安軍海，趙志杰，王錫朝

（河北科技大學建筑工程學院，河北石家莊 050018）

隨著地鐵的快速發(fā)展及城市地下空間的廣泛開發(fā)和利用，衍生了埋入式大底盤地鐵車站及其與上蓋結構連通的新型結構形式［1］。該類型結構聚集交通、商場、辦公、居住等多種功能為一體，適應社會發(fā)展的需要；但因自身體量龐大、人員密集等特點，一旦遭受地震破壞，嚴重情況下將對生命財產(chǎn)造成損失，甚至將產(chǎn)生不良的社會影響，因此其抗震安全問題尤為重要［2-3］。

埋入式大底盤地鐵車站及其上蓋建筑體系的結構特點為：埋在地面以下的地鐵車站一般要求高層高、大跨度、大空間，且對結構豎向構件的位置有嚴格限制；上蓋塔樓多為框架結構或框架剪力墻結構，要求低層高、小空間結構。地下及上蓋建筑要求的不同，使得上蓋建筑物的墻或柱難以落地，如此便形成了大范圍的水平及豎向剛度突變嚴重的大型結構體系，這對其自身抗震性能極為不利。因此，研究埋入式大底盤地鐵車站及其上蓋結構體系的抗震性能，對保證其地震時的安全性具有重要意義。

長期以來，人們普遍認為地下結構具有良好的抗震性能。然而，阪神地震等以往震害案例表明，強震作用下的地下結構并不完全安全，有時還可能會產(chǎn)生致命性的倒塌［4-5］。目前，已有諸多學者針對地鐵車站及其臨近結構的地震響應問題進行了研究。陳國興等［5-7］考慮結構形式、場地條件等因素對地下結構的震害機理，通過系列研究指出了地下空間結構地震破壞的最不利構件。安軍海等［8］基于數(shù)值模擬的方法研究了不同交叉角度工況下地鐵雙層隧道的地震反應特性，給出了矩形隧道和圓形隧道的地震變形模式。王國波等［9］基于工程實例，建立了地鐵車站-上蓋鋼框架結構動力相互作用的二維數(shù)值模型，研究認為小尺寸的地下結構及較輕的上蓋建筑物對土體的動力特性和結構體系地震反應的影響均較小。WANG H F等［10］基于數(shù)值模擬的方法分析了地面高層框架結構對相鄰地鐵車站地震反應的影響，結果表明相鄰地上與地下結構的相對位置關系及地震波的入射角度對二者之間的動力相互作用有重要影響。WANG G B等［11］采用FLAC3D建立了土體-地鐵車站及鄰近地面建筑的三維數(shù)值模型，研究認為地下結構對地上結構的動力反應有很大影響，而地上結構對地下結構動力反應的影響很小。從研究對象來看，上述研究要么針對單獨地鐵車站結構，要么針對地鐵車站臨近或穿越既有結構，其涉及的地面結構與地下結構是2 種獨立的結構，并未考慮地鐵車站和與之直接固結在一起的上蓋結構體系的相互作用。

ZHOU Y 等［12］研究了地鐵車輛段分別上蓋單塔框架剪力墻結構與框架結構的抗震性能，分析了裙房偏置和大底盤平面不規(guī)則情況下結構體系中明顯的扭轉效應，并指出了塔樓2/3 高度處為結構的薄弱部位。張?zhí)煊畹龋?3］采用ABAQUS 軟件建立了土-地鐵車站及其上蓋結構體系的三維數(shù)值模型并進行了地震反應分析，認為長周期基巖地震波對地鐵車站及其上蓋結構體系的地震響應影響最為顯著。韓學川等［14-15］基于ABAQUS 軟件建立了地鐵地下車站-地表建筑一體化結構體系的三維有限元模型，分析了地表結構類型、地表建筑高度、圍巖土體類型等對城市軌道交通樞紐一體化地鐵車站結構地震響應的影響，結果表明地鐵車站結構的動力特性主要取決于圍巖土體類別及輸入地震動的特性，而地表結構類型和高度的影響有限。以上研究抑或針對“地面模式”下的地鐵車輛段及其上蓋結構的地震反應，未考慮周圍地層的影響；抑或針對軌道交通樞紐一體化模式下的常規(guī)地鐵車站，未考慮大底盤的結構特征。

