地鐵預制裝配式車站結構抗震性能數值研究

歐飛奇

（廣州地鐵設計研究院股份有限公司，廣東廣州 510010）

1 背景

目前，我國正處于快速城鎮化階段，城市規模日益增大，對基礎設施的需求也日益增加。地鐵作為高效、綠色、低碳的公共交通資源，在城市化進程中發揮著不可替代的作用。預制裝配式地鐵車站采用模塊化設計生產，可保證施工質量、降低環境污染，具有傳統現澆式車站不可比擬的優勢。自1995年阪神地震中大開車站遭受嚴重破壞[1]以來，地下結構的抗震安全性引起各國學者的廣泛關注。目前，我國關于預制裝配式車站結構的抗震研究仍處于起步階段[2]。而保障結構的地震安全性有助于節約社會資源、保護生態環境，符合當代可持續發展的戰略要求，因此有必要開展預制裝配式車站結構的抗震研究。

預制裝配式車站先分塊預制，由接頭拼裝，接頭處的抗震性能決定車站整體的抗震性能[3-4]，已有學者針對裝配式車站接頭的力學性能、傳力機制開展相關研究[5-6]，研究結果表明：與傳統現澆車站結構相比，裝配式車站接頭能夠靈活適應地震作用產生的變形，從而使結構的整體彎矩大幅減小，增大結構的抗震性能，但接頭處易產生較大變形。接頭處的連接方式不同從而導致構件的強度、變形模式、抗震性能存在差異，目前接頭處的連接方式主要包括：螺栓連接[7]、灌漿套筒連接[8]、榫槽+連接件連接[6]。亦有學者關注車站局部節點的抗震性能，杜修力等[9]通過開展足尺試驗，研究了預制拼裝側墻底節點和現澆側墻底節點的抗震性能，研究結果表明：預制裝配式節點在循環往復荷載作用下初始剛度較大且破壞位置集中。李晟等[10]則指出預制鋼管混凝土柱可以有效保證中柱在強震作用下的安全性，且震后容易修復。對于裝配式車站的整體研究，主要集中于靜載作用下車站的傳力機制和變形性能。丁鵬等[11-12]通過對長春地鐵裝配式車站的數值模擬，指出車站的閉腔構造可以降低結構自重，從而使結構所受彎矩顯著降低，結構整體趨于安全穩定。陶連金等[13]以長春地鐵2號線為背景，分析了裝配式地鐵車站拼裝成環后的整體力學行為，證明了支撐可以有效降低拼裝誤差，減小接頭的接觸應力和張開量。總之，預制裝配式車站結構作為我國新興車站結構，其整體抗震性能研究方面仍存在諸多空白。

本文以深圳地鐵某裝配式車站為研究背景，分析單環裝配式地鐵車站的地震響應。通過有限元通用軟件建立地層-結構模型，采用彈簧-實體接觸模擬裝配式車站接頭，研究結構和地層的相互作用機制以及車站結構在地震作用下力學、變形和接頭的動力響應特征，揭示預制裝配式地鐵車站結構地震下的傳力與變形機理，明確抗震薄弱環節。

2 工程概況

本研究以深圳某在建預制裝配式地鐵車站結構為背景，車站主體結構斷面采用9塊拼接（圖1），塊與塊之間采用新型的CHC接頭（圖2，由C型鋼和H型鋼組成）。結構斷面總高度為16.4 m，總寬度為20.3 m；斷面站廳層結構凈高6.6 m，站臺層結構凈高7.4 m；構件底板最薄處為1 m，側墻厚度為1 m，頂板最薄處為0.9 m；單環縱向寬度為2 m。

圖1 單環裝配式車站主體結構（單位：m）

圖2 CHC接頭

車站所處工程場地覆蓋層為23.4 m，等效剪切波速為279 m/s，場地類別為Ⅱ類（根據GB/T 51336-2018《地下結構抗震設計標準》劃分）[14]。車站埋深為4 m，采用明挖法施工，車站所處地層主要為粉質黏土和黏質砂性土，無液化場地。

