車輛荷載作用下城市橋梁與地鐵車站合建體結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)研究

王 博， 康 華， 高志宏， 毛念華， 馬 輝， 賈晨俊， 謝鐘輝

(1.中鐵第一勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司 城市軌道與建筑設(shè)計研究院， 陜西 西安 710043；2.西安理工大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， 陜西 西安 710048)

隨著我國軌道交通和市政橋梁的快速發(fā)展，現(xiàn)有的城市空間利用越發(fā)受限，經(jīng)常出現(xiàn)規(guī)劃的市政高架橋與規(guī)劃地鐵線路在同一條道路上重疊的現(xiàn)象，從而導(dǎo)致許多新建的地鐵線交織穿行于立交橋的樁基礎(chǔ)之間。目前，采用二者“共建”的結(jié)合形式是在有限空間條件下解決這個問題的有效手段[1-4]。但對于這種既有高架橋又有地鐵的合建體而言，上部車輛荷載將對地鐵車站結(jié)構(gòu)及周圍建筑物帶來不利影響，如地鐵內(nèi)部開裂或地層不均勻沉降等問題[5-8]，從而影響地鐵的正常安全運行。因此，有必要開展車輛荷載對地鐵車站與城市橋梁合建體結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)研究。

目前，國內(nèi)外學(xué)者對城市橋梁與地鐵車站合建體結(jié)構(gòu)開展了一系列研究。郭宏博等[9]采用MIDAS GEN建立了站橋合建體結(jié)構(gòu)的三維有限元模型，分析了城市橋梁對車站結(jié)構(gòu)各構(gòu)件的受力影響，并提出了結(jié)構(gòu)加強(qiáng)措施。趙月[10]以廈門地鐵呂厝站為例，采用MIDAS GEN建立了合建體有限元模型，結(jié)果表明，通過柱下設(shè)置樁基、結(jié)構(gòu)固結(jié)、匹配孔跨、加強(qiáng)地鐵車站立柱等措施，可以有效解決地鐵車站在橋梁基礎(chǔ)集中荷載下的結(jié)構(gòu)抗震、結(jié)構(gòu)受力、沉降控制等問題。班自愿[11]以上海某地鐵車站與規(guī)劃道路橋梁同期同位合建為例，對合建體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元計算，結(jié)果表明，車站頂板、底板需按雙向板進(jìn)行配筋，橋梁范圍內(nèi)的柱軸力較大且橋墩下橫梁彎矩較大。董沂鑫等[12]分析了地鐵車站與高架橋同位分離合建中地鐵車站主要構(gòu)件的受力特點，并對合建體結(jié)構(gòu)提出了柱下增設(shè)樁基礎(chǔ)、頂板加設(shè)橫梁以及縱向加強(qiáng)板配筋的設(shè)計方案。

綜上所述，目前關(guān)于車輛交通荷載引起的城市橋梁與地鐵車站合建體的動力響應(yīng)研究還比較少，相關(guān)認(rèn)識不夠深入。鑒于此，本文通過MIDAS GTS軟件建立地鐵車站與城市橋梁合建體結(jié)構(gòu)的三維有限元模型，根據(jù)不同車輛的荷載特征，將車輛荷載簡化到城市橋梁上，研究車輛荷載、車輛速度等參數(shù)對合建體結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)特征及響應(yīng)規(guī)律，研究結(jié)果可為地鐵車站與城市橋梁合建體結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用提供技術(shù)參考。

