不同分块形式下拼装式综合管廊地震响应分析

夏 源

(中铁十六局集团有限公司 北京 100018)

1 引言

综合管廊作为地下空间工程，因其具有价高难修、运维复杂等特点，因而有效的抗震性是确保结构安全的重要属性，为了保证城市化进程快速推进，所以必须考虑地震对综合管廊的影响。

Kimura等[1]研究了不同施工方法对综合管廊抗震性能的改善效果；张黎[2]分别计算了混凝土管型通道在水平和水平、竖直双向地震作用下的动力反应；白龙等[3]利用ABAQUS软件研究了在地基土层的初始应力平衡和地基无限域的辐射阻尼效应影响下的沉管隧道接头处的应力和位移；施有志等[4]研究发现综合管廊的横向动力响应主要受横向地震波影响，纵向动力响应受沿其轴向入射的Rayleigh波的影响，底部地震波与地表Rayleigh波作用的匹配程度对综合管廊的动力响应结果有一定的影响；王莉等[5]研究发现垂直管廊水平和竖向同时输入地震波时引起管廊的竖向位移与单独竖向输入一致性良好；谷音等[6]依照不同强度指标获得的相关性规律，得出适用于第3类场浅埋型综合管廊的地震动强度指标为加速度型及速度型强度指标和频谱型强度指标具备比较稳定的相关性结论；吴东浩[7]借助ABAQUS软件对不同舱室、不同埋深的二维综合管廊模型，研究了管廊不同数量舱室、形状、埋深、地震波峰值加速度大小和横波与纵波不同的耦合方式对综合管廊的地震响应。

综上所述，地下工程结构地震响应方面的研究已成果颇丰，但是针对不同分块形式的拼装式管廊的动力响应规律国内外鲜有研究。因此，本文以拼装式综合管廊为研究对象开展相关研究，以期为后续类似工程的设计施工提供经验借鉴。

2 计算工况及土层参数选取

地下工程结构抗震分析的物理试验要投入大量的人、财、物且模拟试验技术复杂、可操作性差，而计算机数值仿真技术操作简单、成本低廉，能够很好地对各种工况进行模拟和优化。

2.1 计算工况

本文选取整体现浇和上下分块两种形式的单舱管廊进行对比。横向接头采用钢筋连接，在纵向管节之间预留预应力孔，使用预应力钢筋连接[8]，断面的高和宽分别为2.8 m、3.8 m，上下板以及侧壁厚度均为0.3 m，纵向节段长Zm。两种形式保持截面尺寸、动力计算条件等的一致性，不同之处是分块形式不同即以是否分块作为唯一变量，见图1。

图1 单舱管廊分块的两种形式

采用LS-DYNA程序进行模型计算，模型顶面为自由面，底部与侧边均为粘弹性人工边界，边界阻尼为比例阻尼[9]，仿真工况如表1所示。

表1 两种地震波下不同分块管廊工况设置

2.2 土层参数

选取各土层参数[10]如表2所示。

表2 土层参数

3 材料参数

3.1 混凝土本构模型

综合管廊结构选用C40混凝土作为其本体混凝土，弹性模量、泊松比、密度分别为3.25×104MPa、0.24、2 440 kg/m3。

3.2 螺栓和钢筋本构模型

连接钢筋抗拉强度取值为215 N/mm2，并采用M30、5.8级螺栓，弹性模量为2.0×105N/mm2，泊松比0.25。

4 地震动参数及场地类别

设计该地区的抗震烈度为7度，分为三组分组，场地类别、地震加速度峰值、设计特征周期[11-12]分别为Ⅱ类、0.19 g、0.45 s。本文选取埋深为8 m的算例模型，并且该模型距边界左右侧壁均为16 m，基层面与模型底部之间的距离保持在15 m。

4.1 地震波的选取

分析过程选用与Ⅱ类场地相适应的典型ELCentro波。该地震波是人类首次捕捉到的加速度峰值在300 Gal以上的强震波，在2.12 s水平方向的加速度峰值、间隔时间分别为 341.7 cm/s2、0.02 s；竖向波3.36 s的加速度峰值、间隔时间分别为205.147 cm/s2、0.02 s。EL-Centro波一般保持有30 s的持续时间，并通过截取前10 s作为地震动波输入。该时间段内包含有竖向加速度峰值、水平加速度峰值。

表3中括号内的数值用于设计基本加速度为0.15 g和0.30 g的地区。时程分析过程中，需要考虑加速度的因素，为了保障地震波值的烈度能够与多遇及罕遇地震峰值具备一致性，需要对所选加速度进行相应的等比例调幅[13]，具体表达式:

表3 时程分析所采用的地震加速度时程最大值 cm/s2

式中:a′(t)为调整后的加速曲线；a′max为调整后的加速度峰值。

根据式(1)调整水平与竖向所输入的加速度峰值至7度，由此可得水平与竖向调整后的EL-Centro波加速度时程曲线，如图2、图3所示。

图2 调整后的水平加速度时程曲线

图3 调整后的竖向加速度时程曲线

4.2 人工地震波的合成

一般通过加速度积分最终获得位移时程、速度时程，加速度时程自身所受到的零点漂移影响不是很大，但是基线漂移会在积分所得位移时程、速度时程的影响下进一步放大，最终影响到位移和速度。所以有必要对其实施基线校正。

