1、xx市軌道交通2號線一期工程 抗震專項論證 xx站 目 錄第一章 概述11.1 工程概況11.2 結構特點及施工方法21.3 設計依據31.4 主要設計原則41.5 主要設計標準61.6 初步設計評審意見及執行情況61.7 基坑專項論證專家意見及執行情況7第二章 工程地質和水文地質概況102.1 工程地質102.2 地層特征102.3 水文地質122.4 特殊性巖土及不良地質作用142.5 地震安全性評價報告結論15第三章 抗震設防基本要求163.1 抗震設防目標163.2 抗震設計條件163.3 抗震設計方法17第四章 靜力作用下結構計算分析194.1 荷載分類及組合194.2 計算模型與計

2、算簡圖214.3 主體結構計算及結果22第五章 抗震計算245.1 靜力法計算245.2 時程分析法計算315.3 結構抗震性能分析36第六章 抗震構造措施396.1 主體結構抗震構造措施396.2 非結構構件抗震措施45第一章 概述1.1 工程概況xx站位于現狀下堡路與塔浦路交叉口北側，沿塔浦路向北方向布設，位于規劃園二路下方，現狀地面起伏較大、南高北低，站址范圍內南北地面高差約1.4m3.2m。站址西南角為中國鐵建海曦小區，東南角為空地，東西兩側及站址北端為東宅社24層民房、臨街簡易房或廠房。本站為地下雙層島式站臺車站，站臺寬度為12m，有效站臺長118m，主體結構采用雙層三跨鋼筋混凝土框

3、架結構，設3個出入口、兩組風亭，車站有效站臺中心里程右DK36+070.447，車站主體結構外包總長213m，標準段寬21m，車站頂板覆土34.5m。鑒于周邊環境，結合本站的地質條件，車站采用明挖順作法施工，分兩期施工，一期施工車站主體結構（含車站兩端風道），二期施工出入口。車站主體結構小里程端預留觀音山站xx站礦山法區間出土口，車站主體結構施工完后從本站施工觀音山站xx站區間。圖1-1 xx站鳥瞰圖1.2 結構特點及施工方法主體結構設計方案根據本站的地勘資料，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

4、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的坡度值較大，故總體評價本場地地基均勻性較差。車站開挖深度范圍內地層主要為人工填土、粉質粘土、殘積礫質黏性土及全風化微風化花崗巖。地基持力層主要坐落于基巖風化巖上，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，不至于產生地基下沉或滑移失穩等問題，地基穩定性較好。xx站位于五通路與下堡路交叉路口，車站周圍多為棚戶區，施工場地條件好，在車站施工期間，五通路交通臨時往道路左右兩側借道，并滿足現有交通通行量，對現有交通影響較小，明挖法與其他功法相比無論從施工難度、施工工期、結構防水質量及土建工

5、程造價等方面均具有明顯的優勢。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。主要設計參數及技術分析詳見表1-1。表1-1 設計方案參數表項目xx站現狀方案技術分析車站站位五通路與下堡路交叉口車站形式明挖地下二層矩形箱型框架結構換乘形式無施工方法明挖工法車站總長213m車站總寬21m車站埋深34.5mm頂板所處地層殘積礫質粘性土、粉質粘土底板所處地層中風化花崗巖巖、微風化花崗巖結構設計重點(1)、控制施工時對中鐵海曦小區影響(2)、控制對周邊建構筑物的影響。施工難度一般1.2.1 附屬結構設計方案車站附屬結構包括3個出入口，1個預留出入口，1個安全出入口，1個消防出入口，2組矮風亭

6、，1部無障礙電梯。附屬結構均采用明挖法施工。1.2.2 車站主體結構橫剖面圖車站主體標準段橫剖面圖詳見圖1-2。圖1-2車站主體標準段結構橫剖面圖1.3 設計依據（1）xx軌道交通2號線一期工程可行性研究報告評估會專家組評審意見（2）xx市軌道交通2號線一期工程初步設計 xx站（3）xx市軌道交通2號線一期工程初步設計專家審查意見（4）xx市軌道交通2號線一期工程詳勘階段 xx站 巖土工程勘察報告（2014年10月，中鐵二院工程集團有限責任公司xx地質工程勘察院）（5）xx市軌道交通2號線一期工程施工圖設計技術要求（2014年10月，中鐵第四勘察設計院集團有限公司）（6）xx市軌道交通2號線一

7、期工程施工圖設計系統對土建的要求（2014年10月，中鐵第四勘察設計院集團有限公司）（7）xx市軌道交通2號線一期工程施工圖設計文件文件編制統一規定（2014年10月，中鐵第四勘察設計院集團有限公司）（8）xx市軌道交通2號線一期工程施工圖設計文件組成（2014年10月，中鐵第四勘察設計院集團有限公司）（9）xx市軌道交通2號線一期工程各專業設計接口管理細則（暫行稿）（2014年4月，中鐵第四勘察設計院集團有限公司）（10）技術聯系單“鐵四院【2號線總體】聯字（2014）第 130 號 關于提供施工圖第一版線路資料的函”（11）xx市軌道交通公司提供的管線等基礎資料（12）與業主及其他設計單位

8、的技術聯系單及會議紀要1.4 主要設計原則（1） 地鐵結構設計應以“結構為功能服務”為原則，滿足城市規劃、行車運營、環境保護、抗震、防水、防火、防護、防腐蝕及施工等對結構的要求，同時做到結構安全、耐久、技術先進、經濟合理。（2） 地鐵結構在施工及使用期間應具有足夠的強度、剛度、穩定性及耐久性，應根據結構特點進行承載力（包括失穩）計算，和抗傾覆、滑移、漂浮、疲勞、變形、抗裂或裂縫寬度驗算，以及滿足耐久性規定。（3） 地鐵結構的凈空尺寸應滿足地鐵建筑限界及各種設備使用功能的要求、施工工藝的要求，并考慮施工誤差、結構變形和位移等因素給出必要的富裕量。（4） 地鐵結構設計應以地質勘察資料為依據。地質勘

9、察應根據現行國家標準城市軌道交通巖土工程勘察規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；考慮不同施工方法對地質勘探的特殊要求，并在施工中通過對地層的觀察和監測進行驗證和反饋修改勘察資料。暗挖隧道結構的圍巖分級宜根據現行鐵路隧道設計規范確定。（5） 結構設計應減少施工中和建成后對環境造成的不利影響，并應考慮城市規劃引起的周圍環境的改變（包括未來地鐵線的實施）對地鐵結構的作用。（6） 地下結構施工方法應根據結構所在地段的工程地質及水文地質條件、周邊環境、道路交通、場地條件、施工難度、工期和土建造價等多種因素經綜合比較后確定，并應盡量減小施工期間對地面交通、房屋拆遷、管線改移的不利影響。

10、在含水地層中，應采取可靠的地下水處理和防治措施。（7） 地鐵結構設計應根據施工方法、結構或構件類型、使用條件及荷載特性等，選用與其特點相同或相近的結構設計規范和設計方法。（8） 地下結構設計應采用信息化動態設計方法，為此須建立嚴格的監控量測制度，監控量測的目的、內容和技術要求，應根據施工方法、結構形式、周圍環境等綜合分析確定。（9）地下軌道交通結構的抗震設防分類均為重點設防類，按7度地震烈度進行結構構件抗震承載力驗算。在結構設計時根據規范要求采取抗震構造措施。按住建部市政公用設施抗震設防專項論證技術要點（地下工程篇）的要求進行專項論證。 地下結構進行抗震設計時，應根據設防要求、場地條件、結構類

