跨活断层钢衬钢筋混凝土管道对断层错动的适应性及抗震性研究

张 彪，石长征，伍鹤皋，苏 凯，张荣斌

(武汉大学水资源与水电工程科学国家重点实验室， 武汉 430072)

0 引 言

我国的水资源总量虽然丰富，但在时间和空间上分布极不均匀，跨流域、长距离的引调水工程是解决局部区域水资源短缺，合理配置全国水资源的有效举措[1]。跨流域调水工程输水线路长，管线很难避免穿过断层，甚至是活断层。断层又称断裂，而断层带是指由主断层面及其两侧破碎岩块以及若干次级断层或破裂面组成的地带，又称断裂带或破碎带。如掌鸠河引水供水工程，输水线路长约97.6 km，全线宽度大于10 m的断层和破碎带多达60多条，其中工程区规模最大的主断裂带宽度约为150 m[2]；云南老虎山的输水管线跨越深厚覆盖层下的红河大断裂带，主断裂带的宽度接近100 m[3]；云南牛栏江-滇池补水工程，输水线路跨越区域性小江活动断裂带，历史上沿该断裂多次发生7.0级及以上震级的地震，对工程安全性的影响较大[4]。活断层按其活动性质分为蠕滑型和黏滑型。蠕滑型活断层只有长期缓慢的相对位移变形，不发生地震或只有少数微弱地震。黏滑型断层的位移变形是突然发生的，并同时伴发较强的地震。实际上，纯粹的蠕滑断层是非常罕见的，一般情况下，在同一条活动断层中，无震的蠕滑和伴有地震的黏滑现象都存在。深大活动性断裂带的宽度常达百米以上，活动断裂带常年发生的蠕滑变形，以及突发的黏滑变形和地震，是工程安全稳定运行的重大隐患，因而结构适应活断层错动变形的能力和抗震性应成为考察重点之一[5]。

目前明钢管在跨活断层的管道结构中应用较多[3-6]。这是由于明钢管结构简单，承压能力较高，对变形和不良地质条件的适应性强。为了适应活断层的错动变形，一般在过断层的局部管线上布置多个伸缩节，以减小断层变形对结构的影响。但是，明钢管的支承结构主要是滑动支座，遭遇地震时，钢管与支座可能产生较大的相对运动，可能从支墩上掉落，引发镇墩间管线较大的破坏。故近来在长引水管道的设计中，也开始使用钢衬钢筋混凝土管道。常规设计中，钢衬钢筋混凝土管道可以取消伸缩节[7]，但为了适应活断层的变形，管线中仍然需要布置较多伸缩节，在地震中，管道如何运动变形、管道与地基之间是否会出现大的滑移，这些问题均有待研究。近年来地震频发，对穿越活动断裂带的管道结构的抗震性展开研究是十分必要的。

鉴于以上现状，本文将结合某引水工程，对跨活动断裂带、地震高发区的管道结构，采用地面钢衬钢筋混凝土管道进行设计，并采用有限单元法，研究钢衬钢筋混凝土管道对活断层错动位移的适应性及抗震性。

1 工程概况与布置方案

某引水工程倒虹吸管段，管道直径2.6 m，内水压力最高达2.42 MPa。管道所穿越的断裂是现今仍在活动的断裂，存在发生地震的可能，断层破碎影响带是指断裂带中除中间主断裂带外两侧破碎岩块以及若干次级断层或破裂面组成的地带，本工程中，断层影响带范围宽度接近500 m，设计地震加速度峰值为0.3 g。

活动断裂位于山坡，本文取山坡上的管段为研究对象，管线全长1 604.158 m，地质剖面和管道布置详见图1。采用地面钢衬钢筋混凝土管道布置型式，在管道起始端以及平面和立面转弯处共布置10个镇墩。沿管线布置了10个伸缩节，主要设在主断层及其影响带范围内，以适应活断层的错动位移。

