安軍海， 閆宏錦， 趙志杰， 蔣錄珍

(河北科技大學(xué)建筑工程學(xué)院， 石家莊 050018)

地震發(fā)生時(shí)，飽和砂土液化引起的土層大變形是造成地下結(jié)構(gòu)發(fā)生震害的主要原因[1-2]。1964年日本新潟地震，引發(fā)大面積土體發(fā)生液化，致使很多地下管線和鐵路隧道結(jié)構(gòu)均出現(xiàn)了不同程度的上浮或破壞[3-4]；1989年美國(guó)加州6.9級(jí)Loma Prieta地震，致使舊金山港灣地區(qū)發(fā)生了大面積的砂土液化，例如噴砂冒水、側(cè)向位移、地面沉降及地裂縫等，造成多處地面及地下結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重破壞[5-6]；1995年日本阪神地震，造成了大開(kāi)地鐵車(chē)站毀滅性的倒塌，調(diào)查發(fā)現(xiàn)，由于該車(chē)站周?chē)翆颖容^松散，導(dǎo)致地震時(shí)側(cè)向變形很大[7-10]；2011年日本9.0級(jí)太平洋近海地震，造成大面積土體液化，很多建筑物發(fā)生嚴(yán)重地基沉降，淺埋地下結(jié)構(gòu)甚至出現(xiàn)上浮至地面以上的情況[11-13]。目前，中國(guó)正處于城市軌道交通建設(shè)的高峰期，越來(lái)越多的地鐵結(jié)構(gòu)將不可避免地穿越可液化土層，如南京、北京、太原等城市，尤其是太原，穿越可液化地層的軌道交通線路幾乎占全部線路的60%以上。因此，開(kāi)展可液化場(chǎng)地中的地鐵地下結(jié)構(gòu)抗震性能研究具有重要工程應(yīng)用價(jià)值。

近年來(lái)，相關(guān)學(xué)者相繼開(kāi)展了一些可液化地層中地下結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)規(guī)律研究。王剛等[14]研究了飽和砂土層中地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)和周?chē)貙娱g的動(dòng)力相互作用，分析了結(jié)構(gòu)埋深對(duì)于結(jié)構(gòu)加速度、上浮以及內(nèi)力的影響。王文章[15]采用有限元軟件 DBLEAVES 分析了地震作用下可液化土的動(dòng)力響應(yīng)，評(píng)估了液化防治措施效果。王建寧等[16-17]、莊海洋等[18]分別對(duì)可液化場(chǎng)地中的復(fù)雜異形及典型雙層三跨地鐵車(chē)站周?chē)鷪?chǎng)地進(jìn)行了模擬，重點(diǎn)分析了結(jié)構(gòu)上浮及周?chē)鼗囊夯瘏^(qū)分布和位移矢量。何劍平等[19]基于FLAC3D軟件，驗(yàn)證了液化的隔震作用及碎石排水層法的抗液化效果。劉春曉[20]使用FLAC3D軟件，研究了可液化土層位置對(duì)地下結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。以往研究基本上都把地鐵地下結(jié)構(gòu)置于全部的可液化場(chǎng)地中，對(duì)上穿一定厚度可液化土層的地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)特性還需進(jìn)一步探討。此外，《地下結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 51336—2018)中已明確規(guī)定，距結(jié)構(gòu)底部深度10 m內(nèi)的地層存在飽和砂土?xí)r，其抗震設(shè)計(jì)問(wèn)題應(yīng)做專(zhuān)門(mén)處理[21]。因此，開(kāi)展地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上穿可液化土層的地震響應(yīng)規(guī)律分析具有重要意義。

基于此，現(xiàn)以北京某典型地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上穿厚度為3 m的飽和粉細(xì)砂土層的實(shí)際工程為研究背景，建立土-地下結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用的數(shù)值模型，并以相應(yīng)自由場(chǎng)模擬結(jié)果作為對(duì)比工況，分析場(chǎng)地液化分布特征、結(jié)構(gòu)應(yīng)力及上浮特征、周?chē)鷪?chǎng)地位移沉降及矢量特征等指標(biāo)，并給出一些有價(jià)值的研究結(jié)論。

