支承型式對過活動斷裂地面明鋼管靜動力特性的影響分析

朱國金，楊小龍，胡馨芝，石長征，伍鶴皋

(1.中國電建集團昆明勘測設計研究院有限公司，云南 昆明 650051；2.武漢大學水資源與水電工程科學國家重點實驗室，湖北 武漢 430072)

跨流域調水工程是目前最常見的引水供水工程，由于輸水線路長，穿越的地形地質條件復雜，常常需要跨越活斷層。大型的活動斷裂，斷層影響帶范圍可達數百米，在此基礎上的管道結構，除了要適應活動斷裂的變形外，常常還要受到地震的影響。因此，對穿越活動斷裂的管道結構進行靜動力分析是十分必要的[1]。

明鋼管承擔全部地面以上的荷載，具有受力明確、維護檢修方便、防滲性好的優點[2]，加上鋼板焊接、伸縮節安裝維護等環節的工藝技術日益成熟，在中小型水電站及跨流域調水工程中的應用非常廣泛。例如，我國的羊卓雍湖、天湖、南山一級水電站、牛欄江-滇池補水工程和老撾的會蘭龐雅水電站等[3]。明鋼管一般敷設在一系列的支墩上，為適應斷層的活動變形，需要設置伸縮節、滑動支座等構件，但過大變形也可能造成支座和支承環的破壞[4- 5]，遭遇地震時，鋼管與支座可能產生較大的相對運動，甚至從支墩上掉落，引發鎮墩間管線較大的破壞。劉敬敏等基于系統可靠度對明鋼管整體安全性進行研究，表明支承環及其近旁管壁存在較大局部壓力，必要時可采取局部工程措施以提高結構系統可靠度[6]；胡蕾等探討了鉸支座和墊層支墩分別作為小滑動傳力支承時明鋼管對活斷層位移的適應性[7]；劉園等對水電站明鋼管進行了動力時程分析，說明了明管在地震作用下存在軸向滑移、橫向擺動、放空時垂直跳動較明顯的問題[8]；石長征等對過活動斷層明鋼管的抗震性能進行了研究，結果表明滑動支座缺少對上部結構水平位移的約束，是明鋼管結構抗震的薄弱環節[9]。

鑒于明鋼管的優點及存在的問題，本文結合某跨活斷層倒虹吸管道，采用有限單元法，對明鋼管三種布置方案的靜動力特性進行研究，以期為管道結構設計提供參考。

1 工程概況和結構方案

1.1 工程概況

某倒虹吸管道長959m，布置3根內徑為4.2m明壓力鋼管，管間凈間距2m，倒虹吸開挖底寬19.8m，平均槽深2～3m。管軸線最大靜水頭141.3m，水擊壓力為14.1m。與管道相交的斷裂總體走向北東15°，傾向南東，傾角70°。巖石擠壓破碎強烈，破碎帶寬約150m，斷層破碎帶包括斷層影響帶寬度高達到500m以上，管線的地質剖面圖如圖1所示。該斷裂為晚更新世活動斷裂，其水平位錯速率為1.0～3.5mm/a，垂直位錯速率0.8～1.5mm/a，斷層活動性質以正左旋走滑為主，根據預測未來百年最大水平位移量為1.3m，最大垂直位移0.23m。

圖1 管線地質剖面圖

表1 材料力學參數

鋼管鋼材采用Q345C，鎮墩和支座底板的混凝土采用C25，巖土材料主要包括第三系黏土、白云巖類各風化帶，各材料主要力學參數見表1。伸縮節采用復式波紋管伸縮節，波紋管軸向剛度取5.0MN/m，每個伸縮節可以單獨適應三向均為100mm的變形。

1.2 結構方案

根據倒虹吸沿管線的地質剖面圖，如圖1所示，擬定三種明鋼管布置方案。3個方案均采用波紋管伸縮節和滑動支座適應活斷層的變形，但在主斷層處支墩和支座的形式有所差別。

倒虹吸管道過活動斷裂帶及其影響帶總寬約520m，明管方案一共布置7個鎮墩，8個波紋管伸縮節，支座全部采用單向滑動支座。明管方案二在方案一的基礎上，在各鎮墩中間各增加1處新型鎮墩代替相應位置支墩，新型鎮墩寬3m，新型鎮墩在鋼管和混凝土之間設彈性墊層，鋼管和鎮墩之間可以產生軸向相對滑移和小幅相對轉動。明管方案三在方案一基礎上主要對過主斷層鋼管段進行調整，采用2個雙向滑動支座+固定鉸支座+復式伸縮節為一套適應變形單位，每套長度為27m，共布置2套，該段其余的支座均為雙向滑動支座，最后一套緊鄰鎮墩不設置伸縮節。該方案支墩數與方案一相同，復式伸縮節增加一個。具體布置方案如圖2所示。

