地鐵車站抗震設計分析

周 軍,劉昕銘

(中鐵二院，四川成都610031)

1 車站抗震設計概況

1.1 工程概況

火車南站是成都地鐵1號線和7號線的換乘站。7號線部分車站全長約186 m，公共區標準段結構形式和地質情況如圖1所示，采用鋼筋混凝土現澆結構，明挖法施工。

1.2 抗震設防目標

當遭受低于本工程抗震設防烈度的多遇地震影響時，地下工程不損壞，對周圍環境和市政設施正常運營無影響；當遭受相當于本工程抗震設防烈度的地震影響時，地下工程不損壞或僅需對非重要結構部位進行一般修理，對周圍環境影響輕微，不影響市政設施正常運營；當遭受高于本工程抗震設防烈度的罕遇地震(高于設防烈度1度)影響時，地下工程主要結構支撐體系不發生嚴重破壞且便于修復，無重大人員傷亡，對周圍環境不發生嚴重影響，修復后市政設施可正常運營。

圖1 車站標準橫斷面

1.3 抗震設防條件及標準

擬建場地位于抗震設防烈度7度區內，地震動峰值加速度值為0.10g，設計地震分組為第三組，建筑場地類別為Ⅱ類，地震動反應譜特征周期均為0.45 s。地下車站結構的抗震設防分類為乙類，抗震設防烈度為7度，抗震等級為三級。地震動參數根據四川省地震局關于《成都地鐵7號線(第二階段 場地地震動參數確定)工程場地地震安全性評價報告》的批復采用。

2 車站抗震工況計算

2.1 荷載組合

車站抗震設計的工況組合如表1所示。

2.2 等效靜力法

2.2.1 計算方法選擇

地下結構抗震理論分析方法有解析法、半解析法和數值方法，解析法中又有等效靜力法、反應位移法和反應加速度法。抗震計算方法中，除等效靜力法外，其余方法的計算參數取值尚存在較多爭議。

等效靜力法是通過反應譜理論將地震對建筑物的作用以等效荷載的方法來表示，基本思想是在靜力計算的基礎上，將地震作用簡化為一個慣性力系附加在研究對象上。該方法能在有限程度上反映荷載的動力特性，但不能反映各種材料自身的動力特性以及結構物之間的動力響應，更不能反映結構物之間的動力耦合關系。該法優點也很突出，它物理概念清晰，與全面考慮結構物動力相互作用的分析方法相比，計算方法較為簡單，計算工作量很小，參數易于確定，并積累了豐富的使用經驗，已編入《鐵路工程抗震設計規范》。

表1 車站工況組合表

設計采用“荷載-結構”模型，按平面桿系有限元法進行計算，地震作用采用等效靜力法。結構計算簡圖如圖2所示。

圖2 地震工況荷載

2.2.2 荷載計算

(1)永久荷載：頂板覆土20×1.05=21 kPa；設備荷載8 kPa；側向水土壓力取靜止水土壓力，水土分算；底板下水浮力205 kPa。

(2)可變荷載：地面超載20 kPa，人群荷載4 kPa。

(3)地震荷載計算：參照鐵路隧道結構地震作用分析方法，地鐵車站可采用等效靜力法進行地震作用分析。根據《鐵路工程抗震設計規范》(GB 50111-2006)公式8.1.3計算車站水平地震力。

慣性力：F1=ηm1Ag/H

F2=ηm2Ag/B

Pi=ηmiAg

式中：η為水平地震作用修正系數，巖石地基取0.2，非巖石地基取值0.25；F1為側墻自重慣性力；F2為頂板覆土自重(包括地面超載)慣性力；Pi為作用于各層板處慣性力；m1、m2為分別為側墻、上覆土(等效)質量；mi為各層板(含本層梁及上、下各半層柱)自重(包括活載)；Ag為地震動峰值加速度；H、B為結構高度、寬度。

本站ηc=0.25(非巖石地基取值)；Ag地震動峰值加速度為0.10 g；H為墻高22.15；m1為墻的質量，本站側墻厚800 mm，頂板厚800 mm，中板400 mm,底板1 200 mm,覆土1.05 m；中板設備荷載8 kPa，裝修荷載3.3 kPa按每1 m長度計算側墻水平地震力(均布荷載)。

F1=0.5 kN/m；F2=1.025 kN/m；P1=24.78 kN

P2=18.819 kN；P3=19.48 kN；P4=28.02 kN

由于地震引起的主動側向土壓力增量：7度地震區β=2°30′，γ為計算點以上土的加權平均天然重度。頂板處φ=10°，γ=18.5；中板處φ=30°，γ=20；底板處φ=40°，γ=22。

