采用裝配式鋼管混凝土柱的地下車站結構抗震性能研究

鄔 歆,許紫剛,莊海洋,李 晟

(1. 南昌鐵路勘測設計院有限責任公司,江西 南昌 330002; 2. 華東交通大學 土木建筑學院,江西 南昌 330013;3. 南京工業大學 巖土工程研究所,江蘇 南京 210009)

0 引言

隨著交通強國重大戰略的實施,我國城市軌道交通的建設也進入飛速發展階段。截至2022年6月,我國內地累計有51個城市投運城市軌道交通線路9573.65 km,其中地鐵7529.02 km,居世界首位。傳統觀念認為:地下結構抗震性能要優于地面結構,這也使得過去很長一段時間內,地下結構的抗震安全問題未能引起學術界和工程界的關注。然而,地下結構歷史震害表明:地鐵車站和隧道等地下結構在地震作用下也存在破壞的可能,甚至完全塌毀,例如1995 年日本阪神地震中大開地鐵車站的倒塌破壞[1]。目前,關于地下結構抗震研究工作多集中于傳統現澆結構,并且在相關理論分析、模型試驗和數值模擬等方面取得了系列進展[2-3]。

為克服傳統地下結構現澆工藝中存在的作業面狹小、機械化程度不高、養護時間長并且施工質量難以控制等問題,裝配式建造技術應運而生。地下結構裝配式建造技術具有綠色、集約、高效和可持續發展等諸多優勢,目前該技術已成功應用于長春地鐵2號線和北京地鐵6號線等工程[4]。與傳統現澆地下結構抗震研究工作相比,裝配式地下結構抗震研究工作較少。TAO等[5-6]基于振動臺試驗對長春的一例全預制裝配式地鐵地下車站成環后力學性能和整體抗震水平進行分析,結果顯示裝配式車站結構的力學性能以及變形性能均符合現行設計規范要求,并進行了相應的有限元數值計算[7];杜修力等[8]針對北京地鐵6號線西延線金安橋站部分區間采用的整體裝配式車站結構的抗震性能開展了數值模擬與低周循環加載試驗研究,最終的成果顯示:預制裝配式結構節點性能良好,耗能性能明顯降低;任夢等[9]建立了現澆車站和預制車站的三維有限元動力計算模型,認為中柱在地震反應中最為劇烈,是抗震薄弱構件;為保護地下結構的關鍵豎向支撐構件,路德春等[3]總結了地下結構中柱的減震控制手段,包括減震支座、疊層加芯柱和分體柱等[10-12]。

基于已有的研究基礎,李晟等[13]曾提出了在地鐵車站中使用可快速裝配的預制鋼管混凝土中柱的方法,可以有效地保證地下車站結構中柱在強地震中不受嚴重損傷,且具有在震后能快速更換的特點。在中柱裝配式地下車站結構的建設過程中,預制快速連接裝置的構件尺寸顯著影響著車站體系的造價及力學性能。鑒于此,該研究重點關注中柱與縱梁之間快速連接裝置的尺寸參數上,系統對比了五種常見連接裝置壁厚下車站側向結構位移、混凝土損傷及動力時程等響應特性,并對體系的地震損傷情況進行了定量化的分析與研究。

1 工程概況

該研究以某單層雙跨地鐵車站結構為例,車站結構橫斷面尺寸及配筋如圖1所示,結構寬和高分別為17 m及7.17 m。側墻厚0.7 m,頂底板則為0.8 m和0.85 m。該研究中:單層車站整體為C30混凝土現場澆筑,內筋型號為HPB235。該車站中柱采用預制裝配式的圓形截面形式鋼管混凝土柱,其外徑為600 m,鋼管壁厚為10 mm,沿車站縱向相鄰中柱的軸線間距為3.5 m。預制的鋼管混凝土柱通過快速連接裝置與縱梁進行鉚接,如圖2所示,該快速連接裝置包括左右兩片半環形包接頭,其長寬高分別是1 000、800和500 mm,托板的厚度為40 mm。地震過程中:鋼管混凝土柱的頂底部和半環形包接頭之間存在復雜的相互作用關系,因此半環形包接頭壁厚是影響結構抗震性能的關鍵因素之一,該研究討論的壁厚包括10、20、30、40和50 mm,分別命名為工況CFST-10～CFST-50。同時,為了對比該裝配式鋼管混凝土柱的抗震性能,設置一個橫截面直徑為0.6 m的傳統現澆鋼筋混凝土柱作為對照組,命名為工況CIP。

圖1 車站結構橫截面尺寸及配筋Fig. 1 Cross sectional size and reinforcement of station structure