11、型和埋深等因素選用能較好反映其地震工作性狀的分析方法，并采取必要的構造措施，提高結構和接頭處的整體抗震能力。（10） 地下工程的工程材料應根據結構類型、受力條件、使用要求和所處的環境等選用，并考慮可靠性、耐久性和經濟性。主要受力構件應采用鋼筋混凝土或混凝土材料，必要時也可采用金屬材料。（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性。結構設計時應按結構整體或單個構件可能出現的最不利荷載組合進行計算，并應考慮施工過程中荷載變化情況分階段計算。（

12、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生的不利影響，并根據結構和地層情況采取相應的技術措施。1.5 主要設計標準（1） 主要結構構件的設計使用壽命為100年，安全等級為一級。（2） 地鐵結構中永久構件在按荷載效應基本組合進行使用階段的承載能力計算時，取01.1 ，進行施工階段的承載能力計算時，取0 1.0 ，在按荷載效應的偶然組合進行承載能力計算時，取01.0 。作為臨時構件設計的結構，在按荷載效應的基本組合進行承載能力計算時，取00.9 。（3） 結構按7度地震烈度進行抗震驗算，按抗震等級三級采取構造處理措施，以提高結構的整體抗震能力。（4） 嚴格控制工程施工引起的地

13、面沉降量。一般情況下，地面沉降量控制在30mm 以內，隆起量控制在10mm 以內。當周邊有重要建筑（構）物及管線時，應控制在其允許的范圍內。（5）結構設計應按最不利情況進行抗浮驗算，抗浮設計水位按100 年一遇洪水位設計。在不考慮側壁摩阻力時，抗浮安全系數不得小于1.05，當計側壁摩阻力時，抗浮安全系數不得小于1.15。當結構抗浮不能滿足要求時，應采取相應的抗浮措施，但不宜采用消浮或底板錨桿的措施。（6） 裂縫控制：最大裂縫寬度允許值背土面為0.3mm、迎土面為0.2mm。（7） xx站車站主體及附屬結構防水等級為一級。（8）本工程屬于甲類人防工程，須具有戰時防護功能并做好平戰轉換功能。1.6

14、 初步設計評審意見及執行情況（1）補充抗浮設防水位采用地表以下1m的依據。執行情況：初步設計階段抗浮設防水位根據總體單位與工點設計單位共同商討的原則執行，施工圖設計階段根據地質詳勘報告，抗浮水位按照“設計地面線標高以下0.5m連成的水力梯度線考慮，以內插法取值”考慮。（2）圍護結構第一道支撐間距6m，偏小，建議調整到89m。執行情況：根據地質詳勘報告及詳勘地層參數進行優化，第一道支撐按照9m間距布置。（3） 應補充風險工程設計與鄰近建筑物（海曦小區）保護方案。執行情況：在本冊設計圖紙中補充基坑施工對臨近建筑物的保護措施。1.7 基坑專項論證專家意見及執行情況（1）該站基坑圍護結構支護采用排樁+

15、內支撐結構體系的設計方案基本可行。回復：本條為肯定意見。（2）補充有關的設計規范依據及更新舊規范，設計說明中錨桿噴射混凝土支護技術規范GB 50086-2001應改為巖土錨固與噴射混凝土支護工程技術規范GB50086-2011、混凝土結構工程施工質量驗收規范GB 50204-2002應補充（2010版），補充建筑基樁檢測技術規范JGJ 106-2014、城市軌道交通工程監測技術規范GB 50911-2013、城市軌道交通地下工程建設風險管理規范GB 50652-2011、城市軌道交通工程安全控制技術規范GB/T 50839-2013、建筑深基坑工程施工安全技術規范JGJ 311-2013、和福

16、建省地方標準樁基礎與地下結構防腐蝕技術規程DBJ/T 13-200-2014（2014年12月30日起實施）等。回復：按照意見補充。（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蝕技術規程DBJ/T 13-200-2014規定的四個等級進行劃分和防腐蝕設計（含各項設計參數指標）。回復：按照總體統一標準執行。（4）各土層的計算指標應按地勘單位的建議取值，中風化等巖層的C、取值有誤（偏低）；冠梁的水平剛度取值應通過計算，一般建議不取值。回復：核實計算地層參數取值，中風化巖層按照地勘報告按照等效內摩擦角取值；冠梁根據理正計算程序公式計算。（5）拆遷完成后應及時進行補勘，并根據勘察

17、資料修正基坑設計。回復：設計文件中明確。（6）1#風道錨索施工進入建筑范圍，建議改為內支撐體系。回復：按照意見執行，1#風道調整為內支撐支護。（7）風道設計只設一道內支撐，建議對基坑安全進一步核算；部分長斜撐應根據實際長度、角度進行核算。回復：經核算，風道處基坑穩定性系數、抗傾覆、抗隆起等安全系數滿足規范要求；對斜撐重新核算。（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域，建議增加基坑坑外二次（第二道）旋噴樁止水措施。回復：本站基坑開挖范圍內主要為黏土層、全風化、強風化花崗巖，為弱透水層，維持樁間旋噴樁止水設計。（9）吊腳樁部分建議采用巖石錨桿取代錨索，并優化長度。回復：巖石邊坡支

18、護錨索調整為錨桿。（10）細化三重管高壓旋噴樁工藝參數。回復：按照意見補充旋噴樁工藝參數。（11）補充降水設計計算（含地表變形估算）和降水井平面布置圖。回復：補充降水井平面布置及降水計算。（12）補充上部噴錨支護的計算及附屬設施的支護結構計算。回復：補充冠梁上部噴錨支護邊坡計算機附屬結構基坑計算。（13）車站周邊未拆除建筑應設置監測點。回復：補充車站周邊未拆除建筑物的變形監測點布置。第二章 工程地質和水文地質概況2.1 工程地質本站工程區內地形欺負相對較平緩地面高程一般在18.522.5m范圍，地形地貌較復雜，原始地貌以坡積臺地為主。2.2 地層特征站址范圍內上覆地層主要為第四系全新統人工填土

19、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（53(1)b）花崗巖。自上而上各巖土層基本特征簡述如下：雜填土（Qs）灰褐、灰色等色，干，呈松散狀。成分較雜，主要由磚、砼、瓦碎塊等及部分粘性土組成。該層廣泛分布于地表，層厚0.53.5m。總體評價該層密實度及均勻性差異大，工程性能總體不良。黏土質素填土（Qs）褐紅、肉紅、灰黃色，總體呈稍密狀。主要由黏性土及等回填而成，回填時間一般5年。場地內局部分布，層厚0.52.3m。總體評價該層密實度及均勻性差異大，工程性能總體不良。粉質粘土（Qdl）褐紅色，可塑。主要由粉、黏粒組成，干強度高

20、，韌性中等，無搖振反應，該層場地內局部分布，鉆探揭示層厚1.08.0m，頂板埋深0.53.5m。該層共進行2次標貫，標貫實測擊數平均值N=16.0擊/30cm，標貫修正擊數平均值N=13.8擊/30cm。殘積礫質粘性土（Qel），為花崗巖風化產物，根據物理力學性質差異，可分為可塑狀殘積礫質粘性土及硬塑狀殘積礫質粘性土兩個亞層：殘積礫質粘性土（Qel）灰白、肉紅色，可塑，主要以長石等礦物風化后的粘性土為主，含石英顆粒在2025%，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。場地范圍內大部分鉆孔有揭示該層，鉆探揭示該層層厚2.46.9m，頂板埋深03.7m。殘積礫質粘性