有鑒于此，本文以某實際工程為研究背景，采用有限元軟件Midas GTS-NX 建立土體-大底盤地鐵車站及其上蓋單塔框架結構體系的三維數(shù)值模型，研究上蓋結構層數(shù)對大底盤地鐵車站結構地震響應的影響規(guī)律。

1 三維數(shù)值模型

1.1 工程概況

某大底盤地鐵車站及其上蓋單塔框架結構體系包含埋入地下的2 層大底盤車站及地面上的上蓋6層單塔框架結構，兩者通過轉換板剛接為一體，結構體系的立面圖如圖1所示。上蓋結構與大底盤地下地鐵車站的相對位置關系及連接形式如圖2所示。地鐵車站結構橫截面總長101.6 m，總高18.5 m，地下1 層層高6.6 m、地下2 層層高10.5 m，頂板厚1.2 m，底板厚1.0 m，中板厚0.8 m，柱子截面尺寸1.2 m×1.2 m；上蓋單塔框架結構長24.5 m，寬12.0 m，高18.7 m，層高3.1 m，樓板厚度0.2 m，柱子截面尺寸0.5 m×0.5 m。結構體系的柱子位置平面分布及縱橫向編號如圖3所示，其中，地鐵車站大尺寸截面柱的B3，B5，D3，D5分別與上蓋框架結構小尺寸截面柱的YN1，YN8，ZN1，ZN8相重合。

圖1 車站及其上蓋單塔框架結構體系立面圖（單位：m）

圖2 大底盤地鐵車站及其上蓋單塔框架結構相對位置關系

圖3 柱子位置平面分布及縱橫向編號

1.2 三維數(shù)值模型的建立

數(shù)值模型采用整體式建模方法，數(shù)值模型底部固定，上邊界取至地表，上蓋框架結構部分按實際尺寸建模，下邊界取至等效基巖面，采用有限元軟件Midas GTS-NX，建立的土-大底盤地鐵車站及其上蓋單塔框架結構體系的三維數(shù)值模型如圖4所示。該模型的長×寬×高為700 m×36 m×64 m，共有516 850個節(jié)點，574 847個單元。模型土體與結構分別采取實體單元和結構單元模擬，結構部分采用彈性本構模型，土體采用修正摩爾庫倫模型，土體與地下結構之間的接觸面采用無厚度接觸面單元模擬，接觸面采用庫倫剪切模型。動力計算時：選擇瑞利阻尼實現(xiàn)土在循環(huán)動荷載下的非線性和滯后性，模型橫向邊界設置動力自由場邊界。取車站上蓋結構層數(shù)分別為0，6，10，14，18層（0層為無上蓋結構），以研究不同上蓋結構層數(shù)對大底盤地鐵車站結構地震響應的影響規(guī)律。

圖4 土-地鐵車站及上蓋單塔框架結構三維數(shù)值模型（單位：m）

1.3 場地土層及模型參數(shù)的選取

根據(jù)巖土工程地質(zhì)勘察報告及GB 50909—2014《城市軌道交通結構抗震設計規(guī)范》，考慮數(shù)值模型的要求，對物理和力學性質(zhì)相似的場地土層進行合并簡化，并將其共分為6層，各土層具體參數(shù)見表1。地鐵車站及其上蓋框架結構體系為鋼筋混凝土結構，其相應結構構件的混凝土強度等級和參數(shù)見表2。

表1 土層參數(shù)

表2 結構參數(shù)

