站臺有柱雨棚結構抗震性能化設計分析

房勝兵

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安　710043)

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站臺有柱雨棚結構抗震性能化設計分析

房勝兵

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司，西安710043)

通過對鐵路站臺有柱雨棚“Y”形鋼筋混凝土結構典型單元的抗震全過程分析，證明其按《建筑抗震設計規范》“兩階段設計”難以滿足“三性能水準”的設防目標，調整結構側向剛度來實現滿足抗震性能化設計的“兩階段設計”。既便于結構設計，又能保證結構在中震下的可修復性和罕遇地震作用下的安全性。

鐵路客站；站臺有柱雨棚；“Y”形結構；抗震性能化設計；抗震全過程分析

1　概述

當前，沿海高風壓、高腐蝕度地區客運專線以及以貨為主的中小型鐵路客站站臺有柱雨棚普遍采用“Y”形現澆鋼筋混凝土結構。該結構沿股道方向為超靜定結構，而垂直于股道方向為靜定結構。通常站臺有柱雨棚結構的抗震設計主要按照當前我國《建筑抗震設計規范》[1](以下稱《抗規》)規定的能力設計方法進行設計。

當前《抗規》主要采用“二階段設計”來實現“三性能水準”設防目標的抗震設計方法，即：第一階段通過承載力計算、內力調整措施和提高抗震構件設計可靠度水準來滿足“小震不壞，中震可修”的性能目標；通過概念設計和抗震構造措施來滿足“大震不倒”的性能目標，即：結構延性設計。該方法通過有意識地建立一系列塑性屈服區，以使結構能吸收和耗散大量的地震能量，因此該設計方法適用于抗震結構體系內部、外部具有較多贅余度的結構。但是“Y”形現澆鋼筋混凝土結構垂直于股道方向為靜定結構，其延性并不能被充分利用，若采用該方法對類似于“Y”形鋼筋混凝土靜定結構進行抗震設計，則結構在設防地震和罕遇地震作用下可能存在安全隱患。因此，需要根據結構屈服承載力和合理的延性設計，來實現結構在設防地震和罕遇地震作用下的抗震性能水準[2]。

我國《抗規》對結構在多遇地震作用下的反應控制指標較為完善，但對設防地震和罕遇地震作用下的結構反應控制指標不太明確。鑒于《抗規》“三性能水準”的設計目標就是一種基本的抗震性能化設計，因此參照《建筑地震破壞等級劃分標準》[3]中關于各類房屋地震破壞分級的劃分和《抗規》中關于結構抗震性能水準的描述，對有柱站臺雨棚結構的“三性能水準”進行定量分析，具體見表1。

表1　結構性能水準

注：Δμe為多遇地震作用下標準值產生的最大層間位移角；Δμp為罕遇地震作用下的彈塑性層間位移角。

關于房屋高度較低的非特別不規則結構的彈塑性分析，《抗規》和《高層建筑混凝土結構技術規程》(以下簡稱《高規》)[4]推薦較為準確的三維靜力彈塑性分析方法，即：push-over分析方法。

2　靜力彈塑性分析方法的基本要求

靜力彈塑性分析方法計算軟件易于掌握，對計算結果的工程判斷較彈塑性時程分析法容易，計算亦較省時。當前，關于靜力彈塑性分析方法基本原理詳細講述的文獻較多[5-6]，不再累述。靜力彈塑性分析方法的基本假定為：(1)假定結構的地震反應與某一等效的單自由度體系相關，也就是說結構的地震反應由第一階振型控制；(2)結構沿高度的變形形狀不變。盡管靜力彈塑性分析方法有其自身的缺陷和適用范圍，但是經大量試驗研究證明，實際的結構體系只要滿足上述的2個基本假定，push-over分析方法可以很準確地預測結構地震下的最大反應[7-8]。

