砂卵石地層不同結構型式大跨無柱地鐵車站的抗震動力響應分析

李巖龍

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司， 710043， 西安； 2.陜西省鐵道及地下交通工程重點實驗室， 710043， 西安∥工程師)

地鐵車站設計方案已日趨成熟。無柱車站的出現，實現了車站舒適、實用、美觀的協調統一[1-3]。在進行結構設計時，因無柱車站缺少框架梁等耗能構件，加上砂卵石地層條件下地震特性的離散性，車站的抗震性能分析顯得尤為重要[4-5]。國內最先采用無柱結構的車站是站臺寬達8 m的上海軌道交通1號線衡山路站。隨后廣州地鐵2號線、上海軌道交通7號線、深圳地鐵9號線也相繼建有無柱車站。上述無柱車站均采用矩形平頂直墻結構，結構標準段凈寬小于16.25 m。相比于有柱車站，無柱車站增加了構件截面尺寸，尚可滿足結構受力的要求。但隨著客流日趨增長，部分線路設計時采用了12 m寬站臺及A型列車，導致車站標準段的凈寬達19.7 m。

根據《建筑抗震設計規范》，18 m以上的結構屬大跨結構。考慮到工程經濟性及大體積混凝土澆筑等諸多問題，對于大跨結構不建議采取無限增厚截面的方式，拱形車站的出現較好地解決了這一問題。

目前，國內外學者針對地下大跨地鐵車站抗震展開了大量研究，并已取得顯著成果[4-6]。然而，既有研究對不同結構型式大跨無柱車站的抗震響應對比分析卻鮮有報道，尤其是因拱形結構不同的矢跨比導致車站結構內力、位移、層間位移角及相對位移時程曲線發生顯著變化的報道更少。因此，本文在既有9 m寬站臺無柱車站抗震分析研究的基礎上，對比分析不同結構型式大跨無柱車站的受力特點、內力變化規律及結構抗震動力響應，據此對大跨無柱地鐵車站的結構選型提出建議。

1 工程概況

本文依托成都軌道交通某大跨無柱地下車站進行結構抗震動力響應分析。 為對比不同結構型式的動力響應，設計了4種結構型式方案：方案1為矩形平頂直墻結構；方案2為折線拱結構，矢跨比為0.15；方案3為三圓拱結構，矢跨比為0.21；方案4為單圓拱結構，矢跨比為0.26。方案2～4的底部仰拱矢跨比均為0.1。各結構型式匯總如表1所示。

表1 4種結構型式匯總表

將各構件截面尺寸進行統一：頂板取1 300 mm，中板取800 mm，底板取1 400 mm，側墻取1 300 mm。這4種結構型式站臺的寬度均為12 m，結構板跨均為19.7 m，覆土厚度均為4 m。車站斷面如圖1所示。

圖1 大跨無柱地鐵車站典型斷面

2 抗震計算數值模擬及對比分析

2.1 抗震計算模型設計

采用有限元分析軟件GTS NX對4種不同結構型式無柱車站進行抗震動力響應分析，其典型斷面有限元分析模型如圖2所示。

圖2 典型斷面有限元分析模型

模型采用時程分析法進行抗震動力響應計算[9-11]。邊界采用人工邊界進行處理[12]，根據《城市軌道交通結構抗震設計規范》[13]，人工邊界寬度取結構有效寬度的3倍，底部采用固定邊界，設計地震作用基準面取在場地覆蓋土層70 m深度土層位置。土體采用Mohr-Coulomb本構模型進行平面應變單元模擬。結構采用線彈性本構模型、Beam梁單元模擬。土體與結構單元間通過節點耦合連接。動力計算采用瑞利型力學阻尼，阻尼矩陣C與質量矩陣M和剛度矩陣K的關系為：

C=αM+βK

式中：

α，β——分別為與質量和剛度成比例的阻尼常數。

動力時程分析法的計算模型如圖3所示。

圖3 動力時程分析法計算模型

2.2 地震波的選取

該模型選取地震加速度峰值為0.1g的EL-Centro波作為地震動輸入，持時12 s，時間步距為0.02 s。地震動入射方向與車站的縱軸垂直，施加地震荷載前通過Seismo Signal軟件進行濾波及基線校正。加速度時程曲線及其傅里葉變換如圖4所示。

2.3 計算參數的選取

本文選取成都市較為典型的砂卵石地層進行分析。該地層從上之下各土層及車站結構的主要物理力學參數如表2所示。

a) 加速度時程曲線

b) 傅里葉變換

表2 土層與車站結構的主要力學參數表

2.4 不同結構型式無柱車站的抗震動力響應分析

為研究不同結構型式無柱車站在豎向荷載及周圍土體側壓力荷載下的結構抗震響應，選取結構頂板、底板發生最大相對位移差時的內力(彎矩、軸力、剪力)及層間位移角等參數進行對比分析。其中，彎矩以結構外側受拉為正，剪力以使截面順時針轉動為正，軸力以拉力為正。

2.4.1 彎矩計算分析

圖5為不同結構型式無柱車站在豎向荷載及周圍土體側壓力荷載下的彎矩計算。由圖5可知，不同結構型式的車站彎矩大致呈“對角雙曲線”形分布，其最大正彎矩出現在結構拱頂與拱肩跨中位置附近，最大負彎矩出現于結構底板與側墻交界處位置。

