鲁南高铁临沂北站站房结构设计与分析

2021-04-15金卫明曹学锋王鹏飞阮楚烘

建筑结构 2021年6期

金卫明，陆俊，唐伟，曹学锋，王鹏飞，阮楚烘

(杭州中联筑境建筑设计有限公司，杭州 310011)

1 工程概况

鲁南高铁临沂北站位于山东省临沂市白沙埠镇，是鲁南高速铁路重要的枢纽站。鲁南高速铁路是国家“八纵八横”高速铁路网的重要连接通道，是山东省“四纵六横”高铁网络的重要组成部分，也是山东省有史以来建设里程最长、投资规模最大、建设条件最复杂、惠及人口最多的铁路项目。本工程已完成施工并通车运营，站房实景照片见图1。

图1 站房实景照片

鲁南高铁临沂北站站房设计范围包括高铁站房和站台雨棚两部分内容，地铁、高速正线桥及高架落客车道不在设计范围之内。站房建筑面积为76 000m2(其中含预留京沪场38 000m2)，采用跨线式候车站房，以上进下出的方式组织进出站流线。站房主体上部3层，局部4层，地下1层。

站房平面尺寸约237m×364m，呈“工”字形。考虑分期建设，沿顺轨向在平面中部设通高的防震缝。站房由下往上包括出站层(标高-13.900m)、广场层(标高-7.050m)、承轨层(标高-2.700m)、站台层(标高±0.000m)、高架候车层(标高9.600m)、商业夹层(标高18.000m)，站房顺轨向剖面图见图2。站房候车大厅屋顶屋脊线标高约为30.950m，屋顶钢结构最大跨度约为83m，主入口桁架最大悬挑长度约为40m。

图2 站房顺轨向剖面图

本工程为“桥-建”合一结构体系，承轨层及以下部位结构设计应同时满足铁路桥梁与民用建筑相关设计规范的要求，上部结构应满足民用建筑相关设计规范的要求。站房安全等级为一级，结构重要性系数为1.1。站房承轨层及以下部分设计基准期为100年,其他为50年,站房耐久性设计使用年限为100年[1]。站房结构的抗震设防烈度为8度，基本地震加速度值为0.2g，特征周期为0.40s，设计地震分组为第二组[2]；场地类别为Ⅱ类，抗震设防类别为重点设防类(乙类)。

站房主体结构为框架结构，城市通廊、承轨层采用箱形钢管叠合柱-混凝土梁框架结构，候车层采用箱形钢管叠合柱-型钢混凝土梁框架结构，商业夹层采用箱形钢管混凝土柱-钢梁框架结构，屋盖为空间钢桁架结构。

2.1 与地铁层相关的桩基础和出站层底板

出站层地面结构标高-13.900m，与预留地铁层顶板平齐。

(1)桩基设计

本工程场地上覆第四系全新统人工填土(Q4ml)，接着为冲洪积(Q4al+pl)粉质黏土，第三层为中砂层(Q4al+pl)；下伏基岩为下第三系古新统卞桥组(E1gb)砂质泥岩，由上到下分别为全风化泥岩层(W4)、强风化泥岩层(W3)、弱风化泥岩层(W2)。

桩基采用泥浆护壁钻孔灌注桩，桩端持力层为弱风化泥岩层(W2)。建筑桩基设计等级为甲级。主要桩直径为1.2m，桩抗压承载力特征值为11 000kN，抗拔承载力特征值为3 500kN，桩长为50m。

预留地铁层下共建桩基设计时，先按站房柱底反力布置桩基础。设计完成后，进行整体模型分析，通过假设站房桩和地铁抗拔桩刚度，验算在最低地下水位情况下，抗拔桩承担的桩顶不利抗压力和在最高抗浮水位下，站房桩承担的不利抗拔力，并复核抗拔桩和站房桩的承载力和桩身强度。

(2)出站层底板设计

出站层地下室底板宽为240m，一期长为200m，以地铁侧壁为边界，地铁范围外出站层底板采用桩承台加防水板形式，板厚为1 000mm。出站层底板通过设置2m宽膨胀加强带来减小底板的收缩变形。具体位置为底板与与地铁顶板边界处、一二期分缝处、承轨层与站房边界处，其余位置设置连续式膨胀加强带。

