可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析_王建宁(1).pdf

 振动与冲击 第 39 卷第 7 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．39 No．7 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 2018 －09 －11修改稿收到日期 2019 －02 －03 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 E- mail zhuang7802163． com 可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析 王建宁1， 2，付继赛3，庄海洋3，窦远明1，马国伟1 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 地基液化是导致地铁地下车站结构在地震中发生严重破坏的重要威胁之一， 然而目前对可液化场地中地 铁地下车站结构地震反应的研究较少， 尤其是针对大型复杂异跨地铁地下车站结构地震反应的研究更是少见。通过引入 砂土液化大变形本构模型， 采用有限元网格自适应调整技术克服土体网格大变形的畸变问题， 建立了可液化场地土一复 杂异跨地铁车站结构静动耦合非线性相互作用的有限元数值模型， 分析了该相互作用体系的场地液化分布特征、 异跨车 站结构上浮特征、 周围场地位移沉降及矢量特征、 结构侧向变形和地震损伤破坏特征等， 初步揭示了该相互作用体系的地 震反应规律及液化地基中大型异跨地下结构的地震破坏特征， 研究成果可为提高可液化场地中异跨地铁车站结构地震反 应的认识及完善其抗震设计方法提供合理的参考。 关键词 地铁车站; 异跨地下结构; 砂土液化; 地震反应; 抗震性能 中图分类号 TU43文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2020． 07． 024 Seismic response analysis of complex subway station structure with unequal- span in liquefiable foundation WANG Jianning1， 2，FU Jisai3，ZHUANG Haiyang3，DOU Yuanming1，MA Guowei1 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 AbstractFoundation liquefaction is one of the important causes for serious damage of subway underground station structure in earthquake． However， there is a little research on the seismic response of subway underground station structure in liquefiable sites at present． The research on the seismic response of large and complex underground station structures with unequal spans is even more rare． In this paper，by introducing the large deation constitutive model of sand liquefaction and using the finite element mesh adaptive adjustment technique to overcome the distortion of soil mesh large deation，a finite element numerical model of static and dynamic coupling nonlinear interaction between liquefied site soil and complex unequal span subway station structure was established．