西安火車站站房建筑幕墻跨地裂縫構造設計及受力分析

康志明

(中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043)

引言

隨著中國經濟的快速發展、城市交通便捷化程度的提高以及鐵路客運公交化的推進，中國鐵路建設進入了高速跨越式發展時期，鐵路客運站也隨之成為城市的大型交通樞紐[1]。西安鐵路樞紐是西北地區最大的鐵路樞紐[2]，為滿足新時代的發展要求，位于西安鐵路樞紐核心的西安火車站于2014年啟動了改擴建工程，包括新建北站房、東配樓、高架候車室、地下交通空間及既有站房改造等幾部分[3]。就站房的形體和立面設計而言，建筑幕墻因具有建設周期短、質量輕、施工方便等技術優點，能夠呈現出交通建筑現代大方美觀的裝飾效果，顯著地改善鐵路建筑的整體外觀形象，而被廣泛地應用于鐵路站房。建筑幕墻的推廣與應用也為鐵路行業的發展提供了便利條件[4]。因此西安站改擴建工程中，針對西安火車站樞紐位于兩大歷史遺址間的這一獨特的城市空間特征[5]，站房大量采用了玻璃幕墻作為圍護結構，塑造出現代與傳統呼應、景觀與功能交織的建筑形象，如圖1所示。

圖1 西安站站房效果圖

1 研究背景

西安站位于唐大明宮遺址與明城墻之間，其中f3地裂縫從用地斜穿而過，如圖2所示。地裂縫是發育于地殼表層的一種巖土介質的不連續或錯斷現象，是內外力作用和人類活動等因素引起的地表破裂形跡[6]。地裂縫活動不僅會引起建筑結構的破壞，還會導致建筑局部沉降、整體傾斜甚至倒塌[7]。因此跨越地裂縫的建筑不僅要保證主體結構的安全與穩定，對圍護結構也需進行特殊設計，使幕墻在因受力變形過大時面板及龍骨不受到損壞，確保建筑立面的功能和完整。

圖2 西安站f3地裂縫走向示意(單位：m)

現有文獻中分別對建筑幕墻結構以及地裂縫活動有了深入研究。黃強兵等[8]以西安地鐵穿越地裂縫帶為研究對象，分析了地裂縫活動對地鐵隧道的危害模式，從結構、防水、地基基礎與變形監測等方面提出了防治措施。劉妮娜[9]通過振動臺模型試驗，對穿越活動地裂縫的地鐵隧道的動力響應進行研究。馮若強[10]采用了模型試驗和數值模擬的方法，對單層平面索網玻璃幕墻結構的抗震性能進行研究。李芊[11]基于玻璃幕墻安全使用影響因素，通過建立既有玻璃幕墻安全風險預警指標體系，確立了安全風險預警標準和應對方案。劉軍進[12-13]通過有限元分析和理論推導，揭示了隱框玻璃幕墻硅酮結構膠在主體結構側移下的變形機理，并提出張拉索桿支承結構支承的點式玻璃幕墻因其建筑效果的通透性和力學美感。張山山[14]在既有玻璃幕墻現場檢測和試驗研究基礎上，提出采用面積法結合不確定層次分析法對玻璃幕墻結構的安全性進行綜合性評估。通過對已有文獻的整理可以發現，建筑幕墻和地裂縫的獨立研究較為成熟，但是對于跨越地裂縫的建筑幕墻構造體系方面的研究還處于空白。本文提出了在西安站高架候車室幕墻跨地裂縫位置設置可豎向調節連接的設計方法，通過對靜力作用下的受力分析研究其受力特點，從而保證在地裂縫緩慢活動的情況下幕墻變形在可控范圍內。

2 幕墻構造設計及桿件受力分析

2.1 西安地裂縫活動特征

西安地裂縫是一種獨特的城市地質災害，主要成因是在過量開采承壓水，產生不均勻地面沉降的條件下，加上地貌界限、地層巖性條件(不均勻、濕陷等)、降雨及地表水入滲、建筑荷載及動荷載的影響，隱伏地裂縫擴張呈現于地表并發生位移而形成的地表破裂[15]。地裂縫的活動方式是蠕動，主要表現為主地裂縫的南側(上盤)下降，北側(下盤)相對上升。其南側影響范圍一般為20 m，其中主變形區0～6 m，微變形區6～20 m；北側影響范圍一般為12 m，其中主變形區0～4 m，微變形區4～12 m，主變形區的地裂縫活動速率明顯大于微變形區的活動速率，活動速率按5 mm/a設防考慮[16]，西安地裂縫有垂向位移、水平拉張和水平扭動共3個方向的活動。擬建場地的f3地裂縫基本呈隱伏狀態，現近活動性整體較弱，活動速率較低。比照其他地段的監測資料及地表破壞形式，推斷擬建場地的f3地裂縫活動速率不大于5 mm/a。