2.2 承轨层设计

轨道线路分为正线和到发线，正线桥与承轨层结构设缝脱开。承轨层结构分别按民用建筑相关设计规范要求的概率极限状态法和铁路桥梁规范要求的容许应力法进行设计。顺轨向主要柱间跨度为20.7m，垂轨向主要柱间跨度为14.5，7.5m。经过对钢框架结构、预应力混凝土框架结构、型钢混凝土框架结构等多方案比较，从造价、施工难易、后期维护等方面考虑，承轨层结构采用钢筋混凝土柱(上部共用柱采用箱形钢管叠合柱)+钢筋混凝土梁+钢筋混凝土楼板结构体系。

2.3 候车层设计

顺轨向主要柱间跨度为20.7m，垂轨向主要柱间跨度为22.0,11.5m。候车层主体结构是采用型钢混凝土框架结构，次梁采用双向布置的纯混凝土梁，候车层典型结构平面布置图见图3，图中粗虚线部分表示钢骨梁，钢骨截面为H1 500×300×40×40，次梁截面均为500×1 800，板厚为150mm。

图3 候车层典型结构平面布置图

2.4 商业夹层设计

商业夹层层高8.4m，位于候车层的两侧，是跨度为83.0m拱桁架的支点，结合下部候车层的柱网，布置了左右对称的两对三角撑(图4)，使得上部屋盖拱桁架的巨大水平力可以通过三角撑直接传递到候车层柱上。考虑到三角撑的平面内刚度较大，三角撑及其余的候车层柱采用箱形钢管混凝土柱，加强斜撑框架的平面外刚度。商业夹层楼面采用双向箱形框架梁(H1 500×500×30×40)+单向H形次梁(H1 350×500×30×40)形式，楼板采用钢筋桁架楼承板，板厚为150mm。

图4 屋盖腹部桁架形式

屋盖钢结构分为腹部大跨度拱桁架(简称大拱架)+主入口大悬挑桁架两部分。腹部为中间跨度为83.0m的大拱架，两侧商业夹层屋盖桁架支承在大拱架上，并连为一体。大拱架均采用倒三角形桁架形式(图4)。大拱架支座处三根弦杆交于一点，通过铸钢件连成一体，大拱架通过专用球铰支座搁置在商业夹层的斜撑框架顶部。大拱架设置平面桁架式檩条，在柱子处设置三角形联系桁架，加强腹部桁架平面外抗侧刚度。桁架式檩条上弦、下弦杆通过横向连杆拉接，增加平面桁架上、下弦的平面外稳定性。大拱架两端支座处结合内部装饰造型，在大拱架曲面上设置拱形网格支撑。大拱架中部，除了平面桁架式檩条、上下弦连杆，还在大拱架上弦层设置满布斜撑，增强大拱架的平面外刚度，增强整体屋盖钢结构的面内刚度。

主入口大悬挑桁架上表面以屋盖骨架下皮为控制面，下表面以室内吊顶龙骨上皮为控制面，以双向平面桁架作为基本形式。主入口内侧桁架最大跨度101.50m，最大悬挑尺寸接近40m，主入口大悬挑桁架轴测图见图5，6。主入口大悬挑桁架仅设10个支承点，主入口内侧桁架两端设4个支承点，主入口中间设4个通高的倒锥形斜柱(图7)，两侧各设一个巨型桁架支座(图8)。

图5 主入口大悬挑桁架轴测图

图6 主入口内侧桁架轴测图

图7 主入口关键桁架轴测图

图8 主入口两侧巨型桁架支座

3 结构设计分析与计算

3.1 分析与计算程序及整体模型

采用YJK(1.8.3版)进行结构整体分析和下部混凝土结构的设计。采用3D3S(V13版)进行商业夹层及屋顶钢结构分析和设计；采用MIDAS Gen2016(V8.55)进行整体结构复核及罕遇地震作用下结构动力弹塑性分析。站房主体结构整体计算模型见图9。采用ABAQUS6.14有限元软件对结构设计关键节点进行有限元分析。

