穿越液化流滑區盾構隧道縱向非線性地震響應研究

李孝雄, 莊海洋,2, 王 偉, 趙 凱, 陳國興

(1. 南京工業大學 巖土工程研究所, 南京 210009; 2. 華東交通大學 土木建筑學院, 南昌 330013)

隨著城市軌道交通的快速發展,盾構隧道廣泛的應用于越江跨海工程[1-3]。越江盾構隧道需穿越寬河谷場地,該類場地具有特殊性,其中長江中下游寬河谷兩岸坡度較緩,河谷兩側存在大量的新近沉積無黏性土[4],在強地震發生時極易造成長江岸坡產生液化側向流滑等地震災害。地基的液化將會造成盾構隧道荷載平衡關系的變化,增大了隧道結構斷面應力[5]。除此以外,場地岸坡的液化流滑或將加劇盾構隧道縱向管片張開量和接頭處混凝土損壞程度。場地液化流滑造成盾構隧道破壞雖尚無發生的實例,但在1995年阪神地震中,由于液化引起的永久地面位移造成了大開車站完全坍塌[6]。因此,場地液化流滑對盾構隧道結構安全的影響是不容忽視的問題。

區別于地上結構,地下結構完全埋置在土層中,其結構地震響應受制于周圍土層,而非其自身的慣性力[7-9],地下結構動態分析結果表明,慣性力占地震響應的比例不超過5%[10]。因此,盾構隧道對周圍地層的震動具有追隨性,強調地基自由場變形這一理論被廣泛應用于地下結構抗震設計中。GB 50909—2014《城市軌道交通結構抗震設計規范》中隧道縱向抗震研究建議采用縱向反應位移法,將隧道結構簡化為連續梁單元,周圍地基土簡化為支撐結構的地基彈簧,但該方法假設地層在地震作用下位移分布為正弦波,這一假設與非均勻場地空間位移分布不符。大量的研究結果表明：開展地下結構反應位移法時,基于精確的地層震動狀態及地層彈簧剛度的計算結果與其它復雜的動力分析結果幾乎一致[11]。鑒于此,Chen等[12]提出了廣義反應位移法,該方法以非均勻場地土層位移時程的空間分布為基礎,研究隧道縱向地震響應,并應用在實際工程中[13]。因此,廣義反應位移法能夠較為準確的模擬盾構隧道在地震作用下的縱向震動狀態。

綜上所述,本文以長江下游某過江電力綜合管廊盾構隧道工程為依托,建立了工程所在寬河谷微傾斜可液化場地非線性地震反應的有限元分析模型,提取了在不同地震動強度下隧道沿線土層的位移時程,在此基礎上以場地各點位移時程作為隧道周圍地層輸入,并基于課題組提出的廣義反應位移法建立了長度為4.8 km盾構隧道的精細化梁-彈簧結構計算模型,研究了場地液化流滑對盾構隧道縱向地震反應和相鄰管環縱向張開量的影響,探明了場地液化流滑造成盾構隧道結構損壞的機理,驗證了河谷場地盾構隧道抗震設計時考慮場地流滑的必要性和迫切性。

1 數值計算模型

1.1 工程概況

本文選取的寬河谷場地位于長江下游三角洲平原近前緣地帶,具有寬廣的多級階地和漫灘,每年大量的砂子被帶到長江下游并沉積,該沖積層具有典型二元結構沉積韻律[14]。河谷地形沿南北向起伏較大,場地南岸坡度緩于北岸,且南岸土層更為松散,根據巖土工程勘察報告中土層的標準貫入試驗可知,南岸①1、①3土層共15個孔號的20 m液化指數平均值為26.1,土層液化等級嚴重。外直徑11.6 m的隧道頂部兩端距地表8～10 m,北岸隧道坡度大于南岸,且隧道穿越①1、①3液化層。沿隧道南北向斷面示意圖,如圖1所示。

圖1 盾構隧道縱軸方向場地斷面

1.2 自由場地模型的建立及地震動選取

本文采用ABAQUS建立了寬河谷非均勻自由場地,自由場地模型如圖2所示。模型地基土動力本構采用了由Zhuang等[15]建立的砂土液化大變形動力本構模型,利用動三軸試驗驗證了該本構模型的可行性,通過與等效線性本構模型的對比分析,驗證了該本構模型的優越性與可靠性。結合空心圓柱循環扭剪試驗關于長江下游飽和粉細砂液化后流動大變形特性的研究成果,確定了液化土層動力本構參數,如表1所示。非液化土層基本物理力學參數見文獻[16],并根據文獻[15]計算非液化土層非線性本構參數。模型邊界采用靜、動力耦合處理技術,詳見文獻[17]。

圖2 自由場地模型(m)

