裝配式波紋鋼板綜合管廊連接節(jié)點(diǎn)抗震性能分析

廖 凱， AUNG Khaing Min， 岳 峰, *， 劉博文， 熊石根， 江孝禮

(1. 上海交通大學(xué)船舶海洋與建筑工程學(xué)院土木工程系， 上海 200240； 2. 上海市公共建筑和基礎(chǔ)設(shè)施數(shù)字化運(yùn)維重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240；3. 海洋工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 上海 200240； 4. 利茲大學(xué)土木工程學(xué)院， 英國(guó) 利茲 LS2 9JT；5. 湖南金迪波紋管業(yè)有限公司， 湖南 長(zhǎng)沙 410114)

0 引言

城市地下綜合管廊是淺埋于城市道路下方的公用隧道空間，是將電力、通信、燃?xì)?、給排水等管線集中敷設(shè)的構(gòu)筑物，被稱(chēng)作“生命線工程”[1]。近年來(lái)，隨著我國(guó)城鎮(zhèn)化水平逐步提高，從中央到地方都在積極推進(jìn)城市地下綜合管廊建設(shè)。自2021年開(kāi)始，各地相繼出臺(tái)的“十四五規(guī)劃”均明確提出城市地下綜合管廊建設(shè)規(guī)劃，城市地下綜合管廊的建設(shè)將迎來(lái)前所未有的高峰期。我國(guó)現(xiàn)階段地下綜合管廊大多使用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)?；炷凉芾饶途眯院湍突鹦粤己?，但剛度較大，導(dǎo)致抗震性能薄弱，且易發(fā)生不均勻沉降，在外力作用下易發(fā)生折斷。波紋鋼管廊具有強(qiáng)度高、力學(xué)性能穩(wěn)定、自重輕、運(yùn)輸便捷、施工周期短和回收利用率高等優(yōu)點(diǎn);同時(shí),波紋鋼結(jié)構(gòu)屬于柔性結(jié)構(gòu)，不僅在橫截面內(nèi)與土體變形相適應(yīng),且在縱向上能抵抗基礎(chǔ)不均勻沉降；當(dāng)埋深達(dá)到一定程度時(shí)，回填土與波紋鋼管廊形成土拱效應(yīng)共同承載，降低了用鋼量；因此，波紋鋼管廊具有鋼筋混凝土管廊不可比擬的優(yōu)勢(shì)。

在波紋鋼板節(jié)點(diǎn)靜力性能研究方面： Sim等[2]探討了板厚對(duì)鋼波紋板抗壓強(qiáng)度的影響；Kim等[3]建立了波紋鋼涵洞精細(xì)化有限元模型，研究了螺栓接縫強(qiáng)度與板厚之間的關(guān)系；劉天正等[4]通過(guò)純彎試驗(yàn)研究了法蘭板厚對(duì)波紋鋼板法蘭連接節(jié)點(diǎn)承載力的影響；蘇明周等[5-6]、趙凱[7]通過(guò)開(kāi)展試驗(yàn)研究與數(shù)值模擬分析，探討了螺栓預(yù)緊力、端距，波形、板厚、材料等因素對(duì)高強(qiáng)螺栓連接波紋鋼管廊縱向接縫處的承載力的影響。在波紋鋼管廊抗震性能研究方面： 岳峰等[8-11]采用縮尺模型對(duì)預(yù)制裝配式鋼波紋管綜合管廊開(kāi)展不同場(chǎng)地條件下的大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，提出了影響管廊動(dòng)力響應(yīng)的關(guān)鍵因素；同時(shí)，建立了有限元模型，通過(guò)參數(shù)分析探討了管廊結(jié)構(gòu)與周?chē)馏w之間的相互作用機(jī)制，并提出了考慮土-鋼相互作用的波紋鋼管廊抗震計(jì)算方法。

