三向地震荷載作用下地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性

高 盟,謝 猛,李佳文,矯慧慧

(1. 山東科技大學(xué) 山東省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,山東 青島 266590;2.山東科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院,山東 青島 266590)

地下結(jié)構(gòu)在地震來(lái)臨時(shí)會(huì)發(fā)生嚴(yán)重破壞,我國(guó)高烈度設(shè)防區(qū)的地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)大多是近幾年所建造,并未經(jīng)歷強(qiáng)震作用,也未建立地下結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的完整體系[1-3]。目前,國(guó)內(nèi)外學(xué)者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)地下結(jié)構(gòu)的地震動(dòng)力響應(yīng)展開(kāi)諸多研究?，F(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)主要包括普通振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。Chen等[4]進(jìn)行大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),研究具有不規(guī)則截面的地下地鐵結(jié)構(gòu)在不利土體條件下的地震響應(yīng),發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)和土體的地震反應(yīng)對(duì)低頻分量的輸入運(yùn)動(dòng)較為敏感。殷琳等[5]通過(guò)大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究土-地下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力相互作用,分析模型土中不同部位的加速度反應(yīng)和地下結(jié)構(gòu)的加速度與應(yīng)變反應(yīng)。閆冠宇等[6]通過(guò)離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),考慮水平-豎向地震作用的地下結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)水平-豎向地震作用增大了結(jié)構(gòu)中柱、側(cè)墻的總應(yīng)變和軸力的峰值響應(yīng)。Dashti等[7]、Xu等[8]分別進(jìn)行離心試驗(yàn),前者發(fā)現(xiàn)可以在離心機(jī)中模擬出從高層建筑傳遞到地基土和相鄰地下結(jié)構(gòu)的地震荷載,后者發(fā)現(xiàn)地下框架結(jié)構(gòu)柱的頂部和底部被確定為地震荷載條件下最薄弱的位置、并且容易受到彎曲剪切破壞。凌道盛等[9]采用離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)M地鐵車(chē)站地震破壞過(guò)程,發(fā)現(xiàn)當(dāng)發(fā)生強(qiáng)震時(shí),立柱柱底為結(jié)構(gòu)薄弱點(diǎn),導(dǎo)致車(chē)站側(cè)墻與底板交界處產(chǎn)生明顯裂縫。Zhao等[10]對(duì)某兩層三跨地下結(jié)構(gòu)在50g重力離心加速度下進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),以研究土壤-結(jié)構(gòu)相互作用效應(yīng),發(fā)現(xiàn)在地震荷載作用下兩層三跨地下結(jié)構(gòu)的中心柱為結(jié)構(gòu)的薄弱構(gòu)件。高盟等[11]通過(guò)編制DLOAD子程序并與ABAQUS有限元計(jì)算程序聯(lián)立,模擬地震荷載與列車(chē)移動(dòng)荷載的耦合作用,對(duì)地震-列車(chē)移動(dòng)荷載耦合作用下兩種路基系統(tǒng)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算并比較兩者的振動(dòng)響應(yīng)差異。石傳志等[12]采用ABAQUS軟件并與FORTRAN相結(jié)合建立軌道結(jié)構(gòu)-路基-地基三維數(shù)值模型,研究地震發(fā)生時(shí)列車(chē)移動(dòng)荷載引起的彈性均質(zhì)路基的振動(dòng)響應(yīng)規(guī)律。Zhang等[13]通過(guò)有限元軟件ABAQUS對(duì)雙層和三層地鐵車(chē)站的破壞特征分析,發(fā)現(xiàn)地鐵車(chē)站的倒塌始于底層立柱底部截面的破壞,從而導(dǎo)致板的彎曲和整個(gè)結(jié)構(gòu)的破壞。