1 數(shù)值模型的建立

1.1 結(jié)構(gòu)及場(chǎng)地條件

車(chē)站是典型的兩層三跨箱型框架式結(jié)構(gòu)，其主體部分橫斷面尺寸如圖1所示。結(jié)構(gòu)覆土厚度為2 m，車(chē)站縱梁、中柱及墻板混凝土等級(jí)分別為C40、C45、C40，其相應(yīng)部位的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

圖1 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)形式及尺寸Fig.1 Structure and size of subway station

表1 結(jié)構(gòu)參數(shù)

基于該車(chē)站場(chǎng)地的巖土工程勘察報(bào)告，選取北京市通州地區(qū)含有飽和粉細(xì)砂地層的典型場(chǎng)地條件進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化，得到各土層的分布及其物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

1.2 數(shù)值模型及材料本構(gòu)

基于有限差分軟件FLAC3D建立尺寸的長(zhǎng)×高=161 m×45 m的數(shù)值模型，其頂面取至地表面，下邊界取至等效基巖面，模型底部固定；共有3 652個(gè)單元和7 820個(gè)節(jié)點(diǎn)?；炷两Y(jié)構(gòu)采用彈性本構(gòu)模型，場(chǎng)地土層遵循Mohr-Coulomb 強(qiáng)度準(zhǔn)則，地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)下方3 m厚的飽和粉細(xì)砂選用PL-Finn模型，結(jié)構(gòu)及土體采用實(shí)體單元及局部阻尼，其阻尼系數(shù)分別為0.157和0.314。動(dòng)力計(jì)算時(shí)，模型底部設(shè)置為靜態(tài)吸收邊界，四周施加自由場(chǎng)邊界，建立的土-地下結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用數(shù)值模型及作為對(duì)比分析工況的自由場(chǎng)數(shù)值模型如圖2所示。其中，P1～P4、A1～A11分別為模型土體的孔隙水壓力和加速度監(jiān)測(cè)點(diǎn)，Aa～Ae為不同深度處的加速度監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

表2 場(chǎng)地土層物理力學(xué)參數(shù)

圖2 數(shù)值計(jì)算模型Fig.2 Numerical calculation model

1.3 輸入地震動(dòng)

基巖輸入地震動(dòng)選取可最大限度地表征場(chǎng)地土的動(dòng)力特性的北京人工波，地震動(dòng)輸入時(shí)，將其峰值地面加速度(peak ground acceleration，PGA)調(diào)整為0.2g(g為重力加速度)，持時(shí)為30 s，加速度時(shí)程曲線及其相應(yīng)頻譜圖如圖3所示。

圖3 輸入地震動(dòng)的加速度時(shí)程及傅氏譜Fig.3 Acceleration time history and Fourier spectrum of input ground motion

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 孔隙水壓力反應(yīng)

為分析地震作用下地下結(jié)構(gòu)的存在對(duì)飽和砂土層孔隙水壓力的影響，圖4給出了自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況中距離地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)左側(cè)墻分別為0.6 m(P1)、5 m(P2)和10 m(P3)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的超孔壓比時(shí)程曲線。

圖4 距離側(cè)墻不同距離超孔壓比時(shí)程Fig.4 Time history of over pore pressure ratio at different distances from the side wall

由圖4可知：無(wú)論是自由場(chǎng)還是非自由場(chǎng)計(jì)算工況中，在地震動(dòng)輸入的初始階段(0～7 s)，可液化土層的超孔壓比增長(zhǎng)緩慢，此時(shí)的土體處于彈性狀態(tài)；隨著地震動(dòng)強(qiáng)度及持時(shí)的增加(8～15 s)，超孔壓比迅速增加，達(dá)到峰值后一段時(shí)間內(nèi)保持平穩(wěn)。這是由于隨著地震動(dòng)作用的不斷累積，使得飽和砂土顆粒之間發(fā)生相對(duì)滑移導(dǎo)致孔隙體積減小，而這時(shí)的飽和砂土地基又處于不排水狀態(tài)，于是孔壓急劇發(fā)展；最后，隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的逐漸降低(16～30 s)，積聚在飽和砂土地基內(nèi)的孔壓緩慢消散，超孔壓比逐漸降低。從輸入地震動(dòng)峰值與孔壓發(fā)展模式來(lái)看，二者達(dá)到峰值的時(shí)刻接近。