擬靜力試驗(yàn)是目前結(jié)構(gòu)抗震領(lǐng)域中采用最廣泛、最成熟的研究方法之一，尤其適用于研究構(gòu)件與節(jié)點(diǎn)的抗震性能。由于地下結(jié)構(gòu)受周?chē)馏w約束，與地上結(jié)構(gòu)有較大不同，擬靜力試驗(yàn)方法很少應(yīng)用于地下結(jié)構(gòu)抗震性能研究。劉晶波等[12-13]提出了一種適用于地下結(jié)構(gòu)抗震性能研究的Pushover分析方法，并驗(yàn)證了其精確性與適用性；孔令俊[14]在驗(yàn)證對(duì)地下結(jié)構(gòu)開(kāi)展擬靜力試驗(yàn)的可行性后，通過(guò)擬靜力試驗(yàn)及數(shù)值模擬對(duì)混凝土箱涵結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了研究；Watanabe等[15]對(duì)鋼筋混凝土箱涵節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了擬靜力試驗(yàn)研究，并提出了確定開(kāi)裂強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度的方法；魏奇科等[16]對(duì)疊合裝配式鋼筋混凝土地下綜合管廊邊節(jié)點(diǎn)與中節(jié)點(diǎn)開(kāi)展了擬靜力試驗(yàn)研究，分析了試件的滯回性能；馮丹[17]對(duì)使用套筒灌漿連接技術(shù)完成的裝配式綜合管廊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)研究，對(duì)比分析了不同連接方式下綜合管廊的滯回性能；楊艷敏等[18]對(duì)疊合裝配式鋼筋混凝土綜合管廊開(kāi)展了擬靜力試驗(yàn)研究，探討了覆土高度、施工工藝、腋角高度等參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響；李正英等[19]對(duì)設(shè)置鐓錨鋼筋的鋼筋混凝土綜合管廊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了擬靜力試驗(yàn)與有限元模擬，探討了錨固長(zhǎng)度對(duì)節(jié)點(diǎn)抗震性能的影響。

從目前國(guó)內(nèi)外綜合管廊相關(guān)研究來(lái)看，學(xué)者們針對(duì)鋼波紋管的靜力學(xué)性能研究相對(duì)較多，且多集中在內(nèi)部空間利用率較低的圓形截面；對(duì)于管廊抗震性能的研究集中在混凝土結(jié)構(gòu)上，而對(duì)波紋鋼管廊抗震性能的研究相對(duì)較少，節(jié)點(diǎn)連接部位的抗震研究更鮮見(jiàn)報(bào)道。波紋鋼管廊是裝配式結(jié)構(gòu)，節(jié)點(diǎn)部位在地震作用下起到關(guān)鍵性控制作用。因此，本文基于一個(gè)管片間采用法蘭連接的實(shí)際工程，建立矩形截面波紋鋼板管廊節(jié)點(diǎn)精細(xì)化有限元模型，通過(guò)數(shù)值模擬計(jì)算，研究法蘭連接的力學(xué)行為和抗震性能，探討法蘭厚度、管廊壁厚、螺栓位置等參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，并找出控制管廊抗震性能的關(guān)鍵參數(shù)。

1 有限元模型建立與驗(yàn)證

1.1 模型尺寸設(shè)計(jì)

以山西平遙古城基礎(chǔ)設(shè)施提升項(xiàng)目波紋鋼板綜合管廊工程為依托，選取與工程實(shí)際相同尺寸的波紋鋼板管廊進(jìn)行精細(xì)化建模分析。如圖1所示，管廊截面為內(nèi)部空間利用率較高的圓角矩形，凈尺寸為1.6 m×2.7 m，波紋鋼板厚度為6 mm。鋼板寬度(節(jié)段長(zhǎng)度)為1.2 m，波紋鋼板波形為200 mm×55 mm，波谷半徑R為53 mm，如圖2所示。為保證波紋鋼板管廊的強(qiáng)度及剛度，減小接縫強(qiáng)度衰減，波紋鋼板管上的搭接縫以最少為原則，環(huán)向采用4片板(A、B板各2片)拼裝，如圖3所示。板片間采用法蘭連接，法蘭均焊接在波紋鋼板上，法蘭板厚為9 mm，連接螺栓采用10.9級(jí)的高強(qiáng)M20螺栓，同時(shí)為方便安裝，法蘭上螺栓孔直徑取25 mm，如圖4所示。