本文研究的“Y”形雨棚結構典型單元的力學模型可直接簡化為單自由度結構體系，結構沿高度的變形形狀不變，因此完全符合采用push-over分析方法的相關假定要求。等效單自由度體系恢復力模型簡化為如圖1所示的三折線。

圖1　等效單自由度體系力-位移關系曲線

3　結構抗震全過程分析

3.1工程概況

采用的結構典型單元基于新建鐵路格爾木至庫爾勒線(青海段)花土溝站臺雨棚的工程背景。花土溝站臺雨棚采用現澆普通鋼筋混凝土結構，柱距為7.0 m，柱高為6.0 m，垂直于股道方向柱兩側對稱懸挑4.5 m，沿股道方向結構長度為35 m；圓柱直徑為600 mm，矩形變截面挑梁截面尺寸為300 mm×(850～400) mm，縱向屋蓋框梁截面尺寸為300 mm×500 mm，封邊梁截面尺寸為250 mm×800 mm(上翻400 mm)，屋蓋板厚為130 mm；混凝土強度等級均為C35，梁、柱縱筋強度等級為HRB400級，箍筋強度等級為HPB300。

本工程設防烈度為7度，設防地震峰值加速度為0.15g，多遇水平地震影響系數為0.12，場地類別為Ⅱ類，設計地震分組為第三組，場地特征周期值為0.45 s[9]；結構安全等級為一級，設計基準期為50年，設計使用年限為50年，抗震設防類別為丙類，抗震等級為三級；屋面活荷載為0.50 kN/m2；基本風壓為0.65 kN/m2(100年一遇)，地面粗糙度為B類；基本雪壓為0.25 kN/m2(100年一遇)，具體布置見圖2，圖3。

圖2　結構典型單元平面布置(單位：mm)

圖3　1-1剖面(單位：mm)

3.2多遇地震作用下結構計算

本文分別采用SATWE(2010 V2.2版)和Midas Gen(Ver.795)軟件計算站臺雨棚結構典型單元在多遇地震作用下的反應。

在結構計算時，考慮2個方向偶然偏心的影響，結構重要性系數取1.1，結構自振周期的折減系數取為1.0，振型參與質量不小于總質量的90%，計入重力二階效應的影響。

設計荷載是結構分析的重要依據，取值是否合理將直接影響到結構的安全性和經濟性。工程中考慮的荷載含永久荷載：屋面自重、結構自重、屋面板底抹灰等；可變荷載：屋面活載、雪荷載、風荷載等；地震作用：水平和豎向地震作用[10]。

荷載組合主要考慮了上述各項荷載工況，同時參考了相關實際工程[11-13]，主要基本組合工況如下。

工況1：1.35×永久荷載+1.4×0.7×屋面活載

工況2：1.35×永久荷載+1.4×0.6×風荷載+1.4×0.7×雪荷載

工況3：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×水平地震

工況4：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×豎向地震

工況5：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×水平地震+1.4×0.2×風荷載

工況6：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×豎向地震+1.4×0.2×風荷載

工況7：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×水平地震+0.5×豎向地震+1.4×0.2×風荷載；

工況8：1.2×(永久荷載+0.5×雪荷載)+1.3×豎向地震+0.5×水平地震+1.4×0.2×風荷載

采用上述2種軟件對結構典型單元多遇地震作用下的計算結果基本一致，結構2個方向最大彈性層間位移角均小于1/550，最大扭轉位移比為1.18<1.5，結構在3個方向的質量參與系數均大于0.90。由此可見，計算結果滿足《抗規》中關于框架結構在多遇地震作用下各項控制指標的要求，具體計算結果見表2。

表2　結構整體計算結果

3.3設防地震作用下結構驗算

結構在設防地震作用下的量化控制指標參考《建筑地震破壞等級劃分標準》(建設部90建抗字377號)對結構地震破壞分級的標準，即：對不需修理或稍加修理，仍可繼續使用的結構變形參數的參考值為(1.5～2)Δμe，Δμe在本文中相當于柱頂控制點位移值為10.9 mm。

