軌道交通工程地鐵站結構抗震性能分析報告

軌道交通工程地鐵站結構抗震xx市軌道交通2號線一期工程抗震專項論證3 2 3 4 6 6 7 第三章抗震設防基本要求 4 0第一章概述站礦山法區(qū)間出土口，車站主體結構施工完后從本站施工觀音山站~xx站區(qū)間。1根據(jù)本站的地勘資料，車站范圍內各巖土層的分布或厚度的變化較大，場地按基底標高開挖后平面分布上巖土層的種類較多，屬土巖組合地基，持力層及受力層深度范圍內的各巖土層的力學強度及壓縮模量（變形模量）差異較大，且可選作持力層的巖土層底面或相鄰基底標高屬中硬～堅硬場地土或巖石，地基土強度及變形條件均可滿足車站的設計要求，不至于產(chǎn)生地基下沉或滑移失穩(wěn)等問題，地基穩(wěn)定性較好。有明顯的優(yōu)勢。暗挖施工存在較大的施工風險。因此本車站不推薦采用暗挖法施工。無殘積礫質粘性土、粉質粘土技術分析23一版線路資料》的函”（2）地鐵結構在施工及使用期間應具有足夠的強度、剛度、穩(wěn)定性及耐久性，應根據(jù)結驗算，以及滿足耐久性規(guī)定。4交通巖土工程勘察規(guī)范》按不同設計階段的任務和目的確定工程勘察的內容和范圍；周圍環(huán)境的改變（包括未來地鐵線的實施）量測的目的、內容和技術要求，應根據(jù)施工方法、結構形式、周圍環(huán)境等綜合分析確定?？拐鸪休d力驗算。在結構設計時根據(jù)規(guī)范要求采取抗震構造措施。按住建部《市政公用設施抗5并考慮可靠性、耐久性和經(jīng)濟性。主要受力構件應采用鋼筋混凝土或混凝土材料，必要時也可（11）結構計算簡圖應符合結構的實際工作條件，反映圍巖對結構的約束作用。當受力過程中體系、荷載形式等有較大變化時，宜根據(jù)構件的施工順序及受力條件，按結構的實際受載過程進行分析，考慮結構體系變形的連續(xù)性。結構設計時應按結構整體或單個構件可能出現(xiàn)（12）當結構位于液化地層時，應考慮地震及車輛震動可能對地層產(chǎn)生的不利影響，并（4）嚴格控制工程施工引起的地面沉降量。一般情況下，地面沉降量控制在30mm以6執(zhí)行情況：初步設計階段抗浮設防水位根據(jù)總體單位與工點設計單位共同商討的原則執(zhí)（3）應補充風險工程設計與鄰近建筑物（海曦7（3）車站地下水土的腐蝕性建議按福建省地方標準《樁基礎與地下結構防腐回復：核實計算地層參數(shù)取值，中風化巖層按照地勘報告按照等效內摩擦角取值；（8）對于施工可能造成距離車站基坑較近的周邊民宅影響的區(qū)域，建議增加基坑坑外二89第二章工程地質和水文地質概況站址范圍內上覆地層主要為第四系全新統(tǒng)人工填土層（Q4s第四系坡積層(Qdl)粉質粘土，第四系殘積層(Qel)殘積礫質粘性土，下伏基巖燕山晚期第二次侵入(ηγ53(1)b）花崗該層廣泛分布于地表，層厚0.5～3.5m?？傮w評價該層密實度及均勻性差異大，工程性能總體可見少量黑云母碎片，粘性較差，韌性低，干強度中等，無搖震反應，切面粗糙。場地范圍內<17-1>全風化花崗巖(ηγ53(1)b）<17-2>散體狀強風化花崗巖(ηγ53(1)b）<17-3>碎裂狀強風化花崗巖(ηγ53(1)b）<17-4>中等風化花崗巖(ηγ53(1)b）巖體基本質量等級分類為Ⅳ~Ⅲ級。1<17-5>微風化花崗巖(ηγ53(1)b）擬建區(qū)間所在區(qū)域由西側山前向東側海域方向傾斜，地下水根據(jù)含水層巖性不同，可將區(qū)域內含水巖組分為松散巖類孔隙含水巖組、風化殘外圍基巖裂隙水的側向滲透補給，并順地形向低處相鄰沖洪積含水層逕流排泄。屬弱透水及弱受大氣降水或鄰近含水層的側向補給，一般向風化殘積層或相鄰第四系沖洪積含水層逕流排基巖的含水性、透水性受巖體的結構、構造、裂隙發(fā)育程度等的控制，由于巖體的各向異裂隙發(fā)育地帶，地下水相對富集，透水性也相對較好，反之不然?？傮w上，基巖裂隙水發(fā)育具大氣降水的滲入為地下水的主要補給來源，其次為相鄰含水層的側向補給。降雨、蒸發(fā)量地下水的動態(tài)類型主要分為兩種，松散巖類孔隙潛水主要為日間周期變化型，水位變化頻一個水位高峰和一個水位低谷，滯后于降雨時間較長，水位升起地下水運動方向及水文地質條件的變化，周邊影響半徑范圍內的地下水都將向隧道方向運梯度線考慮，以內插法取值。