?

站台有柱雨棚结构抗震性能化设计分析

房胜兵

(中铁第一勘察设计院集团有限公司，西安　710043)

摘　要：通过对铁路站台有柱雨棚“Y”形钢筋混凝土结构典型单元的抗震全过程分析，证明其按《建筑抗震设计规范》“两阶段设计”难以满足“三性能水准”的设防目标，调整结构侧向刚度来实现满足抗震性能化设计的“两阶段设计”。既便于结构设计，又能保证结构在中震下的可修复性和罕遇地震作用下的安全性。

关键词：铁路客站；站台有柱雨棚；“Y”形结构；抗震性能化设计；抗震全过程分析

1　概述

当前，沿海高风压、高腐蚀度地区客运专线以及以货为主的中小型铁路客站站台有柱雨棚普遍采用“Y”形现浇钢筋混凝土结构。该结构沿股道方向为超静定结构，而垂直于股道方向为静定结构。通常站台有柱雨棚结构的抗震设计主要按照当前我国《建筑抗震设计规范》[1](以下称《抗规》)规定的能力设计方法进行设计。

当前《抗规》主要采用“二阶段设计”来实现“三性能水准”设防目标的抗震设计方法，即：第一阶段通过承载力计算、内力调整措施和提高抗震构件设计可靠度水准来满足“小震不坏，中震可修”的性能目标；通过概念设计和抗震构造措施来满足“大震不倒”的性能目标，即：结构延性设计。该方法通过有意识地建立一系列塑性屈服区，以使结构能吸收和耗散大量的地震能量，因此该设计方法适用于抗震结构体系内部、外部具有较多赘余度的结构。但是“Y”形现浇钢筋混凝土结构垂直于股道方向为静定结构，其延性并不能被充分利用，若采用该方法对类似于“Y”形钢筋混凝土静定结构进行抗震设计，则结构在设防地震和罕遇地震作用下可能存在安全隐患。因此，需要根据结构屈服承载力和合理的延性设计，来实现结构在设防地震和罕遇地震作用下的抗震性能水准[2]。

我国《抗规》对结构在多遇地震作用下的反应控制指标较为完善，但对设防地震和罕遇地震作用下的结构反应控制指标不太明确。鉴于《抗规》“三性能水准”的设计目标就是一种基本的抗震性能化设计，因此参照《建筑地震破坏等级划分标准》[3]中关于各类房屋地震破坏分级的划分和《抗规》中关于结构抗震性能水准的描述，对有柱站台雨棚结构的“三性能水准”进行定量分析，具体见表1。

表1　结构性能水准

地震水准状态名称破坏描述变形参考值多遇地震基本完好承重构件完好<><>

注：Δμe为多遇地震作用下标准值产生的最大层间位移角；Δμp为罕遇地震作用下的弹塑性层间位移角。

关于房屋高度较低的非特别不规则结构的弹塑性分析，《抗规》和《高层建筑混凝土结构技术规程》(以下简称《高规》)[4]推荐较为准确的三维静力弹塑性分析方法，即：push-over分析方法。

2　静力弹塑性分析方法的基本要求

静力弹塑性分析方法计算软件易于掌握，对计算结果的工程判断较弹塑性时程分析法容易，计算亦较省时。当前，关于静力弹塑性分析方法基本原理详细讲述的文献较多[5-6]，不再累述。静力弹塑性分析方法的基本假定为：(1)假定结构的地震反应与某一等效的单自由度体系相关，也就是说结构的地震反应由第一阶振型控制；(2)结构沿高度的变形形状不变。尽管静力弹塑性分析方法有其自身的缺陷和适用范围，但是经大量试验研究证明，实际的结构体系只要满足上述的2个基本假定，push-over分析方法可以很准确地预测结构地震下的最大反应[7-8]。

本文研究的“Y”形雨棚结构典型单元的力学模型可直接简化为单自由度结构体系，结构沿高度的变形形状不变，因此完全符合采用push-over分析方法的相关假定要求。等效单自由度体系恢复力模型简化为如图1所示的三折线。

图1　等效单自由度体系力-位移关系曲线

3　结构抗震全过程分析

3.1　工程概况

采用的结构典型单元基于新建铁路格尔木至库尔勒线(青海段)花土沟站台雨棚的工程背景。花土沟站台雨棚采用现浇普通钢筋混凝土结构，柱距为7.0 m，柱高为6.0 m，垂直于股道方向柱两侧对称悬挑4.5 m，沿股道方向结构长度为35 m；圆柱直径为600 mm，矩形变截面挑梁截面尺寸为300 mm×(850～400) mm，纵向屋盖框梁截面尺寸为300 mm×500 mm，封边梁截面尺寸为250 mm×800 mm(上翻400 mm)，屋盖板厚为130 mm；混凝土强度等级均为C35，梁、柱纵筋强度等级为HRB400级，箍筋强度等级为HPB300。

