長懸臂島式地鐵高架車站抗震性能研究

趙丹，聶小沅，陳立，施成華，雷明鋒

長懸臂島式地鐵高架車站抗震性能研究

趙丹1, 2，聶小沅2，陳立2，施成華1，雷明鋒1

(1. 中南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長沙 410075；2. 長沙市軌道交通集團(tuán)有限公司，湖南 長沙 410007)

針對某長懸臂島式地鐵高架車站的抗震性能，采用振型分解反應(yīng)譜法對鋼混組合結(jié)構(gòu)橫向獨(dú)柱高架車站、鋼混組合結(jié)構(gòu)橫向雙柱高架車站和預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)高架車站3種結(jié)構(gòu)形式進(jìn)行地震作用計(jì)算及分析?；谡w建模和結(jié)構(gòu)性能設(shè)計(jì)理念，比較不同結(jié)構(gòu)形式下長懸臂地鐵高架車站結(jié)構(gòu)在地震作用下的結(jié)構(gòu)整體受力性狀、位移變形及墩柱和懸臂構(gòu)件的延性比等關(guān)鍵指標(biāo)，得出長懸臂島式地鐵高架車站的設(shè)計(jì)性能控制條件。研究結(jié)果表明：鋼混組合結(jié)構(gòu)可以有效降低結(jié)構(gòu)的地震力，具有優(yōu)越的抗震性能。以期為現(xiàn)行地鐵高架車站的性能設(shè)計(jì)提供理論指導(dǎo)與參考。

長懸臂；地鐵；高架車站；抗震

城市軌道交通高架線路具有造價(jià)經(jīng)濟(jì)、施工周期短、對周邊環(huán)境施工干擾小的優(yōu)點(diǎn)。為減小對既有地面交通的影響，獲得寬闊的路幅空間，地鐵高架車站墩柱蓋梁兩側(cè)下方布置盡量多的機(jī)動車道，因而高架車站兩側(cè)懸臂較長。然而長懸臂的結(jié)構(gòu)體系往往是受力性能相對不利的結(jié)構(gòu)形式[1?3]，車站懸臂過長導(dǎo)致車站橫向剛度小，長寬比過大，整體抵抗扭矩能力差，車站抗震性能較差[4?7]。國內(nèi)有學(xué)者結(jié)合工程實(shí)際進(jìn)行了抗震性能方面的研究：余志武等[4]采用多模態(tài)靜力彈塑性方法對豎向地震作用下某高鐵車站的結(jié)構(gòu)抗震性能研究；莊海洋等[8]基于有限元對比分析了場地變化對地鐵高架車站的地震反應(yīng)的不同影響；趙亮[9]對上海軌道6號線上大懸臂預(yù)應(yīng)力高架車站開展了結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)譜分析；許立言等[10]對采用鋼-混組合結(jié)構(gòu)形式的獨(dú)柱側(cè)式高架車站進(jìn)行了地震作用下的動力彈塑性有限元分析。上述文獻(xiàn)均是針對高鐵客運(yùn)車站或地鐵側(cè)式高架車站而展開的研究，但針對島式高架車站地震作用研究少有涉及。一方面由于地鐵高架車站結(jié)構(gòu)復(fù)雜，涉及地鐵、建筑、橋梁設(shè)計(jì)相關(guān)規(guī)范，鋼混組合結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)也是新型地鐵車站結(jié)構(gòu)形式；另一方面，由于島式高架車站的受力相對于側(cè)式高架車站更為不利，因此工程實(shí)踐中島式高架車站相對較少。本文就方案設(shè)計(jì)過程中某地鐵島式高架車站3種不同的結(jié)構(gòu)形式——鋼混組合結(jié)構(gòu)獨(dú)柱高架車站、鋼混組合結(jié)構(gòu)雙肢柱高架車站、預(yù)應(yīng)力混凝土橫向雙柱高架車站進(jìn)行抗震性能研究。通過對大懸臂等關(guān)鍵構(gòu)件的抗震性能分析和比較，從整體上把握長懸臂高架車站的抗震性能，確保車站結(jié)構(gòu)性能安全、舒適、經(jīng)濟(jì)。以期研究成果能為軌道交通鋼混組合結(jié)構(gòu)高架車站特別是鋼混組合結(jié)構(gòu)獨(dú)柱車站的設(shè)計(jì)和相關(guān)抗震性能評估提供有價(jià)值的參考。