滲透系數(shù)（滲透系數(shù)（m/d）水文特征建議值2水量一般，富水性中水量小，富水性弱，水量小，富水性弱，名稱層號1>2>層號名稱巖巖水文特征水量小，富水性弱，水量小，富水性弱，水量小，富水性弱，水量一般，富水性中水量一般，富水性中水量小，富水性弱，滲透系數(shù)（m/d）建議值微腐蝕性，在干濕交替帶具弱腐蝕性。綜合判定場區(qū)地下水為一般環(huán)境，作用等級Ⅰ-C。LB-26-1人工填土根據(jù)其成分不同可分為素填土和雜填土兩類。人工填土多具不均勻性、自重壓密性及低強度、高壓縮性等不良工程特性，不利于邊坡穩(wěn)定，但擬建區(qū)間段該層為表土分布且厚土質較堅硬，而其強度較低，再下由于風化程度減弱強度逐漸增加。殘積層及全、強風化巖在粗顆粒（>0.5mm）的組分及顆粒小的組分0.075mm）的含量較多，而介于其中的顆粒成分則較少，這種獨特的組分特征，使其既具有砂土的特征，亦具黏性土特征，同時也為小顆粒從大顆粒的孔隙中涌出提供可能的條件，因此當動水壓力過大時，容易產(chǎn)生管涌、流土等滲透根據(jù)xx花崗巖地區(qū)的風化特征，球狀不均勻風化較發(fā)育，應考慮孤石或不均勻風化殘留第三章抗震設防基本要求不破壞或輕微破壞，應能夠保持其正常使用功能，結構處于彈性工作階段，不應因結構的變形根據(jù)國家標準《中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖》（GB18306-2001）和《建筑抗震設計規(guī)范》擬建場區(qū)主要為坡殘積臺地，屬緩坡地形；地基土以穩(wěn)定基巖和中硬土為主，但站址分布地震系數(shù)法是一種從地面結構抗震設計方法類比而隨時間變化的地震力用等代的靜力地震荷載代替，再用靜近似采用地震系數(shù)法進行計算。但地下車站和區(qū)間隧道由于自重相對于周邊土體較小，慣性力彈性時程方法及非線性時程方法是目前最為先進的計算方法，但其技術要求相對復雜，計算中對土巖本構關系和邊界條件的選取對計算結果的影響非常顯著。反應位移法是基于一維土層地震反應分析，在地震動作用下，結構計算變形與實測變形較且縱向較長，結構分析可采用平面應變分析模型。在考慮到計算可操作性和計算準確性的基礎變形。將土層在地震時產(chǎn)生的最大變形通過地基彈簧以靜荷載的形式作用在結構上，以此計算結構反應。其中，地基彈簧是為了考慮結構剛度與土層剛度的不同，定量表示兩者相互作用時引入的單元。采用反應位移法進行地下結構橫截面的抗震計算時，需考慮土層相對位移、結構一維波動模型是一種半無限彈性均勻基巖空間上覆蓋水平成層土體的較為理想的場地力學模型。它假定土層沿兩個水平方向均勻不變，而僅沿豎向分層變p2u2u2+ηxζ巖巖xζxζxζxζxζxζxζxζxζxζ采用反應位移法進行地下車站結構橫向地震反應計算得到的土層相對位移、結構慣性力和結構周圍剪力三種地震作用。地基彈簧剛度以地基反力系數(shù)為依據(jù)，并考慮集中彈簧間距和車站縱向計算長度的影響，計算中所采用的地基反力系詳見k——結構頂?shù)装鍓嚎s地基彈簧剛度；k——結構頂?shù)装寮羟械鼗鶑椈蓜俿f=muii2ii在反應位移法中需將地下結構周圍自由土層在地震作用下的最大位移（可取相對變形，相應于結構底面深度的位移為零）施加于結構兩側面壓縮彈簧這里需要說明的是，由于在有限元軟件中要實現(xiàn)在彈簧遠離結構的一端施加強制位移較為困難，因此，可將強制位移按下式轉換為直接施加在結構側壁和頂板上的等效荷載。p(z)=K(u(z)-u(z))p(z)=K(u(z)-u(z))式中p(z)直接施加在結構側壁上的等效荷載（kNp(zv)直接施加在結構頂板的等效荷載（kNu(z)、u(zB)、u(zU)——距地表面深度z處、地下結構底板zB處和頂板zU處土層位移采用時程分析法進行地震效應計算時，需綜合考慮靜構模型中底板邊界按固定考慮，其他邊界按自由考慮最后對靜力、動力計算模型內力計算1）縱梁—立柱體系的地鐵車站橫斷面符合平面應變原則，可以將橫斷面等效為寬度為單位長度的梁體系進行平面計算。