21、土（Qel）灰黃、灰白色，硬塑，主要以長石等礦物風化后的粘性土為主，含石英顆粒在2026%，可見少量黑云母碎片，粘性較差，韌性低，干強度低，無搖震反應，切面粗糙。場地范圍內廣泛分布，鉆探揭示該層層厚3.810.4m，頂板埋深09.61m。全風化花崗巖（53(1)b）灰黃、淺黃色，花崗結構尚可辨認，巖石已風化成砂土狀，巖芯呈土柱狀，手捏易散。場地范圍內廣泛分布，鉆探揭示該層層厚1.76.3m，頂板埋深7.913.5m。該層共進行標貫35次，標貫實測擊數平均值N=38.6擊/30cm，標貫修正擊數平均值N=29.6擊/30cm。散體狀強風化花崗巖（53(1)b）褐黃色夾點狀灰白色，花崗結構，巖石已

22、風化呈土狀及砂土狀，巖芯呈土柱狀，手捏易散。場地范圍內廣泛分布，鉆探揭示該層層厚0.88.2m，頂板埋深9.817.7m。該層共進行標貫35次，標貫實測擊數平均值N=65.5擊/30cm，標貫修正擊數平均值N=47.3擊/30cm。碎裂狀強風化花崗巖（53(1)b）褐黃色、灰黃色，巖芯呈碎塊狀。碎裂狀結構，礦物成分由長石、石英及黑云母等組成，風化較強烈，裂隙發育，巖體破碎。場地范圍內局部鉆孔有揭示該層，層厚0.62.7m，頂板埋深15.022.7m。巖體基本質量等級分類為級。中等風化花崗巖（53(1)b）灰白、淺灰、淺肉紅、暗色，成份以長石、石英為主，含少量暗色礦物，中粗粒花崗結構，塊狀構造，

23、節理裂隙較發育，巖芯多呈530cm柱狀，部分為塊狀，巖質較硬，錘擊聲脆。場地范圍內廣泛分布，鉆探揭示該層層厚1.29.5m（部分鉆孔未揭穿），頂板埋深13.324.3m。巖體基本質量等級分類為級。微風化花崗巖（53(1)b）灰白、肉紅色，成份以長石、石英為主，含少量暗色礦物，中粗粒花崗結構，塊狀構造，裂隙稍發育，巖芯多呈1050cm短柱狀、柱狀，部分為塊狀，巖質較硬，錘擊聲脆。場地范圍內局部鉆孔有揭示該層，鉆探揭示該層層厚2.512.4m，頂板埋深13.724.0m。巖體基本質量等級分類為級。2.3 水文地質（1）地下水的類型與賦存擬建區間所在區域由西側山前向東側海域方向傾斜，地下水根據含水層

24、巖性不同，可將區域內含水巖組分為松散巖類孔隙含水巖組、風化殘積孔隙裂隙含水巖組及基巖構造裂隙含水巖組三個類型。各含水巖組特征評述如下：1）第四系松散巖類孔隙含水巖組：主要由上部人工填土層組成，人工填土層場地內廣泛分布，該含水層中地下水屬上層滯水潛水性質，滲透性較好，但勘探期間基本不含水。2）風化殘積孔隙裂隙含水巖組：巖性一般由礫質粘性土組成，主要接受大氣降水下滲及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。屬弱透水及弱含水層，富水性差，動態也受氣象因素控制，年水位變化幅度約12m。3）基巖構造裂隙含水巖組：主要分布于場地下部巖體，巖性主要由花崗巖組成。主要接受大氣降水

25、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泄。基巖的含水性、透水性受巖體的結構、構造、裂隙發育程度等的控制，由于巖體的各向異性，加之局部巖體破碎、節理裂隙發育，導致巖體富水程度與滲透性也不盡相同。巖體的節理、裂隙發育地帶，地下水相對富集，透水性也相對較好，反之不然。總體上，基巖裂隙水發育具非均一性。（2）地下水補給、排泄條件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、蒸發量的大小對區域地下水的豐富程度有很大的影響。地下水的分布，受地貌、巖性、構造等因素控制。地下水運動，主要受地形、地貌的控制。在丘陵區，基巖裂隙水或殘積層孔隙、裂隙水在降雨

26、補給下，形成強烈的交替作用，地下水沿裂隙向低處匯流或滲流補給鄰近含水層。第四系潛水，受地形控制，地下水流向各處不一，各自向低處匯集。風化孔隙裂隙含水巖組與基巖裂隙含水巖組之間沒有穩定的隔水層，地下水相互間水力聯系密切。地下水的動態類型主要分為兩種，松散巖類孔隙潛水主要為日間周期變化型，水位變化頻率較高，但升降幅度不大；風化殘積孔隙裂隙水及基巖裂隙水多為年周期變化型，一年之內有一個水位高峰和一個水位低谷，滯后于降雨時間較長，水位升降幅度較大。需注意的是，擬建工程施工時，受臨近區間隧道的挖掘和施工排、降水影響，預計將會引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

27、運動。（3）抗浮水位抗浮設計的最高地下水位按水力梯度線取值：即按設計地面線標高以下0.5m連成的水力梯度線考慮，以內插法取值。（4）地層滲透性各地層的水文地質特征及滲透性見表2-1。表2-1 地層水文特征及滲透性表層號名稱水文特征滲透系數（m/d）建議值雜填土水量一般，富水性中等，透水能力中等。2素填土水量小，富水性弱，透水能力弱。0.5粉質黏土水量小，富水性弱，透水能力弱。0.03殘積礫質黏性土水量小，富水性弱，透水能力弱。0.15全風化花崗巖水量小，富水性弱，透水能力弱。0.5散體狀強風化花崗巖水量小，富水性弱，透水能力弱。0.8碎裂狀強風化花崗巖水量一般，富水性中等，透水能力中等。1.5

28、中風化花崗巖水量一般，富水性中等，透水能力中等。0.6微風化花崗巖水量小，富水性弱，透水能力弱。0.1（5）地下水的腐蝕性站址范圍內地下水對混凝土結構具微腐蝕性；對鋼筋砼結構中的鋼筋在長期浸水狀態下具微腐蝕性，在干濕交替帶具弱腐蝕性。綜合判定場區地下水為一般環境，作用等級-C。表2-3 地下水環境類別及作用等級 根據混凝土結構耐久性規范（GB/T50476-2008），判定環境作用等級水樣編號一般環境海洋氯化物環境化學腐蝕環境SO42-水中酸堿度Mg2+侵蝕性CO2對混凝土結構構件的環境作用等級M2SH2-SLB02-1-C無無無無無M2SH3-SLB-04-1-C無無無無無M2SH3-SLB

29、-15-1-C無無無無無M2SH3-SLB-26-1-C無無無無無2.4 特殊性巖土及不良地質作用（1）不良地質本站站址范圍內無不良地質現象。（2）特殊巖土特殊巖土為人工填土、殘積土和風化巖。（1）人工填土人工填土根據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，不利于邊坡穩定，但擬建區間段該層為表土分布且厚度總體較小，對車站工程有影響程度一般較小。（2）殘積土和全、強風化巖花崗巖殘積層均勻性較差，強度不一，接近地表的殘積土受水的淋濾作用，形成網紋結構，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、強風化巖在地下

