基于abaqus的地鐵車站三維非線性動(dòng)力分析

基于abaqus的地鐵車站三維非線性動(dòng)力分析

大規(guī)模開(kāi)發(fā)地下空間是城市化發(fā)展的必然趨勢(shì)。地下結(jié)構(gòu)在城市建設(shè)、交通、國(guó)防工程、水利工程等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。特別是在城市建設(shè)中，以地下鐵道為骨干的快速交通和公共交通系統(tǒng)已成為解決城市客運(yùn)和交通問(wèn)題的重要手段。然而，在強(qiáng)地震的作用下，地下結(jié)構(gòu)周圍的基本土壤變形較大，這可能會(huì)破壞地下結(jié)構(gòu)的脆弱部分，從而影響整個(gè)地下結(jié)構(gòu)體系的穩(wěn)定。1995年1月17日，日本南部發(fā)生了7.2級(jí)的“坂神地震”。大量的基礎(chǔ)設(shè)施受損，地鐵站的破壞非常嚴(yán)重。中柱的大量破碎，混凝土框架關(guān)閉，鋼筋彎曲，屋頂坍塌，側(cè)墻出現(xiàn)大量的大裂縫。隧道頂部的主要缺陷是沉降，這是非常嚴(yán)重的。研究了地下結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，評(píng)估了地下結(jié)構(gòu)在地震作用下的負(fù)荷，并提高了結(jié)構(gòu)的抗疲勞力。為了研究地鐵站和其他地下結(jié)構(gòu)的地震，采用數(shù)值法進(jìn)行了分析。然而，上述方法過(guò)于簡(jiǎn)化，無(wú)法正確模擬地下結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，對(duì)地下結(jié)構(gòu)的破壞和破壞。隨著科學(xué)技術(shù)的快速發(fā)展，許多科學(xué)家使用數(shù)值方法研究了地下結(jié)構(gòu)的抗震性。例如，在上述研究中，coi等人使用aniss軟件對(duì)地下結(jié)構(gòu)與周圍土壤的地震反應(yīng)特征進(jìn)行了分析，并分析了單孔和兩層地鐵站的地震反應(yīng)特征。該三維模型的兩個(gè)柱狀結(jié)構(gòu)和單孔單軌隧道的地震反應(yīng)特征進(jìn)行了分析。a和其他人使用二維數(shù)值模型wcmd-sj研究了日本基于地震的大規(guī)模開(kāi)放空間和地鐵站的地震反應(yīng)特征。a和其他人使用二維數(shù)值模型wcmd-sj研究了地震作用下地鐵站的沉降機(jī)制。劉景波等人使用fluh軟件研究了單軌和雙軌地鐵站的地震反應(yīng)特征，并分析了地下結(jié)構(gòu)與兩側(cè)單軌和地鐵之間的地震反應(yīng)特征。曹炳正等人使用動(dòng)態(tài)有限復(fù)反應(yīng)分析方法研究了神社開(kāi)地鐵站的地震反應(yīng)特征。然而，在上述研究中，土壤介質(zhì)的非線性特征是假設(shè)的。結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)通常由梁和桿單元組成，結(jié)構(gòu)材料和安裝的非線性性質(zhì)沒(méi)有得到充分考慮。它不能準(zhǔn)確地反映地震的作用下地鐵站結(jié)構(gòu)的地震特征，不能正確地反映地震的作用下地鐵站結(jié)構(gòu)的。本文采用ABAQUS有限元軟件,以阪神地震中破壞最為嚴(yán)重的大開(kāi)地鐵車站結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象,首先基于混凝土損傷塑性模型、巖土擴(kuò)展的Drucker-Prager模型、土-結(jié)構(gòu)相互作用以及人工邊界等相關(guān)理論,建立了精細(xì)化的二維、三維非線性有限元模型,然后對(duì)強(qiáng)震作用下地鐵車站的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與損傷破壞進(jìn)行了二維與三維非線性有限元對(duì)比分析,并研究了柱端設(shè)置隔震器的地鐵車站結(jié)構(gòu)的抗震性能.1元分析模型的相關(guān)內(nèi)容建立強(qiáng)震作用下地鐵車站結(jié)構(gòu)精細(xì)化有限元分析模型涉及到土-結(jié)構(gòu)的相互作用、有限元分析模型的邊界處理、鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)與土體材料的本構(gòu)關(guān)系等相關(guān)問(wèn)題.1.1損傷因子的選取本文所采用的混凝土損傷塑性模型的特點(diǎn)是:使用各向同性損傷彈性結(jié)合各向同性拉伸和壓縮塑性的模式來(lái)表示混凝土的非彈性行為.