選取Kobe波、綿竹清平波與什邡八角波作為輸入地震波,并截取含有峰值加速度時刻的30 s。加載地震波的加速度時程曲線及反應譜見文獻[17-18],通過調整原始的峰值加速度,將輸入的三條地震波調整為0.10g、0.15g和0.20g,地震波從模型地基底部水平縱向輸入。

表1 地基土動力學計算參數

1.3 梁-彈簧隧道模型

隧道管片簡化為三維線性B31梁單元,梁單元截面設置為外徑11.8 m、內徑10.6 m的圓環,梁單元長度為2 m,隧道總長4.8 km,共有2 400個梁單元,各梁單元之間相互斷開用于模擬隧道橫縫。盾構隧道的地震響應由縱向地震響應、橫向地震響應及豎向地震響應耦合而成[19],因此,梁單元之間的連接需考慮不同方向的地震響應。鑒于此,模型采用了軸向彈簧Ku、轉動彈簧Kθ和剪切彈簧Ks連接各個梁單元,其中剪切彈簧剛度設為無窮大,且不考慮隧道橫斷面發生橢圓化變形。梁單元之間共設有4 798個連接彈簧,構建了盾構隧道梁-彈簧精細化結構模型。

通過在隧道四周設置阻尼器與土彈簧用于模擬土-結構相互作用。土體環抱隧道結構,因此,需在隧道四周4個方向分別設置彈簧及阻尼器,并從彈簧端部輸入周圍土層的位移時程。盾構隧道梁-彈簧模型共設有9 600個彈簧與阻尼器。基于廣義反應位移法的盾構隧道梁-彈簧模型示意圖如圖3所示。

1.4 模型參數

兩端埋深10 m左右的盾構隧道縱向坡度1°～2°,盾構隧道管片及連接螺栓基本物理力學參數如表2和表3所示。地震作用下隧道縱向變形由拉、壓變形組成,當隧道管環受拉時,管環間的連接螺栓提供拉力,此時連接處的軸向抗拉剛度是連接螺栓剛度總和;當隧道管環受壓時,所受壓力僅由管環承受,連接螺栓不再受力,連接處的軸向抗壓剛度即為管環剛度。模型中管環接頭拉壓非線性螺栓參數如表4所示。因此,隧道沿著縱向變形時連接螺栓受拉和受壓表現出不同的非線性特征。隧道產生彎曲變形時,隧道橫斷面分為了受拉區和受壓區,受拉區由連接螺栓承受拉力,且此時不考慮管環的變形;受壓區由管環承受,管環混凝土始終處于彈性狀態。

圖3 盾構隧道梁-彈簧模型

表2 混凝土管環的參數

表3 管環連接螺栓的物理力學指標

表4 管環接頭拉壓非線性彈簧參數

隧道四周土體屬性差異性較大,故同一截面不同位置處土彈簧剛度需分別計算。土彈簧剛度主要由土體最大剪切模量Gmax和剪應變確定,具體計算方法見參考文獻[12]。為了更好模擬隧道-土相互作用,隧道梁單元四周的土彈簧還需設置阻尼器,且不同方向的阻尼系數也存在一定的差異,計算公式見參考文獻[20]。由計算公式可知,隧道穿越不同土層時,土彈簧剛度及阻尼存在差異性,因此,模型中土彈簧及阻尼的設置需根據隧道穿越不同地層劃為不同的區段,土彈簧阻尼系數取值如表5所示。其中,Cx、Cy、Cz分別為水平縱向、水平橫向和水平豎向。

表5 土彈簧阻尼取值

2 場地液化流滑

寬河谷傾斜場地在地震波作用下具有強烈的非線性地震反應特征,且場地液化后很容易造成河谷岸坡產生液化側向流滑,即地面沿著坡度方向產生流動大變形現象。長江下游寬河谷微傾斜可液化場地在地震波作用下南岸產生了較大了側向流滑,且在不同地震動強度和類型作用下流滑規律相似。鑒于此,僅繪制Kobe波和綿竹清平波在0.10g作用下不同路徑上地層各節點與地基底部節點相對側向位移曲線,如圖4所示,并給出了Kobe波作用下場地液化分布情況,如圖5所示。

(a) Kobe波

(b) 綿竹清平波

圖5 土層液化分布特征(Kobe-0.10g)

