土-上蓋一體化地鐵車站結構耦合作用下振動臺試驗研究

韓學川，陶連金，張宇，史明

（城市與工程安全減災教育部重點實驗室（北京工業大學），北京 100124）

隨著我國經濟的快速發展，城市土地資源嚴重緊缺，綜合利用土地和提高土地的利用效率，日益成為地鐵建設重點關注的問題.地鐵上蓋結構加強了地鐵車站與周邊用地一體化規劃及場站用地綜合利用，提高了地鐵車站的綜合開發利用水平，使城市資源得到了合理利用[1].目前，我國鼓勵軌道交通主體發揮自身優勢，實現將地下軌道交通結構與地面結構進行聯合開發的新型模式，優化城市軌道交通場站單一的建設模式，增加車站與附屬地面結構的配套功能，推動土地復合利用，提高土地利用效益.據不完全統計，北京、杭州、廣州等一線城市已開發軌道交通綜合項目16 個，在建項目10 個，已批準建設項目50 個，在實踐探索和政策創新中積累了較為豐富的經驗.鑒于地鐵上蓋結構加強了地下地鐵車站與周邊用地一體化規劃及場站用地的綜合利用，提高了軌道交通樞紐的綜合開發利用水平，使城市資源得到了合理利用，地鐵上蓋結構可能會成為未來軌道交通結構設計的主要趨勢之一.

近年來，國內外學者針對地鐵地下結構開展了多個振動臺試驗[2]，并取得了很多有價值的研究成果，但鑒于當時地鐵地下結構的發展水平和結構形式，其研究內容多集中于單體、密貼和交叉等地鐵車站結構或區間隧道的抗震性能.由于地上-地下結構體系是一個非常復雜的相互作用體系，研究內容相對較少且多限于數值模擬方面，如張天宇等[3]基于ABAQUS 軟件研究了地鐵車站及其上蓋結構體系的地震反應特征，探討了豎向地震動效應和轉換梁剛度的影響.李延濤等[4]以地表建筑結構和地下上下平行隧道體系為背景，進行了軟土場地中隧道-土-相鄰上部結構體系振動臺試驗.劉聰等[5]通過交叉隧道振動臺試驗對立體交叉隧道結構地震動力響應特性及相互影響規律等問題進行了研究.王淮峰等[6]利用ANSYS 有限元程序建立了一系列典型高層框架結構及地下車站的二維平面應變模型，研究了地上結構對地下結構地震動力響應的影響參數.Pitilakis 等[7]針對地下圓形隧道地震響應規律進行了研究，分別考慮了單個和多個相鄰地表結構的影響.郭靖[8]分別從場地類型和埋深等方面，研究了地表建筑對地下結構的影響范圍.Robb 等[9]以動強度為主要相似參數進行了模型土的設計，研究了地震作用下地鐵-結構相互作用，試驗結果達到預期強度范圍.Choi[10]、Huo[11]、郭靖[12]等通過地下結構與地面結構地震響應的對比總結了經驗規律.

由于地鐵上蓋一體化結構也是近幾年才大量出現且常見于地鐵車輛段，地鐵車站運營段上蓋案例相對較少，已有的如北京地鐵10 號線草橋站、北京地鐵17 號線未來科技城北區公交換乘中心、通州6號線新華大街站和天津地鐵6 號線北運河站等，地鐵上蓋結構的地震響應特性及破壞機理尚不明確，同時，建筑行業對城市軌道交通結構、地上建筑混凝土結構等均有相關規程，但缺少針對地鐵上蓋結構的抗震設計指導規范，這與我國地鐵上蓋一體化結構建設規模及前景是不相匹配的.為了深入研究地鐵上蓋結構的地震響應特性和破壞機理，本文以天津地鐵6 號線北運河站為工程背景，開展了地鐵上蓋一體化結構振動臺試驗（YT 工況）和不考慮上蓋結構的單體地鐵車站結構振動臺試驗（DT 工況），分別從加速度和應變兩方面對地鐵車站結構部分進行研究，并將兩種試驗結果進行對比.