這是一個(gè)基于塑性的連續(xù)介質(zhì)損傷模型.該模型可模擬單向加載﹑循環(huán)加載及動(dòng)態(tài)加載等情況,具有較好的收斂性.下面對(duì)該模型做簡(jiǎn)要介紹.混凝土材料總的應(yīng)變率可分為彈性應(yīng)變率和塑性應(yīng)變率,表達(dá)式為˙ε=˙εel+˙εpl(1)式中,˙ε是總應(yīng)變率;˙εel是彈性應(yīng)變率;˙εpl是塑性應(yīng)變率.當(dāng)混凝土試件在應(yīng)變軟化區(qū)域的任意一點(diǎn)卸載的時(shí)候,因?yàn)閺椥詣偠鹊膿p傷,卸載響應(yīng)比初始的彈性響應(yīng)要軟,表明材料的彈性剛度發(fā)生了損傷.混凝土在彈性剛度損傷后的反映由受拉和受壓2個(gè)損傷變量dt和dc表示,dt和dc假設(shè)為塑性應(yīng)變、溫度和場(chǎng)變量的函數(shù),即dt=dt(?εplt,θ,fi)(0≤dt≤1)(2)dc=dc(?εplc,θ,fi)(0≤dc≤1)(3)損傷因子的取值范圍從0到1,取值為0表示材料無(wú)損傷破壞,取值為1表示材料已完全損傷破壞.?εplt和?εplc分別為等效塑性拉伸應(yīng)變和壓縮應(yīng)變;θ表示溫度;fi為其他預(yù)定義的場(chǎng)變量.假設(shè)E0為材料的初始彈性剛度,則單軸拉伸和壓縮條件下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系分別為σt=(1-dt)E0(εt-?εplt)(4)σc=(1-dc)E0(εc-?εplc)(5)式中,σt和σc分別為拉伸應(yīng)力和壓縮應(yīng)力;εt和εc分別為拉伸應(yīng)變和壓縮應(yīng)變.三維多軸狀態(tài)下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系可以通過(guò)損傷彈性方程來(lái)表示,即σ=(1-d)Del0∶(ε-εpl)=Del∶(ε-εpl)(6)式中Del0為初始彈性矩陣.通?；炷翐p傷因子的取值遵循如下規(guī)律d={[1-(1-x)c1]d0x≤11-1-d0c2(1-d0)(x-1)c3+1x>1(7)式中,x=ε/εp,εp為塑性應(yīng)變;當(dāng)混凝土單向受壓時(shí),d0=2.1-0.4ln(fc+41),c1=0.56-0.004fc,c2=1.17+4.34×10-5f2.8c,c3=0.32+0.3ln(fc-10);當(dāng)混凝土單向受拉時(shí),d0=0.19,c1=0.31,c2=1.56+1.83×10-4f2.08c,c3=1.1+3.54×10-3fc,其中,fc為抗壓強(qiáng)度.該模型的屈服函數(shù)的形式為F(ˉσ,?εpl)=1α(ˉq-3αˉp+β(?εpl)??ˉσmax?-γ?-?ˉσmax?)-ˉσc(?εplc)≤0(8)式中,α和γ是與尺寸無(wú)關(guān)的材料常數(shù);ˉp=-ˉσ/3∶Ι是有效靜壓力;ˉq=√3ˉS/2∶ˉS是Mises等效應(yīng)力;ˉS=ˉpΙ+ˉσ是有效應(yīng)力張量ˉσ的偏分量;?ˉσmax是ˉσ的最大特征值;函數(shù)β(?εpl)的表達(dá)式為β(?εpl)=(1-α)ˉσc(?εplc)/ˉσt(?εplt)-(1+α).1混凝土構(gòu)件力學(xué)性能模擬由文獻(xiàn)可知,混凝土損傷塑性模型可以較為精確地模擬單軸受壓、單軸受拉、雙軸受壓以及雙軸受拉應(yīng)力狀態(tài)下混凝土材料的力學(xué)性能,也能較好地預(yù)測(cè)鋼筋混凝土構(gòu)件的抗彎、抗剪性能及其破壞特征.2循環(huán)荷載作用下的力學(xué)性能本文采用混凝土損傷塑性模型,模擬了混凝土在循環(huán)荷載作用下的受力特性,對(duì)比計(jì)算得出的應(yīng)力應(yīng)變曲線與試驗(yàn)數(shù)據(jù),見(jiàn)圖2.