不同分塊形式下拼裝式綜合管廊地震響應分析

夏 源

(中鐵十六局集團有限公司 北京 100018)

1 引言

綜合管廊作為地下空間工程，因其具有價高難修、運維復雜等特點，因而有效的抗震性是確保結構安全的重要屬性，為了保證城市化進程快速推進，所以必須考慮地震對綜合管廊的影響。

Kimura等[1]研究了不同施工方法對綜合管廊抗震性能的改善效果；張黎[2]分別計算了混凝土管型通道在水平和水平、豎直雙向地震作用下的動力反應；白龍等[3]利用ABAQUS軟件研究了在地基土層的初始應力平衡和地基無限域的輻射阻尼效應影響下的沉管隧道接頭處的應力和位移；施有志等[4]研究發現綜合管廊的橫向動力響應主要受橫向地震波影響，縱向動力響應受沿其軸向入射的Rayleigh波的影響，底部地震波與地表Rayleigh波作用的匹配程度對綜合管廊的動力響應結果有一定的影響；王莉等[5]研究發現垂直管廊水平和豎向同時輸入地震波時引起管廊的豎向位移與單獨豎向輸入一致性良好；谷音等[6]依照不同強度指標獲得的相關性規律，得出適用于第3類場淺埋型綜合管廊的地震動強度指標為加速度型及速度型強度指標和頻譜型強度指標具備比較穩定的相關性結論；吳東浩[7]借助ABAQUS軟件對不同艙室、不同埋深的二維綜合管廊模型，研究了管廊不同數量艙室、形狀、埋深、地震波峰值加速度大小和橫波與縱波不同的耦合方式對綜合管廊的地震響應。

綜上所述，地下工程結構地震響應方面的研究已成果頗豐，但是針對不同分塊形式的拼裝式管廊的動力響應規律國內外鮮有研究。因此，本文以拼裝式綜合管廊為研究對象開展相關研究，以期為后續類似工程的設計施工提供經驗借鑒。

2 計算工況及土層參數選取

地下工程結構抗震分析的物理試驗要投入大量的人、財、物且模擬試驗技術復雜、可操作性差，而計算機數值仿真技術操作簡單、成本低廉，能夠很好地對各種工況進行模擬和優化。

2.1 計算工況

本文選取整體現澆和上下分塊兩種形式的單艙管廊進行對比。橫向接頭采用鋼筋連接，在縱向管節之間預留預應力孔，使用預應力鋼筋連接[8]，斷面的高和寬分別為2.8 m、3.8 m，上下板以及側壁厚度均為0.3 m，縱向節段長Zm。兩種形式保持截面尺寸、動力計算條件等的一致性，不同之處是分塊形式不同即以是否分塊作為唯一變量，見圖1。

圖1 單艙管廊分塊的兩種形式

采用LS-DYNA程序進行模型計算，模型頂面為自由面，底部與側邊均為粘彈性人工邊界，邊界阻尼為比例阻尼[9]，仿真工況如表1所示。

表1 兩種地震波下不同分塊管廊工況設置

2.2 土層參數

選取各土層參數[10]如表2所示。

表2 土層參數

3 材料參數

3.1 混凝土本構模型

綜合管廊結構選用C40混凝土作為其本體混凝土，彈性模量、泊松比、密度分別為3.25×104MPa、0.24、2 440 kg/m3。

3.2 螺栓和鋼筋本構模型

連接鋼筋抗拉強度取值為215 N/mm2，并采用M30、5.8級螺栓，彈性模量為2.0×105N/mm2，泊松比0.25。

4 地震動參數及場地類別

設計該地區的抗震烈度為7度，分為三組分組，場地類別、地震加速度峰值、設計特征周期[11-12]分別為Ⅱ類、0.19 g、0.45 s。本文選取埋深為8 m的算例模型，并且該模型距邊界左右側壁均為16 m，基層面與模型底部之間的距離保持在15 m。

4.1 地震波的選取

分析過程選用與Ⅱ類場地相適應的典型ELCentro波。該地震波是人類首次捕捉到的加速度峰值在300 Gal以上的強震波，在2.12 s水平方向的加速度峰值、間隔時間分別為 341.7 cm/s2、0.02 s；豎向波3.36 s的加速度峰值、間隔時間分別為205.147 cm/s2、0.02 s。EL-Centro波一般保持有30 s的持續時間，并通過截取前10 s作為地震動波輸入。該時間段內包含有豎向加速度峰值、水平加速度峰值。

表3中括號內的數值用于設計基本加速度為0.15 g和0.30 g的地區。時程分析過程中，需要考慮加速度的因素，為了保障地震波值的烈度能夠與多遇及罕遇地震峰值具備一致性，需要對所選加速度進行相應的等比例調幅[13]，具體表達式:

表3 時程分析所采用的地震加速度時程最大值 cm/s2

式中:a′(t)為調整后的加速曲線；a′max為調整后的加速度峰值。

根據式(1)調整水平與豎向所輸入的加速度峰值至7度，由此可得水平與豎向調整后的EL-Centro波加速度時程曲線，如圖2、圖3所示。

圖2 調整后的水平加速度時程曲線

圖3 調整后的豎向加速度時程曲線

4.2 人工地震波的合成

一般通過加速度積分最終獲得位移時程、速度時程，加速度時程自身所受到的零點漂移影響不是很大，但是基線漂移會在積分所得位移時程、速度時程的影響下進一步放大，最終影響到位移和速度。所以有必要對其實施基線校正。