圖2 梁柱快速連接裝置Fig. 2 Rapid connection device between beam and column

該地鐵車站頂板埋深4.8 m,地表至基巖土層厚度總計39.2 m,共包括6個土層,各個土層的主要物理力學參數見表1。

表1 土層的主要物理力學參數Table 1 Material parameters for soil

2 數值模型與方法

2.1 有限元分析模型

依據場地土層的分層情況和車站結構的尺寸,建立如圖3所示的有限元模型。由于該研究僅考慮車站結構的橫向抗震性能,因此在車站縱向只選取了一跨作為研究對象,即3.5 m。有限元模型中:場地的總厚度取為39.2 m,總寬度取為200 m,滿足場地寬度大于5倍車站寬度的要求,以消除場地截取對于計算模型波反射的影響[14]。模型底部固定,左右兩側面設置粘彈性人工邊界條件,前后兩側面約束其出平面的自由度。在采用的單元類型方面,為了同時保證軟件運行過程中的綜合耗時與所得結果的真實性,土體采用C3D8單元(三維八節點單元)離散,土單元尺寸介于1～2 m?？紤]到土體在接近車站部位常發生較為復雜的土-結相互作用,因此在其附近予以加密。主體結構采用C3D8R單元(三維八節點減縮單元)進行模擬,網格尺寸0.2 m。鋼筋方面則使用尺寸為0.3 m的T3D2單元(三維桿單元)離散。

圖3 土和結構網格劃分Fig. 3 Mesh of soil and structure

土體的本構模型采用由莊海洋等[15]建立的一個總應力增量形式的軟土記憶型動力本構模型,目前該本構模型已經過二次編譯實現了與ABAQUS 的對接,且可靠性已通過室內動三軸試驗驗證項目項目;混凝土材料的本構模型采用由LEE等[16]在LUBLINER等[17]提出的混凝土塑性損傷模型的基礎之上,進一步完善得到的循環動荷載作用下的混凝土動力黏塑性損傷模型。該本構模型是基于混凝土材料的斷裂能原理,采用兩個損傷變量分別來描述混凝土材料受拉和受壓破壞時兩種不同的剛度衰減規律,并采用多個混凝土材料硬化變量對本構模型中的屈服函數進行了修正,能較好地顯示混凝土材料的損傷演化狀態。數值模型中C30混凝土的動損傷模型參數取值見文獻[18]。此外,鋼筋材料采用線彈性本構模型,其彈性模量為210 GPa。

車站主體結構的鋼筋和傳統現澆中柱的鋼筋均采用“嵌入”的方式置于對應的構件中,并且不考慮鋼筋與混凝土之間的滑移。土體與結構之間的交界面法向全部定義為“硬”接觸,且允許土體和結構之間發生分離;切向全部定義為摩擦接觸,摩擦系數取為0.4[19]。對于傳統現澆中柱,頂面和底面均直接綁定在頂梁或底梁的對應位置。對于裝配式中柱,依據其施工工藝設置各接觸面的接觸屬性如下:鋼管內表面與混凝土芯柱外表面之間采用綁定接觸;托板與縱梁之間采用綁定接觸;其余位置均采用摩擦接觸,如鋼管外表面與半環形包接頭之間的摩擦系數取為0.15、鋼管的頂底面與縱梁之間的摩擦系數取為0.45,混凝土芯柱的頂底面與縱梁之間的摩擦系數取為0.55[13]。

2.2 輸入地震動

該研究輸入地震動情況如圖4所示,通過計算峰值加速度(PGA)與峰值速度(PGV)的比值可計算出振動頻率,進而評價其對地下結構復雜相互作用的影響。為使得研究結果具有一般性和普遍性,所選地震波必須足夠具有代表性。依據兼顧高、中和低頻振動特征的原則,篩選了見表2的4條典型地震波。4條基巖輸入地震動的加速度峰值(peak bedrock acceleration,PBA)分別調整為0.3 g 和0.5 g。

表2 地震波特性的判定Table 2 Determination of seismic waves

圖4 地震動的加速度時程Fig. 4 Acceleration time history of the earthquakes

3 計算結果對比分析

3.1 車站結構側向變形

表3給出了不同壁厚工況下,結構的頂底最大相對位移?？傮w來看:在中柱裝配式新型車站中,連接裝置壁厚的減小會增大側墻處的變形,且隨著從基巖輸入地震動的逐漸增大,這種放大效應會更加明顯,其原因應為中柱裝配式車站的中心柱體通過左右兩片半環形包接頭,以面面接觸的方式與結構的縱梁搭接,因此包接頭壁厚直接影響著中柱與縱梁之間的約束與牽拉情況,對結構內力的傳導及能量遷移存在一定影響,進而限制了中柱參與結構整體變形的能力。