1 工程概況

某地鐵高架車站位于兩城市主要道路交叉口南端，沿南北向布置在路幅中央。車站共設(shè)2個(gè)出入口，車站設(shè)備用房布置于西側(cè)。周邊現(xiàn)狀為未開發(fā)用地，規(guī)劃為商業(yè)用地、行政用地等。該站設(shè)計(jì)為3層島式車站，地面首層架空，2層為站廳層，其上設(shè)置軌道層，軌道層高為4.86 m；3層為站臺層，站臺層標(biāo)高為6.35 m；屋蓋采用輕鋼結(jié)構(gòu)。站廳層通過兩側(cè)天橋與地面相連接；地面3層為站臺層。車站結(jié)構(gòu)最大外包尺寸為121 m×18.2 m，車站主體結(jié)構(gòu)120 m縱向連續(xù)不設(shè)縫。車站縱向柱距均為12 m，沿縱向共設(shè)置10跨。車站采用橋建合一的整體結(jié)構(gòu)，軌行區(qū)結(jié)構(gòu)與車站框架結(jié)構(gòu)融合為整體，車站框架結(jié)構(gòu)縱梁作為承受軌行區(qū)列車荷載構(gòu)件。

2 地震作用計(jì)算

2.1 計(jì)算模型

模型計(jì)算中忽略樁基承臺對上部結(jié)構(gòu)地震作用影響，假定為柱墩在地面處為固定約束。同時(shí)略去一些次要構(gòu)件的描述，3種島式高架車站計(jì)算模型的有限元建模如圖1所示。

(a) 計(jì)算模型1(組合獨(dú)柱)；(b) 計(jì)算模型2(組合雙肢柱)；(c) 計(jì)算模型3(混凝土雙柱)

1) 計(jì)算模型1：鋼混組合結(jié)構(gòu)橫向獨(dú)柱車站(簡稱組合獨(dú)柱)。首層墩柱采用矩形鋼管混凝土(柱寬橫向2 m)，內(nèi)部填充C50混凝土，獨(dú)柱兩側(cè)各懸挑9.15 m；墩頂蓋梁采用矩形鋼管混凝土，站廳層橫向布置4個(gè)矩形鋼管混凝土柱，內(nèi)部填充C50混凝土。站廳層樓面板厚150 mm，軌行區(qū)板厚250 mm；站廳層上部墩頂橫梁采用矩形鋼管混凝土；站廳層縱梁工字型鋼?混凝土樓面板組合梁，分為軌道梁下部和非軌道梁位置2種。站臺層板厚為120 mm，矩形鋼管柱，縱梁、橫梁均采用工字型鋼-混凝土樓面板組合梁。墩柱、蓋梁、組合梁、組合柱均采用Q345B級鋼。

2) 計(jì)算模型2：鋼混組合結(jié)構(gòu)橫向雙柱車站(簡稱組合雙肢柱)。首層墩柱雙肢柱中心距1.25 m(柱寬橫向各1.1 m)，兩端各懸挑8.25 m，墩頂蓋梁及站廳層、站臺層布置與組合獨(dú)柱車站相同。

3) 計(jì)算模型3：預(yù)應(yīng)力混凝土雙柱車站(簡稱混凝土雙柱)。標(biāo)準(zhǔn)段站臺板下層寬18.2 m，首層橫向雙柱中心距距7.4 m，兩端各懸挑5.43 m(圖1-1)。高架車站站廳層、站臺層采用C50的混凝土材料板單元模擬，軌道梁、蓋梁、墩柱均采用C40混凝土材料空間梁單元模擬，墩柱地面端固結(jié)。模型中各構(gòu)件的具體截面尺寸如表1所示。

計(jì)算模型中，樓板按剛性樓蓋假定，樓板采用板單元模擬，梁與柱構(gòu)件均采用線彈性梁單元模擬。材料強(qiáng)度與密度均取為材料等級對應(yīng)的規(guī)范規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)值。