2 計算模型及工況

2.1 計算模型

針對上述三個結構方案，分別建立有限元模型。地基寬度取60m，深度取160m。模型采用有限元軟件ANSYS完成，鋼管、支承環采用四節點殼單元模擬，支座、混凝土和地基采用八節點實體等參單元模擬；波紋管采用二節點梁單元模擬，中間連接管采用管單元模擬。滑動支座上下兩滑板間設置面—面接觸單元，摩擦系數取0.1；固定鉸支座上下滑板間中心節點耦合X、Y、Z三個方向的平動自由度，不能發生相對錯動，但可以相對轉動。

圖2 明管各結構方案布置圖

圖3 明管布置方案一整體模型有限元網格

坐標系的X軸為管軸線方向，指向下游為正，Y軸正方向垂直于管軸線，指向左側(面向下游)，Z軸鉛直向上為正。方案一的整體模型網格如圖3所示，三個方案支承環及支座網格相同，如圖4所示。

2.2 計算荷載及工況

計算中內水壓力作用于鋼管內壁，最大靜水壓力為1.41MPa，水擊壓力為0.14MPa。明管方案考慮管道施工的順序，假定鎮墩、支墩沉降基本完成后，才進行管道和波紋管伸縮節的安裝，因此不考慮鎮墩和支墩的沉降對管道受力的影響，但考慮鋼管自重和管內水重的影響。斷裂帶以正左旋走滑為主，根據預測未來百年最大垂直位移0.23m，水平位移1.3m。該斷層以蠕滑位移為主，假定蠕滑位移量占預測未來百年最大位移量的50%。計算時，百年蠕滑水平位移量按0.65m計算，百年垂直位移量按0.115m計算。活斷層的黏滑變形是沿斷裂面突發的強烈錯動，其未來100年最大突發地震地表水平位移1.4m，垂直位移0.25m，最大地表變形帶寬度200m。

圖4 支承環和支座網格

圖5 地震加速度時程曲線

本工程設計地震加速度峰值為0.15g，特征周期0.45s。取阻尼比5%，反應譜最大值代表值2.5，確定水平向和豎向標準設計反應譜作為目標譜，生成人工波作為輸入的地震動加速度時程，如圖5所示。

對倒虹吸結構三個布置方案各進行如下4個工況的計算，各工況荷載組合見表2。其中地震工況不考慮水擊壓力。計算時，地基暫時沒有考慮任何處理措施。地震動力分析時，管內水體的質量等效為管壁附加質量，地基采用無質量地基。

3 計算結果分析

由于跨活動斷裂管道的特殊性，兩個鎮墩之間，可能存在多個伸縮節，因此管道的柔性比一般管道結構大，管道和伸縮節的位移是需要重點關注的。

表2 計算工況

圖6 各方案管段及特征斷面示意圖

明管三個方案的差異性主要表現在主斷層段的布置，因此以3#和4#鎮墩之間的管段為例，選取鎮墩出口和波紋管間斷面為特征斷面，以各斷面管腰處的點為特征點。位移在管段局部坐標系下整理得到，X向為垂直于管軸線沿橫河向，Y向為垂直于管軸線向上，Z向為管軸線方向(以下均同)，各方案管段及特征斷面如圖6所示，其中支座由左向右，從1#開始依次編號，方案二中6#支座由新型鎮墩所替代。

3.1 靜力分析

3.1.1 位移分析

3.1.1.1 波紋管位移

針對三種布置方案，主斷層管段三個靜力工況下的波紋管兩端部相對位移見表3。

正常工況下，三個方案在Y方向和Z方向上，波紋管兩端部相對位移均很小且數值接近，最大值不超過2.20mm；X方向上波紋管兩端部相對位移基本均在7～13mm，主要是鋼管在內水壓力作用下由于泊松效應沿軸線收縮，波紋管產生拉伸變形。其中方案三由于管段波紋管為三個，其變形更為均勻，因此X向相對位移數值較其他兩個方案偏小。