1.4 地震波加載

場地人工波是以實際基巖面的振動加速度峰值及其反應譜作為地震動時程合成的目標峰值振動加速度及其反應譜，因此，其可最大限度地表征場地土的動力特性。數(shù)值模擬時，選擇場地人工波作為輸入地震動，并將其加速度峰值調(diào)整為0.2g，該人工波的加速度時程曲線及其傅里葉頻譜如圖5所示。

圖5 輸入地震波時程曲線及其傅立葉頻譜

2 數(shù)值模擬結果與分析

2.1 車站柱子彎矩

在輸入地震動作用下，不同上蓋結構層數(shù)情況時的地鐵車站柱子彎矩云圖分布相類似，限于篇幅，文中僅給出無上蓋結構和6層上蓋結構時的車站柱子最大彎矩云圖，如圖6所示。由圖6 可知：2 種情況時柱子的端部彎矩均明顯大于中部，柱頂?shù)淖畲髲澗鼐笥谥椎淖畲髲澗?；邊柱的彎矩均明顯大于中間部位的柱子，其中橫向第4行柱、縱向第C列柱的彎矩已然很小。這說明上蓋結構的存在并沒有改變地下結構柱子彎矩極值的分布區(qū)域。

圖6 車站柱子彎矩云圖

無上蓋結構時柱子彎矩的最大、最小值分別為278 和-281 kN ·m，而6 層上蓋結構時柱子彎矩的最大、最小值分別為306 和-309 kN ·m?？梢姡笳叩膹澗刈钪荡笥谇罢?，說明進行大底盤地鐵車站的抗震設計時，要考慮上蓋結構的影響。

綜上，在一定范圍內(nèi)（結構處于彈性狀態(tài)），上蓋單塔框架結構的存在，只是增加了與其直接相連的地下車站結構柱子彎矩的大小，而未改變其分布規(guī)律，這時，將地震作用下上蓋結構產(chǎn)生的底部剪力施加在地下結構的頂板上進行抗震設計是合理的。

建立以負2 層柱的柱底形心為原點的豎直坐標系，地震作用下，編號為A1，A2，A3，B1，B2，B3的柱子橫截面彎矩幅值沿柱高的變化曲線如圖7所示。

由圖7 可知：上蓋框架結構的存在增大了地鐵車站柱子的彎矩幅值，且其彎矩幅值隨著上蓋結構高度的增加而增加；整體上，柱子的彎矩幅值沿柱高變化曲線接近“W”形分布，負1 層柱子的彎矩幅值要比負2 層的彎矩幅值大，且隨著上蓋結構高度的增加，負1 層柱子彎矩幅值增加的幅度也較大；A 列柱的彎矩幅值大于B 列柱，且A 列柱橫截面彎矩幅值沿柱身高度方向改變更為顯著，說明上蓋結構對地鐵車站產(chǎn)生了很大的扭轉效應；距離上蓋結構越近，柱子的彎矩幅值越大，特別是B3 柱子，這是由于其與上蓋結構柱直接剛接，導致B3柱直接承擔上蓋結構傳下來的底部剪力，內(nèi)力增大明顯，且上蓋結構越高，內(nèi)力增加越顯著。因此，從彎矩反應來看，上蓋結構下方的車站柱子是其抗震設計的薄弱環(huán)節(jié)。

圖7 車站A1，A2，A3，B1，B2，B3柱彎矩幅值沿柱高變化曲線

2.2 車站頂板彎矩

在輸入地震動作用下，無上蓋結構和6 層上蓋結構時地鐵車站結構頂板彎矩云圖如圖8所示。由圖8 可知：車站頂板的最大彎矩響應發(fā)生在與邊柱頂部連接的區(qū)域；與無上蓋結構時相比，上蓋結構使得地鐵車站的頂板彎矩顯著增大，應力集中的區(qū)域也有明顯增加，其彎矩增大及應力集中的區(qū)域主要分布在上蓋結構在地下結構中的投影范圍內(nèi)。