上述研究中大多僅考慮水平單向地震或雙向地震對(duì)地下結(jié)構(gòu)的影響,鮮有考慮三向地震荷載作用。而地震波是一種多維度的隨機(jī)荷載,高玉峰等[14]考慮到在地震邊坡穩(wěn)定性分析中常采用單點(diǎn)地震動(dòng)輸入,但實(shí)際地震動(dòng)伴隨著時(shí)間和空間的變化而變化,故將地震動(dòng)轉(zhuǎn)化為作用于邊坡上的多點(diǎn)、多向地震荷載。高廣運(yùn)等[15]對(duì)多向地震荷載作用下砂土場(chǎng)地震陷進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)地震動(dòng)引起的震陷值水平雙向大于水平單向,但小于兩個(gè)方向荷載單獨(dú)作用下的震陷值之和,因此不能采用兩個(gè)單向荷載作用下震陷值疊加等效雙向荷載作用下震陷值,三向地震荷載引起的震陷值明顯大于水平雙向荷載產(chǎn)生的震陷值。因此僅僅研究單向地震或雙向地震難以真實(shí)模擬出地震對(duì)實(shí)際工程造成的影響。本研究建立土體-地鐵車(chē)站-軌道相互作用的三維精細(xì)化計(jì)算模型,分析兩種地震形式下地鐵車(chē)站重要組成結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、位移及加速度響應(yīng)特性,對(duì)比分析兩種工況下地鐵車(chē)站主體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的異同,以期彌補(bǔ)地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)的更多待解問(wèn)題。

1 模型建立

1.1 材料本構(gòu)模型

以青島市某兩層雙柱三跨地鐵車(chē)站的主體結(jié)構(gòu)為研究背景,其中,墻、板、梁、柱均采用強(qiáng)度指標(biāo)C40的混凝土,密度為2 450 kg·m-3,彈性模量32 500 MPa,混凝土軸心抗壓強(qiáng)度19.1 N·mm-2,泊松比0.2,車(chē)站主體結(jié)構(gòu)采用混凝土動(dòng)力塑性損傷模型。基于文獻(xiàn)[16]方法選取地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)混凝土損傷塑性參數(shù),見(jiàn)表1。土體采用摩爾庫(kù)倫模型,土層分為6層,通過(guò)巖土工程勘察取樣得各土層厚度,室內(nèi)土工試驗(yàn)得各土層參數(shù),見(jiàn)表2。

表1 車(chē)站結(jié)構(gòu)混凝土損傷塑性參數(shù)值

表2 土體基本參數(shù)

軌道采用普通整體道床,混凝土道床厚度約為300 mm,寬度約為2.4 m。支承塊代替?zhèn)鹘y(tǒng)軌枕,采用預(yù)制鋼筋混凝土塊體,尺寸500 mm×200 mm×200 mm。模型中鋼軌采用高0.176 m、中間腰厚0.016 5 m、底面寬0.15 m、軌頂寬0.73 m的60 kg·m-1的工字型截面型鋼。軌道間距1.435 m,支承點(diǎn)之間的間距0.65 m。軌道系統(tǒng)通過(guò)線性彈簧和粘性阻尼連接,彈簧的等效橫、縱向剛度Kx、Ky均為37.5 kN·m-1;橫、縱向阻尼系數(shù)Cx、Cy均為30 kN·s·m-1;Kz、Cz為彈簧的等效豎向(垂向)剛度和阻尼系數(shù),分別取25和37.5 kN·s·m-1。

1.2 幾何模型

以青島市某兩層雙柱三跨地鐵車(chē)站為例建立模型,水平橫向?qū)挾葹?1.8 m,高度為14.8 m,車(chē)站埋深為5 m。土體模型尺寸:土體深度60 m,水平橫向長(zhǎng)度200 m,水平縱向長(zhǎng)度100 m。車(chē)站結(jié)構(gòu)的中柱采用800 mm×1 000 mm的矩形截面柱,縱軸向中柱間距8 m。車(chē)站上層柱高6.2 m,下層柱高6.2 m,頂層板厚0.8 m,中層板厚0.4 m,底層板厚0.8 m,地鐵車(chē)站剖面圖如圖1所示。

