孙少军

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉　430063)



桥建合一玻璃幕墙结构动力特性仿真分析

孙少军

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉430063)

摘要：高速铁路客运站房大型幕墙是一种桥建合一的结构体系,由于玻璃幕墙体系与列车轨道梁紧密相联,高速列车通过时可能引起玻璃幕墙共振的问题。因此,在设计幕墙结构体系时,行车振动对玻璃幕墙结构体系的影响必须予以考虑。以某高速铁路站房玻璃幕墙结构为研究对象,运用有限元方法进行数值动力仿真分析,分析结果表明：行车振动荷载不会使幕墙结构产生共振；双边列车通行相比单边列车通行,幕墙结构产生的平面外振动位移要大；当行车振动荷载激振方式为竖向力激振时,竖向激振荷载作用下幕墙结构的平面外振动位移很小。

关键词：铁路客站；桥建合一；玻璃幕墙；动力特性；仿真分析

1概述

随着我国高速铁路建设的发展，一批建筑形式新颖、结构体系巧妙的铁路客站陆续投入使用或进入建设期[1]。这些铁路客站的结构形式既需要满足高速列车行驶及荷载要求，又要满足站房的功能需要，是典型的将桥梁结构与房屋建筑结构组合成一体的综合结构体系[2-3]。

玻璃幕墙是建筑的外围护结构或装饰体系，不承担主体结构所作用的荷载，但在结构自重、风荷载、地震荷载以及温度荷载的作用下，需进行承载能力极限状态及正常使用极限状态的验算[4-5]；桥建合一结构的幕墙，还需考虑列车通过时会导致主体结构振动，在结构振动时，也必需保证幕墙结构正常使用。随着玻璃幕墙在大型桥建合一铁路站房工程中逐步使用，幕墙结构体系相对于主体结构的动力特性分析成为设计时需要解决的重要问题。

本文的研究对象为某高速铁路客运站房大型幕墙，是一种桥建合一的玻璃幕墙结构体系，幕墙系统结构主立柱位于轨道梁下部，连接于列车轨道梁底面，采用压弯构件形式。由于整个玻璃幕墙体系与列车轨道梁连为一体，高速列车通过时可能引起玻璃幕墙共振的问题，在对幕墙结构体系进行设计时，行车振动对玻璃幕墙结构体系的影响必须予以考虑。

有限元分析可利用数学近似的方法对真实物理系统(几何和荷载工况)进行模拟，是一种可对建筑结构进行动力特性模拟分析的有效的数值分析方法。数值模拟方法在某种意义上比理论与模型试验对问题的认识更为深刻、更为细致，不仅可以了解问题的结果，而且可随时连续动态地、重复地显示事物的发展，了解其整体与局部的细致过程，可以显示模型试验都无法看到的发生在结构内部的一些物理现象[6]。因此，以该高速铁路站房玻璃幕墙结构为研究对象，运用有限元方法进行了数值动力仿真分析。

2仿真模型的建立

2.1模型背景

本工程玻璃幕墙钢结构体系首先在与轨道梁连接部位设置了隔振节点，方管柱嵌套在方管型减震器中，减震器内周与方管柱接触的界面复合一层固体自润滑减摩层，减震器作为埋件焊接在轨道箱梁中。方管柱下端采取转动铰支承，沿轨道方向转动自由度放开，事先减少了轨道梁振动引起的幕墙结构竖向振动。

2.2有限元模型

该玻璃幕墙体系主要由竖向支撑方管柱，顶横梁，底方通，横向连梁，吊杆以及玻璃面板等组成。采用线单元模型模拟各结构杆件，即ANSYS中的beam188单元进行模拟，截面形状及尺寸取为实际设计值；玻璃面板采用shell63单元进行模拟[7-8]。有限元计算模型网格中，单元数1 198，节点数873，如图1所示。

图1　幕墙结构计算模型

2.3材料参数

钢材和玻璃的基本物理参数按表1取用。

表1　钢材与玻璃的基本物理参数

玻璃强度设计值按表2取用，采用的玻璃为8+12A+8型号的双钢化防火型中空玻璃。

表2　玻璃的强度设计值　MPa

钢材强度设计值按表3取用，幕墙钢结构中采用的为Q235B，其中方管柱、吊杆、方通，连梁、顶横梁等的钢材厚度均小于16 mm，因此，取其强度设计值f=215 MPa。

表3　钢材强度设计值　MPa

2.4计算荷载

主要考虑幕墙钢结构承受的重力荷载、风荷载、地震作用以及作用在幕墙方管柱顶端的行车振动荷载。

2.4.1风荷载

《建筑结构荷载规范》(GB 50009)规定了垂直于建筑物表面的风荷载标准值[9]，当计算主要承重结构时应按照下式计算

(1)

