Seismic Performance of Middle Columns in Subway Station Structures Strengthened with CFRP Sheets
-
摘要: 现浇地铁地下车站结构中柱柱端往往是抗震薄弱区域，采用在中柱顶底端对称包裹CFRP布的加固方法，并基于ABAQUS软件，建立了土-地下结构非线性静动力耦合相互作用的三维有限元分析模型，通过设置不同CFRP布包裹范围及层数的数值模型，研究其对加固效果的影响。研究结果表明，CFRP布可在不改变中柱侧向刚度的情况下增强中柱抗侧向变形能力，同时CFRP布能够减轻中柱顶底端核心混凝土剪切破坏，使震后中柱仍具有一定的承载力，提升了中柱延性。相同地震动输入条件下，CFRP布加固柱核心区混凝土损伤、残余侧向变形及塑性变形较未加固柱有明显改善，抗震性能有明显提高。CFRP布加固效果不会随着包裹范围和层数的增加始终保持线性增长，存在最优值使地下车站结构中柱抗震性能达到最佳，因此建议中柱顶底端CFRP布总包裹范围为中柱高度的1/2，包裹层数为5层。Abstract: In cast-in-place subway station structures, the ends of middle columns are often the most seismically vulnerable areas. This paper proposes a reinforcement method involving symmetrically wrapping CFRP sheets around the ends of middle columns. A three-dimensional finite element model was developed to simulate the nonlinear static and dynamic coupling interactions between the soil and underground structure using ABAQUS software. The influence of wrapping range (b) and the number of wrapping layers (n) on the reinforcement effectiveness was investigated by setting up numerical models with varying wrapping ranges and layer numbers. The objective was to analyze how CFRP wrapping affects the seismic response characteristics of middle columns in subway stations. The results show that CFRP wrapping enhances the lateral deformation resistance of middle columns without altering their lateral stiffness. Additionally, CFRP sheets reduce shear damage in the core concrete at the column ends, maintaining the column's bearing capacity post-earthquake and improving its ductility. Under identical ground motion conditions, CFRP-reinforced columns exhibit significantly reduced concrete damage, residual lateral deformation, and plastic deformation in the core area compared to unreinforced columns, resulting in improved seismic performance. However, the strengthening effect of CFRP does not increase linearly with the wrapping range or the number of layers; there is an optimal combination for achieving the best seismic performance. Based on the findings, the optimal wrapping range is 1/2 of the column height, with five wrapping layers ( b = 1/2, n = 5 ).
-
Key words:
- Carbon fiber reinforced composites /
- Subway /
- Stations /
- Reinforce /
- Seismic performance /
- Numerical simulation
-
引 言
地震由于其不可预期性、高破坏性及次生灾害多等特性，一旦发生往往给人民生命财产安全带来不可估量的损失。地震发生时土体发生剧烈变化，导致建筑物发生破坏，而地下结构由于其所处位置的特殊性，导致受力情况复杂，因此车站破坏过程一直是众多学者研究的主要方向。
