地裂缝场地地铁车站动力响应振动台试验研究

陈轩; 熊仲明; 陈帜

doi:10.11779/CJGE202202021

地裂缝场地地铁车站动力响应振动台试验研究 English Version

陈轩^{1, 2, 3,},
熊仲明^{1, 2, 3, ,},
陈帜^{1, 2, 3}

1.
西安建筑科技大学土木工程学院, 陕西西安 710055
2.
西安建筑科技大学结构工程与抗震教育部重点实验室, 陕西西安 710055
3.
陕西省岩土与地下空间工程重点实验室, 陕西西安 710055

基金项目:

国家自然科学基金项目 52108473

中国博士后科学基金项目 2021M693876

住建部科学技术基金项目 2019-K-044

详细信息

作者简介:
陈轩(1990—)，男，博士，主要从事土–结构共同作用、结构抗震等方面的研究工作。E-mail: chenxuan@xauat.edu.cn

通讯作者:
熊仲明，E-mail：xiongzhmgh@xauat.edu.cn

中图分类号: TU435
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出版历程
- 收稿日期: 2021-12-24
- 网络出版日期: 2022-09-22
- 刊出日期: 2022-01-31

Shaking table tests on seismic response of a subway station structure in ground fissure site

CHEN Xuan^{1, 2, 3,},
XIONG Zhong-ming^{1, 2, 3, ,},
CHEN Zhi^{1, 2, 3}

1.
School of Civil Engineering, Xi'an University of Architecture and Technology, Xi'an 710055, China
2.
Key Lab of Structural Engineering and Earthquake Resistance, Ministry of Education (XAUAT), Xi'an 710055, China
3.
Shaanxi Key Lab of Geotechnical and Underground Space Engineering (XAUAT), Xi'an 710055, China

摘要

摘要: 地震和地裂缝耦合作用严重威胁着地铁工程的安全。通过开展地裂缝场地（穿越地裂缝）地铁车站结构模型的振动台试验，分析了地震作用下地裂缝场地土的加速度反应、裂缝发展和车站的加速度、应变等动力反应规律。试验结果表明：模型土在临近地裂缝的一定范围内地震响应较大，且距地裂缝相同距离处，上盘的加速度响应整体上大于下盘；地裂缝场地地铁车站峰值加速度沿结构高度的分布规律与地震强度有关，即小震作用下结构峰值加速度呈现随结构高度增大而增大的倒三角分布，强震作用下则呈现顶部和底部较大、中部相对较小的“K”型分布；地裂缝场地地铁车站地震破坏模式是地裂缝场地水平剪切变形和竖向上、下盘的错动作用使结构产生明显变形，中柱发生严重的剪压破坏，侧墙与楼板连接处出现一定的受拉损伤，从而导致结构失效；考虑竖向地震作用后，地裂缝场地地铁车站破坏更为严重，这是由于竖向地震增大了地裂缝场地动力放大效应和上、下盘错动作用。
- 地裂缝 /
- 地铁车站结构 /
- 振动台试验 /
- 地震反应
Abstract: The safety of subway is seriously threatened by the coupling effects of earthquakes and ground fissures. A shaking table test is conducted on a subway station structure in a ground fissure site (structure crossing the ground fissure), and the acceleration response and crack development of model soil with the ground fissure as well as the acceleration response and strain response of the subway station are analyzed. The results demonstrate that the seismic response of the model soil is larger near the ground fissure in a certain range, and the acceleration response of the hanging-wall is larger than that of the footwall with the same distance from the ground fissure. The distribution of the peak acceleration along the height for the subway station in the ground fissure site is related to earthquake intensities. Under small ground motions, the peak acceleration increases with the height of the structures (inverted triangle distribution). Under strong ground motions, the peak acceleration is larger at the top and bottom slabs while smaller at the middle slab ("K"-type distribution). The seismic damage mode of the subway station structure in the ground fissure site is the obvious deformation caused by horizontal shear displacement and the dislocation between the hanging-wall and the footwall. The central column has a serious compression-shear failure, and the connection of the side wall and the roof exhibits tensile damage, resulting in the failure of the underground structures. Because the vertical earthquake increases the dynamic amplification effect and aggravates the dislocation action between the hanging-wall and the footwall in the ground fissure site, the subway station in the ground fissure site is damaged more seriously.
- ground fissure /
- subway station structure /
- shaking table test /
- seismic response

