田承昊，米宏廣，王彥芳，黃 麗

(1.鐵道第三勘察設計院集團有限公司，天津 300142;2.中南大學土木工程學院，長沙 410075)

1 概述

鞍山火車站位于鞍山市，是哈爾濱至大連新建客運專線鐵路的重要客運站房，建筑面積1.5萬m2。本工程建筑主體結構通過伸縮縫沿軌道方向分為左、中、右3段，各段結構形式均采用現(xiàn)澆鋼筋混凝土結構，其中，中段屋蓋采用由橡膠支座支承的大跨度空間網(wǎng)架結構體系。

鞍山站主體采用鋼筋混凝土框架結構，而屋面采用網(wǎng)架結構，這種特殊結構是由2種不同的材料及兩種不同的結構形式組成的，對該類網(wǎng)架－支座－支承框架結構而言，現(xiàn)行的設計方法明顯存在一些不足之處:一方面，在現(xiàn)行的網(wǎng)架設計中，設計人員將網(wǎng)架結構與支承框架分開獨立設計;在進行上部網(wǎng)架結構設計時，支承框架柱等效為網(wǎng)架支承節(jié)點的彈性約束。在動力分析時，該方法忽視了下部支承框架構件間的相互作用，因此探討網(wǎng)架結構與下部支承結構的相互作用成為一個亟待解決的問題［1-2］;另一方面，在大型網(wǎng)架工程中，為了考慮溫度變形等因素的要求，常在網(wǎng)架和下部支承結構間設置橡膠支座，但未考慮設置橡膠支座后結構體系動力特性的改變和對地震響應的影響。因此，研究這些問題具有重要的實際意義。結合鞍山站站房設計，探討了網(wǎng)架-支承框架結構的相互作用和在支承柱頂設置橡膠支座對結構地震反應的影響。

2 鞍山站站房工程介紹

鞍山站主站房屬于高大空曠房屋，柱網(wǎng)尺寸以12 m為主，屋面高度21 m;柱截面分700 mm×700 mm，700 mm×1 200 mm 2種，主梁截面分 350 mm×1 100 mm，500 mm ×1 000 mm，350 mm ×800 mm 3種;局部樓面板厚130 mm;網(wǎng)架形式為正交正放四角錐網(wǎng)架，通過橡膠支座節(jié)點與下部結構連接，網(wǎng)架平面尺寸為163 m×63 m，網(wǎng)架矢高2.7 m，分格3 m×3 m，計算跨度48 m，周圈外挑7.5 m。下部結構為周邊柱支承，支承柱間設置有連梁，增強柱間連接，形成框架，提高了下部結構的整體性，其中連梁分3層，層高均為6 m。上弦恒荷載標準值為0.6 kN/m2，活荷載標準值為0.5 kN/m2，下弦恒荷載標準值為0.2 kN/m2。桿件規(guī)格:上弦桿截面主要尺寸為140 mm×6 mm，180 mm×10 mm;下弦桿截面尺寸為159 mm×8 mm，180 mm×10 mm;腹桿截面尺寸為89 mm×4 mm，114 mm×6 mm。鋼材為Q235B，支承框架的混凝土強度等級選用C30。材料特性遵循現(xiàn)行有關設計規(guī)范。

3 分析模型的確定

3.1 網(wǎng)架計算模型

現(xiàn)行的網(wǎng)架設計方法，在研究網(wǎng)架結構豎向地震作用時，通常將柱子及下部結構簡化為彈性支座，只考慮柱子提供的豎向約束作用。如果柱子及下部結構的整體剛度較大，可將網(wǎng)架支座簡化為固定鉸。在研究水平地震作用時，計算時通常將下部結構簡化為水平約束，計算出下部結構的側(cè)向剛度，作為上部結構水平彈性約束的彈簧剛度［3］。

本文根據(jù)研究目的采用Midas分別建立了3種有限元模型，其分類如下:

(1)依據(jù)不考慮下部框架構件間相互作用的現(xiàn)行網(wǎng)架設計方法，簡化處理下部框架結構，建立了網(wǎng)架結構有限元模型;

(2)考慮結構各部分的相互作用，建立了整體分析模型，網(wǎng)架與下部結構通過固定鉸連接;