根据已有研究（庄海洋等，2008；杜修力等，2017，2018；Ma等，2019），地铁地下车站结构破坏是由于中柱及框架结构变形不协调导致的。由于地震惯性力的作用，导致框架结构发生侧向变形。同时，地下框架结构不同位置的变形有着严重的滞后性，导致主体结构对中柱形成了剪切作用，使中柱柱顶和柱底发生剪切破坏，率先失去承载能力，从而引起顶板塌陷。地震结束后，地铁车站修复及重建往往需要大量的时间及资源，因此震前对地下结构受力关键部位进行预先加固可提升其抗震性能，从而避免地下车站在地震中发生难以修复的结构损伤。
纤维增强复合材料（FRP）为新型高性能材料，因其出色的力学性能和显著的加固效果被运用到工程结构抗震加固中（Hollaway等，2008）。目前在混凝土加固中运用最多的材料为碳纤维增强复合材料（CFRP）。董振华等（2013）研究发现采用FRP加固钢筋混凝土柱时，柱侧向刚度变化较小，即加固柱与非加固柱的侧向变形差异较小，但加固柱延性及水平变形能力增强。赵树红等（2001）通过对碳纤维布加固混凝土柱抗震性能的研究发现，CFRP布可约束混凝土柱核心区混凝土侧向变形，并提出了有效约束系数概念，用于确定加固纤维布的用量。叶列平等（2000）对碳纤维布加固钢筋混凝土柱低周反复试验下的抗剪性能进行了研究，结果表明碳纤维布对柱抗剪承载力和延性提高效果明显，柱破坏由剪切破坏转变为弯曲破坏，并指出CFRP布的作用机理与箍筋类似。与地面结构相比，地下车站结构地震破坏主要由周围土层侧向大变形引起的，其中中柱是地下车站结构抗震最薄弱构件，日本阪神大地震已证明中柱易产生弯剪破坏，基于CFRP布的抗震加固机理，从理论上能够实现对地铁地下车站结构中柱抗震加固，根据已有研究可知，使用CFRP布包裹中柱对于地下结构抗震加固有着重要的研究意义。因此，本文基于大型商用有限元软件ABAQUS，以日本阪神大地震中破坏最严重的大开地铁车站为原型，对中柱最易发生破坏的柱顶和柱底部位采用CFRP布包裹加固，考虑不同包裹范围及层数，分析地震作用时CFRP布加固的地铁车站中柱残余侧向变形、核心区混凝土损伤及等效塑性变形，以期为强震区地铁地下车站结构抗震加固与震后修复提供参考。
1. 数值模型与方法
1.1 车站概况
日本阪神大地震中大开车站遭遇了较严重的震害，国内外学者已进行了大量研究（杜修力等，2019；Zhuang等，2021），车站横截面尺寸如图1所示。标准断面宽、高分别为17、7.17 m。侧墙厚0.7 m，顶底板厚分别为0.8、0.85 m。已有研究证明（Nanni，1995a，1995b），当车站结构中柱为圆柱时，采用CFRP包裹加固对于其承载力及延性的提高效果明显优于方柱。本文以大开车站为原型，将原型中的矩形柱替换为直径为0.6 m的等刚度圆柱，柱间距为3.5 m。单层车站整体为C30混凝土现场浇筑，内筋型号为HPB235。
表 1 大开单层车站土层主要物理力学参数Table 1. Material parameters for soil土质 深度/m 密度/(kg·m−3 ) 剪切波速/(m·s−1) 泊松比 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 人工填土 0～1.0 1 900 140 0.333 20 15 全新世砂土 1.0～5.1 1 900 140 0.488 1 40 全新世砂土 5.1～8.3 1 900 170 0.493 1 40 更新世黏土 8.3～11.4 1 900 190 0.494 30 20 更新世黏土 11.4～17.2 1 900 240 0.490 30 20 更新世砂土 17.2～39.2 2 000 330 0.497 1 40 1.2 材料动力本构模型
土体本构采用庄海洋等（2006）基于塑性力学原理建立的软土非线性记忆型嵌套本构模型，该模型的可靠性已通过室内动三轴试验验证，并应用于过江大直径管廊盾构隧道抗震性能研究、深厚软弱场地地震效应分析等多个研究项目中。混凝土采用循环动荷载作用下的混凝土动力黏塑性损伤模型（Lee等，1998；Lubliner等，1989）。C30混凝土对应的模型参数参考Zhuang等（2015）的研究。钢筋弹性模量为210 GPa。CFRP布考虑为线弹性材料，在受力过程中忽略其塑性变形的影响，在拉应力达到抗拉极限时发生断裂，期间始终处于弹性工作状态。CFRP布厚度为0.000 167 m，弹性模量为240 GPa，密度为1 500 kg/m3，抗拉强度设计值为3 200 MPa。
1.3 有限元分析模型的建立
本文建立的土-地下结构非线性静动力耦合相互作用的三维整体时域有限元分析模型如图2所示。以车站主体结构为主平面，土体与车站接触部分为从平面，两者之间定义“Penalty”函数，模拟土体与主体之间的相互作用，即当二者之间的剪力大于规定的最大摩擦力fmax时发生相对滑移；将二者接触面的法向定义为“Hard”硬接触，即二者接触面间如果发生拉力立即分离。根据BS 5975: 2008+A1: 2011《Code of practice for temporary works procedures and the permissible stress design of falsework》，土体与车站主体混凝土结构间的摩擦系数应取0.4。CFRP布与中柱之间接触采用绑定连接，不考虑其与中柱之间的相对运动和变形。土体网格属性定义为C3 D8单元，为提高模型结果准确度，网格尺寸要求小于体系最小波长的1/8～1/6（Kuhlemeyer等，1973），所以将该网格尺寸设置为2 m，在部分区域进行细化，总体尺寸为1～2 m。主体结构采用C3D8R单元模拟，网格尺寸为0.2 m。钢筋使用尺寸为0.3 m的T3 D2单元离散。本文参考了庄海洋等（2011）建立的土-地下结构非线性静动力耦合作用有限元分析方法，该方法可考虑土体在静力条件下的应力状态对整体结构的影响，使结果更贴切实际。为消除地基侧向截取对模型动力反应的影响，本文根据楼梦麟等（2000）的研究成果，将土体总宽度设置为200 m，厚度设置为39.2 m，使土体总宽度与车站主体总宽度的比值≥5。因CFRP布厚度远小于长度和宽度，所以采用膜单元对其进行模拟，厚度方向的应力可忽略，因此，采用M3 D8 R单元进行离散。本研究选取的3条地震波信息及加速度反应谱参考杨靖等（2020）的研究。大开车站的土层参数如表1所示。