在地裂縫上盤地基長期下沉和少量水平張拉的共同作用下，基礎的不均勻沉降不斷累積增大，上部建筑物產生開裂和錯位，進而引起幕墻的變形與開裂。這些破壞形式會給人們正常生活和工程活動帶來不同程度的制約和損失，因此研究地裂縫對圍護結構的災害影響是防災減災、保障人民和工程安全的重要環節。

2.2 幕墻構造系統設計方案

目前跨越地裂縫修建的大型公共建筑實例極少，建筑幕墻跨地裂縫的構造措施及應用更是無據可查，該領域的設計及施工尚無指導性的技術方案可鑒。本設計研究提出建筑幕墻跨地裂縫的可行構造措施，填補了該領域技術空白。本項目中10 m高架候車層為簡支梁結構、18 m商業夾層為雙跨梁結構，在此結構基礎上本設計提出了一種跨地裂縫建筑幕墻的豎向可調節構造系統。其主要作用是在建筑主體發生沉降時，系統中的相關構造措施可在設計允許范圍內吸收沉降造成的豎向位移，從而保障幕墻系統的安全性；同時，由于建筑主體沉降造成幕墻系統變形后，通過調節裝置對幕墻龍骨進行豎向調節，使幕墻體系的變形得以恢復。該構造系統主要包括：主體鋼結構、附屬鋼結構、幕墻龍骨及調節裝置、豎向滑動支座、鋼結構鏈桿及幕墻面板等。

西安站f3地裂縫斜跨整個高架候車層，主體結構根據地質條件分為3個區域[17]，建筑幕墻根據主體結構的布置形式也劃分為3個區域。可調節幕墻系統設置在中部跨越地裂縫的結構區域，在南、北非跨越地裂縫的結構區域仍采用常規的幕墻構造方式，可調節幕墻系統和常規幕墻系統之間采用垂直變形縫進行連接，如圖3所示。

圖3 車站整體幕墻立面

根據建筑立面幕墻整體效果分格，合理布置幕墻龍骨間距，將可調節幕墻系統按樓層分為上、下兩層，如圖4所示。幕墻上層結構的具體構造措施：幕墻龍骨頂部通過調節裝置固定到建筑主體結構的附屬鋼結構上，如圖5所示。幕墻龍骨中部和底部通過豎向滑動支座連接到建筑主體鋼結構外側，如圖6所示。幕墻下層結構的具體構造措施：幕墻龍骨頂部通過調節裝置固定到建筑主體鋼結構外側，幕墻龍骨底部通過鋼結構鏈桿連接到主體鋼結構上，如圖7所示。

圖4 上、下層幕墻龍骨

圖5 幕墻上層頂部結構

圖6 幕墻上層底部和下層頂部結構

圖7 幕墻下層底部結構

幕墻龍骨與調節裝置相對應的連接位置均設置有耳板，通過耳板和螺栓實現鉸接。調節裝置包括限位器和連接螺桿，限位器頂板上方的連接螺桿上設置有限位螺栓，限位器底板下方的連接螺桿上設置有調節螺栓，如圖8所示。通過對螺栓的擰動和限位器的上下移動，實現幕墻龍骨進行豎向位置的調節，最大豎向調節量可達50 mm。豎向滑動支座上開設豎向的長圓孔，插入限位螺桿，有效限制了幕墻龍骨的水平位移，并控制其豎向位移量，如圖9所示。

圖8 幕墻龍骨調節裝置

圖9 豎向滑動支座

通過對跨地裂縫區域建筑主體沉降量進行科學合理的計算，當主體結構發生沉降時，在設計允許范圍內，系統中豎向滑動支座及鋼結構鏈桿可吸收沉降造成的豎向位移，以保障幕墻系統的安全性。當幕墻體系發生豎向變形時，可擰動位于幕墻龍骨頂部調節裝置上的螺栓，將幕墻龍骨進行豎向調節，從而恢復建筑沉降造成的幕墻體系變形，以滿足建筑外立面的美觀。采用與建筑立面效果分格對應的獨立豎向龍骨布置形式，并將幕墻龍骨按樓層分為上、下兩層，使整個幕墻面板在外觀上是整體的，但幕墻體系被分隔為各自獨立的單元，這樣可針對建筑不同部位的沉降量，做到對每個獨立的幕墻單元進行不同位移量的調節。幕墻龍骨采用分層的下掛方式，可有效地減輕幕墻單元的自重，調節裝置位于幕墻龍骨頂部，方便檢修人員進行調節操作。

