上盖地铁车站结构振动台试验对比研究

韩学川，陶连金，张 宇，贾志波

(北京工业大学 城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124)

城市轨道交通地上地下空间综合开发是解决城市土地资源紧缺，推动土地复合利用，实现交通场站多空间、多层次的新型开发模型。为了确保轨道交通综合开发项目的顺利实施，加强地上地下空间、轨道交通场站与周边用地的统筹规划和协同建设，各地相继出台了相关政策文件，如北京市出台了《关于加强轨道交通与周边用地一体化规划建设的意见》，上海印发了《关于推进本市轨道交通场站及周边土地综合开发利用的实施意见》等。鉴于地铁上盖结构加强了地下地铁车站与周边用地一体化规划及场站用地的综合利用，提高了轨道交通枢纽的综合开发利用水平，使城市资源得到了合理的利用，因此，地铁上盖结构可能会成为未来轨道交通结构设计的主要趋势之一。

现阶段关于地下结构-土-邻近地上结构相互作用体系的研究较多[1-4]，并取得了很多有价值的研究成果。李延涛等[5]以地表建筑结构和地下上下平行隧道体系为背景，进行了软土场地中隧道-土-相邻上部结构体系振动台试验；王淮峰等[6]利用ANSYS有限元程序建立了一系列典型高层框架结构及地下车站的二维平面应变模型，研究了地上结构对地下结构地震动力响应的影响参数；李方杰等[7]基于有限元法，针对不同位置的地上结构对地下地铁车站结构的地震影响规律进行了研究。Pitilakis等[8]针对地下圆形隧道地震响应规律进行了研究，分别考虑了单个和多个相邻地表结构的影响;王国波等[9-10]建立了隧道-土体-地表邻近框架结构相互作用体系数值模型，系统研究了隧道的直径和埋深、土体的分层特性、框架结构的高宽比、输入地震波特性等对体系地震响应的影响规律。Choi等[11]、Huo等[12-13]和Boulanger等[14]通过地下结构与地面结构地震响应的对比总结了一些经验规律。

鉴于地铁上盖结构也是近几年才大量出现，研究报道相对甚少，上盖地铁车站结构地震反应特性和破坏机理尚不明确，缺少针对地铁上盖结构的抗震设计指导规范。为了深入研究上盖地铁车站结构的地震响应特性和破坏机理，以某上盖地铁车站为工程背景，开展了系列地铁上盖结构振动台试验，分别从加速度和应变两方面对上盖地铁车站结构部分进行研究，通过试验揭示了上盖地铁车站结构的破坏机理，以期为相似工程的抗震设计提供参考。

1 计算模型和参数

为了研究上盖地铁车站结构的地震响应规律和破坏机理，根据上盖建筑与地铁车站的衔接形式，将地铁上盖结构分为地铁上盖一体化结构(地铁车站与上盖结构一体化连接)和地铁上盖密贴结构(地铁车站与上盖结构属于独立结构且密贴接触)，分别设计了土-地铁上盖一体化结构振动台试验(YT工况)和土-地铁上盖密贴结构振动台试验(MT工况)。

1.1 相似比设计

本试验依托北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室模拟地震振动台系统开展。振动台的各项性能参数为：台面尺寸：3 m×3 m；最大承载质量：10 t；最大加载速度(水平单向)：±1g，工作频率范围为0.1～50 Hz；台面最大位移±127 mm。根据模型边界效应条件和振动台尺寸，试验选取模型的几何相似比为1/40，基于Buckingham π定理开展相似关系设计[15]，采用重力失真模型，从动力量纲分析入手，选择长度、弹性模量、加速度为模型结构的基本物理量，选择密度、加速度、剪切波速为模型地基的基本物理量，依次推导出其他物理量满足的相似关系，如表1所示。