图 2 土-地下结构动力相互作用体系有限元模型Figure 2. Finite element model for soil-subway station dynamic interaction system本文设计了3组共6种工况（表2），其中5种加固工况CFRP布均在中柱顶、底两端对称布设，参数b为柱顶、底两端CFRP布包裹区域高度之和与柱高的比值，参数n为CFRP布包裹层数，b分别取为1/8、1/2、1，n分别取为3、5、7层，另设1组未加固工况（b=0、n=0）作为对照。
表 2 模拟工况设计Table 2. Simulation of the working condition组号 编号 配布情况 b n A组 A1 0 0 B组 B1 1/8 5 B2 1/2 5 B3 1 5 C组 C1 1 3 C2 1 7 2. 加固中柱地震反应分析
2.1 加固柱损伤机理分析
所有工况下中柱核心区混凝土损伤情况如图3所示。其中，CFRP布加固柱B1、B2、B3、C1、C2与未加固柱A1损伤范围大致相同，均出现在顶、底两端，总覆盖区域占柱高的一半，但损伤严重程度有明显区别。未加固柱损伤趋于贯穿性损伤，且越靠近柱端贯穿损伤越严重，而柱端核心区混凝土损伤严重，加固柱核心区混凝土损伤程度相较于未加固柱均有不同程度的减轻。这是由于包裹CFRP布能够在地震中为中柱柱端提供一定的水平约束力，削减了柱端核心区混凝土脆性的剪切破坏，从而使柱端截面表现为边缘损伤明显、核心区损伤较小的延性弯曲破坏形式，延缓了核心区混凝土裂缝的发展，这说明CFRP布加固方法能够有效提升中柱抗震性能，并在震后仍保持一定的承载力。
图 3 中柱核心区混凝土损伤（PBA=0.3 g，Kobe波）Figure 3. Concrete damage in the core area of the middle column under 0.3 g Kobe wave2.2 CFRP布包裹范围的影响
为研究CFRP布包裹范围对地下结构中柱地震反应的影响，选取模拟工况中的A、B组进行对比。以基岩地震动（Peak bedrock acceleration，PBA）为0.3 g的Kobe波为例，分别从中柱侧向变形及等效塑性变形方面分析不同包裹范围中柱地震反应。本文以中柱顶底端相对侧向位移的绝对值表征中柱变形程度。
不同包裹范围下中柱侧向变形时程曲线如图4所示。不同包裹范围中柱侧向变形峰值几乎相等，这是由于使用CFRP布加固中柱前后，中柱侧向刚度并未发生明显变化，即车站整体侧向刚度未明显变化，输入的地震动及场地条件等外部因素均相同，因此车站主体结构抗侧向变形能力不会发生明显改变，从而使地震引起的中柱峰值侧向变形无明显区别。在残余侧向变形方面，未加固柱A1残余侧向变形为6.71 mm，加固柱B1、B2、B3残余侧向变形分别为5.89、2.83、3.13 mm，这是由于在中柱发生侧向变形时，CFRP布C2会给予中柱环向的约束力，中柱变形更协调，不会发生混凝土侧向鼓胀的情况，从而使中柱达到侧向变形峰值后仍具有一定的承载力及自复位能力，提高了中柱混凝土结构的延性。同时，残余侧向变形不会随着包裹范围b的增加而持续呈现线性减小的趋势，当b<1/2时中柱残余侧向变形逐渐减小，当b=1/2时中柱残余侧向变形达最小，随后略有增加，说明对于本文研究的地铁车站中柱，存在最优的b值控制中柱残余侧向变形。
图 4 中柱变形时程曲线（PBA=0.3 g、Kobe波）Figure 4. Time histories of deformation of the middle column under 0.3 g Kobe wave塑性变形本质上是结构不可自行恢复的变形，可表征柱损伤破坏程度，塑性变形越大，说明结构损伤程度越大，其变形能力越弱。未加固柱A1及加固柱B1、B2、B3等效塑性变形情况如图5所示。由图5可知，未加固柱A1塑性变形最大值为0.005 4，加固柱B1、B2、B3塑性变形最大值分别为0.004 7、0.003 1、0.003 2，由此可知未加固柱塑性变形大于加固柱，说明未加固柱发生的不可自行恢复的变形较加固柱更严重，证明了加固柱变形能力明显优于未加固柱。同样，当包裹范围b达到1/2时，中柱变形能力最优，加固柱B3侧向变形能力相较于加固柱B2未明显提升。因此，根据本文研究结果，为保证结构良好的震后恢复性能，建议中柱顶、底两端CFRP布总包裹范围为中柱高度的1/2。
图 5 中柱等效塑性应变（PBA=0.3 g、Kobe波）Figure 5. Equivalent plastic strain in the middle column under 0.3 g Kobe wave2.3 CFRP布包裹层数的影响
为研究CFRP布包裹层数对地下结构中柱地震反应的影响，以PBA为0.3 g的Kobe波为例，选取模拟工况中的A1、B3、C1、C2进行对比，分别从中柱侧向变形及等效塑性变形方面分析了不同包裹层数中柱地震反应。
