基于复杂场地条件的地铁地下车站结构地震反应分析

基于复杂场地条件的地铁地下车站结构地震反应分析

地震中，周围土壤变形过大是结构破坏的主要原因之一。因此，地下结构可能存在于软土场，尤其是深软土场。近年来国内外学者针对软土场地中地下结构地震反应进行了研究,如Wang研究了软土场地中双壁式地铁车站结构的地震响应;Hatzigeorgiou等研究了考虑或不考虑土-结构相互作用时,软土隧道的地震反应特性,并分析了影响隧道地震反应的因素;Shahrour等对软土场地中隧道的地震反应特性进行弹塑性分析,得到塑性应变对隧道衬砌内力反应的影响。同时,地震动特性对于地下结构的地震响应也有重要的影响,针对不同特性地震作用下地下结构的地震响应,一些学者也进行了相关研究。苏州地处长江三角洲,域内广泛分布着全新世新近沉积土,土体呈欠压密状态,强度相对较低,软弱土层发育显著且饱和度较高。同时,根据地震部门关于苏州地震构造环境的研究,苏州地区有发生6级左右近场地震及7级以上远场地震的可能。因此,本文以苏州地铁1号线的星海站为工程背景,对地铁地下车站结构在6级近震及7级远震作用下的地震响应进行数值分析,以研究深软场地中地铁车站结构在近场中强震和远场强地震作用下的地震反应特性。1土-地铁地下车站网格划分及动力特性地铁地下车站结构的尺寸如图1所示。使用ABAQUS软件作为分析计算平台,建立土-地铁地下车站结构系统的非线性静动力耦合二维有限元计算模型,采用总应力分析方法对模型进行数值分析。静力分析步的边界条件为:场地底部(基岩面)固定约束,场地两侧水平向约束。动力分析步的边界条件为:场地底部(基岩面)竖向约束,场地两侧为竖向约束和水平向加阻尼器的黏滞边界。土层总厚度为60m,宽度为231.5m,土-地铁地下车站结构系统各部分的网格划分如图2所示,结构网格大小为0.2m×0.2m,车站周边区域土单元网格大小为1m×1m,较远处最大网格为2m×2m。土与结构的作用形式为接触面的法向采用硬接触(即土与结构之间只能产生压力,不能产生拉力),接触面的切向采用摩擦接触,摩擦系数取0.4。采用Lee等提出的黏塑性动力损伤模型描述混凝土的动力特性,采用线弹性材料加瑞雷阻尼描述钢筋的动力特性,采用记忆型黏塑性嵌套面动力本构模型描述软土的动力特性,场地条件及模型参数见表1。土体采用四结点平面应变缩减积分实体单元模拟;结构采用四结点平面应变全积分实体单元模拟。为将模型简化为平面应变问题,将地铁车站中柱以等效刚度原则,通过折减中柱模量的方法转化为等价连续墙,以考虑平面应变单元模拟三维地铁车站中柱的影响,但这可能会使实际地震中中柱的应力集中现象减轻。钢筋采用植入的杆单元模拟。2基岩地震记录的资料输入地震动选自K-NET&KIK.NET地震台网的地震记录,这2个台网是日本于1995年阪神地震后在全国范围内建设的。选择台站JYVVOH的基岩地震记录来模拟6级近震作用,该地震发生于2011年3月9日,震源位于北纬36.78°、东经140.57°,震源深度5km,震级6.1级,震中距10km,峰值加速度为4.07m/s2;选择台站NINOHE-E的基岩地震记录来模拟7级远震作用,该地震发生于2011年4月7日,震源位于北纬38.2°、东经141.92°,震源深度66km,震级7.1级,震中距231km,峰值加速度为2.52m/s2。为了表述方便,将近场的JYVVOH的地震记录简记为JYVV波,将远场的NINOHE-E的地震记录简记为NINO波。2条地震波均未调幅,振动时间截取40s,截取后的地震波加速度时程和傅氏谱如图3所示。3结论分析3.1近场yvvv波作用下的综合位移图4给出地铁地下车站结构上层层间、下层层间和顶底间的最大相对水平位移值。由图4可知:(1)在远场的NINO波作用下,地铁地下车站结构的侧向变形在多数情况下都要大于近场JYVV波作用下的结果,仅在车站结构左摆时,近场JYVV波作用下下层最大相对水平位移大于NINO波作用下的结果。(2)地铁地下车站结构上层层间最大相对水平位移要大于下层,且右摆的最大相对水平位移要大于左摆。(3)以层间位移角为参考指标,NINO波作用下,车站结构下层和上层的层间位移角分别为0.00085和0.00072,JYVV波作用下,车站结构下层和上层的层间位移角分别为0.00068和0.00063,均呈现出结构上层反应大于结构下层反应、远场NINO波反应大于近场JYVV波反应的规律。3.2结构墙板和柱端关键控制点应力幅值的输出为表述清楚,将地铁地下车站结构上层5跨从左至右分别称为左侧外挑边跨、左边跨、中跨、右边跨和右侧外挑边跨,将下层3跨从左至右分别称为左边跨、中跨和右边跨;将上层4根柱从左至右分别称为左边柱、左中柱、右中柱和右边柱,将下层两根柱从左至右分别称为左中柱和右中柱;将结构板从上到下分别称为顶板、中板和底板。