异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究_王建宁.pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 10 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．10 2020 基金项目国家自然科学基金面上项目 51778290; 51778282 ; 江苏省高 校自然科学基金重大项目 16KJA560001 ; 河北省研究生创新资助 项目 CXZZBS2018038 收稿日期2019 －01 －31修改稿收到日期2019 －02 －26 第一作者 王建宁 男， 博士， 1992 年生 通信作者 庄海洋 男， 博士， 教授， 1978 年生 异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究 王建宁1， 2，马国伟1，窦远明1，庄海洋3，付继赛3 1． 河北工业大学土木与交通学院， 天津 300401; 2． 中国机械工业集团有限公司， 北京100080; 3． 南京工业大学岩土工程研究所， 南京 210009 摘要针对现有异跨地铁地下车站结构抗震分析方法缺乏合理性能评价指标的问题。考虑土体与结构混凝土 的材料非线性和接触非线性， 建立了土异跨地铁车站静动耦合整体时域有限元数值模型， 通过在基岩处输入不同强度 等级和类型的地震动， 研究了异跨地铁车站结构的侧向变形规律与地震损伤特性， 揭示了该车站结构的地震损伤破坏演 化过程， 建立了基于层间位移角与损伤破坏状态的异跨框架式地下车站结构抗震性能水平评价方法与物理特征描述。所 建议的抗震性能评价方法能初步应用于异跨框架式地下结构的抗震性能水平分析。 关键词地铁地下车站; 异跨框架结构; 抗震性能; 层间位移角; 地震损伤 中图分类号TU43文献标志码ADOI 10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 10． 012 Perance levels and uation for seismic behaviors of a large- scale underground subway station with unequal- span frame WANG Jianning1， 2，MA Guowei1，DOU Yuanming1，ZHUANG Haiyang3，FU Jisai3 1． School of Civil and Transportation Engineering，Hebei University of Technology，Tianjin 300401，China; 2． China National Machinery Industry Co． ，Ltd． ，Beijing 100080，China; 3． Institute of Geotechnical Engineering，Nanjing Tech University，Nanjing 210009，China Abstract The existing seismic analysis s and perance uation indicators of large- scale underground subway stations with unequal- span frame are insufficient at present． The nonlinear static and dynamic coupled time domain finite element model was established to simulate the earthquake response among the soil and the complicated underground structure by considering the dynamic contact interaction of the interfaces and the nonlinear properties of soils and concrete under dynamic loading． Based on the modelling，the lateral deation