1 振動臺試驗

為研究單體地鐵車站結構和上蓋一體化地鐵車站結構的地震響應規律，分別設計了土-單體地鐵車站結構振動臺試驗和土-上蓋一體化地鐵車站結構振動臺試驗.本節給出了土-上蓋一體化地鐵車站結構振動臺試驗設計方案，土-單體地鐵車站結構振動臺試驗與其相同，限于篇幅，不再贅述.

1.1 振動臺測試系統與模型箱

隨著振動臺試驗技術的提高，振動臺模型試驗成為研究地下結構抗震性能和破壞規律的主要手段.本試驗依托北京工業大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室模擬地震振動臺系統開展.振動臺的各項技術參數見表1.

表1 振動臺技術參數Tab.1 The parameters of shaking table

振動臺試驗采用的模型箱是由課題組自主研發設計并經過優化改進后的模擬阻尼邊界層狀剪切模型箱，如圖1 所示.層狀剪切模型箱長×寬×高=2.5 m×1.4 m×1.38 m，采用矩形鋼管框架豎向疊加連接，鋼管架之間采用4 組直線輥針排，使模型箱更易于發生自由剪切變形運動，通過鋪設特制橡膠墊有效模擬黏彈性邊界吸收地震波，模型箱的有效性驗證試驗詳見文獻[13-14].

圖1 振動臺系統與層狀剪切模型箱Fig.1 Shaking table system and layered shearing model box

1.2 振動臺測試系統與模型箱

基于Buckingham π 定理開展相似關系設計[15]，從動力量綱分析入手，選擇長度、彈性模量、加速度為模型結構的基本物理量，選擇密度、加速度、剪切波速為模型地基的基本物理量，依次推導出其他物理量滿足的相似關系，見表2.

表2 上蓋地鐵車站結構-模型地基體系相似關系Tab.2 Similarity relationship of model

1.3 模型結構制作

根據原型地鐵車站結構尺寸和結構特點以及設計試驗相似比的要求，對原型結構進行簡化處理，最終確定結構模型采用抗壓強度為7.1 MPa、彈性模量為6.9 GPa、泊松比為0.16 的微粒混凝土制作.根據強度相似比，試件的配筋率應保持不變.鍍鋅鋼絲具有良好的彈性和韌性，用來模擬鋼筋是合適的，模型構件中主要采用直徑為Φ0.7 mm～Φ1.2 mm 的鍍鋅鋼絲，模型結構尺寸及斷面形狀，如圖2 所示.

圖2 模型結構尺寸及斷面形狀（單位：mm）Fig.2 The size and cross section of structure model（unit：mm）

由于地鐵上蓋一體化結構模型尺寸較小，無法實現一次性澆筑完成，因此，模型結構采用分段澆筑完成.地鐵上蓋一體化結構模型的澆筑順序按照地鐵車站底板、車站側墻、車站中板、車站頂板和中柱、地下室側墻、地下室中板、地下室頂板和中柱以及上蓋框架結構依次分層澆筑，模型制作流程如圖3 所示.

圖3 模型制作及試驗Fig.3 Modeling and testing process

1.4 模型土制作

模型地基采用均一土制備，取自北京軌道交通新機場線草橋站施工的基坑中，采用分層壓實法制備模型土，通過吊裝漏斗將曬干、篩選后的粉細砂均勻地鋪灑在模型箱內，主要控制模型土的密實度，并對模型土取樣進行室內試驗.模型土材料參數見表3.