The distribution characteristics of site liquefaction， floating characteristics of unequal- span station structure， displacement settlement and vector characteristics of surrounding site，lateral deation and seismic damage characteristics of the interaction system were analyzed． The seismic response law of the interaction system and the seismic failure characteristics of large- scale unequal- span underground structures in liquefied foundation were preliminarily revealed． The research results help to improve the understanding of the seismic response of unequal- span subway station structures in liquefied sites and the seismic design s． Key wordssubwaystation;unequal- spanundergroundstructure;sandliquefaction;seismicresponse; seismic perance 地震发生时， 由饱和砂土液化引起的土层大变形 是造成建 构 筑物发生严重震害的重要原因之一［1 ］。 现有震害资料表明， 因地基液化导致地下结构发生严 重破坏的记录屡见不鲜。例如， 1993 年日本北海道 Kushiro- Oki 地震中 Kushiro 市发生大面积液化， 其中以 Kushiro 港口地区液化现象最为突出， 液化造成了大量 ChaoXing 地下管线的严重破坏 ［2 ］; 1994 年日本北海道东部海域 Hokkaido Toho- Oki 地震造成 Kushiro 港西港区码头储 油罐附近场地发生了明显的液化， 并引起了大范围的 地基沉降和土层水平变形， 其他处于液化地基中的地 下管网也遭受了不同程度的上浮破坏［3 ］; 1995 年日本 阪神地区发生里氏 7． 2 级地震， 大规模的地铁车站、 区 间隧道、 综合管廊、 埋地管线等地下构筑物遭到破坏， 其中地基液化是造成众多地下结构发生严重震害的重 要原因之一 ［4 ］。因此， 对处于可液化场地中的地铁地 下结构抗震性能进行研究具有重要意义。 1995 年日本阪神地震中大开地铁车站的塌毁是世 界地震工程史上出现的首例地下结构完全倒塌破坏的 记录， 此后地铁地下结构的抗震研究工作受到了世界 各国学者的广泛关注并取得了较大发展［5- 6 ］。然而， 目 前关于场地液化效应对土- 地铁地下车站结构相互作用 体系地震反应的影响以及结构周围土体液化过程中场 地土的动力反应特性和地下结构的破坏机理方面的研 究工作开展不多。王刚等 ［7 ］、 Liu 等［8 ］、 刘春晓等［9 ］和 崔春义等 ［10 ］对可液化地基中的小型单层双跨地铁车站 结构地震反应进行了探讨并得到了一些有益的结论， Chen 等 ［11- 12 ］和 Tomari 等［13 ］分别以不同结构形式的矩 形地下结构为研究对象， 通过室内模型试验的方法揭 示了可液化场地中土大型地下车站结构动力相互作 用的地震反应规律和灾变机理。 随着城市化进程的不断推进和轨道交通系统的快 速发展， 上宽、 下窄型异跨地铁车站结构已逐渐成为城 市地下大空间开发时地铁车站结构的常用形式。然 而， 关于此类新型复杂异跨车站结构的研究工作开展 十分有限， Zhuang 等 ［14- 15 ］、 路德春等［16 ］、 陈苏等［17 ］曾 对处于深厚软土场地中的异跨地铁车站地震反应规律 进行过初步探讨， 但由于场地土体性质所导致的结构 地震反应、 上浮特征、 灾变机理及破坏模式将存在明显 差异， 相关研究成果还不足以指导日益更新的地铁地 下车站结构抗震设计。