对于高架铁路客运站站房, 由于列车可能从建筑楼面高速通过, 故此对结构的安全性要求很高。承轨层以下的主体结构通常采用混凝土框架结构, 上部大跨度屋盖一般采用钢结构。为了避免温度效应引起内力过大、超长结构混凝土容易开裂等问题, 结合防震缝设置, 可以将下部主体结构划分为若干个平面尺寸较小的结构单元。为了满足建筑造型和防水构造等方面的需求, 在实际工程中尽量减少大跨度屋盖结构分缝。站房采用下部多个混凝土结构单元+上部钢屋盖的结构形式, 此种结构平面尺寸较大, 几何形态特殊, 受力机理复杂, 在多点地震激励下的动力响应值得高度重视。

　　 近年来, 超长结构多维多点抗震分析方法开始受到关注^[1,2,3], 多点输入抗震分析技术逐渐在航站楼、铁路站房等大跨度结构中得到应用^[4,5,6]。

　　 本文对雄安站站房结构体系进行了简要介绍, 建立了带有下部多个混凝土结构单元的站台雨棚计算模型, 对其质量与刚度分布的特点进行了分析。分别选取2组天然波和1组人工波, 采用两种视波速对结构进行三向地震激励。对多点激励与一致激励的计算结果进行全面分析, 旨在得到行波效应对站台雨棚结构影响的规律。

　　 雄安站综合交通枢纽位于河北省保定市雄县城区东北部, 距雄安新区起步区20km, 京港台高铁、京雄城际、津雄城际三条线路汇聚于此。雄安站车站总规模为10台19线, 近期合场新建京港台车场规模为7台12线 (含6条正线) , 远期分场预留津雄车场规模为4台7线 (含2条正线) 。站房下部主体结构平面布置呈矩形, 南北方向总长度为606m, 东西方向总长度为307.5m。站房屋盖平面呈椭圆形, 长轴长度为450m, 短轴长度为360m。在与屋盖椭圆长轴平行的方向 (顺轨方向) 设置一道宽度为15m的光谷, 将站房分为近期 (Ⅰ区) 和远期 (Ⅱ区) 两大部分。雄安站站房总建筑面积约47.2万m², 其中站台雨棚总面积约9.76万m² (图1) 。

　　 雄安站站房带有一层地下室, 地上三层。首层层高为6.6m, 二层 (承轨层) 层高为7.45m, 站台雨棚柱顶高度为29.6m。

　　 由于站房平面尺寸很大, 为了控制结构温度应力, 结合光谷位置将站房下部主体结构划分为15个结构单元 (图2) , 其中A区上部为高架候车厅, B区、C区、D区和E区的上部为站台雨棚。考虑到屋盖结构的整体建筑效果与防水性能, 将屋盖共分为6个结构单元, 其中Ⅰ₁区、Ⅰ₃区、Ⅱ₁区和Ⅱ₃区为站台雨棚, Ⅰ₂区和Ⅱ₂区为高架候车厅屋盖。主体结构与屋盖各结构单元的平面尺寸见表1。

　　 雨棚结构Ⅰ₁区与Ⅰ₃区镜像对称, Ⅱ₁区与Ⅱ₃区镜像对称。Ⅰ₁区雨棚支承于下部D1区和B1区两个主体结构单元之上, Ⅱ₁区雨棚支承于下部D2区、B2区和B3区三个主体结构单元之上。为了叙述简明, 本文仅对Ⅰ₁区雨棚和Ⅱ₁区雨棚进行计算分析。

　　 B区典型柱网尺寸为22m×12m和22m×24m, D区典型柱网尺寸为11m×15m和11m×24m。B区采用型钢混凝土框架结构体系, 框架柱采用型钢混凝土 (SRC) , 钢骨为十字形, 混凝土强度等级为C50, 框架梁也采用型钢混凝土, 钢骨为H形, 框架柱与框架梁型钢材质均为Q345GJ;C区采用钢筋混凝土框架结构体系, 部分框架柱采用型钢混凝土, 柱混凝土强度等级均为C50。次梁均采用井字形布置, 轨行区楼板厚度为400mm, 非轨行区楼板厚度分别为130, 150, 180, 200mm, 框架梁与楼板混凝土强度等级均为C40。主体结构主要构件的截面尺寸见表2。

