装配式地铁车站地震响应数值分析

秦祎文， 杨 桃,2， 郭昊天， 原朝玮

(1.长安大学 公路学院，陕西 西安 710064;2.四川都金山地轨道交通有限责任公司，四川 成都 610000)

相较于现浇式地铁车站现场施工存在诸多问题，装配式地铁车站具备“加快施工进度，缩短工期，易于把控施工质量，减小对路面交通影响”的优势，为解决现有地铁设计施工中存在的问题提供了有效方法，成为未来地铁车站结构发展的重要趋势[1-3]。神户地震中大开地铁车站遭受到了极大的损害，说明了人们长期以来对地下工程具有很好的抗震性能的认识是有偏差的，地下结构在抗震性能方面仍然存在着某些不明确的弱点[4-6]。因此，在修建地下建筑时，对结构进行抗震性能的分析是必不可少的。目前国内外主要采用现浇式结构修建地铁车站，相应的抗震研究多集中于断面形式简单的现浇式地铁车站[7-9]。由于装配式结构在地铁车站中应用的较少，现阶段关于装配式地铁车站的研究多集中于其施工工艺和施工方法，目前对于装配式地铁车站在地震作用下的地震响应及反应机理的研究还正处于起步阶段，部分相关领域的研究甚至还处于空白阶段[10-13]。基于此，以长春地铁2号线某装配式地铁车站为背景，采用Midas-GTS-NX构建动力数值模型，对比分析了不同人工地震波作用下装配式和现浇式2种地铁车站的地震响应，探讨了在不同方向地震波同时作用下对车站结构产生的叠加效应，重点剖析了装配式结构的整体抗震性能是否满足实际工程的要求，以期为装配式地下结构抗震研究提供一定的参考。

1 工程概况

该地铁车站地处长春严寒气候区域，每年地铁施工有4～5个月的冬歇期，致使工程工期带来的压力巨大。因此，为了加快施工速度，缓解施工工期的压力，该工程开创性地采用了装配式结构(如图1所示)，大大加快了施工进度[14-15]。

图1 装配式地铁车站修建流程[16]

图2 装配式地铁车站断面[16](单位：m)

该车站为换乘车站，车站为地下2层，车站采用桩锚体系基坑支护结构的明挖车站，车站主体为单拱双层马蹄形结构，结构总宽20.50 m、总高17.45 m，外围主体承载结构由环宽2 m的7块预制承载片组成，预制承载片的编号分别为A～E，共计94环[16](见图2)。结构整体无现浇混凝土湿作业，为“全装配式结构”。预制装配结构环向的构件与构件之间、纵向的环与环之间均采用“榫槽注浆式接头”形式，接头部位的接缝注浆材料采用环氧树脂浆液。

2 数值计算方案

2.1 计算模型及参数

采用Midas-GTS-NX构建动力数值模型，土体服从摩尔-库伦准则，模型接触部分使用混凝土-环氧树脂接触单元模拟。建模假定如下：平截面假定(结构断面在地震波作用变形前后均为平截面)；榫槽注浆式接头为均质各向同性材料。为了消除反射波带来的影响，文中对模型的侧边和底面均施加了粘弹性人工边界，并对模型底面施加了固定的底部约束(模型如图3所示)。根据《城市轨道交通结构抗震设计规范》(GB 50909—2014 )的规定，模型侧人工边界与地下结构的距离不应小于地下结构有效宽度的3倍，因此，本二维模型尺寸设置为长(横向)×宽(纵向)=143.5 m×85.52 m。试件结构采用C50混凝土，计算中采用弹性模型，弹性模量34.50×106kN/m2，泊松比0.20，容重25 kN/m3。对于混凝土-环氧树脂接触面，法向刚度模量为3.60×106kN/m3，剪切刚度模量为1.30×106kN/m3，内聚力为2 000 kN/m2，内摩擦角为50°，抗拉强度为2 650 kN/m2。

图3 2种地铁车站数值模型

2.2 地震输入

按《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)规定，该地铁车站地处抗震设防烈度为7度，设计基本地震加速度值为0.10g，设计地震分组为第一组的区域。模型中输入的不同人工地震波持续的时间均为53.72 s，其中水平波的峰值加速度0.10g，加速度峰值时刻为2.14 s。见图4。目前，因为对竖向地震动的设防烈度没有形成统一的规范，根据经验：竖向运动的加速度峰值通常可达到水平向运动加速度峰值的30%～60%，因此，按照安全的原则取竖向加速度峰值为0.06g，利用线性时程(直接积分法)计算模型。地震动下，土体与结构一起运动，不考虑土体出现滑动、分离的现象，也不考虑地下水的影响。土层物理力学参数见表1。

