结构形式差异对管廊抗震性能的影响分析

2022-04-07惠新杨丁传海

四川水泥 2022年3期

惠新杨丁传海

（中交一公局第三工程有限公司，北京 101102）

0 引言

城市地下综合管廊是保证城市正常运行的重要基础设施[1]。为保证地震荷载下管廊正常工作，很多学者针对地下综合管廊的抗震性能进行了大量研究，其中具有代表性的有：马建华[2]等利用不同抗震方法对砂土地区的单舱综合管廊进行地震反应分析，得到单舱管廊的内力分布规律，并确定管廊的受力敏感位置；李杰[3]等利用振动台试验系统对单舱管廊模型进行抗震分析，提出层状剪切砂箱的模拟方法；李承翰[4]基于有限元分析法，分析黄土地区的双舱综合管廊的动力响应规律，得到加速度、位移响应随埋设深度的变化规律；仉文岗[5]等基于模型试验理论，分析不同地震烈度下双舱综合管廊的抗震性能，得到综合管廊动力响应随地震烈度的提高而增大的结论；陈守一[6]等基于时程分析法，对罕遇地震激励下预制钢波纹管综合管廊的抗震性能进行研究，得出其管廊结构整体未发生破坏，但上部应力在管廊肩部位置较大。

综上可知，研究者主要针对单一结构形式的综合管廊进行抗震性能分析，而对不同管廊形式的抗震性能对比分析研究相对较少。本文以济南水厂南路项目为依托，基于动力时程分析法，借助ABAQUS有限软件，对单舱、双舱、三舱的综合管廊的抗震性能进行分析，为国内类似项目的设计及施工提供相关经验。

1 工程概况

济南市水厂南路综合管廊项目西起萃清路，东至城市展厅路，全长1617.864m。管廊整体呈单舱、双舱和三舱矩形布置，内部管线主要有给水、中热力及通信管线及电力电缆，具体单舱、双舱、三舱综合管廊结构尺寸如图1所示。

图1 管廊结构示意图

2 有限元模型

2.1 材料参数确定

当管廊承受地震荷载时承受拉压循环荷载，普通的混凝土弹性本构模型不能正确地描述混凝土地震状态下的受力情况，为提高数值计算的准确性，本文选择混凝土塑性损伤模型(CDP模型)进行分析，其管廊结构混凝土力学参数如表1所示[7]。

表1 混凝土物理参数

由现场勘察报告可知：建设场地地形较平坦，在南北两侧均为耕地；主要由人工填土、砂土、粉土、粉质黏土等4个土层组成，具体参数如表2所示[8]。

为系统研究综合管廊结构形式差异对管廊抗震性能影响，进行模型土体参数选取时，选用具有代表性的单一土体；结合本项目中以压缩性较低、承载力较高的粉土为主，故选择粉土模拟管廊周围土体。

2.2 土体-结构相互作用

在地震条件下，综合管廊的受力情况与地上建筑物不同，其动力响应受周围土体影响较大，因此管廊与土体之间的接触属性对数值模拟研究的正确性影响较大。为提高模型计算的准确性与可靠性，土体与结构的关系为：（1）管廊与土体之间的接触方式采用表面与表面接触；（2）管廊外表面为主表面，与其接触土体部分为从表面；（3）定义接触属性时法向采用硬接触，切向为摩擦接触，摩擦系数为1；土体-结构之间的相互作用见图2。

图2 接触对示意图

2.3 黏弹性边界及等效节点荷载施加

2.3.1 黏弹性边界施加

地震在无限域土体中传播时，不存在地震波反射现象，但利用有限元软件模拟无限域土体，会造成计算效率下降，计算结果与试验结果相差较多；为解决地震波反射及零点漂移问题，需在模型四周及底部边界处施加黏弹性人工边界（如图3所示）。

2.3.2 等效节点荷载施加

根据地勘报告建设场地区域内的地震相关参数，采用EICentro地震波作为地震荷载进行输入，最后确定的地震加速度时程曲线如图4所示。

图4 N-S方向0.1g地震波

黏弹性人工边界施加后，地震波加速度的输入则转化成自由场的运动问题，即通过地震波加速度积分，得到位移与速度荷载，通过提取各节点坐标，转化各单元节点力及幅值荷载，准确施加到模型底部及四周边界（图为5等效节点荷载施加效果图）。

图5 地震加速度等效节点力示意图

2.4 有限元模型的计算

为研究管廊结构形式差异对综合管廊的抗震性能影响，结合材料参数、土体-结构相互作用及黏弹性边界及等效节点荷载施加等，建立单箱、双箱和三箱形式综合管廊有限元模型（如图6所示），进一步研究不同管廊形式的抗震性能差异及相关规律研究。

图6 管廊模型示意图

3 动力响应分析

3.1 位移响应分析

为研究设防地震条件下不同形式管廊的位移响应差异，分别对单箱、双箱、三箱顶板、底板位移时程曲线进行对比分析。表3为不同形式管廊峰值位移，图7为不同形式综合管廊顶板、底板位移时程曲线。

表3 管廊峰值位移 m

分析表3可知：不同形式管廊的峰值位移相差不大；单箱管廊的峰值位移大于双箱及三箱综合管廊的峰值位移，最大峰值为0.10923m，其中双箱综合管廊的峰值位移最小为0.102355m，说明在设防地震荷载下，双箱综合管廊整体受到剪切破坏的可能性较小。

分析图7可知：（1）在相同地震荷载条件下，不同形式管廊位移时程曲线走势大致相同，从而验证本模型的合理性；（2）在2s~12s时，位移随时间的增加不断积累，并在11.8s左右达到峰值位移；（3）管廊位移响应主要以X方向为主，同时也会引起Y、Z方向的位移，但与X方向位移相比很小。

图7 管廊位移时程曲线

3.2 加速度响应分析

通过模拟分析可得X方向施加地震荷载下的加速度响应时程曲线，表4为不同形式管廊顶板、底板加速度峰值，图8为不同形式管廊顶板、底板加速度应力时程曲线。

图8 综合管廊加速度时程曲线

表4 不同形式管廊的峰值加速度 g

分析图8和表4可知：（1）相同地震荷载条件下，不同形式管廊的加速度响应曲线趋势、走向一致性，在2.5s左右达到峰值，说明黏弹性边界吸收反射波的效果及等效节点荷载的实现效果较好；（2）加速度相应规律与位移相应规律响应相同，即单箱综合管廊加速度响应最大为0.363g，双箱综合管廊的加速度响应最小为0.13g；进一步验证双箱综合管廊受力优越性；（3）单箱管廊顶板、底板加速度响应差异较大。

3.3 应力响应分析

图9为不同形式综合管廊的应力响应时程曲线。

图9 管廊应力时程曲线

由图9分析可知：（1）不同形式管廊顶板、底板的应力时程曲线一致性较好，且峰值应力主要出现在2s~3s、4.5s~5.4s时间段内；（2）由于底板承受上部荷载和管廊自重，造成底板应力均大于顶板应力；（3）双箱管廊的应力最大为64.747kPa，三箱综合管廊的应力响应最小为11.121kPa；（4）单箱管廊应力较大位置主要在下部角点及底板位置，双箱及三箱管廊的应力较大值主要在角点位及中隔板位置处，但未达到混凝土极限拉应力，管廊结构未发生破坏。