通過對比可知:側墻變形峰值主要出現在20 mm和10 mm兩個壁厚較小的工況中,表明當包接頭壁厚處于較薄的階段時,車站結構整體將處于一個較柔的力學狀態,使得“有柱式車站”逐漸向“無柱式車站”的趨勢緩慢轉變,車站自身的抗側移剛度受到削弱,從而使得地震時的結構變形受周圍土體的影響加深。綜上所述,盡管降低包接頭壁厚可以降低成本,但從震時結構整體安全角度考慮,在設計中應避免采用過薄的包接頭。

根據結構頂底相對位移情況統計了結構的層間位移角,當基巖輸入0.3 g地震動作用時,除極個別計算工況外,車站結構的層間位移角均小于《地下結構抗震設計標準GB/T51336—2018》中彈塑性限值1/250,表明地鐵車站在此荷載作用下,結構側墻及頂底板未發生塑性破壞,結構仍處于較為安全的情況。當基巖輸入0.5 g地震動作用時,中柱裝配式結構的層間位移角發生顯著增大,已逐漸接近甚至超過層間位移角限值。從層間位移角的增長情況來看:層間位移角基本與地震波呈現正相關,與包接頭的壁厚呈現負相關。然而在Kobe波作用下,層間位移角出現了非線性增長,這應與震時土體的非線性變形有關。在大震的作用下,土體出現了較為劇烈的形變,從而對結構側墻施加了更大的外力。

從結構施工體系的角度分析,傳統現澆中柱結構通過露頭縱筋,直接與結構的縱梁澆筑在一起,因此具有較好的一體性;而在中柱裝配式新型結構中,包接頭與預制柱的端部僅通過面面接觸包裹在一起,在保護結構中柱的同時,兩者之間的相對約束減弱,使頂底板在軸向和切向外力共同作用下更易出現扭曲失穩,因此包接頭的壁厚對結構的震時安全性也存在著顯著的影響。綜合層間位移角及結構的側向變形結果,初步推薦快速連接裝置中包接頭壁徑大于等于30 mm,以保證中柱裝配式車站在地震荷載作用下對中柱仍有一定的約束能力,從而保證結構的整體安全性能。

3.2 車站中柱內力反應

圖5顯示了在Kobe波作用下中柱的內力幅值,整體上講,中柱裝配式結構的柱體內力幅值要明顯小于傳統現澆結構。當峰值加速度從0.3 g增大到0.5 g時,兩種結構中柱位置所受的內力迅速增加。隨著地震荷載的增大,減震體系逐漸開始發揮作用,使得中柱裝配式結構的柱端內力變化較小,在全荷載過程中均維持在一定限值內上下波動,這表明了該減震體系具有較好的適用性,在地震荷載作用下能有效保護中柱不受損傷,從力學層面延長了柱體的使用壽命,最終提高了車站結構的整體抗震水平。

圖5 Kobe地震動下中柱內力Fig. 5 Internal force of the central column under Kobe wave

為了進一步對結構中柱震時力學性態進行分析,此處以工程配筋中常用的峰值內力為基礎,定義了體系的減震效率為:

式中:FCIP表示傳統現澆中柱的截面內力,包括彎矩、剪力及軸力,FCFST表示裝配式中柱的截面內力。減震效率η越大,說明基巖波通過減震體系的傳遞效應越小,減震效果也越優。

總的來講,當地下結構應用預制柱的快速連接體系后,將顯著降低車站結構薄弱區域-中柱的內力。剪力的減震效率最高可達60%,彎矩和軸力次之。出現這種情況的原因是水平向地震荷載對埋置于地下的車站結構主要起著水平加速度作用,在主體結構左右搖晃的同時,新型減震結構中柱與縱梁之間的牽拉效應得到了顯著減弱,最終有效緩解柱頂與柱底出現的局部破壞,尤其減小了中柱端部的水平剪切作用。

采用不同壁厚的連接裝置,其中柱所受內力情況無明顯增減變化,這應是由于新型減震結構的采用已經大幅降低了中柱處的相互作用,在采用預制鋼管混凝土柱及其快速連接裝置后,結構中柱的受力狀態已經由固結“Tie”連接,轉變為可發生滑移的柔性體系,而壁厚的變化并不會對此種受力狀態造成太大的改變。綜上所述,可以在保證中柱不受地震損傷的同時,略微減小快速連接裝置的壁厚,使其在滿足結構整體安全性能要求的同時,更具有經濟效益。

3.3 車站結構地震損傷

為進一步反映結構的整體抗震性能,這里提取了在Kobe波作用下,六種不同結構的地震損傷情況。如圖6所示,傳統現澆中柱結構在0.3 g地震荷載作用下已出現顯著的大面積破壞,尤其是柱體頂底端及梁-柱搭接處,損傷延伸區域已近似橫貫整個截面;而對于裝配式中柱結構而言,其中柱部位損傷區域受到很明顯的縮減,無論是在何種壁徑工況下幾乎都未出現明顯的地震損傷。這充分印證了快速連接裝置的適用性,在強地震作用下能夠較好地保護中柱混凝土。