characteristics，seismic damage levels and failure mechanism of the unequal- span underground frame subway station were revealed by ting different intensities and types of ground motion at the bedrock． In addition，the seismic perance uation and physical characteristics of the unequal- span frame type underground station structures based on the inter- layer displacement angle and damage state were proposed． The seismic perance uation developed in this paper can be preliminaryly applied to the seismic perance level analysis of such unequal- span frame underground structures． Key words underground subway station; unequal- span frame structure; seismic perance; inter- layer displacement angle;earthquake damage 1995 年日本阪神地震中， 大开地铁站的塌毁是世 界地震工程史上出现的首例地下结构在地震中完全倒 塌破坏的记录 ［1 －3 ］， 此后以大开站彻底塌毁案例为背 景所开展的城市地下结构抗震研究工作逐渐成为地震 工程与岩土工程领域研究的热点［4 －6 ］。然而， 现有的 地下结构抗震性能研究大多是在既有场地条件下进行 的动力响应分析， 更多意义上是对既定地下结构地震 反应特性的检验和探讨。然而， 开展关于建立地下结 构抗震性能分析方法与评价体系的研究工作仍十分 缺乏。 基于大开地铁站的震害实例， Huo 等 ［7 ］采用位移 比指标对结构不同位置进行了破坏程度水平评价， 马 险峰 ［8 ］从承载能力的角度进一步对该车站结构的中柱 ChaoXing 受力及破坏全过程进行了模拟， 王国波等 ［9 ］建议了以 框架柱层间位移角和有效应力值为考量依据的变形 强度双参数地下框架结构抗震性能评价方法。地下结 构受周围土体的位移约束作用明显， 地震发生时结构 自身的惯性力作用并非地震反应的主要控制因素， 层 间位移角在地上结构基于性态的抗震设计理论研究中 起到了重要作用， 我国地下结构抗震简化计算方法研 究及相关规范的发展也沿用了这一指标［10 －12 ］。Wil- liams 等 ［13 ］的研究表明， 地下结构的抗震性能水平与结 构破坏模式和受力特点紧密相关， 结构的损伤破坏程 度很大程度上取决于结构的变形， 而与结构内力的关 联度不高; 董正方 ［14 ］通过统计大量框架柱拟静力试验 建议矩形地下结构地震三水准下的的层间位移角限值 分别为 1/550， 1/250， 1/70; 王文辉 ［15 ］基于典型地下 RC 矩形框架结构地震破坏模式， 通过参数分析与试验 统计的手段给出了以层间位移角为量化指标的四水平 性能划分方法; 王昕 ［16 ］基于浅埋地下结构的至灾机理， 从结构的整体变形和竖向地震动作用角度出发， 提出 了与中柱轴压比相关的地下结构形态评价指标和分析 方法， 并对今后框架式地下结构的抗震问题提出了具 有针对性的设计建议; 庄海洋等 ［17 ］通过对不同土 － 结 刚度比及不同地震动输入条件下的结构层间位移角进 行分析， 初步给出了典型两层三跨地铁车站结构的弹 塑性工作状态和相应抗震性能水平划分方法。但迄今 为止， 国内外尚未形成成熟一致的地下结构抗震性能 评价方法和评判标准。 随着我国城市轨道交通系统的快速发展， 地铁与 地下综合体等多结构的有机结合在便捷人们出行和生 活方式的同时， 也造成了地铁地下车站结构横截面形 式的规模化和复杂化， 其中一种上宽、 下窄型异跨框架 式地下结构已逐渐成为未来城市地铁规划建设时车站 结构的常用选型 ［18 －19 ］。