由圖2可知,該模型能較好地模擬混凝土在循環(huán)荷載作用下的力學(xué)性能.1.2流動(dòng)勢(shì)函數(shù)法本文的土體本構(gòu)關(guān)系采用擴(kuò)展的Drucker-Prager模型,該模型可以用來(lái)模擬土、巖石等摩擦型材料,可考慮材料各向同性硬化或軟化以及剪脹性,可以較好地描述巖土介質(zhì)的力學(xué)行為.擴(kuò)展的Drucker-Prager模型用3個(gè)應(yīng)力不變量表示.在偏平面上它采用非圓形屈服面描述三軸拉伸和壓縮屈服特性,同時(shí)采用了偏平面上相關(guān)聯(lián)的非線性流動(dòng)、單獨(dú)的剪脹角和摩擦角.屈服準(zhǔn)則的表達(dá)式為F=t-ptanβ-d=0(9)式中,β為材料的摩擦角;t為偏應(yīng)力參數(shù);p為等效圍壓應(yīng)力,p=-trace(σ)/3=-(σ11+σ22+σ33)/3.t=q21+1Κ-1-1Κrq)3](10)式中,d為材料的粘聚力,當(dāng)硬化參數(shù)由單軸壓縮強(qiáng)度試驗(yàn)參數(shù)σc定義時(shí),d=(1-tanβ/3)σc;當(dāng)硬化參數(shù)由單軸拉伸強(qiáng)度試驗(yàn)參數(shù)σt定義時(shí),d=(1/K+σttanβ/3);當(dāng)硬化參數(shù)由純剪切強(qiáng)度試驗(yàn)參數(shù)τ定義時(shí),d=√3τ(1+1/Κ)/2.ˉq=√3ˉS/2∶ˉS為Mises等效應(yīng)力;r為第三應(yīng)力不變量;K為三軸拉伸屈服應(yīng)力與三軸壓縮屈服應(yīng)力之比.流動(dòng)法則假定為非相關(guān)聯(lián),則塑性應(yīng)變的方向和塑性勢(shì)函數(shù)正交,則有dεpl=d?εplc?Q?σ(11)式中,c為與硬化參數(shù)相關(guān)的常量;Q為塑性流動(dòng)勢(shì),Q=t-ptanφ;單軸壓縮時(shí),d?εpl=|dεpl11|;單軸拉伸時(shí),d?εpl=dεpl11;純剪切時(shí),d?εpl=dγpl/√3.1.3接觸面間接觸約束地震時(shí),地下結(jié)構(gòu)與它的周圍的土體之間會(huì)產(chǎn)生相互作用,土與結(jié)構(gòu)之間的相互作用通過(guò)兩者的接觸面來(lái)傳遞.當(dāng)2種介質(zhì)接觸面相互接觸時(shí),接觸面上建立起來(lái)的離散單元結(jié)點(diǎn)之間滿足位移協(xié)調(diào)條件和虎克定律;當(dāng)接觸面發(fā)生分離時(shí),接觸面之間的接觸約束就會(huì)被取消.法向接觸力與法向應(yīng)變之間的關(guān)系如圖3(a)所示.由于接觸面之間為非光滑表面,兩者之間傳遞法向力的同時(shí)也將傳遞切向摩擦力,接觸面的摩擦理論通常采用庫(kù)倫摩擦理論.當(dāng)切向力小于摩擦力臨界值時(shí),接觸面間沒(méi)有相對(duì)位移,處于粘滯狀態(tài);當(dāng)切向力大于臨界值時(shí),接觸面之間就會(huì)發(fā)生相對(duì)滑動(dòng).切向接觸力與切向應(yīng)變之間的關(guān)系如圖3(b)所示.1.4粘彈性邊界的設(shè)置地基的土層是半無(wú)限體,分析地下結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)問(wèn)題時(shí),必須從半無(wú)限介質(zhì)中切取有限的計(jì)算區(qū)域,并在計(jì)算區(qū)域邊界上引入合適的人工邊界條件,以達(dá)到消除反射、模擬波動(dòng)透射過(guò)程的目的.目前采用的人工邊界主要有以下幾種方法:截?cái)噙吔?、粘滯邊界、透射邊界以及有限元和無(wú)限元或邊界元的耦合邊界.