根據(jù)有限元計算原理，將組成結構的各段梁柱分成梁單元，各2）對于車站底板彈簧剛度大小取所在土層垂直基床系數(shù)，側墻彈簧剛度大小取所在土層3）梁柱等主體結構材料比重取25KN/m3，結構側壓力按水土分算原則計算，水比重取4）結構計算程序：反應位移采用EERAM計算，等級相對位移計算出等效荷載施加；抗第四章靜力作用下結構計算分析載、偶然荷載（地震作用、人防荷載）進行分類，對結構整體或構件可能出現(xiàn)的最不利組合進行計算。在決定荷載的數(shù)值時，考慮施工和使用過程中發(fā)生的變化。車站結構計算時考慮荷載地面車輛荷載引起的側向巖土壓力可變荷載永久荷載水平壓力：施工期間支護結構的外土壓力按朗金公式的主動土壓力計算。使用階段結構承水壓力：作用于頂板的水壓力等于作用在其頂點的靜水壓力值，作用于底板底的水壓力等于作用在最低點的靜水壓力值。垂直方向的水壓力取為均布荷載。水平方向的水壓力取為梯形實際重量、動力影響、安裝運輸路徑等確定其大小和范圍。對于自動扶梯等需要吊裝的設備荷地震作用：地鐵結構的地震作用按7度設防。地下結構框架構件的抗震按施工階段、使用階段和特殊荷載作用的不同工況正常使用極限狀態(tài)下的荷載組合采用標準組合進行計算。荷載組合表格如下：序號123456況度計算算γ/kN·mγ/kN·m-3優(yōu)化，僅當結構產(chǎn)生指向圍巖方向的位移時添加彈簧單元，圍巖彈性抗力系數(shù)按實測圍巖的側向基床系數(shù)和垂向基床系數(shù)選值。主體結構埋深較淺處采用明挖結構形式，埋深較（kN力（kN力Φ計配筋第五章抗震計算(kN)00(kN)0(kN/m)fiiiii3（kNkN率根據(jù)計算結果，接口部位節(jié)點的在地震工況下的內力值均不太大，基本可以滿足抗震性能Amaxβγ112%112%1進行場地土層地震動力反應分析，需要土層剖面的土層分層厚度及土層土體性狀描述資料，同時也需要土層中土體的力學特性資料。它們包括土體的波速值、密度值及土體動力非線計算采用地層—結構模型進行時程分析，該分析是把地震運動視為一個隨時間變化的過在滿足變形協(xié)調的前提下分別計算結構物和土體介質在各個時刻的位移，速度，加速度以及應在地震激勵下，波動能量將在人工截取的邊界上發(fā)生反射，使波發(fā)生震蕩，導致模擬失性能，具有良好的低頻穩(wěn)定性。定義粘性邊界需計算土體x、y方向上的阻尼比。阻尼計P波CPpPS波CSGGpS根據(jù)結構受力云圖可以看出，車站明挖段結構關鍵點的最大應力值為6.8MPa<16.7MPa4根據(jù)結構頂?shù)装逅轿灰撇町惽€可以看出，結構在最不利情況下水平位移最大差異為)架進行內力設計值調整。另外，從日本阪神地震的經(jīng)驗來看，淺埋式地下結構在豎向地震作用震驗算，并對梁、柱、墻的設計內力按強柱弱梁、強剪弱彎的原則進行調整（滿足《建筑抗震1、三級框架的梁柱節(jié)點處，柱端組合的彎矩設計值應下式進行調整，本條適用于頂板、ΣM=ηΣMM——節(jié)點上下柱端截面順時針或反時針方向組合的彎矩設計值之和，上下柱端的彎矩設計M——節(jié)點左右梁端截面反時針或順時針方向組合的彎矩設計值之和，一級框架節(jié)點左右梁ηc2、三級的框架梁，其梁端截面組合的剪力設計值應按下式進行調整，本條適用于頂板、V=η(Ml+Mr)l+V3、三級框架柱的剪力設計值應按下式進行調整，本條適用于中柱：HMbcMt4、側墻的受力性能更接近于梁，且軸壓比較小，故不對側墻的彎矩進行調整，僅按第二從日本阪神地震的經(jīng)驗來看，淺埋式地下結構在豎向地震作用下震害較為明顯，且以中柱故引入中柱軸力調整系數(shù)，對中柱軸力進行適當調整，調整原則如下所述。倍，故這里對依據(jù)橫向地震作用，引入中柱軸力調整系數(shù)。側墻由于軸壓比較小，調整意義不2）上?！兜叵妈F道建筑結構抗震設計規(guī)范》基于振動臺實驗對反應加速度法計算的各構件內力進行了調整，其中中柱軸力調整系數(shù)為1.6~1.9，但其僅適用于上海軟土地區(qū)，考慮到綜上所述，中柱軸力調整系數(shù)可按下式計算：FFYmFS——475年一遇地震動作用效應與其他荷載效應的基本組合下，結構構件內力設計根據(jù)上述反應位移法和時程分析法內力計算結果，以主體結構標準段為例，選取結構典型斷面位置，對地震組合、標準組合、準永久組合結構內力進行對比分析，地震組合取反應位移基本組合、準永久組合、抗