表1 高架車站(組合獨(dú)柱、組合雙柱、混凝土雙柱)主要構(gòu)件截面

3 計(jì)算結(jié)果分析

振型分解反應(yīng)譜法能夠考慮不同地震烈度、不同場地土?xí)r地面運(yùn)動加速度大小和結(jié)構(gòu)動力特性的地震慣性力的影響，基于振型分解反應(yīng)譜法采用有限元數(shù)值分析軟件進(jìn)行了多遇、罕遇作用下的計(jì)算，取出前3階振型進(jìn)行分析比較，如表2。

表2 振型分解反應(yīng)譜法前3階計(jì)算結(jié)果

3.1 結(jié)構(gòu)動力特性

3.1.1 模態(tài)分析

從以上3類結(jié)構(gòu)的模態(tài)振型特征可知，水平地震作用下效應(yīng)主要表現(xiàn)出以下特點(diǎn)。

1) 計(jì)算模型1(組合獨(dú)柱)中前2個(gè)振型為整體橫向平動、扭轉(zhuǎn)變形；整體橫向剛度、抗扭剛度弱于整體豎向剛度；結(jié)構(gòu)抗扭轉(zhuǎn)能力不太強(qiáng)。

2) 計(jì)算模型2(組合雙肢柱)中前2個(gè)振型為整體橫向平動、扭轉(zhuǎn)變形，整體橫向剛度、抗扭剛度弱于整體豎向剛度；結(jié)構(gòu)抗扭轉(zhuǎn)能力不太強(qiáng)。

3) 計(jì)算模型3(混凝土雙柱)中前2個(gè)振型為整體橫向平動、整體豎向平動，兩平動周期之比為0.578。模型3整體橫向剛度、整體豎向剛度較為接近，均弱于整體抗扭剛度；結(jié)構(gòu)抗扭轉(zhuǎn)能力較強(qiáng)。

通過計(jì)算結(jié)構(gòu)的最大扭轉(zhuǎn)系數(shù)知，3類計(jì)算模型的扭轉(zhuǎn)系數(shù)分別為0.891，0.975和0.578，說明計(jì)算模型2的扭轉(zhuǎn)周期較為靠近第1橫向平動周期，水平地震作用下結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效占較大的比例。從振型和振動周期方面比較，模型3的扭轉(zhuǎn)系數(shù)較小且振動周期較大。

與區(qū)間相比，車站的縱向柱距較小，且在站廳層和軌道層有通長的梁板結(jié)構(gòu)，使車站縱向水平剛度易于滿足，而對于橫向獨(dú)柱車站，橫向剛度往往較小成為設(shè)計(jì)控制的因素。從模型3可以看出，混凝土雙柱首層兩墩柱橫向距離較組合結(jié)構(gòu)大，從而改善了車站整體結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)效應(yīng)。但是一般受市政道路凈空要求制約，橫向墩柱數(shù)量布置較難調(diào)整。

(a) 組合獨(dú)柱；(b) 組合雙肢柱；(c) 混凝土雙柱

3.1.2 豎向自振頻率

按照《地鐵設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50157—2013)相關(guān)規(guī)定，組合獨(dú)柱、組合雙柱、混凝土雙柱3個(gè)計(jì)算模型中整體振動豎向質(zhì)量參與系數(shù)最大的自振頻率分別為10.51，10.34和10.47 Hz。

3種模型的豎向自振頻率均略大于10 Hz，滿足規(guī)范中基于人體的舒適體驗(yàn)的規(guī)范規(guī)定的結(jié)構(gòu)整體振動豎向質(zhì)量參與系數(shù)最大的自振頻率不小于10 Hz的要求。但總體而言，該3種結(jié)構(gòu)型式的舒適度指標(biāo)富余量均較小，不論何種結(jié)構(gòu)型式均應(yīng)進(jìn)一步研究有效的構(gòu)造措施以提升車站整體結(jié)構(gòu)的舒適性。

3.1.3 地震作用下應(yīng)力及變形

多遇地震作用下結(jié)構(gòu)的整體層間位移角計(jì)算結(jié)果如表3；長懸臂構(gòu)件蓋梁的多遇地震作用下、罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)內(nèi)力如表4和表5。多遇地震作用下車站層間位移角限值為1/300，從表5中的計(jì)算結(jié)果可知，3種結(jié)構(gòu)型式均滿足要求且都有較大的富余。

表3 多遇地震作用下車站整體層間位移角

表4 懸臂構(gòu)件多遇地震作用下的效應(yīng)

表5 懸臂構(gòu)件罕遇地震作用下的效應(yīng)

