明-暗挖地鐵車站框架結構接頭剛度對抗震性能的影響研究*

袁 勇 藍旭曌 徐正良 畢湘利 李 翀

(1.同濟大學地下建筑與工程系, 200092， 上海； 2.同濟大學土木工程防災國家重點實驗室, 200092， 上海；3.上海市城市建設設計研究總院， 200125， 上海； 4.上海申通地鐵集團有限公司， 201103， 上海∥第一作者， 教授)

0 引言

城市地鐵具有緩解交通壓力、提升出行效率等功能毋庸置疑。然而，1995年日本阪神大地震中，神戶地鐵多個車站遭受損壞，其中大開車站坍塌，表明應對地下結構抗震性能高度重視。

許多學者應用振動臺試驗方法進行地鐵車站的抗震性能研究。文獻[1]通過振動臺試驗和數值模擬重現了大開車站在1995年阪神大地震中的破壞過程。文獻[2]開展了國內首次地鐵車站振動臺試驗，初步解決了地鐵車站振動臺試驗設計的相關問題。此后，許多學者在振動臺試驗中觀察到中柱是地鐵車站抗震的薄弱環節，但大部分研究是針對箱式框架車站的，如文獻[3-5]的研究。

近年來，裝配式地鐵車站、無跨地鐵車站、異跨地鐵車站、中庭式地鐵車站、十字換乘車站等新型地鐵車站結構形式的地震下動力響應也得到重視。文獻[6]開展了上軟下硬地層大跨無柱地鐵車站的振動臺試驗。文獻[7]進行了細砂場地中兩層裝配式地鐵車站的振動臺試驗。文獻[8]進行了中庭式地鐵車站振動臺試驗，車站模型長度相似比為1/30。文獻[9]首先建立了土-異跨地鐵車站有限元模型，然后通過損傷分析預測地鐵車站破壞模式。文獻[10]開展了中庭式地鐵車站的振動臺試驗。文獻[11-13]開展了十字換乘車站在上海軟土中的一系列振動臺試驗，車站模型長度相似比為1/25，底層柱被驗證為地震中的薄弱部位，與大開車站的破壞現象一致。

然而，迄今為止，極少有研究關注兩端明挖框架、中間暗挖頂管的明-暗挖地鐵車站結構。明-暗挖地鐵車站的構形復雜，由不同工法實現的結構剛度突變顯著，在地震下其抵抗變形的能力是值得研究的。本文以上海市軌道交通14號線靜安寺車站為依托，開展軟土場地明-暗挖地鐵車站結構的振動臺試驗，探究頂管結構與框架結構接頭剛度對車站抗震性能的影響規律。該研究有助于拓展對不同結構類型地鐵車站抗震性能的認識，為明-暗挖地鐵車站實際工程的抗震設計提供參考。

1 試驗設計

1.1 模型箱與相似比設計

本試驗采用同濟大學土木工程防災國家重點實驗室多功能振動臺試驗系統。振動臺臺面尺寸為10 m×6 m，由2個4 m×6 m振動臺組合而成，總承載能力為140 t。振動臺具有橫向、縱向以及扭轉3個振動自由度。臺面最大加速度加載能力為1.5g，工作頻率為0.1～50.0 Hz。

本試驗采用層狀剪切式模型箱，箱體尺寸為10 m(長)×6 m(寬)×2 m(高)，通過切換水平地震激勵方向實現兩向激勵。本試驗相似比通過Buckingham-π理論確定。試驗中模型需要滿足的相似關系如表1所示。

表1 模型相似關系

1.2 模型土與模型結構設計

模型土由砂和鋸末混合制成。通過對不同質量比的模型土進行動三軸試驗，且比較候選模型土與實際場地土的密度相似比和剪切模量相似比，最終確定試驗所用模型土中鋸末和砂的質量比為1.0∶2.5。

試驗模型的結構部分包括車站框架結構和車站頂管結構，均以土與結構相對剛度比為指標反應原型系統的土與結構相互作用的特性。

車站框架結構采用鍍鋅鋼絲模擬鋼筋，用微粒混凝土模擬原型混凝土，命名為A、C區。車站框架結構沿縱向A區長3.5 m，C區長1.0 m，兩端框架結構的寬高相同，分別為1 432 mm和1 153 mm。