圖6 Kobe地震動下車站結構地震損傷(PBA=0.3 g)Fig. 6 Earthquake damage of structure under Kobe wave (PBA=0.3 g)

從連接裝置壁厚改變對車站外側框架的影響方面,隨著壁厚從50 mm減小到10 mm,車站主體結構混凝土的損傷整體呈現加大趨勢,在結構頂底板兩端及側墻底部尤為明顯:結構右下側倒角附近的混凝土出現顯著的損傷區域延伸,其破壞嚴重程度也有了明顯加重。結構側墻左上方倒角處的受拉損傷則呈現了一個蔓延發育的全過程,當連接裝置較厚時僅僅外側部分區域破損,隨著壁厚逐漸降低側墻相應損傷區域隨之緩慢增大,最終延伸至貫穿整個側墻截面。側墻及頂底板損傷區域的延伸反映了主體結構整體剛度的降低。

從對結構中柱的地震保護方面,如圖7所示,對比壁厚小于等于30 mm工況時,在強地震作用下,40 mm與50 mm兩個工況的中柱頂底端均出現了不同程度的細微損傷,這表明當連接裝置過厚時,會使中柱端部與縱梁間的相互作用明顯增強,從而使得“減震鏈接”在約束上越來越趨向于“現澆中柱”的非減震結構,使得該體系逐漸喪失減震的作用。

圖7 Kobe地震動下車站結構地震損傷(PBA=0.5 g)Fig. 7 Earthquake damage of structure under Kobe wave (PBA=0.5 g)

同時需要注意,在基巖輸入PBA=0.5 g地震動時,車站外側框架各處呈現嚴重的受拉震害。與圖7中的壁厚50 mm工況相比,30 mm及20 mm兩個工況在頂板右側倒角處出現了非常明顯的損傷程度加重,損傷區域以初始位置為基礎向兩邊明顯擴展,整體呈現了大范圍的混凝土受拉破壞現象,這說明了隨著壁厚的減小,中柱對體系的約束作用有所削減,最終將導致整體剛度也隨之降低?；炷翐p傷情況也印證了前面關于層間位移角及結構內力情況的分析。

綜上所述,快速連接裝置壁厚的合理選取對減震結構的減震效能發揮至關重要。如果過薄,則將降低體系對預制鋼管混凝土柱的約束,減少震時中柱對框架結構的支撐作用,進而影響地下結構的整體抗震性能;而如果過厚,將顯著增加快速連接裝置的造價負擔,同時也會加劇中柱端部的震時應力集中。鑒于此,針對單層地鐵車站結構,建議在中柱快速連接裝置中采用壁厚在30～40 mm的半環形包接頭,以在保證結構整體安全性能與降低結構造價的同時,充分發揮該減震體系的減震效能,從而提升地鐵地下車站結構的整體抗震性能水平。

4 結論

本文建立了采用傳統現澆中柱和裝配式鋼管混凝土中柱地下車站結構的非線性地震反應精細化模型,系統分析了連接裝置不同壁厚對車站結構的側向變形、關鍵截面內力反應和地震損傷等結構地震動力反應特性的影響規律,得到以下幾點結論:

1)與整體現澆結構相比,預制鋼管混凝土柱及其快速連接裝置可明顯降低車站中柱所受的地震內力,尤其對中柱剪力的減震效率可達60%,能較好地保護結構中柱免受過大的地震剪切破壞。

2)新型中柱減震結構的采用大幅降低了中柱與縱梁的相互作用,中柱的受力狀態由固結轉變為可發生滑移的柔性連接,且鋼管混凝土柱的鋼管對內部混凝土柱芯具有明顯的保護作用,因此新連接裝置壁厚變化對鋼管混凝土柱內力的影響較小。

3)隨著連接裝置壁厚的逐漸減小,預制鋼管混凝土柱的約束也隨之減小,當壁厚過薄時,車站結構的整體抗側移剛度進一步削弱,導致車站結構的層間位移角進一步放大,受到拉壓彎剪的綜合地震作用,頂底板及兩邊側墻倒角周圍的地震受拉損傷范圍也將略有加大。

整體來看,連接裝置壁厚過厚時對中柱的保護作用沒有明顯增強,甚至會加劇中柱端部的應力集中,同時整個體系的造價也將提高;而壁厚過薄時,車站主體結構地震損傷會明顯加重。鑒于此,建議選取范圍在30～40 mm的壁厚,以在保證地下車站結構整體抗震性能和經濟效益的同時,最大程度地發揮預制鋼管混凝土柱及其快速連接裝置的減震效能,從而提升地鐵地下車站結構的整體抗震性能水平。