自由場(chǎng)計(jì)算工況中，同深度處飽和粉細(xì)砂土體(P1、P2、P3)的超孔壓比時(shí)程曲線幾乎完全一致，而非自由場(chǎng)工況中相應(yīng)位置監(jiān)測(cè)點(diǎn)的超孔壓比則明顯不同，說(shuō)明地下結(jié)構(gòu)的存在改變了孔隙水壓力的分布規(guī)律。從圖4(a)中可以看出，距離地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)越近的土層，其孔壓比越大。這主要是因?yàn)榭拷叵陆Y(jié)構(gòu)的監(jiān)測(cè)點(diǎn)的初始有效應(yīng)力比較低，而超孔隙水壓力需上升至有效應(yīng)力時(shí)才能發(fā)生液化。此外，監(jiān)測(cè)點(diǎn)P1接近于左側(cè)墻和底板的連接部位，該部分土體的剪切變形最大，這也在一定程度上促進(jìn)了孔隙水壓力的增加。

11 s時(shí)(加速度波峰值時(shí)刻)，自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況下場(chǎng)地土的孔隙水壓力分布云圖如圖5所示。

圖5 孔隙水壓力分布云圖Fig.5 Cloud diagram of pore water pressure distribution

由圖5可知：非自由場(chǎng)計(jì)算工況中地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)兩側(cè)地基的孔壓分布區(qū)域基本對(duì)稱(chēng)分布，靠近側(cè)墻和底板連接范圍的土體(區(qū)域1)的孔壓最大，結(jié)構(gòu)正下方范圍土體(區(qū)域2)次之，遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu)范圍土體(區(qū)域3)孔壓最小。即地下結(jié)構(gòu)下方存在可液化土體時(shí)，從結(jié)構(gòu)遠(yuǎn)處到近端，孔隙水壓力呈先減小后變大的變化趨勢(shì)。

圖6 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)底板下方超孔壓比時(shí)程Fig.6 Time history of over-pore pressure ratio under the bottom plate of subway station structure

圖6給出了自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況中地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)正下方監(jiān)測(cè)點(diǎn)P4的超孔壓比時(shí)程曲線。整體上，不同計(jì)算工況下同一監(jiān)測(cè)點(diǎn)的超孔壓比增長(zhǎng)趨勢(shì)大體一致，且?guī)缀跬瑫r(shí)達(dá)到峰值，但非自由場(chǎng)計(jì)算工況中監(jiān)測(cè)點(diǎn)的超孔壓比值大于自由場(chǎng)計(jì)算工況中的超孔壓比，這是由于同等土體深度處，非自由場(chǎng)中存在地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)而使得其有效應(yīng)力比自由場(chǎng)場(chǎng)地中的小，導(dǎo)致土體克服有效應(yīng)力的能力較低，所以非自由場(chǎng)場(chǎng)地的超孔壓比大于自由場(chǎng)場(chǎng)地的。

2.2 模型地基加速度反應(yīng)

2.2.1 地表峰值加速度

自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況中地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上方地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)(A1～A4)和距離右側(cè)墻不同水平距離的地表監(jiān)測(cè)點(diǎn)(A6～A11)峰值加速度的如圖7所示。

圖7 地表不同位置峰值加速度Fig.7 Peak acceleration at different locations on the surface

由圖7可知：水平地震動(dòng)作用下，非自由場(chǎng)計(jì)算工況中地鐵車(chē)站正上方地表峰值加速度較自由場(chǎng)工況中的地表加速度明顯較小。其中，距離中心點(diǎn)為18 m處的監(jiān)測(cè)點(diǎn)(A4)的峰值加速度減小幅度最大。此后，非自由場(chǎng)工況中的地表峰值加速度逐漸增加，距地表右側(cè)墻18 m以外時(shí)，其加速度反應(yīng)峰值又超過(guò)自由場(chǎng)計(jì)算工況的。這說(shuō)明由于地下結(jié)構(gòu)的存在，使得其上方一定范圍的地表地震響應(yīng)明顯降低。