1 工程概況

本文以國內(nèi)某地鐵車站為研究對象，該車站采用雙柱三跨地下兩層框架結(jié)構(gòu)，總長372.2 m，結(jié)構(gòu)標(biāo)準(zhǔn)段寬度21.6 m，車站基坑深17.6～19.1 m，頂板覆土約3.3 m。車站高度14.87 m，方柱截面尺寸為0.9 m×1.3 m。頂板尺寸0.8 m，中板厚0.4 m，底板厚0.9 m，頂縱梁尺寸1.2 m×1.8 m，中縱梁尺寸0.9 m×1.0 m，底縱梁1.2 m×2.2 m，頂板承臺梁3.8 m×3.3 m。主體結(jié)構(gòu)除中柱外均采用C35混凝土，中柱采用C50。城市橋梁為4車道，大橋?qū)?6 m，城市橋梁上的汽車荷載按城-A級橋梁設(shè)計，根據(jù)《公路橋涵設(shè)計通用規(guī)范》(JTG D60—2015)[13]，城-A級公路的汽車荷載按車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值550 kN計算。車站范圍內(nèi)橋長279 m，共包括10個橋墩和1個橋臺，橋墩設(shè)置為單敦，尺寸為2 m×2.5 m。城市橋梁引橋段在車站頂板范圍采用箱型框架結(jié)構(gòu)，地鐵車站與城市橋梁合建體結(jié)構(gòu)的橫斷面、縱斷面如圖1、圖2所示，合建體結(jié)構(gòu)的主要構(gòu)件幾何尺寸如表1所示。

圖1 地鐵車站與城市橋梁合建體的橫斷面示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of cross section of joint building of subway station and urban bridge(unit: mm)

圖2 地鐵車站與城市橋梁合建體的縱斷面示意圖(單位：mm)Fig.2 Schematic diagram of longitudinal section of joint building of subway station and urban bridge(unit: mm)

表1 合建體結(jié)構(gòu)尺寸大小

2 有限元模型的建立

2.1 模型建立

利用 MIDAS GTS建立合建體的三維有限元模型，由于土體會發(fā)生受力變形，在建模時應(yīng)考慮合建體結(jié)構(gòu)與土體之間的相互作用。根據(jù)文獻(xiàn)[14]確定土體的計算范圍時，取地表為計算模型土體的頂面，深度方向的建模尺寸為車站結(jié)構(gòu)豎向有效高度的3倍；側(cè)向邊界至結(jié)構(gòu)的距離為車站結(jié)構(gòu)水平有效寬度的3倍，整個數(shù)值模型尺寸為180 m×134 m×64 m(x×y×z)。合建體結(jié)構(gòu)中，土體采用實體單元模擬，遵守摩爾庫倫屈服準(zhǔn)則；大橋、橋墩采用實體單元模擬，按結(jié)構(gòu)實際尺寸設(shè)置，轉(zhuǎn)換梁、橋墩與頂板固接，形成站橋結(jié)合形式，網(wǎng)格單元尺寸為1 m；車站主體采用二維板單元模擬；柱、梁采用一維線單元模擬。另外，土體單元尺寸在模型外邊緣設(shè)置為2 m，車站主體二維板單元的單元尺寸為1 m，柱采用一維梁單元且網(wǎng)格尺寸為0.5 m。合建體結(jié)構(gòu)的模型網(wǎng)格劃分及車站結(jié)構(gòu)的地質(zhì)剖面圖如圖3所示。

圖3 合建體結(jié)構(gòu)的模型網(wǎng)格劃分及車站結(jié)構(gòu)的地質(zhì)剖面圖Fig.3 Global mesh generation of composite structure model and geological profile of the station structure

2.2 材料屬性

根據(jù)地質(zhì)報告資料可知，合建體場地內(nèi)的地層分布較為穩(wěn)定，從上到下依次是雜填土、粉質(zhì)粘土、松散卵石土、稍密卵石土、中密卵石土、強(qiáng)風(fēng)化泥巖，如表2所示。

表2 土層的摩爾-庫侖模型參數(shù)取值Tab.2 Parameter values of Mohr-Coulomb model for soil layer

根據(jù)屈鐵軍等[15]的研究結(jié)果，對于鋼筋混凝土構(gòu)件的模擬，可以采用等效彈性模量的方法，考慮到配筋率對鋼筋混凝土復(fù)合材料彈性模量的影響，目前提出了開裂前鋼筋混凝土的等效彈性模量，并驗證了等效彈性模量的適用性。本文在合建體結(jié)構(gòu)的建模過程中，對鋼筋混凝土構(gòu)件采用等效彈性模量的方法進(jìn)行分析，主要構(gòu)件的等效彈性模量如表3所示。