(a) 組合獨(dú)柱；(b) 組合雙肢柱；(c) 混凝土雙柱

在多遇地震作用下，懸臂構(gòu)件根部的拉應(yīng)力最大，且為整體結(jié)構(gòu)的最大拉應(yīng)力位置處。若高架車站為混凝土雙柱結(jié)構(gòu)，則構(gòu)件須導(dǎo)入較大的預(yù)應(yīng)力才能承受較大的拉應(yīng)力。對比組合結(jié)構(gòu)，懸臂構(gòu)件采用鋼混組合結(jié)構(gòu)矩形鋼管構(gòu)件(內(nèi)灌混凝土)，鋼梁截面上的拉應(yīng)力小于于鋼材的拉應(yīng)力限值170 MPa，材料拉應(yīng)力的承載系數(shù)為1.67，采用組合結(jié)構(gòu)型式構(gòu)件承載能力還有富余。懸挑構(gòu)件最遠(yuǎn)處的最大撓跨比滿足規(guī)范限值1/600的要求。

3.1.4 地震作用力參數(shù)分析

按照《建筑結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》，地震作用力表達(dá)式為：

EK=1eq(1)

對上述3種結(jié)構(gòu)體系進(jìn)行自重eq計(jì)算，橫向雙柱鋼混組合結(jié)構(gòu)高架站、橫向獨(dú)柱鋼混組合結(jié)構(gòu)、預(yù)應(yīng)力混凝土雙柱高架站、自重荷載分別為1.505，1.35和2.65 t/m2。場地自振周期為g為，3種結(jié)構(gòu)的前3階自振周期分別為0.728，0.655和0.559 s；0.646，0.631和0.631 s；0.553，0.506和0.453 s。場地為一組Ⅱ類場地，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.05，地震動反應(yīng)譜特征周期值為0.35 s，小震作用效應(yīng)下的自重荷載下的水平地震作用比值為1.0，0.999和2.255。

圖4 地震影響系數(shù)曲線

由于高架車站的自重荷載占整個(gè)荷載的比重較高,經(jīng)荷載組合后，鋼混組合結(jié)構(gòu)較預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)相比，水平地震作用效應(yīng)減小約46%~50%。

3.2 罕遇地震作用下底層墩柱延性比

按照文獻(xiàn)[1?2]的相關(guān)規(guī)定，橫向獨(dú)柱或雙柱的高架車站，在罕遇地震作用下應(yīng)按B類抗震類別進(jìn)行墩柱的延性比計(jì)算。對于組合獨(dú)柱、組合雙柱和混凝土雙柱3種模型的墩柱延性比計(jì)算結(jié)果如表6。

由以上罕遇地震下計(jì)算結(jié)果可知，墩柱延性比均小于 4.8，滿足鐵路橋梁抗震設(shè)計(jì)規(guī)范要求。墩柱按照延性構(gòu)件設(shè)計(jì)可以實(shí)現(xiàn)第2階段性能要求即地震后可能損壞，經(jīng)修補(bǔ)短期內(nèi)能恢復(fù)正常使用功能。鋼混組合結(jié)構(gòu)的延性能力較混凝土結(jié)構(gòu)好，具有較好的抗震變形能力，同時(shí)地震后修復(fù)的難度較小。

圖5 墩柱的推覆曲線

表6 墩柱罕遇地震作用下墩頂位移及最大應(yīng)力

4 結(jié)論

1) 高架車站結(jié)構(gòu)的地震力需求隨上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量增大而增加，反之亦然。減小車站上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量，可以有效減小結(jié)構(gòu)的地震力需求。從上面模型的計(jì)算結(jié)果可知，鋼混組合結(jié)構(gòu)較傳統(tǒng)的混凝土結(jié)構(gòu)自重降低了近43%~49%，在結(jié)構(gòu)及構(gòu)件各項(xiàng)抗震性能指標(biāo)均能滿足要求的同時(shí)，也同時(shí)減小了地震作用效應(yīng)近1/2。從經(jīng)濟(jì)可行性方面分析，組合結(jié)構(gòu)的工程造價(jià)高于預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)。但從社會效益方面分析，橫向獨(dú)柱高架車站社會效益明顯，墩柱的減少節(jié)約出了較多的路幅空間，施工周期可由6個(gè)月縮短至3.5個(gè)月，并且減少了現(xiàn)場施工模板支護(hù)等優(yōu)化了施工環(huán)境。