2.2.2 土體加速度反應(yīng)

自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況中距離地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)左側(cè)墻5 m位置不同深度處土體的監(jiān)測(cè)點(diǎn)(Aa～Ae)加速度放大系數(shù)如圖8所示。由圖8可知：兩種計(jì)算工況下土體加速度放大系數(shù)自下而上先增大后減小，拐點(diǎn)出現(xiàn)在可液化土層，因此，在地震波的傳播過(guò)程中，可液化土層具有一定的隔震效應(yīng)；同時(shí)，非自由場(chǎng)工況下土體各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的加速度放大系數(shù)略小于自由場(chǎng)工況的，但相差很小，說(shuō)明對(duì)上穿可液化土層的地下結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，對(duì)結(jié)構(gòu)慣性力的施加仍可參照自由場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果。

圖8 不同工況下土體加速度放大系數(shù)Fig.8 Soil acceleration amplification coefficient under different working conditions

2.3 模型土體位移分析

自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)計(jì)算工況下的模型土體在不同時(shí)刻的位移矢量如圖9所示?？梢钥闯觯鹤杂蓤?chǎng)工況中，地震動(dòng)輸入的前期階段，土體基本為水平向運(yùn)動(dòng)，當(dāng)?shù)卣饎?dòng)強(qiáng)度達(dá)到峰值以后，飽和粉細(xì)砂及以上土體出現(xiàn)上下方向的運(yùn)動(dòng)，此時(shí)，土體的運(yùn)動(dòng)不再僅限于水平向；非自由場(chǎng)工況中，激振初始階段以水平向運(yùn)動(dòng)為主，隨著孔隙水壓力的不斷積累，地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)兩側(cè)的土體開(kāi)始向車(chē)站底部方向發(fā)生流動(dòng)，車(chē)站底部土體因受到兩側(cè)土體的擠壓及下部飽和粉細(xì)砂土體上升的孔隙水壓力的作用而發(fā)生向上的位移，從而使得車(chē)站發(fā)生上浮。車(chē)站上浮的過(guò)程中，又會(huì)帶動(dòng)緊鄰其兩側(cè)的土體產(chǎn)生向上的位移，從而地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)兩側(cè)的土體便產(chǎn)生不斷的環(huán)向位移流動(dòng)。地下結(jié)構(gòu)上穿可液化土層時(shí)結(jié)構(gòu)周?chē)馏w位移矢量分析可為提出抑制結(jié)構(gòu)上浮措施提供有價(jià)值的參考數(shù)據(jù)。同時(shí)，激振結(jié)束后，自由場(chǎng)工況和非自由場(chǎng)工況中的可液化土層的最終水平位移分別為1.13 m和1.10 m，非自由場(chǎng)土體的殘余變形稍大于自由場(chǎng)的，且地震波作用過(guò)程中亦是如此，說(shuō)明地震時(shí)地下結(jié)構(gòu)的存在可在一定程度上增加場(chǎng)地土層的變形。另外，自由場(chǎng)工況中同一深度處的土體位移基本相同，而非自由場(chǎng)工況中同一深度處的土體位移有一定差異，尤其是結(jié)構(gòu)附近土層。

2.4 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)應(yīng)力反應(yīng)分析

為分析可液化土層對(duì)上穿地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)應(yīng)力反應(yīng)的影響，表3給出了含有可液化土層及一般土層場(chǎng)地條件下的地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)側(cè)墻和中柱監(jiān)測(cè)點(diǎn)的最大、最小主應(yīng)力幅值。其中，表中數(shù)據(jù)以受拉為正、受壓為負(fù)。