表3 主要鋼筋混凝土構(gòu)件的等效彈模匯總Tab.3 Summary of equivalent elastic modulus of main reinforced concrete members

2.3 邊界條件

進(jìn)行地下結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬時需要引進(jìn)人工邊界，將無限域問題轉(zhuǎn)化為有限域問題，目前應(yīng)用較為廣泛的有粘性邊界、粘彈性邊界、透射邊界等動力人工邊界。其中，粘彈性邊界能較好地模擬人工邊界外半無限地基的彈性恢復(fù)能力，同時也能模擬散射波從有限域向無限域的傳播，克服了粘性邊界所引起的低頻漂移等問題[16]，因此，本文采用文獻(xiàn)[16]提出的粘彈性人工邊界。在計算模型四周設(shè)置粘彈性人工邊界，模型底部的邊界為豎向固定、水平自由，模型頂面為自由邊界。粘彈性人工邊界作為合建體結(jié)構(gòu)有限元建模的人工邊界條件，即在截斷邊界的同時施加粘性阻尼器和線性彈簧，其力學(xué)參數(shù)分別為：

(1)

2.4 車輛荷載

車輛在行駛過程中，由于車輛荷載大小隨時間不斷變化且具有隨機(jī)性，為便于計算分析，本文將其簡化為具有一定頻率和振幅的簡諧波動荷載，表達(dá)式為：

p(t)=p+q(t)

(2)

式中：p為汽車靜載，kPa；q(t)為反映車輛振動的波動荷載，kPa，采用簡化后的正弦荷載公式：

(3)

(4)

式中：L為車輛輪胎接觸面積的當(dāng)量圓半徑，通常取15 cm；V為車速；根據(jù)楊春風(fēng)等[17]的研究，動荷載系數(shù)通常取1.4～1.5，考慮到合建體結(jié)構(gòu)處于繁華地段，故取動荷載系數(shù)為1.5，則荷載振動幅值qmax=(1.5-1)p=0.5p，穩(wěn)態(tài)簡諧荷載表達(dá)式為：

(5)

在本次數(shù)值模擬中，根據(jù)《公路工程技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JTG B01—2014)[18]，城-A級公路的代表性設(shè)計車速可取60 km/h、80 km/h、100 km/h，分析不同車速對合建體結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)規(guī)律。車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值分別取50 kN、250 kN以及550 kN(城-A級公路最大設(shè)計車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值[13])，并將50 kN、250 kN的車輛荷載標(biāo)準(zhǔn)值作為對比分析參數(shù)。本文選擇的車輛類型及荷載情況如表4所示。車輛荷載的加載制度如圖4和圖5所示。

表4 車輛類型及車輛荷載情況Tab.4 Types and loads of vehicles

圖4 車輛荷載55 t下三種車速的簡諧波動荷載Fig.4 Harmonic fluctuating load of three vehicle speeds under 55 t vehicle load

2.5 測點布置

為了解合建體結(jié)構(gòu)在多車輛荷載組合作用下的受力性能及內(nèi)力傳遞規(guī)律，本文合建體共設(shè)置了5個位移、加速度、應(yīng)力測點，分別為橋墩處6585055節(jié)點、承臺轉(zhuǎn)換梁處6589255節(jié)點、車站頂板處6590073節(jié)點、中板處6872875節(jié)點及底板處6578798節(jié)點，將其依次編號為A、B、C、D、E，見圖1。

2.6 工況設(shè)計

本文主要研究城市橋梁車輛荷載對地鐵車站的影響規(guī)律。根據(jù)三維實體計算模型，考慮行車速度、車輛荷載等不同影響因素，在每個工況中分別在四個車道布置相同的車輛荷載，以同方向同時刻作用在大橋上，對合建體結(jié)構(gòu)三維模型進(jìn)行計算分析。不同車輛工況如表5所示。

