高烈度区高铁站房网架支座刚度对结构抗震性能的影响

王亚光

网架因其具有重量轻、强度高、刚度好、抗震性能优异的特点，被广泛应用于高铁站房中，作为候车厅的大跨屋面使用。抗震球型支座，万向转动、万向承载的特性具有十分良好的承载能力和抗震性能[1]。钢网架与抗震球型支座十分适合用于高烈度区的高铁站房。以前对于上部钢网架、下部混凝土框架的混合结构的计算分析，设计人员一般采用分块单独计算。下部混凝土结构常采用等代钢梁法，将钢网架等代成刚度相等的H 型钢进行建模计算[2]。上部网架的计算则是将下部混凝土支撑结构的抗侧刚度与支座水平刚度进行串联，以串联后的刚度作为支座刚度进行模拟计算。这种计算方法虽然方便，但是难以准确考虑上部网架和下部框架结构对彼此的协调变形能力、地震作用下的整体模态计算及内力效应，计算结果较之整体建模分析有较大差别[3]。随着计算机性能及软件发展，上部钢网架、下部混凝土框架结构可以做到整体计算，从而得出更为准确的计算结果。本文以一座抗震设防烈度为8 度地区的高铁站房为例，采用混合结构的整体计算方法，探究网架支座刚度对结构抗震性能的影响。

1 工程概况

某新建高速铁路站房位于山西省朔州市，最高聚集人数为500 人，性质为小型站。本工程所在地区抗震设防烈度为8 度，地震加速度为0.20 g，水平地震影响系数最大值0.16，地震分组为第2 组，场地土类别为Ⅱ类，特征周期0.40 s。站房结构设计标准为结构设计工作年限50 年，建筑结构安全等级二级，结构重要性系数1.0；框架抗震等级为二级，涉及重点设防类别的框架为一级。

站房两侧主体采用钢筋混凝土框架结构，楼面采用现浇钢筋混凝土板，中间候车大厅部分采用钢筋混凝土排架结构，屋面采用钢网架结构加金属屋面。网架结构形式为正方四角锥焊接球网架，平面尺寸约为71.4 m×40 m，网架最大厚度为3 m。

站房共计两层，总高为10.8 m，其中一层层高6 m，两侧辅房板厚为120 mm。中部候车厅各层均无楼板，前排框架柱为穿层柱，仅Y 向有框架梁拉结。后排框架柱在二层层高处与连廊结构相连，用于支承网架的框架柱截面均为1000 mm×1300 mm。站房平面图如图1 所示。

图1 站房平面图（来源：作者自绘）

2 模型的建立

采用YJK 软件建立混凝土结构模型，并且在空间结构模块中建立钢网架模型，整装模型如图2 所示。

图2 站房整体模型（来源：作者自绘）

通过前处理模块的两点约束，连接支撑框架柱柱顶节点和网架支座对应位置球节点模拟支座的连接。

为研究支座的水平刚度对整体结构的受力影响，本算例选取不同的支座水平刚度取值，分别建立如下5 种计算模型进行计算比较：

1）模型1。网架支座均为弹性铰支座，支座水平刚度为2 kN/mm，转动刚度为万向转动。

2）模型2。网架支座均为弹性铰支座，支座水平刚度为5 kN/mm，转动刚度为万向转动。

3）模型3。网架支座均为固定铰支座，支座水平刚度无限大，转动刚度为万向转动。

4）模型4。网架前排支座为固定铰支座，支座水平刚度无限大，后排支座为弹性铰支座，支座水平刚度为4 kN/mm，转动刚度均为万向转动。

5）模型5。网架前排支座为固定铰支座，支座水平刚度无限大，后排支座为弹性铰支座，支座水平刚度为5 kN/mm，转动刚度均为万向转动。

由于整装计算存在钢网架空间层，不采用刚性楼板后会存在较多的局部振动，故特征值分析须选用Ritz向量法，保证有效质量系数不小于90%。混凝土结构阻尼比取值0.05，钢屋盖阻尼比取值0.03[4]。

3 动力特性影响研究，自振同期对比

自振周期对比，各模型的前3 阶自振中期如表1 所示。

表1 前3 阶振动周期 单位：s

通过查看5 个不同模型的自振周期，发现模型1、2、3 的自振周期依次减小，模型4、5 的自振周期稍大于模型3，其中模型3 的自振周期最小。这是因为模型1、2、3 中支座的水平刚度逐渐增大，在整体模型其余的边界条件不变的情况下，可以认为整个结构的刚度也逐渐增大，故模型1、2、3 的自振周期依次减小。模型4、5 相较于模型3 只有部分的支座由固定铰支座变为弹性铰支座，故可以认为模型5 的整体刚度稍大于模型4，均小于模型3，从周期数值上也可反映其刚度变化规律。

4 地震效应影响研究

4.1 基底剪力对比

各模型在地震作用下的基底总剪力如表2 所示。

表2 地震作用下基底剪力单位：kN

由图3 可知，模型2、3 的基底剪力逐渐增大，模型3、4、5 基底剪力十分接近，但仍是模型3 的基底剪力更大。分析可得这是由于各模型刚度不同，地震下基底剪力分布与结构的整体刚度有关，结构整体刚度越大，其周期越小，则基底剪力越大，反之结构整体刚度越小，其周期越大，则基底剪力越小。