由表3可知：含可液化土層工況中結(jié)構(gòu)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)的最大和最小主應(yīng)力幅值均比一般土層工況中的要小，這說(shuō)明可液化土層對(duì)上穿的地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)有一定的隔震效果；車(chē)站結(jié)構(gòu)中柱始終處于受壓狀態(tài)，其最大壓應(yīng)力沿高度方向逐漸減小，且負(fù)二層中柱的最大壓應(yīng)力明顯大于負(fù)一層中柱的值；而結(jié)構(gòu)側(cè)墻部分或是受拉、或是受壓，負(fù)二層側(cè)墻的拉壓應(yīng)力幅值較負(fù)一層側(cè)墻的大；同時(shí)，側(cè)墻與樓板的連接部位無(wú)論是最大主應(yīng)力還是最小主應(yīng)力都要大于側(cè)墻其他位置，且側(cè)墻底部的動(dòng)應(yīng)力要比頂部的動(dòng)應(yīng)力大很多，這是因?yàn)樵绞桥R近飽和粉細(xì)砂的土層，其地震變形越大，而此時(shí)結(jié)構(gòu)需要承擔(dān)的土層變形越大造成的。

2.5 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)分析

圖10給出了含可液化土層和一般土層工況下的地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)中柱不同位置的峰值加速度沿其高度方向的變化曲線，其中AZ1、AZ2、AZ3、AZ4、AZ5、AZ6分別為負(fù)一層柱和負(fù)二層柱的柱頂、柱中、柱底的峰值加速度。由圖11可知：兩種計(jì)算工況下的結(jié)構(gòu)柱子的峰值加速度沿柱高方向自下而上逐漸增大，結(jié)構(gòu)此時(shí)處于彈性范圍，而含可液化土層工況下的加速度變化更為均勻；與結(jié)構(gòu)應(yīng)力反應(yīng)結(jié)果類(lèi)似，和一般土層工況中的柱子峰值加速度相比，含可液化土層工況的柱子峰值小。

2.6 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)橫向變形分析

圖11給出了含可液化土層和一般土層計(jì)算工況下地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)沿其高度方向的相對(duì)水平變形曲線。由圖11可知：兩種計(jì)算工況下的車(chē)站變形基本上均呈倒三角形分布，結(jié)構(gòu)下方可液化土層沒(méi)有改變其橫向變形形式，但含可液化土層工況下的結(jié)構(gòu)變形較一般土層小，其中含可液化土層7.5 mm，一般土層工況9.8 mm，這也從變形的角度證明了地震時(shí)結(jié)構(gòu)下方的飽和粉細(xì)砂對(duì)上穿的地鐵車(chē)站有一定的隔震效應(yīng)。所以對(duì)該種工況下的地下結(jié)構(gòu)采用傳統(tǒng)的抗震設(shè)計(jì)方法進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，其計(jì)算結(jié)果偏于保守。

圖9 不同計(jì)算工況下研究區(qū)域位移矢量圖Fig.9 Displacement vector diagram of the study area under different calculation conditions

表3 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)主應(yīng)力反應(yīng)幅值

圖10 中柱監(jiān)測(cè)點(diǎn)峰值加速度Fig.10 Peak acceleration of central column monitoring point

圖11 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的相對(duì)水平變形曲線Fig.11 Relative horizontal deformation curve of subway station structure

2.7 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上浮分析

圖12給出了地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)底板不同位置(B1～B4)的上浮量隨時(shí)間的變化曲線。由圖12可知：在地震動(dòng)輸入的初始階段，結(jié)構(gòu)有少量的沉降，這是因?yàn)槲挥谄湔路降娘柡头奂?xì)砂震密下沉所致；隨著地震動(dòng)強(qiáng)度及持時(shí)的增加，孔壓不斷積累上升，結(jié)構(gòu)上下方之間的壓力差逐漸增大，使得結(jié)構(gòu)開(kāi)始上浮，并在11 s左右(峰值時(shí)刻)，上浮量急劇增加；之后隨著地震動(dòng)強(qiáng)度的減小，車(chē)站結(jié)構(gòu)的上浮量逐漸降低。即地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上穿可液化土層時(shí)，結(jié)構(gòu)的豎向位移變化表現(xiàn)出“起始少量下沉，然后振蕩上升，隨后急劇上浮，最后緩慢下降”的發(fā)展階段。同時(shí)，地鐵車(chē)站底板不同位置的豎向位移變化量不同，其最大差值為8.97 mm，說(shuō)明結(jié)構(gòu)在地震過(guò)程中發(fā)生了一定的傾覆。對(duì)類(lèi)似場(chǎng)地條件下的地下結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)予以重視結(jié)構(gòu)傾覆帶來(lái)的影響。