表5 不同車輛工況Tab.5 Different vehicle conditions

3 計算結(jié)果分析

3.1 車輛荷載單向行駛時對合建體的影響

以車速60 km/h、車輛荷載55 t為參數(shù)，分別在四個車道布置相同的車輛荷載，以同方向同時刻作用在大橋上，研究合建體結(jié)構(gòu)在多車輛荷載組合下的動力響應(yīng)規(guī)律。選取4個特征時間節(jié)點(0.40 s、4.00 s、4.45 s、6.50 s)作為參考點，其中0.40 s為車輛剛好完全進(jìn)入合建體結(jié)構(gòu)的時刻；4.00 s為車頭剛好到達(dá)合建體分析斷面的時刻；4.45 s為車尾剛好到達(dá)分析斷面的時刻；6.50 s為車輛開始離開合建體的時刻。圖6和圖7分別為合建體上部橋墩及下部地鐵車站在上述參考時刻的應(yīng)力云圖分布特征。

從圖6和圖7可知，當(dāng)車輛荷載單向行駛時，車輛車輪周圍會產(chǎn)生相應(yīng)的變形；當(dāng)車輛荷載不斷駛?cè)霑r，合建體結(jié)構(gòu)的變形隨車輛荷載的向前移動而逐漸增加，變形范圍逐漸擴(kuò)大；當(dāng)車輛荷載駛出時，結(jié)構(gòu)變形逐漸減小；合建體的應(yīng)力響應(yīng)主要集中在橋墩上部、承臺轉(zhuǎn)換梁與車站頂板結(jié)合處、頂板與側(cè)墻交界處以及柱子與各層板交界處。對于合建體的上部橋墩而言，因其受到車輛荷載的直接作用，導(dǎo)致其成為合建體結(jié)構(gòu)中最薄弱的部位，最大應(yīng)力為2 031.97 kN/m2；對于下部地鐵車站而言，最大應(yīng)力位于車站頂板處，因其直接承受轉(zhuǎn)換梁傳遞下來的車輛荷載，故形成了較大的應(yīng)力集中，最大應(yīng)力為368.12 kN/m2。

因此，在合建體結(jié)構(gòu)設(shè)計時，應(yīng)對橋墩上部、轉(zhuǎn)換梁與頂板結(jié)合處、頂板與側(cè)墻交界處等部位進(jìn)行加強(qiáng)設(shè)計，以提高合建體的安全性。

另外，由圖6和圖7還可知，在同一時刻，合建體上部橋墩的應(yīng)力明顯大于下部地鐵車站的應(yīng)力，可見，隨著合建體結(jié)構(gòu)埋深的增加，車輛荷載對下部地鐵車站產(chǎn)生的應(yīng)力逐漸減小。

3.2 不同車速下合建體的動力響應(yīng)分析

本文以城-A級公路規(guī)定車輛荷載55t為條件，研究不同車速對合建體結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律，動力計算分析時間取為車輛通過大橋的時間，分析測點見圖1。本文取合建體結(jié)構(gòu)左數(shù)第四個轉(zhuǎn)換梁的中間位置的橫斷面作為分析斷面，重點分析該斷面測點的豎向位移、豎向加速度、豎向動應(yīng)力的響應(yīng)規(guī)律。

3.2.1位移動力響應(yīng)

在車輛荷載為55 t的情況下，不同車輛速度對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向位移的影響規(guī)律，如圖8～圖11所示，測點的最大豎向位移如表6所示。

圖6 不同時刻合建體上部橋墩應(yīng)力云圖Fig.6 Stress nephogram of superstructure pier of composite structure at different times

圖7 不同時刻合建體下部地鐵車站應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of substructure subway station of composite structure at different times

表6 不同車速下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向位移Tab.6 Maximum vertical displacement of each measuring point of composite structure at different speeds

1) 由圖8～圖10可知，在車輛荷載作用下，合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向位移遠(yuǎn)大于橫向位移，故本文以合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向位移響應(yīng)作為分析依據(jù)。隨著車輛荷載逐步接近結(jié)構(gòu)分析斷面，各測點豎向位移呈增大趨勢；當(dāng)車輪經(jīng)過測點后，其豎向位移達(dá)到峰值；隨著車輛荷載的遠(yuǎn)離，位移呈減小趨勢，最后趨于平穩(wěn)；且車速越大，位移響應(yīng)衰減越快，因此，限制車速能有效減小車輛荷載對合建體結(jié)構(gòu)的不利影響。