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0. 引言

随着交通科技的快速发展,中国桥梁建设水平大幅提升,桥梁跨越能力也越来越大,以满足日益增长的交通运输需求,其中悬索桥单跨最大跨径已接近2000 m,跨越能力最强。

悬索桥主要受力构件包括锚碇、塔和主缆,锚碇作为主要承力结构物,一般都采用重力式锚碇,且锚碇基础底板设置于下部持力层上,是支承主缆、保证全桥主体结构受力稳定的关键部位。重力式锚碇包括沉井基础,地连墙基础,复合锚碇基础等。目前国内大跨径桥锚碇基础一般选用沉井基础或者地下连续墙基础。埋置于地下的锚碇基础受到岩土体的支撑及侧向约束作用,特别是变形控制问题需要考虑岩土体与锚碇基础的共同作用,为此提出上部采用沉井基础下部采用钻孔灌注桩的复合锚碇基础形式以满足结构稳定和变形的要求,即桩碇组合结构。桩碇组合结构作为一种新型锚碇基础需要展开针对性研究,传统悬索桥沉井基础与桩碇组合结构基础的结构型式如图1所示。国内外典型大跨径的悬索桥锚碇基础见表1所示。图2给出了悬索主缆拉力随着跨径增加示意图,由图2可见悬索桥跨径随跨径呈非线性增加,从而对锚碇基础提出了更高要求,图3给出了锚碇基础占总造价随悬索桥跨径的变化情况,因此需要对锚碇基础进行深入研究。

图 1 传统沉井基础和桩碇组合结构基础示意图

Figure 1. Schematic graph of traditional caisson anchorage and pile anchorage composite structure foundation

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表 1 国内外典型大跨径悬索桥重力式锚碇基础

Table 1. Typical caisson anchorages of long-span suspension bridges

桥名	桥型	主跨径/m	锚碇基础尺寸/m	基础持力层
明石海峡大桥	悬索桥	1990	神户侧（地连墙Φ85×63.5）	沉积岩
明石海峡大桥	悬索桥	1990	淡路侧（沉井80×63×26）	花岗岩
南京仙新路大桥	悬索桥	1760	南锚碇（地连墙Φ68×64）	微风化砾岩
杨泗港长江大桥	悬索桥	1700	南锚碇（地连墙Φ98×36）	坚硬黏土层
杨泗港长江大桥	悬索桥	1700	北锚碇（地连墙Φ98×44）	坚硬黏土层
虎门二桥	悬索桥	1688	东锚碇（地连墙Φ90×29）	泥岩
虎门二桥	悬索桥	1688	西锚碇（地连墙Φ90×35.2）	泥质粉砂岩
西堠门大桥	悬索桥	1650	南锚碇（扩大基础63.6×74.7×50.3）	微风化岩石
西堠门大桥	悬索桥	1650	北锚碇（扩大基础60.0×81.7×50）	微风化岩石
丹麦大贝尔特桥	悬索桥	1624	两侧锚碇（沉井78×35×20）	砾石
南京长江四桥	悬索桥	1418	南锚碇（地连墙58.2×44.2×76.0）	密实卵砾石
南京长江四桥	悬索桥	1418	北锚碇（沉井69×51×58）	含砾中粗砂
泰州长江大桥	悬索桥	1080+1080	南锚碇（沉井67.9×52×41）	粉砂
泰州长江大桥	悬索桥	1080+1080	北锚碇（沉井67.9×52×57）	粗砂
马鞍山长江大桥	悬索桥	1080	南锚碇（沉井60.2×55.4×48.0）	圆砾土
马鞍山长江大桥	悬索桥	1080	北锚碇（沉井60.2×55.4×41.0）	中密中砂
武汉鹦鹉洲大桥	悬索桥	850	南锚碇（Φ66×29）	微风化岩石
武汉鹦鹉洲大桥	悬索桥	850	北锚碇（Φ66×43）	砾砂

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图 2 悬索桥主缆拉力随主跨径增加变化

Figure 2. Variation of cable tension of suspension bridges with increase of main span

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图 3 锚碇基础造价占全桥造价比随跨径变化情况

Figure 3. Variation of ratio of anchorage foundation cost to total bridge cost with span

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1. 国内外研究现状

陈晓平等^[1]、徐涛等^[2]以不同沉井基础为研究对象,对其下沉施工进行了全过程实时监测,并利用实测资料系统分析了沉井的下沉机理和受力特性,得到了井壁侧摩阻力和刃脚端阻力的大小和分布特征,以及侧摩阻力沿深度呈抛物线形分布的规律。李宗哲等^[3]采用钢筋应力计和土压力计分别监测沉井在下沉过程中的侧摩阻力和刃脚土压力,得到了每节沉井的侧摩阻力、沉井与土层的摩擦系数以及刃脚土压力结果,利用监测数据控制了沉井的安全平稳下沉。邓友生等^[4]基于武汉鹦鹉洲长江大桥北锚碇大型圆形沉井的施工过程,建立了沉井和周边土体的三维计算模型,分析了沉井结构及其周围的地下连续防护墙在下沉与封底过程中的应力分布与变形情况,并研究了沉井下沉过程对周边环境的影响。