圖1 波紋鋼板綜合管廊標(biāo)準(zhǔn)斷面圖(單位： mm)Fig. 1 Standard section of corrugated steel plate utility tunnel (unit: mm)

圖2 波紋示意圖(單位： mm)Fig. 2 Schematic of corrugation (unit: mm)

圖3 管廊板片示意圖Fig. 3 Schematic of corrugated plates

(a) 環(huán)向法蘭連接大樣圖

(b) 縱向法蘭詳圖圖4 法蘭細(xì)部構(gòu)造(單位： mm)Fig. 4 Detail structure of flange (unit: mm)

本次試驗(yàn)選取兩端管廊中部拼接段進(jìn)行擬靜力試驗(yàn)，如圖5所示。選取管廊壁板下部節(jié)點(diǎn)進(jìn)行試驗(yàn)分析，如圖6所示。

圖5 綜合管廊選段示意圖 Fig. 5 Diagram of section selection of utility tunnel

圖6 試件位置示意圖 Fig. 6 Diagram of specimen position

1.2 參數(shù)選取

對(duì)于鋼材的常規(guī)彈性分析，大多數(shù)模擬采用理想彈塑性模型，但本文試件處于低周往復(fù)荷載受力條件下，因而數(shù)值模擬中鋼材本構(gòu)關(guān)系選用線性強(qiáng)化彈塑性模型，其表達(dá)式見(jiàn)式(1)，模型示意見(jiàn)圖7。

圖7 鋼材本構(gòu)模型Fig. 7 Steel constitutive model

(1)

式中：E為鋼材彈性模量，強(qiáng)化階段模量為彈性模量的1%；σy為屈服應(yīng)力；εy為屈服應(yīng)變。

波紋鋼板和法蘭均采用Q235鋼材，分別進(jìn)行金屬拉伸試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 材料試驗(yàn)結(jié)果Table 1 Material properties obtained from experimental tests

將材料試驗(yàn)所得的工程應(yīng)力和應(yīng)變轉(zhuǎn)換為真實(shí)應(yīng)力和應(yīng)變，得到材料的彈性和塑性參數(shù)。鋼材密度統(tǒng)一取7 850 kg/m3, 泊松比取0.3。

1.3 模型建立

綜合管廊節(jié)點(diǎn)模型如圖8所示。模型網(wǎng)格劃分如圖9所示。為保證網(wǎng)格劃分質(zhì)量及模擬結(jié)果的精確性，針對(duì)螺栓開(kāi)孔區(qū)域進(jìn)行精細(xì)劃分，如圖10所示。連接節(jié)點(diǎn)處受力與破壞狀況是本次模擬研究的重點(diǎn)，由于螺栓數(shù)量大造成接觸對(duì)數(shù)量過(guò)多，易導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果不收斂，已有數(shù)值模擬研究中往往采取忽略螺栓的方式。本文采取新方法對(duì)螺栓進(jìn)行優(yōu)化模擬： 通過(guò)在螺栓作用區(qū)域中心處添加參考點(diǎn)與法蘭耦合，在上下參考點(diǎn)間設(shè)置連接器來(lái)模擬螺栓預(yù)緊力；根據(jù)JGJ 82—2011《鋼結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度螺栓連接技術(shù)規(guī)程》[20]，10.9S級(jí)M20高強(qiáng)螺栓預(yù)緊力設(shè)置為155 kN，利用“Connector force”將連接器間預(yù)緊力定義為155 kN,達(dá)到與ABAQUS中“Bolt load”模塊相同的效果。環(huán)向法蘭和縱向法蘭之間采用“面面接觸”來(lái)定義相互關(guān)系，充分考慮接觸面的切向和法向接觸。法向接觸使用“Hard”接觸傳遞界面壓力；切向采用基于庫(kù)侖摩擦模型的“Penalty”定義，摩擦因數(shù)依據(jù)試件表面處理方式確定為0.3[21]。