然而， 相关规范条文还没有针 对此类复杂截面形式的地下结构抗震问题提出详尽可 行的抗震设计方法与指导意见， 并且以往研究所考虑 的地下结构轮廓外形相对简单， 所得到的地震反应规 律和参数建议能否适用于复杂的地下空间结构还有待 进一步验证。因此， 有必要对此类复杂框架式地下结 构的地震损伤演化和弹塑性工作性态进行专门研究， 建立其基于性能的实用抗震水平分析方法。 本文采用整体非线性时域有限元法， 在目前地铁 工程建设中常见Ⅳ类场地基础上构造了土 － 异跨地铁 地下结构静动耦合数值模型进行分析， 研究了异跨车 站结构的地震侧移反应特征及其变化规律， 建立了基 于层间位移角与损伤破坏状态的异跨框架式地下车站 结构抗震性能水平与评价方法， 以期研究成果能够为 完善大型复杂截面地铁地下结构抗震设计及发展相关 抗震性能水平评价方法提供合理建议和参考。 1有限元数值计算模型 1． 1异跨地铁车站工程概况 异跨地铁地下车站选自苏州地铁一号线某中央商 务区 Central Business District，CBD 区域典型浅埋 RC 框架结构 Reinforced Concrete Structure，RC ， 本车站 为上层五跨、 下层三跨的大型复杂异跨地铁车站， 其上 层悬挑部分空间规划为商业开发与购物， 下层为双轨 道地铁车辆通行， 异跨车站埋深 3 m， 高 13． 38 m， 上 层、 下层宽度分别为 31． 5 m 和 18． 9 m， 各层中柱、 边柱 与楼板的连接部位均设置了不同尺寸的纵梁并进行了 加腋， 悬挑跨与下层侧墙相交节点外侧角部加设了尺 寸 1 m 1． 2 m 的钢筋混凝土圈梁并嵌入下层侧墙 0． 2 m， 其横截面特征及详细尺寸如图 1 所示。根据地 铁车站所处的深厚软土场地工程地质条件， 计算模型 采用的土层分布及参数如表 1 所示。 图 1异跨地铁地下车站结构横截面示意图 mm Fig． 1Dimension of the unequal- span underground subway station mm 表 1场地土层分布及参数 Tab． 1Parameters of the site 土层 编号 土层名称 厚度/ m 重度/ kNm －3 弹性模 量/MPa 剪切波速/ ms －1 黏聚力/ kPa 内摩擦 角/ 动泊 松比 1素填土3．0018．48．0140．013．5160．49 2软黏土8．8619．010．0152．715．4260．49 3粉细砂4．5220．514．5167．17．0300．49 4黏土8．0019．412．0158．518．8160．49 5中砂8．0020．921．0172．75．0280．49 6中砂8．0021．227．8205．85．0300．49 7粉质黏土 12．0018．933．0236．312．3280．49 8砂土16．0020．529．0263．26．2300．49 9老黏土11．6219．335．0491．621．0210．49 1． 2有限元分析模型 基于 ABAQUS 有限元计算平台， 建立宽231． 5 m 深 80 m 的数值计算模型， 如图 2 所示。综合考虑计算 39第 10 期王建宁等异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究 ChaoXing 效率与精度并结合土体网格尺寸小于 1/8 ～ 1/4 波长 的划分原则， 将车站结构周围土体的网格尺寸划分为 1 m 1 m， 远场地基的网格尺寸分别为 1 m 2 m， 2 m 1 m 和 2 m 2 m。分别以四节点平面应变缩减 积分 单 元 CPE4 、 四 节 点 平 面 应 变 全 积 分 单 元 CPE4R 和二节点梁单元 B21 对土体、 车站混凝土 及结构内部钢筋进行离散。在二维非线性计算模型 中， 通过刚度等效折减的办法考虑结构中柱的离散化 分布问题， 并将其等效为沿车站长轴方向上的连续墙 体， 等效后的中柱混凝土弹性模量为 3． 85 103MPa。 车站中柱与结构主体为绑定连接; 土体与车站结构之 间的接触面上法向采用硬接触， 二者单元各自独立且 互不侵入， 切向行为服从摩擦定律， 根据现有研究， 本 文中摩擦因数取值为 0． 4。 图 2有限元模型 Fig． 2Mesh of finite element model 为实现土 － 车站结构相互作用的非线性静动耦合 模型计算， 整个计算过程分为两步进行， 通过引用静力 计算结果的方式将其作为动力计算的初始条件。