圖1 地鐵車(chē)站模型圖

1.3 數(shù)值模型

由于地鐵車(chē)站與土體之間存在相互作用,土體是半無(wú)限空間體系,地下結(jié)構(gòu)是一個(gè)有限空間體系,采用三維空間問(wèn)題進(jìn)行有限元模擬更為準(zhǔn)確。基于ABAQUS模擬軟件,建立土體-地鐵車(chē)站-軌道相互作用的三維精細(xì)化模型,如圖2所示。將軌道網(wǎng)格加載面積尺寸設(shè)置為0.05 m×0.02 m,采用8結(jié)點(diǎn)實(shí)體單元。土體網(wǎng)格大小劃分為1 m×1 m×1 m,車(chē)站中柱結(jié)構(gòu)劃分為0.5 m×0.5 m×0.5 m;梁和板單元?jiǎng)澐譃?.5 m×0.5 m×1 m。模型共801 629個(gè)節(jié)點(diǎn),共766 846個(gè)單元,單元類(lèi)型均為C3D8R。

圖2 有限元模型示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the finite element model

1.4 地震荷載的施加

分析地鐵車(chē)站的地震響應(yīng)時(shí),將地震波動(dòng)轉(zhuǎn)化為邊界結(jié)點(diǎn)上的等效荷載。輸入地震波參數(shù)采用汶川地震數(shù)據(jù),抗震設(shè)防烈度為7度,X、Y、Z方向的地震動(dòng)峰值均調(diào)至0.1g。其加速度時(shí)程曲線如圖3所示。結(jié)構(gòu)抗震性能分析參照文獻(xiàn)[17]的分析方法,從模型底部輸入地震加速度峰值前后4.3 s的加速度時(shí)程曲線。

圖3 汶川地震加速度時(shí)程曲線

2 模型有效性驗(yàn)證

由于實(shí)際地震時(shí)地鐵車(chē)站振動(dòng)響應(yīng)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)較少,無(wú)法直接驗(yàn)證模型的有效性。因此,針對(duì)列車(chē)進(jìn)站這一工況,采用間接驗(yàn)證的方法,將列車(chē)荷載等效為地震荷載,選取與文獻(xiàn)[18]相同的土體及地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)參數(shù),選取相同位置的1#～3#測(cè)點(diǎn)進(jìn)行數(shù)值分析,并根據(jù)深圳市地鐵9號(hào)線沿線某地鐵車(chē)站站臺(tái)層現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),對(duì)比驗(yàn)證地下車(chē)站一層地面在列車(chē)移動(dòng)荷載作用下的振動(dòng)響應(yīng)結(jié)果,以確保模型的可靠性和有效性。

圖4分別為測(cè)點(diǎn)1#～3#的Z向振動(dòng)速度時(shí)程曲線。與文獻(xiàn)[18]中的圖4-5至圖4-7的Z向振動(dòng)速度時(shí)程曲線圖對(duì)比可知,模擬計(jì)算的3個(gè)測(cè)點(diǎn)振動(dòng)速度時(shí)程曲線與文獻(xiàn)[18]中實(shí)測(cè)結(jié)果的變化趨勢(shì)大致相同。將文獻(xiàn)[18]實(shí)測(cè)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)和數(shù)值計(jì)算得到的峰值速度幅值結(jié)果匯總于表3中。觀察圖4和表3可得,模擬計(jì)算和文獻(xiàn)[18]實(shí)測(cè)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)峰值速度基本一致,差值在5%以?xún)?nèi),在列車(chē)移動(dòng)荷載作用下模型的有效性得以驗(yàn)證?；谏鲜龇治?當(dāng)?shù)卣鸷奢d準(zhǔn)確施加的情況下,模型亦有效。

圖4 監(jiān)測(cè)點(diǎn)模擬計(jì)算Z向振動(dòng)速度時(shí)程曲線

表3 峰值速度現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)與模型計(jì)算結(jié)果

3 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性

3.1 地鐵車(chē)站的應(yīng)力響應(yīng)分析

圖5為地鐵車(chē)站在靜動(dòng)聯(lián)合作用下的應(yīng)力云圖。通過(guò)應(yīng)力云圖發(fā)現(xiàn),無(wú)論是水平單向地震或是三向地震的工況,車(chē)站上下兩層柱結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值最大,其次側(cè)墻以及各板的連接處應(yīng)力值略大,因此在對(duì)地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮柱、側(cè)墻以及結(jié)構(gòu)連接處的影響。此外,對(duì)比發(fā)現(xiàn),水平單向地震以及三向地震兩種工況下車(chē)站結(jié)構(gòu)的應(yīng)力變化規(guī)律相似,但峰值有所不同。水平單向地震工況下結(jié)構(gòu)的Mises應(yīng)力峰值約為1.112×108Pa,三向地震工況下結(jié)構(gòu)的應(yīng)力峰值約為1.35×108Pa,與水平單向地震工況相比,三向地震工況下柱結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值明顯增大?？梢哉f(shuō)明Y向和Z向的地震波同樣對(duì)地下車(chē)站水平方向動(dòng)力響應(yīng)影響顯著,因此在研究中考慮三向地震荷載的影響對(duì)結(jié)構(gòu)安全性分析尤為重要。