3 動力分析數值模型

3.1 有限元模型

本文采用有限元軟件進行模擬計算，分析采用新型CHC接頭的預制裝配式車站地震響應，數值模型如圖3所示，模型平面尺寸為（300×100） m（寬度×高度），單環厚度（出平面方向尺寸）為2 m，車站頂板埋深為4 m，土體和結構模型均采用四面體實體單元C3D8R離散，網格數量約8萬個。為了滿足計算精度，結構區域最小網格尺寸為1 m，小于波動最大頻率對應波長的1/10[15]，網格劃分遵循結構附近加密的原則。隧道與周圍地層之間的連接方式為摩擦連接，切向設置摩擦系數為0.5[16]，法向為硬接觸（即不允許網格法向相互侵入）。

圖3 數值模型

3.2 計算參數及材料本構

車站結構處地層剖面參數如表1所示，車站埋置地層主要為粉質黏土和砂質黏性土。地層動力力學行為由等效線性化模型[17]模擬，該模型采用等效的剪切模量（G/G0）和阻尼比（ξ）近似反映地層非線性特征，地層剪切模量和阻尼比隨剪應變（γ）變化曲線如圖4所示。地層模型的阻尼采用Rayleigh阻尼，取模型前兩階的圓頻率（f1= 2 Hz，f2= 3 Hz）來計算阻尼系數。

表1 地層參數表

圖4 地層動力特征曲線

車站結構由C50混凝土澆筑，材料參數按GB 50010-2010 《混凝土結構設計規范》[18]中規定取值，并引入混凝土塑性損傷模型（CDP），通過應力損傷（SDEG）剛度折減系數衡量整體結構抗震性能[19]，此系數可以指示單元最大受拉與受壓損傷，定義為單元折減后強度與初始強度的比值，取值為1時代表結構完全破壞。C50混凝土受壓應力-應變和損傷系數-應變示意圖如圖5所示。塊與塊之間的CHC接頭主要承擔拉力，通過兩點彈簧模擬，受拉剛度通過原型試驗和理論計算確定，彈簧剛度設置為1.039×109N/m。

圖5 CDP受壓模型

3.3 輸入地震動及邊界條件

計算模型包含不考慮結構的自由場模型（只含地層）和考慮車站-地層相互作用的車站-地層模型。進行動力分析之前，首先對地層-結構體系進行初始地應力平衡，在結構已有初始應力、變形的基礎上分析動力響應。工程場地類型為Ⅱ類場地，選擇相同場地類別的實測波Taft波作為基巖波輸入，根據設防標準（加速度峰值0.75g）對地震波調幅，并進行基線校準和濾波處理，輸入的地震波和傅里葉譜如圖6所示。為了減弱局部模型帶來的邊界效應，側向邊界采用等位移邊界[20]，模擬地震波傳播過程地層剪切變形模式。

圖6 輸入地震波

4 結果分析

4.1 地層-結構相互作用

定義加速度放大系數β為測點加速度峰值amax與輸入地震動峰值加速度峰值a0，max的比值，表示為：

圖7為車站-地層和自由場模型加速度放大系數隨埋深變化曲線，A1～A4為車站-地層模型加速度測點，SA1～SA4為同位置處自由場模型加速度測點。由圖可知：①2個模型的近地表加速度響應都隨埋深減小而增大；②同埋深位置，車站-地層模型的加速度放大倍數大于自由場模型，說明車站結構的存在會明顯放大原場地的加速響應。為了更好地分析地層-結構相互作用，通過快速傅里葉變換（FFT）將2個模型的加速度響應轉化為頻域，如圖8所示。由圖可知，A3及SA3，A4及SA4頻譜基本一致，而A1、A2分別相較于SA1和SA2有所放大，說明車站結構主要放大結構頂板到地表范圍的場地加速度響應，放大頻段范圍為2～5 Hz。