30、水形成一定高差（落差）的動水作用下，在人工擾動時具遇水軟化、崩解，強度急劇降低的特點，且同一開挖斷面上具有上下、左右軟硬不均的特點，人工開挖形成臨空面時，在動水作用下易軟化垮塌、強度急劇降低、自穩性變差。另外，殘積土和全、強風化巖顆粒成分具有“兩頭大，中間小”的特點，即顆粒成分中，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，容易產生管涌、流土等滲透變形現象，應采取有效的止、排水或注漿加固措施，避免殘積土及風化巖遇

31、水強度降低，甚至產生管涌、流土等滲透變形現象。（3）球狀不均勻風化體（孤石）根據xx花崗巖地區的風化特征，球狀不均勻風化較發育，應考慮孤石或不均勻風化殘留體存在的可能性，屬地下障礙物種類之一，對地下結構施工不利。本站勘察時鉆孔內未揭露有孤石或風化不均勻體分布，但不排除鉆孔間存在孤石或風化不均勻體的可能。2.5 地震安全性評價報告結論本站抗震設防烈度為7度，近場區具備發生中強地震的構造背景。車站工程場地類別為1類，根據場區地形地貌條件、巖土類型及其工程地質性質、地質構造、水文等地質條件來看，場地不具備發生滑坡、崩塌、泥石流、黃土震陷、巖溶塌陷、地裂縫等地震地質災害的地質條件，所以可不考慮發生上述

32、地震地質災害的情況。第三章 抗震設防基本要求3.1 抗震設防目標依據住房和城鄉建設部下發的市政公用設施抗震設防專項論證技術要點（地下工程篇）及城市軌道交通結構抗震設計規范，并考慮到軌道交通地下車站的重要性和震后修復難度，抗震設防目標如下：（1）結構在遭受相當于本工程抗震設防烈度的地震影響時，即475年一遇地震動作用下，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，不應因結構的變形導致軌道的過大變形而影響行車安全；（2）結構在遭受高于本工程抗震設防烈度的罕遇地震（高于設防烈度1度）影響時，即2450年一遇地震動作用下可能破壞，經修補，短期內應能恢復其正常功能，結構局部進入彈塑

33、性工作階段。475年一遇地震作用，對應50年超越概率10%地震作用，即城市軌道交通結構抗震設計規范（送審稿）中E2地震作用。2450年一遇地震作用，對應50年超越概率2%地震作用，即城市軌道交通結構抗震設計規范（送審稿）中E3地震作用。3.2 抗震設計條件根據國家標準中國地震動參數區劃圖（GB18306-2001）和建筑抗震設計規范（GB50011-2010）附錄A，xx市區抗震設防烈度為7度，設計基本地震加速度值為0.15g，設計地震分組為第二組，設防類別為重點設防（乙）。依據提供的xx市地鐵2號線工程場地地震安全性評價報告，xx站地表面50年超越概率為10%的地震加速度峰值為179.5ga

34、l，地表面50年超越概概率2%的地震加速度峰值為327.4gal，根據城市軌道交通結構抗震設計規范表3.1.3中抗震設防地震動峰值加速度與抗震設防烈度烈度對應關系，本站動峰值加速度位于屬于區間（0.14.0.19），地震動峰值加速度取0.15g，按7度抗震設防烈度進行抗震驗算。依據建筑抗震設計規范GB500112010，并結合本工程具體情況綜合判定：建筑場地類別為II類，地震動反應譜特征周期為0.40s；區段地質條件簡單，劃分為對建筑抗震有利地段。擬建場區主要為坡殘積臺地，屬緩坡地形；地基土以穩定基巖和中硬土為主，但站址分布成因、巖性、狀態較為不均勻的巖土層，根據國家標準建筑抗震設計規范（GB

35、50011-2010）中第4.1.1條規定，場地屬抗震一般地段。關于設計地震動參數的選取，場地基巖人造地震動時程一般以基巖加速度反應譜和峰值為目標，用數值模擬的方法合成地震動時程，作為場地土層地震反應分析的地震動輸入值。3.3 抗震計算方法抗震設計中地震效應的計算方法有地震系數法、反應位移法、彈性時程方法、非線性時程方法等。3.3.1 計算方法選擇地震系數法是一種從地面結構抗震設計方法類比而來的地下結構抗震設計方法。該方法將隨時間變化的地震力用等代的靜力地震荷載代替，再用靜力計算方法分析地震作用下的結構內力。當地下結構剛度大、變形小，重量比周圍土層大很多時，結構的慣性力起到支配作用，可近似采用

36、地震系數法進行計算。但地下車站和區間隧道由于自重相對于周邊土體較小，慣性力不起支配作用，因此采用地震系數法是不合適的。近年來，發達國家極少在地下車站及區間的抗震計算中采用地震系數法，城市軌道交通結構抗震設計規范（送審稿）也未將地震系數法作為推薦計算方法。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為吻合，其概念清晰，可以反映土-結構間的相互作用，是日本等發達國家目前普遍采用的地下結構抗震計算方法，我國的城市軌道交通結構抗震設

37、計規范（送審稿）也將反應位移法作為主要計算方法。從整個線路分析，xx地鐵2號線各地下車站及區間隧道周圍地層分布較為均勻、結構規則且縱向較長，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上，xx地鐵2號線xx站以反應位移法為主進行橫斷面計算,同時輔以時程分析法進行檢驗。3.3.2 反應位移法詳述20世紀70年代，日本學者從地震觀測入手，提出了地下線狀結構抗震設計的反應位移法。該方法以一維土層地震反應計算為基礎，認為地下結構在地震時的反應主要取決于周圍土層的變形。將土層在地震時產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

38、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、結構慣性力和結構周圍剪力三種地震作用。1、一維土層地震反應分析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，而僅沿豎向分層變化。雖然一維分析模型是一較為理想的場地力學模型，但從工程近似的角度上分析，它能用以模擬局部范圍內地面、土層界面及基巖面較平坦的場地。因此，它適用于大多數局部場地或大面積場地的局部范圍。目前，對水平成層的土層，通常采用一維波動模型并用等效線性化的方法考慮土體非線性特性的影響進行土

39、層地震反應分析。S波在圖3.3-2體系中垂直向上傳播時，滿足一維波動方程：質量密度；粘滯阻尼系數；u位移；G土體剪切模量。考慮土的非線性特性時采用等效線性化方法，采用美國加利福尼亞大學開發的EERA計算程序求解此一維波動方程。圖3.3-2 一維剪切波動模型圖示為求得地震時地層水平位移和土層剪力的豎向分布，首先進行地層的一維地震響應計算，計算中使用的地層參數均采用xx軌道交通1 號線一期工程工程場地地震安全性評價報告第7.3節所列土層參數和地勘報告揭示的典型土層分布。所需場地土的靜、動力性能參數有：土層波速、土的重度、動剪切模量及阻尼比與剪應變關系曲線。該參數按xx軌道交通1 號線一期工程工程場

40、地地震安全性評價報告所述取用（見表3.3-1）。計算場地所取計算基準面均選取剪切波速大于500m/s的基巖。表3.3-1 一維土層地震反應計算所用的土層特性參數名稱參數剪應變510-6110-5510-5110-4510-4110-3510-3110-2填土G/Gmax0.960.950.80.70.30.20.150.10.0250.0280.030.0350.080.10.110.12淤泥G/Gmax0.9930.9870.9380.8830.6010.430.1310.070.0220.0290.0560.0730.1220.1420.1690.174淤泥質土G/Gmax0.990.98