中柱侧向变形时程曲线如图6所示。由图6可知，CFRP布加固柱C1、B3、C2与未加固柱A1峰值侧向变形无明显区别，中柱整体变形行为未改变。在残余侧向变形上，加固柱C1、B3、C2残余侧向变形分别为6.21、3.15、3.13 mm，未加固柱A1残余侧向变形为6.71 mm，由此可知，残余侧向变形不会随着包裹层数n的增加而始终保持减小趋势，当n<5时中柱残余侧向变形呈线性减小的趋势，当n=5时中柱残余侧向变形达到最小，随后不再有明显变化，说明对于本文研究的地铁车站中柱，存在最优的n值使中柱抗震性能达到最佳。
图 6 中柱变形时程曲线（PBA=0.3 g、Kobe波）Figure 6. Time histories of deformation of the middle column under 0.3 g Kobe wave地震作用下包裹不同层数CFRP布的中柱等效塑性变形如图7所示，由图7可知，中柱塑性变形随着包裹层数的增加而减小，说明增加CFRP布包裹层数可有效提高加固效果。当CFRP布包裹层数为5层时，柱端等效塑性变形最大值为0.003 2，随后不再衰减，说明当n=5时CFRP布加固效果最优，当n>5时加固效果无明显提升。
图 7 中柱等效塑性应变（PBA=0.3 g、Kobe波）Figure 7. Equivalent plastic strain in the middle column under 0.3 g Kobe wave综上所述，CFRP布加固效果未随着包裹层数的增加而呈现线性增加趋势，说明当CFRP布包裹层数达到一定数量时，继续增加包裹层数并不会对加固效果有较大的提升，CFRP布包裹层数对中柱加固效果的提升存在上限值，根据本文研究，建议包裹层数为5层，即n=5。
2.4 地震强度对加固效果的影响
3种地震波下中柱残余侧向变形、等效塑性变形及二者相较于未加固柱的衰减百分比如表3、表4所示。由表3可知，在不同地震动输入下，不同CFRP布包裹范围的加固柱残余侧向变形和等效塑性变形均小于未加固柱，且二者的最小值基本均出现在B2工况，即b=1/2，与前文所述规律吻合；由表4可知，在不同的输入地震动下，不同CFRP布包裹层数的加固柱残余侧向变形和等效塑性变形随包裹层数的增加不断减小，当n达到5层后不再发生明显变化，同样与前文所述规律吻合。由表3、表4可知，中柱残余侧向变形和等效塑性变形的衰减百分比基本随着PBA的增大而增大。最佳加固方案为工况B2，综合中频地震波Kobe波、低频地震波什邡八角波及高频地震波卧龙波（表3），当遭遇PBA达到0.1 g的小震时，中柱残余侧向变形最大衰减百分比可达44%～54%；当遭遇PBA达到0.2 g的中震时，中柱残余侧向变形最大衰减百分比达到了52%～55%；当遭遇PBA达到0.3 g的大震时，中柱残余侧向变形最大衰减百分比接近60%。由此可知，PBA越大，CFRP布加固效果越好。这是因为CFRP布对于中柱环向约束力是被动力，该力与中柱加固处产生的惯性力是等大反向的相互作用力，而地震惯性力与PBA呈正相关，其反作用力也与PBA呈正相关，即当地震动越强，CFRP布施加的环向约束力越大，对中柱结构的约束作用越强，加固效果越明显。相反，当地震动越弱，CFRP布施加的环向约束力越小，对中柱的约束作用越弱，加固效果越有限。因此，根据本文研究，CFRP布包裹中柱的抗震加固方法在大震情况下更能发挥较好的作用。
表 3 不同CFRP布包裹范围中柱残余侧向变形Table 3. Residual deformation of columns in different CFRP cloth wrapping ranges地震动 PBA/g 残余侧向变形/mm 残余侧向变形衰减百分比/% 等效塑性变形/% 等效塑性变形衰减百分比/% n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1Kobe波 0.1 2.57 2.33 1.43 1.49 0 9.3 44.3 42.0 0.19 0.17 0.12 0.13 0 10.5 36.8 31.6 0.2 4.13 3.67 1.97 2.03 0 11.1 52.3 50.8 0.32 0.28 0.19 0.19 0 12.5 40.6 40.6 0.3 6.71 5.89 2.83 3.13 0 12.2 57.8 53.4 0.54 0.47 0.31 0.32 0 12.9 42.6 40.7 卧龙波 0.1 1.03 0.92 0.47 0.48 0 10.7 54.4 53.4 0.08 0.07 0.06 0.05 0 12.5 25.0 37.5 0.2 2.70 2.40 1.23 1.25 0 11.0 54.5 53.7 0.21 0.17 0.12 0.13 0 14.3 42.9 38.1 0.3 4.06 3.54 1.83 1.85 0 12.8 54.9 54.4 0.31 0.26 0.17 0.18 0 15.0 45.2 41.9 什邡八角波 0.1 2.49 2.22 1.31 1.39 0 10.8 47.4 44.2 0.18 0.16 0.11 0.12 0 11.1 38.9 33.3 0.2 4.07 3.54 1.84 1.85 0 13.1 54.8 54.8 0.31 0.25 0.16 0.18 0 19.4 48.4 41.9 0.3 6.11 5.01 2.52 2.60 0 18.0 58.8 57.4 0.49 0.39 0.25 0.27 0 20.4 50.0 44.9 表 4 不同CFRP布包裹层数中柱的残余侧向变形Table 4. Residual deformation of columns