京大學完成，樓蓋振動測試及減振工程由隔而固( 青島) 振動控制有限公司實施，在此表示感謝。
參考文獻
［1 ］ 廈門會展中心三期工程風荷載風洞試驗報告［R］．北京： 北京大學，2010．
�。�2 ］ JGJ 257-2012 索結構技術規程［S］． 北京： 中國建筑工業出版社，2012．
�。�3 ］ 廈門國際會展中心大跨度
樓板振動測試報告及減振方案［R］． 青島： 隔而固( 青島) 振動控制有限公司，2011．4
上一頁123下一頁
電動天棚的特點：
1、每套系統使用兩臺同型號的FTS專用管狀電機和一個電子控制盒；
2、面料需具較大的抗拉強度，一般選用玻璃纖維+PVC陽光面料或其它高強度的纖維面料；
3、系統為單開模式，可做