41、10.9110.8360.5050.3380.0930.040.0110.0160.0390.0550.1040.1230.1480.152粉質粘土G/Gmax0.9940.9880.9410.8880.6140.4430.1370.0740.0130.0180.0410.0560.1060.1280.160.16細砂G/Gmax0.9650.9350.7750.660.30.250.1050.090.0060.010.030.0450.0880.1030.1240.13中粗砂G/Gmax0.990.970.90.850.70.550.320.20.0040.0060.0190.030.075

42、0.090.110.12礫砂G/Gmax0.990.970.90.850.70.550.320.20.0040.0060.0190.030.0750.090.110.12殘積土G/Gmax0.9910.9830.9190.8510.5320.3630.1020.0540.0130.0190.0440.0610.1130.1330.160.164全風化巖G/Gmax0.9930.9860.9350.8780.5890.4180.1250.0670.0150.0210.0450.0610.1080.1280.1550.16散體狀強風化巖G/Gmax0.9940.9890.9460.8980.638

43、0.4680.150.0810.020.0270.0530.0710.1240.1460.180.186碎塊狀強風化巖G/Gmax111111110.0040.0080.010.0150.0210.030.0360.046根據勘察資料及城市軌道交通結構抗震設計規范6.1.3第4條規定：對于埋置于地層中的隧道和地下車站結構，地震作用的基準面應取在隧道和地下車站結構以下剪切波速大于等于500m/s巖土層位置。對于覆蓋土層厚度小于70m的場地，設計地震作用基準面到結構的距離不應小于結構有效高度的2倍；本車站基底為中風化花崗巖剪切波速平均值800m/s，本層及以下地層剪切波速大于500m/s，取17-

44、4頂面為基巖面，由車站所處地層分布，得到覆蓋層厚度小于70m，車站有效高度13.5m，覆土3m，取基巖面埋深H=43.5m2、反應位移法計算模型采用反應位移法進行地下車站結構橫向地震反應計算時，可將周圍土體作為支撐結構的地基彈簧，結構可采用梁單元進行建模（如圖3.3-3所示），考慮了由一維土層地震反應分析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為依據，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各站及區間地勘報告。圖3.3-3 地下車站反應位移法計算模型圖示結構頂底板壓縮地基彈簧剛度；結構頂底板剪切地基彈簧剛度；結構側

45、壁壓縮地基彈簧剛度；結構側壁剪切地基彈簧剛度；結構頂板單位面積上作用的剪力；結構底板單位面積上作用的剪力；結構側壁單位面積上作用的剪力。對于地下車站，各種地震荷載計算說明如下：1）頂板、底板及側墻處土層剪力： a、頂板、底板處土層剪力由一維土層反應分析得到； b、側墻剪力近似計算方法如下式所示：2）結構慣性力計算方法如下式所示：結構i單元上作用的慣性力； 結構i單元的質量；自由土層對應結構i單元位置處的峰值加速度。相應工況下地震峰值加速度，475年一遇工況下取0.1723g，2450年一遇工況下取0.30g；3）土層位移引起的作用于結構的地震力計算：在反應位移法中需將地下結構周圍自由土層在地震

46、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及上部剪切彈簧遠離結構的端部。這里需要說明的是，由于在有限元軟件中要實現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。式中直接施加在結構側壁上的等效荷載（kN）；直接施加在結構頂板的等效荷載（kN）；距地表面深度z處、地下結構底板處和頂板處土層位移（m）。，由一維土層反應分析得到；3.3.3 時程分析法采用時程分析法進行地震效應計算時，需綜合考慮靜力荷載作用及地震動力效應對結構產生的影響。一方面，靜力荷載（僅考慮除地震作用力外的恒載、可變荷載）計

47、算采用Midas結構工程系統軟件程序；另一方面完成動力時程分析計算后，將計算位移指定施加在結構上（結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結果進行組合疊加后得到地震工況下結構內力包絡設計值。3.3.4 計算模型反應位移法法采用荷載結構模型計算，時程分析法采用地層結構模型。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。根據有限元計算原理，將組成結構的各段梁柱分成梁單元，各單元之間以節點相連。單元長度取縱向1米計算。2）對于車站底板彈簧剛度大小取所在土層垂直基床系數，側墻彈簧剛度大小取所在土層水平

48、基床系數。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10KN/m3。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；抗震計算MIDSGTS、Ansys結構分析軟件。第四章 靜力作用下結構計算分析4.1 荷載分類及組合4.1.1 主要計算荷載結構設計根據結構類型，根據地鐵設計規范（GB 50157-2013），按永久荷載、可變荷載、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的最不利組合進行計算。在決定荷載的數值時，考慮施工和使用過程中發生的變化。車站結構計算時考慮荷載如表4-1所示：表4-1 主要計算荷載

49、荷載類型荷載名稱永久荷載結構自重地層壓力隧道上部和破壞棱體范圍的設施及建筑物壓力混凝土收縮及徐變作用設備重量地基下沉影響力可變荷載基本可變荷載地面車輛荷載地面車輛荷載引起的側向巖土壓力消防車荷載及其動力作用其他可變荷載溫度變化影響施工荷載偶然荷載地震影響人防荷載結構自重：結構自身重量產生的沿構件軸線分布的豎向荷載。豎向壓力：按計算截面以上全部土柱重量考慮。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。使用階段結構承受的水平力按靜止土壓力計算。設計采用的側向水、土壓力，對于粘性土地層采用水土合算，對于砂性土地層采用水土分算的辦法。水壓力：作用于頂板的水壓力等于作用在其頂點的靜水

50、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分布荷載，其值等于靜水壓力。側向地層抗力和地基反力：采用彈簧進行模擬。人群荷載：站臺、站廳、樓梯、車站管理用房等部位的人群荷載按4.0kPa計算。設備荷載：設備用房的計算荷載，一般按8.0kPa進行計算，大于8.0kPa的應根據設備的實際重量、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載，在結構計算時還應考慮設備起吊點所設置的位置及起吊點的荷載值。另外尚應滿足消防荷載要求。施工荷載：結構設計中應考慮各種施工荷載可能發生的組合。按8kPa計算。地面超載：一

51、般按20kPa計算。地震工況發生時，不考慮地面超載作用。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等級為三級。人防荷載：6級人防荷載。4.1.2 荷載組合按施工階段、使用階段和特殊荷載作用的不同工況進行荷載組合。（1）施工期間的基本組合：永久荷載+可變荷載，不考慮水壓力影響（2）使用階段：基本組合：永久荷載+可變荷載偶然組合：永久荷載+可變荷載+偶然荷載正常使用極限狀態下的荷載組合采用標準組合進行計算。荷載組合表格如下：表4-2 荷載組合表序號荷載組合驗算工況永久荷載可變荷載偶然荷載地震荷載人防荷載1基本組合構件強度計算1.35(1.0）1.42構件裂縫寬度計算1.00.8