图4 人工地震波的加速度时程曲线

表1 土层物理力学参数

3 2种地铁车站地震响应对比分析

3.1 水平向地震波作用

3.1.1 车站结构在水平向的地震响应

大量地震实例证明：在地震波的作用下，土层发生水平方向的相对错动是导致地下建筑结构在水平向产生较大的相对位移，进而发生破坏的重要原因[17-18]。数值模拟结果表明，在水平向的人工地震波作用下，2种车站的侧墙在水平方向均产生较大的相对变形，且装配式车站的相对变形大于现浇式车站(如图5所示)。2种地铁车站的地震反应完全相同：从人工地震波记录加速度峰值时刻(2.14 s)开始，车站侧墙相对位移逐渐增大，到7.88 s时达到最大相对位移，最后到结束时刻(53.72 s)。在整个水平向人工地震波作用的过程中，相对变形既有增大也有减小，处于“变形动态”过程当中，表明在车站结构受到地震作用下残余变形随着时间的变化而变化。但是从结构变形量的分析可知，在整个地震波作用过程中，车站结构仍然以弹性变形为主导。

图5 2种地铁车站的地震响应(单位：mm)

结构的层间位移角是评判结构抗震性能的重要指标之一，根据《城市轨道交通结构抗震设计规范》(GB 50909—2014)的规定，地铁车站的层间位移角限值[θp]宜取1/250。因此，基于上述数值模拟的结果，利用层间位移角来评价2种地铁车站结构的水平向抗震性能(如表2所示)。

表2 水平向人工波作用下车站层间位移角

由表2分析可知，在水平向人工地震波作用下，装配式车站的层间位移角比现浇式车站大3%～6%，即装配式车站水平向抗震能力约为相同形式现浇车站的95%，且最大层间位移角均未超过1/250这一规范限值。这表明在水平向人工地震波作用下，装配式地铁车站的水平向抗震能力虽然较现浇式地铁车站有所降低，但仍然具有良好的水平向抗震性能，满足抗震设计规范要求。

3.1.2 车站结构竖向地震响应对比分析

大开地铁车站的震害现象揭示出层板在竖向的挠曲变形是造成地铁车站竖向破坏的重要因素，所以对地震作用下车站结构层板的竖向变形分析是非常有必要的。在数值计算过程中，以TY方向(竖直方向)结构的相对变形量来评判层板的破坏。结果揭示：在水平向地震波作用下，2种车站结构产生的竖向地震响应同步，但装配式结构的层板挠度变形值小于现浇式结构，即装配式地铁车站具有较强的竖向抗震能力。见图6。

图6 竖向最大位移时刻的2种地铁车站结构

层板的变形分析仅可以定性地评价地下结构竖向抗震性能，提出能够对地下结构竖向抗震性能定量评价的指标是非常迫切的。因此，为定量评价地下结构的竖向抗震性能，结合定量判断层间位移角的概念和层板在竖向的变形特性，提出了利用竖向偏离指数Vertical Deviation Index (VDI)来定量判断地下结构竖向抗震能力。其定义为

(1)

式中，hmax为层板的最大相对位移；L为层板的长度。以预制装配式构件的单榫接头脱离榫槽时的变形为极限破坏限值，再综合适当的容许因素，宜采用VDI=1/500作为控制指标。它具体反映了结构的竖向抗震能力，其值的大小很大程度上取决于层板和立柱的材料特性和力学特性。对大开地铁车站其结构在竖向遭受到的震害现象进行分析，结果表明：竖向偏离指数VDI这一指标可合理评判地下结构竖向抗震性能[19-20]。

由表3分析可知，2种地铁车站在水平向人工地震波全程的作用下，层板产生的最大竖向偏离指数均未超过1/500这一控制指标，表明2种形式的车站结构在水平方向人工波的作用下均满足竖向抗震要求。同时，在水平向人工地震波作用下，装配式地铁车站竖向偏离指数约为相同形式现浇式地铁车站的95%，因此装配式结构较现浇式结构在竖向抗震性能上具有较大的优势。

表3 水平向人工波作用下车站层板竖向偏离指数

3.2 竖向地震波作用

为考察竖向地震动作用下2种地铁车站抗震性能的差异，对仅在竖向人工地震波作用下的2种地铁车站地震响应情况进行了对比分析。动力数值模型的参数与前述水平向地震动作用时的工况相同。

由表4分析可知，在竖向人工地震波作用下，2种车站结构的侧墙产生的层间位移角虽然相差较大，但是其实际变形量对车站结构产生的影响可以忽略不计，因此可以不考虑水平方向的影响。