表3 各方案波紋管兩端部相對位移 單位：mm

蠕滑變形工況下，波紋管兩端部位移數值有所增大。在Y方向和Z方向上，波紋管兩端部相對位移均很小，一般在7mm以下；而在X向上相對位移集中在25～40mm，說明了地基水平拉伸位移基本由波紋管來承擔，而地基其他兩個方向的位移隨著鋼管在水平面和立面的轉動，主要由鋼管本身適應，波紋管并不起主要作用。其中方案三的4#波紋管X向相對位移較小，主要是由于3#和5#承擔了大部分的水平拉伸位移。

黏滑變形工況下，波紋管兩端部相對位移均較大。在Z方向上，波紋管兩端部相對位移雖然數值有所增加，但仍在15mm以下。在Y方向上，方案一、二中4#波紋管端部相對位移均超過100mm，方案三中5#波紋管端部相對位移超過200mm。在X方向上，波紋管兩端部相對位移數值最大，這主要是由于黏滑變形集中在主斷層范圍內，而斷層黏滑位移的水平拉伸分量基本由主斷層附近的3個波紋管來承擔。

蠕滑變形工況下，隨著鋼管在水平面的轉動，鋼管本身可以適應斷層的橫向錯動，但在黏滑變形工況下，由于斷層錯動發生的范圍較窄，地基及管道的變形都比較劇烈，波紋管還需承擔一部分橫向錯動位移，因此方案一、二中波紋管Y向相對位移都較大，而對于方案三，由于主斷層范圍內支座均采用雙向滑動支座，管道可以在平面內發生擺動，5#波紋管兩側管道的擺動方向不同，因此橫向變形比其他兩個方案高出許多。從波紋管的變形量來看，在斷層發生黏滑錯動時，主斷層上的波紋管可能發生破壞。

3.1.1.2 支座位移

在Z方向上，三個方案各工況下支座的相對位移基本為零或很小的數值，表明支座上下滑板基本保持接觸狀態，出現脫離現象的可能性很小。工況2與工況3的滑動支座X向與Y向相對滑移量如圖7—8所示。正常運行工況下滑動支座在X、Y兩個方向的相對滑移量較小，此處不再列示。

在X方向上，越靠近波紋管支座的滑移量越大，錯動越劇烈，相應的支座相對滑移量越大。在Y方向上，由于方案一、二各支座均為單向滑動支座，僅能在管軸向發生滑移，因此各工況下其計算滑移量非常小。方案三中支座為雙向滑動支座，由于雙向滑動支座不僅能在管軸向發生滑動，還能在橫向發生滑動，因此Y方向的計算滑移量比單向滑動支座大。

固定鉸支座在各個工況下轉動方向一致，且數值較為接近，隨著錯動位移的增加和范圍的縮小，處于主斷層的兩個固定鉸支座的轉動角度也隨之增大。

圖7 工況2與工況3滑動支座X向相對滑移量

圖8 工況2與工況3滑動支座Y向相對滑移量

3.1.2 應力分析

3.1.2.1 鋼管應力

針對三個布置方案，所選的管道兩個工況下中面Mises應力等值線圖如圖9—10所示。正常運行工況下，管道主要承受內水壓力，支承環附近及埋設于鎮墩內管道中面Mises應力較小，遠離支承環和鎮墩約束的管段應力集中在110～140MPa，三個方案應力分布較為接近。蠕滑變形工況下，三個方案應力分布及數值均與正常運行工況基本一致，此處應力圖不再列示。而黏滑變形工況下，主斷層范圍內管道變形增大，方案一和方案二中，由于支座均為單向滑動支座，4#鎮墩進口處出現了比較明顯向一側彎曲的現象，產生了很大的應力集中；方案三中，由于支座都是雙向滑動支座，管道相對比較自由，變形相對較小，主斷層上管道的應力小于其他兩個方案。

圖9 正常運行工況各方案鋼管中面Mises應力等值線圖(單位:MPa)圖10 正常運行+黏滑變形工況各方案鋼管中面Mises應力等值線圖(單位:MPa)

3.1.2.2 支承環應力

針對三個布置方案，所選的管道各工況下支承環最大Mises應力等值線圖如圖11—12所示。正常運行工況下，三個方案支承環腰部及底部的應力較大，主要是由水重和內水壓力造成的，最大值均出現在支承環的底部，且數值相差不大。蠕滑變形工況下，三個方案應力分布及數值均與正常運行工況基本一致，此處應力圖也不再列示。而黏滑變形工況下，主斷層范圍內，由于錯動位移較大，并且集中在很小的范圍內，方案一和方案二中，支座采用單向滑動支座，限制了管道在水平面內的擺動，支承環一側出現了明顯的應力集中，最大值均超過了400MPa，方案三中，9#固定鉸支座的支承環右側下部應力較大，這主要是由于管道擺動所造成的。與其他兩個方案相比，方案三的雙向滑動支座支承環的受力條件都要比其他兩個方案單向滑動支座的好。