图3 地震作用下基底剪力（来源：作者自绘）

模型1 周期最大，整体刚度最小，但是其基底剪力最大，有悖于常规刚性楼板假定下结构的规律。但是通过分析表3 所示模型1 的前10 阶振型基底剪力可以看出由于支座的水平刚度较弱，前几阶振型并不能激发出结构的最大基底剪力，基底剪力主要分布于高阶振型，由于复杂边界条件带来结构特殊的动力特性有可能产生这样的基底剪力差异。由此也可探究此类混合结构计算的特点，地震效应不仅要看结构自身的刚度，也与结构的动力特性有关，这点在设计过程中需特别注意，且相比一般结构更需要关注高阶振型的地震效应，有效质量系数须满足设计要求，否则会使地震作用计算偏小，结构偏不安全。

表3 模型1 各振型基底剪力 单位：kN

因此得出结论，对于相同的下部混凝土部分及上部钢网架，仅仅改变支座的水平刚度也会对整个结构的刚度产生影响，对整个结构的地震效应产生改变，从而使整个结构的抗侧力构件及框架梁等的内力产生变化，整装计算可以更好地计算模态特性及地震效应，使计算更加准确。

4.2 支承框架柱位移对比

对于高烈度地区的工程来说，结构的位移角限值是体现结构刚度的最重要指标，也是设计过程中最关注的指标。站房候车厅正、背立面支承框架柱由于Y 向无框架梁平衡柱身弯矩，抗侧刚度弱，对于位移更加敏感，是位移角指标的重点关注构件。由于支承框架柱与钢屋盖铰接连接，柱身受力类似于排架柱，故此处的框架柱弹性层间位移角限值参照《上海建筑抗震设计规程（DGJ08-9—2013）》[5]中表5.5.1“单层钢筋混凝土柱排架”项取1/300 控制。

在温度作用下，通过设置网架弹性支座可以释放温度应力，避免框架柱承受过大的水平推力。但是在地震作用下，网架与下部结构的相互作用更为复杂。一方面，地震作用下的网架支座反力会通过支座传至支承框架柱顶，穿层的框架柱在无框架梁相连的方面会产生类似与悬壁柱受弯的弯曲，不利于柱顶位移；另一方面，网架作为刚性屋面也可将悬臂的穿层框架柱连为整体，可限制柱身的振动，减小柱顶位移。

选取候车厅正立面中部位置的支承框架柱A 柱和背立面中部位置的支承框架柱B 柱记录其层间位移值及层间位移角，探究支座水平刚度与柱顶位移的关系，如表4、表5 所示。同时记录A 柱、B 柱的柱顶剪力值如表6 所示，即为网架支座对柱顶的水平推力。

表4 Y 向地震作用下A 柱柱顶水平位移

表5 Y 向地震作用下B 柱柱顶水平位移

表6 Y 向地震作用下柱顶剪力单位：kN

通过表4、表5 分析可得，模型1 的支座水平刚度最小（2 kN/mm），柱顶位移最小，可以认为模型1 产生的反力最小，作用到支承柱上产生的弯矩也是最小。模型3 支座水平刚度最大，可以看到柱顶的剪力和是最大的，但是由于背立面的框架柱刚度大于前排的框架柱，与柱头固结的网架作为刚性屋盖起到了剪力分配的作用，将大部分网架产生的剪力分配到背立面一排的框架柱上，反而使前排框架柱的水平推力减小，对于前排框架柱起到了侧向支承的作用，在一定程度上有利于限制柱顶位移。模型2（支座水平刚度为5 kN/mm）的柱顶位移值最大，可以理解为网架产生的支座反力大于模型1，而网架作为刚性屋盖对于柱顶的约束作用又不如设置固定铰支座的模型3，才会产生此结果。

如果支座水平的刚度继续减小，柱顶的位移是否会产生更好的结果。此处新增1 个比较模型，将A 柱的网架支座改为滑动铰支座，即水平刚度取为零。计算结果为柱A 的柱顶位移值为41.07 mm，层间位移角为1/438。此位移值大于模型1 的位移值，由此可见在支承柱顶既无水平推力也无钢屋盖侧向约束的情况下，也不是最有效的控制柱顶位移的手段。

5 结论与建议

结合某高烈度区新建铁路站房结构，具体分析了支座水平刚度对结构动力特性、地震效应等抗震性能方面的影响，得到以下结论，并且对此类混合结构在设计过程中提出一些意见：第1，下部混凝土结构上部钢网架的混合结构，建议通过对支座连接准确模拟进行整装计算，相较于上下分部计算，不仅变形协调、刚度计算的更准确，也能更好地计算结构的动力特性，使抗震计算更加精确。第2，通常支座的水平刚度越大，整体刚度越大，周期越小，基底剪力等地震效应越大，反之亦然。但是由于混合结构边界条件的复杂性，也有可能会出现特殊情况。若支座水平刚度小，则基底剪力可能会主要分布于高阶振型，这一点不同于常规结构。因此，对于此类混合结构需要更加关注高阶模态及有效质量系数。第3，结构中与网架相连的混凝土抗侧力构件，网架支座的刚度对其剪力、弯矩、位移等地震效应具有十分显著的影响。此类结构的计算必须以整体结构出发，以刚度理论为依据进行分析，不可局限于单个构件。各种支座水平刚度的取值均需进行比选计算，确保整个抗震计算的准确性。