in different CFRP cloth wrapping layers地震动 PBA/g 残余侧向变形/mm 残余侧向变形衰减百分比/% 等效塑性变形/% 等效塑性变形衰减百分比/% n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1Kobe波 0.1 2.57 2.22 1.48 1.49 0 13.6 42.4 42.0 0.19 0.17 0.12 0.13 0 10.5 36.8 31.6 0.2 4.13 3.56 2.03 2.03 0 13.8 50.8 50.8 0.32 0.27 0.19 0.19 0 15.6 40.6 40.6 0.3 6.71 5.58 3.15 3.13 0 14.2 53.1 53.4 0.54 0.44 0.32 0.32 0 18.5 40.7 40.7 卧龙波 0.1 1.03 0.94 0.48 0.48 0 8.7 53.4 53.4 0.08 0.07 0.05 0.05 0 12.5 37.5 37.5 0.2 2.70 2.39 1.65 1.25 0 11.5 38.9 53.7 0.21 0.18 0.12 0.13 0 14.3 42.9 38.1 0.3 4.06 3.45 1.82 1.85 0 15.0 55.2 54.4 0.31 0.26 0.16 0.18 0 15.0 48.4 41.9 什邡八角波 0.1 2.49 2.14 1.37 1.39 0 14.1 45.0 44.2 0.18 0.17 0.11 0.12 0 5.6 38.9 33.3 0.2 4.07 3.45 1.85 1.85 0 15.2 54.5 54.8 0.31 0.27 0.18 0.18 0 14.8 41.9 41.9 0.3 6.11 5.17 2.59 2.60 0 15.4 57.6 57.4 0.49 0.38 0.27 0.27 0 22.4 44.9 44.9 3. 结论
本文针对采用CFRP布在中柱顶、底两端对称加固的地铁地下车站结构，基于有限元分析软件ABAQUS，建立了土-地下结构非线性静动力耦合相互作用的三维整体时域有限元分析模型，通过设定不同的CFRP布包裹范围b及包裹层数n，从残余侧向变形、侧向峰值变形、核心区混凝土损伤和等效塑性变形方面探究了地铁地下车站结构抗震性能及最佳加固方案，得到以下结论：
（1） 在柱顶及柱底包裹CFRP布的加固车站相较于未加固车站，其整体结构抗侧移刚度未明显提高，因此中柱最大侧向变形未发生明显变化，但CFRP布能够在地震作用下为中柱提供一定的约束力，削减了柱端核心混凝土剪切破坏，使柱端截面表现为边缘损伤明显，核心区混凝土损伤较小的破坏形式，保证中柱在震后仍具有一定的承载力；此外CFRP布在震后能够为柱端提供一定的主动约束力，显著提高了车站中柱的延性。
（2） 扩大CFRP布包裹范围、增加CFRP布包裹层数均可提升加固效果，但加固效果并未随着包裹范围b和包裹层数n的增加而呈现线性提升的趋势，由此可推断存在最佳的b值及n值使CFRP布加固效果达到最佳，根据本文研究，建议中柱顶、底端总包裹范围为中柱高度的1/2，包裹层数为5层，即b=1/2、n=5，在工程中应根据实际条件选择合理的加固方案。
（3） 从基岩输入的地震加速度峰值PBA对CFRP布加固效果有着明显影响，PBA越大，中柱侧向变形峰值、残余侧向变形及等效塑性变形最大值衰减幅度越大，CFRP布对中柱的加固效果越明显，说明在PBA较大的情况下，CFRP布加固能力会得到更充分的利用，因此该方法能够有效提升地下结构抵抗大震的能力。
-
图 2 土-地下结构动力相互作用体系有限元模型
Figure 2. Finite element model for soil-subway station dynamic interaction system
图 3 中柱核心区混凝土损伤（PBA=0.3 g，Kobe波）
Figure 3. Concrete damage in the core area of the middle column under 0.3 g Kobe wave
图 4 中柱变形时程曲线（PBA=0.3 g、Kobe波）
Figure 4. Time histories of deformation of the middle column under 0.3 g Kobe wave
图 5 中柱等效塑性应变（PBA=0.3 g、Kobe波）
Figure 5. Equivalent plastic strain in the middle column under 0.3 g Kobe wave
图 6 中柱变形时程曲线（PBA=0.3 g、Kobe波）
Figure 6. Time histories of deformation of the middle column under 0.3 g Kobe wave
图 7 中柱等效塑性应变（PBA=0.3 g、Kobe波）
Figure 7. Equivalent plastic strain in the middle column under 0.3 g Kobe wave
表 1 大开单层车站土层主要物理力学参数
Table 1. Material parameters for soil