52、3構件變形計算1.01.04抗震荷載作用下構件強度驗算1.2(1.0)0.5*1.21.35人防荷載作用下構件強度驗算1.2(1.0）1.06構件抗浮穩定驗算1.04.1.3 荷載計算（1）永久荷載：頂板覆土：17.54.588.5kpa設備荷載：8kpa側向水土壓力取靜止水土壓力，水土分算。底板下水浮力：108kpa（2）可變荷載：地面超載：20kpa，人群荷載：4kpa4.2 計算模型與計算簡圖由于隧道縱向尺寸很長，橫向尺寸很小，可以簡化為平面應變問題取每延米作橫向計算。結構計算參數如下表所示：表4-3 結構計算參數結構類型彈性模量E/GPa泊松比重 度/kNm-3C4032.50.225

53、C4533.50.225圍巖抗力采用彈簧單元模擬，彈簧施加范圍及數量根據試算中結構的變形情況進行調整和優化，僅當結構產生指向圍巖方向的位移時添加彈簧單元，圍巖彈性抗力系數按實測圍巖的側向基床系數和垂向基床系數選值。主體結構埋深較淺處采用明挖結構形式，埋深較深處采用復合式襯砌暗挖結構斷面，計算模型分為施工階段與長期使用階段兩種情況計算。設計采用“荷載-結構”模型，按平面桿系有限元法進行計算。車站標準段主體結構計算圖式見圖4-1。圖4-1 車站主體計算簡圖4.3 主體結構計算及結果圖4-2 準永久組合彎矩圖圖4-3 準永久組合軸力圖圖4-4 準永久組合剪力圖圖4-5 準永久組合變形圖圖4-6 基本

54、組合彎矩圖圖4-7 基本組合軸力圖圖4-8 基本組合剪力圖圖4-8 基本組合變形圖表4-4 靜力作用下明挖結構斷面設計參數表位置基本組合準永久組合計算配筋配筋率（）配筋設計彎矩（kNm）軸力（kN）彎矩（kNm）軸力（kN）頂板支座624.7557.3446.2399.632720.525150頂板跨中581.1557.3415.1399.632720.525150中板支座230.21325.8177.1947.132720.5220150中板跨中102.31325.872.5947.125340.5220150底板支座1383.4538.3988.1384.320940.5225150底板跨

55、中503.4538.3359.6384.320940.5225150側墻支座1383.41132.4988.1796.120940.5222150側墻跨中892.5997.2637.5754.520940.5222150第五章 抗震計算5.1 反應位移法計算5.1.1 一維土層反映計算結果a、土層變位對結構的荷載土層名稱深度彈簧剛度50年超越概率10%地震作用50年超越概率2%地震作用相對位移土體位移對側墻的荷載相對位移土體位移對側墻的荷載（m）(kN/m)（m）(kN)（m）(kN)頂板殘積砂質粘性土3.2150.00105623.760.001431.55中板殘積砂質粘性土10.2150.

56、000511.10.000920.57底板強風化花崗巖17.9600.00000 000b、慣性力結構慣性力計算方法如式3.3-2所示： （式5.1-1）結構i單元上作用的慣性力； 結構i單元的質量；自由土層對應結構i單元位置處的峰值加速度。相應工況下地震峰值加速度，475年一遇工況下取0.1723g，2450年一遇工況下取0.30g；c、周面剪力單元長50年超越概率10%地震作用剪應力(kN/m2)50年超越概率2%地震作用剪應力(kN/m2)頂板0.527.6527.65底板0.527.6527.65側墻0.527.6527.655.1.2 主體結構計算結果在475年一遇的地震動作用下，車

57、站單柱段主體結構的內力圖見圖5.1-1圖5.1-4圖5.1-1 475年一遇地震動作用下彎矩設計值（kNm）圖5.1-2 475年一遇地震動作用下剪力值（kNm）圖5.1-3 475年一遇地震動作用下軸力值（kN）圖5.1-4 475年一遇地震動作用下變形值（m）在475年一遇的地震動作用下，車站主體結構的變形計算結果見圖5.1-4，最大彈性層間位移比為1/925。在2450年一遇的地震動作用下，車站單柱段主體結構的內力圖見圖5.1-5圖5.1-8圖5.1-5 2450年一遇地震動作用下彎矩設計值（kNm）圖5.1-6 2450年一遇地震動作用下剪力值（kNm）圖5.1-7 2450年一遇地震

58、動作用下軸力值（kN）圖5.1-8 2450年一遇地震動作用下變形值（m）在2450年一遇的地震動作用下，車站主體結構的變形計算結果見圖5.1-4，最大彈性層間位移比為1/925。表5-1 抗震工況下結構斷面設計參數表位置地震組合計算配筋面積配筋率()配筋設計彎矩（kNm）軸力（kN）頂板邊支座中1119.2537.432720.5225150頂板邊跨中579.3461.432720.5225150頂板中支座411.7378.932720.5225150頂板中跨中194.5324.532720.5225150中板邊支座中162.4953.19320940.3820150中板邊跨中77.5953

59、.120940.3820150中板中支座24.6953.120940.3820150中板中跨中17.8953.120940.3820150底板邊支座中937.2896.332720.525150底板邊跨中352.4769.832720.525150底板中支座329.2760.432720.525150底板中跨中202.8722.732720.525150側墻底支座937.2146225340.5222150側墻跨中633.3113425340.52221505.1.3 軸壓比驗算xx站暗挖斷段主體結構柱子截面尺寸為7001100，柱子的軸壓比驗算如下：地震工況下柱子的最大壓力為：13825.7

60、KN=N/（Afc）=13825.7/（0.71.1100023.1）=0.780.85（三級抗震）經過計算可知，xx站框架柱的軸壓比滿足規范要求。5.1.4 主體與附屬結構接口部位抗震分析xx站選用主體和出入口結合部位進行抗震分析，計算結果如圖5-79所示： 圖5-7接口部位結構彎矩圖圖5-8 接口部位結構剪力圖圖5-9 接口部位結構軸力圖根據計算結果，接口部位節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的要求。設計中接口部位加強環梁即可滿足構造要求。5.2 時程分析法計算5.2.1 計算參數的選取根據xx市軌道交通2號線工程場地地震安全性評價報告金融中心站為堅硬場地，一般屬II

61、類建筑場地。xx站計算50年超越概率63%、10%、2%的概率水準的基巖水平峰值加速度分別為55.2gal、179.5gal、327.4gal。出于安全考慮，本工程計算采用50年超越概率為10%的基巖加速度反應譜和峰值加速度作為地震動時程合成的目標峰值和反應譜，合成土層地震反應分析所需的基巖地震動時程。圖5-10 50年超越概率63%基巖水平地震動時程圖5-11 50年超越概率10%基巖水平地震動時程圖5-12 50年超越概率2%基巖水平地震動時程以計算控制點土層地震反應得到的地表加速度反應譜和加速度峰值為主要依據，參考場地沿線的工程地質分區，將工程沿線地表分為四段地表水平向峰值加速度和反應譜

62、參數如下表：表5-2 地表設計反應譜參數設計地震動參數超越概率水平50年63%50年10%50年2%100年10%100年2%Amax55.2179.5327.4232.93872.502.502.502.502.50T10.100.100.100.100.10Tg0.450.450.450.450.4511111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性特性參數值。5.2.2 計算模型的輸入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程，并將地下