圖8 車站頂板彎矩云圖

在輸入地震動作用下，車站頂板正中位置的彎矩幅值沿車站橫向變化的曲線如圖9所示，其中，0 m處對應的位置為圖3左側墻的端部。

由圖9 可知：受柱網(wǎng)布置的影響，車站頂板彎矩幅值沿其橫向呈鋸齒狀變化，上蓋結構的存在及結構層數(shù)的增加只使得彎矩幅值有所增大，而并未改變其沿結構橫向的變化規(guī)律；車站頂板彎矩出現(xiàn)極值的位置正好是與柱子直接相連接的區(qū)域，且不同柱子連接區(qū)域的彎矩幅值明顯不同，這是因為該區(qū)域容易產(chǎn)生明顯的應力集中現(xiàn)象；隨著上蓋結構層數(shù)的增加，地下結構彎矩幅值逐漸增加，并且增加的幅度也越來越顯著。

圖9 車站頂板彎矩幅值沿其橫向變化曲線

2.3 車站底板彎矩

在輸入地震動作用下，無上蓋結構和6 層上蓋結構時大底盤地鐵車站結構的底板彎矩云圖及底板彎矩幅值沿車站橫向變化曲線如圖10 和圖11所示。

圖10 車站底板彎矩云圖

對比圖8—圖11可知：上蓋結構的存在雖然使得車站底板彎矩有所增加，但增加的幅值已不明顯，最大僅為8%，也未造成明顯的底板應力集中的現(xiàn)象；同車站頂板一樣，車站底板彎矩曲線亦呈鋸齒狀變化，但與不同柱子連接區(qū)域的底板彎矩幅值大小相當，沒有明顯極值。因此，與車站頂板彎矩反應相比，上蓋結構對底板彎矩反應的影響很小。

圖11 車站底板彎矩幅值沿橫向變化曲線

2.4 車站側墻彎矩

在輸入地震動作用下，車站側墻頂部、中部和底部的彎矩幅值沿車站縱向的變化曲線如圖12所示，其中，0 m 處對應的位置為圖3 左側墻的最前端。由圖12 可知：車站側墻中彎矩幅值最大的位置為底部區(qū)域、其次是頂部區(qū)域，中部最?。卉囌緜葔敳繌澗胤笛乜v向分布呈臺階狀，出現(xiàn)臺階的部位正好是與柱網(wǎng)靠近的區(qū)域，而中部和底部彎矩幅值在大部分中間區(qū)域基本上趨于平穩(wěn)，這說明柱網(wǎng)分布對側墻頂部地震響應的影響遠大于對側墻底部；上蓋結構的存在使得側墻彎矩有所增加，且隨著上蓋結構高度的增加，彎矩幅值增長的幅度也逐漸加大。

圖12 車站側墻彎矩幅值沿縱向變化曲線

在輸入地震動作用下，6 層上蓋結構時地鐵車站結構柱子的剪力云圖如圖13所示。由圖13 可知：柱子頂部的剪力最大，且剪力極值主要在車站端部靠近側墻部位的柱端位置，而上蓋結構投影區(qū)域范圍內(nèi)的柱子剪力較小。

圖13 車站柱子剪力云圖

在輸入地震動作用下，編號為A1，A2，A3，B1，B2，B3 的車站柱子剪力幅值沿柱子高度變化曲線如圖14所示。由圖14 可知：隨著上蓋結構高度的增加，車站柱子的剪力幅值有所增加，且增幅逐漸增大；對同1 層柱（負1 層柱或負2 層柱）而言，柱子剪力幅值從下至上依次降低，剪力幅值在負1 層柱底和負2 層柱頂?shù)倪B接部位有突變，其中A1，A2，B1，B2 柱出現(xiàn)突然增大；而A3，B3 柱的突變值不明顯，尤其是B3 柱，其剪力幅值沿柱子高度變化比較均勻，這是因為B3 柱與上蓋結構柱直接相連，而A3 柱與上蓋結構柱相距最近的緣故；同一行柱的剪力變化規(guī)律基本一致，整體上，車站柱子越靠近上蓋結構，其剪力幅值越小。