圖5 靜動(dòng)聯(lián)合作用下車(chē)站結(jié)構(gòu)Mises應(yīng)力云圖

地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)通常采用框架結(jié)構(gòu),較少采用砌體結(jié)構(gòu)及鋼結(jié)構(gòu)。地鐵車(chē)站的中柱受力面積較小,導(dǎo)致承受的應(yīng)力較大,一般先發(fā)生屈服破壞。因此將模型中的柱結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象,為方便表述,柱監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。

圖6 柱子監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖

首先選取上層1～3號(hào)柱作為研究對(duì)象,分別提取柱底、柱頂部在地震荷載作用下應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線,如圖7所示。觀察上層1～3號(hào)柱柱頂和柱底的應(yīng)力變化曲線發(fā)現(xiàn),在三向地震荷載作用下,3根柱柱底最大應(yīng)力值分別為7.50、6.97和7.03 MPa,相對(duì)應(yīng)的柱頂最大應(yīng)力值分別為10.57、9.96和10.80 MPa。結(jié)果顯示上層柱柱頂?shù)膽?yīng)力值普遍高于柱底。對(duì)比發(fā)現(xiàn)水平單向地震工況中,3根柱柱底最大應(yīng)力值分別為4.83、6.13和4.76 MPa,相對(duì)應(yīng)的柱頂最大應(yīng)力值分別為8.47、10.31和9.30 MPa。上層柱柱頂?shù)膽?yīng)力值普遍高于柱底,這與三向地震工況下的結(jié)果一致。此外,兩種工況下柱的應(yīng)力峰值差距較大。地震荷載從單向變?yōu)槿?3根柱柱底應(yīng)力峰值分別相差2.67、0.84和2.27 MPa;3根柱柱頂應(yīng)力峰值分別相差2.10、0.35和1.50 MPa。三向地震時(shí)1號(hào)柱、3號(hào)柱的應(yīng)力峰值較單向地震時(shí)顯著增大,尤其是對(duì)柱頂影響更大。

圖7 上層柱應(yīng)力變化曲線

選取下層4～6號(hào)柱作為研究對(duì)象,分別提取柱底、柱頂部在地震荷載作用下應(yīng)力隨時(shí)間變化曲線,如圖8所示。觀察下層柱4～6號(hào)柱頂和柱底的應(yīng)力變化曲線發(fā)現(xiàn),在三向地震荷載作用下3根柱柱底最大應(yīng)力值分別為10.90、11.23和11.23 MPa,對(duì)應(yīng)的柱頂最大應(yīng)力值分別為7.61、6.24和7.11 MPa。下層柱柱頂?shù)膽?yīng)力值皆低于柱底,這與上層柱的分布規(guī)律相反。此外,在水平單向地震工況中,3根柱柱底最大應(yīng)力值分別為10.20、9.13和9.36 MPa,相對(duì)應(yīng)的柱頂最大應(yīng)力值分別為6.24、4.43和5.82 MPa。下層柱柱頂?shù)膽?yīng)力值皆低于柱底,這與三向地震工況下的結(jié)果一致。地震荷載從單向變?yōu)槿?3根柱柱底應(yīng)力峰值分別增加0.70、2.10和1.87 MPa;3根柱柱頂應(yīng)力峰值分別增加1.37、1.81和1.29 MPa。兩種工況下柱的應(yīng)力峰值差距較大,對(duì)5號(hào)柱的影響更大,尤其是對(duì)柱底影響更大,再次說(shuō)明三向地震荷載對(duì)地下車(chē)站的動(dòng)力響應(yīng)影響顯著。此外,分析車(chē)站結(jié)構(gòu)上下雙層柱的應(yīng)力曲線發(fā)現(xiàn),雙層三跨地下車(chē)站結(jié)構(gòu)中,下層柱底部所受應(yīng)力峰值最大,發(fā)生變形后首先達(dá)到最大屈服應(yīng)力值,進(jìn)而發(fā)生塑性破壞、增大車(chē)站整體結(jié)構(gòu)損壞的危險(xiǎn)。因此在地下車(chē)站結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中,應(yīng)以下層柱柱底的應(yīng)力值為準(zhǔn)設(shè)計(jì)材料參數(shù)。