根据地铁地下车站结构在各工况下计算结果的动态演示和车站结构动力反应的对比分析需要,输出应力反应的结点位置和结构各部分表述名称如图5所示,表2和表3给出了地铁地下车站结构墙板和柱端关键结点应力幅值。由表2和表3可知:(1)在近场JYVV波作用下,上层左侧墙上结点2、上层左边跨底板右端结点12处、上层左边柱柱顶位置结点B和下层左中柱柱底位置结点G的拉应力幅值超过了C30混凝土受拉损伤限值2.4MPa;在远场NINO波作用下,上层左侧墙上结点2、上层左侧外挑边跨底板右端结点7、上层左边跨底板右端结点12处、下层左侧墙底部结点14、上层左边柱柱顶位置结点B、上层左中柱柱顶位置结点F和下层左中柱柱底位置结点G的拉应力幅值超过了C30混凝土受拉损伤限值2.4MPa。(2)地铁地下车站结构各关键结点的压应力幅值均未超过C30混凝土的受压损伤限值24MPa,但下层右中柱柱底的结点L处压应力幅值已接近受压损伤限值,车站结构在该部位的抗压性能值得关注。(3)从受力特点来看,地铁地下车站结构的横向构件的拉应力反应大于压应力反应,竖向构件则刚好相反。总的来说,地铁地下车站结构在远场NINO波的作用下应力反应更大。3.3结构响应系数谱值分别给出各工况下地铁地下车站结构上层顶板结点11处、上层左边柱柱底结点C处及下层左中柱柱底结点K处的峰值加速度,并将反应加速度对应的动力系数β谱与基岩输入地震动对应的动力系数β谱进行比较,上述结点大致分布在地铁车站结构的顶部、中部和底部,具有代表性,结点的具体位置见图5。图6为地铁地下车站结构加速度反应动力系数β谱。由图6可知:地铁地下车站结构反应加速度动力系数β谱的谱值在周期0.5~1.5s有所增大,且近场JYVV波作用下的增长幅度要大于远场NINO波作用下的结果,这是因为基岩输入的JYVV波中低频成分较少,因而在通过苏州软土场地后的放大效果更为显著;在JYVV波作用下,地铁地下车站结构反应加速度的动力系数β谱曲线呈多峰形式,在周期0.5s和1s附近都出现了峰值。由表4可知:在基岩输入近场JYVV波时,地铁地下车站结构各结点的反应加速度峰值均小于输入地震动的峰值,车站结构底部位置的结点K处加速度峰值最大,中部位置的结点C处次之,顶部的结点11处最小;而在基岩输入远场NINO波时,地铁地下车站结构各结点的反应加速度峰值均大于输入地震动的峰值,车站顶部位置的结点11处加速度峰值最大,中部和底部位置两个结点的加速度峰值较小且差异不大。由此可见,苏州软土场地中地铁地下车站结构对于地震动周期为0.5~1.5s的成分有显著放大作用,同时近场JYVV波作用时车站结构的反应加速度峰值明显小于基岩输入值,而低频成分丰富的远场NINO波作用下车站结构的反应加速度峰值则较基岩输入值有所增大。3.4多个网格单元的拉损伤值由于结构的受压损伤较小,仅给出计算终止时刻地铁地下车站结构损伤因子云图,如图7所示,并用文字说明的方式描述地铁地下车站结构在2种地震动作用下的受拉损伤进程。在近场的JYVV波作用下,地铁地下车站结构各构件出现受拉损伤的先后顺序为:下层右中柱柱底右侧、上层右侧外挑边跨底板外侧、上层右中柱柱底右侧、上层右边跨底板左端上沿、下层右中柱柱顶左侧、上层左中柱柱底左侧和上层右边柱柱底左侧、上层左边柱柱顶右侧和上层左边跨底板右端上沿。至计算终止时刻,地铁地下车站结构受拉损伤最为严重的部位为下层右中柱柱底右侧、上层左边柱柱顶右侧、上层右中柱柱底右侧和上层右侧外挑边跨底板外侧,多个网格单元的拉损伤值都在0.9以上。在远场的NINO波作用下,地铁地下车站结构各构件出现受拉损伤的先后顺序为:下层右中柱柱底右侧、上层右侧外挑边跨底板外侧、上层右中柱柱底右侧及上层右边跨底板左端上沿、下层右中柱柱顶左侧和上层左中柱柱底左侧、上层左中柱柱顶右侧、下层左侧墙、右侧墙底端、外挑左边跨底板外侧和下层右边跨底板右端外侧。至计算终止时刻,地铁地下车站结构受拉损伤最为严重的部位为下层右中柱柱底右侧、上层左边柱柱顶右侧、上层右中柱柱底右侧、上层左中柱柱底左侧、上层左侧和右侧外挑边跨底板外侧以及下层左侧墙底部,多个网格单元的拉损伤值都在0.9以上。总的来说,在远场的NINO波作用下地铁地下车站结构左半部分构件损伤程度要略重于右半部分,而在近场JYVV波作用下,地铁地下车站结构右半部分构件的损伤程度更重。在远场的NINO波作用下地铁地下车站结构的整体损伤程度要重于近场JYVV波作用下的结果。结构的下层右中柱底部和左右侧墙底部损伤较为严重。4高频振动与创伤性波1)苏州软土场地中地铁地下车站结构对于地震动周期在0.5~1.5s范围内的成分有显著放大作用,这使得车站结构在远场低频成分较丰富NINO波作用下,结构的峰值加速度反应大于基岩输入值,同时地基-地铁地下车站结构系统对高频振动不敏感,这使得车站结构在近场高频成分较丰富JYVV波作用下地铁地下车站结