本文采用粘彈性邊界,其特點(diǎn)是在人工邊界上設(shè)置一系列由線性彈簧與粘滯阻尼器并聯(lián)的彈簧阻尼元件,其彈簧剛度系數(shù)和粘滯阻尼系數(shù)參照式(12)～(15).法向邊界Κ=11+α?λ+2Gr?A(12)C=βρcp?A(13)切向邊界Κ=11+α?Gr?A(14)C=βρcs?A(15)式中,ρ為介質(zhì)密度;A為邊界節(jié)點(diǎn)所代表的面積;cp=√(λ+2G)/ρ和cs=√G/ρ分別為P波和S波的波速;長(zhǎng)度r可簡(jiǎn)單地取為近場(chǎng)結(jié)構(gòu)幾何中心到該人工邊界所在邊界線或面的距離;參數(shù)α表示平面波與散射波的幅值含量比;參數(shù)β表示物理波速與視波速的關(guān)系.1.5粘彈性邊界p波和人工邊界的自然響應(yīng)地震動(dòng)輸入的具體實(shí)現(xiàn)方法與所采用的人工邊界條件密切相關(guān),若土體計(jì)算區(qū)域選取足夠大,可以采用遠(yuǎn)置截?cái)噙吔?地震動(dòng)輸入則直接以加速度的形式輸入,但是這樣處理會(huì)造成單元數(shù)量多、計(jì)算量過(guò)大.而設(shè)置粘彈性邊界后,加速度形式的地震動(dòng)輸入方法不適用于外源波動(dòng)問(wèn)題,處理該問(wèn)題必須采用等效應(yīng)力的地震動(dòng)輸入方法.將計(jì)算區(qū)域總波場(chǎng)uT分解為散射波場(chǎng)uS和自由波場(chǎng)uF,將外源波場(chǎng)統(tǒng)一為自由波場(chǎng),在計(jì)算區(qū)域的邊界上,由彈簧-阻尼元件組成的粘彈性邊界吸收散射波場(chǎng)的能量,而自由波場(chǎng)直接通過(guò)轉(zhuǎn)換應(yīng)力邊界條件施加在邊界上.當(dāng)?shù)卣鹪淳嚯x場(chǎng)地較遠(yuǎn)時(shí),在工程分析中一般把地震波假設(shè)為垂直自由地表面豎直向上的入射波,有限計(jì)算區(qū)通常選為矩形或長(zhǎng)方體區(qū)域.要在人工邊界結(jié)點(diǎn)i方向上產(chǎn)生入射位移u,需要在邊界結(jié)點(diǎn)i方向上施加克服有限域介質(zhì)的等效外力f,這可由有限域邊界處介質(zhì)應(yīng)力-位移關(guān)系求得,但有限域介質(zhì)復(fù)雜時(shí),f的求解繁瑣.無(wú)限域離近場(chǎng)較遠(yuǎn)且不是本文的關(guān)注點(diǎn),因此常常被視為均勻線彈性體.假定x方向?yàn)槿斯み吔绶ㄏ?以平面P波為例推導(dǎo)地震動(dòng)輸入的等效應(yīng)力表達(dá)式.入射P波可表達(dá)為ux(x,t)=ft-xcp)(16)由無(wú)限域線彈性介質(zhì)應(yīng)力-位移關(guān)系式知,P波傳播情況下,邊界法向應(yīng)力與法向位移的關(guān)系式為σx=(λ+2G)?ux?x(17)將式(16)代入式(17)得σx=-λ+2Gcpf′t-xcp)(18)對(duì)式(16)求導(dǎo)可得?ux?t=f′t-xcp)(19)將式(19)代入式(18)可得σx=-ρcpu˙x(20)f=-Aσ=Aρcpu˙x(21)模擬自由場(chǎng)需要施加的邊界節(jié)點(diǎn)力分為人工邊界上彈簧-阻尼元件所需的力和自由場(chǎng)在人工邊界處的應(yīng)力場(chǎng)2個(gè)部分,因此其表達(dá)式可寫為R=Κ?ux+C?u˙x+f(22)式中,ux為邊界節(jié)點(diǎn)在x方向的位移;u˙x為邊界節(jié)點(diǎn)在x方向的速度;K、C分別為人工邊界的彈性剛度和阻尼系數(shù);ρ為介質(zhì)密度;cp為P波波速.1.6大開(kāi)地鐵車站結(jié)構(gòu)參數(shù)大開(kāi)地鐵車站主體結(jié)構(gòu)主要有3種斷面類型,其中破壞最為嚴(yán)重的斷面形式如圖4所示,該斷面的車站結(jié)構(gòu)埋深為4.8m.本文以大開(kāi)地鐵車站結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象,分析其在Kobe地震作用下的動(dòng)力響應(yīng).