袁 勇 藍(lán)旭曌 徐正良 畢湘利 李 翀

(1.同濟(jì)大學(xué)地下建筑與工程系, 200092， 上海； 2.同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 200092， 上海；3.上海市城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院， 200125， 上海； 4.上海申通地鐵集團(tuán)有限公司， 201103， 上?！蔚谝蛔髡?， 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(gè)車(chē)站遭受損壞，其中大開(kāi)車(chē)站坍塌，表明應(yīng)對(duì)地下結(jié)構(gòu)抗震性能高度重視。

許多學(xué)者應(yīng)用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)方法進(jìn)行地鐵車(chē)站的抗震性能研究。文獻(xiàn)[1]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和數(shù)值模擬重現(xiàn)了大開(kāi)車(chē)站在1995年阪神大地震中的破壞過(guò)程。文獻(xiàn)[2]開(kāi)展了國(guó)內(nèi)首次地鐵車(chē)站振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，初步解決了地鐵車(chē)站振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)設(shè)計(jì)的相關(guān)問(wèn)題。此后，許多學(xué)者在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中觀察到中柱是地鐵車(chē)站抗震的薄弱環(huán)節(jié)，但大部分研究是針對(duì)箱式框架車(chē)站的，如文獻(xiàn)[3-5]的研究。

近年來(lái)，裝配式地鐵車(chē)站、無(wú)跨地鐵車(chē)站、異跨地鐵車(chē)站、中庭式地鐵車(chē)站、十字換乘車(chē)站等新型地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)形式的地震下動(dòng)力響應(yīng)也得到重視。文獻(xiàn)[6]開(kāi)展了上軟下硬地層大跨無(wú)柱地鐵車(chē)站的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。文獻(xiàn)[7]進(jìn)行了細(xì)砂場(chǎng)地中兩層裝配式地鐵車(chē)站的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。文獻(xiàn)[8]進(jìn)行了中庭式地鐵車(chē)站振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，車(chē)站模型長(zhǎng)度相似比為1/30。文獻(xiàn)[9]首先建立了土-異跨地鐵車(chē)站有限元模型，然后通過(guò)損傷分析預(yù)測(cè)地鐵車(chē)站破壞模式。文獻(xiàn)[10]開(kāi)展了中庭式地鐵車(chē)站的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。文獻(xiàn)[11-13]開(kāi)展了十字換乘車(chē)站在上海軟土中的一系列振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，車(chē)站模型長(zhǎng)度相似比為1/25，底層柱被驗(yàn)證為地震中的薄弱部位，與大開(kāi)車(chē)站的破壞現(xiàn)象一致。

然而，迄今為止，極少有研究關(guān)注兩端明挖框架、中間暗挖頂管的明-暗挖地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)。明-暗挖地鐵車(chē)站的構(gòu)形復(fù)雜，由不同工法實(shí)現(xiàn)的結(jié)構(gòu)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(hào)線靜安寺車(chē)站為依托，開(kāi)展軟土場(chǎng)地明-暗挖地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，探究頂管結(jié)構(gòu)與框架結(jié)構(gòu)接頭剛度對(duì)車(chē)站抗震性能的影響規(guī)律。該研究有助于拓展對(duì)不同結(jié)構(gòu)類(lèi)型地鐵車(chē)站抗震性能的認(rèn)識(shí)，為明-暗挖地鐵車(chē)站實(shí)際工程的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 模型箱與相似比設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)采用同濟(jì)大學(xué)土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室多功能振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)系統(tǒng)。振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為10 m×6 m，由2個(gè)4 m×6 m振動(dòng)臺(tái)組合而成，總承載能力為140 t。振動(dòng)臺(tái)具有橫向、縱向以及扭轉(zhuǎn)3個(gè)振動(dòng)自由度。臺(tái)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(yàn)采用層狀剪切式模型箱，箱體尺寸為10 m(長(zhǎng))×6 m(寬)×2 m(高)，通過(guò)切換水平地震激勵(lì)方向?qū)崿F(xiàn)兩向激勵(lì)。本試驗(yàn)相似比通過(guò)Buckingham-π理論確定。試驗(yàn)中模型需要滿足的相似關(guān)系如表1所示。

表1 模型相似關(guān)系

1.2 模型土與模型結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

模型土由砂和鋸末混合制成。通過(guò)對(duì)不同質(zhì)量比的模型土進(jìn)行動(dòng)三軸試驗(yàn)，且比較候選模型土與實(shí)際場(chǎng)地土的密度相似比和剪切模量相似比，最終確定試驗(yàn)所用模型土中鋸末和砂的質(zhì)量比為1.0∶2.5。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)部分包括車(chē)站框架結(jié)構(gòu)和車(chē)站頂管結(jié)構(gòu)，均以土與結(jié)構(gòu)相對(duì)剛度比為指標(biāo)反應(yīng)原型系統(tǒng)的土與結(jié)構(gòu)相互作用的特性。