表4 竖向人工地震波作用下车站层间位移角

由表5分析可知，尽管竖向地震波加速度峰值仅为水平向地震波加速度峰值的60%，但2种车站结构在竖向仍然产生了较大变形，装配式结构的竖向偏离指数仅为现浇式的40.50%，证明了装配式结构在竖向抗震性能上具有的巨大优势。

表5 竖向人工地震波作用下车站层板竖向偏离指数

3.3 水平-竖向耦合地震波作用

结构的地震反应是各个方向地震分量共同作用的结果，既有水平向的分量，也有竖向的分量，是复杂的三维空间运动。因此，在对2种单向地震作用分析的基础上，同时输入水平向和竖向人工地震波形成水平-竖向耦合波对2种地铁车站的变形规律进行分析和讨论。

由表6分析可知，水平-竖向耦合人工地震波作用下的装配式地铁车站的层间位移角比现浇地铁车站大3%～6%，即水平-竖向耦合地震作用下装配式车站水平向抗震能力约为相同形式现浇地铁车站的95%，且最大层间位移角均未超过1/250这一规范限值。表明在水平-竖向耦合人工地震波作用下，该装配式地铁车站结构虽然较现浇式结构在水平向抗震性能有所降低，但是仍然能较好地满足抗震设计规范要求。

表6 水平-竖向耦合人工地震波作用下车站层间位移角

由表7分析可知，2种车站结构在水平-竖向耦合人工地震波作用下的全过程中，层板产生的最大竖向偏离指数均未超过1/500这控制值，表明2种形式的车站结构均满足竖向抗震要求。进一步分析，装配式车站的竖向偏离指数约为现浇式车站的97%，表明装配式地铁车站较现浇式车站在竖向的抗震性能更好。

表7 水平-竖向耦合人工地震波作用下车站层板竖向偏离指数

3.4 对比分析

由表8分析可知，耦合波作用下2种车站产生的平均水平向位移比单一波作用下产生的平均水平向位移的直接相加值小约2.70%。这说明不同方向的波在叠加时会产生一定的“抵消”作用，这种抵消作用对结构来说是有利的，其减弱了地震波对车站结构的影响。进一步分析可知，“抵消”作用的产生是由于不同波之间产生了干涉效应，导致耦合波的峰值加速度减小。相较于现浇式车站，装配式地铁车站抵抗水平向位移的“抵消”作用能力更强，其水平位移减小量较现浇式地铁车站减少约1.83%。

表8 2种地铁车站结构在3种不同人工地震波作用下的水平向位移

由表9分析可知，与不同向单一地震波对地铁车站在水平向产生的“抵消”作用相类似，地震波在结构叠加时，同样会产生一定的“抵消”作用。对比单一波对车站结构产生的竖向位移相加值，耦合波产生的位移减少27.85%。进一步分析，装配式地铁车站抵抗竖向位移的“抵消”作用能力更强，其竖向位移减小量较现浇式地铁车站减少约11.46%。

表9 2种车站在3种不同人工地震波作用下的竖向位移

4 结论

(1)地铁车站在水平向人工地震波作用下的动态响应全过程表明，在地震波作用下，2种地铁车站变形均是以弹性变形为主导、残余变形为辅的混合变形。残余变形在各个阶段中不断叠加，相对变形既有增大也有减小。

(2)在水平向人工地震波作用下，2种地铁车站无论是在水平向还是竖向的变形均满足抗震要求。其中装配式地铁车站层间位移角较现浇式地铁车站增加了约5%，表明其在水平向的抗震能力较弱。但其竖向偏离指数较现浇式车站减少了约5%，具有较强的竖向抗震能力。

(3)在竖向人工地震波作用下，2种地铁车站在水平向产生的变形均可以忽略，破坏主要以竖向的变形为主。在竖向，装配式地铁车站的竖向偏离指数仅为现浇式地铁车站抗震性能的40.50%，证明了装配式地铁车站在竖向抗震性能上具有的巨大优势。

(4)在水平-竖向耦合人工地震波作用下，2种地铁车站无论是在水平向还是竖向的变形均满足抗震要求。其中装配式车站的层间位移角较现浇式车站增加了约5%，表明其水平向抗震能力较弱。但其竖向偏离指数较现浇式地铁车站减少了约3%，具有较强的抗震能力。

(5)不同方向的波叠加时会产生一定的“抵消”作用，减弱对结构的影响，水平向位移减少约2.70%，竖向位移减少更是达到了27.85%。同时，装配式结构较现浇式结构在“抵消”作用下表现得更加稳定，其受到的水平向和竖向抵消位移量较现浇式结构分别减少了1.83%和11.46%。