圖8 綜合管廊節(jié)點(diǎn)模型Fig. 8 Model of utility tunnel joint

圖9 模型網(wǎng)格劃分Fig. 9 Model meshing

圖10 螺栓開(kāi)孔區(qū)域精細(xì)劃分Fig. 10 Fine division of bolt opening area

1.4 加載方式與加載制度

為模擬鋼波紋管廊在縱向、橫向、豎向3個(gè)不同方向低周往復(fù)荷載作用下的破壞情況，本文設(shè)計(jì)6種加載工況，即橫向拉壓試驗(yàn)、橫向彎剪試驗(yàn)、豎向彎剪試驗(yàn)、縱向拉壓試驗(yàn)、橫向剪切試驗(yàn)、豎向剪切試驗(yàn)，分別命名為工況1、2、3、4、5、6。為模擬循環(huán)荷載，在加載端形心處設(shè)置參考點(diǎn)，在此基礎(chǔ)上完成與管廊結(jié)構(gòu)加載區(qū)域的耦合，加載過(guò)程可通過(guò)向參考點(diǎn)直接施加荷載或位移完成，加載模式及選取依據(jù)[22]如圖11所示。

圖11 加載模式及選取依據(jù)[22]Fig. 11 Loading mode and selection basis[22]

在地震作用下，地下結(jié)構(gòu)本身的自振特性對(duì)其地震響應(yīng)影響較小，對(duì)地下結(jié)構(gòu)影響最大的是場(chǎng)地位移。地下結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)可用于模擬土體變形對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，通常應(yīng)當(dāng)在結(jié)構(gòu)與土體接觸位置處施加單調(diào)遞增的等效慣性加速度來(lái)實(shí)現(xiàn)，但考慮到試驗(yàn)對(duì)象為單層單跨的箱涵結(jié)構(gòu)，因而可以簡(jiǎn)化為質(zhì)量集中于頂端的單自由度體系。另外，本試驗(yàn)主要研究在橫向、縱向、豎向位移作用下的結(jié)構(gòu)破壞情況，因而和位移分布形式關(guān)系不大。綜上，采用頂端單點(diǎn)加載的擬靜力試驗(yàn)是可行的[14]。

本次數(shù)值模擬的加載制度參考美國(guó)ATC-24的標(biāo)準(zhǔn)[23]，采用位移控制加載方式，以屈服位移δy為控制參數(shù)，加載幅值按照0.5δy、0.75δy、δy、2δy、3δy、4δy…逐級(jí)增加，在達(dá)到屈服位移之前每級(jí)循環(huán)3次，δy、2δy、3δy每級(jí)循環(huán)3次，之后每級(jí)循環(huán)2次，加載制度如圖12所示。對(duì)于屈服位移的確定，先對(duì)6種工況進(jìn)行單調(diào)加載，根據(jù)得到的荷載-位移曲線，采取一次垂線法[24]確定屈服點(diǎn)。同時(shí)，根據(jù)取整和偏保守的原則，工況1δy取25 mm，工況2δy取15 mm，工況3δy取10 mm，工況4δy取5 mm，工況5δy取15 mm，工況6δy取20 mm。當(dāng)試件承載力下降至極限承載力的85%或試件發(fā)生破壞時(shí)，停止加載。

圖12 加載制度Fig. 12 Loading system

1.5 有限元模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本次有限元建模的合理性及建模方法的可行性，對(duì)工況1橫向拉壓、工況2橫向彎剪開(kāi)展擬靜力試驗(yàn)，如圖13所示。

(a) 工況1橫向拉壓試驗(yàn)

(b) 工況2橫向彎剪試驗(yàn)圖13 擬靜力試驗(yàn)布置圖Fig. 13 Layout of quasi-static test

滯回曲線又稱(chēng)恢復(fù)曲線，反映結(jié)構(gòu)在循環(huán)往復(fù)受力過(guò)程中的變形特征、剛度強(qiáng)度退化及能量耗散等。有限元模擬與試驗(yàn)所得到的滯回曲線對(duì)比如圖14所示。

(a) 工況1橫向拉壓試驗(yàn)