土质 深度/m 密度/(kg·m−3 ) 剪切波速/(m·s−1) 泊松比 黏聚力/kPa 内摩擦角/(°) 人工填土 0～1.0 1 900 140 0.333 20 15 全新世砂土 1.0～5.1 1 900 140 0.488 1 40 全新世砂土 5.1～8.3 1 900 170 0.493 1 40 更新世黏土 8.3～11.4 1 900 190 0.494 30 20 更新世黏土 11.4～17.2 1 900 240 0.490 30 20 更新世砂土 17.2～39.2 2 000 330 0.497 1 40 
下载: 导出CSV
表 2 模拟工况设计
Table 2. Simulation of the working condition
组号 编号 配布情况 b n A组 A1 0 0 B组 B1 1/8 5 B2 1/2 5 B3 1 5 C组 C1 1 3 C2 1 7
下载: 导出CSV
表 3 不同CFRP布包裹范围中柱残余侧向变形
Table 3. Residual deformation of columns in different CFRP cloth wrapping ranges
地震动 PBA/g 残余侧向变形/mm 残余侧向变形衰减百分比/% 等效塑性变形/% 等效塑性变形衰减百分比/% n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1n=0
b=0n=5
b=1/8n=5
b=1/2n=5
b=1Kobe波 0.1 2.57 2.33 1.43 1.49 0 9.3 44.3 42.0 0.19 0.17 0.12 0.13 0 10.5 36.8 31.6 0.2 4.13 3.67 1.97 2.03 0 11.1 52.3 50.8 0.32 0.28 0.19 0.19 0 12.5 40.6 40.6 0.3 6.71 5.89 2.83 3.13 0 12.2 57.8 53.4 0.54 0.47 0.31 0.32 0 12.9 42.6 40.7 卧龙波 0.1 1.03 0.92 0.47 0.48 0 10.7 54.4 53.4 0.08 0.07 0.06 0.05 0 12.5 25.0 37.5 0.2 2.70 2.40 1.23 1.25 0 11.0 54.5 53.7 0.21 0.17 0.12 0.13 0 14.3 42.9 38.1 0.3 4.06 3.54 1.83 1.85 0 12.8 54.9 54.4 0.31 0.26 0.17 0.18 0 15.0 45.2 41.9 什邡八角波 0.1 2.49 2.22 1.31 1.39 0 10.8 47.4 44.2 0.18 0.16 0.11 0.12 0 11.1 38.9 33.3 0.2 4.07 3.54 1.84 1.85 0 13.1 54.8 54.8 0.31 0.25 0.16 0.18 0 19.4 48.4 41.9 0.3 6.11 5.01 2.52 2.60 0 18.0 58.8 57.4 0.49 0.39 0.25 0.27 0 20.4 50.0 44.9
下载: 导出CSV
表 4 不同CFRP布包裹层数中柱的残余侧向变形
Table 4. Residual deformation of columns in different CFRP cloth wrapping layers
地震动 PBA/g 残余侧向变形/mm 残余侧向变形衰减百分比/% 等效塑性变形/% 等效塑性变形衰减百分比/% n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1n=0
b=0n=3
b=1n=7
b=1n=5
b=1Kobe波 0.1 2.57 2.22 1.48 1.49 0 13.6 42.4 42.0 0.19 0.17 0.12 0.13 0 10.5 36.8 31.6 0.2 4.13 3.56 2.03 2.03 0 13.8 50.8 50.8 0.32 0.27 0.19 0.19 0 15.6 40.6 40.6 0.3 6.71 5.58 3.15 3.13 0 14.2 53.1 53.4 0.54 0.44 0.32 0.32 0 18.5 40.7 40.7 卧龙波 0.1 1.03 0.94 0.48 0.48 0 8.7 53.4 53.4 0.08 0.07 0.05 0.05 0 12.5 37.5 37.5 0.2 2.70 2.39 1.65 1.25 0 11.5 38.9 53.7 0.21 0.18 0.12 0.13 0 14.3 42.9 38.1 0.3 4.06 3.45 1.82 1.85 0 15.0 55.2 54.4 0.31 0.26 0.16 0.18 0 15.0 48.4 41.9 什邡八角波 0.1 2.49 2.14 1.37 1.39 0 14.1 45.0 44.2 0.18 0.17 0.11 0.12 0 5.6 38.9 33.3 0.2 4.07 3.45 1.85 1.85 0 15.2 54.5 54.8 0.31 0.27 0.18 0.18 0 14.8 41.9 41.9 0.3 6.11 5.17 2.59 2.60 0 15.4 57.6 57.4 0.49 0.38 0.27 0.27 0 22.4 44.9 44.9
下载: 导出CSV
-