結構典型單元按多遇地震作用下SATWE的計算結果配筋，經Push-over分析，在性能點處基底剪力V=101.6 kN，該值小于按材料標準值計算的抗剪承載力243.9 kN[14](該值計算時忽略對柱抗剪承載力有利的軸向壓力因素)，柱頂控制點位移S=22.61 mm>10.9 mm×2=21.8 mm，構件出現輕微塑性變形，但達不到屈服狀態，具體見圖4。總體上來講，結構承載力滿足設計要求，但結構的層間位移已不能滿足第二性能水準的要求，需要適當增大結構側向剛度。

圖4　設防地震作用下柱頂位移計算結果(單位：mm)

3.4罕遇地震作用下結構彈塑性分析

雨棚結構典型單元中梁、柱構件均采用常規P-M-M鉸。罕遇地震作用下彈塑性層間位移限值為H/50，在本文中相當于柱頂控制點位移值為120 mm。結構典型單元按多遇地震作用下SATWE的計算結果配筋，經Push-over分析，在性能點處基底剪力V=213.7.8 kN，該值小于按材料標準值計算的抗剪承載力243.9 kN，柱頂控制點位移S=85.1 mm<120 mm×0.9=108 mm。從數據上看，結構設計滿足罕遇地震作用下的性能水準要求，但是從抗震概念設計上來看，結構單元兩端柱構件底部已產生塑性鉸，可能會造成連續倒塌，具體見圖5。因此本結構需要提高豎向構件承載力，以滿足罕遇地震作用下的抗震性能水準要求。

圖5　罕遇地震作用下柱頂位移計算結果(單位：mm)

4　結構構件設計的調整

由于雨棚結構典型單元不能滿足設防地震作用下的剛度要求和罕遇地震作用下強度要求，因此將柱構件截面直徑從600 mm調整至650 mm，結構整體側向剛度控制值增加31.7%。結構典型單元按多遇地震作用下SATWE的計算結果配筋，經Push-over分析，設防地震作用下性能點處基底剪力V=126.6 kN，該值小于按材料標準值計算的抗剪承載力286.3 kN(該值計算時忽略對柱抗剪承載力有利的軸向壓力因素)，柱頂控制點位移S=18.66 mm<6 000/550×2=21.8 mm，構件均未屈服，見圖6。罕遇地震作用下，性能點處基底剪力V=264.4 kN，該值小于按材料標準值計算的抗剪承載力286.3 kN，柱頂控制點位移S=65.72 mm<120 mm×0.9=108 mm，構件均未屈服，見圖7。

圖6　調整后設防地震作用下柱頂位移計算結果(單位：mm)

圖7　調整后罕遇地震作用下柱頂位移計算結果(單位：mm)

可見增大結構側向剛度控制值可有效滿足結構抗震性能化設計要求。為便于此類結構按照《抗規》進行“兩階段設計”，根據前述結構抗震設計分析和調整方法，列出不同設防烈度下該結構側向剛度控制值需放大的比例，并給出相應多遇地震作用下的彈性層間位移角建議值，具體見表3。考慮到設防烈度為6度時，一般地震作用不是結構設計的控制作用；設防烈度為9度時，此類結構應用較少，故本文均未考慮。

表3　結構側向剛度控制值放大比例

結構自振周期T僅由結構質量和側向剛度確定[15]，且其介于場地特征周期Tg與5Tg之間，故隨著設防烈度的提高，地震影響系數增大，結構質量基本不變時的結構剛度需求增大，自振周期縮短，從而導致地震作用放大幅度增大，故滿足抗震性能化設計時的“兩階段設計”的側向剛度控制值增加比例亦增大。