在静 力分析 STEP- 1 时， 基岩面采用固定约束而两侧边则 只限制水平方向上的位移; 在动力分析 STEP- 2 时， 将 静荷载下的分析结果引用于地应力平衡计算， 并在施 加动荷载前进行边界条件转换， 即解除场地两侧边的 水平约束并限制其竖向位移， 基岩面水平方向约束则 转换为地震动输入。 1． 3材料本构模型 土体的动力非线性特性采用改进的记忆型黏塑性 嵌套面动力本构模型来描述。该模型是基于广义岩土 塑性理论， 采用等向硬化和随动硬化相结合的硬化模 量准则给出的总应力增量形式的土体黏塑性动力本构 模型， 能够描述土体的软化特性及循环荷载下的塑性 变形积累特性， 通过对模型参数和土体类型进行设置， 该模型已在一些重大课题研究和工程建设中得到了有 效地应用和验证 ［20 ］。车站结构中的钢筋采用弹性模型 模拟， 其弹性模量为 200 GPa， 混凝土与钢筋的黏结通 过* EMBEDDED ELEMENT 植入命令实现， 不考虑二 者之间的滑移与分离现象。车站结构混凝土采用 ABAQUS 内置 CDP 模型来描述材料受拉和受压破坏时 的刚度衰减规律， 主体部分混凝土强度为 C30， 其材料 对应的计算参数如表 2 所示。 表 2混凝土本构模型参数 Tab． 2Dynamic plastic- damage model parameters of the concrete 材料参数数值 弹性模量 E/MPa3．0 104 泊松比 ν0．18 密度 ρ/ kgm －3 2 500 扩张角 ψ/ 36．31 初始屈服压应力 σc0/MPa14．64 材料参数数值 极限压应力 σcu/MPa20．1 初始屈服拉应力 σt0/MPa2．4 拉伸刚度恢复系数 ωt0 压缩刚度恢复系数 ωc1．0 损伤因子 dc， dt 1． 4输入地震动 本研究分别选取 Kobe 波和 El- Centro 波作为基岩 输入地震动。Kobe 波为 1995 年日本阪神地震中神户 海洋气象台记录的基岩强震加速度记录， 其南北向的 水平向加速度峰值约为 0． 85g， 强震部分持续时间约 10 s。El- Centro 波为 1940 年美国 Imperial 山谷地震时 的中远场强震记录， 其原始峰值加速度约为 0． 35g， 强 震部分持续时间约为 26 s。为模拟不同强度作用下的 结构地震反应， 将上述地震动的基岩输入加速度峰值 Peak Bedrock Acceleration，PBA 分别调整为 0． 05g， 0．10g， 0．15g， 0． 20g， 0． 30g 和 0． 40g， 持时调整为 40 s， PBA 为0．10g 时的地震动加速度时程记录如图3 所示。 2异跨车站结构的侧向变形特征 地下结构的震时反应主要受周围土层位移控制， 现有研究在对传统矩形框架式地铁地下车站结构侧向 变形进行分析时， 通常认为结构在水平地震荷载作用 下将主要发生剪切变形， 其左侧墙与右侧墙沿结构高 49振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 图 3输入地震动的加速度时程记录 Fig． 3Acceleration of ground motion 度的相对位移变化规律基本一致， 不考虑车站结构各 跨间水平相对位移之间的差异， 结构整体的侧摆幅值 仅因输入地震动的不同而有所区别。因此， 矩形截面 地铁地下车站结构的侧移曲线及其水平变形特征可近 似选取任一侧墙的水平位移数据来表征。然而， 对于 上层五跨、 下层三跨的大型复杂异跨地铁车站结构而 言， 结构两侧悬挑跨的存在使得侧墙沿竖向呈阶梯状， 具有间断、 不连续的特点， 结构的横向跨度及其整体动 力反应复杂程度明显增大， 进而结构的侧向变形特征 及其分布规律也将因地基土层与地下主体结构之间相 互作用方式的改变而受到影响。 当输入地震动为 0． 40g 的 Kobe 波时， 图 4 给出了 异跨地铁车站顶底间相对位移分别于左摆、 右摆最大 时刻的结构变形图 放大系数为 1 。以结构处于左摆 幅值时刻的变形为例， 异跨地铁车站的左半部分侧向 层间相对变形明显小于右半部分， 跨中右侧中柱与顶、 底板节点纵梁相交端部位置存在弯曲变形， 上层侧墙 与顶板交接位置也出现了较为明显的凹陷， 车站结构 的左半部分相应构件侧向摆动变形沿高度近似呈线性 分布。