車站頂管結構采用冷軋薄鋼板模擬原型頂管中的鋼結構，命名為B區。車站頂管結構沿縱向每段長100 mm，接頭部分為承插式結構，內部布置有肋板。

頂管和車站連接部位設置了連接剛度不同的兩種連接方式。試驗使用橡膠帶填充模擬柔性連接，使用纖維布和環氧樹脂加固成法蘭狀模擬剛性連接。車站模型各部分照片如圖1所示。

a) 車站框架

c) 車站頂管外部

d) 剛性連接

1.3 測點布置

試驗測點包括以下3個部分：場地土內部加速度測點，車站結構加速度測點及頂管接縫處的環縫張開量測點。場地土內部加速度測點分為縱向加速度測點和橫向加速度測點兩類，分別以X和Y編號，編號的第一位數字代表每列測點水平位置，第二位數字代表測點埋深，按埋深從小到大編號為1至6。車站單根頂管管環數量為41，距離A區框架最近的管環編號為1，依次編號至距離A端最遠的、編號為41的管環。在車站中間頂管6個關鍵斷面位置管節頂部布置管環加速度測點，編號為AB1-2、AB1-10、AB1-18、AB1-24、AB1-32、AB1-40，以及AB2-2、AB2-10、AB2-18、AB2-24、AB2-32、AB2-40，編號中的前一位數字代表測點所處頂管編號，第二位數字代表測點所處管環編號。在車站頂管管節兩側布置應變式位移計作為環縫張開量測點，編號為SD1-1—SD1-80和SD2-1—SD2-80，編號中的第一位數字代表測點所處頂管編號，第二位數字代表測點所處環縫位置，從1開始管環兩側交替編號。在頂管與框架車站連接部位布置電感式位移傳感器DA1、DA2、DC1、DC2，編號中的第二位字母代表測點所處端頭位置，數字代表測點所處頂管編號。測點布置如圖2所示。

a) 場地土加速度測點布置

b) 結構加速度測點布置

c) 頂管環縫張開量測點圖2 測點布置方案Fig.2 Layout of measuring points

1.4 試驗工況

本試驗地震動輸入選用上海人工波。根據相似關系換算的上海人工波如圖3所示，其加速度峰值為0.1g，主頻為16.2 Hz，白噪聲加速度峰值為0.05g。試驗中地震波分別沿振動臺X向和Y向輸入，對應車站模型縱向和橫向方向。試驗各工況輸入的地震波如表2所示。在輸入地震動時限制模型箱在另一方向的自由度，保證模型箱的層間位移僅發生在輸入地震動對應方向。為探究連接段剛度對車站抗震性能的影響，在模型連接段分別采用柔性連接和剛性連接。

a) 上海人工波加速度時程曲線

c) 上海人工波加速度頻譜

表2 振動臺試驗輸入地震波工況Tab.2 Shaking table test input seismic wave condition

2 試驗結果分析

2.1 場地基頻

試驗中設置了加速度峰值為0.1g和0.2g的白噪聲工況，用于檢測模型場地是否由于輸入地震波發生動力特性的變化。圖4是兩種白噪聲工況下模型場地地表相對于底部的加速度頻譜放大系數。由圖4可以看到，兩條曲線最高點對應的橫坐標完全一致，這說明試驗過程中模型場地的基頻未發生變化。

圖4 模型場地加速度頻譜放大系數Fig.4 Amplification factor of model site acceleration spectrum

2.2 場地土體加速度

圖5為沿頂管橫向輸入加速度峰值0.1g上海人工波工況下，場地土體加速度峰值放大系數沿深度變化曲線。由圖5可以看到，遠離結構的場地土體上部存在加速度放大效應，地表放大系數為1.54；由于車站與周圍土體在剛度和密度上存在差異，靠近結構的場地土體在結構底部和地表的峰值加速度放大效應均強于遠離結構區域，地表放大系數為2.34。

圖5 場地土加速度放大系數Fig.5 Site soil acceleration amplification factor

2.3 頂管加速度峰值響應

頂管與車站框架結構采用柔性連接，分別輸入加速度峰值為0.1g、0.2g上海人工波時頂管的加速度響應峰值如圖6所示。地震動沿Y向輸入時頂管的加速度響應大于沿X向輸入的加速度響應。

采用柔性連接時，沿X向輸入地震動引起的頂管加速度峰值基本在同一水平，而沿Y向輸入地震動時頂管加速度峰值具有不一致性。沿Y向輸入地震動時，靠近A區頂管加速度峰值較小。沿Y向輸入時，測點AB1-40的加速度響應峰值為0.127g；測點AB1-2的加速度響應峰值為0.164g，相比測點AB1-40的增大29%。

圖7為頂管與車站框架結構采用剛性連接時頂管的加速度響應峰值。除了加速度峰值0.1g沿X向輸入工況下測點AB2-10、AB1-40數據異常(加速度響應頻譜存在幅值較大的低頻成分)，采用剛性連接的車站模型的頂管加速度響應峰值無明顯變化趨勢。

a) 0.1 g上海人工波

b) 0.2 g上海人工波圖6 頂管加速度響應峰值(柔性連接)

a) 0.1 g上海人工波

b) 0.2 g上海人工波圖7 頂管加速度響應峰值(剛性連接)

綜上分析可知：采用柔性連接時，沿頂管橫向輸入的地震波會使頂管產生沿長度方向不均勻分布的加速度峰值；沿頂管橫向輸入地震波時，頂管峰值加速度整體大于沿頂管縱向輸入地震波時的頂管峰值加速度。采用柔性連接時，頂管整體及框架車站各層的加速度峰值均大于采用剛性連接時的加速度峰值。