5　結論

通過對花土溝站臺雨棚“Y”形現澆鋼筋混凝土結構典型單元的抗震性能化設計分析，以及對此結構滿足抗震性能化設計時的“兩階段設計”的規律的總結，具體結論如下。

(1)建筑結構的抗震性能化設計，需要立足于承載力和變形能力的綜合考慮。性能設計目標往往側重于通過提高承載力推遲結構進入塑性工作階段并減少塑性變形，但文中所述雨棚結構還需要同時提高其側向剛度以滿足變形的要求。

(2)為了便于此類結構按照《抗規》進行“兩階段設計”，文中列出其在不同設防烈度下滿足抗震性能化設計時，側向剛度控制值需提高的比例和多遇地震作用下彈性層間位移角限值建議值。

(3)滿足結構抗震性能化設計時的“兩階段設計”的結構側向剛度控制值增加比例隨著設防烈度的增加而增大。

[1]中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB50011—2010建筑抗震設計規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2010：284-288.

[2]白紹良，李剛強.李英民，等.從R-μ-T關系研究成果看我國鋼筋混凝土結構的抗震措施[J].地震工程與工程震動，2006，26(5):144-151.

[3]中華人民共和國建設部.建筑地震破壞等級劃分標準[S].北京：中國建筑工業出版社，1990.

[4]中華人民共和國住房和城鄉建設部.JGJ3—2010高層建筑混凝土結構設計規程[S].北京：中國建筑工業出版社，2010：25-28.

[5]扶長生，張小勇.推覆分析的原理及實施[J].建筑結構，2012，42(11):1-10.

[6]汪大綏，賀軍利，張鳳新.靜力彈塑性分析(Pushover Analysis)的基本原理和計算實例[J].世界地震工程，2004，20(1):45-53.

[7]楊溥，李東，李英民，等.抗震結構靜力彈塑性分析(push-over)方法的研究進展[J].重慶建筑大學學報，2000，22(5):87-92.

[8]楊溥，李英民，王亞勇，等.結構靜力彈塑性分析(push-over)方法的改進[J].建筑結構學報，2000，21(1):44-51.

[9]中鐵第一勘察設計院集團有限公司.花土溝車站房建巖土工程勘察報告[R].西安：中鐵第一勘察設計院集團有限公司，2015.

[10]中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB50011—2010建筑結構荷載規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2012：8-22.

[11]蔡玉軍.呼和浩特東站站臺雨棚結構設計與分析[J].鐵道標準設計，2013(4)：101-104.

[12]孫建龍.大跨度半剛性站臺雨棚結構設計與分析[J].鐵道標準設計，2013(6)：127-130.

[13]閆曉鳴.包頭站站臺雨棚結構設計與研究[J].鐵道標準設計，2014(4)：110-114.

[14]中華人民共和國住房和城鄉建設部.GB50010—2010混凝土結構設計規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2010：60-61.

[15]閻紅霞，楊慶山，秦敬偉，等.各國規范中RC框架自振周期的對比與探討[J].振動與沖擊，2012，31(11):108-113.

Performance-based Seismic Design and Analysis of Platform with Column Canopy Structure

FANG Sheng-bing

(China Railway First Survey & Design Institute Group Co.，Ltd.，Xi’an 710043，China)

Through the seismic analysis of a typical column “Y” shaped reinforced concrete structure unit，it is proved that the “two stage design” following Specifications for Structure Seismic Design can hardly meet the “three performance level” goal，and adjusting the lateral stiffness of the structure can meet seismic performance-based design of “two stage design”，which is advantageous for structure design，and can guarantee the reparability of the structure under medium earthquake and safety under severe earthquake.

Railway passenger station; Platform canopy; “Y” shaped structure; Performance-based seismic design; Seismic analysis of whole process

2016-03-03；

2016-04-04

房勝兵(1983—)，男，工程師，2011年畢業于重慶大學結構工程專業，工學碩士，E-mail：158386458@qq.com。

1004-2954(2016)10-0098-04

TU2481

A

10.13238/j.issn.1004-2954.2016.10.022