車(chē)站框架結(jié)構(gòu)采用鍍鋅鋼絲模擬鋼筋，用微?；炷聊M原型混凝土，命名為A、C區(qū)。車(chē)站框架結(jié)構(gòu)沿縱向A區(qū)長(zhǎng)3.5 m，C區(qū)長(zhǎng)1.0 m，兩端框架結(jié)構(gòu)的寬高相同，分別為1 432 mm和1 153 mm。

車(chē)站頂管結(jié)構(gòu)采用冷軋薄鋼板模擬原型頂管中的鋼結(jié)構(gòu)，命名為B區(qū)。車(chē)站頂管結(jié)構(gòu)沿縱向每段長(zhǎng)100 mm，接頭部分為承插式結(jié)構(gòu)，內(nèi)部布置有肋板。

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

a) 車(chē)站框架

c) 車(chē)站頂管外部

d) 剛性連接

1.3 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)包括以下3個(gè)部分：場(chǎng)地土內(nèi)部加速度測(cè)點(diǎn)，車(chē)站結(jié)構(gòu)加速度測(cè)點(diǎn)及頂管接縫處的環(huán)縫張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)。場(chǎng)地土內(nèi)部加速度測(cè)點(diǎn)分為縱向加速度測(cè)點(diǎn)和橫向加速度測(cè)點(diǎn)兩類(lèi)，分別以X和Y編號(hào)，編號(hào)的第一位數(shù)字代表每列測(cè)點(diǎn)水平位置，第二位數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)埋深，按埋深從小到大編號(hào)為1至6。車(chē)站單根頂管管環(huán)數(shù)量為41，距離A區(qū)框架最近的管環(huán)編號(hào)為1，依次編號(hào)至距離A端最遠(yuǎn)的、編號(hào)為41的管環(huán)。在車(chē)站中間頂管6個(gè)關(guān)鍵斷面位置管節(jié)頂部布置管環(huán)加速度測(cè)點(diǎn)，編號(hào)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(hào)中的前一位數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)所處頂管編號(hào)，第二位數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)所處管環(huán)編號(hào)。在車(chē)站頂管管節(jié)兩側(cè)布置應(yīng)變式位移計(jì)作為環(huán)縫張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)，編號(hào)為SD1-1—SD1-80和SD2-1—SD2-80，編號(hào)中的第一位數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)所處頂管編號(hào)，第二位數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)所處環(huán)縫位置，從1開(kāi)始管環(huán)兩側(cè)交替編號(hào)。在頂管與框架車(chē)站連接部位布置電感式位移傳感器DA1、DA2、DC1、DC2，編號(hào)中的第二位字母代表測(cè)點(diǎn)所處端頭位置，數(shù)字代表測(cè)點(diǎn)所處頂管編號(hào)。測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

a) 場(chǎng)地土加速度測(cè)點(diǎn)布置

b) 結(jié)構(gòu)加速度測(cè)點(diǎn)布置

c) 頂管環(huán)縫張開(kāi)量測(cè)點(diǎn)圖2 測(cè)點(diǎn)布置方案Fig.2 Layout of measuring points

1.4 試驗(yàn)工況

本試驗(yàn)地震動(dòng)輸入選用上海人工波。根據(jù)相似關(guān)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(yàn)中地震波分別沿振動(dòng)臺(tái)X向和Y向輸入，對(duì)應(yīng)車(chē)站模型縱向和橫向方向。試驗(yàn)各工況輸入的地震波如表2所示。在輸入地震動(dòng)時(shí)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(fā)生在輸入地震動(dòng)對(duì)應(yīng)方向。為探究連接段剛度對(duì)車(chē)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(shí)程曲線

c) 上海人工波加速度頻譜

表2 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)輸入地震波工況Tab.2 Shaking table test input seismic wave condition

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 場(chǎng)地基頻

試驗(yàn)中設(shè)置了加速度峰值為0.1g和0.2g的白噪聲工況，用于檢測(cè)模型場(chǎng)地是否由于輸入地震波發(fā)生動(dòng)力特性的變化。圖4是兩種白噪聲工況下模型場(chǎng)地地表相對(duì)于底部的加速度頻譜放大系數(shù)。由圖4可以看到，兩條曲線最高點(diǎn)對(duì)應(yīng)的橫坐標(biāo)完全一致，這說(shuō)明試驗(yàn)過(guò)程中模型場(chǎng)地的基頻未發(fā)生變化。