頂板處φe=φ-β=10°-2.5°=7.5°；γE=γ/cosβ=18.5

中板處φe=φ-β=30°-2.5°=27.5°;γE=γ/cosβ=20

底板處φe=φ-β=40°-2.5°=37.5°;γE=γ/cosβ=22

△ei=(λa′-λa)qi

頂板處：

△ei={tan2[45-(φ-β)/2]-tan2(45-φ/2)}×γh

={tan2[45-(10-2.5)/2]-tan2(45-10/2)}×18.5×1.05=1.283 kN/m2

中板處：

△ei={tan2[45-(φ-β)/2]-tan2(45-φ/2)}×γh

={tan2[45-(30-2.5)/2]-tan2(45-30/2)}×20×6.8=4.76 kN/m2

底板處：

△ei={tan2[45-(φ-β)/2]-tan2(45-φ/2)}×γh

={tan2[45-(40-2.5)/2]-tan2(45-40/2)}×22×23.2=13.27 kN/m2

取1 m寬計算時各點主動側向土壓力增量分別為：

頂板處：△ei=1.283 kN/m

中板處：△ei=4.76 kN/m

底板處：△ei=13.27 kN/m

2.2.3 計算結果

抗震工況彎矩如圖3所示。

圖3 彎矩圖

3 抗震構造要求

計算分析表明，由于結構周邊土體的約束作用，地震力對地下結構的影響較小。由于構件計算中，地震組合工況僅進行強度檢算，而地鐵車站在其他工況計算時，構件計算主要由裂縫檢算來控制。因此，地震作用工況對構件設計為非控制工況，但結構設計時需按規范滿足抗震構造要求，車站設計中的錨固有6種，具體如圖4～圖9所示。

圖4 中間層端間節點梁錨固

圖5 頂層中間節點柱錨固

圖6 中間層中間節點梁錨固

圖7 中間層中間節點梁在節點外搭接

圖8 頂層端節點外側彎折搭接

圖9 頂層端節點外側直線搭接

4 車站結構的地震破壞形式和設計對策

地下結構產生應力的主要原因不僅僅是慣性,還有地基應力應變狀態的改變，并且地質情況不同，車站深度和埋深不同，地下結構與周圍介質的剛度也不同,地震波場也不同，地下結構周圍波場難以確定。因此，現有理論難以準確地計算出地震對結構的受力數據大小，但可以從震害破壞特點來進行抗震概念設計。

4.1 汶川大地震破壞形式和設計對策

“5·12”汶川大地震發生時，成都地鐵1號一期工程18個車站主體結構都基本完成。汶川大地震為里氏8.0級，震中映秀位于成都西北方向，距離成都約70 km。由于成都距離震中較遠，地震烈度尚未達到設防烈度，所以車站主體結構基本完好，但個別站點出現裂縫。

(1)車站側墻豎向裂縫。某站車站地下一層側墻出現豎向裂縫，裂縫寬0.1～0.5 mm、長1.2～5.0 m，裂縫滲水，如圖10所示。從產生裂縫可以看出，地鐵車站是長寬大的建筑，沿車站縱向結構因地質等原因可能會產生不同大小的應力應變。因此，當車站地質復雜，尤其存在軟弱地層且厚度不均的時候，需要加強地下一層構造配筋含鋼量。

(2)變形縫、施工縫漏水開裂。某站變形縫和施工縫開裂漏水，止水帶破壞，如圖11所示。為了方便施工，設計中常采用剛性的止水條，車站設計中盡量采用復合材料止水，且盡量采用誘導縫來代替變形縫。

圖10 側墻開裂

圖11 變形縫開裂

4.2 阪神大地震破壞形式和設計對策

當地鐵車站遭受到高于設防烈度的地震時，地鐵車站最先遭受嚴重破壞是柱子。日本“阪神大地震”地震規模為里氏7.3級，震中距離神戶市23 km，神戶市大開車站嚴重破壞，柱剪切破壞如圖12所示，柱壓碎破壞圖13所示。大開車站柱子破壞嚴重的部位并非覆土厚、豎向靜載大的柱子。由于覆土小，柱子豎向力小，柱截面較小，柱子箍筋間距較大，整個地鐵車站結構出現了抗震薄弱位置。因此，設計中不應出現柱子截面較大變化，且在靜載計算基礎上適當加大柱子截面，減小剪切破壞的可能性；并應加強柱箍筋配置，減小出現壓碎破壞的可能性。

圖12 柱剪切破壞

5 結論及建議

通過計算和分析地震破壞，在多遇地震和設防地震時，地震工況不是結構設計的控制工況，根據《建筑抗震設計規范》(GB 50011-2010)采用合理抗震構造措施，并結合地質和結構情況合理加強特殊部位，可以達到抗震設防目標。為了減小罕遇地震災害，需加強柱子這一抗震薄弱環節，在靜載模擬計算結果下適當加大柱子截面和增加柱箍筋。

地鐵車站抗震研究眾多理論還存在爭議，尚不具備列入規范的條件。眾多計算方法因設計參數的取值而結果差異較大。建議在進行地鐵車站抗震設計時，以概念設計為主，理論計算為輔，重點解決抗震薄弱環節的結構布置和構造措施。

圖13 柱壓碎破壞

[1] HashashYMA,HookJJ,SchmidtB,etal.Seismic designandanalysisofundergroundstructures[J].Tunneling and Underground Space Technology,2001,16(4):247-293

[2] 林剛，羅世培，倪娟. 地鐵結構地震破壞及處理措施[J].現代隧道技術，2009(4)

[3] 鄭永來，楊林德.地下結構抗震[M].同濟大學出版社，2005

[4] GB50111-2006鐵路工程抗震設計規范[S]