为了提高动力分析的计算精度，一般需要对土体单元尺寸进行有效限制。对于剪切波传播方向上相应的长度单元而言，需要满足式(2)的要求:

式中:λ为最高频率对应的波长。

本文在进行拼装式综合管廊的动力响应计算过程中以人工合成波峰值加速度、场地类别等为依据进行反应谱的规范合成，如图4、图5所示。

图4 规范反应谱计算地震响应系数

图5 处理后的加速度时程曲线

5 结果分析

5.1 位移监测

单舱管廊一般分为上下两块，接头设置在侧墙中点处，不连续的接头会使得接头处出现上下分离、左右错动等情况。为了探究可能出现的问题，在接头处设置两个监测点，左测点1、右测点2。通过X方向和Y方向位移进行对比分析，得出其变化规律。各工况下测点1、2在X与Y方向上相应的地震波位移如图6～图13所示。

图6 测点1X方向位移(EL-centro波)

图7 测点1Y方向位移(EL-centro波)

图8 测点2X方向位移(EL-centro波)

图9 测点2Y方向位移(EL-centro波)

图10 测点1X方向位移(人工波)

图11 测点1Y方向位移(人工波)

图12 测点2X方向位移(人工波)

图13 测点2Y方向位移(人工波)

(1)在X与Y方向上测点1、2的人工波与EL-centro波的位移情况基本一致，并且在接头位置不存在上下分离与左右错动等现象。

(2)结构所产生的位移响应与地震加速度在两种地震波下相应的时程曲线变化情况基本相同，并且在峰值加速度附近发生最大位移，在X与Y方向上所发生的位移峰值分别为0.15 m与0.000 015 m。

(3)在测点1、2位置处的预制结构与现浇结构位移变化曲线基本保持一致，由此说明了侧墙中部是发生结构变形的重点部位。

(4)无论是在X或Y方向上，预制结构相应的位移变化相较于现浇整体结构存在小幅度的增长，幅度约为5%。

(5)通常情况下，各测点位移情况以X方向上的位移为主，而Y方向上的位移相比较X方向存在4个数量级的差距，由此说明了结构在地震荷载的作用下以横向为主要的形变方向。

5.2 内力监测

峰值加速度时程曲线与内力之间存在从属关系，换言之，速度峰值周边有最大内力出现[11-12]。同时，由于结构内力通常基于时间而发生动态变化，因此本文在危险系数最大时间段开展研究。

选取管廊三维模型的4个角点位置作为监测点，监测点按照顺时针顺序分别对其编号(测点1～测点4)，由此可得:预制结构与现浇结构在两种地震波下各监测点的内力峰值，如表4～表7所示。

表4 工况1峰值弯矩和峰值剪力

表5 工况2峰值弯矩和峰值剪力

表6 工况3峰值弯矩和峰值剪力

表7 工况4峰值弯矩和峰值剪力

(1)预制结构刚性降低会使结构在地震波加速度峰值位置出现最大结构应力，这与实际工程情况相符。

(2)无论现浇结构还是预制结构，其最大内力相应位置均处于接头部位与结构的四个角点上。

(3)由于土体与结构具有不同的刚度，并且在结构内力分析过程中存在边界效应的影响，因此，结构在纵向端部应力与中部应力相比较大。

综上所述，工况1在左侧壁中间位置与右上角点处最大弯矩与最大剪力分别为80.97 kN·m、265.21 kN的；工况2在左侧壁中点位置与右上角点最大弯矩与最大剪力分别为71.26 kN·m、286.25 kN的；工况3发生最大弯矩与最大剪力的部位与工况1、2相同，分别为67.74 kN·m与182.65 kN；工况4最大弯矩与最大剪力分别为62.37 kN·m与157.22 kN。可见，现浇结构具有比预制结构更低的内力，但其最不利位置与后者相同。

6 结论

不同分块形式是影响预制拼装综合管廊力学性能的最主要因素。在对管廊结构进行地震响应分析时，多采用在典型位置取横向剖面进行研究，对于整体现浇的综合管廊，因其结构的连续性，此方法并不可取。然而，因拼装式综合管廊的非连续性，二维分析不能很好地反映接头对地震响应的影响。

(1)在地震作用下，现浇结构与预制结构响应基本趋同，因预制结构整体刚度的弱化，对比现浇结构，其峰值内力均略偏低，并且其在动力响应方面与现浇管廊也存在一定区别，在分块接头处因为刚度间断，会使应力聚集。对比位移曲线可以发现两种结构基本趋同，接头处未出现明显的横向和纵向的形状变化。然而，接头处依旧是整体结构的薄弱点，在具体设计时，要给予足够重视。

(2)由于预制管廊存在不同的分块形式，所以在动力响应方面也存在一定差异，根据其内力结果，弯矩最大处在构件中间部位，所以该部位最好不要设置分块接头，在侧墙与顶板的中间位置，假如出现不均衡的沉降土层，则会严重影响结构受力。