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

2.2 場(chǎng)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(chǎng)地土體加速度峰值放大系數(shù)沿深度變化曲線。由圖5可以看到，遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)的場(chǎng)地土體上部存在加速度放大效應(yīng)，地表放大系數(shù)為1.54；由于車(chē)站與周?chē)馏w在剛度和密度上存在差異，靠近結(jié)構(gòu)的場(chǎng)地土體在結(jié)構(gòu)底部和地表的峰值加速度放大效應(yīng)均強(qiáng)于遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)區(qū)域，地表放大系數(shù)為2.34。

圖5 場(chǎng)地土加速度放大系數(shù)Fig.5 Site soil acceleration amplification factor

2.3 頂管加速度峰值響應(yīng)

頂管與車(chē)站框架結(jié)構(gòu)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(shí)頂管的加速度響應(yīng)峰值如圖6所示。地震動(dòng)沿Y向輸入時(shí)頂管的加速度響應(yīng)大于沿X向輸入的加速度響應(yīng)。

采用柔性連接時(shí)，沿X向輸入地震動(dòng)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(dòng)時(shí)頂管加速度峰值具有不一致性。沿Y向輸入地震動(dòng)時(shí)，靠近A區(qū)頂管加速度峰值較小。沿Y向輸入時(shí)，測(cè)點(diǎn)AB1-40的加速度響應(yīng)峰值為0.127g；測(cè)點(diǎn)AB1-2的加速度響應(yīng)峰值為0.164g，相比測(cè)點(diǎn)AB1-40的增大29%。

圖7為頂管與車(chē)站框架結(jié)構(gòu)采用剛性連接時(shí)頂管的加速度響應(yīng)峰值。除了加速度峰值0.1g沿X向輸入工況下測(cè)點(diǎn)AB2-10、AB1-40數(shù)據(jù)異常(加速度響應(yīng)頻譜存在幅值較大的低頻成分)，采用剛性連接的車(chē)站模型的頂管加速度響應(yīng)峰值無(wú)明顯變化趨勢(shì)。

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(yīng)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(yīng)峰值(剛性連接)

綜上分析可知：采用柔性連接時(shí)，沿頂管橫向輸入的地震波會(huì)使頂管產(chǎn)生沿長(zhǎng)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(shí)，頂管峰值加速度整體大于沿頂管縱向輸入地震波時(shí)的頂管峰值加速度。采用柔性連接時(shí)，頂管整體及框架車(chē)站各層的加速度峰值均大于采用剛性連接時(shí)的加速度峰值。

2.4 頂管環(huán)縫張開(kāi)量

沿縱向輸入加速度峰值0.1 g上海人工波時(shí)，頂管環(huán)縫張開(kāi)量的分布情況如圖8所示。采用柔性連接時(shí)，各管節(jié)環(huán)縫接頭張開(kāi)量總體較小，最大值為0.008 mm；采用剛性連接時(shí)，各管節(jié)環(huán)縫接頭張開(kāi)量總體較柔性連接時(shí)大，最大值為0.172 mm，并且在頂管中間部分出現(xiàn)了較多突變點(diǎn)。無(wú)論采用柔性連接還是剛性連接，靠近A區(qū)框架一端的環(huán)縫張開(kāi)量整體大于靠近C區(qū)框架一端的環(huán)縫張開(kāi)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(huán)縫張開(kāi)量。

2.5 試驗(yàn)結(jié)果與工作井-隧道模型對(duì)比分析

文獻(xiàn)[14]開(kāi)展了工作井-隧道振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，并針對(duì)隧道環(huán)縫張開(kāi)量進(jìn)行了理論推導(dǎo)。該理論將工作井簡(jiǎn)化為剛體，隧道簡(jiǎn)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(dòng)沿垂直隧道軸線方向輸入，假設(shè)隧道橫截面無(wú)變形?；谝陨霞僭O(shè)，到工作井-隧道接頭距離為xj處的環(huán)縫張開(kāi)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(duì)位移，由加速度數(shù)據(jù)作二次積分得到；

n——單個(gè)管環(huán)縱向螺栓個(gè)數(shù)；

kj——每個(gè)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(jiǎn)化為Winkler地基)；