地震作用結(jié)束后，自由場(chǎng)和非自由場(chǎng)工況下的數(shù)值模型的網(wǎng)格變形如圖13所示。由圖13可知：模型地基中可液化土層的存在，使得土體在激振結(jié)束后有一定的殘余變形，且最大變形主要集中在飽和粉細(xì)砂層附近；模型地基的同等深度處，自由場(chǎng)計(jì)算工況中的網(wǎng)格變形大體一致，而非自由場(chǎng)計(jì)算工況中的網(wǎng)格變形則明顯不同；臨近車(chē)站兩側(cè)一定范圍內(nèi)的土體出現(xiàn)明顯沉陷，而結(jié)構(gòu)上方土體則先震密，而后在持續(xù)增加的孔隙水壓力作用下逐漸上浮，因此，淺埋地下結(jié)構(gòu)附近的土體部分上浮、部分沉陷可能會(huì)造成地表土體的開(kāi)裂；另外，地鐵車(chē)站上穿可液化土層時(shí)，地下結(jié)構(gòu)附近土層的水平變形明顯大于自由場(chǎng)工況下的變形，且變形也明顯不均勻。所以，模型地基中存在可液化土層時(shí)，不宜用常規(guī)的反應(yīng)位移法進(jìn)行地下結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)。

圖12 地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)底板不同位置上浮位移Fig.12 Floating displacement of subway station structure floor at different positions

圖13 激振結(jié)束數(shù)值模型網(wǎng)格變形圖(放大200倍)Fig.13 Mesh deformation diagram of numerical model at the end of excitation (magnify 200 times)

3 結(jié)論

針對(duì)北京某典型箱型框架式地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上穿一定厚度的可液化土層的工程實(shí)際，建立了土-地下結(jié)構(gòu)相互作用模型，并與自由場(chǎng)工況的計(jì)算結(jié)果對(duì)比，研究了場(chǎng)地液化分布特征、地下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)與上浮特征、周?chē)鷪?chǎng)地位移沉降及矢量特征等地震反應(yīng)規(guī)律，得到如下主要結(jié)論。

(1)地下結(jié)構(gòu)上浮的過(guò)程中，其兩側(cè)土體會(huì)產(chǎn)生持續(xù)不斷的環(huán)向位移流動(dòng)；地震時(shí)地下結(jié)構(gòu)的存在加大了可液化土體的地層變形，但會(huì)顯著降低結(jié)構(gòu)上方土體一定范圍的地表地震響應(yīng)；可液化土層中的孔壓發(fā)展表現(xiàn)為“起始緩慢增長(zhǎng)、最后急速增加至峰值保持一定時(shí)間，最后緩慢消散”的規(guī)律，孔壓達(dá)到峰值的時(shí)刻與輸入地震動(dòng)的峰值時(shí)刻接近。

(2)與一般場(chǎng)地土層工況相比，上穿可液化土層時(shí)地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)有所降低，下部可液化土層具有一定的隔震效應(yīng)。

(3)地鐵車(chē)站結(jié)構(gòu)上穿可液化土層時(shí)，結(jié)構(gòu)的豎向位移變化表現(xiàn)出“起始少量下沉，然后振蕩上升，隨后急劇上浮，最后緩慢下降”的發(fā)展階段；液化場(chǎng)地中，淺埋地下結(jié)構(gòu)附近的土體部分上浮、部分沉陷是造成地表土體開(kāi)裂的內(nèi)因。