大開(kāi)地鐵車站的原有設(shè)計(jì)中沒(méi)有考慮地震的因素,但設(shè)計(jì)非常保守,整體結(jié)構(gòu)的安全系數(shù)很高,尤其是中柱的安全系數(shù)達(dá)到3.1.6.1土體法邊界條件及計(jì)算參數(shù)取值鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)采用鋼筋和混凝土分離的方法建模,二維有限元模型見(jiàn)圖5.鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)寬17m,高7.17m,相鄰柱子之間的間距為3.5m.側(cè)墻的厚度為0.70m,配筋率為0.8%;頂板和底板的厚度分別為0.80m和0.85m,平均配筋率為1.0%;中柱的截面規(guī)格為0.40m×1.00m,配筋率為6.0%.土體計(jì)算寬度取46m,基巖面選在地下22.2m處,土體的邊界采用人工粘彈性邊界,參照式(12)～(15),計(jì)算參數(shù)取值如下:兩側(cè)土體法向邊界k=1.95×104N/m,c=4.29×105N·s/m,切向邊界k=1.02×104N/m,c=2.68×105N·s/m;底部土體法向邊界k=4.27×107N/m,c=1.45×106N·s/m,切向邊界k=4.26×107N/m,c=1.03×106N·s/m.土體模型選用擴(kuò)展的D-P(Drucker-Prager)模型,計(jì)算參數(shù)取值如下:密度為1900kg/m3,楊氏模量為180MPa,膨脹角為20°,摩擦角為40°,泊松比為0.3.混凝土模型采用上述損傷塑性模型,各計(jì)算參數(shù)取值如下:密度為2400kg/m3,楊氏模量為32500MPa,泊松比為0.2,初始?jí)嚎s屈服應(yīng)力為11.38MPa,最大壓縮屈服應(yīng)力為24.0MPa,最終壓縮屈服應(yīng)力為25.6MPa,拉伸破壞應(yīng)力為2.0MPa.鋼筋采用Mises彈塑性模型,計(jì)算參數(shù)取值如下:彈性模量為200GPa,密度為7800kg/m3,泊松比為0.3,初始屈服應(yīng)力為534MPa,最大壓縮屈服應(yīng)力為745MPa,最大屈服應(yīng)力時(shí)的應(yīng)變?yōu)?.3.土-地下結(jié)構(gòu)相互作用采用接觸面算法模擬,地震動(dòng)輸入采用上文中等效應(yīng)力輸入法,計(jì)算時(shí)同時(shí)考慮重力場(chǎng)與地震動(dòng)場(chǎng)、水平向地震動(dòng)與豎向地震動(dòng)的耦合作用,阪神地震實(shí)測(cè)加速度如圖6所示.1.6.2鋼筋厚度、頂板厚度三維有限元模型如圖7所示,同樣采用鋼筋和混凝土分離的方法建模,由于結(jié)構(gòu)相鄰柱子之間的間距為3.5m,故模型在縱向方向取3.5m,混凝土結(jié)構(gòu)計(jì)算尺寸為17m×7.17m×3.5m,邊墻厚度為0.70m,縱向每米排布4根16的鋼筋;頂板厚度為0.80m,縱向每米排布4根19的鋼筋;底板厚度為0.85m,縱向每米排布4根22的鋼筋;中柱使用了30根32的鋼筋做受力筋,箍筋為9@350.土體計(jì)算尺寸為46m×22.2m×3.5m,土體邊界采用人工粘彈性邊界,混凝土、土體材料及人工邊界計(jì)算參數(shù)均與二維模型一致.混凝土與土體采用三維實(shí)體八結(jié)點(diǎn)縮減積分單元離散(ABAQUS軟件中代號(hào)為C3D8R),共離散269860個(gè)單元,鋼筋用埋入混凝土中的三維二節(jié)點(diǎn)桿單元(ABAQUS軟件中代號(hào)為T3D2)模擬,共離散25470個(gè)單元.2計(jì)算與分析2.1工程分析的不足首先,將車站結(jié)構(gòu)墻體以及中柱均離散成平面應(yīng)變單元.圖8是平面應(yīng)變狀態(tài)下結(jié)構(gòu)與中柱的變形及損傷程度.由圖8可知,在阪神地震作用下,20s時(shí)結(jié)構(gòu)頂板、墻體部分區(qū)域產(chǎn)生了較嚴(yán)重的損傷,但柱子的損傷程度較小,平面應(yīng)變分析時(shí)柱子被等效為一堵縱墻,此時(shí)柱子的剛度比實(shí)際情況強(qiáng)化了很多,分析得到的結(jié)果比實(shí)際情況偏硬.