出现上述现象的原因 ①由于异跨地铁车站的 特殊截面形式导致结构刚度沿竖向分布不均所致; ②当结构向左摆动时， 结构右侧周围土层主要是推着 右侧墙产生作用进而使结构继续发生变形， 而结构左 侧周围土层主要作用为约束左侧墙体继续发生变形， 异跨车站上层的大跨度特征减小了土层对结构的这种 推动传递效应。因此， 结构向左摆动时， 结构右侧墙的 变形要大于左侧墙， 反之亦然。 图 4峰值时刻结构侧向摆动变形图 Fig． 4Dynamic deation shape of subway station 为进一步明确异跨地铁车站的侧向变形特征， 图 5 给出了不同地震动作用下异跨车站结构顶底间相对位 移， 分别于左摆、 右摆最大时刻主体各侧墙、 中柱、 边柱 所对应的水平相对侧移沿结构高度的变化曲线， 由图 5 可知 1异跨地铁车站结构沿水平跨度方向上的不均 匀侧向变形始终存在， 各竖向构件 侧墙、 边柱、 中柱 沿结构高度变化的水平相对位移曲线之间的差异大小 与基岩输入地震动类型有关， 且其差值随输入地震动 强度的增大而愈发明显。 2当结构发生左摆时， 结构左半部分竖向构 件的相对位移曲线水平较低， 其中以左侧墙的相对 位移曲线数值最小、 左边柱次之、 左中柱最大， 而结 构右半部分竖向构件的相对位移曲线水平较高， 其 中以右中柱水平侧移最大、 右边柱次之、 右侧墙最 小， 反之亦然。出现该现象的原因应为侧墙为纵向 连续构件且其侧移受周围土层的限制， 而中柱、 边柱 则沿纵向呈离散分布且无侧向约束， 其抗侧刚度相 对较小。 3由于异跨地铁车站抗侧刚度沿竖向发生变 化， 此类车站结构的侧移曲线特征与传统规则矩形地 铁车站的反 “S” 型明显不同， 当异跨车站结构左摆时， 结构左侧墙/柱的侧移曲线大致呈线性或“3” 型弯曲， 右侧墙/柱的侧移曲线则明显呈“S” 型， 且二者均在变 跨节点标高附近存在轻微弯曲， 当异跨车站结构右摆 时， 结构左、 右侧墙/柱的侧移曲线规律则与左摆时 相反。 4需要说明的是， 左摆计算结果中左侧墙 /柱 的顶部节点数值会略大于右侧墙 /柱， 右侧墙/柱的 底端部分节点数值为正， 而右摆计算结果中右侧墙 / 柱的顶部节点数值会略大于左侧墙 /柱， 左侧墙/柱 的底端部分节点数值为负。出现上述现象的原因应 为结构在水平摆动过程中存在微倾斜现象， 结构左 摆时该倾斜对于结构的左半部分主要表现为整体转 动， 该转动对结构而言并不产生附加内力， 而结构的 右半部分则在节点处产生弹塑性变形， 该变形将增 大此区域内各跨间的层间相对位移， 对结构的抗震 安全极为不利， 异跨车站右摆时的规律与左摆时正 好相反， 不再赘述。 59第 10 期王建宁等异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究 ChaoXing 图 5结构水平相对位移随高度的变化曲线 Fig． 5Dynamic relative horizontal displacement of subway station with its height 69振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 5总的来说， 为保守起见， 当异跨结构左摆时宜 取其右侧中柱作为结构侧向变形的考量标准， 而当异 跨结构右摆时宜取其左侧中柱作为结构侧向变形的考 量标准， 结构的侧向变形幅值应以二者中绝对值较大 一方为准。 3异跨车站结构的层间位移角 层间位移角是按照弹性方法计算的楼层层间最大 相对位移与层高之比， 该指标在地下结构抗震分析中 起到了重要作用。基于性能的地下结构抗震设计最终 归结为控制地下结构的变形， 使其地震反应变形值不 超过结构预定性能等级的变形允许值， 由于不同车站 结构形式之间破坏机制和动力反应的不同， 目前无法 采用统一的性能指标对其进行量化评估。异跨地铁车 站沿水平跨度方向上存在明显的不均匀侧向变形， 该特征或将导致结构上层悬挑跨处的层间位移角反 应远大于规范根据传统矩形框架地下结构所给出的 性能指标限值， 从而致使此处成为结构整体抗震设 计时的薄弱环节。不同地震波作用下异跨车站结构 上、 下层不同跨处水平层间相对位移的变化趋势线， 如图 6 所示。 图 6结构不同跨间的侧向摆动 Fig． 