图1 地质剖面和管道布置图

钢管钢材采用Q345R，管道、镇墩和支墩的混凝土采用C25，岩土材料主要包括第三系黏土、白云岩类以及断裂带，各材料主要力学参数见表1。伸缩节采用复式波纹管伸缩节，波纹管伸缩节设计轴向和横向变形均为100 mm，单个波纹管轴向刚度为2 000 kN/m，伸缩节整体轴向刚度1 000 kN/m。

表1 材料力学参数

2 计算模型及工况

2.1 计算模型

计算模型根据工程布置建立，模型包括钢管及外包混凝土、伸缩节、镇墩及地基。混凝土和地基由实体单元模拟；钢管采用壳单元模拟；波纹管采用二节点梁单元模拟，梁单元的轴向刚度等于波纹管的轴向刚度，中间连接管采用管单元模拟。计算中考虑管道混凝土与地基接触面上的摩擦力和黏聚力，摩擦系数取0.45，黏聚力取100 kPa。基岩的上下游端面和左右两侧施加法向约束，基岩底部施加全约束，其他表面按自由边界考虑。整体坐标系X轴水平指向下游为正，Y轴铅直向上为正，Z轴正方向垂直于X轴指向右侧(面向下游)。模型整体网格示意图见图2。

2.2 计算荷载及工况

对结构进行了如下5个工况的计算，各工况荷载组合见表2。计算中考虑的主要荷载如下：

(1)内水压力：作用于钢管内壁，最大静水压力为2.42 MPa，由于管道无闸控制，无水击压力。

(2)断裂带蠕滑变形：根据预测，未来百年位移设防的水平位移为2.0 m，垂直(竖向)位移为0.32 m。在本计算中，管道设计使用年限为50 a，在该年限内活动断层水平位移量累计达1.0 m，垂直位移量累计为0.16 m。水平错动和上、下盘之间的铅直滑动均会在沿管轴向产生水平压缩的位移，该位移量累计为0.33 m。计算时假设断层影响带左端面固定，右端相对左端发生位移，所有位移均作用于地基之上。断层蠕滑错动位移的示意图见图3。

(3)断裂带黏滑变形：根据曲江断裂未来100年最大突发地震，断裂带地表错动位移取水平2.2 m，垂直0.39 m，集中发生在主断层位置，施加方法与蠕滑错动位移类似。

图3 断层蠕滑错动位移的示意图

(4)地震：本文地震加速度峰值为0.3 g，特征周期0.45 s。按照《水电工程水工建筑物抗震设计规范》(NB35047- 2015)的规定，取阻尼比5%，反应谱最大值代表值2.5，确定水平向和竖向标准设计反应谱作为目标谱，生成人工波作为输入的地震动加速度时程(如图4所示)。地震动力分析时，管内水体的质量等效为管壁附加质量，地基采用无质量地基。

3 计算结果分析

由于跨活动断裂带管道的特殊性，两个镇墩之间，可能存在多个伸缩节，因此管道的柔性比一般管道结构的柔性大，因此管道和伸缩节的位移是关注的重点。

3.1 静力计算分析

3.1.1 位移分析

无论是蠕滑变形工况还是黏滑变形工况，管道结构仍随着地基运动，相对地基的滑移量较小。镇墩处管道结构的位移与地基的位移基本相同，镇墩间地基的变形将由管道和伸缩节共同分担。

图5为伸缩节上、下游端3个方向位移差(下游端位移减上游端位移)变化曲线。各工况位移均在各管段的局部笛卡尔坐标系下整理得到，x向为垂直于管轴线沿横河向，其中y向为垂直于管轴线向上，z向为管轴线方向，指向下游为正。

(1)正常运行工况下，伸缩节两端部的相对位移均较小，主要适应结构的不均匀沉降和泊松效应引起的管轴线收缩，3号和4号镇墩之间的管段由于两端均为伸缩节，向下游产生了相对较大的滑移，使得一侧的伸缩节拉伸，另一侧压缩，变形量分别为7.5 mm和-8.72 mm。