63、結構物和周圍土體介質視為共同受力變形的整體，通過直接輸入地震加速度記錄，在滿足變形協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，加速度以及應變和內力，據以驗算場地的穩定性。模型計算采用midas GTS軟件進行時程法計算分析。在模型中，土體的本構模型采用巖土常用模型Mohr-Coulomb模型。動力有限元數值仿真分析中，所關心振波的高頻（短波）成分決定網格單元長度，低頻（長波）成分決定模型邊界范圍的大小。考慮水平和豎向地震波的影響，計算模型的側面人工邊界距地下結構為3倍地下結構水平有效寬度，底面人工邊界距結構為3倍地下結構豎向有效高度，上表面取至實際地表。實際場地是一個半無限區域

64、，但在對土體結構進行有限元動力分析時， 土體的計算范圍只能是有限的。對于范圍有限的計算區域，在地震激勵下，波動能量將在人工截取的邊界上發生反射，使波發生震蕩，導致模擬失真。為了解決有 限截取模型邊界上波的反射問題，邊界條件采用由Decks等人提出的粘-彈性吸收邊界。粘-彈性邊界不僅可以較好地模擬地基的輻射阻尼，而且也能模擬遠場地球介質的彈性恢復性能，具有良好的低頻穩定性。定義粘性邊界需計算土體x、y方向上的阻尼比。阻尼計算采用如下公式：P波S波其中，：體積彈性系數（KN/m2）; ：剪切彈性系數（KN/m2）; ：彈性模量（KN/m2）；：泊松比; ：截面積（m2）根據規范要求，對本車站選擇峰

65、值加速度為179.5cm/ s2，滿足中國地震動參數區劃圖要求，并且同時滿足地震安評報告中罕遇地震和多遇地震的地震峰值加速度要求。根據地質勘查資料以及設計資料，確定明挖部分計算模型如下：5-13xx站明挖段斷面地層計算模型5.2.3 計算分析過程及結果（1）地震作用下地層情況 5-14 地震作用下地層水平位移云圖（2）地震作用下車站結構情況1）結構應力云圖5-15 地震作用下結構應力云圖根據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6.8MPa16.7MPa（C35砼抗壓強度設計值），滿足結構受壓強度要求。2）橫向結構位移云圖5-16 地震作用下結構水平位移云圖3）地震作用下結構

66、橫向分析5-17 地震作用下結構水平位移云圖根據結構頂底板水平位移差異曲線可以看出，結構在最不利情況下水平位移最大差異為9.54mm15.5/250=60mm(依據城市軌道交通結構抗震設計規范)，出現在8.22s，差異變形不大，有利于結構的受力。5.3 結構抗震性能分析5.3.1 主體結構內力調整根據建筑抗震設計規范（GB50011-2010）和城市軌道交通結構抗震設計規范的相關規定，上述各地下車站的框架抗震等級均為三級。因此，第7章所述各站計算結果按三級框架進行內力設計值調整。另外，從日本阪神地震的經驗來看，淺埋式地下結構在豎向地震作用下震害較為明顯，而第7章所述的計算結果僅考慮橫向地震作用

67、，因此應對計算結果進行適當調整，以考慮豎向地震作用。(1)“強柱弱梁、強剪弱彎”內力設計值調整對車站進行結構抗震驗算時，按地震作用效應與其他荷載效應的基本組合進行構件截面抗震驗算，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（滿足建筑抗震設計規范（GB50011-2010）的相關要求）。1、三級框架的梁柱節點處，柱端組合的彎矩設計值應下式進行調整，本條適用于頂板、中板、底板與中柱節點區：式中：節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值，可按彈性分析分配；節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，一級框架節點左右梁端均為負彎矩時，絕對

68、值較小的彎矩應取零；框架柱端彎矩增大系數；對三級框架結構可取1.3。2、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、中板、底板和側墻：式中：梁的凈跨；梁在重力荷載代表值作用下，按簡支梁分析的梁端截面剪力設計值；、分別為梁左右端反時針或順時針方向組合的彎矩設計值，一級框架兩端彎矩均為負彎矩時，絕對值較小的彎矩應取零；梁端剪力增大系數，三級可取1.1。3、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：式中：柱的凈高；、分別為柱的上下端順時針或反時針方向截面組合的彎矩設計值；柱剪力增大系數對三級框架結構取1.2；4、側墻的受力性能更接近于梁，且軸壓比較小，故不

69、對側墻的彎矩進行調整，僅按第二條調整其剪力設計值。(2) 中柱軸力設計值調整從日本阪神地震的經驗來看，淺埋式地下結構在豎向地震作用下震害較為明顯，且以中柱破壞最為嚴重，因此計算中應考慮豎向地震作用的影響。但本計算中未考慮豎向地震作用影響，故引入中柱軸力調整系數，對中柱軸力進行適當調整，調整原則如下所述。1）建筑抗震設計規范第5.3.4條建議豎向地震影響系數取為相對橫向地震水平的0.65倍，故這里對依據橫向地震作用，引入中柱軸力調整系數。側墻由于軸壓比較小，調整意義不大，故不作調整；2）上海地下鐵道建筑結構抗震設計規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為

70、1.61.9，但其僅適用于上海軟土地區，考慮到xx地區基巖埋深相對較淺，震害亦較小，故取中柱軸力調整系數上限取為1.6。綜上所述，中柱軸力調整系數可按下式計算：式中：475年一遇地震動作用下，中柱軸力調整系數，不大于1.6；475年一遇地震動作用效應與其它荷載效應標準組合下中板軸力最大值；靜力工況荷載標準組合下中板軸力最大值。475年一遇地震動作用下，調整后的中柱軸力設計值按式4.1-5計算： 475年一遇地震動作用下，調整后的中柱軸力設計值；475年一遇地震動作用效應與其它荷載效應的基本組合下，中柱軸力值。5.3.2 主體結構計算分析（1） 截面抗震驗算原則根據建筑抗震設計規范（GB 500

71、11-2010）第5.4節，對地震工況截面驗算時還需考慮承載力抗震調整系數RE。即結構構件的截面抗震驗算，應按式4.2-1驗算截面承載力：式中：475年一遇地震動作用效應與其他荷載效應的基本組合下，結構構件內力設計值；結構構件承載力設計值；承載力抗震調整系數，中柱取0.8，其他構件取0.85。（2）計算結果統計分析根據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法計算結果，內力計算數據統計如表5.3-1。根據建筑抗震設計規范（GB 50011-2010）5.4節，對地震工況荷載進行荷

72、載組合時設計值還需考慮承載力抗震調整系數RE，抗震墻等構件調整系數按0.85考慮。基本組合、準永久組合、抗震組合的計算對比表4.2.3 抗震驗算結論如上所述，xx地鐵2號線一期工程xx站的抗震計算結果總結如下：1）xx站，在中震作用下，結構最大層間位移比均小于1/550，結構處于彈性工作階段，構件截面及配筋均滿足抗震計算要求。各類構件截面尺寸及配筋均由準永久荷載組合下的裂縫計算所控制，地震工況不起控制性作用。2）在中震作用下，對中柱軸力進行調整后，xx站的中柱軸壓比均未超過0.85的限值，揭示中柱延性滿足抗震要求。3）在大震作用下，xx站彈塑性層間位移均未超過1/250的彈塑性層間位移限值，滿