对于受周围地层变形约束作用 为主的地下结构而言， 外部轮廓的变化将明显影响结 构整体的抗震性能和地震动力响应特征， 同时场地液 化引起的土层大变形及地下结构上浮也将对结构的抗 震安全造成重大威胁。以往研究中的地铁地下车站结 构外部轮廓多为简单的规则矩形， 关于新型异跨复杂 截面地铁地下车站结构的抗震性能还有待进一步探 讨， 因此， 有必要对处于液化场地中的新型复杂异跨截 面地铁地下车站结构地震反应规律进行专门研究。 综上所述， 本文以新型复杂异跨地铁地下车站结 构为主体， 通过引入砂土液化大变形本构模型， 采用有 限元网格自适应调整技术克服土体网格大变形的畸变 问题， 建立了可液化场地土- 复杂异跨地铁车站结构静 动耦合非线性相互作用的有限元数值模型， 分析了该 相互作用体系的场地液化分布特征、 异跨车站结构上 浮特征、 周围场地位移沉降及矢量特征、 结构侧向变形 特征和地震损伤破坏特征等规律， 并给出了一些有价 值的研究结论和新发现。 1计算模型及方法 1． 1结构及场地条件 本文以苏州某地铁地下车站为工程背景， 该车站 属于上层五跨、 下层三跨的大型复杂截面地下车站结 构， 所选用的异跨车站结构主体部分横断面尺寸如图 1 所示。通过对长江中下游地区河漫滩相形成的典型地 层条件进行适当简化， 本文计算模型所选用的工程场 地地质条件土层分布及其物理力学参数如表 1 所示。 1． 2材料的本构模型 土体的本构模型采用庄海洋等 ［18- 19 ］建立的砂土液 化大变形动力本构模型， 该模型是在 Yang 等 ［20- 21 ］提出 的砂土液化大变形本构模型基础上， 通过引入软土记 忆型黏塑性嵌套面动力本构模型中的硬化规则， 推导 了该模型中硬化参数 m 以及 π 偏应力平面上的屈服面 中心点坐标 α 的硬化增量计算公式， 从而改进了原有 模型中硬化参数增量计算容易出错及硬化规则不连续 性等问题， 关于该模型的详细介绍及本构模型参数见 文献［ 18- 19］ 。 混凝土的动力本构模型采用 Lee 等 ［22 ］提出的黏塑 性动力损伤模型， 该模型基于混凝土的断裂能原理， 在 Lubliner 等 ［23 ］提出的塑性损伤模型基础上进行改进， 分别采用两个损伤变量来描述混凝土受拉和受压破坏 时的刚度衰减规律， 并采用多个硬化变量来修正模型 中的屈服函数， 建立了混凝土在循环荷载作用下的动 力塑性损伤本构模型。地铁车站结构主体及地下连续 墙部分的混凝土强度为 C30， 混凝土对应的动力损伤模 型参数如表 2 ～ 表 4 所示 ［24 ］。 图 1异跨地铁车站结构横截面尺寸 mm Fig． 1Cross sectional dimension of the unequal- span subway station mm 171第 7 期王建宁等 可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析 ChaoXing 表 1场地土层分布与参数 Tab．1Distribution and parameters of the site 土层编号土层名称厚度/m重度/ kNm －3 剪切模量/MPa 弹性模量/MPa 内摩擦角/ 泊松比孔隙比 1素填土3． 019． 325． 27． 0160． 30－ 2细砂 中密47． 019．360． 07． 0300． 300． 474 3老黏土 硬塑10．019． 3120． 27． 0180． 35－ 表 2混凝土本构模型参数 Tab．2Dynamic Plastic- damage model parameters of the concrete 参数数值参数数值 弹性模量 E/MPa 3． 0 104极限压应力 σcu/MPa20． 1 泊松比 ν0． 18初始屈服拉应力 σt0/MPa2． 4 密度 ρ/ kgm －3 2 500拉伸刚度恢复系数 ωt0． 0 扩张角 ψ/ 36． 31压缩刚度恢复系数 ωc1． 0 初始屈服压应力 σc0/MPa13．0损伤因子dc， dt 表 3混凝土压应力及损伤因子随塑性应变的变化 Tab．