2) 從3種結(jié)構(gòu)型式來比較分析，采用鋼混組合結(jié)構(gòu)時(shí)，結(jié)構(gòu)構(gòu)件特別是長懸臂構(gòu)件的抗拉承載力得到了明顯提高，大多數(shù)的構(gòu)件在多遇地震作用下能夠保持彈性狀態(tài)；首層墩柱的延性系數(shù)鋼混組合結(jié)構(gòu)比混凝土結(jié)構(gòu)的大，屈服后變形能力較強(qiáng)。懸臂和墩柱2個(gè)關(guān)鍵構(gòu)件的抗震能力鋼混組合結(jié)構(gòu)比預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的承載力均有提高。

3) 大懸臂式高架車站的豎向自振頻率是結(jié)構(gòu)性能方面應(yīng)引起重視的方面。從各計(jì)算得到的指標(biāo)值看出，長懸臂高架車站地震作用下的應(yīng)力、變形、撓底均可以滿足并有一定的富余，整體結(jié)構(gòu)體系豎向質(zhì)量參與系數(shù)最大的自振頻率均略微超過規(guī)范要求。不論是鋼混組合結(jié)構(gòu)形式還是混凝土結(jié)構(gòu)形式，均應(yīng)引起高度重視，應(yīng)進(jìn)一步研究有效的結(jié)構(gòu)構(gòu)造措施提升現(xiàn)有的舒適度，并考慮列車長期運(yùn)行條件下的結(jié)構(gòu)舒適度分析。

4) 相關(guān)建議

(1) 設(shè)備用房布置。從結(jié)構(gòu)性能方面出發(fā)，長懸臂車站由于自重分配不均衡，呈現(xiàn)上大下小的情況，一些質(zhì)量相對集中的設(shè)備用房，尤其是變電站用房，盡量不布置在橋梁上。本案例中設(shè)備用房(除站臺層布置強(qiáng)弱電纜井外)均另行布置于地面，一方面減小了結(jié)構(gòu)的豎向荷載，另一方面也減輕了荷載在上部方向的分布，因而減小了長懸臂高架車站的地震效應(yīng)。(2) 車站主體和附屬結(jié)構(gòu)中，樓梯盡量考慮設(shè)置滑動支座，站廳層與附屬天橋的連接盡量采作鉸接的形式，減少樓梯構(gòu)件、天橋構(gòu)件對地震作用和效應(yīng)的影響，同時(shí)加強(qiáng)樓梯間砌體填充墻與柱連接。(3) 基于以上分析，在地震低烈度的6、7度地區(qū)應(yīng)綜合考慮，不應(yīng)忽略獨(dú)柱車站的社會 效益。

致謝 本文感謝中南大學(xué)地球科學(xué)與信息物理學(xué)院博士后工作站的支持。

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Research on the seismic performance of island elevated subway station with long cantilever

ZHAO Dan1, NIE Xiaoyuan2, CHEN Li2, SHI Chenghua1, LEI Mingfeng1

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2. Chansha Metro Group Co., Ltd, Changsha 410007, China)

In this paper, the seismic performance of an island elevated subway station with long cantilever is studied. The seismic effect calculation and analysis of three structural forms of the elevated station, which are steel-composite structure with transversal single column, steel-composite structure with transversal double column and the pre-stressed concrete structure, are carried out by using the mode decomposition response spectrum method. Based on the concept of structural performance design, this paper compares the key indicators of structural behavior, deformation, ductility ratio of the pier and cantilever, as well as other key indicators of island elevated subway station with long cantilever in different structural forms. It is noted that the weak points of control conditions and design performance of island elevated subway elevated station with long cantilever, with a view to provide theoretical guidance and reference for the design of current subway elevated stations.

long cantilever; subway; elevated station; seismic performance

U212.4

A

1672 ? 7029(2020)06 ? 1501 ? 07

10.19713/j.cnki.43?1423/u.T20190800

2019?09?08

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51878670，51778636)

雷明鋒(1982–)，男，湖南祁東人，副教授，博士，從事隧道工程的教學(xué)與研究工作；E?mail：124520238@qq.com

(編輯 蔣學(xué)東)