杭州南站站房結構防連續倒塌分析

康亞強

(中國鐵路設計集團有限公司，天津 300142)

1 工程概況

杭州南站位于浙江省杭州市蕭山區城廂鎮既有蕭山火車站區域，是杭長、杭甬客運專線的中間站，也是杭州市重大基礎項目之一。以杭長、杭甬客運專線引入杭州南站為契機，將地鐵5號線和11號線也引入杭州南站，并配合進行周邊道路改造，形成集國鐵、地鐵、公交、長途、出租等交通方式為一體的現代化中型客運交通樞紐。

杭州南站總建筑面積為46 973 m2，最高聚集人數為2 000人。車站共有三層：地上二層，地下一層。地上二層為高架層，主要為高架候車廳、高架進站匝道及落客平臺；站臺層中間為地面進站廳，東、西側式站房一側設售票廳，另一側設貴賓廳；夾層設車站辦公、電力、通信、信息設備用房，中間車場設7個站臺。東、西側式站房中部為進站安檢區，與高架旅客步行平臺相連，兩側為VIP候車室，上部夾層為設備管廊；地下一層主要為出站地道及地下通廊，通廊東西兩側為地下出站廳及市政廣場地下空間(見圖1～圖2)[1]。

圖1 支承高架層混凝土柱

圖2 支承屋蓋空間十字形鋼柱

2 研究目的

自1968年Ronan Point公寓因煤氣爆炸而導致結構連續倒塌事故之后，結構的防連續倒塌問題引起了很多專家及學者的關注[2-3]，特別是在1995年美國聯邦政府辦公樓倒塌[4]及2001年紐約世貿雙塔倒塌事故[5-6]后，結構的防連續倒塌問題得到了工程界的普遍重視。結構連續倒塌是指由于結構局部構件的損壞，引起結構構件連續性的破壞，最后導致結構的大部分或整體發生坍塌[7]。

造成結構連續倒塌的原因很多，如施工工藝不當、設計不合理、撞擊荷載、爆炸荷載、地震作用和結構材料性能不合格等。康翔杰等[8]對車站雨棚結構受高鐵列車撞擊進行仿真分析。Eibl J.等[9]針對混凝土梁與混凝土柱遭受意外撞擊進行理論分析及試驗研究。Rind H.L.等[10]采用有限元分析意外撞擊下混凝土結構的破壞情況。

3 防連續倒塌分析方法

目前，國外主要的一些規范(英國的British Standard[11]、歐洲Euro Code 1[12]、美國GSA2003[13]及DoD2005[14])均有關于防連續倒塌設計的相關規定。

我國現行的《混凝土結構設計規范》(GB50010—2010)[15]提出了防結構連續倒塌的設計原則。重要結構的防連續倒塌設計有三種方法：局部加強法、拉結構件法、拆除構件法。

(1)局部加強法

首先確定結構的豎向重要構件及關鍵的傳力部位，通過提高這些構件的安全儲備來降低結構遭受爆炸或撞擊等偶然作用下發生連續倒塌的概率。

(2)拉結構件法

主要分析局部豎向桿件損壞時結構的連續性、延性和冗余度，按梁-拉結等模型驗算其承載力，保證結構的整體性，降低結構發生連續倒塌的可能性。

(3)拆除構件法

亦稱備用荷載路徑設計法，是指將初始破壞的豎向構件拆除(此時結構發生內力重分布)，評估剩余結構的跨越能力，進而分析結構發生大范圍連續倒塌的可能性。

本次杭州南站結構防連續倒塌分析采用拆除構件法，考慮材料及幾何非線性，具體參數設置如下：

①按GSA2003指南[12]規定的線性動力分析法的加載工況，施加于結構的荷載組合為“恒載+0.25活載”。首先對原整體結構進行線性靜力分析，求得拆除豎向構件的內力值；再拆除關鍵的豎向構件，在拆除構件的節點處施加節點反力并定義相關的時程函數(荷載時程函數需反復試算確定)；最后進行非線性動力時程分析。

②在鋼筋混凝土框架梁的兩端及中部分別設置彎矩塑性鉸；在鋼筋混凝土框架柱兩端設置軸力與彎矩耦合的塑性鉸；在十字形鋼柱的兩端設置纖維鉸；在鋼桁架的構件中部設置軸力鉸。

③按瑞利阻尼進行設置，恒定阻尼比為0.05。

④根據杭州南站結構模型，考慮幾何非線性及重力二階效應，調試非線性參數，進行非線性動力分析。

4 結構連續倒塌的破壞準則

按GSA2003指南[13]進行非線性動力分析時，一般根據結構的延性和關鍵構件拆除后其余構件的變形值判斷整體結構是否發生連續倒塌。因此，采用變形準則來判定鋼筋混凝土框架構件是否最終失效?？紤]到杭州南站站房屬于安全度要求較高的建筑，構件失效準則定義如下：鋼筋混凝土梁最終轉角值超過6°時，認為該構件失去承載能力，將發生連續倒塌，即判斷結構發生連續倒塌的臨界轉角值為6°。