董振华,杜修力,韩强,2013. FRP加固钢筋混凝土墩柱抗震性能研究综述. 建筑科学与工程学报,30(2):55−64.Dong Z. H., Du X. L., Han Q., 2013. Review of research on seismic performance of RC columns strengthened with FRP. Journal of Architecture and Civil Engineering, 30(2): 55−64. (in Chinese) 杜修力,马超,路德春等,2017. 大开地铁车站地震破坏模拟与机理分析. 土木工程学报,50(1):53−62,69.Du X. L., Ma C., Lu D. C., et al., 2017. Collapse simulation and failure mechanism analysis of the Daikai subway station under seismic loads. China Civil Engineering Journal, 50(1): 53−62,69. (in Chinese) 杜修力,李洋,许成顺等,2018. 1995年日本阪神地震大开地铁车站震害原因及成灾机理分析研究进展. 岩土工程学报,40(2):223−236.Du X. L., Li Y., Xu C. S., et al., 2018. Review on damage causes and disaster mechanism of Daikai subway station during 1995 Osaka-Kobe Earthquake. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 40(2): 223−236. (in Chinese) 杜修力,许紫刚,许成顺等,2019. 摩擦摆支座在地下地铁车站结构中的减震效果研究. 工程力学,36(9):60−67,88.Du X. L., Xu. Z. G., Xu. C. S., et al., 2019. Seismic mitigation effect analysis on friction pendulum bearingapplied in the underground subway station. Engineering Mechanics, 36(9): 60−67,88. (in Chinese) 楼梦麟,王文剑,朱彤等,2000. 土−结构体系振动台模型试验中土层边界影响问题. 地震工程与工程振动,20(4):30−36.Lou M. L., Wang W. J., Zhu T., et al., 2000. Soil lateral boundary effect in shaking table model test of soil-structure system. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 20(4): 30−36. (in Chinese) 杨靖,云龙,庄海洋等,2020. 三层三跨框架式地铁地下车站结构抗震性能水平研究. 岩土工程学报,42(12):2240−2248.Yang J., Yun L., Zhuang H. Y., et al., 2020. Seismic performance levels of frame−type subway underground station with three layers and three spans. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 42(12): 2240−2248. (in Chinese) 叶列平,赵树红,李全旺等,2000. 碳纤维布加固混凝土柱的斜截面受剪承载力计算. 建筑结构学报,21(2):59−67.Ye L. P., Zhao S. H., Li Q. W., et al., 2000. Calculation of shear strength of concrete column strengthened with carbon fiber reinforced plastic sheet. Journal of Building Structures, 21(2): 59−67. (in Chinese) 赵树红,叶列平,张轲等,2001. 碳纤维布对混凝土柱抗震加固的试验分析. 建筑结构,31(12):17−19.Zhao S. H., Ye L. P., Zhang K., et al, 2001. Experimental study on aseismic strengthening of RC columns with wrapped CFRP sheets. Building Structure, 31(12): 17−19. (in Chinese) 庄海洋,陈国兴,朱定华,2006. 土体动力黏塑性记忆型嵌套面本构模型及其验证. 岩土工程学报,28(10):1267−1272.Zhuang H. Y., Chen G. X., Zhu D. H., 2006. Dynamic visco-plastic memorial nested yield surface model of soil and its verification. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 28(10): 1267−1272. (in Chinese) 庄海洋,程绍革,陈国兴,2008. 阪神地震中大开地铁车站震害机制数值仿真分析. 岩土力学,29(1):245−250.Zhuang H. Y., Cheng S. G., Chen G. X., 2008. Numerical simulation and analysis of earthquake damages of Dakai metro station caused by Kobe earthquake. Rock and Soil Mechanics, 29(1): 245−250. (in Chinese) 庄海洋,吴祥祖,陈国兴,2011. 