采用装配式钢管混凝土柱的地下车站结构抗震性能研究

邬 歆,许紫刚,庄海洋,李 晟

(1. 南昌铁路勘测设计院有限责任公司,江西 南昌 330002; 2. 华东交通大学 土木建筑学院,江西 南昌 330013;3. 南京工业大学 岩土工程研究所,江苏 南京 210009)

0 引言

随着交通强国重大战略的实施,我国城市轨道交通的建设也进入飞速发展阶段。截至2022年6月,我国内地累计有51个城市投运城市轨道交通线路9573.65 km,其中地铁7529.02 km,居世界首位。传统观念认为:地下结构抗震性能要优于地面结构,这也使得过去很长一段时间内,地下结构的抗震安全问题未能引起学术界和工程界的关注。然而,地下结构历史震害表明:地铁车站和隧道等地下结构在地震作用下也存在破坏的可能,甚至完全塌毁,例如1995 年日本阪神地震中大开地铁车站的倒塌破坏[1]。目前,关于地下结构抗震研究工作多集中于传统现浇结构,并且在相关理论分析、模型试验和数值模拟等方面取得了系列进展[2-3]。

为克服传统地下结构现浇工艺中存在的作业面狭小、机械化程度不高、养护时间长并且施工质量难以控制等问题,装配式建造技术应运而生。地下结构装配式建造技术具有绿色、集约、高效和可持续发展等诸多优势,目前该技术已成功应用于长春地铁2号线和北京地铁6号线等工程[4]。与传统现浇地下结构抗震研究工作相比,装配式地下结构抗震研究工作较少。TAO等[5-6]基于振动台试验对长春的一例全预制装配式地铁地下车站成环后力学性能和整体抗震水平进行分析,结果显示装配式车站结构的力学性能以及变形性能均符合现行设计规范要求,并进行了相应的有限元数值计算[7];杜修力等[8]针对北京地铁6号线西延线金安桥站部分区间采用的整体装配式车站结构的抗震性能开展了数值模拟与低周循环加载试验研究,最终的成果显示:预制装配式结构节点性能良好,耗能性能明显降低;任梦等[9]建立了现浇车站和预制车站的三维有限元动力计算模型,认为中柱在地震反应中最为剧烈,是抗震薄弱构件;为保护地下结构的关键竖向支撑构件,路德春等[3]总结了地下结构中柱的减震控制手段,包括减震支座、叠层加芯柱和分体柱等[10-12]。

基于已有的研究基础,李晟等[13]曾提出了在地铁车站中使用可快速装配的预制钢管混凝土中柱的方法,可以有效地保证地下车站结构中柱在强地震中不受严重损伤,且具有在震后能快速更换的特点。在中柱装配式地下车站结构的建设过程中,预制快速连接装置的构件尺寸显著影响着车站体系的造价及力学性能。鉴于此,该研究重点关注中柱与纵梁之间快速连接装置的尺寸参数上,系统对比了五种常见连接装置壁厚下车站侧向结构位移、混凝土损伤及动力时程等响应特性,并对体系的地震损伤情况进行了定量化的分析与研究。

1 工程概况

该研究以某单层双跨地铁车站结构为例,车站结构横断面尺寸及配筋如图1所示,结构宽和高分别为17 m及7.17 m。侧墙厚0.7 m,顶底板则为0.8 m和0.85 m。该研究中:单层车站整体为C30混凝土现场浇筑,内筋型号为HPB235。该车站中柱采用预制装配式的圆形截面形式钢管混凝土柱,其外径为600 m,钢管壁厚为10 mm,沿车站纵向相邻中柱的轴线间距为3.5 m。预制的钢管混凝土柱通过快速连接装置与纵梁进行铆接,如图2所示,该快速连接装置包括左右两片半环形包接头,其长宽高分别是1 000、800和500 mm,托板的厚度为40 mm。地震过程中:钢管混凝土柱的顶底部和半环形包接头之间存在复杂的相互作用关系,因此半环形包接头壁厚是影响结构抗震性能的关键因素之一,该研究讨论的壁厚包括10、20、30、40和50 mm,分别命名为工况CFST-10～CFST-50。同时,为了对比该装配式钢管混凝土柱的抗震性能,设置一个横截面直径为0.6 m的传统现浇钢筋混凝土柱作为对照组,命名为工况CIP。

图1 车站结构横截面尺寸及配筋Fig. 1 Cross sectional size and reinforcement of station structure