6Relative horizontal displacement along the span of subway station 由图 6 可知， 结构不同跨处层间相对位移幅值随 输入地震动强度的增大而增大， 同一加载条件下的结 构下层相对位移始终大于结构上层; 在同一楼层， 结构 各跨相对位移幅值沿横向大致呈线性变化。需要注意 的是， 当基岩输入地震动峰值加速度不同时， 结构达到 最大摆动时刻的主摆方向不同， 这是地震动频谱特性 与土体非线性的综合性影响结果， 其中在 0． 05 ～0． 15g 的 Kobe 波和 0． 15 ～0． 40g 的 El- Centro 波作用下， 结构 以右摆时刻为最大摆幅 趋势线斜率为负 ， 而在 0．20 ～ 0．40g 的 Kobe 波和 0． 05 ～ 0． 10g 的 El- Centro 波作用 下， 结构以左摆时刻为最大摆幅 趋势线斜率为正 。 综上可知， 异跨车站结构上层最大层间位移位于 悬挑跨处， 该数值虽略小于结构下层最大层间位移， 但 由于异跨车站结构下层的层高通常要大于上层， 因而 若参照传统矩形框架式车站结构限值的有关规定， 以 结构下层的层间位移角作为此类复杂异跨车站结构抗 震性能的评判标准可能会偏于危险。因此， 图 7 给出 了不同 PBA 强度下异跨车站结构上层、 下层的最大层 间位移角 θmax变化趋势线。由图 7 可知， 异跨车站结构 上层、 下层层间位移角随基岩输入峰值地震动加速度 的增大近似呈线性增长， El- Centro 波作用下异跨车站 结构层间位移角反应较 Kobe 波作用下的计算结果更 为明显; 与典型两层三跨地铁车站不利楼层分布规律 不同， 结构上层的层间位移角始终大于结构下层。参 照 建筑结构抗震设计规范 中地面钢筋混凝土框架结 构弹性层间位移角限值为 1/550 的规定可知， 只有当 基岩输入峰值加速度不超过 0． 10g 时异跨车站结构的 上、 下层均处于弹性工作阶段， 当基岩输入峰值加速度 大于0．10g 时结构各层均处于弹塑性工作阶段或破坏阶 图 7层间位移角随基岩输入峰值加速度的变化 Fig． 7Relationship between the story drift and the peak acceleration 79第 10 期王建宁等异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究 ChaoXing 段。同时， 参照 城市轨道交通结构抗震设计规范 中 地下框架结构弹塑性层间位移角限值 1/250 的规定可 知， 当基岩输入地震动为 0． 30g 的 Kobe 波时， 结构的 层间位移角反应已十分接近该规定限值， 认为此时的 异跨车站结构处于濒临破坏状态， 当基岩输入地震动 为 0． 40g 的 Kobe 波和 0． 30 ～0． 40g 的 El- Centro 波时， 结构层间位移角均超过了 1/250， 此工况中的车站结构 已经发生严重破坏。 4异跨车站结构的抗震性能水平 异跨地铁地下车站在水平向地震作用下的受拉损 伤破坏 DAMAGET 较受压损伤破坏 DAMAGEC 更 为明显， 以地铁工程建设常见场地条件为例， Kobe 波作 用下当 PBA 不同时异跨车站主体结构的受拉损伤分 布， 如图 8 所示。整体上看， 不同输入地震动强度等级 工况中的异跨车站结构受拉损伤破坏分布位置大致相 同， 随着 PBA 的提高 由 0． 05 ～0． 40g ， 结构主体部分 的地震受拉损伤破坏程度逐渐增大。异跨车站结构的 地震损伤演化过程为 悬挑跨中板里端上侧和外端下 侧、 跨中底板上侧、 上层侧墙和边柱顶部内侧最早出现 受拉损伤， 随后悬挑跨顶板里端外侧、 边跨中板靠近边 柱下侧、 下层中柱底部外侧出现受拉损伤， 之后下层中 柱顶部内侧、 上下层侧墙底部外侧、 边跨中板靠近中柱 上侧、 边跨顶板靠近边柱外侧也出现受拉损伤， 随着强震 段持时的积累， 上述部位的受拉损伤程度逐渐增大， 上层 中柱顶部内侧和底部外侧也随之出现受拉损伤， 最后， 当 地震动达到峰值强度时， 结构跨中各楼板靠近中柱的上 侧、 下层侧墙顶部内侧、 边跨底板上侧及端部外侧均出现 不同程度受拉损伤， 至此， 结构主体部分的受拉损伤区分 布基本形成。当地震结束时， 结构上下层中柱、 边柱受拉 损伤逐渐向柱中部扩展， 上下层侧墙的顶底部、 悬挑跨中 板的端部、 边跨底板的端部以及跨中各楼板端部等部位 的受拉损伤较为严重， 且均有发展成为贯通损伤的趋势， 这些部位的混凝土已接近完全破坏状态。 