表1 上盖地铁车站结构-模型地基体系相似关系

1.2 模型结构设计

根据原型地铁上盖结构尺寸和结构特点以及设计试验相似比的要求，对原型结构进行简化处理，最终确定结构模型采用抗压强度为7.1 MPa，弹性模量为6.9 GPa，泊松比为0.16的微粒混凝土制作。根据强度相似比，试件的配筋率应保持不变，模型构件中主要采用直径为Φ0.7～Φ1.2 mm的镀锌钢丝(箍筋直径为Φ0.7 mm，中柱受力钢筋直径为Φ1.2 mm)，侧墙和楼板的分布钢筋采用直径为Φ1.0 mm，网格为 20 mm×20 mm的钢丝网。模型结构尺寸及断面形状，如图1所示。由于地铁上盖结构模型尺寸较小，无法实现一次性浇筑完成，因此，模型结构按照构件类型阶段性浇筑完成。地铁上盖结构模型的浇筑顺序按照地铁车站底板、车站侧墙、车站中板、车站顶板和中柱、地下室侧墙、地下室中板、地下室顶板、地下室顶板和中柱以及上盖框架结构依次分层浇筑，试验模型如图2所示。

图1 模型结构尺寸及断面形状(mm)

图2 试验模型

1.3 模型土制作

模型地基采用均一土制备，取自北京轨道交通新机场线草桥站施工的基坑中，采用分层压实法制备模型土，通过吊装漏斗将晒干、筛选后的粉细砂均匀的铺洒在模型箱内，主要控制模型土的密实度，并对模型土取样进行室内试验，模型土材料参数如表2所示。

表2 模型土参数

1.4 模型土箱

振动台试验采用的模型箱是由课题组自主研发设计并经过优化改进后的模拟阻尼边界层状剪切模型箱，如图3所示。层状剪切模型箱长×宽×高=2.5 m×1.4 m×1.38 m，采用矩形钢管框架竖向叠加连接，钢管架之间采用四组直线辊针排，使模型箱更易于发生自由剪切变形运动，通过铺设特制橡胶垫有效模拟黏弹性边界吸收地震波，模型箱的有效性验证试验详见文献[16-17]。

图3 振动台系统与层状剪切模型箱

1.5 传感器布置

地铁上盖结构振动台试验的主要监测内容包括上盖地铁车站结构模型和地基土的加速度响应规律、土-上盖地铁车站结构的动力相互作用、上盖地铁车站结构的应变响应规律以及模型地基土的侧向变形规律等。试验中采用的传感器有加速度传感器A、光纤应变计S、土压力计P、激光位移计J。振动台试验中模型地基和结构中传感器布置，如图4和图5所示。

图4 上盖地铁车站工况模型地基传感器布置图(mm)

图5 上盖地铁车站传感器布置

1.6 地震波选择及加载工况

考虑地震波类型对上盖地铁车站结构地震响应的影响，选取八角什邡波和名山波两种具有不同频谱特性的地震波。其中八角什邡波属于近场地震动，频带相对较窄；名山波属于中场地震动，频带相对较宽。地震波加速度时程曲线，如图6所示。

图6 地震波时程曲线

振动台试验时，截取地震波较为强烈的前80 s作为输入地震波；每次峰值加速度改变时均进行一次白噪声扫描，以确定模型体系的自振特性的变化。采取阶梯逐级加载的方式加载，将输入地震波峰值加速度分别调整为0.1g，0.3g，0.5g，0.7g和1.0g，地震波激振前后输入0.05g的白噪声，量测模型自振频率等动力特性的变化。根据1.1节相似比设计，除白噪声外，输入地震波持续时间按1/2倍进行压缩。

2 地铁上盖结构振动台试验结果分析

鉴于篇幅有限，分别从加速度和应变两方面对上盖地铁车站结构部分进行研究，并将两种地铁上盖结构试验结果进行对比分析。

2.1 模型土体加速度反应分析

地铁上盖结构振动台试验中，模型结构的存在必然会影响地震波在模型土内的传播规律，地震波的幅值、频率和波形都会发生一定变化。在上盖地铁车站结构一侧模型土体内部沿埋深自上而下布置加速度传感器JA7、JA8、JA9、JA10和JA11，在模型土箱底部布置加速度传感器JA16，将其监测结果作为振动台实际输入加速度结果。为了比较不同试验工况下，模型土体的加速度变化情况，名山波作用下模型土体内部监测点的加速度峰值变化曲线，如图7所示。模型土相同监测点加速度放大系数对比图，如图8所示。定义各监测点加速度峰值与振动台面监测点JA16加速度峰值的比值为该监测点的加速度放大系数。