3.2 地鐵車(chē)站的位移響應(yīng)分析

地震荷載作用下,車(chē)站結(jié)構(gòu)與周?chē)馏w之間存在相互作用,進(jìn)而導(dǎo)致車(chē)站結(jié)構(gòu)發(fā)生變形。因此,計(jì)算頂?shù)装迳舷聝蓪?duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的相對(duì)水平位移值,分析地下車(chē)站結(jié)構(gòu)在地震荷載作用下的相對(duì)水平位移變化情況,監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖9所示。

圖9 板監(jiān)測(cè)點(diǎn)示意圖

圖10為中線左側(cè)以及結(jié)構(gòu)中線頂?shù)装逄幍南鄬?duì)位移時(shí)程曲線。觀察圖10(a)發(fā)現(xiàn),兩種工況的相對(duì)水平位移變化趨勢(shì)基本一致,16 s后變化趨勢(shì)逐漸不同。水平單向地震作用下相對(duì)水平位移峰值在17.75 s達(dá)0.030 m,三向地震作用下相對(duì)水平位移峰值在17.47 s達(dá)0.032 m。觀察圖10(b)發(fā)現(xiàn),靠近結(jié)構(gòu)中線處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)在兩種工況下相對(duì)水平位移變化趨勢(shì)相似,但幅值相差較大。水平單向地震作用下相對(duì)水平位移峰值在17.46 s達(dá)0.030 m,三向地震作用下相對(duì)水平位移峰值在14.85 s達(dá)到0.048 m?？梢?jiàn),與水平單向地震工況相比,三向地震工況下中線處較早達(dá)到最大相對(duì)水平位移峰值。在13.30 s時(shí),水平單向地震作用下相對(duì)水平位移峰值達(dá)到0.024 m,三向地震作用下相對(duì)水平位移峰值達(dá)0.045 m;在14.85 s時(shí),水平單向地震作用下相對(duì)水平位移峰值達(dá)0.020 m,三向地震作用下相對(duì)水平位移峰值達(dá)到0.048 m,中線處相對(duì)水平位移較其他位置更大,三向地震工況下的相對(duì)水平位移比單向地震工況下的相對(duì)水平位移大,且其變化更為復(fù)雜。

圖10 監(jiān)測(cè)點(diǎn)相對(duì)水平位移時(shí)程曲線

3.3 地鐵車(chē)站的加速度響應(yīng)分析

在地震的沖擊下,地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)各位置處的動(dòng)力響應(yīng)皆有所不同。上述的計(jì)算發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)中線處相對(duì)水平位移比其他位置更大,且在大部分地震災(zāi)害中,地下車(chē)站皆因?yàn)橹兄茐膶?dǎo)致各板塌陷。地下結(jié)構(gòu)埋置于土層中,地震荷載作用下車(chē)站主體與土層之間的相互作用是導(dǎo)致車(chē)站破壞的主要原因,因此結(jié)構(gòu)對(duì)水平方向的響應(yīng)是地震分析的關(guān)鍵。分別在底板、中板及頂板中線處布設(shè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),分析各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的水平方向加速度響應(yīng)變化規(guī)律。地板各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線如圖11所示。