3Relations of compression stress and damage factor versus plastic strain 参数数值 塑性应变/0． 000． 04 0． 080． 120． 160． 200． 240． 360． 500． 751． 00 压应力/MPa14．6417．33 19．4420． 1020． 1818． 7217． 2512． 868． 666． 253． 98 损伤因子 dc 0． 0000．1130． 2460．3410． 4270． 5010． 5660． 7140． 8240． 9220． 969 表 4混凝土拉应力及损伤因子随开裂位移的变化 Tab．4Relations of tension stress and damage factor versus plastic strain 参数数值 开裂位移/mm0．0000． 0660． 123 0．1730． 2200． 3080． 3510． 3940． 4380． 482 拉应力/MPa2．4001． 617 1．0840．7260． 4870． 2190． 1470． 0980． 0660． 042 损伤因子 dt 0． 0000．3810． 6170．7630． 8530． 9440． 9650． 9780． 9870． 992 1． 3有限元分析模型 为了尽量消除截取边界的影响， 本文选取地基计 算宽度为 231． 5 m， 深度为 60 m， 土体、 车站结构及地 下连续墙的网格划分如图 2 所示， 车站结构两侧 16 m 范围及底板下方一定高度范围内的土体均进行了网格 加密处理。采用四节点平面应变缩减积分单元对土体 和车站结构进行离散， 采用 ALE Arbitrary Lagrange- Euler 方法描述液化土体的网格流动， 克服砂土液化大 变形引起的单元网格畸变问题 ［25- 26 ］; 通过刚度等效折 减的办法考虑二维非线性有限元模型中柱的连续化问 题， 等效后的中柱混凝土弹性模量 E 3． 85 103MPa; 混凝土结构中的钢筋采用植入杆单元进行模拟， 不考 虑钢筋与混凝土之间的滑移与分离现象， 钢筋的弹性 模量 E 1． 2 106MPa， 密度 ρ 4． 71 104kg/m3， 泊松 比 υ 0． 3。 图 2有限元模型网格划分示意图 Fig． 2Meshing plan of the finite element model 为实现土- 异跨地下车站结构相互作用的非线性静 动耦合模型计算， 在静力分析时基岩面采用固定约束 而两侧边则限制水平方向上的位移， 随后将静荷载下 的分析结果用于地应力平衡计算， 在施加动荷载前进 行边界条件转换， 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波输 271振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 入; 根据已有研究成果［27 ］， 为使计算模型更符合实际情 况， 在静力和动力计算过程中的场地表面均考虑了 20 kPa 的地面超载。 土与地下车站结构之间的动力接触关系均通过定 义不同介质之间接触面对的力学传递特性， 建立接触 面力传递的力学模型和接触方程， 通过接触算法求解 接触方程。土与地铁车站结构之间的接触面法向接触 采用 “硬” 接触， 即认为当土体与地铁车站结构间出现 拉力时接触面将立即分离; 切向接触服从 Coulomb 摩 擦定律， 即当接触面上剪应力大于它们之间的最大摩 擦力时将发生土体相对地下结构产生切向滑动， 本文 选取摩擦因数为 0． 4［28 ］。 本文研究中， 分别选取了 Kobe 波、 El- Centro 波和 南京人工波作为基岩输入地震动， 因计算结果在规律 上基本一致。因此， 本文选取具有明显近场地震动频 谱特性的 Kobe 波作为基岩输入地震动时的计算结果 进行分析。Kobe 波为 1995 年日本阪神地震中神户海 洋气象台记录的强震加速度记录， 其南北向的水平向 加速度记录原始峰值加速度为 0． 85 g， 强震部分持续 时间约为 10 s。在输入地震动时， 将基岩面输入地震 动峰值加速度 PBA 分别调整为0． 1 g、 0． 2 g、 0． 3 g， 输 入地震动持时为 30 s， 峰值加速度为 0． 