图7 模型土各监测点加速度峰值

从图7和图8可知，两种试验工况下，模型土体相同监测点的加速度峰值和放大系数沿埋深的变化规律相同，同一位置监测点的加速度峰值随输入地震强度的增加逐渐增大，而加速度放大系数则逐渐减小。其中，当地震强度较小(0.1g，0.3g)时，两种试验工况模型土体内部监测点的加速度峰值及加速度放大系数沿埋深的减小逐渐增大，加速度放大系数大于1，YT工况监测点JA7、JA8的加速度放大系数大于MT工况，其余则较小，说明上盖结构与地铁车站的连接方式(一体与密贴)对周围土层地震波的传播过程产生了显著影响；当输入地震强度较大(0.3g以上)时，两种试验工况模型土体内部监测点的加速度峰值及放大系数呈先减小后增大的趋势，加速度放大系数小于1的监测点逐渐增多，YT工况监测点的加速度放大系数均小于MT工况，同时，YT工况与MT工况模型土最小加速度峰值出现位置并不相同，YT工况最小加速度峰值出现在监测点JA9(车站结构底板)位置，而MT工况出现在监测点JA8(车站结构顶板)位置，这是因为当输入地震强度较小时，模型土体处于弹性工作状态，地震波由底部向上传播过程中具有显著的放大作用，而随着输入地震强度的逐级增加，模型土体由弹性工作状态进入弹塑性工作状态，土体更加密实，土-结构动力相互作用明显，YT工况模型结构底部位置损伤相对严重，靠近模型结构监测点A9的非线性现象愈加凸出，加速度放大效果减弱，而MT工况模型车站与上盖结构采用独立浇筑，结构体系的整体性较差，“结构接触缝”绝缘了部分地震能量，从而减小了上盖结构的地震反应，同时也降低了上盖结构对地铁车站的影响。

图8 不同地震强度模型土监测点加速度放大系数对比图

不同试验工况下模型土体监测点JA1、JA2、JA3的加速度时程曲线和傅里叶谱图，如图9所示。其中，JA1位于模型结构正上方接近地表位置，JA2和JA3分别位于模型结构正下方，与监测点JA1处于同一竖向位置。通过对比分析YT工况和MT工况下监测点JA1、JA2、JA3的加速度时程曲线和傅里叶谱分布规律，可以更好的说明YT工况与MT工况下模型结构对地震波传播过程影响的差异。

从图9可知，不同试验工况下，YT工况与MT工况车站结构相同监测点的加速度时程曲线和傅氏谱曲线基本相同，加速度峰值均出现在同一时刻；相同监测点的卓越频率基本一致，底部监测点JA3的频谱成分相对丰富，随着监测点埋深的减小，主频范围均表现为高频向低频转移的趋势，存在高频滤波的现象。YT工况与MT工况地震波加速度放大系数均表现为随输入地震强度的增加逐渐减小，其中，名山波作用时，YT工况下监测点的加速度放大系数分别为1.26，0.88，0.9，MT工况下监测点的加速度放大系数分别为1.37，0.99，0.88；什邡波作用时，YT工况下监测点的加速度放大系数分别为1.12，1.01，0.91，MT工况下监测点的加速度放大系数分别为1.47，1.12，0.94。由YT工况和MT工况下相同监测点的加速度放大系数可以看出，不同地震波作用下，监测点的加速度放大系数表现为什邡波大于名山波，这是因为什邡波的频谱成分与模型结构-地基体系的基频相近，体系的地震反应得到加强，故加速度放大效果更加显著。