(3)考慮結構各部分的相互作用，網(wǎng)架與下部結構之間通過三向彈性支座連接，相應建立了整體分析模型。見圖1。

本文簡單命名了3種模型，見表1。

圖1 整體計算模型

在計算分析中，對比內(nèi)容如下:

(1)鉸接簡化模型與鉸接支座模型在地震作用下結構控制節(jié)點和桿件反應的差異對比;

表1 網(wǎng)架計算模型分類

(2)鉸接支座模型與橡膠支座模型在地震作用下結構控制節(jié)點與桿件反應的差異對比。

3.2 橡膠支座單元［4］

橡膠支座節(jié)點是在平板壓力支座節(jié)點的支座底板下增設橡膠板，并以錨栓相連而構成支座節(jié)點。該類支座在豎向具有一定的承壓能力，在水平方向又可產(chǎn)生一定的剪切變位。因此，將它應用于支座節(jié)點，不僅可使支座節(jié)點在不出現(xiàn)過大壓縮變形的情況下獲得足夠的承載力，而且既可以適應支座節(jié)點的轉(zhuǎn)動要求，又能適應溫度變化、地震作用所產(chǎn)生的水平變位，從而減小或消除溫度應力，減輕地震作用的影響，并能改善下部支承結構的受力狀態(tài)。普通橡膠支座的恢復力特性可以簡化成線彈性模型。本文利用了Kelvin阻尼器的模型來模擬夾層橡膠支座的水平和豎向力學特性［5］。Kelvin阻尼器模型見圖2。

圖2 Kelvin阻尼器模型

采用圖2中的計算模型來模擬夾層橡膠支座3個方向的恢復力和阻尼特性。該模型在一維中有軸向拉壓的能力。i，j為模型的兩個受力節(jié)點，k為其剛度系數(shù)，c為其阻尼系數(shù)。可利用此模型來模擬夾層橡膠支座的水平和豎向行為，不考慮夾層橡膠支座在豎向和水平的彎曲和扭轉(zhuǎn)。如果夾層橡膠支座具有合適的阻尼比，就能有效地控制結構的地震反應，減少上部結構的水平位移。所以，阻尼比是減震結構的重要動力參數(shù)之一。

夾層橡膠支座的阻尼比應采用實驗的方法來確定，可分為直接測定法與間接測定法。

文獻［6］給出了在設計豎向恒定荷載作用下，夾層橡膠支座阻尼比ξ的直接測定方法的計算公式

式中 ξ——夾層橡膠支座的阻尼比;

ωc——曲線Q-d的包絡面積;

Kh——橡膠支座水平有效剛度;

d——夾層橡膠支座上下板的水平相對位移;

在分析計算時，把橡膠板看做為一個彈性元件，其豎向剛度Kz0和兩個水平方向的側(cè)向剛度Kx0和Ky0分別可取為

式中，E為橡膠墊板抗壓彈性模量;A為墊板承壓面積;d0為橡膠層的總厚度;G為橡膠墊板剪切模量。

3.3 獨立柱單元

獨立柱的豎向剛度Kzl和2個水平方向的側(cè)向剛度 Kxl和 Kyl為

式中，E為獨立柱的彈性模量;Ix、Iy為獨立柱截面2個方向的慣性矩;l為獨立柱的高度。

4 對比內(nèi)容分析

4.1 網(wǎng)架結構的動力特性分析

結構的動力特性分析又稱為結構的模態(tài)分析。在分析網(wǎng)架、支座與支承框架的動力特性時，研究內(nèi)容分為2個部分。一方面，研究分析了鉸接簡化模型與鉸接支座模型的動力特性，并比較了兩者間的差異;另一方面，重點對比分析了橡膠支座模型與鉸接支座模型動力特性的差異。對比分析表明:3種網(wǎng)架模型在豎向的自振頻率及振型均較為相似，說明3種模型在豎向的動力特性極為相似，即考慮下部框架構件相互作用與否或設置橡膠支座與否，對網(wǎng)架結構的豎向動力特性影響較小;3種模型在水平方向的自振頻率與振型圖相差較大，說明3種模型在水平向的動力特性差異較大，即考慮下部框架構件相互作用與否或設置橡膠支座與否，均對網(wǎng)架結構的水平動力特性影響較大。