2.4 頂管環縫張開量

沿縱向輸入加速度峰值0.1 g上海人工波時，頂管環縫張開量的分布情況如圖8所示。采用柔性連接時，各管節環縫接頭張開量總體較小，最大值為0.008 mm；采用剛性連接時，各管節環縫接頭張開量總體較柔性連接時大，最大值為0.172 mm，并且在頂管中間部分出現了較多突變點。無論采用柔性連接還是剛性連接，靠近A區框架一端的環縫張開量整體大于靠近C區框架一端的環縫張開量。

a) 管1-1(柔性連接)

c) 管2-1(柔性連接)

e) 管1-1(剛性連接)

g) 管2-1(剛性連接)

綜上分析可知:相比剛性接頭，采用柔性接頭將降低頂管整體環縫張開量。

2.5 試驗結果與工作井-隧道模型對比分析

文獻[14]開展了工作井-隧道振動臺試驗，并針對隧道環縫張開量進行了理論推導。該理論將工作井簡化為剛體，隧道簡化為Euler-Bernoulli梁，隧道軸線垂直于工作井表面并固接于工作井，地震動沿垂直隧道軸線方向輸入，假設隧道橫截面無變形。基于以上假設，到工作井-隧道接頭距離為xj處的環縫張開量最大值δmax為：

(1)

其中φ由下式定義：

(2)

β由下式定義：

(3)

其中(EI)eq為隧道等效抗彎剛度，由下式定義：

(4)

式中：

r——隧道半徑；

ls——隧道管片寬度；

umax——隧道與工作井最大相對位移，由加速度數據作二次積分得到；

n——單個管環縱向螺栓個數；

kj——每個縱向螺栓抗拉剛度；

El——隧道襯砌彈性模量；

Al——隧道橫截面面積；

kh——地基彈簧剛度(將土體簡化為Winkler地基)；

Il——隧道橫截面慣性矩。

明-暗挖地鐵車站模型與工作井-隧道模型大體相似，比如均為隧道與其他地下結構連接、均存在剛度突變等，不同之處在于工作井-隧道模型中隧道僅一側與工作井相連，而明-暗挖地鐵車站模型中隧道兩側均與框架式地鐵車站相連。因此在對比時僅考慮從一側框架式地鐵車站到暗挖頂管隧道中點處的環縫張開量。選取沿橫向輸入峰值加速度0.1g上海人工波時，管1靠近C端框架的最大環縫張開量數據與理論值做比較，結果如圖9—10所示。

圖9 最大環縫張開量試驗值與理論值對比(柔性連接)

如圖9所示，車站接頭采用柔性連接時，試驗測得最大環縫張開量變化趨勢與理論預測相同。但當環縫張開量最大值較小時，試驗值顯著低于理論值。進行理論分析時假設隧道抗彎剛度不變，即隧道抗彎剛度與環縫張開量無關，但明-暗挖地鐵車站模型中頂管隧道采用承插式接頭，在環縫張開初期接頭抗彎剛度較大，對最大環縫張開量有限制作用。所以在最大環縫張開量較小時，會出現試驗值顯著偏小的情況。

如圖10所示，車站接頭采用剛性連接時，試驗測得最大環縫張開量沿隧道軸向的變化趨勢與理論預測差距較大，尤其是在明-暗挖接頭處。進行理論分析時假設隧道為Euler-Bernoulli梁且與工作井為固定連接，其抗彎剛度沿全長相等。但在明-暗挖地鐵車站模型中，采用纖維布和環氧樹脂形成剛性類法蘭盤結構模擬剛性接頭，對靠近明-暗挖接頭處的管環起到了增大剛度的作用，不滿足理論分析中的隧道等剛度假設，所以明-暗挖接頭處的最大環縫張開量試驗值與理論值差距較大。

圖10 最大環縫張開量試驗值與理論值對比(剛性連接)

3 結語

本文通過大比尺土-結構振動臺試驗，研究明-暗挖地鐵車站在采用不同剛度接頭時的地震響應，對比不同接頭剛度對頂管加速度峰值和最大環縫張開量的影響，探討已有理論分析對不同接頭剛度情況的有效性，得出以下結論：

1) 地鐵車站頂管段與框架段連接處采用柔性連接時，地震波沿車站橫向輸入相較于沿車站縱向輸入，會使頂管加速度峰值增大，且沿車站橫向輸入地震動時，由于頂管兩端框架結構質量不同，質量較大的一端頂管加速度峰值較大；連接處采用剛性連接時，頂管加速度沿縱向分布均勻，且不同的地震波輸入方向對頂管加速度峰值影響很小。

2) 地鐵車站頂管段與框架段連接處采用柔性連接時，頂管環縫張開量較小；采用剛性連接時，頂管環縫張開量較大。由于兩端框架的不對稱和車站質量分布不均勻并不受接頭剛度變化的影響，因此采用柔性連接時頂管的剛度突變程度較小，降低了環縫張開量。且無論采用柔性連接還是剛性連接，頂管環縫張開量均存在框架結構質量較大的一側環縫張開量較大，質量較小的一側環縫張開量較小的現象，采用柔性連接時這種現象更為明顯。

3) 最大環縫張開量理論值與采用柔性接頭時的明-暗挖地鐵車站試驗值趨勢相同，當最大環縫張開量較小時，試驗值相對理論值偏小。