式中，wk为风荷载标准值；βz为高度z处的风振系数；μs为风荷载体型系数；μz为风压高度变化系数；w0为基本风压。

当计算围护结构时应按照下式计算

(2)

式中，βgz为高度z处的阵风系数。

根据主体结构相关特征，取μs×βgz=2.0，μz=0.967，wk=2.0×0.967×0.4=0.774 kN/m2。又根据《玻璃幕墙工程技术规范》(JGJ 102—2003)第5.3.2条规定，玻璃幕墙的风荷载标准值应按所给公式计算，并且不应小于1.0 kN/m2。因此本文计算取wk=1.0 kN/m2。

2.4.2行车振动荷载

列车通过车站的方式有3种：站内列车停止状态开启出站、站外列车减速进站停车及列车匀速驶过车站(该种情况较少本文暂不讨论)。不同的运行方式，将产生不同的桥轨振动运动状态。

表4　列车通过车站时轨道梁的振动频率

3有限元动力计算

结构设计时需要考虑下述两种极限状态下的要求：承载能力极限状态和正常使用极限状态，承载能力验算即为满足承载能力极限状态的要求，振动位移验算为满足正常使用极限状态的要求[10]。经计算分析，行车振动荷载对幕墙结构承载力影响较小，因此，重点计算分析了行车振动荷载下幕墙结构的振动位移。振动位移验算时行车振动荷载组合系数取1.0。

4动力计算结果分析

动力特性计算分析分考虑玻璃自重及不考虑玻璃自重2种情况[11]。

4.1考虑玻璃自重时幕墙结构的动力特性分析

计算可得，幕墙结构体系的前10阶自振频率如表5所示。从结构振动模态可知，幕墙钢结构体系的第1阶自振频率对应的模态为幕墙钢结构产生平面外的弯曲变形，其形式与风荷载产生的平面外弯曲变形形式一致；第2阶自振频率对应模态为幕墙钢结构产生平面外的有一个固定节点的弯曲振型；第3阶自振频率对应模态为幕墙钢结构产生平面外的反对称弯曲变形。

表5　幕墙结构的自振频率　Hz

4.2不考虑玻璃自重时幕墙结构的动力特性分析

根据计算结果可得，幕墙钢结构体系的前10阶自振频率如表5所示；另外，从结构振动模态表现形式来看，其对应前5阶结构振动模态与考虑玻璃自重时幕墙结构振动模态的形式是一致的。

4.3玻璃自重对幕墙结构动力特性的影响分析

表5中分别给出了考虑和不考虑玻璃自重时幕墙结构的前10阶自振频率。可以看出，是否考虑玻璃自重对幕墙钢结构的自振频率有较大的影响，考虑玻璃自重后，结构体系的质量加大，使得幕墙钢结构体系各阶振型频率都有较明显的降低，各阶振型频率都往低频区偏移，使得幕墙钢结构支承体系相对更柔，因此相对低频区域的激振荷载将更为敏感。由于行车振动荷载处于低频振动范围，因此为了安全考虑，在幕墙结构动力特性分析时应该考虑玻璃附加质量的影响。

5行车动力响应分析

对幕墙结构在行车振动作用下进行动力响应分析计算，采用不同方式对行车振动荷载进行模拟分析，按照正弦荷载激励进行加载分析，并根据幕墙结构自振频率，取0～17 Hz的激振频率进行扫频计算对比分析。

本文仅对反映幕墙动力响应规律的典型位置进行了分析，在具体计算点的选取时，考虑了结构的对称性，并以左半部分为主，最终选取计算点的具体位置描述及相应计算点号如表6所示和图2所示。

同时为了模拟不同的荷载情况，分为2种加载方式：方管柱顶端竖向力激振方式；方管柱顶端平面外位移激振方式。

表6　幕墙结构动力响应计算点位置及编号

图2　幕墙结构动力响应计算点示意

5.1方管柱顶端竖向力扫频激振动力响应规律分析

采用一个竖向集中荷载模拟方管柱顶端承受的行车振动荷载，横向风荷载作用计算可以得到方管柱两顶端减振装置上所承受的水平力，行车振动荷载对方管柱的作用效应通过减振器中的摩擦元件进行传递，根据摩擦公式按实际材料接触情况取动摩擦系数，得到竖向集中荷载为20 224 N。并且分为单边和双边施加位移荷载情况，以模拟左右两侧轨道分别过车(单边激振)和同时过车(双边激振)的工况。

