软土地铁车站接头结构在强地震作用下的响应研究

2010-05-04蒋英礼

铁道建筑 2010年8期

蒋英礼，刘洋

(1.广东交通职业技术学院城市轨道交通学院，广州 510650;2.中铁工程设计咨询集团有限公司，北京 100055)

地下工程的建设，为开展地下工程相关的研究工作提供了工程背景。以往认为地下工程由于周边土的围护，具有很好的抗震性能。但从全球范围内多次地震灾害现象表明，现有的地下结构并不安全，有时甚至发生严重的破坏［1］。因此，作为生命线工程，地铁的抗震设计必须引起重视。同时，我国有一半城市位于地震基本烈度为七度及以上的地震区，所以抗震设防要求高，地下结构的抗震设计有着重要的意义。历次大震的后果表明，软土地基会增大地震作用的破坏程度，而地铁车站一旦发生严重破坏，经济损失很大，修复代价极高。因此，分析软土地基中地铁结构在强震作用下的响应，对地铁车站的抗震能力进行研究，在此基础上建立分析理论和设计方法十分必要。

地铁车站接头结构由车站端墙部分与区间隧道部分组成。国内外对地铁车站接头结构的研究较少，杨林德等［2］对上海典型软土地铁车站接头结构进行了振动台试验研究，得到了一些有价值的研究成果。但对于地铁车站接头结构的地震作用反应规律并不明朗，以及对结构进行抗震设计也没有具体的抗震设计规范。本文采用汶川地震时获得的地震波作为输入波，拟建立软土典型地铁车站接头结构模型，分别分析车站结构部分、区间隧道部分以及两者连接部分的地震作用响应规律和特性。

1 计算模型与参数确定

选取地铁车站两层双柱三跨的典型结构，车站的宽度为21.2 m，高度为12.5 m，埋深为2.0 m。车站结构的底板厚度为0.8 m，顶板厚度为0.7 m，中板厚度只有0.35 m，边墙与端墙的厚度均为0.7 m。车站结构的中柱采用边长为0.8 m的四边形柱，中柱的间距为9.0 m。区间隧道其管片内径5.4 m，外径6.0 m，圆形隧道管片环宽1.5 m，每环有6块高精度管片用高强螺栓连接拼装而成。地铁车站端墙部分模型的宽度为150.0 m，高36.5 m，纵向长18.0 m;区间隧道部分纵向长9.0 m，地铁车站接头结构地震动力响应三维计算模型如图1所示。

图1 土体—地铁车站接头结构三维模型

软土地基土的摩擦角较小，所以土体选用德鲁克－普拉格(D－P)模型比较适合，其参数如表1所示。普通钢筋混凝土结构采用弹性模型，其阻尼比取ξ=0.05，按常规方法，混凝土材料的动力特性参数参照静弹性模量给出。研究表明:动弹性模量比静弹性模量高出30% ～50%，一般取Ed=Es×140%。混凝土强度等级为 C50时，则 Ed=3.45×1010×1.4=4.83×1010Pa，混凝土泊松比取0.2。

表1 场地土的材料参数

2 边界条件处理

本文采用瑞利阻尼和Hardin/Drnevich模型的滞后阻尼来近似表征岩土体在地震波传播过程的阻尼作用，其阻尼参数参考文献［3］。以有限的区域模拟无限区域的计算，必须考虑边界上的波的传播效应，应不使波在边界上产生反射而再返回到计算域中［4，5］，而地铁车站模型底部为软土，属于柔性地基，所以模型周围采用自由场边界条件。

自由场边界条件模型如图2所示，其中包括四个面网格边界和四个柱网格边界，中间称为主网格区域。四个面网格边界的单元尺寸与主网格一致，自由场边界模型与被分析模型之间在节点处通过阻尼器一一对应相连结，自由场网格的不平衡力通过阻尼器作用于主网格上。作用于自由场边界模型某一侧面上的力可表示为:

其中，ρ为质量密度，cp、cs分别为侧边界处的P波和S波波速，A为自由场节点受影响的面积分别为柱网格位于侧边界上节点x、y和z向的速度分别为自由场侧边界上节点x、y和z向的速度，分别为自由场边界上受影响节点区域 x、y和z向的正应力引起的附加力。

Lysmer和 Kuhlemeyer(1969年)提出黏性动力边界，方法是在模型边界上施加法向和切向与边界无关的粘壶，由粘壶提供法向和切向黏性阻力，可以达到吸收入射波的目的。阻尼器提供的法向和切向黏性力Fn，Fs分别为