　　 雨棚结构典型柱网尺寸为22m×24m, 22m×30m, 采用箱形钢管柱支承屋盖, 材质为Q460GJC。柱顶设置抗震球形支座, 主梁与柱铰接, 除能有效减小超长结构温度效应与地震作用外, 还可以较好地适应下部各混凝土结构单元之间变形的差异。根据外露建筑效果的要求, 主梁采用箱形钢梁, 次梁采用井字形布置的H型钢梁, 材质均为Q390C, 通过局部设置斜撑杆, 保证结构面内刚度。雨棚结构主要构件的截面尺寸如表3所示。

　　 Ⅰ₁和Ⅱ₁区雨棚与相应下部混凝土结构的整体计算模型见图3, Ⅰ₁区雨棚支承在2个混凝土结构单元之上, Ⅱ₁区雨棚支承在3个混凝土结构单元之上。

　　 雨棚结构自重与所在结构模型重力荷载代表值见表4。从表4中可知, 在Ⅰ₁区和Ⅱ₁区结构计算模型中, 上部雨棚钢结构重力荷载代表值仅分别占结构总重力荷载代表值的2.7%和2.3%, 上部雨棚钢结构与下部主体结构质量相差非常悬殊。雨棚结构的侧向刚度与下部主体结构的侧向刚度 (楼层剪力与层间位移之比) 见表5。从表中可知, 在Ⅰ₁区和Ⅱ₁区结构计算模型中, 上部雨棚钢结构的侧向刚度仅为下部主体结构侧向刚度的0.22%～0.26%。

　　 地震波在从震源向周边的传播过程中, 不断随时间与空间进行变化。对于单体长度或跨度很大的结构, 应考虑地震波传播速度 (行波效应) 导致结构底部各点地震激励的差异。根据我国现行《建筑抗震设计规范》 (GB 500011—2010) (简称抗规) 的规定, 对于结构长度大于300m的结构, 需要考虑多维多点地震激励的影响。

　　 Ⅰ₁区与Ⅱ₁区雨棚及其下部主体结构的总长度均为237.4m, 雨棚与其下部混凝土结构单元相对关系复杂。为确保在地震作用下结构安全可靠, 需要通过多点激励地震时程分析, 考察行波效应的影响。

　　 Ⅰ₁区下部主体结构总长度为237.4m, 总宽度为149m, 雨棚支承于2个混凝土结构单元之上, 在计算行波效应时, 仅考虑地震波沿长边方向传播的情况;Ⅱ₁区下部主体结构总长度为237.4m, 总宽度为143.5m, 雨棚支承于3个混凝土结构单元之上, 在计算行波效应时, 分别考虑地震波沿长边方向和短边方向传播的情况。假定地震波从震源以一定的速度 (视波速) 进行传播, 基底各点波形保持不变, 仅存在时间的滞后效应;在平行于地震传播方向、垂直于地震传播方向和垂直地面方向, 按照1∶0.85∶0.65的峰值加速度比例进行地震作用激励, 见图4。

　　 Ⅰ₁区与Ⅱ₁区结构均带有一层地下室, 底板厚度为800mm, 结构底部的整体性很强;此外, 雨棚下部各混凝土结构单元的尺寸均较小, 与雨棚结构相比, 其侧向刚度很大, 受多点激励的影响远小于上部雨棚结构, 因此计算分析时采用无地下室计算模型。计算分析采用SAP2000有限元软件。

　　 为了避免在首层每个柱底施加强制位移时程导致下部混凝土结构行波效应过大的问题, 本文在多点激励分析时, 假定下部各结构单元自身在嵌固部位 (±0.000m标高) 符合一致激励条件, 即在每个结构单元框架柱底部均采用相同的位移时程函数, 根据相邻结构单元形心之间的距离S与视波速v_app确定地震位移时程曲线的时间差Δt:

　　 $\text{Δ}t=\frac{S}{v{}_{\text{a}\text{p}\text{p}}}(1)$

　　 依据2018年4月通过批复的《河北雄安新区规划纲要》, 雄安新区抗震基本设防烈度为8度, 学校、医院、生命线系统等关键设施按基本烈度8度半抗震设防, 设计基本地震加速度为0.30g。设计地震分组为第二组, 场地土类型为中软土～中硬土, 覆盖层厚度大于50m, 场地类别为Ⅲ类, 场地特征周期T_g=0.55s。共选取3组地震波, 其加速度时程曲线如图5～7所示。

　　 3组波作用下基底剪力的计算结果见表6, 由表6可见, 计算结果可以满足抗规“每条时程曲线的基底剪力为振型分解反应谱法 (CQC法) 的65%～135%且多条时程曲线的平均基底剪力为CQC法的80%～120%”的要求。