表3 模型土參數Tab.3 Parameters of soil

1.5 傳感器布置

上蓋地鐵車站振動臺試驗的主要監測內容包括上蓋地鐵車站結構模型和地基土的加速度響應規律、土-上蓋地鐵車站結構的動力相互作用、上蓋地鐵車站結構的應變響應規律以及模型地基土的側向變形規律等.試驗中采用的傳感器有加速度傳感器A、光纖應變片S、土壓力計P、激光位移計J.鑒于結構模型尺寸較小，傳感器布置數量較多，為了能夠滿足試驗需要分別選取主觀測面、輔助觀測面和次觀測面.振動臺試驗中模型地基和結構中傳感器布置，如圖4、圖5 所示.

圖4 上蓋地鐵車站工況模型地基傳感器布置圖Fig.4 The layout of soil sensors in upper subway station model

圖5 上蓋地鐵車站傳感器布置Fig.5 The layout of sensors in upper subway station model

1.6 地震波選擇及加載工況

考慮近遠場地震動對上蓋地鐵車站結構的影響，選取八角什邡波、名山波和鳳翔波3 種具有不同震中距的地震波進行研究.其中八角什邡波屬于近場地震動，名山波屬于中場地震動，鳳翔波屬于遠場地震動.3 條地震波加速度時程曲線及其相應的傅里葉譜如圖6 所示.

圖6 輸入地震波時程曲線及傅氏譜Fig.6 Time history curve and Fourier spectrum of input seismic wave

振動臺試驗時，截取地震波較為強烈的前80 s作為輸入地震波，每次峰值加速度改變時均進行一次白噪聲掃描，以確定模型體系的自振特性的變化.采取階梯逐級加載的方式加載，將輸入地震波峰值加速度分別調整為0.1g、0.3g、0.5g、0.7g 和1.0g，地震波激振前后輸入0.1g 的白噪聲，量測模型自振頻率等動力特性的變化.根據1.2 節相似比設計，除白噪聲外，輸入地震波持續時間按1/2 進行壓縮.振動臺試驗地震波加載工況見表4.

表4 上蓋地鐵車站結構振動臺試驗地震波加載工況Tab.4 The case of shaking table test

2 上蓋一體化地鐵車站振動臺試驗結果分析

限于篇幅，本節分別從加速度和應變兩方面對上蓋一體化地鐵車站結構部分進行研究，并將試驗結果與單體車站結構進行對比分析.

2.1 模型土體加速度反應分析

上蓋一體化地鐵車站結構振動臺試驗中，通過監測不同深度處的加速度變化規律，分析加速度在模型土中的傳播規律.在上蓋一體化地鐵車站結構一側模型土體內部沿埋深自上而下布置加速度傳感器JA7、JA8、JA9、JA10 和JA11，在模型土箱底部布置加速度傳感器JA16，將其監測結果作為振動臺實際輸入加速度結果.為了比較不同地震工況下，上蓋一體化地鐵車站結構工況中模型土體的加速度變化情況，圖7 給出了模型土體內部監測點的加速度峰值及加速度放大系數變化曲線.定義各監測點加速度峰值與振動臺面監測點JA16 加速度峰值的比值為該監測點的加速度放大系數.其中，鳳翔波存在脈沖加速度，導致振動臺會出現較大的瞬時位移，限于振動臺最大位移，鳳翔波最大加速度僅能加到0.3g.

圖7 模型土各監測點加速度峰值及放大系數Fig.7 Peaking acceleration and acceleration amplification factor of points of model soil

可以看出，模型土體相同監測點的加速度峰值隨輸入地震強度的增加逐漸增大，而加速度放大系數則逐漸減小.不同地震工況下，受地震波自身特性的影響，模型土監測點的加速度峰值和放大系數沿埋深的減小表現出的規律有所差異，其中，當輸入地震強度較小（0.1g、0.3g）時，模型土體內部監測點的加速度峰值及加速度放大系數沿埋深的減小逐漸增大，加速度放大系數基本都大于1；當輸入地震強度較大（0.3g 以上）時，名山波作用下模型土體內部監測點的加速度峰值及放大系數呈先減小后增大的趨勢，而什邡波則呈“S”型變化趨勢，即表現為先增大再減小然后增大的趨勢，加速度放大系數小于1 的監測點逐漸增多.這表明，當輸入地震強度較小時，模型土體處于彈性工作狀態，地震波由底部向上傳播過程中具有顯著的放大作用；而隨著輸入地震強度的逐級增加，模型土體由彈性工作狀態進入彈塑性工作狀態，模型土體更加密實，土-結構動力相互作用明顯，模型結構出現損傷，導致剛度弱化，而靠近模型結構監測點A8 和A9 的非線性現象愈加凸出.