由圖4和圖5可知,河谷場地南岸B區土層相對側向位移遠大于A區土層,且A區非液化場地的地面最大側移只有厘米級,但B區地面最大側向擴展達到米級,其中B區側向位移主要由淺層液化土層的相對液化流滑大變形引起。因此,河谷場地在地震波作用下土層的液化會造成岸坡產生較大的側向流滑,且側向流滑沿著液化層和非液化層分界面產生側向滑移,滑移方向與坡體方向一致,較大的側向滑移均發生在具有一定坡度的坡體地表位置處。雖然B4處坡度為零,但地震波加載結束后仍產生了較大的側向位移,其主要原因是B4位于微傾斜岸坡的下方,因邊坡上方坡體側向擴展擠壓而導致該位置的地面產生較大的地面側向位移。總體來看,各坡體內地表側向擴展主要由液化土層內的相對側移累積造成,沿深度方向土層的相對側移主要發生在可液化土層下部,然后沿深度向上緩慢增加到地表。需要說明的是,B7點岸坡傾斜方向與其它位置相反,因此B7位置處地面側向擴展方向也發生了改變,坡體向B7和B8之間的谷底產生側移,且在坡底處土層將會產生一定的堆積。結合圖1可知,盾構隧道在3 500～3 720 m和4 010～4 520 m穿越了流滑區域,穿越的流滑區域位于B6-B8區段,該區段的液化土層沿著不同方向產生流滑。不同類型地震動作用下寬河谷場地流滑規律具有相似性,且地下結構的地震響應受制于周圍土層,因此,僅研究Kobe地震波作用下盾構隧道縱向地震反應。

3 盾構隧道縱向地震反應

3.1 相鄰管環縱向張開量

相鄰管環間螺栓的縱向柔性連接在地震作用下易產生較大的張開量,但為確保越江跨海盾構隧道整體防水的完整性,防止地下水滲漏,相鄰管環間的最大張開量必須低于限值。因此,地震作用下相鄰管環最大張開量是盾構隧道結構安全性評估重要指標之一。相鄰管環張開量最大值被定義為右邊管片左端點的位移時程減去左段右端點處位移時程絕對值的最值,如圖6所示A點位置處位移時程減去B點處位移時程絕對值的最值。鑒于此,圖7給出了不同地震動強度下沿隧道縱向相鄰管環張開量最大值曲線。

圖6 相鄰管環接頭處張開狀態示意圖

圖7 隧道縱向相鄰管環張開量最大值

由圖7可知,在地震作用下場地的側向液化流滑將會導致穿越流滑區盾構隧道管環間產生極大的張開量。隧道縱向相鄰管環張開量最大值在非液化區隨著地震動強度的增加變化較小,且均小于張開量限值15 mm[21],但在液化區,相鄰管環張開量隨著地震動強度的增加急劇增大,當地震動強度為0.20g時,張開量最大值達到了119 mm,遠大于相鄰管片張開量限值。極大的張開量必將會導致管環間的連接螺栓拉壞,進一步加劇了隧道的破壞程度。因此,場地的液化流滑對盾構隧道結構地震安全性產生極為不利的影響。

相鄰管片張開量最大值在液化流滑區變化極為劇烈,說明在液化流滑區盾構隧道的震動與周圍土體產生了更為復雜的相互作用,且張開量最大值并非隨著地震動強度呈線性增長。不同地震動強度下張開量最大值的峰值位置均位于4 520 m附近處,且沿隧道縱向張開量最大值共出現了三次峰值,分別位于3 500 m、4 200 m及4 520 m處,結合圖4可以發現,管環張開量峰值處均位于液化流滑分界面,此外在B7和B8之間的谷底4 350 m附近,張開量最大值小于限值。上述現象進一步驗證了盾構隧道的地震響應主要受制于周圍土體的液化流滑變形。

3.2 隧道內力地震響應

已有盾構隧道震害研究表明[22],在地震作用下,盾構隧道易產生受壓混凝土破損,且盾構隧道橫向等效抗彎剛度有效率為縱向的數倍至數十倍,隧道縱向更容易產生由較大變形所導致的震害,且隧道縱向延伸一般長達幾公里,需穿越不同的土層,土層的軟硬不均將進一步導致隧道縱向變形更為嚴重。因此,研究彎矩沿盾構隧道縱向分布規律尤為重要。鑒于此,圖8、圖9分別繪制了隧道縱向管環中間截面軸向的拉力和壓力包絡曲線,圖9給出了隧道縱向管環中間截面彎矩最大值。

圖8 隧道縱向管環中間截面軸向拉力包絡曲線

由圖8可知,在地震作用下場地的側向液化流滑將會導致穿越流滑區域盾構隧道管環產生極大的拉力。管環中間截面軸向拉力在不同地震動強度作用下包絡曲線整體變化趨勢相似,且隨著地震動強度的增加而增大。盾構隧道縱向管片通過22根10.9級螺栓連接,管片環縫所能承受的極限拉力為27.6 MN,但液化流滑區隧道截面軸向拉力基本均超過了限值,當地震動強度為0.20g時,最大拉力達到1 160 MN,巨大的拉力可能導致盾構管環的連接螺栓產生受拉損壞。總體來看,沿隧道縱向管環截面拉力最大值變化趨勢與管環間張開量具有一致性,在液化流滑分界面處盾構隧道管片拉力產生了突變。