1 g 时的加速度 时程及反应谱， 如图 3 所示。 图 3 Kobe 波的加速度时程及反应谱 Fig． 3Acceleration time- history and response spectra of the Kobe wave 2计算结果分析 2． 1周围场地液化分布特征 为了说明大型复杂异跨地铁地下车站结构对周围 场地液化分布的影响， 图 4 给出了基岩输入峰值加速 度分别为 0． 1 g、 0． 2 g 和 0． 3 g 时的地基液化分布特征 图中 SDV52 为动孔压比， 当 SDV52 数值大于 1． 0 时 认为土体已经发生液化 。 由图 4 可知， 异跨车站结构两侧场地的液化范围 基本呈对称分布， 车站结构附近的土体受地下结构影 响， 其抗液化性能较好且没有发生明显的液化现象， 即 地下车站结构的存在将对两侧土体的液化具有抑制作 用， 整体上看， 远场地基的液化区域随着输入地震动强 度的增大而扩大。 异跨车站结构底板、 悬挑中板下方的土体发生了 明显的液化， 其中悬挑中板下方土体的液化区域仅限 于结构下层层高范围内， 而底板下方的土体液化深度 则较大并且随着基岩输入峰值加速度的增大而增大， 当 PBA 分别为0． 1 g、 0． 2 g 和0． 3 g 的 Kobe 波作用下， 结构底板下方土体最大液化深度分别为 26． 82 m、 30． 01 m 和 35． 16 m， 该数值远大于规范中可判定为不 液化土层的深度标准 20 m 。造成上述结果的原因应 为异跨地铁地下车站结构的规模较大， 土层开挖和液 化过程中结构的上浮对结构下方土体的竖向卸载作用 明显， 致使该部分土体的孔压能够快速增长， 进而底板 下方深部土体也发生了液化， 二者在地震荷载作用下 的相互作用最终导致了深部土层液化的结果。 此外， 在紧邻结构底板及悬挑中板的下方土层中 出现了明显的负孔压区域， 该区域随地震强度等级的 变化不明显且在较小地震 PBA 0． 1 g 作用时便已出 现， 该区域的存在应为异跨车站结构的上浮作用所致， 进一步说明了此类大型异跨车站结构的液化上浮特征 十分突出， 也间接说明了底板下方土层液化深度较大 的解释是合理的， 因此， 该类结构在地震中的液化上浮 破坏需引起足够的重视。总的来说， 可液化场地中异 跨车站结构周围场地的液化分布特征与传统两层三跨 车站结构大致相同， 但其底板下方土体的液化程度更 高， 在地震荷载作用下更容易遭受上浮破坏。 2． 2异跨地铁地下车站结构上浮反应特征 由上节分析可知， 由于大型异跨地铁地下车站结 构本身的特殊外形， 结构底板下方的土体液化现象更 为突出， 进而结构的上浮较传统矩形车站结构更为明 显， 此外， 限于悬挑中板下方土层液化区域的增长， 车 站结构悬挑跨部分的上浮量可能与中间三跨部分的上 371第 7 期王建宁等 可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析 ChaoXing 图 4 Kobe 波作用下地基液化分布特征 Fig． 4The distribution characteristics of ground liquefaction under Kobe wave 浮量存在差异， 因此， 为明确此类异跨地铁地下车站结 构在地震荷载作用下的上浮特征， 图 5 和表 5 分别给 出了 Kobe 波作用下车站结构顶板右半部分不同位置 处的上浮时程曲线及上浮反应幅值。 图 5车站结构顶板上浮时程曲线 Fig． 5Floating time- history curves of the station structural roof 表 5 Kobe 波作用下车站结构上浮反应幅值 Tab．5Peak floating responses of the subway station subject to Kobe motion cm 参考位置 PBA 0． 1 g0． 2 g0． 3 g 中间跨中点1． 0711．6735． 87 右边跨中点0． 5811．4935． 71 悬挑跨中点－0． 5310．4634． 89 顶板右墙角－1． 449． 4433． 83 差异上浮2． 512． 232． 04 由图、 表可知， 车站结构整体的上浮随着基岩输入 峰值加速度的增大而增大， 当输入峰值加速度较小时 PBA 0． 