图2 梁柱快速连接装置Fig. 2 Rapid connection device between beam and column

该地铁车站顶板埋深4.8 m,地表至基岩土层厚度总计39.2 m,共包括6个土层,各个土层的主要物理力学参数见表1。

表1 土层的主要物理力学参数Table 1 Material parameters for soil

2 数值模型与方法

2.1 有限元分析模型

依据场地土层的分层情况和车站结构的尺寸,建立如图3所示的有限元模型。由于该研究仅考虑车站结构的横向抗震性能,因此在车站纵向只选取了一跨作为研究对象,即3.5 m。有限元模型中:场地的总厚度取为39.2 m,总宽度取为200 m,满足场地宽度大于5倍车站宽度的要求,以消除场地截取对于计算模型波反射的影响[14]。模型底部固定,左右两侧面设置粘弹性人工边界条件,前后两侧面约束其出平面的自由度。在采用的单元类型方面,为了同时保证软件运行过程中的综合耗时与所得结果的真实性,土体采用C3D8单元(三维八节点单元)离散,土单元尺寸介于1～2 m。考虑到土体在接近车站部位常发生较为复杂的土-结相互作用,因此在其附近予以加密。主体结构采用C3D8R单元(三维八节点减缩单元)进行模拟,网格尺寸0.2 m。钢筋方面则使用尺寸为0.3 m的T3D2单元(三维杆单元)离散。

图3 土和结构网格划分Fig. 3 Mesh of soil and structure

土体的本构模型采用由庄海洋等[15]建立的一个总应力增量形式的软土记忆型动力本构模型,目前该本构模型已经过二次编译实现了与ABAQUS 的对接,且可靠性已通过室内动三轴试验验证项目项目;混凝土材料的本构模型采用由LEE等[16]在LUBLINER等[17]提出的混凝土塑性损伤模型的基础之上,进一步完善得到的循环动荷载作用下的混凝土动力黏塑性损伤模型。该本构模型是基于混凝土材料的断裂能原理,采用两个损伤变量分别来描述混凝土材料受拉和受压破坏时两种不同的刚度衰减规律,并采用多个混凝土材料硬化变量对本构模型中的屈服函数进行了修正,能较好地显示混凝土材料的损伤演化状态。数值模型中C30混凝土的动损伤模型参数取值见文献[18]。此外,钢筋材料采用线弹性本构模型,其弹性模量为210 GPa。

车站主体结构的钢筋和传统现浇中柱的钢筋均采用“嵌入”的方式置于对应的构件中,并且不考虑钢筋与混凝土之间的滑移。土体与结构之间的交界面法向全部定义为“硬”接触,且允许土体和结构之间发生分离;切向全部定义为摩擦接触,摩擦系数取为0.4[19]。对于传统现浇中柱,顶面和底面均直接绑定在顶梁或底梁的对应位置。对于装配式中柱,依据其施工工艺设置各接触面的接触属性如下:钢管内表面与混凝土芯柱外表面之间采用绑定接触;托板与纵梁之间采用绑定接触;其余位置均采用摩擦接触,如钢管外表面与半环形包接头之间的摩擦系数取为0.15、钢管的顶底面与纵梁之间的摩擦系数取为0.45,混凝土芯柱的顶底面与纵梁之间的摩擦系数取为0.55[13]。

2.2 输入地震动

该研究输入地震动情况如图4所示,通过计算峰值加速度(PGA)与峰值速度(PGV)的比值可计算出振动频率,进而评价其对地下结构复杂相互作用的影响。为使得研究结果具有一般性和普遍性,所选地震波必须足够具有代表性。依据兼顾高、中和低频振动特征的原则,筛选了见表2的4条典型地震波。4条基岩输入地震动的加速度峰值(peak bedrock acceleration,PBA)分别调整为0.3 g 和0.5 g。

表2 地震波特性的判定Table 2 Determination of seismic waves

图4 地震动的加速度时程Fig. 4 Acceleration time history of the earthquakes

3 计算结果对比分析

3.1 车站结构侧向变形

表3给出了不同壁厚工况下,结构的顶底最大相对位移。总体来看:在中柱装配式新型车站中,连接装置壁厚的减小会增大侧墙处的变形,且随着从基岩输入地震动的逐渐增大,这种放大效应会更加明显,其原因应为中柱装配式车站的中心柱体通过左右两片半环形包接头,以面面接触的方式与结构的纵梁搭接,因此包接头壁厚直接影响着中柱与纵梁之间的约束与牵拉情况,对结构内力的传导及能量迁移存在一定影响,进而限制了中柱参与结构整体变形的能力。