　　 Ⅰ₁区结构的3组波主方向的地震影响系数曲线与CQC法采用的地震影响系数曲线见图8。可见, 在结构主要振型的周期点上波与反应谱的地震影响系数相差均不大于10%, 满足抗规不大于20%的要求。

　　 共选取2组天然波和1组人工波共3组地震波, 其加速度时程曲线如图9～11所示。

　　 3组波作用下基底剪力的计算结果见表7, 由表7可见, 计算结果可以满足抗规“每条时程曲线的基底剪力为CQC法的65%～135%且多条时程曲线的平均基底剪力为CQC法的80%～120%”的要求。

　　 Ⅱ₁区结构的3组波主方向的地震影响系数曲线与CQC法采用的地震影响系数曲线见图12。可见, 在结构主要振型的周期点上波与反应谱的地震影响系数相差均不大于10%, 满足抗规不大于20%的要求。

　　 对上述加速度时程记录进行两次积分, 可以得到位移时程曲线;对其进行基线调整, 以消除地震波基线漂移的影响。

　　 地震波在基岩中的传播速度很快, 在上部覆盖土层中的传播速度较慢, 抗规尚未对视波速取值做出明确规定。在确定视波速时, 通常假定地震波从震源至拟建场地为直线传播, 在进行行波效应分析时, 可以忽略地震波在土层传播过程中发生折射以及局部突出地形的影响。

　　 影响视波速的因素很多, 如震源深度、震中距离、岩性特征、覆盖层厚度等, 在进行超长结构行波效应分析时, 视波速的上限可以根据震源深度、入射角度和建筑物的尺度计算确定, 考虑剪切波 (S波) 时的视波速通常与基岩的剪切波速较为接近^[5]。

　　 为了结构安全起见, 本文视波速的上限取1 200m/s, 视波速的下限偏于安全地取用建设场地的等效剪切波速240m/s。

　　 本文采用多点一致比γ反映结构构件多点激励地震响应与一致激励地震效应之间的差异, 定义如下:

　　 $\gamma =\frac{S{}_{\text{m}\text{u}\text{l}\text{t}\text{i}}}{S{}_{\text{s}\text{i}\text{m}\text{p}\text{l}}}(2)$

　　 式中:S_multi为多点激励时内力分量的峰值;S_simpl为一致激励时内力分量的峰值。

　　 Ⅰ₁区雨棚下部主体结构框架柱剪力多点一致比γ见表8。从表中可知, 当视波速为1 200m/s时, 多点激励下框架柱剪力在地震传播方向与垂直地震传播方向的最大响应非常接近;剪力多点一致比的变化范围较小, 首层最大值为1.02, 二层最大值为1.07, 平均值均为1.00。当视波速为240m/s时, 首层与二层剪力多点一致比的最大值分别为1.05和1.15, 说明视波速较小时行波效应略有增大。总体来说, 行波效应对下部混凝土结构的影响较小。

　　 Ⅰ₁区雨棚钢柱剪力多点一致比γ见表9。从表中可知, 当视波速为1 200m/s时, 雨棚钢柱剪力多点一致比的最大值为1.30, 平均值为0.99, 说明钢柱受行波效应的影响大于下部混凝土框架柱。当视波速为240m/s时, 虽然多点一致比的平均值明显减小, 但最大值达1.66, 说明行波效应对部分雨棚钢柱内力起控制作用。

　　 在3组地震波作用下, Ⅰ₁区雨棚钢柱剪力多点一致比的累计百分比分布如图13所示。从图中可知, 多点一致比与所选地震波有一定关系, 各组地震波计算结果之间存在较大差异。此外, 当视波速较低时, 多点一致比的离散性进一步增大。

　　 Ⅰ₁区雨棚剪力多点一致比大于1.15的钢柱分布见图14。从图中可知, 在1 200m/s视波速作用时, 行波方向多点一致比大于1.15的钢柱集中在雨棚的角部, 垂直行波方向多点一致比大于1.15的钢柱均位于雨棚右侧直边。240m/s视波速作用时, 行波方向多点一致比大于1.15的钢柱数量增多;垂直行波方向多点一致比大于1.15的钢柱位置与1 200m/s视波速时相同。