1 g ， 结构中间部分在地震结束后较初始有 略微上浮， 两侧悬挑部分则有少许沉降， 而当输入峰值 加速度增大时， 车站结构基本呈整体上浮状态。此外， 结构中心点处的上浮量与悬挑跨部分的上浮量始终存 在着数值上的差异， 其中以结构中间跨的上浮量最大， 其余位置的上浮量则随着中心距离的增大而逐渐减 小， 并且在顶板右墙角处达到最小值。当基岩输入峰 值加速度分别为 0． 1 g、 0． 2 g 和 0． 3 g 时， 结构中间跨 中点与顶板右墙角点处最终的竖向位移差异分别为 2． 51 cm、 2． 23 cm 和 2． 04 cm， 这说明结构在小震时就 已经出现很明显的差异上浮， 这对结构的抗震安全十 分不利， 从异跨车站结构的差异上浮量上看， 结构在大 震时貌似更安全， 然而计算结果表明， 该车站结构在大 震时的整体上浮量非常可观， 最大位置的竖向位移可 达 35． 87 cm， 这将导致整个主体结构发生严重的上浮 破坏。 造成上述现象的原因应为结构底板下部土层较早 发生液化， 在结构主体逐渐上浮与深部土层进一步液 化的相互作用过程中， 车站结构中间三跨的上浮十分 明显， 而结构上层悬挑跨下方的土层液化程度不高， 并 且此区域的土层颗粒向已经液化的结构底部移动， 进 一步削减了悬挑跨部分的上浮， 最终导致了结构整体 471振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing 的差异上浮。由结构的对称性可知， 此类大型异跨车 站结构的中部上浮较两侧悬挑部分更为明显， 顶板及 中板的悬挑部分将承受很大的弯曲变形和附加内力， 这些区域将成为液化场地中异跨地铁地下车站结构抗 震设计的薄弱环节。 图 6 给出了当基岩输入峰值加速度不同时场地的 位移矢量图及竖向位移变化示意图。由图可知， 当结 构底板下方土层发生液化时， 结构两侧场地土体逐渐 向结构下方移动， 该流动进一步加剧了结构的上浮， 同 时对于此类大型异跨地铁地下车站结构而言， 结构上 层突出、 下层缩进的构造形式将更有利于两侧土体向 结构下部的移动， 进而结构和周围场地的上浮区域整 体上呈三角状， 并且在上浮区域的两侧则存在有不同 程度大小的震陷区， 该区域范围与地震强度等级、 场地 液化程度及结构上浮量等因素有关， 例如当基岩输入 地震动为 0． 1 g、 0． 2 g 和 0． 3 g 的 Kobe 波时， 场地震陷 区域的主要范围分别为结构上层侧墙两侧的 5 ～16 m、 7 ～22 m 和 9 ～27 m， 场地震陷区域的范围及数值具有 一定程度的增大趋势。 图 6 Kobe 波作用下地基位移示意图 Fig． 6The displacement diagram of ground under Kobe wave 2． 3异跨地铁地下车站结构变形特征 非液化场地异跨地铁车站结构的侧移特征表明， 此类不连续侧墙结构的侧移曲线与典型矩形车站结构 的侧移曲线不同， 左侧墙与右侧墙在某一时刻的水平 摆动曲线存在较大差异， 因此结构周围地基液化分布 的变化必将对此产生重要影响。地震结束时结构的变 形如图 7 所示 放大 40 倍 ， 结合数值计算结果的动画 时程可知， 液化场地中的异跨车站结构左右摆动与结 构上浮同步进行， 尤其是当 PBA 较大时， 结构整体的上 浮现象十分明显， 进而主体结构的内力分布和水平侧 移反应将与非液化场地具有很大差异。 为进一步分析异跨车站结构的整体变形特征， 图 8 给出了异跨车站主体结构顶底间左右摆动相对位移最 大时刻所对应的结构左侧墙和右侧墙水平侧移沿结构 高度的变化曲线， 表 6 给出了不同工况下异跨车站结 构跨中上层、 下层及顶底间的层间位移角。 由图、 表可得如下规律 1 在 Kobe 波作用下， 液化场地中的异跨地铁车 站结构左摆幅度较右摆幅度更大， 二者均随 PBA 的增 大而增大， 并且侧移增长幅度逐渐减小。 然而， 结构的 571第 7 期王建宁等 可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析 ChaoXing a PBA 0． 1 g b PBA 0． 2 g c PBA 0． 3 g 图 7车站结构变形图 Fig． 