4.2 網(wǎng)架與下部支承體系靜力相互作用

以支座處和平面中部的計算跨度方向上弦桿內(nèi)力為例比較3種模型的靜力計算結果可知:按鉸接簡化模型計算所得結果用于設計很不安全。

4.3 網(wǎng)架與下部支承體系動力相互作用

應用振型分解反應譜法進行準動力計算，比較3種模型的計算結果可知:

(1)采用鉸支簡化模型計算將使動內(nèi)力偏小;

(2)若采用動靜比表達網(wǎng)架桿件地震內(nèi)力計算方法，按鉸支簡化模型將導致更大的誤差。橡膠支座模型計算的結果與實際最為相符。

4.4 框架結構柱的剪力對比

(1)鉸接簡化模型與鉸接支座模型框架柱頂部剪力的對比

2種模型框架結構底部總剪力變化規(guī)律不一致，考慮下部結構的整體作用后，框架結構柱的柱頂總剪力反應明顯增大。根據(jù)計算所得數(shù)據(jù)可知，在水平地震作用下，鉸接支座模型的框架柱柱頂總剪力最大值較鉸接簡化模型增加了70.7%。

(2)鉸接支座模型與橡膠支座模型框架柱底部剪力的對比

2種模型框架結構底部總剪力變化規(guī)律一致，設置橡膠支座后，框架結構柱的底部總剪力反應變化較大，橡膠支座模型的計算結果明顯小于鉸接支座模型的計算結果。根據(jù)計算所得數(shù)據(jù)可知，在水平地震作用下，設置橡膠支座，框架柱底部總剪力減小了33.6%。

4.5 框架結構柱頂?shù)奈灰茖Ρ?/h3>

(1)鉸接簡化模型與鉸接支座模型柱頂位移的對比

鉸接簡化模型與鉸接支座模型水平向的動力特性差異極大。是否考慮下部支承框架結構的整體作用，對網(wǎng)架結構水平向的動力特性影響較大，致使2種模型在水平地震作用下下部框架結構柱的柱頂位移及其協(xié)調(diào)變形。

(2)鉸接支座模型與橡膠支座模型柱頂位移的對比

在水平地震力作用下，鉸接支座模型與橡膠支座模型下部框架結構柱頂位移反應有較大差異。在支承框架結構柱的柱頂設置橡膠支座，能有效降低下部框架結構柱的柱頂位移。

5 結論

(1)3種網(wǎng)架模型在豎向的自振頻率及振型均較為相似，說明3種模型在豎向的動力特性極為相似，即考慮下部框架構件相互作用與否或設置橡膠支座與否，對網(wǎng)架結構的豎向動力特性影響較小。

(2)進行動力特性分析時，鉸接簡化模型水平向同階頻率均小于鉸接支座模型，即結構的水平剛度明顯偏小，且兩者的水平動力特性相差較大。

(3)按鉸接簡化模型計算的網(wǎng)架靜力計算結果與實際內(nèi)力相差較大，鉸接簡化模型的網(wǎng)架桿件靜力分布規(guī)律與鉸接支座模型、橡膠支座模型的桿件靜力分布規(guī)律截然不同。因此，在實際工程設計中，必須考慮下部結構的剛度對網(wǎng)架桿件受力的影響，不可簡單地以鉸支簡化模型進行設計計算。

(4)3種模型計算出的桿件動內(nèi)力分布規(guī)律大致近似，但動內(nèi)力大小不同:鉸接簡化模型的計算結果與鉸接支座模型、橡膠支座模型模型相比，動內(nèi)力一般偏小。而水平地震力作用下，計算結果表明，鉸接簡化模型支承柱柱頂剪力同鉸接支座模型的計算結果有很大的區(qū)別，其下部結構的反應計算結果偏小。

(5)在對設置橡膠支座的模型進行水平地震作用計算分析時，由于橡膠支座的設置，上部網(wǎng)架連同橡膠支座形成了類似于TMD的減震體系，改變了原結構的動力特性，起到了減震作用，且底部剪力分布更均勻，因此，設置橡膠支座對調(diào)整下部結構內(nèi)力分布，減小結構在動力作用下的反應是切實可行的。

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