图9 模型土体各测点加速度峰值及傅氏谱

2.2 模型结构加速度反应分析

MT工况和YT工况下，模型车站结构中柱相同监测点JA20、JA21和JA22的加速度峰值和放大系数对比图，如图10所示。由图10可知，两种试验工况下相同监测点的加速度峰值随输入地震强度的增加逐渐增大，而加速度放大系数则逐渐减小，变化规律与模型土相同；与YT工况相比，MT工况下监测点JA20、JA21的加速度峰值和放大系数相对较小，而中柱底部监测点JA22的加速度峰值和放大系数相对较大，这是因为YT工况上盖结构与地铁车站之间为一体化浇筑连接，受土-上盖结构-地铁车站耦合作用的影响，加速度反应受上盖结构的影响显著；与YT工况相比，MT工况上盖结构与密贴地铁车站属于独立建筑且硬性接触，二者相互作用的强度和方式发生改变，降低了上盖结构对密贴地铁车站结构地震反应的影响。

图10 中柱监测点加速度峰值和加速度放大系数对比图

为了进一步说明输入不同地震强度时MT工况与YT工况车站结构自身动力特性的差异，不同强度名山波工况下中柱顶部监测点JA20的加速度时程曲线和傅里叶谱图，如图11所示。从图11可知，MT工况与YT工况车站结构相同监测点的加速度时程曲线基本相同，加速度峰值均出现在同一时刻。加速度峰值方面，MT工况与YT工况均表现为随输入地震强度的增加逐渐增大，MT工况加速度峰值小于YT工况，幅值变化率分别为11.07%，13.33%，14.9%，说明随着地震强度的增加，两种工况加速度峰值的差异逐渐增大；频谱特性方面，MT工况与YT工况的卓越频率基本保持一致，MT工况卓越频率对应的幅值略小于YT工况，说明YT工况下卓越频率附近的地震能量相对集中，因此地震响应更加明显。

2.3 模型结构应变反应分析

考虑到量测设备数据采集通道数量有限和最大限度的满足试验需求，近似认为模型结构呈左右对称的地震响应规律，选取地铁车站左半区域为研究对象，开展结构应变反应规律研究。以往研究成果表明，混凝土结构主要发生受拉损伤，受压损伤程度较小，因此，本节主要针对模型结构的拉应变地震反应进行分析。MT工况和YT工况下，不同地震强度时地铁车站侧墙和中柱各监测点的应变幅值，如表3所示。

表3 不同工况下结构各测点应变幅值

从表3可知，两种试验工况下模型结构各测点的应变峰值变化规律相同，均表现为八角什邡波(近场波)>名山波(中场波)，其中，相同地震波作用下，随着地震强度的增加，模型结构的拉应变幅值呈逐渐增大的趋势，模型中柱端部的拉应变幅值最大，侧墙次之，楼板最小，这是因为中柱横截面积较小且没有周围土体提供抗力，导致承载力相对不足，水平地震作用下更容易发生破坏，说明中柱仍然是上盖地铁车站结构抗震设计的薄弱部位。侧墙和中柱顶底部监测点应变幅值明显大于中部位置，这是因为地震作用下模型结构和土体处于同步运动，导致车站结构发生剪切变形，中部位置邻近反弯点且随地震强度的增加反弯点逐渐向上偏移。MT工况与YT工况相比，什邡波作用下的应变幅值变化率大于名山波，当地震强度为0.1g和0.3g时，两种试验工况下应变幅值相差较小，应变变化率分别为0.4%～1.4%和1.4%～3.0%；当地震强度较大(0.5g)时，应变幅值变化率出现“跳跃式”变化，应变变化率为5.5%～9.8%，这是因为地震强度较小时，密贴地铁车站能够与上部结构保持同步运动，YT工况与MT工况结构整体特性基本相同，随着地震强度的增加，MT工况下上盖结构与地铁车站结构之间出现相对运动，结构之间相互作用减弱，上盖结构对地铁车站结构的影响减小，导致MT工况车站结构的应变增幅明显小于YT工况。

3 地铁上盖车站结构地震破坏机理及宏观现象分析

3.1 结构受力机制

针对传统地下单体车站结构而言，地震作用下单体地铁车站结构处于土体介质中，结构的地震响应特性直接受周围土体性质的影响，而不显现自身特性。上盖地铁车站结构与单体车站结构相比，地震作用下车站结构的受力形式存在一定差异，主要体现在传统单体地铁车站结构主要承受的荷载包括地震荷载、顶部土压力、侧土压力、底部土压力和结构惯性力等，如图12(a)所示；上盖一体化地铁车站结构主要承受的荷载包括地震荷载、侧土压力、底部土压力、结构惯性力以及上盖结构传递的柱端剪力V、轴力N和弯矩M等，如图12(b)所示；上盖密贴地铁车站结构主要承受的荷载包括地震荷载、侧土压力、底部土压力、结构惯性力以及上盖结构地下室传递的竖向均布荷载Q和水平剪力V等，如图12(c)所示。