7Dynamic deation shape of the station structure a 左摆 b 右摆 图 8车站结构侧墙水平摆动幅值曲线 Fig． 8Horizontal displacements of the structural side wall 表 6车站结构层间位移角 Tab． 6The storey displacement angle of the station 工况上层下层顶底 0． 1 g1/7901/8031/870 Kobe0． 2 g1/3181/3321/325 0． 3 g1/4031/3941/397 层间位移角变化规律则为先增大后减小， 各层的层间 位移角均在在 PBA 0． 2 g 时达到最大， 在大震时反而 会有一定程度的减小现象， 这一结果与与非液化场地 中的结果具有明显差异［14 ］。出现上述现象的原因应为 液化场地中的异跨车站结构水平摆动始终伴随着结构 的上浮作用， 在强震时结构的上浮反应较大， 导致水平 侧移的增长幅度减小， 同时， 本文结构层间位移角计算 方法主要是基于跨中楼板间的相对位移所得， 在结构 侧墙出现较大变形时可能结构中间跨部分受到的影响 很小， 此方面的内容还需进一步研究。 2 异跨车站结构左、 右侧墙水平侧移沿结构高 度的变化曲线并不完全相同， 在本文计算工况中， 结构 上层的差异较下层更为明显， 左摆时刻的差异较右摆 更为明显， 0． 2 g 工况的差异较 0． 3 g 工况更为明显。 以左摆曲线为例， 左侧墙的曲线在结构上层和下层均 呈凹状， 而右侧墙的曲线在结构上层和下层均曾凸状， 造成该现象的原因应为结构中部三跨部分与两侧悬挑 跨部分的差异上浮所致。 3 总体来看， 参照地面钢筋混凝土框架结构的 弹性层间位移角限值 1/550 的规定， 只有当输入峰值 加速度较小时 PBA 0． 1 g 结构的上层、 下层及整体 均处于弹性工作状态， 其他工况中的异跨车站结构均 处于弹塑性工作状态， 其中当 PBA 0． 2 g 时， 结构上 层的层间位移角达到了 1/318， 与城市轨道交通结构 抗震设计规范 GB 509092014 中 7． 7． 2 节规定的 1/250 限值已十分接近， 考虑到本文采用异跨车站结构 层间位移角计算方法的不足， 悬挑跨部分可能已十分 危险。此外， 虽然输入峰值加速度为 0． 3 g 时结构的层 间位移角较 0． 2 g 工况略有减小， 但此时结构整体的上 浮量水平已经达到了 35 cm， 强震中的结构上浮将导致 更为严重的地震破坏。从这点上看， 只考虑主体结构 侧向变形的抗震设计计算方法对于处在液化场地中的 异跨地铁地下车站结构而言将偏于危险。 2． 4异跨地铁地下车站结构地震损伤特征 异跨地铁地下车站结构的不均匀上浮将对主体结 构及其局部构件的损伤破坏模式产生重要影响， 图 9 给出了结构主体部分在不同地震强度 Kobe 波作用下 的 受 压、受 拉 损 伤 分 布 图 图 中 DAMAGEC 和 DAMAGET 分别为混凝土受压、 受拉损伤因子， 当其值 大于0时表明该处混凝土已产生受压/受拉损伤， 当其 671振 动 与 冲 击2020 年第 39 卷 ChaoXing a PBA 0． 1 g b PBA 0．2 g c PBA 0．3 g 图 9车站结构地震损伤云图 Fig． 9Damage nephogram of the subway station 值接近 1 时代表混凝土几乎已发生完全受压/受拉破 坏 。 由图 9 可知， 液化场地中的异跨车站结构整体受 压损伤程度比较低， 随着 PBA 的增大， 结构柱端受压损 伤虽有增大趋势， 但其增长幅度十分有限， 可以认为地 震动强度的增大对此影响不明显。整体上看， 异跨车 站结构的受拉损伤破坏比较明显， 结构楼板的受拉损 伤主要发生在悬挑跨顶板的内端外侧、 中板悬挑跨的 内端上侧和外端下侧， 这些区域的地震损伤程度与处 于非液化场地中的车站结构相比更为严重。对于结构 中柱和侧墙而言， 侧墙的受拉损伤主要出现在下层侧 墙的底部外侧、 上层侧墙的顶部内侧和底部外侧， 而中 柱的受拉损伤则主要出现在下层柱的底端和上层柱的 顶端。特别注意的是， 即使在很小的地震强度 PBA 0． 