本工程设防烈度为7度，设防地震峰值加速度为0.15g，多遇水平地震影响系数为0.12，场地类别为Ⅱ类，设计地震分组为第三组，场地特征周期值为0.45 s[9]；结构安全等级为一级，设计基准期为50年，设计使用年限为50年，抗震设防类别为丙类，抗震等级为三级；屋面活荷载为0.50 kN/m2；基本风压为0.65 kN/m2(100年一遇)，地面粗糙度为B类；基本雪压为0.25 kN/m2(100年一遇)，具体布置见图2，图3。

图2　结构典型单元平面布置(单位：mm)

图3　1-1剖面(单位：mm)

3.2　多遇地震作用下结构计算

本文分别采用SATWE(2010 V2.2版)和Midas Gen(Ver.795)软件计算站台雨棚结构典型单元在多遇地震作用下的反应。

在结构计算时，考虑2个方向偶然偏心的影响，结构重要性系数取1.1，结构自振周期的折减系数取为1.0，振型参与质量不小于总质量的90%，计入重力二阶效应的影响。

设计荷载是结构分析的重要依据，取值是否合理将直接影响到结构的安全性和经济性。工程中考虑的荷载含永久荷载：屋面自重、结构自重、屋面板底抹灰等；可变荷载：屋面活载、雪荷载、风荷载等；地震作用：水平和竖向地震作用[10]。

荷载组合主要考虑了上述各项荷载工况，同时参考了相关实际工程[11-13]，主要基本组合工况如下。

工况1：1.35×永久荷载+1.4×0.7×屋面活载

工况2：1.35×永久荷载+1.4×0.6×风荷载+1.4×0.7×雪荷载

工况3：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×水平地震

工况4：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×竖向地震

工况5：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×水平地震+1.4×0.2×风荷载

工况6：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×竖向地震+1.4×0.2×风荷载

工况7：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×水平地震+0.5×竖向地震+1.4×0.2×风荷载；

工况8：1.2×(永久荷载+0.5×雪荷载)+1.3×竖向地震+0.5×水平地震+1.4×0.2×风荷载

采用上述2种软件对结构典型单元多遇地震作用下的计算结果基本一致，结构2个方向最大弹性层间位移角均小于1/550，最大扭转位移比为1.18<>

表2　结构整体计算结果

计算软件总质量/t周期/t扭转周期比层间位移角扭转位移比SATWE(2010V2.2版)MidasGen(Ver.795)336.393328.8041.1613(Y)1.1759(Y)0.9274(扭)0.8381(扭)0.5140(X)0.5293(X)0.79860.71271/938(X)1/925(X)1/590(Y)1/609(Y)1.181.20

3.3　设防地震作用下结构验算

结构在设防地震作用下的量化控制指标参考《建筑地震破坏等级划分标准》(建设部90建抗字377号)对结构地震破坏分级的标准，即：对不需修理或稍加修理，仍可继续使用的结构变形参数的参考值为(1.5～2)Δμe，Δμe在本文中相当于柱顶控制点位移值为10.9 mm。

结构典型单元按多遇地震作用下SATWE的计算结果配筋，经Push-over分析，在性能点处基底剪力V=101.6 kN，该值小于按材料标准值计算的抗剪承载力243.9 kN[14](该值计算时忽略对柱抗剪承载力有利的轴向压力因素)，柱顶控制点位移S=22.61 mm>10.9 mm×2=21.8 mm，构件出现轻微塑性变形，但达不到屈服状态，具体见图4。总体上来讲，结构承载力满足设计要求，但结构的层间位移已不能满足第二性能水准的要求，需要适当增大结构侧向刚度。

图4　设防地震作用下柱顶位移计算结果(单位：mm)

3.4　罕遇地震作用下结构弹塑性分析

雨棚结构典型单元中梁、柱构件均采用常规P-M-M铰。罕遇地震作用下弹塑性层间位移限值为H/50，在本文中相当于柱顶控制点位移值为120 mm。结构典型单元按多遇地震作用下SATWE的计算结果配筋，经Push-over分析，在性能点处基底剪力V=213.7.8 kN，该值小于按材料标准值计算的抗剪承载力243.9 kN，柱顶控制点位移S=85.1 mm<120 mm×0.9="108">

图5　罕遇地震作用下柱顶位移计算结果(单位：mm)

4　结构构件设计的调整

由于雨棚结构典型单元不能满足设防地震作用下的刚度要求和罕遇地震作用下强度要求，因此将柱构件截面直径从600 mm调整至650 mm，结构整体侧向刚度控制值增加31.7%。结构典型单元按多遇地震作用下SATWE的计算结果配筋，经Push-over分析，设防地震作用下性能点处基底剪力V=126.6 kN，该值小于按材料标准值计算的抗剪承载力286.3 kN(该值计算时忽略对柱抗剪承载力有利的轴向压力因素)，柱顶控制点位移S=18.66 mm<6 000/550×2="21.8" mm，构件均未屈服，见图6。罕遇地震作用下，性能点处基底剪力v="264.4" kn，该值小于按材料标准值计算的抗剪承载力286.3="" kn，柱顶控制点位移s="65.72"><120 mm×0.9="108">