(b) 工況2橫向彎剪試驗(yàn)圖14 滯回曲線對(duì)比Fig. 14 Comparison of hysteresis curves

骨架曲線是試件或結(jié)構(gòu)在循環(huán)荷載作用下，每級(jí)荷載第一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)峰值點(diǎn)的連線，反映了結(jié)構(gòu)的承載力、剛度及延性等重要指標(biāo)。有限元模擬與試驗(yàn)所得到的骨架曲線對(duì)比如圖15所示。

(a) 工況1橫向拉壓試驗(yàn)

(b) 工況2橫向彎剪試驗(yàn)圖15 骨架曲線對(duì)比Fig. 15 Comparison of skeleton curves

工況1有限元數(shù)值模擬滯回曲線在負(fù)向上的峰值與試驗(yàn)結(jié)果相吻合；但在正向上，由于安裝過(guò)程中施加+130 mm的位移導(dǎo)致試件尚未試驗(yàn)便已經(jīng)進(jìn)入塑性階段，不但使得滯回曲線在正向上吻合較差，而且影響了負(fù)向滯回曲線的飽滿(mǎn)度。工況2有限元數(shù)值模擬滯回曲線與試驗(yàn)結(jié)果吻合度高，由于底部錨固裝置在試驗(yàn)中的微小滑移，試驗(yàn)滯回曲線在加載位移0 mm附近出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，而數(shù)值模擬中邊界條件為理想狀態(tài)，故數(shù)值模擬結(jié)果在此處未出現(xiàn)“捏縮”。工況2試驗(yàn)結(jié)果在加載量大于140 mm后，滯回曲線出現(xiàn)明顯的“捏縮”現(xiàn)象，其原因是試件底部焊接錨固處逐漸發(fā)生破壞，而數(shù)值模擬因其邊界條件為理想狀態(tài)，滯回曲線在此處無(wú)“捏縮”現(xiàn)象。總體而言，2種工況下數(shù)值模擬得到的滯回曲線飽滿(mǎn)度均大于試驗(yàn)結(jié)果。其原因可能是： 一方面，數(shù)值模擬中采用的鋼材本構(gòu)模型為二折線簡(jiǎn)化模型，與實(shí)際應(yīng)力-應(yīng)變曲線仍有差異；另一方面，試驗(yàn)過(guò)程中千斤頂加載為手動(dòng)控制，卸載速度可能存在過(guò)快的情況，從而導(dǎo)致這一差異。

2種工況下，在加載前期結(jié)構(gòu)處于彈性階段時(shí)，數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；但隨著加載量增大，試件逐漸進(jìn)入塑性屈服階段，骨架曲線的誤差也逐漸增大。其原因是： 試驗(yàn)過(guò)程中，底部錨固裝置不可避免地發(fā)生滑移、轉(zhuǎn)動(dòng)甚至破壞，而有限元模型采用的是人工邊界條件，剛度遠(yuǎn)大于試驗(yàn)情況，因而到加載后期骨架曲線產(chǎn)生的誤差逐漸增大。

從總體上看，除去安裝因素與理想邊界條件的影響，有限元模擬的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度良好，從而驗(yàn)證了本文有限元模型及建模方法的合理性與準(zhǔn)確性，后續(xù)分析均以此為據(jù)。

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力分析

6種工況加載完成后的應(yīng)力云圖見(jiàn)圖16。試件加載過(guò)程中，對(duì)于工況1，在縱向法蘭與波紋鋼板連接處應(yīng)力較大，而在其他位置應(yīng)力較??；對(duì)于工況2，應(yīng)力在波紋鋼板左側(cè)端部(焊接錨固區(qū)域)達(dá)到極限應(yīng)力值，且這一區(qū)域波紋鋼板發(fā)生了斷裂，其余位置應(yīng)力則相對(duì)較?。粚?duì)于工況3，應(yīng)力同樣在左側(cè)錨固區(qū)域較大，左側(cè)管片的應(yīng)力大于右側(cè)管片，管廊與法蘭連接處應(yīng)力相對(duì)較??；對(duì)于工況4，由于波紋鋼板在縱向上固有的“手風(fēng)琴效應(yīng)”(指波紋鋼板在縱向能夠自由伸縮[25])使得結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布較為均勻，在管片拼接處環(huán)向法蘭間出現(xiàn)明顯的張開(kāi)現(xiàn)象，錨固區(qū)域及加載端達(dá)到極限應(yīng)力；對(duì)于工況5與工況6，其應(yīng)力分布規(guī)律相同，在錨固區(qū)域均達(dá)到極限應(yīng)力值，法蘭與波紋鋼板連接區(qū)域應(yīng)力值均較大。在加載過(guò)程中，圓角部分的應(yīng)力大于側(cè)板區(qū)域。