2) 由表6和圖11可知，在不同車速影響下，合建體各測點豎向位移的變化趨勢基本相同，測點A處位移值最大，其余各測點的豎向位移隨合建體結(jié)構(gòu)埋深的增加而逐漸減?。粶y點位移值隨車輛速度的增加而不斷增大。當(dāng)車速為60 km/h時，A點最大沉降值為2.126 mm；而當(dāng)車速為80 km/h和100 km/h時，A點最大沉降值分別為2.351 mm和2.593 mm。上述計算結(jié)果均明顯小于《城市軌道交通結(jié)構(gòu)安全保護(hù)技術(shù)規(guī)范》(CJJ/T 202—2013)[19]中的地鐵車站結(jié)構(gòu)豎向位移控制值(沉降值)10 mm，滿足工程要求。

圖8 不同車速下合建體結(jié)構(gòu)的最大位移變形圖Fig.8 Maximum displacement and deformation diagram of composite structure at different vehicle speeds

圖9 車速60 km/h時各測點的豎向位移時程曲線Fig.9 Vertical displacement of each measuring point at 60 km/h displacement time history curve

圖10 車速60 km/h時各測點的橫向位移時程曲線Fig.10 Lateral displacement of each measuring point at 60 km/h displacement time history curve

圖11 合建體各測點最大豎向位移與車速響應(yīng)規(guī)律Fig.11 Maximum vertical displacement of each measuring point of composite building and vehicle speed response law

3.2.2加速度動力響應(yīng)

在車輛荷載為55t的情況下，不同車輛速度對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向加速度的影響規(guī)律，如圖12和圖13所示，最大豎向加速度如表7所示。

由表7、圖12和圖13可知，不同車速影響下，合建體結(jié)構(gòu)的測點A處加速度響應(yīng)最大，車速60 km/h、80 km/h及100 km/h時，測點A處的加速度峰值分別為12.584 cm/s2、15.658 cm/s2、17.781 cm/s2。由此可知，隨著車輛速度的增加，合建體的加速度響應(yīng)逐漸增加；車速80 km/h時合建體的最大豎向加速度較車速60 km/h時增加了24.4%，而車速100 km/h時合建體的最大豎向加速度較車速80 km/h時增加了13.56%，顯然，車速越大，合建體產(chǎn)生的豎向加速度越明顯。

表7 不同車速下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向加速度Tab.7 Maximum vertical acceleration of each measuring point of composite structure at different speeds

圖12 車速60 km/h時各測點的豎向加速度時程曲線Fig.12 Vertical acceleration time history curve of each measuring point at 60 km/h

圖13 合建體各測點最大豎向加速度與車速響應(yīng)規(guī)律Fig.13 Maximum vertical acceleration and vehicle speed response law of joint construction body measurement point

另外，在車輛荷載和車速一定情況下，隨著合建體結(jié)構(gòu)埋深的增加，豎向加速度逐漸減小，橋墩處測點的豎向加速度最大，而車站底板所受影響最小。根據(jù)《建筑樓蓋結(jié)構(gòu)振動舒適度技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T441—2019)[20]，公共交通等候大廳樓蓋結(jié)構(gòu)振動峰值加速度限值為150 cm/s2，在模擬中，車速為100 km/h時，地下結(jié)構(gòu)頂板C點的最大加速度峰值為6.293 cm/s2，結(jié)構(gòu)頂板振動加速度峰值未超限。

3.2.3應(yīng)力動力響應(yīng)

在車輛荷載為55t的情況下，不同車輛速度對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向動應(yīng)力的影響規(guī)律，如表8、圖14及圖15所示。

表8 不同車速下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向動應(yīng)力Tab.8 Maximum vertical acceleration of each measuring point of composite structure at different speeds

圖14 車速60 km/h時各測點的豎向動應(yīng)力時程曲線Fig.14 Time history curve of vertical dynamic stress at each measuring point at 60 km/h

圖15 合建體各測點最大豎向動應(yīng)力與車速響應(yīng)規(guī)律Fig.15 Maximum dynamic stress and vehicle speed response law of joint building