图6　调整后设防地震作用下柱顶位移计算结果(单位：mm)

图7　调整后罕遇地震作用下柱顶位移计算结果(单位：mm)

可见增大结构侧向刚度控制值可有效满足结构抗震性能化设计要求。为便于此类结构按照《抗规》进行“两阶段设计”，根据前述结构抗震设计分析和调整方法，列出不同设防烈度下该结构侧向刚度控制值需放大的比例，并给出相应多遇地震作用下的弹性层间位移角建议值，具体见表3。考虑到设防烈度为6度时，一般地震作用不是结构设计的控制作用；设防烈度为9度时，此类结构应用较少，故本文均未考虑。

表3　结构侧向刚度控制值放大比例

设防烈度侧向刚度控制值增大比例多遇地震作用下弹性层间位移角限值建议值7度(0.10g)10.9%1/6007度(0.15g)31.7%1/7258度(0.20g)53.3%1/8508度(0.30g)83.0%1/1000

结构自振周期T仅由结构质量和侧向刚度确定[15]，且其介于场地特征周期Tg与5Tg之间，故随着设防烈度的提高，地震影响系数增大，结构质量基本不变时的结构刚度需求增大，自振周期缩短，从而导致地震作用放大幅度增大，故满足抗震性能化设计时的“两阶段设计”的侧向刚度控制值增加比例亦增大。

5　结论

通过对花土沟站台雨棚“Y”形现浇钢筋混凝土结构典型单元的抗震性能化设计分析，以及对此结构满足抗震性能化设计时的“两阶段设计”的规律的总结，具体结论如下。

(1)建筑结构的抗震性能化设计，需要立足于承载力和变形能力的综合考虑。性能设计目标往往侧重于通过提高承载力推迟结构进入塑性工作阶段并减少塑性变形，但文中所述雨棚结构还需要同时提高其侧向刚度以满足变形的要求。

(2)为了便于此类结构按照《抗规》进行“两阶段设计”，文中列出其在不同设防烈度下满足抗震性能化设计时，侧向刚度控制值需提高的比例和多遇地震作用下弹性层间位移角限值建议值。

(3)满足结构抗震性能化设计时的“两阶段设计”的结构侧向刚度控制值增加比例随着设防烈度的增加而增大。

参考文献：

[1]中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011—2010建筑抗震设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010：284-288.

[2]白绍良，李刚强.李英民，等.从R-μ-T关系研究成果看我国钢筋混凝土结构的抗震措施[J].地震工程与工程震动，2006，26(5):144-151.

[3]中华人民共和国建设部.建筑地震破坏等级划分标准[S].北京：中国建筑工业出版社，1990.

[4]中华人民共和国住房和城乡建设部.JGJ3—2010高层建筑混凝土结构设计规程[S].北京：中国建筑工业出版社，2010：25-28.

[5]扶长生，张小勇.推覆分析的原理及实施[J].建筑结构，2012，42(11):1-10.

[6]汪大绥，贺军利，张凤新.静力弹塑性分析(Pushover Analysis)的基本原理和计算实例[J].世界地震工程，2004，20(1):45-53.

[7]杨溥，李东，李英民，等.抗震结构静力弹塑性分析(push-over)方法的研究进展[J].重庆建筑大学学报，2000，22(5):87-92.

[8]杨溥，李英民，王亚勇，等.结构静力弹塑性分析(push-over)方法的改进[J].建筑结构学报，2000，21(1):44-51.

[9]中铁第一勘察设计院集团有限公司.花土沟车站房建岩土工程勘察报告[R].西安：中铁第一勘察设计院集团有限公司，2015.

[10]中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50011—2010建筑结构荷载规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2012：8-22.

[11]蔡玉军.呼和浩特东站站台雨棚结构设计与分析[J].铁道标准设计，2013(4)：101-104.

[12]孙建龙.大跨度半刚性站台雨棚结构设计与分析[J].铁道标准设计，2013(6)：127-130.

[13]闫晓鸣.包头站站台雨棚结构设计与研究[J].铁道标准设计，2014(4)：110-114.

[14]中华人民共和国住房和城乡建设部.GB50010—2010混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010：60-61.

[15]阎红霞，杨庆山，秦敬伟，等.各国规范中RC框架自振周期的对比与探讨[J].振动与冲击，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)

Abstract：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.

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

收稿日期：2016-03-03；

修回日期：2016-04-04

作者简介：房胜兵(1983—)，男，工程师，2011年毕业于重庆大学结构工程专业，工学硕士，E-mail：[e-mail]。

文章编号：1004-2954(2016)10-0098-04

中图分类号：TU2481

文献标识码：A

DOI：10.13238/j.issn.1004-2954.2016.10.022