圖7 加速度放大系數隨埋深變化關系

圖8 傅里葉譜

4.2 結構位移響應

車站結構在地震作用下各層間水平位移時程曲線如圖9所示。D1、D2、D3分別對應頂板、中板、底板水平位移，位移響應同加速度響應規律一致，隨埋置深度的減小而增大，頂板位置處的水平位移響應最大。各處最大水平位移都出現在t= 8 s時刻，而非地震波時程對應加速度最大時刻，說明不能只依據加速度響應判斷結構實際地震響應大小。參照GB/T 51336-2018 《地下結構抗震設計標準》[14]，定義層間位移角Δθ為：

圖9 層間水平位移時程曲線

式（2）中，（D1-D3）為層間位移（此處最大值為1.41 mm）；Δh為頂板底板的高程差（此處為15.5 m）。最終求得最大層間位移角為0.1‰，在規范限值（1/550）之內，結構設計滿足地震安全。

4.3 接縫應力及變形

接縫相鄰單元兩點的位移差即為接縫的變形，各接縫的變形時程如圖10所示。J2、J3和J4的接縫變形最終沒有歸零，存在永久變形；J2的接縫變形最小，是因為中板主要承擔兩側的側土壓力，傳遞軸力，基本全程處于受壓狀態；J1位置接縫變形最大為4.6 mm，主要是頂板構件類似于簡支梁體系，頂板承受上覆荷載產生較大彎矩的同時，接縫處簡化為帶有一定剛度的鉸接支座，產生較大的轉角位移，導致較大的接縫變形。J3和J4的接縫變形最大分別為1.5 mm和1.8 mm，是由于水平地震作用下結構剪切變形，塊體間相互錯動引起的接縫變形。

圖10 接縫張開變形時程

塊與塊之間的接觸應力云圖如圖11所示，接觸應力最大的位置為角塊E和C的接觸面，因為此處主要傳遞上部豎向荷載（上覆土和結構自重）；角塊D中板的接觸應力也處于較高水平，同樣說明了中板主要承受側土壓力，起到水平支撐作用，因此此處幾乎不產生接縫張開變形。各接觸面最大壓力為8.39 MPa，混凝土不會受壓破壞，滿足抗震要求。

圖11 接頭處接觸應力云圖（單位：Pa）

4.4 結構應力及塑性損傷

結構應力云圖如圖12所示，結構最大主應力表示單元所受最大拉應力，最小主應力表示單元所受壓應力。由圖可知，塊體自身的應力均處于較低水平，應力主要集中在接縫位置，說明地震荷載主要由接頭承擔，結構的抗震性能由接頭處抗震性能決定，與已有研究結論相符[3-4]。圖13a和圖13b分別為結構受壓和受拉損傷結果，受壓損傷位于側墻與頂板連接處，主要是承受上覆土及自重荷載；受拉損傷則主要分布于車站上半部分接頭處和頂板、中板跨中。由前述分析可知，車站的地震響應隨埋深減小而增大，因此頂板附近接頭處隨結構變形產生較大拉力；頂板跨中損傷是因為頂板承受覆土及自重跨中有較大彎矩，底部受拉；中板的跨中損傷則是由于初始自重受彎變形后，中板兩側在地震過程中承受較大的軸力，進而加劇了的中板底部的受拉損傷。

圖12 結構應力云圖（單位：Pa）

圖13 結構損傷云圖

5 結語

文章通過建立裝配式地鐵車站的土層-結構有限元模型，采用動力時程的分析方法研究裝配式車站的地震響應，所得主要結論如下。

（1）車站結構的存在會放大原場地近地表處的加速度響應，放大效應主要體現在2～5 Hz的頻段。

（2）車站結構的水平位移隨埋深減小而增大，設防地震工況下，最大層間位移角為0.1‰，滿足GB/T 51336-2018《地下結構抗震設計標準》[14]中地震設防要求。

（3）接縫變形最大位置位于頂板塊與鄰接塊，接觸應力最大的位置為角塊E和C的接觸面；結構中板主要承擔水平支撐作用，接頭處接觸應力較大，但幾乎無張開變形。

（4）塊體自身應力水平較低，地震荷載主要由接頭承擔；根據混凝土損傷模型判斷損傷主要位于結構上半部接頭及頂、底板跨中，抗震設防中應重點關注。