圖14 車站A1，A2，A3，B1，B2，B3柱剪力幅值沿柱高變化曲線

2.5 車站結構相對層間位移

定義：車站結構的相對層間位移峰值為柱子的頂、底部位移時程曲線差值的最大值；層間位移角為相對層間位移峰值與柱高的比值。在輸入地震動作用下，不同上蓋結構層數(shù)時車站A列柱和B列柱的相對層間位移峰值和層間位移角分別見表3—表5。

從表3—表5可知：隨著上蓋結構層數(shù)的增加，車站結構的相對層間位移峰值和層間位移角均逐漸增加；不同上蓋結構層數(shù)時，車站負2 層層間位移均大于負1 層的層間位移，說明水平地震作用下，大底盤地鐵車站及其上蓋結構體系中的地下結構發(fā)生的變形依然是剪切型；同一上蓋結構層數(shù)時，同一列柱和同一行柱的層間位移相差很小，說明上蓋結構的存在只改變了地下結構的變形量，而未改變其變形模式。

表3 車站A列柱相對層間位移峰值

表4 車站B列柱相對層間位移峰值

2.6 車站振動加速度

為分析上蓋框架結構對地鐵車站結構振動加速度的影響，定義：車站振動加速度最大差值百分比=|有上蓋結構時車站柱子的振動峰值加速度—無上蓋結構時車站柱子振動峰值加速度|/無上蓋結構時車站柱子振動峰值加速度。在輸入地震動作用下，不同上蓋結構層數(shù)時車站A列柱和B列柱的振動峰值加速度分別見表6和表7。

表5 車站層間位移角

從表6 和表7 可知：不同上蓋結構層數(shù)時，A列柱和B列柱的振動峰值加速度相差不大，最大差值百分比僅為5.6%，位于B2 柱的地下2 層柱底處，說明上蓋框架結構的存在對車站結構振動加速度的影響可以忽略。因此，對大底盤地鐵車站及其上蓋結構體系中的地下結構進行抗震設計時，不必考慮上蓋結構對地下結構慣性力改變的影響；車站柱子的振動峰值加速度自下而上逐漸增大，說明在該場地人工波地震作用下，地下結構仍處于彈性狀態(tài)；整體上，隨著上蓋框架結構層數(shù)的增加，地下結構的振動峰值加速度先增大后降低，峰值點為14 層上蓋結構時的模擬結果，這可能是因為該結構體系的自振頻率與輸入地震動的主頻最接近的緣故。

表6 A列柱振動峰值加速度

表7 B列柱振動峰值加速度

3 結論

（1）在輸入地震動作用下，上蓋框架結構的存在增大了大底盤地鐵車站結構的內(nèi)力，其內(nèi)力幅值隨著上蓋結構層數(shù)增加而增加，且增長幅度也逐漸加大。

（2）在輸入地震動作用下，距離上蓋結構越近，車站柱子的彎矩幅值越大，而剪力幅值越小。車站柱子橫截面彎矩幅值沿柱高方向接近“W”形分布；受柱網(wǎng)布置的影響，車站頂板和底板彎矩幅值沿車站橫向均呈鋸齒狀分布，而底板彎矩更為均勻，其極值大小相當；車站側墻中，彎矩幅值最大的位置為底部區(qū)域，其次是頂部區(qū)域，中部最小。

（3）在輸入地震動作用下，車站結構發(fā)生的變形仍然是剪切型，上蓋結構的存在只改變了其相對位移峰值大小，而未改變其變形模式。

（4）在輸入地震動作用下，車站柱子的振動峰值加速度自下而上逐漸增大。對地下車站結構進行抗震設計時，可不必考慮上蓋結構對地下結構慣性力改變的影響。