圖16 綜合管廊應(yīng)力云圖(單位： MPa)Fig. 16 Stress nephograms of specimens (unit: MPa)

在剪切試驗(yàn)中，法蘭均發(fā)生了較大的變形并在管片拼接處出現(xiàn)張開(kāi)現(xiàn)象；在橫向剪切力作用下，圓角處縱向法蘭發(fā)生彎折；在豎向剪切力作用下，縱向法蘭出現(xiàn)較大的變形，在與波紋鋼板連接區(qū)域達(dá)到極限應(yīng)力，均有斷裂風(fēng)險(xiǎn)。因此，在剪切力作用下，應(yīng)重視法蘭與管廊連接處設(shè)計(jì)。從總體上看，管廊在圓角處的應(yīng)力大于側(cè)板。

2.2 滯回曲線

工況1—2的滯回曲線如圖14所示，工況3—6的滯回曲線如圖17所示。分析6種滯回曲線可知： 在加載量小于屈服位移時(shí)，位移與承載力的增長(zhǎng)呈線性關(guān)系，且卸載后基本沒(méi)有殘余變形，管廊處于彈性狀態(tài)；隨著加載量增大，滯回曲線形狀發(fā)生改變，說(shuō)明結(jié)構(gòu)進(jìn)入彈塑性工作階段，此時(shí)滯回曲線的包絡(luò)面積逐漸增大，結(jié)構(gòu)耗能也逐漸增大，卸載后結(jié)構(gòu)產(chǎn)生殘余變形。

圖17 工況3—6滯回曲線Fig. 17 Hysteretic curves under loading conditions 3 to 6

對(duì)于工況1，結(jié)構(gòu)的滯回環(huán)在負(fù)向比正向更加飽滿(mǎn)，說(shuō)明結(jié)構(gòu)在負(fù)向上耗能能力良好。從數(shù)值模擬結(jié)果來(lái)看，滯回曲線無(wú)論是在正向還是負(fù)向的形狀均向“Z”形發(fā)展，說(shuō)明結(jié)構(gòu)受到大滑移的影響，其原因是縱向法蘭間出現(xiàn)了脫開(kāi)現(xiàn)象。

工況2與工況3試驗(yàn)中所得到的滯回曲線較為飽滿(mǎn)，滯回環(huán)呈“梭形”，說(shuō)明結(jié)構(gòu)在彎剪力作用下具有良好的耗能能力。

工況4在加載初期的滯回環(huán)呈“Z”形，但隨著加載量的增大，滯回環(huán)向“梭形”發(fā)展，包絡(luò)面積不斷增大，耗能能力也逐步增強(qiáng)，主要是波紋板縱向受力時(shí)具有良好的“手風(fēng)琴效應(yīng)”，通過(guò)伸縮過(guò)程，結(jié)構(gòu)能夠吸收大量能量，從而改善結(jié)構(gòu)的抗震性能。同時(shí)，工況4滯回環(huán)的對(duì)稱(chēng)性也隨加載位移的增長(zhǎng)而發(fā)生變化。在加載前期，負(fù)向(受壓)滯回環(huán)飽滿(mǎn)度高于正向(受拉)，而隨著加載位移的增大，滯回環(huán)正負(fù)向逐漸對(duì)稱(chēng)。其原因是： 一方面，波紋鋼板在縱向抗拉強(qiáng)度和抗壓強(qiáng)度上存在差異；另一方面，波紋鋼板在縱向受拉時(shí)環(huán)向法蘭間較早出現(xiàn)脫開(kāi)現(xiàn)象，而此時(shí)波紋鋼板尚未屈服，這也是加載初期滯回環(huán)呈“Z”形的原因。