图5 静力工况伸缩节三向位移差变化曲线

(2)蠕滑变形工况下，在x方向上伸缩节两端部相对位移较为均匀，最大值达18.15 mm；y方向最大位移差为4.41 mm；在z向上各伸缩节的变形较为均匀，位移最大值为54.69 mm。10个伸缩节轴向相对位移之和为356.57 mm，减去因内水压力和自重产生相对位移之和36.54 mm，差值为320.03 mm，大致接近水平压缩位移330 mm。说明地基大部分的水平压缩位移由伸缩节来承担，管道承担一小部分水平位移和横向位移。

(3)黏滑变形工况下，3～7号伸缩节处于主断层范围，伸缩节各向的最大变形均出现在上述几个伸缩节中。3号伸缩节两端的x向位移差值最大，相对位移量达到了127.67 mm，主断层在横向的不均匀变形也较为明显，从而带动了伸缩节上下两端在横向的错动。4号伸缩节两端的y向位移差值最大，相对位移量达到了19.46 mm，这主要是由于主断层的不均匀沉降比较明显，并且该处管道的竖直方向的倾角也比较大。7号伸缩节两端的z向位移差值最大，相对位移量达到了251.87 mm，由于主断层的水平错动以及垂直上抬，导致此处的断层上盘向上游的挤压效果显著。从伸缩节的变形来看，在黏滑错动工况下，主断层剧烈扭转，主断层上的伸缩节承担大部分水平向的压缩变形，另外还需要承担一部分横向错动位移。

3.1.2 应力分析

选取位于主断层上方的3号和4号镇墩之间的管段进行应力分析，图6～图8列出了各静力工况的外包混凝土应力的等值线图。

(1)正常运行工况下，内衬钢管与外包钢筋混凝土联合承载，钢衬Mises应力较小，由于计算中混凝土是线弹性的，因此钢管外包混凝土应力较大，管道混凝土环向应力超过了C25混凝土的抗拉强度设计值1.27 MPa，环向应力最大达到2.79 MPa。环向应力主要由内水压力引起，超过混凝土抗拉强度标准值1.78 MPa，混凝土必然会出现径向裂缝，需要通过配置环向钢筋予以解决。管道混凝土的轴向应力较小，大部分为压应力，拉应力不超过0.5 MPa。

(2)正常运行+蠕滑变形工况下，钢衬Mises应力分布与正常运行工况钢衬的Mises应力分布一样，数值较小。该工况管道混凝土环向应力分布与正常运行工况管道混凝土环向应力分布基本一致，数值也非常接近，说明管道环向应力基本不受蠕滑变形的影响。管道混凝土的轴向应力较也小，大部分为压应力，而拉应力不超过0.6 MPa，不会引起管道开裂。

(3)正常运行+黏滑变形工况下，钢管的Mises应力比正常运行工况钢管的Mises应力略有增大，最大为32.22 MPa。管道混凝土在该工况下的环向应力和轴向应力相比正常运行工况下的环向应力和轴向应力均有增加，说明黏滑变形影响较大，环向应力最大压应力3.19 MPa，最大拉应力达4.67 MPa，超过了混凝土抗拉强度设计值；轴向应力最大压应力为12.75 MPa，最大拉应力达5.22 MPa，压应力和拉应力均超过了强度设计值，必须予以配筋处理。

图6 正常运行工况管道应力

图7 正常运行+蠕滑变形工况管道应力

图8 正常运行+黏滑变形工况管道应力

上述计算结果表明，在活动断层蠕滑变形作用下，断层的变形主要由伸缩节承担，而钢衬钢筋混凝土管道承担的较少，管道的应力与正常运行工况下管道的应力比较接近。只要设置一定数量的伸缩节，管道结构能较好适应断层蠕滑变形。而黏滑变形量大，主要发生在主断层范围，对主断层范围内伸缩节和管道的影响较大，结构失效的可能性较高。由于目前用于水工结构的波纹管伸缩节允许变形量一般在100 mm以下，若要由伸缩节完全适应黏滑变形，则伸缩节数量将增加较多，除了增加成本外，也为管道布置带来困难，并且过多的伸缩节将对结构运行的稳定性带来不利影响。因此，对于黏滑变形，建议以控制结构破坏范围，减小次生灾害为目标。根据本文的计算，在主断层边缘设置伸缩节，就能有效将结构破坏范围控制在主断层范围内。