通过对比可知:侧墙变形峰值主要出现在20 mm和10 mm两个壁厚较小的工况中,表明当包接头壁厚处于较薄的阶段时,车站结构整体将处于一个较柔的力学状态,使得“有柱式车站”逐渐向“无柱式车站”的趋势缓慢转变,车站自身的抗侧移刚度受到削弱,从而使得地震时的结构变形受周围土体的影响加深。综上所述,尽管降低包接头壁厚可以降低成本,但从震时结构整体安全角度考虑,在设计中应避免采用过薄的包接头。

根据结构顶底相对位移情况统计了结构的层间位移角,当基岩输入0.3 g地震动作用时,除极个别计算工况外,车站结构的层间位移角均小于《地下结构抗震设计标准GB/T51336—2018》中弹塑性限值1/250,表明地铁车站在此荷载作用下,结构侧墙及顶底板未发生塑性破坏,结构仍处于较为安全的情况。当基岩输入0.5 g地震动作用时,中柱装配式结构的层间位移角发生显著增大,已逐渐接近甚至超过层间位移角限值。从层间位移角的增长情况来看:层间位移角基本与地震波呈现正相关,与包接头的壁厚呈现负相关。然而在Kobe波作用下,层间位移角出现了非线性增长,这应与震时土体的非线性变形有关。在大震的作用下,土体出现了较为剧烈的形变,从而对结构侧墙施加了更大的外力。

从结构施工体系的角度分析,传统现浇中柱结构通过露头纵筋,直接与结构的纵梁浇筑在一起,因此具有较好的一体性;而在中柱装配式新型结构中,包接头与预制柱的端部仅通过面面接触包裹在一起,在保护结构中柱的同时,两者之间的相对约束减弱,使顶底板在轴向和切向外力共同作用下更易出现扭曲失稳,因此包接头的壁厚对结构的震时安全性也存在着显著的影响。综合层间位移角及结构的侧向变形结果,初步推荐快速连接装置中包接头壁径大于等于30 mm,以保证中柱装配式车站在地震荷载作用下对中柱仍有一定的约束能力,从而保证结构的整体安全性能。

3.2 车站中柱内力反应

图5显示了在Kobe波作用下中柱的内力幅值,整体上讲,中柱装配式结构的柱体内力幅值要明显小于传统现浇结构。当峰值加速度从0.3 g增大到0.5 g时,两种结构中柱位置所受的内力迅速增加。随着地震荷载的增大,减震体系逐渐开始发挥作用,使得中柱装配式结构的柱端内力变化较小,在全荷载过程中均维持在一定限值内上下波动,这表明了该减震体系具有较好的适用性,在地震荷载作用下能有效保护中柱不受损伤,从力学层面延长了柱体的使用寿命,最终提高了车站结构的整体抗震水平。

图5 Kobe地震动下中柱内力Fig. 5 Internal force of the central column under Kobe wave

为了进一步对结构中柱震时力学性态进行分析,此处以工程配筋中常用的峰值内力为基础,定义了体系的减震效率为:

式中:FCIP表示传统现浇中柱的截面内力,包括弯矩、剪力及轴力,FCFST表示装配式中柱的截面内力。减震效率η越大,说明基岩波通过减震体系的传递效应越小,减震效果也越优。

总的来讲,当地下结构应用预制柱的快速连接体系后,将显著降低车站结构薄弱区域-中柱的内力。剪力的减震效率最高可达60%,弯矩和轴力次之。出现这种情况的原因是水平向地震荷载对埋置于地下的车站结构主要起着水平加速度作用,在主体结构左右摇晃的同时,新型减震结构中柱与纵梁之间的牵拉效应得到了显著减弱,最终有效缓解柱顶与柱底出现的局部破坏,尤其减小了中柱端部的水平剪切作用。

采用不同壁厚的连接装置,其中柱所受内力情况无明显增减变化,这应是由于新型减震结构的采用已经大幅降低了中柱处的相互作用,在采用预制钢管混凝土柱及其快速连接装置后,结构中柱的受力状态已经由固结“Tie”连接,转变为可发生滑移的柔性体系,而壁厚的变化并不会对此种受力状态造成太大的改变。综上所述,可以在保证中柱不受地震损伤的同时,略微减小快速连接装置的壁厚,使其在满足结构整体安全性能要求的同时,更具有经济效益。

3.3 车站结构地震损伤

为进一步反映结构的整体抗震性能,这里提取了在Kobe波作用下,六种不同结构的地震损伤情况。如图6所示,传统现浇中柱结构在0.3 g地震荷载作用下已出现显著的大面积破坏,尤其是柱体顶底端及梁-柱搭接处,损伤延伸区域已近似横贯整个截面;而对于装配式中柱结构而言,其中柱部位损伤区域受到很明显的缩减,无论是在何种壁径工况下几乎都未出现明显的地震损伤。这充分印证了快速连接装置的适用性,在强地震作用下能够较好地保护中柱混凝土。