圖8 給出了0.7g 八角什邡波作用下，監測點JA7～JA11 以及JA16 的加速度時程曲線和傅里葉譜圖.YT-SF-7-JAX 表示輸入0.7g 的八角什邡波時上蓋一體化地鐵車站振動臺試驗測點X 的加速度.

圖8 輸入0.7g 什邡波工況下測點加速度時程及傅里葉頻譜圖Fig.8 Acceleration time histories and Fourier spectrums of measured points under 0.7g Shifang wave input

由圖8 可見，加速度方面：0.7g 什邡波工況下模型土監測點JA7、JA8、JA9、JA10 和JA11 加速度峰值出現時刻分別為10.41 s、10.82 s、10.82 s、10.81 s 和10.80 s，加速度峰值分別為0.91g、0.72g、0.59g、0.62g和0.60g.頻譜方面：模型土監測點JA7、JA8、JA9、JA10 和JA11 的主頻率分別為7.43 Hz、7.41 Hz、7.47 Hz、7.41 Hz 和7.38 Hz，模型土監測點的主頻率呈向7～12 Hz 范圍轉移的趨勢.模型土體監測點JA7、JA8、JA9、JA10、JA11 和JA16 的傅里葉頻譜圖明顯不同，說明地震波由模型土體底部輸入到達頂部的傳播過程中，輸入地震波的頻率特性發生了顯著改變.模型土體底部監測點JA10、JA11 的頻譜組成與JA16 基本相同，頻譜分布相對均勻，而上部監測點JA7、JA8、JA9 的頻譜組成則表現為高頻向低頻轉移，高頻成分逐漸濾波的趨勢.同時，隨著輸入地震強度的逐級增加，模型土體的自振頻率逐漸減小，與模型土體自身頻率接近的頻率段放大效應顯著.

圖9 給出了2 種試驗工況下模型土體監測點JA1、JA2、JA3 的加速度時程曲線和傅里葉譜圖，DTSF-3-JAX 表示輸入0.3g 的八角什邡波時單體地鐵車站振動臺試驗中測點X 的加速度時程.其中，JA1位于模型結構正上方接近地表位置，JA2 和JA3 分別位于模型結構正下方，與監測點JA1 處于同一豎向位置，通過對比DT 工況和YT 工況下監測點JA1、JA2、JA3 的加速度時程曲線和傅里葉譜分布規律，可以更好地說明不同試驗工況下模型結構對地震波傳播過程影響的差異.

從圖9 中可看出，不同地震強度時，DT 工況與YT 工況車站結構相同監測點的加速度時程曲線和傅氏譜曲線基本相同，加速度峰值均出現在同一時刻；相同監測點的卓越頻率基本一致，主頻范圍均表現為高頻向低頻轉移的趨勢.DT 工況與YT 工況監測點加速度峰值均表現為隨輸入地震強度的增加逐漸增大，YT 工況加速度峰值小于DT 工況.監測點JA1、JA2、JA3 在DT 工況下的加速度峰值和放大系數 分別為0.33g、0.20g、0.21g 和1.67、1.01、1.04；在YT 工況下的加速度峰值和放大系數分別為0.31g、0.17g、0.19g 和1.38、0.76、0.87.可看出，YT 工況小于DT 工況，隨埋深的增加，加速度放大效應差異逐漸增大，這是因為2 種工況下模型土主頻率雖然相同但DT 工況下地震波位于主頻范圍內的能量分布相對集中，導致加速度放大效應更加明顯，這一點可從JA1 加速度頻譜圖中看出.