Il——隧道橫截面慣性矩。

明-暗挖地鐵車(chē)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(jié)構(gòu)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(cè)與工作井相連，而明-暗挖地鐵車(chē)站模型中隧道兩側(cè)均與框架式地鐵車(chē)站相連。因此在對(duì)比時(shí)僅考慮從一側(cè)框架式地鐵車(chē)站到暗挖頂管隧道中點(diǎn)處的環(huán)縫張開(kāi)量。選取沿橫向輸入峰值加速度0.1g上海人工波時(shí)，管1靠近C端框架的最大環(huán)縫張開(kāi)量數(shù)據(jù)與理論值做比較，結(jié)果如圖9—10所示。

圖9 最大環(huán)縫張開(kāi)量試驗(yàn)值與理論值對(duì)比(柔性連接)

如圖9所示，車(chē)站接頭采用柔性連接時(shí)，試驗(yàn)測(cè)得最大環(huán)縫張開(kāi)量變化趨勢(shì)與理論預(yù)測(cè)相同。但當(dāng)環(huán)縫張開(kāi)量最大值較小時(shí)，試驗(yàn)值顯著低于理論值。進(jìn)行理論分析時(shí)假設(shè)隧道抗彎剛度不變，即隧道抗彎剛度與環(huán)縫張開(kāi)量無(wú)關(guān)，但明-暗挖地鐵車(chē)站模型中頂管隧道采用承插式接頭，在環(huán)縫張開(kāi)初期接頭抗彎剛度較大，對(duì)最大環(huán)縫張開(kāi)量有限制作用。所以在最大環(huán)縫張開(kāi)量較小時(shí)，會(huì)出現(xiàn)試驗(yàn)值顯著偏小的情況。

如圖10所示，車(chē)站接頭采用剛性連接時(shí)，試驗(yàn)測(cè)得最大環(huán)縫張開(kāi)量沿隧道軸向的變化趨勢(shì)與理論預(yù)測(cè)差距較大，尤其是在明-暗挖接頭處。進(jìn)行理論分析時(shí)假設(shè)隧道為Euler-Bernoulli梁且與工作井為固定連接，其抗彎剛度沿全長(zhǎng)相等。但在明-暗挖地鐵車(chē)站模型中，采用纖維布和環(huán)氧樹(shù)脂形成剛性類(lèi)法蘭盤(pán)結(jié)構(gòu)模擬剛性接頭，對(duì)靠近明-暗挖接頭處的管環(huán)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(shè)，所以明-暗挖接頭處的最大環(huán)縫張開(kāi)量試驗(yàn)值與理論值差距較大。

圖10 最大環(huán)縫張開(kāi)量試驗(yàn)值與理論值對(duì)比(剛性連接)

3 結(jié)語(yǔ)

本文通過(guò)大比尺土-結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究明-暗挖地鐵車(chē)站在采用不同剛度接頭時(shí)的地震響應(yīng)，對(duì)比不同接頭剛度對(duì)頂管加速度峰值和最大環(huán)縫張開(kāi)量的影響，探討已有理論分析對(duì)不同接頭剛度情況的有效性，得出以下結(jié)論：

1) 地鐵車(chē)站頂管段與框架段連接處采用柔性連接時(shí)，地震波沿車(chē)站橫向輸入相較于沿車(chē)站縱向輸入，會(huì)使頂管加速度峰值增大，且沿車(chē)站橫向輸入地震動(dòng)時(shí)，由于頂管兩端框架結(jié)構(gòu)質(zhì)量不同，質(zhì)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(shí)，頂管加速度沿縱向分布均勻，且不同的地震波輸入方向?qū)敼芗铀俣确逯涤绊懞苄　?/p>

2) 地鐵車(chē)站頂管段與框架段連接處采用柔性連接時(shí)，頂管環(huán)縫張開(kāi)量較??；采用剛性連接時(shí)，頂管環(huán)縫張開(kāi)量較大。由于兩端框架的不對(duì)稱(chēng)和車(chē)站質(zhì)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(shí)頂管的剛度突變程度較小，降低了環(huán)縫張開(kāi)量。且無(wú)論采用柔性連接還是剛性連接，頂管環(huán)縫張開(kāi)量均存在框架結(jié)構(gòu)質(zhì)量較大的一側(cè)環(huán)縫張開(kāi)量較大，質(zhì)量較小的一側(cè)環(huán)縫張開(kāi)量較小的現(xiàn)象，采用柔性連接時(shí)這種現(xiàn)象更為明顯。

3) 最大環(huán)縫張開(kāi)量理論值與采用柔性接頭時(shí)的明-暗挖地鐵車(chē)站試驗(yàn)值趨勢(shì)相同，當(dāng)最大環(huán)縫張開(kāi)量較小時(shí)，試驗(yàn)值相對(duì)理論值偏小。