图9 站房主体结构整体计算模型

3.2 荷载及组合

荷载取值如下：1)竖向活荷载按《建筑结构荷载规范》(GB 50009—2012)[3](简称荷载规范)及《高速铁路设计规范》(TB 10621—2014J 1942—2014)[4]进行取值。2)基本风压取0.45kN/m2(按100年一遇取值)；地面粗糙度为B类。同时根据《临沂北站风洞测压试验报告》[5]，对风荷载进行包络取值。3)基本雪压取0.45kN/m2(按100年一遇取值)。4)抗震设防烈度为8度，相关参数见第1节。同时根据《新建鲁南高速铁路临沂北站工程场地地震安全性评价报告》[6]对水平地震影响系数进行调整，由0.16提高到0.189。考虑到屋盖结构的竖向刚度较弱，在对整体结构进行水平抗震验算的同时，进行竖向抗震验算。5)根据文献[3]，临沂市的平均最高气温为35℃，平均最低气温为-10℃；根据地勘报告，临沂市极端高温为41.4℃，极端低温为-16.6℃，要求结构合拢环境温度为10～15℃。结构设计中温度作用取值如下：钢结构屋盖,正温度差ΔT=32℃，负温度差ΔT=-32℃；普通楼层，正温度差ΔT=25℃，负温度差ΔT=-25℃；地下楼层，正温度差ΔT=13℃，负温度差ΔT=-13℃。6)站房设计承轨层时，按文献[4]，取铁路运行的等效活载，同时对承轨层及上部结构按荷载规范进行荷载组合。

3.3 站房整体弹性计算结果

对站房主体结构采用YJK软件进行建模分析，空间耦联周期及振动结果见表1，站房最大层间位移角结果见表2，恒荷载+活荷载作用下的挠度结果见表3。由表1～3可看出，计算结果均满足规范的要求。MIDAS Gen软件计算结果与上述结果基本一致，此处不再列出MIDAS Gen计算结果。

空间耦联周期及振动表1

站房最大层间位移角表2

恒荷载+活荷载作用下的挠度表3

3.4 性能化设计

本工程主体结构整体抗震性能设计目标设置为C级，各部位构件需满足的抗震性能水准要求见表4。

各部位构件满足的抗震性能水准要求表4

3.5 结构专项分析

3.5.1 风致振动力响应分析

本工程屋盖结构为大跨度空间结构，造型复杂新颖，主入口处存在大悬挑结构。结构在荷载作用下变形较大，对风荷载作用敏感。为了对风荷载进行准确计算，对鲁南高铁临沂北站站房和雨棚整体模型进行了风洞试验及风致振动力响应分析[5]。

根据风洞报告显示，屋盖中间区域的负风压区体型系数为-0.75～-0.37。与荷载规范不同，屋盖中间区域也存在正风压区，风压体型系数为0.15～0.6。屋盖周围负风压较大，负风压区体型系数为-2.35～-0.73。

有了屋盖上风压布置图，再结合整体计算模型中的各个节点的质量和加速度值，可推导出各个节点的风振系数。通过程序自动处理，可自动将屋盖结构上各个风向下各个节点的风荷载标准值赋予到结构计算软件中，进行风荷载的组合计算。

为节省模型计算时间，提高设计效率。在风荷载计算时，首先按荷载规范的体型系数、高度变化系数及风振系数(预估值2.0)计算得到的风荷载分布值，对结构进行初步设计。后根据风洞报告生成的各个风向下的风荷载布置工况，对结构进行包络设计。

3.5.2 主入口大悬挑桁架的抗连续倒塌能力分析

主入口大悬挑桁架，两侧桁架落点间距96.3m，中间布置了4根倒锥形斜钢管柱，桁架悬挑跨度由柱顶计算达39.5m，从柱底计算悬挑跨度为50.5m。所以斜柱是悬挑桁架非常重要的支承点。另外斜柱位于高架落客平台的站房主入口处，很容易遭受意外荷载，如汽车撞击、炸弹袭击、火灾，从而引发斜柱脚失效。故对主入口大悬挑桁架的抗连续倒塌能力分析非常有必要。