圖9 模型土體各測點加速度峰值及傅里葉譜幅值Fig.9 Peak acceleration and Fourier spectrum of model soil

2.2 模型結構加速度反應分析

圖10 給出了不同地震工況不同地震強度作用下，模型地鐵車站中柱各監測點的加速度峰值及加速度放大系數變化曲線.定義監測點加速度峰值與振動臺面監測點JA16 加速度的比值為該監測點的加速度放大系數.

圖10 結構中柱各測點加速度峰值及放大系數Fig.10 Peaking acceleration and acceleration amplification factor of middle column

可以看出，模型車站中柱監測點的加速度峰值隨輸入地震強度的增加逐漸增大，中柱頂部監測點JA20 的加速度峰值最大，底部測點JA22 的加速度峰值最小.各地震波工況下中柱的加速度放大系數則表現為隨輸入地震強度的增加呈逐漸減小的趨勢，這主要是因為地震強度逐漸增大時，模型結構由彈性工作階段逐漸進入彈塑性階段，中柱的損傷更加嚴重，伴隨著剛度退化的現象.當輸入地震波強度較小時，中柱監測點的加速度峰值和加速度放大系數相差較大，反之較小.

圖11 給出了不同強度名山波工況下2 種車站結構中柱頂部監測點JA20 的加速度時程曲線和傅里葉譜圖，參數對比見圖12.可以看出，不同地震強度時，DT 工況與YT 工況車站結構相同監測點的加速度時程曲線形式基本相同，加速度峰值均出現在同一時刻.地震波加速度峰值相比，DT 工況與YT 工況均表現為隨輸入地震強度的增加逐漸增大，YT 工況加速度峰值小于DT 工況，其中，0.3g、0.5g、0.7g 地震強度下的加速度峰值幅值變化率分別為5.12%、2.32%、2.11%，說明隨著地震強度的增加，2 種工況加速度峰值的差異呈逐漸減小的趨勢；頻率相比，DT工況與YT 工況的卓越頻率基本相同，表現為隨輸入地震強度的增加逐漸減小，主頻范圍呈高頻向低頻轉移的趨勢；傅氏譜幅值相比，DT 工況與YT 工況的傅氏譜幅值均表現為隨輸入地震強度的增加逐漸增大，YT 工況卓越頻率對應的幅值小于DT 工況，說明DT 工況下卓越頻率附近的地震能量相對集中.

圖11 結構中柱各測點加速度時程曲線及傅里葉譜值Fig.11 Time histories and Fourier spectra of middle column

圖12 不同試驗工況參數對比圖Fig.12 Comparison of parameters of different test conditions

2.3 模型結構應變反應分析

考慮到量測設備數據采集通道數量有限和最大限度地滿足試驗需要，近似認為模型結構呈左右對稱的地震響應規律，選取地鐵車站左半區域為研究對象，開展結構應變反應規律研究.以往研究成果表明，混凝土結構主要發生受拉損傷，受壓損傷程度較小，因此，本節主要針對模型結構的拉應變地震反應進行分析.圖13 給出了不同地震動作用下模型結構主觀測面的拉應變幅值分布圖.

圖13 不同地震動作用下主觀測面拉應變幅值（單位：με）Fig.13 Stretching strain amplitude of subway structure under different ground motions（unit：με）

可以看出，模型結構各測點的應變峰值表現為八角什邡波（近場波）＞名山波（中場波）＞鳳翔波（遠場波）.其中，相同地震波作用下，隨著地震強度的增加，模型結構的拉應變幅值呈逐漸增大的趨勢，模型中柱端部的拉應變幅值最大，側墻次之，樓板最小，這是因為中柱橫截面積較小且沒有周圍土體提供抗力，導致承載力相對不足，水平地震作用下更容易發生破壞，說明中柱仍然是上蓋一體化地鐵車站結構抗震設計的薄弱部位.側墻和中柱頂底部監測點應變幅值明顯大于中部位置，這是因為地震作用下模型結構和土體同步運動，導致結構發生剪切變形，中部位置鄰近反彎點且隨地震強度的增加反彎點逐漸向上偏移.