图 8异跨车站结构的地震受拉损伤分布 Fig． 8Earthquake tension damages of unequal- span subway station 为进一步明确异跨车站结构弹塑性工作状态和抗 震性能水平与结构地震损伤破坏间的关系， 各 PBA 加 载强度下结构的地震受拉损伤程度与工作性态可具体 描述为 1当 PBA 0． 05g 时， 车站结构顶板局部节点外 侧、 下层中柱顶部内侧和边跨中板端部位置发生轻微 地震损伤， 结构悬挑跨中板里端上侧和外端下侧、 跨中 底板上侧、 上层侧墙和边柱顶部内侧、 下层侧墙和中柱 89振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 底部外侧等部位受拉损伤较为明显， 结构上层、 下层的 层间位移角分别对应为 0． 96/1 000 和 0． 94/1 000， 此 时的异跨车站结构已经超过了弹性工作阶段， 进入弹 塑性工作阶段， 但受拉损伤破坏尚未遍布至整个主体， 可认为结构只发生了轻微破坏。 2当 PBA 0． 10g 时， 结构顶板与上层边柱及上 层侧墙相交节点区域的地震损伤明显加重， 上层中柱 顶底部位出现可见损伤， 下层侧墙顶部内侧和底板端 部外侧也出现了轻微受拉破坏， 个别部位的受拉损伤 已有贯穿其横截面的趋势， 此时结构主体部分的受拉 损伤分布基本形成， 其上层、 下层的层间位移角分别对 应为 1． 71/1 000 和 1． 54/1 000， 此值虽与地上框架结 构和以往关于矩形框架地下结构弹性层间位移角限值 ［ θ e］1/550 的规定或建议十分接近， 但可认为结构已 发生了中等破坏。 3当 PBA 0． 15g 时， 异跨车站结构上层侧墙及 边柱顶底部的破坏范围进一步向中间扩展， 上下层中 柱与纵梁节点区域的损伤进一步增大， 悬挑跨中板端 部受拉损伤基本已贯穿楼板， 但此时结构在各柱端部 横截面处损伤破坏尚未贯通， 可认为仍处于中等破坏 水平， 其对应结构上层、 下层的层间位移角分别为 2． 57/1 000 和 2． 15/1 000。 4当 PBA 0． 20g 时， 下层侧墙及中柱顶底部的 破坏程度进一步增大并逐渐向中间发展， 结构顶板各 节点区域、 底板边跨和端部的地震损伤愈发显著， 鉴于 各竖向构件节点部分的损伤尚未明显贯通， 认为此时 的结构仍处于中等破坏水平， 其对应结构上层、 下层的 层间位移角分别为 2． 76/1 000 和 2． 62/1 000。 5当 PBA 0． 30g 时， 除上述各节点区域的地震 损伤进一步加重外， 结构上层中柱的破坏程度也出现 了向中部发展的趋势， 同时， 各楼板的端部和上下层侧 墙的顶底部分受拉损伤均严重， 上层中柱顶端的受拉 破坏已贯穿整个横截面， 此时的异跨车站结构已发生 了较为严重的地震破坏， 其对应结构上层、 下层的层间 位移角分别为 3． 02/1 000 和 2． 95/1 000。 6当 PBA 0． 40g 时， 车站结构的受拉损伤进一 步贯穿了下层侧墙的顶底端部和上下层中柱的顶底端 部等构件的横截面， 同时， 变跨节点圈梁附近区域的损 伤破坏十分突出， 上下层各中柱、 边柱的受拉损伤均呈 斜向贯通分布， 整体上看， 结构的地震破坏分布已不仅 仅限于各节点端部区域， 认为此时的结构已发生了十 分严重的地震破坏， 但在此强度的地震作用下尚未出 现结构塌毁失效， 其对应的结构上层、 下层层间位移角 分别为 4． 93/1 000 和 4． 72/1 000。 由上述分析可知， 鉴于异跨框架式地铁车站结构 的特殊外形， 即使在较小的地震强度 PBA 0． 05g 作 用下结构也已超过了弹性工作状态并处于弹塑性工作 阶段。因此， 本文以上下层侧墙和中柱、 边柱等构件顶 底部尚未出现可见受拉损伤时刻的结构变形作为弹性 工作阶段的极限状态， 此时结构上层、 下层对应的层间 位移角分别为 0． 35/1 000 和 0． 34/1 000， 该值远小于 地上框架结构关于［ θe］ 的规定， 也比现有关于传统矩形 地下框架结构层间位移角的相关研究结果更为严格。