图12 结构受力体系

由图12可知，上盖地铁车站结构与传统单体地铁车站结构体系受力机制的主要区别在于地铁车站顶部位置。其中，单体地铁车站顶板主要承受顶部土压力以及上部土体与车站结构地震相互作用；上盖一体化地铁车站结构缺少上部土体与结构地震相互作用，替代的是上盖结构传递到车站墙体和中柱的剪力、轴力、弯矩，即受上盖结构的影响显著；上盖密贴地铁车站结构同样缺少上部土体与结构地震相互作用，替代的是上盖结构传递到车站顶板竖向均布荷载以及水平剪力。总体而言，三种结构形式虽然受力机制各不相同，但地基对地下结构的约束作用不可忽略，因此，地铁车站结构、上盖结构和土体构成了一个复杂的耦合作用体系。

3.2 结构地震破坏机理及宏观现象

基于前文针对粉细砂场地中地铁上盖结构振动台试验的各项分析以及试验宏观现象，结合车站结构主观测面的拉应变分布图，给出了上盖地铁车站结构构件发生损伤的区域，如图13所示。

图13 结构构件损伤区域

地震强度较小(0.1g，0.3g)时，结构监测点的应变幅值较小，模型结构处于弹性阶段，两种地铁上盖结构模型监测点的加速度峰值、加速度放大系数、应变幅值等随地震强度的逐级增加呈线性增长；当地震强度较大(0.5g，0.7g，1.0g)时，监测点应变幅值增大，模型结构处于弹塑性阶段，结构侧墙、中柱与板相交位置均先后出现损伤，如图14(a)所示；两种地铁上盖结构模型监测点的加速度峰值、加速度放大系数、应变幅值等随地震强度的逐级增加呈非线性增长。其中，当输入1.0g地震动后，上盖密贴地铁车站结构与上盖结构产生了5 mm的相对位移并出现下沉现象，如图14(b)～图14(c)所示。因此，粉细砂场地中上盖地铁车站的地震破坏机理是：在土-上盖结构-地铁车站结构耦合地震作用，车站中柱率先发生破坏，随后中柱承担的部分内力转移至侧墙，车站侧墙在压力、弯矩、剪力等联合作用下出现裂缝，最后导致整个结构的破坏。

图14 试验宏观现象

4 结 论

本文以地铁上盖结构为研究对象，采用振动台试验方法研究了粉细砂场地中上盖地铁车站结构的动力反应规律，基于本文的分析可得出如下结论：

(1)地铁上盖结构试验相同监测点的加速度峰值随着输入地震强度的增加逐渐增大，而加速度放大系数则逐渐减小，加速度放大系数变化幅度随地震强度的增大而逐渐减小。

(2)与上盖一体化地铁车站结构相比，上盖密贴地铁车站结构中上盖结构与车站之间的接触面起到了隔震效果，改变了地震动对结构作用的强度和方式，导致中柱上部监测点的加速度峰值和放大系数相对较小，而中柱底部监测点则相对较大。

(3)上盖地铁车站各测点的应变峰值表现为八角什邡波(近场)大于名山波(中场)，应变幅值随输入地震强度的增加逐渐增大；当地震强度较小时，两种试验工况下应变幅值相差较小，而随着地震强度的逐级增加，上盖一体化地铁车站结构的应变幅值增幅明显大于上盖密贴地铁车站结构，体现了两种地铁上盖结构应变规律的差异。

(4)粉细砂场地中上盖地铁车站的地震破坏机理是：在土-上盖结构-地铁车站结构耦合地震作用，车站中柱率先发生破坏，随后中柱承担的部分内力转移至侧墙，车站侧墙在压力、弯矩、剪力等联合作用下出现裂缝，最后导致整个结构的破坏。