DT 試驗工況和YT 試驗工況中，不同地震強度下地鐵車站側墻和中柱各監測點的拉應變幅值，見表5.與DT 試驗工況相比，YT 試驗工況下模型結構監測點的應變相對較小，什邡波作用下的應變幅值差異大于名山波，應變幅值均表現為隨著輸入地震強度的增加逐漸增大.YT 工況與DT 工況相比，輸入0.1g 地震波時，應變率為1.5%～3.7%；輸入0.3g 地震波時，應變率為4.1%～6.0%；輸入0.5g 地震波時，應變率為6.1%～7.7%，說明隨著地震強度的增加，應變變化率逐漸增大，但變化率增幅逐漸減小.

表5 不同工況下結構各測點應變幅值Tab.5 Strain amplitude of points in different conditions

圖14 和圖15 分別給出了名山波作用下，YT 工況和DT 工況中柱監測點S5 的應變時程曲線.表6給出了2 種試驗工況車站中柱監測點S5 的殘余應變幅值.可以看出：不同地震強度作用下，監測點的應變時程曲線與輸入地震波波形有所差異.當輸入地震強度較小（0.1g 和0.3g）時，監測點具有很小的殘余變形，輸出應變時程曲線與輸入地震波時程曲線變化規律相似；當輸入地震強度較大（0.5g 和0.7g）時，監測點具有明顯的殘余變形，殘余應變幅值隨著地震強度的增加逐漸增大，輸出的應變時程曲線與輸入地震波時程曲線變化規律出現明顯差異.由表6 可看出：與DT 工況相比，YT 工況地鐵車站結構的殘余應變幅值相對較小，殘余應變變化率隨著地震強度的增加逐漸增大，說明地震強度越大，2 種地鐵車站結構的殘余應變差異越大.

圖14 YT 工況下中柱頂底部應變時程曲線Fig.14 Strain time histories curve of top and bottom of structure column under YT condition

圖15 DT 工況下中柱頂底部應變時程曲線Fig.15 Strain time histories curve of top and bottom of structure column under DT condition

表6 結構監測點S5 殘余應變幅值Tab.6 Residual strain amplitude of structural measuring point S5

3 結論

本文以上蓋一體化地鐵車站結構為研究對象，開展了粉細砂場地上蓋地鐵車站結構和單體地鐵車站結構動力反應規律分析，分別從加速度和應變兩方面對地鐵車站結構部分進行研究，并將兩2 種試驗結果進行對比，基于本文分析可得出如下結論：

1）相同地震波作用下，上蓋地鐵車站模型土和車站結構的加速度峰值及加速度放大系數小于單體地鐵車站，近場地震動下加速度放大系數差異較大，遠場地震動下加速度放大系數差異較小，埋深越深差異越明顯，但加速度峰值及加速度放大系數變化規律基本一致，說明結構形式的不同對場地加速度的變化規律影響較小.

2）上蓋一體化地鐵車站相同監測點加速度峰值大致表現為八角什邡波（近場）＞名山波（中場）＞鳳翔波（遠場），不同地震波之間加速度峰值差異較大，但加速度峰值差異隨地震強度增加逐漸減小.

3）上蓋一體化地鐵車站各測點的應變峰值表現為八角什邡波（近場）＞名山波（中場）＞鳳翔波（遠場），應變峰值變化規律與DT 工況大致相同，均表現為隨著輸入地震強度的增加逐漸增大.與DT 試驗工況相比，YT 試驗工況下模型結構監測點的應變峰值相對較小，近場地震動作用下的應變峰值變化率大于遠場地震動，隨著地震強度的增加，應變峰值變化率逐漸增大，而變化率增幅呈逐漸減小的趨勢.