5 關鍵構件失效后結構的動力響應

關鍵構件失效后，結構的非線性動力分析計算過程如下：

①進行完好整體結構線性靜力分析，確定結構關鍵構件的內力。

②拆除相應關鍵構件，將相應反力施加在節點上。

③定義荷載時程函數，經過多次試算，保證荷載時程函數能夠真實模擬結構連續倒塌的過程。整體結構荷載函數如圖3(a)，節點反力時程函數如圖3(b)。

④進行非線性動力分析及結果查看。

圖3 非線性動力分析結構加載時程函數

6 關鍵構件選取及結果分析

所選取的構件為股道間支撐跨度較大的樓面或屋面的關鍵框架柱。這些框架柱可能因列車撞擊而破壞，從而導致整體結構發生連續倒塌。防倒塌分析按拆除以下4組指定構件進行。

6.1 拆除型鋼混凝土柱(所在單元：4992和4981)

圖4為指定構件位置及反力加載示意。圖5為拆除構件前后非線性動力分析時程示意。其中，0～5 s為靜力加載階段，5～6 s為靜力平衡階段，6 s時瞬間拆除指定構件，此后為結構振蕩階段。圖6為典型時間點結構的塑性鉸分布。拆除構件之前主體結構基本未進入塑性狀態，拆除指定構件之后，由該構件支撐的梁產生塑性鉸，但結構破壞并不嚴重，未完全失去承載能力(屋架也具有良好的承載能力)。由圖5可知，拆除柱后，節點的殘余豎向位移為40 mm，框架梁的塑性轉角為0.25°，遠小于判別準則中6°的臨界角。因此，拆除結構關鍵構件后，不會發生連續倒塌。

圖4 拆除單元位置及反力加載(一)

圖5 拆除桿件節點位移時程(一)

圖6 典型時間點結構塑性鉸分布(一)

6.2 拆除型鋼混凝土柱(所在單元：4984和4901)

圖7 拆除單元位置及反力加載(二)

圖8 拆除桿件節點位移時程(二)

圖9 典型時間點結構塑性鉸分布(二)

圖7為指定構件位置及反力加載示意。圖8為拆除構件前后的非線性動力分析時程示意。其中，0～5 s為靜力加載階段，5～6 s為靜力平衡階段，6 s時瞬間拆除指定構件，此后為結構振蕩階段。圖9為典型時間點結構的塑性鉸分布。拆除構件之前主體結構未進入塑性；拆除指定構件后，該柱支撐的梁產生塑性鉸，同時屋架有部分桿件進入塑性，但數量不多。結構振蕩過程中，由于結構內力重分布，在指定構件較遠處，部分構件產生塑性鉸，且屋架的塑性鉸也逐漸增多。由圖8可知，拆除柱后節點豎向位移為113 mm，該框架梁的塑性轉角為0.72°，遠小于倒塌臨界塑性轉角6°。因此，拆除結構關鍵構件后，不會發生連續倒塌。

6.3 拆除鋼柱(所在單元：79618)

圖10 拆除單元位置及反力加載(三)

圖11 拆除桿件節點位移時程(三)

圖12 典型時間點結構塑性鉸分布(三)

圖10為指定構件位置及反力加載示意。圖11為拆除構件前后的非線性動力分析時程示意。其中，0～5 s為靜力加載階段，5～6 s為靜力平衡階段，6 s時瞬間拆柱，此后為結構振蕩階段。圖12為典型時間點結構的塑性鉸分布。由于屋架整體相對較柔，拆除構件后以及結構振蕩終止前，屋架僅有較少的桿件進入塑性，且塑性發展程度較低，拆除指定構件后，屋架仍具有良好的承載能力。

6.4 拆除鋼柱(指定構件所在單元：79616)

圖13給出指定構件位置及反力加載示意。圖14為拆除指定構件前后的非線性動力分析時程示意。其中，0～5 s為靜力加載階段，5～6 s為靜力平衡階段，6 s時瞬間拆柱，此后為結構振蕩階段。圖15為典型時間點結構的塑性鉸分布。由于屋架整體相對較柔，拆除構件后至結構振蕩終止前，屋架僅有少量的桿件進入塑性，且塑性發展程度較低。拆除指定構件后，屋架仍具有良好的承載能力，與6.3節情況類似。

圖13 拆除單元位置及反力加載(四)

圖14 拆除桿件節點位移時程(四)

圖15 典型時間點結構塑性鉸分布(四)

7 結論

(1)股道間的型鋼混凝土柱失效之后，部分框架梁及屋蓋的部分桿件進入塑性狀態，但塑性發展程度不高，且框架梁的塑性轉角在GSA2003指南[13]限值之內，結構仍具有一定的承載能力。

(2)股道間的鋼柱失效之后，屋蓋的部分桿件進入塑性，但破壞輕微，對整體結構影響很小。

(3)杭州南站站房結構具有較好的冗余度及防止連續倒塌的能力。

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