根据《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ 3—2010)[7]第3.12.4条规定，本工程采用拆除构件法，拆除主入口中部一根倒锥形斜柱，相应荷载效应组合Sd=ηd(1.0恒荷载+0.3活荷载)+0.2风荷载。与拆除柱相连的桁架及外侧的悬挑桁架部分，竖向荷载动力系数ηd取2.0，其余部分取1.0。屋盖活荷载考虑有部分活荷载为吊挂荷载和马道的骨架荷载，活荷载准永久系数近似取0.3。主入口中部柱拆除后，主入口大悬挑桁架竖向位移见图10，悬挑端最大竖向位移为275mm，满足挠跨比1/125的要求。主入口中部柱拆除后，主入口桁架超应力杆件见图11，在相邻柱附近以及拆除柱的顶部出现了部分腹杆屈服，应力比在1.0～1.5之间，不会造成相关桁架的倒塌，可知原设计中的主入口大拱架整体性能较好，结构的冗余度较高，有较强的抗倒塌能力。

图10 主入口中部柱拆除后，主入口大悬挑桁架竖向位移/mm

图11 主入口中部柱拆除后，主入口大悬挑桁架超应力杆件

3.5.3 节点设计

本工程结构构件形式多样，结构体系新颖，屋盖钢结构造型复杂多变。这要求有不同的节点形式去实现各种构件间完美地、安全地、可靠地连接。

(1)箱形钢管叠合柱与型钢混凝土梁的连接

型钢混凝土梁的纵筋与箱形钢管叠合柱相交时，通过与连接板或者与1∶6变坡的梁钢骨翼缘焊接进行连接。当叠合柱上下变截面时，节点处的钢筋排布尤为复杂。节点处下柱钢筋、上柱钢筋以及节点四周的型钢混凝土梁钢筋，应统一排布，所有钢筋的间距必须确定，以免相互交错。候车层两侧存在带斜撑的箱形钢管叠合柱与型钢混凝土梁连接的节点，作为屋盖大拱架重要支撑点，存在较大的水平力，对此节点进行了专门弹塑性有限元分析[8]，分析结果满足规范要求，且具有一定的安全度。

(2)铸钢支座

本铸钢件材料弹性模量E=2.06×105N/mm2，切线模量取6 100N/mm2，泊松比μ=0.3[9]，设计强度为230MPa，屈服强度取300MPa。在大拱架支座处，3根弦杆交于一点，且相交角度较小，采用铸钢支座有利于减小施工难度和提高结构的可靠度,大拱架铸钢支座在大震作用下的应力云图见图12。

图12 大拱架铸钢支座在大震作用下的应力云图/MPa

主入口桁架落地处，屋盖桁架与站房主入口处幕墙桁架交于一点，单节点相交杆件数达到10根，采用铸钢件有效地避免了集中焊缝，实现各杆件之间的平滑过渡。另通过在主管根部设置纵向连接的竹节型加强环，有效增强主管的根部强度，节点分析模型见图13，主入口桁架大铸钢支座大震作用下的应力云图见图14。从图12,14可知，大拱架铸钢支座和主入口桁架大铸钢支座在大震作用下最大应力值分别为290.6MPa和280.4MPa，均小于材料的屈服强度，节点处于弹性状态。另通过对节点进行弹塑性极限承载力有限元分析得到，两种节点在小震作用下的极限承载力不小于相应设计荷载的3.1倍。节点承载力满足设计要求，且有一定的富裕度。

图13 节点分析模型

图14 主入口桁架大铸钢支座大震作用下应力云图/MPa

3.5.4 节点分析

主入口桁架尺度大且复杂，钢结构在深化设计过程中决定采用焊接球作为多重杆件连接节点，焊接球直径在1 000～1 400mm，超过《空间网格结构技术规程》(JGJ 7—2010)[10]中球节点规格范围。深化设计过程中，已对所有球节点进行有限元分析，结果能满足受力要求。根据《钢结构设计标准》(GB 50017—2017)[11]相关要求，需进行节点试验以验证有限元分析的正确性。

选用了1 200mm和1 400mm两种直径焊接球进行足尺加载试验[12]，1 200mm直径焊接球节点试验测点位置示意图见图15。两种直径焊接球节点的连接杆件达到9根和11根。杆件内力选取主管轴力最大组合下的各杆件内力。最大加载值为节点各杆件设计荷载的1.3倍。