工況5所得到的滯回曲線最為飽滿(mǎn)。彈性階段結(jié)構(gòu)幾乎不耗能，但在進(jìn)入塑性階段后，滯回曲線包絡(luò)面積迅速增大，耗能能力顯著增強(qiáng)，說(shuō)明結(jié)構(gòu)抵抗橫向剪切地震力的能力較好。

工況6中滯回曲線呈“Z”形，說(shuō)明結(jié)構(gòu)受到大滑移的影響。分析該工況位移云圖可知： 在豎向循環(huán)剪切力作用下，縱向法蘭之間脫開(kāi)現(xiàn)象嚴(yán)重，且上部平直段管片在豎向力作用下也發(fā)生較大的位移和轉(zhuǎn)角，這也表明波紋鋼板的抗彎能力較弱。

在橫向、豎向、縱向循環(huán)往復(fù)荷載作用下，結(jié)構(gòu)滯回曲線均出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，部分原因是法蘭、波紋鋼板與法蘭連接處發(fā)生局部屈曲變形[26]。由圖16可以看出，結(jié)構(gòu)局部屈曲變形較為嚴(yán)重，這在一定程度上削弱了波紋鋼板綜合管廊的抗震性能。而工況4與工況6中滯回曲線的 “捏縮”現(xiàn)象較為嚴(yán)重，其原因是這2種工況下連接法蘭之間的脫開(kāi)現(xiàn)象最為嚴(yán)重。此外，對(duì)于工況4，由于波紋鋼板自身存在“手風(fēng)琴效應(yīng)”，結(jié)構(gòu)的縱向變形較大也加重了滯回曲線出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象。

2.3 骨架曲線與延性系數(shù)

工況1—2的骨架曲線如圖15所示，工況3—6的骨架曲線如圖18所示。分析圖15和圖18骨架曲線可知： 6種工況下，結(jié)構(gòu)均經(jīng)歷了從屈服到達(dá)到極限荷載再到承載力下降的階段。當(dāng)加載量小于結(jié)構(gòu)的屈服位移時(shí)，骨架曲線近似為一條直線，說(shuō)明荷載和加載位移基本呈線性關(guān)系。結(jié)構(gòu)屈服后，其剛度降低，骨架曲線逐漸變得平緩并發(fā)生彎曲。

圖18 工況3—6骨架曲線Fig. 18 Skeleton curves under loading conditions 3 to 6

對(duì)于工況1，結(jié)構(gòu)負(fù)向承載力與位移呈線性增長(zhǎng)，并且無(wú)下降段；而在正向上，加載量達(dá)到+75 mm時(shí)骨架曲線進(jìn)入下降段。正向極限承載力為42.6 kN，負(fù)向最大承載力為125.4 kN，負(fù)向承載力比正向承載力高194.3%以上。

對(duì)于工況2，位移加載至-120 mm時(shí)，負(fù)向承載力達(dá)到極限并開(kāi)始下降，而正向承載力不受影響且繼續(xù)增大。正向承載力比負(fù)向承載力高123.8%以上。

對(duì)于工況3，位移加載至+60 mm時(shí)，正向承載力達(dá)到極限并開(kāi)始下降，而負(fù)向承載力繼續(xù)增大且無(wú)下降段。負(fù)向承載力比正向承載力高75%以上。

對(duì)于工況4，正向極限承載力與負(fù)向極限承載力基本相同，但骨架曲線在加載負(fù)向出現(xiàn)下降段，而在加載正向未進(jìn)入屈服平臺(tái)，即結(jié)構(gòu)在縱向上抗拉承載力高于抗壓承載力。

對(duì)于工況5，位移加載至-60 mm時(shí)，試件在負(fù)向達(dá)到極限承載力，正向承載力比負(fù)向承載力高26.3%。

對(duì)于工況6，位移加載至-90 mm時(shí)，試件達(dá)到極限承載力，正向承載力比負(fù)向承載力高143%。

數(shù)值模擬中得到的正負(fù)承載力差異較大的原因是： 一方面，受到環(huán)向法蘭易發(fā)生脫開(kāi)現(xiàn)象的影響；另一方面，橫截面圓角部分的存在對(duì)結(jié)構(gòu)在豎向的力學(xué)性能產(chǎn)生重要影響。