2.3 幕墻選材及規格

橫跨地裂縫的玻璃幕墻類型為全明框玻璃幕墻和豎隱橫明玻璃幕墻。高架候車層玻璃幕墻(3.5～7.7 m)采用全明框玻璃幕墻。明框式玻璃幕墻是最為傳統的玻璃幕墻形式，應用也最為廣泛，工作性能也相對可靠，相對于隱框式玻璃幕墻而言，其更容易滿足施工技術水平的要求[18]。此外明框玻璃幕墻不僅玻璃參與室內外傳熱，鋁合金框也參與室內外傳熱。在一個幕墻單元中，玻璃面積遠超過鋁合金框的面積，因此玻璃的熱工性能在明框玻璃幕墻中占主導地位。面板采用6Low-e+12A+6鋼化中空超白玻璃，豎向龍骨采用□160×80×5鋼方管，橫向龍骨采用□80×80×4鋼方管，鋼材均為Q235B，采用氟碳噴涂。各種五金件、連接件設計，要防止不同金屬相接觸產生電化學腐蝕[19]。商業夾層及以上玻璃幕墻(11.5～20.8 m)采用的是豎隱橫明玻璃幕墻，面板采用6Low-e+12A+6鋼化中空超白玻璃，豎向龍骨采用□200×100×6鋼方管，橫向龍骨采用□100×100×4鋼方管，鋼材均為Q235B，采用氟碳噴涂。裝飾條材質均為6063-T5，鋁型材室內外可視面氟碳噴涂，其余陽極氧化處理，非透明部分采用3 mm厚鋁單板背襯。

2.4 幕墻桿件受力模型分析

此次西安站改擴建工程的設計中，幕墻結構安全等級為二級，重要性系數γ0為1.0。主體幕墻基本風壓為0.30 kN/m2(100年一遇)。抗震設防烈度為8度，設計基本地震加速度為0.20g，設計地震分組為第二組，特征周期為0.40 s，場地類別為Ⅱ類。耐火等級不低于二級，地下部分為一級。幕墻的耐久年限不小于25年。在實際結構分析計算中，幕墻立柱的計算常采用簡支梁、雙跨梁、多跨鉸接連續梁和連續梁等力學模型[20]。玻璃幕墻龍骨上的7種不同鋼桿件通過Midas Gen 8.0軟件建立有限元模型，對其進行靜態分析計算并滿足GB50017—2017《鋼結構設計規范》要求。

桿件基本情況：本項目工程中桿件材料均選用Q235普通碳素結構鋼，此種材料的抗拉強度為235 MPa，壓縮模量為2.06×108Pa，計算長度系數為Ky=1.00，Kz=1.00。在計算等效彎矩系數中，1、5、6、7號桿件βmy=1.00，βmz=1.00，而2、3、4號桿件βmy=0.85，βmz=0.85。在進行強度設計時凈截面特征值調整系數為0.85，如表1所示。

表1 桿件形式及尺寸

對7種桿件結構進行軸力、彎矩、端部彎矩、剪力的計算；通過長細比、軸向應力驗算、彎曲應力驗算、整體穩定驗算(壓縮+彎曲)以及剪切強度驗算來判斷桿件是否達到強度要求。

應力比對疲勞裂紋擴展有明顯的影響，高應力比下的疲勞裂紋擴展速率明顯快于低應力比條件下的擴展速率[21]。細長桿件的撓度是指在變形時其軸線上各點在該點處軸線法平面內的位移量。工程中桿件的桿件應力比、撓度變形如圖10、圖11所示。

圖10 桿件應力比

通過分析計算，桿件長細比均小于150，桿件最大應力為186.15 MPa，應力比為0.87，設計指標均滿足規范要求。

圖11 桿件撓度變形

由圖11可見，在水平風荷載作用下，構件最大變形發生在跨中位置，最大值為32.14 mm，約為跨度的1/311，滿足規范要求。

通過以上分析計算可見在進行強度驗算時，長細比KL/r需小于150.0，軸向應力比N/Nrc需小于1.000，彎曲應力比My/Mry、Mz/Mrz需小于1.000，整體穩定驗算(壓縮+彎曲)小于1.000，剪切強度比Vy/Vry、Vz/Vrz小于1.000，且7種桿件均滿足設計規范要求。

3 結語

西安站改建工程高架候車室跨地裂縫幕墻圍護構造系統研究項目，通過對幕墻的設計方案進行受力對比分析，借助Midas Gen 8.0軟件建立有限元模型對其進行靜態分析，提出了一種跨地裂縫建筑幕墻的豎向可調節構造系統。此構造措施使幕墻系統在建筑主體發生沉降時，在設計允許的范圍內吸收沉降造成的豎向位移，保障幕墻系統的安全性；同時，通過調節裝置上的螺栓對幕墻龍骨進行豎向調節，來恢復建筑沉降造成的幕墻體系變形，以滿足建筑幕墻的整體性及美觀要求。

這種創新性的建筑幕墻跨地裂縫構造設計，在確保主體結構安全與穩定的前提下，能夠有效避免地裂縫活動引起建筑圍護結構的破壞；同時，保證在地裂縫緩慢活動的情況下幕墻變形在可控范圍內，使幕墻在因受力變形過大時面板及龍骨不受到損壞，確保建筑立面的功能和完整。該構造設計方案為大型公共建筑幕墻跨地裂縫設計提供了新的思路，具有一定的參考及推廣價值。