圖9 隧道縱向管環中間截面軸向壓力包絡曲線

由圖9可以看出,盾構隧道管環中間截面軸向壓力包絡曲線整體變化規律與拉力具有一定的相似性。非液化區管環軸向壓力隨著地震動強度的增加變化幅度較小,液化流滑區管環壓力隨著地震動強度的增加而急劇增大,該區域整體變化幅度劇烈。通過軸向壓應力換算發現3 500 m和4 200 m附近管環壓應力最大值達到38.3 MPa,小于管片混凝土60 MPa抗壓強度限值。0.10g地震動強度作用下壓力最大位置處與0.20g和0.30g不同,0.10g工況下壓力最大位置處位于B7和B8之間的谷底位置處,其原因應為兩側土層液化后向谷底流滑,土層向谷底擠壓堆積,從而造成管環產生較大的壓力。盾構隧道管環截面壓力峰值位置與拉力位置并不相同,且壓力峰值位置和拉力交替出現。

圖10給出了不同地震動強度下盾構隧道管環中間截面彎矩最大值曲線。管環中間截面彎矩在不同地震動強度下最大值曲線規律相似,位于寬河谷多級邊坡的坡底位置處隧道彎矩具有增大的趨勢,且隧道穿越非液化土層時,截面彎矩曲線較為平滑,當隧道穿越液化土層時,截面彎矩曲線呈現出振蕩現象,相鄰管片截面彎矩差異性較大,說明了液化土層的側向流滑將加劇盾構隧道縱向變形的復雜性。非液化區彎矩的增加幅值與地震動強度增加的幅值近似成正比;當隧道位于液化土層下方時,隨著地震動強度的增加,彎矩的增長幅度不斷的增大;當隧道穿越液化區時,不同地震動強度下的隧道彎矩差異性較小。

上述研究結果表明,場地的液化流滑將加劇盾構隧道內力地震響應,穿越液化區的盾構隧道管片在地震動作用下承受更大的壓力、拉力與更為劇烈的變形,從而造成盾構隧道在地震作用下產生更為嚴重的局部破損、管片縱向開張量等震害。上述結果進一步驗證了液化流滑對盾構隧道結構安全影響是不容忽視的問題。因此,當盾構隧道穿越土層液化等級較高且具有一定坡度的場地時,除了提高盾構隧道結構的抗震性能,還需對場地進行地基處理。

圖10 隧道縱向管環中間截面彎矩最大值

3.3 隧道縱向峰值加速度分布

圖11給出了隧道縱向加速度放大系數,隧道縱向管環加速度放大系數峰值曲線變化規律與河谷場地地形具有一定的相似性,加速度放大系數隨著地震動強度的增大而減小,但整體變化幅度較小。上述現象說明穿越河谷場地的盾構隧道縱向加速度放大系數主要受河谷地形的影響。穿越液化區的隧道相鄰管環間的加速度放大系數峰值曲線振蕩現象更為明顯,說明相鄰管片加速度放大系數差異性較大,進一步說明了液化土層的側向流滑將加劇盾構隧道縱向地震響應。

圖11 隧道縱向加速度放大系數峰值

4 結 論

本文基于廣義反應位移法建立了跨江盾構隧道的精細化梁-彈簧結構有限元模型,并以寬河谷微傾斜可液化場地土層的位移時程作為輸入,研究了場地液化流滑對盾構隧道縱向地震響應和相鄰管環縱向張開量的影響,進一步突破了場地液化流滑對盾構隧道結構地震安全危害程度的認識局限性,并得出主要結論如下：

(1) 微傾斜液化土層在地震作用下的液化流滑將導致穿越盾構隧道產生極大的管環縱向張開量、截面拉力和壓力,從而造成盾構隧道極易產生更為嚴重的連接螺栓拉壞及管片拼裝處漏水等震害現象。

(2) 盾構隧道管環縱向張開量最大值曲線峰值分布位置均位于液化流滑分界面處,且隧道縱向管環截面軸向拉力峰值位置與張開量峰值對應的隧道位置相同,但拉力峰值和壓力峰值交替出現。上述現象驗證了地下結構的地震響應主要受制于周圍土層的大變形。

(3) 盾構隧道管環中間截面彎矩最大值曲線與加速度放大系數曲線與河谷地形具有一定的相關性,且穿越液化地層區段的隧道彎矩曲線和加速度放大系數曲線均呈現出明顯的振蕩現象,說明寬河谷液化流滑區隧道彎曲變形及地震動響應也更為劇烈。