　　 在3组地震波作用下, Ⅰ₁区雨棚箱形钢梁剪力多点一致比γ见表10。从表中可知, 当1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值接近1.0, 但最大值为1.85, 说明雨棚钢梁受行波效应的影响大于主体结构框架柱和雨棚钢柱。当240m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值明显大于1.0, 且多点一致比的最大值远大于1.0, 说明视波速较小时, 雨棚钢梁的行波效应较大。此外, 由于部分雨棚钢梁剪力的绝对值很小, 导致其多点一致比很大。

　　 在1 200m/s和240m/s视波速作用时, Ⅰ₁区雨棚钢梁剪力多点一致比的累计百分比分布见图15。从图中可知, 当视波速较小时, 多点一致比的累计百分比显著增大, 3组波的多点一致比的累计百分比更为分散。

　　 在1 200m/s和240m/s视波速作用时, Ⅰ₁区雨棚钢梁剪力多点一致比大于1.15的钢梁分布见图16。从图中可知, 当1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比大于1.15的数量为钢梁总数量的30%～70%左右。当240m/s视波速作用时, 剪力多点一致比大于1.15的构件数量进一步增多, 且分布较为均匀。由此可见, 雨棚钢梁的多点激励响应明显大于钢柱。

　　 Ⅱ₁区雨棚下部主体结构框架柱剪力多点一致比γ见表11。从表中可知, 当视波速为1 200m/s时, 剪力多点一致比的最大值为1.09, 平均值为1.00。当视波速为240m/s时, 虽然首层与二层剪力多点一致比的平均值仍为1.00, 但最大值分别为1.13和1.19, 说明视波速较小时行波效应略有增大。

　　 Ⅱ₁区雨棚钢柱剪力多点一致比γ见表12。从表中可知, 当视波速为1 200m/s时, 雨棚钢柱剪力多点一致比的最大值为1.16, 平均值为0.98, 说明钢柱受行波效应的影响大于下部混凝土框架柱。当视波速为240m/s时, 虽然多点一致比的平均值明显减小, 但在地震传播方向的最大值为1.21, 说明行波效应对部分雨棚钢柱内力起控制作用。

　　 在3组地震波作用下, Ⅱ₁区雨棚钢柱剪力多点一致比的累计百分比分布如图17所示。从图中可知, 多点一致比的累计百分比与所选地震波有关, 各组地震波计算结果之间存在一定差异。

　　 Ⅱ₁区雨棚钢柱剪力多点一致比大于1.15的钢柱分布见图18。从图中可知, 在1 200m/s视波速作用时, 在行波方向, 仅有1根边柱剪力的多点一致比大于1.15; 240m/s视波速作用时, 剪力多点一致比大于1.15的单元数量有所增多。

　　 在3组地震波作用下, Ⅱ₁区雨棚箱形钢梁剪力多点一致比γ见表13。从表中可知, 当1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值大于1.0, 说明雨棚钢梁在行波效应下的总体地震响应增大。当240m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值进一步增大。

　　 在1 200m/s和240m/s视波速作用时, Ⅱ₁区雨棚钢梁剪力多点一致比的累计百分比分布见图19。从图中可知, 当视波速较小时, 多点一致比的累计百分比最大值显著增大。

　　 在1 200m/s和240m/s视波速作用下, Ⅱ₁区雨棚钢梁剪力多点一致比大于1.15的钢梁分布见图20。从图中可知, 当1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比大于1.15的构件数量较多, 且分布较为均匀。当240m/s视波速作用时, 钢梁剪力的多点一致比大于1.15的构件数量略有增加。

　　 (1) 考虑多点激励作用时, 支承雨棚主体结构框架柱剪力多点一致比的平均值为1.0, 变化幅度很小, 说明行波效应对下部混凝土结构的影响较小。

　　 (2) 在1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢柱剪力多点一致比的平均值接近1.0, 最大值为1.30。在240m/s视波速作用时, 虽然雨棚钢柱剪力多点一致比的平均值小于1.0, 但最大值达1.66。多点一致比大于1.15的钢柱主要集中在雨棚的边、角部位。

　　 (3) 当1 200m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值大于1.0, 说明考虑行波效应作用时雨棚钢梁的总体地震响应增大。当240m/s视波速作用时, 雨棚钢梁剪力多点一致比的平均值与最大值进一步增大。多点一致比大的雨棚钢梁分布比较均匀。

　　 (4) 对于上部钢结构质量与刚度远小于下部多个混凝土单元的结构形式, 行波效应对下部混凝土结构的影响较小, 对支承屋盖的钢柱的影响较大, 对大跨度钢梁的影响最大。