圖11 地板地震動(dòng)的水平方向加速度時(shí)程曲線

圖11分別為底板、中板及頂板的水平方向加速度時(shí)程曲線。兩種工況下,底板及頂板在0～5 s時(shí)段內(nèi)變化幅度較小,在10～20 s變化幅度較大。在水平單向地震作用下,底板在13.3 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為1.77 m·s-2;中板在13.3 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為1.78 m·s-2;頂板在10.2 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為2.39 m·s-2。其中,頂板加速度峰值最大,加速度時(shí)程影響最明顯。在三向地震作用下,底板在13.3 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為1.83 m·s-2;中板在10.2 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為2.32 m·s-2;頂板在10.2 s時(shí)達(dá)到加速度最大值,為2.7 m·s-2,加速度時(shí)程影響最為明顯。對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),三向地震工況下各板的水平加速度峰值響應(yīng)與水平單向地震工況相比,底板、中板及頂板的加速度峰值分別提升3.5%、29.2%和15.9%。因此,三向地震對(duì)中板以及頂板的影響較為顯著,說(shuō)明其在地下結(jié)構(gòu)的地震分析中必不可少。此外,從兩種情況下的水平加速度變化幅值來(lái)看,盡管底板、中板及頂板的加速度響應(yīng)時(shí)程不同,但是與原汶川地震波波形大致吻合,這表明輸入的地震波會(huì)影響地鐵車(chē)站加速度的峰值,但基本上不會(huì)改變加速度的波形。

地震波從基巖深處向地鐵車(chē)站傳遞過(guò)程中,經(jīng)過(guò)土層介質(zhì)過(guò)濾作用而發(fā)生改變。因此,定義地鐵車(chē)站底板、中板及頂板加速度時(shí)程曲線中加速度峰值與原地震波的加速度峰值之比為加速度放大系數(shù)。在水平單向地震作用下,底板放大系數(shù)為1.81,中板為1.82,頂板為2.44。在三向地震作用下,底板放大系數(shù)為1.87,中板為2.34,頂板為2.82?？梢?jiàn),兩種工況下,頂板放大系數(shù)最大,中板次之,底板最小。進(jìn)一步說(shuō)明在地震動(dòng)荷載作用下,地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)中底板的加速度響應(yīng)最小,頂板的加速度響應(yīng)最大,頂板受地震影響最為嚴(yán)重。

4 結(jié)論

通過(guò)建立土體-地鐵車(chē)站-軌道相互作用的三維精細(xì)化計(jì)算模型,分別研究水平單向地震荷載及三向地震荷載作用下地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng),對(duì)兩種工況下車(chē)站的應(yīng)力、位移及加速度動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行分析。主要結(jié)論如下:

1) 兩種工況下,柱結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值最大,側(cè)墻以及各板的連接處應(yīng)力值也略大。地震荷載作用下,上層柱柱頂應(yīng)力峰值大于柱底,而下層柱柱頂應(yīng)力峰值小于柱底。三向地震工況下柱結(jié)構(gòu)應(yīng)力峰值響應(yīng)較水平單向地震工況時(shí)顯著增大。下層柱底部所受應(yīng)力峰值最大,發(fā)生變形后首先達(dá)到最大屈服應(yīng)力值,進(jìn)而發(fā)生塑性破壞。在地下車(chē)站結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中,應(yīng)以下層柱柱底的應(yīng)力值為準(zhǔn)設(shè)計(jì)材料參數(shù)。

2) 研究中線處頂?shù)装灞O(jiān)測(cè)點(diǎn)發(fā)現(xiàn),兩種工況下相對(duì)水平位移變化幅值相差較大;與水平單向地震工況相比,三向地震工況下中線處較早達(dá)到最大相對(duì)水平位移峰值。中線處相對(duì)水平位移較其他位置更大,三向地震工況下的相對(duì)水平位移比水平單向地震工況下的相對(duì)水平位移大,且變化更為復(fù)雜。

3) 三向地震工況下各板的水平加速度峰值響應(yīng)較水平單向地震時(shí)顯著增大,與水平單向地震工況相比,底板、中板及頂板的加速度峰值分別提升3.5%、29.2%和15.9%。三向地震荷載對(duì)中板及頂板的影響更為顯著。輸入的地震波雖會(huì)影響地鐵車(chē)站加速度的峰值,但基本上不會(huì)改變加速度的波形。在地震動(dòng)荷載作用下車(chē)站結(jié)構(gòu)中底板的加速度響應(yīng)最小,頂板的加速度響應(yīng)最大,頂板受地震影響最為嚴(yán)重。