圖11 正常運行工況各方案支承環最大Mises應力等值線圖(單位：MPa)

圖12 正常運行+黏滑變形工況各方案支承環最大Mises應力等值線圖(單位：MPa)

3.2 動力分析

3.2.1 位移分析

三個方案地震工況下波紋管兩端部相對位移最大值見表4。在Z方向上，波紋管兩端部相對位移很小，不超過5mm；在Y方向上，方案一和二支座為單向滑動支座，波紋管兩端部相對位移較小，不超過5mm，而方案三主斷層段布置雙向滑動支座，波紋管兩端部位移接近20mm；管道在X向(軸向)約束最弱，波紋管兩端部相對位移相對較大，基本集中在20～40mm之間。

在各段管道上選擇滑移量較大的滑動支座，其地震作用下相對滑移量見表5。在X方向上，支座均發生了不同程度的滑移，靠近波紋管附近的支座相對滑移量越大，最大滑移量為26.82mm；方案一和方案二在Y方向上滑移量很小，因為支座均為單向滑動支座，但方案三中主斷層均為雙向滑動支座，Y向滑移量最大達到16.55mm，與主斷層上波紋管的Y向變形量相當；在Z方向上，三個方案的支座相對滑移量均出現了正值，表明管道相對于支座有跳起的現象。

表4 各方案正常運行+地震工況波紋管端部相對位移最大值 單位：mm

3.2.2 應力分析

針對三個布置方案，所選的管道中面Mises應力包絡等值線圖如圖13所示。地震工況下，管道應力分布規律與正常運行工況相似，由于不考慮水擊壓力，三個方案鋼管Mises應力數值與正常運行工況也基本相當，說明管道布置一定數量的滑動支座和波紋管，受到地震作用的影響較小。

表5 各方案正常運行+地震工況滑動支座相對滑移量 單位：mm

圖13 正常運行+地震工況各方案鋼管中面Mises應力包絡等值線圖(單位：MPa)

針對三個布置方案，所選的管道各工況下支承環最大Mises應力包絡等值線圖如圖13—14所示。地震工況下，三個方案滑動支座的支承環腰部及底部應力較大。由于鋼管和支座底部位移不相等，造成支座不同部位會有受彎現象。對于方案三，固定鉸支座由于不能發生滑動，在管道軸向運動的帶動下，支承環底部受彎嚴重。與其他兩個方案相比，方案三雙向滑動支座支承環的受力條件都要比其他兩個方案單向滑動支座好。

4 結論

(1)明鋼管三個布置方案，在正常運行工況下，應力和變形均能滿足要求；對于活斷層的蠕滑變形，軸向主要由波紋管承擔，橫向和豎向變形可由管道本身隨著地基移動而自然適應。當活斷層發生蠕滑變形時，在使用年限100年內，鋼管和支承環的應力均能滿足要求，對于活斷層的黏滑變形，軸向主要由波紋管承擔，橫向和豎向變形除了由管道本身隨著地基移動而自然適應外，波紋管也要承擔一部分。當活斷層發生黏滑變形時，主斷層范圍內的鋼管和支承環容易產生應力集中，該段管道發生破壞的可能性很大，但其他管段受到的影響很小。

(2)在正常運行+地震工況下，主斷層范圍波紋管和支座的管軸向滑移量比正常運行工況有所增加，但均在30mm以內，鋼管由于能夠沿軸線滑動，地震引起的應力增量不大，支承環應力也能滿足要求。

(3)三個布置方案的鎮墩、波紋管、支座設置大體相同，結構在各種工況的荷載作用下響應規律基本一致。方案二由于設置有新型鎮墩，局部的不均勻沉降、新型鎮墩的限制，可能造成附近的滑動支座不能滑移，導致支承環受彎嚴重，出現較大的彎曲應力，設計中應加以注意。方案三在主斷層處增設了一個波紋管，主斷層及附近波紋管的軸向變形要小于其他兩個方案。地震時，方案三的固定鉸支座支承環受彎比較明顯，局部應力超過允許應力，設計中應加強固定鉸支座支承環的剛度。

(4)三個方案均是可行的。明鋼管的支座是其結構的薄弱環節，工程實踐中支座的設計難度較大，直接制約著明鋼管方案抗震性能的提高。因此應當在設計中著重考慮。

圖14 正常運行+地震工況各方案支承環最大Mises應力包絡等值線圖(單位：MPa)