考虑初始静应力状态的土−地下结构非线性静、动力耦合作用研究. 岩石力学与工程学报,30(S1):3112−3119.Zhuang H. Y., Wu X. Z., Chen G. X., 2011. Study of nonlinear static and dynamic coupling interaction of soil-underground structure considering initial static stress. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 30(S1): 3112−3119. (in Chinese) Hollaway L. C. , Teng J. G. , 2008. Strengthening and rehabilitation of civil infrastructures using fibre-reinforced polymer (FRP) composites. Sutton, UK: Woodhead Publishing. Kuhlemeyer R. L., Lysmer J., 1973. Finite element method accuracy for wave propagation problems. Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division, 99(5): 421−427. doi: 10.1061/JSFEAQ.0001885 Ma C., Lu D. C., Du X. L., et al., 2019. Structural components functionalities and failure mechanism of rectangular underground structures during earthquakes. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 119: 265−280. doi: 10.1016/j.soildyn.2019.01.017 Nanni A., Norris M. S., 1995a. FRP jacketed concrete under flexure and combined flexure-compression. Construction and Building Materials, 9(5): 273−281 doi: 10.1016/0950-0618(95)00021-7 Nanni A., Bradford N. M., 1995b. FRP jacketed concrete under uniaxial compression. Construction and Building Materials, 9(2): 115−124. doi: 10.1016/0950-0618(95)00004-Y Lee J., Fenves G. L., 1998. Plastic-damage model for cyclic loading of concrete structures. Journal of Engineering Mechanics, 124(8): 892−900 doi: 10.1061/(ASCE)0733-9399(1998)124:8(892) Lubliner J., Oliver J., Oller S., et al., 1989. A plastic-damage model for concrete. International Journal of Solids and Structures, 25(3): 299−326 doi: 10.1016/0020-7683(89)90050-4 Zhuang H. Y., Hu Z. H., Chen G. X., 2015. Numerical modeling on the seismic responses of a large underground structure in soft ground. Journal of Vibroengineering, 17(2): 802−815. Zhuang H. Y., Yang J., Chen S., et al., 2021. Statistical numerical method for determining seismic performance and fragility of shallow-buried underground structure. Tunnelling and Underground Space Technology, 116: 104090. doi: 10.1016/j.tust.2021.104090 期刊类型引用(1)
1. 刁茹芸，陈臻林，陈浩. 地下车站柱顶滑动橡胶支座与侧墙弧形橡胶支座的减震性能研究. 市政技术. 2025(05): 152-161 . 
百度学术其他类型引用(0)
-
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 48
- HTML全文浏览量: 16
- PDF下载量: 2
- 被引次数: 1