造 成该结果的原因应为地下结构浅埋于土体之中， 其变形 与内力主要受周围岩土体的侧向变形控制而非源于其惯 性力效应的地震反应特点与地上结构不同， 进而仅从延 性的角度对地下结构抗震安全进行评价难以体现其真 实的受力状态; 另一方面， 结构顶板上方的覆土自重完 全施加于结构主体， 各竖向抗侧构件本身已处于高轴 压状态， 而对于此种异跨悬挑型结构而言， 结构悬挑跨 处的板墙构件及局部节点区域因受力不利而成为了抗 震时的薄弱环节， 进而在地震中将较早发生破坏。 综上， 异跨框架式地铁地下结构与传统规则矩形 地铁车站的薄弱部位不同， 计算结果显示异跨车站上 层层间位移角始终大于结构下层， 其主要薄弱构件为 悬挑跨处的中板和侧墙。基于保守原则， 本文以异跨 车站下层层间位移角为定量指标， 建议了此类复杂形 式地下结构的地震损伤破坏描述与其相应抗震性能水 平划分方法， 其中采用的弹性和弹塑性层间位移角限 值分别为 0． 3/1 000 和 2． 6/1 000， 如表 3 所示。 表 3异跨地铁地下车站结构的抗震性能水平划分 Tab． 3Seismic perance levels of unequal- span underground subway station 抗震性能水平层间位移角限值性能描述 Ⅰ基本完好θmax≤ 0． 3 1 000 结构主体处于弹性工作阶段， 地震后结构不破坏或局部轻微破坏， 侧墙、 中柱等主要构件没 有发生地震损伤， 不影响正常通车与安全， 无需修补即可保证使用功能完备。 Ⅱ轻微破坏 0． 3 1 000 ＜ θ max≤ 0． 9 1 000 结构主体进入弹塑性工作阶段， 地震后可能发生轻微破坏， 下层中柱、 上层边柱和悬挑跨板 墙等薄弱部位发生局部破坏， 经简单修补， 能够恢复其正常使用功能。 Ⅲ中等破坏 1． 5 1 000 ＜ θ max≤ 2． 6 1 000 结构处于弹塑性工作阶段， 地震后可能发生破坏， 悬挑跨处侧墙与中板破坏严重， 部分框架 柱端部出现混凝土剥落、 钢筋屈服， 但结构整体地震损伤处于可修水平， 能够保证震时人员 生命安全， 经加固修补后可恢复其通车和正常使用功能。 Ⅳ严重破坏 2． 6 1 000 ＜ θ max 结构处于弹塑性工作阶段， 地震后各构件节点部位均破坏严重， 悬挑跨板墙等薄弱部位发 生较大破坏， 主体部分框架柱进入承载能力极限状态， 震时丧失使用功能并威胁人员生命 安全， 但未出现局部或整体倒塌， 修复难度较大。 99第 10 期王建宁等异跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平与评价方法研究 ChaoXing 5结论 1沿水平跨度方向上的不均匀侧向变形是此类 异跨地铁车站结构侧向位移的主要特征， 各竖向构件 侧墙、 边柱、 中柱 沿结构高度变化的水平相对位移曲 线之间的差异大小与基岩输入地震动类型有关， 且其 差值随输入地震动强度的增大而增大。 2当异跨地铁车站发生左摆时， 结构左半部分 竖向构件的相对位移曲线水平较低， 其中以左侧墙的 相对位移曲线数值最小、 左边柱次之、 左中柱最大， 而 结构右半部分竖向构件的相对位移曲线水平较高， 其 中以右中柱水平侧移最大、 右边柱次之、 右侧墙最小， 反之亦然。 3异跨车站结构不同跨处层间相对位移幅值随 输入地震动强度的增大而增大， 同一加载条件下的结 构下层相对位移始终大于结构上层; 在同一楼层， 结构 各跨相对位移幅值沿横向大致呈线性变化。 4异跨车站结构上层、 下层层间位移角反应随 基岩输入地震动峰值加速度的增大近似呈线性增长， 结构上层的层间位移角始终大于结构下层， 悬挑跨位 置是异跨地铁车站结构整体抗震设计时的薄弱环节。 5本文所建议的基于层间位移角的弹塑性状态 判别及抗震性能水平划分本质上属于基于变形指标的 单因素参数控制方法， 其能够合理表征结构在地震荷 载作用下发生的峰值变形和极限破坏， 但在考虑地震 动持时和序列地震效应等影响的累积损伤破坏方面仍 有不足， 发展能够表征地下结构破坏机制和动力灾变 全过程的多参数评价方法仍有待进一步研究。 参 考 文 献 ［1］ HASHASH Y M A，HOOK J J，SCHMIDT B，et al． Seismic design and analysis of underground structures［ J］ ． Tunnelling and Underground Space Technology， 2001， 16 4 247 －293． ［2］ IIDA H，HIROTO T，YOSHIDA N，et al． Damage to Daikai sub