邓燕羚^[5]针对国内首个伴随台风影响的强潮河口处深厚淤泥层地质下的超大型水中沉井基础,通过比较完整的现场实测数据和相应的理论计算研究,采用先进的数值模拟分析方法,对该沉井基础在下沉施工过程中的复杂受力性能、下沉稳定性和地基土体的承载能力进行系统、深入地分析。张计炜^[6]以温州市瓯江北口大桥中塔沉井基础为研究对象,采用现场监测、理论计算和数值分析相结合的方法,在全面研究深厚软土层中超大沉井施工下沉全过程的基底端阻力和侧壁摩阻力受力特性及变化规律的基础上,进一步分析沉井下沉前期淤泥层中的突沉机理及相应预防措施,并通过对比分析探索不同施工工况对沉井下沉过程的影响。桩碇组合结构复合锚碇基础在国外已有采用,但由于工程实例少,在国内很少被人注意,目前尚没有采用桩碇组合结构的报导。

2. 基于规范的锚碇设计方法

悬索桥的锚碇设计主要是基于《公路桥涵地基与基础设计规范》JTG D63—2007^[7]和《公路悬索桥设计规范》JTG/T D65—05—2015^[8]两本规范的相关条款执行。承载力角度需要验算基底承载力、基础稳定和抗滑,将锚碇抽象为刚体的计算简图,不考虑锚碇周围土体的提供约束荷载,得到偏于安全的计算结果。根据《公路悬索桥设计规范》JTG/T D65—05—2015的8.4.2条要求锚碇前、后端基底在施工、运营阶段应不出现拉应力,对基底应力的最大值也提出了要求；同时在8.4.3节对运营阶段锚碇允许水平变位提出不宜大于1 ‱倍的主跨跨径,竖向变位不宜大于2 ‱倍的主跨跨径要求。

3. 基于机理分析的锚碇设计方法

不论是传统的锚碇基础还是改进后的桩碇组合结构基础,基于基础与岩土体的相互作用以及锚碇施工至后期的运营考虑,都需要建立更为真实反应实际物理过程的计算分析模型,才能得到较为合理的计算结果,为锚碇基础的全生命周期运营过程提供数据支撑。分析中需要重点考虑以下几点：①在缆索传递的荷载作用下,锚碇基础、岩土体以及二者之间的界面关系；②地基中的成层饱和土受荷后产生的超孔隙水压力消散；③基础受到水浮力作用。因此,岩土层需要选用刚度非线性并且采用有效应力指标的本构模型,如黏土以及砂性土等土层采用土体硬化模型（HS）以及在此基础上演化而来的考虑小刚度的土体硬化模型（HSS）,而反应Mohr-Coulomb强度的黏聚力和内摩擦角均需要采用有效指标,可由固结排水试验获得。HS本构模型应力应变曲线,以及在主应力空间的屈服面分别见图4和图5所示。土体的刚度具有典型的应力依赖性,加载非线性,而且卸载模量与加载不同,因此需要采用HS本构模型或者其演化的本构模型进行计算分析。

图 4 HS模型的应力应变曲线

Figure 4. Deviatoric stress-strain curves of HS model

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图 5 主应力空间中的屈服面

Figure 5. Yield surfaces in principal stress space

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由表1可知,很多锚碇基础均嵌入到岩层中,能够反应岩石风化以及节理分布的本构模型为Hoek-Brown模型,该模型不仅引入了地质参数GSI、岩石完整参数 $m_{i}$ 和施工扰动参数D,且可以与传统的岩石本构Mohr-Coulomb参数进行一定的转换,为参数确定提供了便捷。霍克布朗破坏准则采用最大主应力 $σ_{1}$ 和最小主应力 $σ_{3}$ 的关系式见式（1）所示,式中的参数由式（2）～（4）来确定。

$σ_{1} = σ_{3} + σ_{c} {(m b \frac{σ_{3}}{σ_{c}} + s)}^{a}$ ,

(1)

$m_{b} = m_{i} \exp (\frac{GSI - 100}{28 - 14 D})$ ,

(2)

$s = \exp (\frac{GSI - 100}{9 - 3 D})$ ,

(3)

$a = \frac{1}{2} + \frac{1}{6} [\exp (\frac{- GSI}{15}) - \exp (\frac{- 20}{3})]$ 。

(4)