由表8、圖14及圖15可知，車輛速度與合建體豎向動應(yīng)力基本呈線性關(guān)系。隨著車速的增大，合建體豎向動應(yīng)力呈增大趨勢，但增幅不大，合建體測點A在三種車速下的豎向動應(yīng)力分別為495.020 kPa、501.041 kPa、512.724 kPa。

此外，合建體各測點的豎向動應(yīng)力在車輛前后輪經(jīng)過測點時表現(xiàn)不同， 當(dāng)車輛前輪通過合建體測點時，測點的豎向動應(yīng)力增大且出現(xiàn)一個較小的峰值；當(dāng)車輛后車輪通過時，豎向動應(yīng)力達(dá)到峰值；隨著車輛的遠(yuǎn)離，測點的豎向動應(yīng)力趨于平穩(wěn)。

3.3 不同車輛荷載下合建體的動力響應(yīng)分析

當(dāng)車速為60 km/h時，分析不同車輛荷載對合建體結(jié)構(gòu)的影響。根據(jù)規(guī)范要求和工程設(shè)計規(guī)定，本次模擬的車輛荷載分別為5 t、25 t、55 t。

3.3.1位移動力響應(yīng)

在車速為60 km/h情況下，不同車輛荷載對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向位移的影響規(guī)律，如表9和圖16～圖18所示。

表9 不同車輛荷載下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向位移Tab.9 Maximum vertical displacement of each measuring point of composite structure under different vehicle weights

圖16 不同車輛荷載下合建體結(jié)構(gòu)的最大位移變形圖Fig.16 Maximum displacement and deformation diagram of composite structure under different vehicle weights

圖17 車輛荷載為55 t時各測點的豎向位移時程曲線Fig.17 Vertical displacement time history curve of each measuring point when the vehicle weight is 55t

圖18 合建體各測點最大豎向位移與車輛荷載響應(yīng)規(guī)律Fig.18 Response law of maximum vertical displacement of measuring point and vehicle speed of combined building

1) 由表9、圖16和圖17可知，隨著車輛荷載的增加，各測點的豎向位移逐漸增大，在5 t、25 t及55 t三種車輛荷載下，測點A的豎向位移分別為0.206 mm、1.027 mm、2.126 mm，顯然，車輛荷載越重，合建體的豎向位移響應(yīng)就越大，因此，限制重型車輛通行是維護(hù)合建體結(jié)構(gòu)安全的有效措施。當(dāng)車速保持在60 km/h，車輛荷載為5t時A點最大位移為0.206 mm，車輛荷載為25 t時A點最大位移為1.027 mm，而車輛荷載為55t時A點最大位移為2.126 mm，均小于規(guī)范限值10 mm，符合工程要求。

2) 由圖18可知，車輛荷載與各測點的最大豎向位移基本呈線性關(guān)系，且隨著地鐵車站埋深的增加，合建體各測點的豎向位移逐漸減小。

3.3.2加速度動力響應(yīng)

在車速為60 km/h的情況下，不同車輛荷載對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向加速度的影響規(guī)律，如表10、圖19及圖20所示。

根據(jù)表10、圖19及圖20可知，在車輛速度一定的情況下，隨著車輛荷載的增加，合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向加速度顯著增加，三種車輛荷載下均為測點A的加速度最大，分別為2.583 cm/s2、5.421 cm/s2、12.580 cm/s2，車輛荷載為25t時的加速度是車輛荷載為5 t時的加速度的2.10倍，而車輛荷載為55 t時的加速度是車輛荷載為25t時的加速度的2.32倍，說明限制車輛荷載可有效降低對合建體結(jié)構(gòu)的不利影響。

根據(jù)《建筑樓蓋結(jié)構(gòu)振動舒適度技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 441—2019)[20]，公共交通等候大廳樓蓋結(jié)構(gòu)振動峰值加速度限值為150 cm/s2，在模擬中，車速為60 km/h、車輛荷載為55t時，地下結(jié)構(gòu)頂板C點的最大加速度峰值為2.593 cm/s2，結(jié)構(gòu)頂板振動的加速度峰值未超規(guī)范限值。