1 g 下， 结构悬挑跨的顶板和中板内端上侧就已经出 现了较为严重的受拉损伤破坏， 并且顶板边跨上侧损 伤已有贯穿楼板横截面的趋势， 进而当结构处于大震 作用时车站结构悬挑部分构件将首先发生破坏， 进而 对结构整体的抗震安全性能造成隐患， 造成上述现象 的原因应为结构不均匀上浮引起的结构悬挑部分构件 应力集中所致。因此， 异跨地下车站结构上层悬挑跨 的抗震设计应引起足够重视。 3结论 针对新型复杂异跨地铁地下车站结构型式， 通过 引入砂土液化大变形本构模型并采用有限元网格自适 应调整技术克服土体网格大变形的畸变问题， 建立了 可液化场地土- 复杂异跨地铁车站结构静动耦合非线性 相互作用的有限元数值模型， 分析了该相互作用体系 的场地液化分布特征、 异跨车站结构上浮特征、 周围场 地位移沉降及矢量特征、 结构侧向变形特征和地震损 伤破坏特征等地震动力反应规律， 得到的主要结论 如下 1 异跨地铁地下车站结构的存在将对两侧土体 的液化具有抑制作用， 而结构底板、 悬挑中板下方的土 体则发生了明显的液化， 其中悬挑中板下方土体的液 化区域仅限于结构下层层高范围内， 而底板下方的土 体液化深度则较大并且随着基岩输入峰值加速度的增 大而增大。 2 异跨地铁地下车站结构整体的上浮随着基岩 输入峰值加速度的增大而增大， 并且结构主体部分始 终存在着不均匀上浮， 其中以结构中间跨的上浮量最 大， 其余跨位置的上浮量则随着与中心距离的增大而 逐渐减小， 结构悬挑跨部分与结构中间跨部分的差异 上浮将对结构的抗震十分不利。 3 异跨地铁地下结构上层悬挑、 下层缩进的构 造形式将使结构和周围场地的上浮区域整体上呈三角 状， 而在上浮区域的两侧地表存在有不同程度大小的 震陷区， 因此在结构两侧一定埋深范围内设置截断墙、 钢板桩等地下结构抗液化上浮措施将是十分有必 771第 7 期王建宁等 可液化场地中复杂异跨地铁地下车站结构的地震反应分析 ChaoXing 要的。 4 液化场地中的异跨车站结构水平摆动始终伴 随着结构的上浮作用， 结构主体的侧移反应将在不同 地震强度时表现不同， 本文计算中当基岩输入峰值加 速度为 0． 2 g 时结构的侧移反应最大， 结构上浮与水平 地震荷载作用对结构主体侧移曲线均有重要影响， 各 自的贡献程度还有待进一步研究。 5 异跨地铁地下车站结构不均匀上浮将在结构 悬挑跨的顶板和中板端部出现严重的受拉损伤破坏， 因此当结构处于大震作用时悬挑跨构件的局部区域将 首先发生破坏， 进而对结构整体的抗震安全性能造成 隐患， 这些位置应为此类车站结构抗震设计中的薄弱 环节。 参 考 文 献 ［1］ 龙慧，陈国兴，庄海洋． 可液化地基上地铁车站结构地震 反应特征有效应力分析［J］ ． 岩土力学，2013，34 6 1731- 1737． LONG Hui，CHEN Guoxing，ZHUANG Haiyang． Effective stress analysis of seismic response characteristics of metro station structure in liquefiable foundation［ J］ ． Rock and Soil Mechanics， 2013， 34 6 1731- 1737． ［2］ IAI S，MATSUNAGA Y，MORITA T，et al．Effects of remedial measures against liquefaction at 1993 Kushiro- Oki Earthquake［R］/ /Technical Report NCEER．US National Center for Earthquake Engineering Research． ［S． 1．］ ［s． n． ］ ， 1994． ［3］ KOSEKI J，MATSUO O，SASAKI T，et al． Damage to sewer pipes during the 1993 Kushiro- Okiand and the 1994 Hokkai- do- Toho- Oki earthquake［J］ ． Soils and Foundations，2000， 40 1 99- 111． ［4］ HUO H，BOBET A，FERNANDEZ G，et al． Load transfer mechanisms between underground structure and surrounding