由表3可知，與矩形平頂直墻結構的彎矩值相比，折線拱、三圓拱、單圓拱結構在頂板處的彎矩值分別減少了24.4%、31.0%、34.6%，在底板處的彎

a)平頂直墻

b)折線拱

c)三圓拱

d)單圓拱

矩值分別減少了6.1%、14.0%、14.5%，結構受力得到顯著改善。隨著結構矢跨比增加，彎矩降幅逐漸趨于平緩。

表3 不同結構型式無柱車站頂板和底板處的彎矩值對比

2.4.2 軸力和剪力分析

結構頂板、底板處的軸力和剪力分別如表4、5所示。由表4、5可知，隨著結構矢跨比增加，結構頂、底板的軸力逐漸增加，剪力逐漸減少。與矩形平頂直墻結構的軸力相比，折線拱、三圓拱、板單圓拱結構在頂板處軸力分別增大了32.6%、77.0%、84.9%，在底板處軸力分別增大了33.2%、57.6%、60.8%；與矩形平頂直墻結構的剪力相比，折線拱、三圓拱、板單圓拱結構在頂板處剪力分別減少了20.2%、40.5%、50.7%，在底板處剪力分別減少了12.2%、23.8%、25.3%。可見，結構受力得到顯著改善。

2.4.3 層間位移面計算分析

圖6為不同結構型式下的車站相對位移。根據圖6的計算結果，得到不同車站結構層間位移角，如表6所示。由表6可知，隨著結構矢跨比增加，相比

表4 不同結構型式無柱車站頂板和底板處的軸力值對比

表5 不同結構型式無柱車站頂板和底板處的剪力值對比

a)平頂直墻

b)折線拱

c)三圓拱

d)單圓拱

于矩形平頂直墻結構的層間位移角，折線拱、三圓拱、單圓拱結構的層間位移角分別減少了21.5%、25.7%及29.4%。

2.4.4 抗震動力響應計算結果分析

為對比拱頂位置不同矢跨比下結構彎矩及層間位移角影響的敏感性，選取折線拱、三圓拱、單圓拱結構的彎矩變化幅度及層間位移角變化幅度進行對比，如圖7所示。可見，隨著結構矢跨比增大，彎矩及層間位移角變化幅度呈遞增趨勢。

由上述結構抗震動力響應計算可知：① 在地層

表6 不同結構型式無柱車站的層間位移角值對比

圖7 不同結構型式無柱車站的彎矩、層間位移角

及豎向荷載作用下，結構軸力值增幅較為明顯，部分豎向荷載通過拱結構轉化為軸力，結構頂板彎矩值得以明顯改善。② 拱部矢跨比越大，拱頂及拱腳彎矩越小，受力越有利。當矢跨比為0.26時，拱部彎矩可減少約35%。③ 折線拱結構相較平頂直墻結構內力有明顯改善，且比曲拱(三圓拱、單圓拱)結構相較折線拱結構的內力改善更為顯著。隨著結構矢跨比增大，車站結構層間位移角整體呈降低趨勢。因此大跨無柱車站進行結構設計時，應遵循“盡量起拱”的原則。

2.5 不同結構型式無柱車站的抗震橫向相對位移分析

為對比不同結構型式下車站的抗震橫向相對位移時程曲線，選取矢跨比具有代表性的平頂直墻結構和單圓拱結構進行對比，如圖8所示。由圖8可知，橫向相對位移最大值位于車站的頂板處，最小值位于車站的底板處。隨著矢跨比增加，結構的橫向相對位移逐漸減少，抗震動力響應得到顯著改善。

3 結語

本文針對不同結構型式的大跨無柱地鐵車站，采用時程分析法進行了抗震動力響應計算，并對其結果進行對比分析，主要結論如下：

1) 在地層及豎向荷載作用下，部分豎向荷載通過拱形結構轉化為軸力。相較于矩形平頂直墻結構，結構起拱后的彎矩值可減少約35%，結構頂板>處彎矩值得以明顯改善，受力性能顯著提升，具有較好的抗震特性。

a) 頂板處

b)側墻處

c)底板處

2) 對于拱形車站，拱頂不同矢跨比對結構內力及層間位移角影響的敏感性表明，隨著結構矢跨比的增大，結構層間位移角整體呈遞減趨勢。其中，折線拱較平頂直墻結構降幅較大，曲拱較折線拱結構降幅較小。當矢跨比大于0.25時，層間位移角降幅逐漸趨于平緩。

3) 不同結構型式下車站的內力極值出現在板墻相交位置附近，該處為抗震薄弱點。相比框架結構地鐵車站，大跨無柱車站缺少框架梁等主要耗能構件，因此在設計時應針對性地強化其抗震薄弱位置的抗震構造措施，以提高結構在地震作用下的抗剪和抗彎承載能力。

4) 考慮到車站內部結構及軌行區回填混凝土等有利荷載，車站底板設置仰拱方案相較車站頂板起拱方案，受力改善不明顯。在卵石地層條件下，仰拱矢跨比為0.1時已能基本滿足淺埋明挖無柱車站的底板受力需求。

對大跨無柱地鐵車站的設計和施工提出建議如下：① 無柱地鐵車站矢跨比的選擇宜結合站內管線綜合需求及建筑裝修效果統籌考慮。在滿足其他專業需求的條件下，頂板結構的選擇宜趨于合理拱軸線。② 當無柱車站采用預制構件時，考慮到拼裝節點位置及工藝與現澆混凝土車站不同，其結構抗震動力響應及抗震薄弱環節可能存在一定變化，因此可開展針對預制構件的結構抗震動力響應分析及選型研究。