根据计算结果，图3、图4分别给出了方管柱顶单边激振情况时幕墙结构的动位移与激振频率关系曲线，图5、图6分别给出了方管柱顶双边激振情况时幕墙结构的动位移与激振频率关系曲线。

图3　单边激振方管柱位移与频率曲线

图4　单边激振玻璃面板位移与频率曲线

图5　双边激振方管柱位移与频率曲线

图6　双边激振玻璃面板位移与频率曲线

扫频响应曲线可以看出：由于荷载激振方式为竖向力激振，荷载作用为轴心受压方式，因此整个结构的平面外振动位移很小，即幕墙结构的变形主要为风荷载作用下的平面外变形，竖向荷载引起的平面外变形相对来说很小。

5.2方管柱顶端平面外位移扫频激振动力响应规律分析

为模拟减震装置与方管柱顶端留有一定的间隙，从而使得上部行车振动荷载在方管柱顶端产生横向荷载作用，采用了一个平面外位移荷载方式模拟行车振动荷载，此处给定的平面外位移幅值为0.1 mm，并且分为单边和双边施加位移荷载状况，以模拟左右两侧轨道分别过车和同时过车的工况。

根据计算结果，图7～图10分别给出了在单边和双边激振情况时幕墙结构方管柱顶的动位移与激振频率关系曲线，可以看出：在不同频率激振荷载作用下，幕墙各结构构件不同程度地出现了共振点，基本上均在第一自振频率6.5 Hz及第二自振频率10.2 Hz附近，并且双边激振时的结构振动幅值为单边激振时结构振动幅值的2倍。

图7　单边激振方管柱位移与频率曲线

图8　单边激振玻璃面板位移与频率曲线

图9　双边激振方管柱位移与频率曲线

图10　双边激振玻璃面板位移与频率曲线

从图中还可以看出，幕墙结构在柱顶平面外振动位移作用下，动力效应将使幕墙中部位移达到很大的振动位移量，这说明若减震装置与方管柱顶端留有的间隙量过大，在行车振动荷载作用下，当方管柱不能处于理想的轴心受压情况时，将使幕墙整体结构产生较大的平面外振动位移，从而影响结构的正常使用。此外，比较双边激振方式和单边激振方式，双边激振方式动力效应产生的位移增加幅度更大，这也说明在实际运行过程中，双边列车通行时将比单边列车通行时使幕墙结构产生的平面外振动位移要大。

6结论

(1)相对于该幕墙结构的自振频率，行车振动荷载处于低频振动范围，在幕墙结构动力特性分析时应该考虑玻璃附加质量的影响；同时，行车振动荷载不会引起该幕墙结构产生共振。

(2)行车荷载双边激振时的结构振动幅值为单边激振时结构振动幅值的2倍，表明在实际行车中，相比单边列车通过，双边列车通行时幕墙结构的平面外振动位移要大。

(3)行车荷载激振方式为竖向力激振时，荷载作用对方管柱顶端表现为轴心压力，整个幕墙结构的平面外振动位移很小，竖向荷载引起的平面外变形相对很小。

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Simulation Analysis of Dynamic Characteristics of Glass Curtain Wall of Bridge-building Integration StructureSUN Shao-jun

(China Railway SIYUAN Survey and Design Group Co., LTD., Wuhan 430063, China)

Abstract：The large curtain wall in high-speed railway station is a bridge-building integration structure. As the curtain wall and the track girder are closely connected, the passing of high-speed train through the station may cause structure resonance. Therefore, effect of the vibration generated by the passing train on the curtain wall structure shall be considered in the design of process. This paper employs the finite element simulation to analyze the vibration behavior of steel structure of the large curtain wall in high-speed railway station. The analyses results show that the train vibration load will not cause structural resonance of the curtain wall, the out-of-plane displacement of the curtain structure caused by bilateral vibration excitation is larger than that by unilateral vibration excitation. The out-of-plane displacement of the curtain structure caused by in-plane vertical vibration excitation is small.

Key words：Railway passenger Station; Bridge-building integration structure; Glass curtain wall; Dynamic characteristics, Simulation analysis

中图分类号：TU248.1

文献标识码：A

DOI:10.13238/j.issn.1004-2954.2015.05.032

文章编号：1004-2954(2015)05-0142-04

作者简介：孙少军(1974—)，男，高级工程师，国家一级注册结构工程师，1997年毕业于长沙铁道学院土木建筑学院建筑工程专业，E-mail：sunsjwh@163.com。

收稿日期：2015-01-22