岩土层与锚碇基础的界面表达也尤为重要,界面反应相互接触的两种介质的行为,特别是土体的非线性导致界面的非线性,因此需要建立能够反应岩土体的刚度非线性的界面刚度,强度可以通过相邻土体的黏聚力和内摩擦角计算得到的抗剪强度进行控制。对于大型复杂的三维计算分析,沉井基础以及群桩可分别简化为板和桩,桩与岩土体的相互作用用三向弹簧表示,即与桩身轴线相垂直的两个法向弹簧和与之平行的一个剪切弹簧,如图6所示,弹簧刚度则通过周围岩土层的非线性本构模型参数确定。

图 6 桩土界面的三向弹簧

Figure 6. Three-dimensional spring of interface between pile and soil

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4. 结语

由于岩土层复杂多变以及悬索桥已有基础或新型基础与岩土层的界面的复杂性,需要在原有规范基础以及机理分析基础上系统开展锚碇基础的深入研究。结合模型试验、现场实测数据及数值模拟分析对不同桩径、桩长、嵌岩深度及土层条件的桩碇组合结构荷载传递机理及变形破坏规律进行研究,提出大跨度悬索桥桩碇组合结构的设计方法,丰富悬索桥锚碇的设计体系。基于室内模型试验及依托工程的计算分析,建立考虑接触及岩土体非线性行为的桩碇组合结构设计计算分析方法,提出桩碇组合结构优化设计方案,为新型复合锚碇基础的推广应用提供技术支撑。

图 1 剪切型模型土箱

Figure 1. Laminar shear soil box

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图 2 地铁车站模型结构横断面图

Figure 2. Cross section of model structures for subway station

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图 3 模型结构制作过程

Figure 3. Manufacturing process of model structures

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图 4 测点布置

Figure 4. Layout of sensors

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图 5 加载地震波加速度时程及频谱图

Figure 5. Time curves of seismic acceleration and frequency spectra

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图 6 模型土宏观现象

Figure 6. Macroscopic phenomena of model soil

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图 7 模型结构破坏现象

Figure 7. Damage phenomena of model structures

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图 8 振动边界效应验证

Figure 8. Verification of vibration boundary effect

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图 9 模型土峰值加速度反应

Figure 9. Peak accelerations of model soil

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图 10 模型结构峰值加速度反应

Figure 10. Peak accelerations of model structures

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图 11 模型结构的应变幅值分布

Figure 11. Strain amplitude of model structures

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表 1 模型主要相似系数

Table 1 Similitude ratios of models

类型	物理参数	相似关系	相似系数
类型	物理参数	相似关系	结构	土
几何特征	长度L	${S_L}$	1/40	1/40
	惯性矩I	${S_I} = S_L^4$	3.91×10^-7	—
	位移u	${S_u} = {S_L}$	1/40	1/40
材料特征	等效密度ρ	${S_\rho } = {S_E}/({S_a}{S_L})$	4	—
	弹性模量E	${S_E}$	1/5	0.11
	质量m	${S_m} = {S_E}S_L^2/{S_a}$	6.25×10^-5	—
动力特性	应力σ	${S_\sigma } = {S_E}$	1/5
	应力ε	${S_\varepsilon }$	1	1
	加速度a	${S_a}$	2	2
	时间t	${S_t} = {({S_L}/{S_a})^{1/2}}$	0.112	0.112
	频率f	${S_f} = 1/{S_t}$	8.94	8.94

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表 2 振动台试验加载工况

Table 2 Loading programs of shaking table tests

序号	地震动	输入峰值加速度/g
序号	地震动	水平向	竖向
1	白噪声	0.05	0.05
2	江油波	0.10	—
3	白噪声	0.05	0.05
4	江油波	0.20	—
5	白噪声	0.05	0.05
6	江油波	0.30	—
7	白噪声	0.05	0.05
8	江油波	0.40	—
9	江油波	0.40	0.26
10	白噪声	0.05	0.05
11	江油波	0.60	—
12	白噪声	0.05	0.05
13	江油波	0.80	—
14	江油波	0.80	0.52
15	白噪声	0.05	0.05
16	江油波	1.20	—
17	江油波	1.20	0.78
18	白噪声	0.05	0.05

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表 3 模型土地表最大沉降量

Table 3 Seismic settlements of ground surface

地震作用类型	输入峰值加速度	地表沉降/mm
地震作用类型	输入峰值加速度	J1	J2	J3
水平地震	0.2g	0.26	0.20	0.31
	0.4g	1.79	1.15	1.91
	0.8g	1.66	1.25	1.96
	1.2g	3.12	1.95	3.13
水平+竖向地震	0.4g	1.69	1.04	1.16
	0.8g	6.06	1.11	4.29
	1.2g	6.60	2.76	5.92

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施引文献(13)

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