若采用材料剛度折減的方法將中柱的剛度折減后進(jìn)行分析,折減后混凝土的彈性模量與真實(shí)情況將相差甚遠(yuǎn),其力學(xué)性質(zhì)將產(chǎn)生很大變化,因此不適用于結(jié)構(gòu)的非線性分析.其次,將墻體離散成平面應(yīng)變單元,中柱離散為平面應(yīng)力單元.圖9是平面應(yīng)力狀態(tài)下結(jié)構(gòu)與柱子20s時(shí)的變形及損傷情況.由圖9可得,墻體、頂板和柱子均產(chǎn)生了嚴(yán)重的損傷,其中,柱子的損傷尤為嚴(yán)重,柱底大部分區(qū)域的拉壓損傷值均達(dá)到了0.9以上,鋼筋屈曲,但頂板沒(méi)有產(chǎn)生塌陷,與實(shí)際破壞情況有所不同.二維平面應(yīng)力分析盡管較上述平面應(yīng)變分析有了很大改進(jìn),但仍不能很好地反映強(qiáng)震作用下地鐵車站結(jié)構(gòu)破壞的特點(diǎn),尤其在描述結(jié)構(gòu)的整體性破壞方面存在很大缺陷,主要原因在于二維分析本身固有的缺點(diǎn),如縱向約束剛度和縱向鋼筋的分布難以準(zhǔn)確描述等.2.2地鐵車站地震反應(yīng)圖10(a)是地鐵車站結(jié)構(gòu)斷面在地震作用下20s時(shí)的等效塑性應(yīng)變圖,圖10(b)和圖10(c)分別是柱子在20s時(shí)的變形及損傷程度.由圖10可知,在地震作用下柱子產(chǎn)生了較為明顯的塑性變形與損傷,拉壓損傷貫穿整個(gè)中柱,柱端的破壞尤為嚴(yán)重,鋼筋屈曲,中柱呈明顯的壓剪破壞形態(tài),并造成結(jié)構(gòu)底板隆起,頂板發(fā)生坍塌,這與阪神地震中大開(kāi)地鐵車站實(shí)際破壞情況(見(jiàn)圖1)基本一致.對(duì)比分析二維與三維計(jì)算結(jié)果可知,三維分析較二維分析更為直觀、準(zhǔn)確,三維動(dòng)力破壞形態(tài)分析與地鐵車站的實(shí)際震后破壞情況具有較好的一致性.合理的二維分析對(duì)于地下管線等結(jié)構(gòu)形式具有一定的適用性,但對(duì)于處于比較復(fù)雜地質(zhì)、地形條件下的地下結(jié)構(gòu)或者形式較復(fù)雜的大型地下空間結(jié)構(gòu),二維動(dòng)力響應(yīng)分析還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠.為了更加深入地研究地下結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)規(guī)律,分析不同地震動(dòng)場(chǎng)的綜合影響,尤其是研究地鐵車站、區(qū)間隧道的連接處、隧道出入地面部位等震害易發(fā)生部位,以及研究地鐵樞紐站、轉(zhuǎn)換站、水電站的地下洞室群等大型地下結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)情況時(shí),采用大型三維非線性土-結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析模型進(jìn)行研究是很有必要的.2.3柱端三維隔震支柱設(shè)置隨著隔震技術(shù)的發(fā)展,隔震支座在建筑結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用已越來(lái)越普及,其基本原理是在結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)之間設(shè)置柔性隔離層,使結(jié)構(gòu)的基本周期延長(zhǎng),從而使地震作用大大減小.以往的研究表明:由橡膠隔震支座形成的隔震層,具有足夠大的初始水平剛度和較低的屈服后剛度以及一定的耗能能力.但強(qiáng)震發(fā)生時(shí),隔震結(jié)構(gòu)的水平變形主要集中在隔震層,隔震層需要有很大的側(cè)向變形能力,因此隔震層的側(cè)向穩(wěn)定性成為技術(shù)難點(diǎn),為了解決這一問(wèn)題需要增加阻尼器限制橡膠支座的水平變形,同時(shí)還可以增加體系在大變形時(shí)的阻尼耗能能力.鉛芯橡膠既可以提供一定的剛度也可以具備一定的阻尼耗能能力,可以較好地隔離水