图2 自由场边界模型

式中，νn、νs分别为模型边界上法向和切向的速度分量;ρ为质量密度;cp、cs分别为P波和S波的波速。

3 地震波的输入

动力分析所输入的地震波采用绵竹清平波［3］，如图3所示。在进行地铁车站地震动力响应分析时，为全面考察地铁车站在三维强地震动作用下的响应，分别设定了施加水平方向加速度(工况1)、施加竖直方向加速度(工况2)、同时施加水平方向加速度和竖直方向加速度(工况3)等3种工况。

4 计算结果与拟合分析

4.1 车站接头结构模型的动内力分析

图4～图6为三种工况下区间隧道结构横断面动轴力、动剪力及动弯矩分布图。从图4可以得到，工况1作用下隧道最大轴力发生在 ±45°方向上，工况2作用下隧道最大轴力则发生在0°方向上，工况3作用下的隧道最大轴力分布较均匀，且最大轴力小于工况2作用下的轴力。图5可以得到，区间隧道最大剪力在隧道左右侧呈反对称分布，剪力以逆时针方向为正，正剪力分布在隧道的左侧，而负剪力则分布在隧道的右侧;工况1作用下，最大正剪力发生在270°处，最大负剪力发生在90°处;工况2作用下，最大剪力发生在0°方向上;工况3作用下，剪力分布较均匀，最大剪力发生在0°，90°方向上。图6可以得到，3种工况的弯矩最大值均发生在±45°方向上，和轴力、剪力不同的是弯矩在水平加速度与竖直向加速度耦合(工况3)作用下达到最大。

4.2 车站接头结构变形分析

4.2.1 车站端墙水平变形分析

图7为车站端墙上顶板与底板间的水平相对变形时程曲线。从图中可以看出，水平向加速度对车站端墙水平相对变形影响最大，为0.036 m，同时施加水平向加速度及竖直向加速度的端墙水平相对变形其次，为0.024 m。

图3 输入的加速度时程曲线

图4 3种工况下区间隧道横断面动轴力(单位:kN)

图5 3种工况下区间隧道横断面动剪力(单位:kN)

图6 3种工况下区间隧道横断面动弯矩(单位:kN·m)

图7 车站端墙上顶板与底板间的水平相对变形时程曲线

4.2.2 区间隧道横断面变形分析

图8、图9分别为接头处区间隧道竖直向与水平向相对变形。如图8所示，3种加载工况下，只输入水平向地震波和同时输入水平向与竖直向地震波两种工况的隧道竖直向相对变形时程曲线大致相同，均发生在5.173 s，最大相对变形为0.048 5 m，竖直向变形率为0.75%;而竖直向加速度对隧道竖直向相对变形几乎无影响。如图9所示，三种加载工况下，接头处区间隧道的水平向相对变形与竖直向相对变形时程曲线特征大致相同，其最大水平向相对变形为0.012 m，发生在5.132 s，水平向变形率为0.18%;竖直向加速度对隧道水平向相对变形也无影响。

通过接头处区间隧道横断面变形图可知，隧道断面竖直向变形大于水平向变形，所以地震发生后隧道圆形横断面将变形成水平向为长轴，竖直向为短轴的椭圆形横断面。

图8 接头处区间隧道竖直向相对变形时程曲线

图9 接头处区间隧道水平向相对变形时程曲线

4.3 加速度响应分析

加速度放大系数定义为监测点加速度反应的峰值与地震波输入面输入的加速度峰值之比。三种加载工况下模型土、车站结构以及区间隧道测点加速度响应放大系数如表2所示。从表上可知，只输入竖直向加速度时结构的加速度响应放大系数最大，只输入水平向加速度时结构的加速度响应放大系数最小，同时输入水平向和竖直向加速度时结构的加速度响应放大系数居中。只输入竖直向加速度时接头地表处的加速度放大系数达到1.521，具有很大的放大效应，这种放大效应对车站接头地表具有很大的破坏。

表2 三种加载工况下各测点的加速度响应放大系数

4.4 土—结构间的动土压力

3种加载工况下，车站与区间隧道接头处端墙各监测点的土—结构间的动土压力幅值及动/静比值如表3所示。从表3可以得到，土—结构体系在地震作用下，端墙与中板连接处的动土压力幅值最大;车站端墙的动/静比值从端墙上部到底部从大到小的规律变化，即车站端墙顶部的动/静比值最大，而端墙下部的动/静比值最小，此时的动/静比值均<1，即动土压力远远小于静态时的土压力。