3.2 动力计算分析

3.2.1 位移分析

图9为伸缩节上、下游端三个方向位移差变化曲线。正常运行+地震工况下，由于横向地震的作用，x方向上在4号伸缩节处达到最大位移差，为20.32 mm；在y方向上伸缩节两端部相对位移均很小；伸缩节z向位移差较大，在4号伸缩节处最大的伸缩变形达到了42.41 mm，主要是由于4号伸缩节位于的管段两端均为伸缩节，且管段位于主断层之上，地质条件较差。

正常运行+蠕滑变形+地震工况下，由于蠕滑变形和横向地震共同作用，x方向上在7号伸缩节处最大位移差达到36.97 mm；在y方向上伸缩节两端部相对位移均很小；在z向上伸缩节位移差较大，在8号伸缩节最大的伸缩变形达到了94.73 mm，已经接近伸缩节伸缩量的设计值100 mm。主要是由于8号伸缩节位于主断层下游端附近，地质条件差，承担的蠕滑变形较大，并且所处的管段坡度较大。

图9 动力工况伸缩节三向位移差变化曲线

3.2.2 应力分析

图10～图11列出了3号和4号镇墩之间的管段各动力工况的钢管外包混凝土应力包络图的等值线图。

(1)正常运行+地震工况下，钢管的Mises应力与正常运行工况下钢管的Mises应力差别不大。管道混凝土的环向应力分布规律与正常运行工况下管道混凝土的环向应力分布规律基本相同，应力数值比正常运行工况下的应力数值有所增加，最大的环向应力为4.92 MPa。管道混凝土的轴向应力较小，大部分为压应力或数值较小的拉应力。

(2)正常运行+蠕滑变形+地震工况下，最大表面Mises应力分布规律与正常运行+地震工况下的Mises应力分布规律接近，但由于管道轴向应力增加，Mises应力数值比正常运行工况下Mises应力数值有所减小。管道混凝土环向应力仍主要由内水压力引起，在地震的作用下拉应力有所增大，最大环向应力达到3.16 MPa。管道的轴向应力大部分为压应力，压应力不超过2.4 MPa，拉应力基本不超过0.8 MPa。

总体而言，在正常运行+地震工况下，波纹管伸缩节的变形不超过50 mm，管道的应力比正常运行工况下管道的应力有所增加，管道混凝土环向应力和轴向应力整体变化不大。断层已发生50 a蠕滑变形的情况下，如果遭遇地震，波纹管伸缩节的伸缩量最大值接近100 mm，结构仍能保证安全，管道应力变化也不大。总而言之，管道具有较好的抗震性。

图10 正常运行+地震工况管道最大应力包络图

图11 正常运行+蠕滑变形+地震工况管道最大应力包络图

4 结 语

(1)采用钢衬钢筋混凝土管道、沿线设置一定数量的伸缩节能较好适应活断层的蠕滑位移，在镇墩设置比较均匀的情况下，伸缩节的变形也比较均匀。

(2)地震作用对钢衬钢筋混凝土管道的环向应力影响较小，对管道的轴向应力有一定影响，由于管道直接敷设于地表或浅埋于土中，地震的影响较小，即使管道已经承受一定年限的蠕滑变形后，仍然有较好的抗震能力。

(3)活动断裂带的黏滑变形，位移量大，发生的范围通常集中在主断层附近，而且常常伴随着强震，对主断层附近的结构破坏性极大。如果需要管道完全满足黏滑变形的要求，代价较大，可在主断层边缘布置伸缩节，就能有效将结构破坏范围控制在主断层范围内，从而尽量减少主断层范围外管段的破坏。