為了提高動力分析的計算精度，一般需要對土體單元尺寸進行有效限制。對于剪切波傳播方向上相應的長度單元而言，需要滿足式(2)的要求:

式中:λ為最高頻率對應的波長。

本文在進行拼裝式綜合管廊的動力響應計算過程中以人工合成波峰值加速度、場地類別等為依據進行反應譜的規范合成，如圖4、圖5所示。

圖4 規范反應譜計算地震響應系數

圖5 處理后的加速度時程曲線

5 結果分析

5.1 位移監測

單艙管廊一般分為上下兩塊，接頭設置在側墻中點處，不連續的接頭會使得接頭處出現上下分離、左右錯動等情況。為了探究可能出現的問題，在接頭處設置兩個監測點，左測點1、右測點2。通過X方向和Y方向位移進行對比分析，得出其變化規律。各工況下測點1、2在X與Y方向上相應的地震波位移如圖6～圖13所示。

圖6 測點1X方向位移(EL-centro波)

圖7 測點1Y方向位移(EL-centro波)

圖8 測點2X方向位移(EL-centro波)

圖9 測點2Y方向位移(EL-centro波)

圖10 測點1X方向位移(人工波)

圖11 測點1Y方向位移(人工波)

圖12 測點2X方向位移(人工波)

圖13 測點2Y方向位移(人工波)

(1)在X與Y方向上測點1、2的人工波與EL-centro波的位移情況基本一致，并且在接頭位置不存在上下分離與左右錯動等現象。

(2)結構所產生的位移響應與地震加速度在兩種地震波下相應的時程曲線變化情況基本相同，并且在峰值加速度附近發生最大位移，在X與Y方向上所發生的位移峰值分別為0.15 m與0.000 015 m。

(3)在測點1、2位置處的預制結構與現澆結構位移變化曲線基本保持一致，由此說明了側墻中部是發生結構變形的重點部位。

(4)無論是在X或Y方向上，預制結構相應的位移變化相較于現澆整體結構存在小幅度的增長，幅度約為5%。

(5)通常情況下，各測點位移情況以X方向上的位移為主，而Y方向上的位移相比較X方向存在4個數量級的差距，由此說明了結構在地震荷載的作用下以橫向為主要的形變方向。

5.2 內力監測

峰值加速度時程曲線與內力之間存在從屬關系，換言之，速度峰值周邊有最大內力出現[11-12]。同時，由于結構內力通常基于時間而發生動態變化，因此本文在危險系數最大時間段開展研究。

選取管廊三維模型的4個角點位置作為監測點，監測點按照順時針順序分別對其編號(測點1～測點4)，由此可得:預制結構與現澆結構在兩種地震波下各監測點的內力峰值，如表4～表7所示。

表4 工況1峰值彎矩和峰值剪力

表5 工況2峰值彎矩和峰值剪力

表6 工況3峰值彎矩和峰值剪力

表7 工況4峰值彎矩和峰值剪力

(1)預制結構剛性降低會使結構在地震波加速度峰值位置出現最大結構應力，這與實際工程情況相符。

(2)無論現澆結構還是預制結構，其最大內力相應位置均處于接頭部位與結構的四個角點上。

(3)由于土體與結構具有不同的剛度，并且在結構內力分析過程中存在邊界效應的影響，因此，結構在縱向端部應力與中部應力相比較大。

綜上所述，工況1在左側壁中間位置與右上角點處最大彎矩與最大剪力分別為80.97 kN·m、265.21 kN的；工況2在左側壁中點位置與右上角點最大彎矩與最大剪力分別為71.26 kN·m、286.25 kN的；工況3發生最大彎矩與最大剪力的部位與工況1、2相同，分別為67.74 kN·m與182.65 kN；工況4最大彎矩與最大剪力分別為62.37 kN·m與157.22 kN。可見，現澆結構具有比預制結構更低的內力，但其最不利位置與后者相同。

6 結論

不同分塊形式是影響預制拼裝綜合管廊力學性能的最主要因素。在對管廊結構進行地震響應分析時，多采用在典型位置取橫向剖面進行研究，對于整體現澆的綜合管廊，因其結構的連續性，此方法并不可取。然而，因拼裝式綜合管廊的非連續性，二維分析不能很好地反映接頭對地震響應的影響。

(1)在地震作用下，現澆結構與預制結構響應基本趨同，因預制結構整體剛度的弱化，對比現澆結構，其峰值內力均略偏低，并且其在動力響應方面與現澆管廊也存在一定區別，在分塊接頭處因為剛度間斷，會使應力聚集。對比位移曲線可以發現兩種結構基本趨同，接頭處未出現明顯的橫向和縱向的形狀變化。然而，接頭處依舊是整體結構的薄弱點，在具體設計時，要給予足夠重視。

(2)由于預制管廊存在不同的分塊形式，所以在動力響應方面也存在一定差異，根據其內力結果，彎矩最大處在構件中間部位，所以該部位最好不要設置分塊接頭，在側墻與頂板的中間位置，假如出現不均衡的沉降土層，則會嚴重影響結構受力。