图6 Kobe地震动下车站结构地震损伤(PBA=0.3 g)Fig. 6 Earthquake damage of structure under Kobe wave (PBA=0.3 g)

从连接装置壁厚改变对车站外侧框架的影响方面,随着壁厚从50 mm减小到10 mm,车站主体结构混凝土的损伤整体呈现加大趋势,在结构顶底板两端及侧墙底部尤为明显:结构右下侧倒角附近的混凝土出现显著的损伤区域延伸,其破坏严重程度也有了明显加重。结构侧墙左上方倒角处的受拉损伤则呈现了一个蔓延发育的全过程,当连接装置较厚时仅仅外侧部分区域破损,随着壁厚逐渐降低侧墙相应损伤区域随之缓慢增大,最终延伸至贯穿整个侧墙截面。侧墙及顶底板损伤区域的延伸反映了主体结构整体刚度的降低。

从对结构中柱的地震保护方面,如图7所示,对比壁厚小于等于30 mm工况时,在强地震作用下,40 mm与50 mm两个工况的中柱顶底端均出现了不同程度的细微损伤,这表明当连接装置过厚时,会使中柱端部与纵梁间的相互作用明显增强,从而使得“减震链接”在约束上越来越趋向于“现浇中柱”的非减震结构,使得该体系逐渐丧失减震的作用。

图7 Kobe地震动下车站结构地震损伤(PBA=0.5 g)Fig. 7 Earthquake damage of structure under Kobe wave (PBA=0.5 g)

同时需要注意,在基岩输入PBA=0.5 g地震动时,车站外侧框架各处呈现严重的受拉震害。与图7中的壁厚50 mm工况相比,30 mm及20 mm两个工况在顶板右侧倒角处出现了非常明显的损伤程度加重,损伤区域以初始位置为基础向两边明显扩展,整体呈现了大范围的混凝土受拉破坏现象,这说明了随着壁厚的减小,中柱对体系的约束作用有所削减,最终将导致整体刚度也随之降低。混凝土损伤情况也印证了前面关于层间位移角及结构内力情况的分析。

综上所述,快速连接装置壁厚的合理选取对减震结构的减震效能发挥至关重要。如果过薄,则将降低体系对预制钢管混凝土柱的约束,减少震时中柱对框架结构的支撑作用,进而影响地下结构的整体抗震性能;而如果过厚,将显著增加快速连接装置的造价负担,同时也会加剧中柱端部的震时应力集中。鉴于此,针对单层地铁车站结构,建议在中柱快速连接装置中采用壁厚在30～40 mm的半环形包接头,以在保证结构整体安全性能与降低结构造价的同时,充分发挥该减震体系的减震效能,从而提升地铁地下车站结构的整体抗震性能水平。

4 结论

本文建立了采用传统现浇中柱和装配式钢管混凝土中柱地下车站结构的非线性地震反应精细化模型,系统分析了连接装置不同壁厚对车站结构的侧向变形、关键截面内力反应和地震损伤等结构地震动力反应特性的影响规律,得到以下几点结论:

1)与整体现浇结构相比,预制钢管混凝土柱及其快速连接装置可明显降低车站中柱所受的地震内力,尤其对中柱剪力的减震效率可达60%,能较好地保护结构中柱免受过大的地震剪切破坏。

2)新型中柱减震结构的采用大幅降低了中柱与纵梁的相互作用,中柱的受力状态由固结转变为可发生滑移的柔性连接,且钢管混凝土柱的钢管对内部混凝土柱芯具有明显的保护作用,因此新连接装置壁厚变化对钢管混凝土柱内力的影响较小。

3)随着连接装置壁厚的逐渐减小,预制钢管混凝土柱的约束也随之减小,当壁厚过薄时,车站结构的整体抗侧移刚度进一步削弱,导致车站结构的层间位移角进一步放大,受到拉压弯剪的综合地震作用,顶底板及两边侧墙倒角周围的地震受拉损伤范围也将略有加大。

整体来看,连接装置壁厚过厚时对中柱的保护作用没有明显增强,甚至会加剧中柱端部的应力集中,同时整个体系的造价也将提高;而壁厚过薄时,车站主体结构地震损伤会明显加重。鉴于此,建议选取范围在30～40 mm的壁厚,以在保证地下车站结构整体抗震性能和经济效益的同时,最大程度地发挥预制钢管混凝土柱及其快速连接装置的减震效能,从而提升地铁地下车站结构的整体抗震性能水平。