73、足設計要求。總之，抗震計算分析表明：xx地鐵2號線一期工程xx站滿足工程抗震設防目標一和目標二。第六章 抗震構造措施6.1 主體結構抗震構造措施6.1.1 地下車站主體結構抗震構造措施鋼筋混凝土框架的梁、板、柱的配筋方式、截面尺寸和軸壓比，縱向受力鋼筋的最小配筋率、錨固長度和搭接長度，箍筋的最小直徑、最大間距和加密區長度，(抗震)墻的厚度及其豎向和橫向分布筋的最小配筋率和布置方式，以及帶有孔洞時結構的構造等抗震構造措施，均按抗震等級為三級的同類地面框架和板柱抗震墻鋼筋混凝土框架結構確定（滿足建筑抗震設計規范（GB50011-2010）的相關要求）。1、梁寬大于柱寬的梁應符合下列要求:梁中線應與

74、柱中線重合，節點區梁腰筋應貫通，并配置附加腰筋和雙向拉筋，拉筋配置10100，如圖6.1-1所示：圖6.1-1 寬扁梁配筋與構造2、梁的鋼筋配置，應符合下列各項要求:（1）梁端計入受壓鋼筋的混凝土受壓區高度和有效高度之比，不應大于0.35；（2）梁端截面的底面和頂面縱向鋼筋配筋量的比值，除按計算確定外，不應小于0.3；（3）梁端箍筋加密區的長度、箍筋最大間距和最小直徑應按表6.1-1采用，當梁端縱向受拉鋼筋配筋率大于2%時，表中箍筋最小直徑數值應增大2mm。表6.1-1 梁端箍筋加密區的長度、箍筋最大間距和最小直徑3、梁的鋼筋配置，尚應符合下列規定:（1）梁端縱向受拉鋼筋的配筋率不宜大于2.5

75、%。沿梁全長頂面、底面的配筋，不應少于2D14，且分別不應少于梁頂面、底面兩端縱向配筋中較大截面面積的1/4；（2）框架梁內貫通中柱的每根縱向鋼筋直徑，對框架結構不應大于矩形截面柱在該方向截面尺寸的1/20，或縱向鋼筋所在位置圓形截面柱弦長的1/20；對其他結構類型的框架不宜大于矩形截面柱在該方向截面尺寸的1/20，或縱向鋼筋所在位置圓形截面柱弦長的1/20；（3）梁端加密區的箍筋肢距，不宜大于250mm和20倍箍筋直徑的較大值。4、柱軸壓比不宜超過表6.1-2的規定：表6.1-2 軸壓比限值5、柱的鋼筋配置，應符合下列各項要求:（1）柱縱向受力鋼筋的最小總配筋率應按表6.1-3采用，同時每一

76、側配筋率不應小于0.2；表6.1-3 柱截面縱向鋼筋的最小總配筋率（2）柱箍筋在規定的范圍內應加密，加密區的箍筋間距和直徑，應符合下列要求:a、一般情況下，箍筋的最大間距和最小直徑，應按表6.1-4采用：表6.1-4 柱箍筋加密區的最大間距和最小直徑b、框架柱的箍筋直徑不小于10mm且箍筋肢距不大于200mm時，除底層柱下端外，最大間距應允許采用150mm。6、柱的縱向鋼筋配置，尚應符合下列規定:（1）柱的縱向鋼筋宜對稱配置；（2）截面邊長大于400mm的柱，縱向鋼筋間距不宜大于200mm；（3）柱總配筋率不應大于5%；（4）柱縱向鋼筋的綁扎接頭應避開柱端的箍筋加密區。7、柱的箍筋配置，尚應符

77、合下列要求:（1）柱的箍筋加密范圍，應按下列規定采用:a、柱端，取截面高度(圓柱直徑)、柱凈高的1/6和500mm三者的最大值；b、底層柱的下端不小于柱凈高的1/3；（2）柱箍筋加密區的箍筋肢距，不宜大于250mm，至少每隔一根縱向鋼筋宜在兩個方向有箍筋或拉筋約束；采用拉筋復合箍時，拉筋宜緊靠縱向鋼筋并鉤住箍筋。（3）柱箍筋加密區的體積配箍率，應按下列規定采用:a、柱箍筋加密區的體積配箍率應符合下式要求:柱箍筋加密區的體積配箍率，不應小于0.6%；計算復合螺旋箍的體積配箍率時，其非螺旋箍的箍筋體積應乘以折減系數0.8；最小配箍率特征值，按表6.1-5取值。表6.1-5 柱箍筋加密區的箍筋最小配

78、箍特征值（4）柱箍筋非加密區的箍筋配置，應符合下列要求:a、柱箍筋非加密區的體積配箍率不宜小于加密區的50%；b、箍筋間距，不應大于10倍縱向鋼筋直徑；（5）框架節點核芯區配箍特征值分別不宜小于0.1，且體積配箍率分別不宜小于0.5%。8、梁柱節點抗震構造詳圖：6.1.2 主體結構薄弱部位工程措施對于主體結構出入口、預留出入口及風道接主體結構處等有可能存在薄弱部位的重點部位，加強環梁設計，完善結構受力轉換體系，保證結構承載力和安全性，采取必要的輔助施工措施，同時優化施工步序和現場組織。6.2 非結構構件抗震措施6.2.1 非結構構件抗震計算措施非結構構件除滿足承載能力要求外，還應按地震工況進行

79、驗算。非結構構件抗震計算采用等效側力法，水平地震作用標準值按下式計算：非結構構件因支承點相對位移產生的內力，可按該構件在位移方向的剛度乘以其位移計算，水平位移按中震條件下的層間位移限制（即層間位移角1/550）確定：6.2.2 非結構構件抗震構造措施建筑非結構構件指除承重骨架體系以外的固定構件和部件包括非承重墻、附屬于樓面的構件和裝飾構件等。1、計算要求計算要求執行建筑抗震設計規范（GB50011-2010）第13.2節的相關規定。2、基本抗震措施1）、填充墻應滿足下列要求：（1）填充墻在平面和豎向的布置，宜均勻對稱，宜避免形成薄弱層或短柱；（2）砌體的砂漿強度等級不應低于M5，實心塊體的強度

80、等級不宜低于MU2.5，空心塊體的強度等級不宜低于MU3.5；（3）墻頂應與框架梁密切結合，填充墻應沿框架柱全高每隔500mm600mm設26拉筋，拉筋沿墻全長貫通；（4）墻高超過4m時，墻體半高宜設置與柱連接且沿墻全長貫通的鋼筋混凝土水平系梁；（5）樓梯間和人流通道的填充墻，尚應采用鋼絲網砂漿面層加強，（6）墻長大于5m時，墻頂與梁宜有拉結。2）、構造柱應滿足下列要求：（1）墻長超過8m或層高2倍時，宜設置鋼筋混凝土構造柱；（2）門、窗洞口寬度超過3m時，洞邊應設置構造柱；（3）填充墻轉角處應設置構造柱。3）、圈梁應滿足下列要求：填充墻的圈梁應按上密下稀的原則每隔4m左右在窗頂增設一道圈梁，圈梁的豎向間距不應大于3m；圈梁宜閉合，圈梁截面寬度宜與墻厚相同，截面高度不應小于180mm；圈梁的縱筋不應少于412；圈梁應與柱牢固連接，頂部圈梁與柱錨拉鋼筋不少于412，且錨固長度不宜少于35倍鋼筋直徑。4）、墻梁應滿足下列要求：墻梁宜采用現澆，當采用預制墻梁時，梁底應與磚墻頂面牢固拉結并應與柱錨拉；轉角處相鄰的墻梁，應相互可靠連接。5）、其它構件各種機電設備與結構的連接均應可靠，具體措施本均執行建筑抗震設計規范（GB50011-2010）第13.4節的相關規定。