表10 不同車輛荷載下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向加速度Tab.10 Maximum vertical acceleration of each measuring point of composite structure under different vehicle weights

圖19 車輛荷載為55t時各測點的豎向加速度時程曲線Fig.19 Vertical acceleration time history curve of each measuring point at 55t vehicle weight

圖20 合建體各測點最大豎向加速度與車輛荷載響應(yīng)規(guī)律Fig.20 Maximum vertical acceleration and vehicle speed response law of joint building

3.3.3應(yīng)力動力響應(yīng)

在車速為60 km/h的情況下，不同車輛荷載對合建體結(jié)構(gòu)各測點的豎向動應(yīng)力的影響規(guī)律，如表11、圖21及圖22所示。

表11 不同車輛荷載下合建體結(jié)構(gòu)各測點的最大豎向動應(yīng)力Tab.11 Maximum vertical dynamic stress of each measuring point of composite structure under different vehicle weights

圖21 車輛荷載為55t時各測點的豎向動應(yīng)力時程曲線Fig.21 Time history curve of vertical dynamic stress at each measuring point under 55t vehicle weight

圖22 合建體各測點最大豎向動應(yīng)力與車輛荷載響應(yīng)規(guī)律Fig.22 Maximum dynamic stress and vehicle speed response law of joint building

由表11、圖21及圖22可知，在三種車輛荷載影響下，測點A的豎向動應(yīng)力對車輛荷載響應(yīng)最為顯著， 其豎向動應(yīng)力分別為49.557 kPa、 240.602kPa、495.020 kPa，車輛荷載為25 t時的動應(yīng)力是車輛荷載為5 t時的動應(yīng)力的4.86倍，車輛荷載為55 t時的動應(yīng)力是車輛荷載為25 t時的動應(yīng)力的2.06倍。

另外，車輛荷載與最大豎向動應(yīng)力呈正比例關(guān)系，豎向動應(yīng)力響應(yīng)沿豎向向下方傳遞并逐漸衰減，車輛后輪通過測點時，豎向動應(yīng)力達(dá)到最大值。

4 結(jié) 論

通過MIDAS GTS軟件，采用地層結(jié)構(gòu)法建立了地鐵車站與城市橋梁合建體結(jié)構(gòu)的三維有限元數(shù)值模型，將車輛荷載簡化為簡諧波動荷載施加到合建體三維模型上，重點分析了車輛速度、車輛荷載等因素對合建體結(jié)構(gòu)動力特性及響應(yīng)的影響規(guī)律，主要結(jié)論如下：

1) 車輛荷載作用下，合建體的橫向動力響應(yīng)小于豎向動力響應(yīng)，且合建體的豎向加速度響應(yīng)變化最大，故進(jìn)行合建體的車輛荷載振動影響評價時，應(yīng)以豎向加速度作為評判依據(jù)；

2) 車輛荷載相同情況下，車速為100 km/h時，合建體結(jié)構(gòu)的最大沉降值為2.593 mm；車速為60 km/h，車輛荷載為55 t時，合建體結(jié)構(gòu)的最大沉降值為2.126 mm，均符合規(guī)范限值要求；

3) 隨著車速的增加，合建體的豎向加速度逐漸增加，車速100 km/h時的合建體豎向加速度比60 km/h 時的豎向加速度提高了166.63%(D點)，因此，限制車速能夠有效降低對合建體結(jié)構(gòu)的不利影響；

4) 不同車輛荷載下，車輛荷載為25 t和55 t時的合建體豎向加速度分別是車輛荷載為5 t時的2.10和4.87倍，故限制車輛荷載可有效降低對合建體結(jié)構(gòu)的不利影響；

5) 隨著車速或車輛荷載的增加，合建體的豎向動應(yīng)力逐漸增大，車輛荷載引起的增幅明顯大于車速；在不同車輛荷載作用下，合建體的應(yīng)力響應(yīng)主要集中在橋墩上部、轉(zhuǎn)換梁與車站頂板結(jié)合處、頂板與側(cè)墻交界處及柱子與各層板交界處，因此，須加強(qiáng)上述部位的設(shè)計和構(gòu)造措施。