延性系數(shù)是衡量結(jié)構(gòu)彈塑性變形能力的重要指標(biāo)，結(jié)構(gòu)延性系數(shù)μ按式(2)[27]計(jì)算。根據(jù)骨架曲線，試件的屈服點(diǎn)按一次垂線法確定[24]： 試件所能承受的最大荷載作為極限荷載Fu, 此時(shí)位移作為極限位移Δu，以極限荷載水平線與初始剛度線交點(diǎn)的橫坐標(biāo)作為屈服位移Δy，對(duì)應(yīng)的荷載作為屈服荷載Fy，如圖19所示。

圖19 屈服點(diǎn)確定方法Fig. 19 Determination method of yield point

(2)

根據(jù)骨架曲線數(shù)據(jù)以及式(2)、圖19的方法獲得6種工況的延性系數(shù)，如表2所示。

表2 6種工況的延性系數(shù)Table 2 Ductility coefficient of six loading conditions

延性系數(shù)越大，表明結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下能承受越大的塑性變形而不發(fā)生破壞。對(duì)于鋼結(jié)構(gòu)而言，延性系數(shù)大于2，則認(rèn)為該結(jié)構(gòu)具有良好的塑性變形能力。由表2可知，波紋鋼板綜合管廊塑性變形性能良好，從總體上看結(jié)構(gòu)豎向延性系數(shù)最高，塑性變形能力最優(yōu)。

2.4 剛度退化與強(qiáng)度退化

2.4.1 剛度退化

剛度退化是指在低周循環(huán)荷載作用下，隨著荷載循環(huán)次數(shù)的增加，結(jié)構(gòu)或者構(gòu)件的位移不斷增大，剛度不斷減小的現(xiàn)象。試件的剛度用割線剛度表示，見(jiàn)式(3)[27]。

(3)

式中： +Fi、-Fi分別為第i次正、反向峰值點(diǎn)的荷載值； +Xi、-Xi分別為第i次正、反向峰值點(diǎn)的位移值。

取每級(jí)荷載第1次循環(huán)峰值點(diǎn)的割線剛度表示結(jié)構(gòu)的剛度退化，以加載端位移為X軸，割線剛度為Y軸，繪制試件剛度退化曲線，如圖20所示。由圖可以看出： 6種工況下試件的剛度退化曲線趨勢(shì)基本相同。在加載前期，加載量小于結(jié)構(gòu)的屈服位移時(shí)，剛度曲線較陡，剛度退化較快；超過(guò)屈服位移之后，曲線逐漸趨于平緩，剛度退化逐漸變慢；達(dá)到極限荷載后，剛度曲線趨于平直?？v向結(jié)構(gòu)剛度遠(yuǎn)大于其他方向。加載結(jié)束后，從工況1到工況6結(jié)構(gòu)殘余剛度較初始剛度分別降低了65.5%、53.1%、72.1%、82.0%、80.0%和88.4%。說(shuō)明結(jié)構(gòu)在剪切力與縱向拉壓力作用下剛度退化幅度最大。試件縱向剛度遠(yuǎn)大于橫向與豎向，由于波紋板的“手風(fēng)琴效應(yīng)”，使得結(jié)構(gòu)能夠在縱向循環(huán)荷載作用下具有良好的耗能能力。

圖20 剛度退化曲線Fig. 20 Stiffness degradation curves

2.4.2 強(qiáng)度退化

強(qiáng)度退化是指結(jié)構(gòu)或構(gòu)件施加相同位移的情況下，承載力隨著循環(huán)次數(shù)的增加而略有降低的現(xiàn)象，一般用強(qiáng)度退化系數(shù)λi表示，見(jiàn)式(4)[27]。

(4)

表3—8示出6種工況的強(qiáng)度退化系數(shù)計(jì)算結(jié)果。由表可知： 結(jié)構(gòu)在3個(gè)不同方向的低周循環(huán)往復(fù)荷載作用下，隨著加載循環(huán)j增加逐漸出現(xiàn)強(qiáng)度退化現(xiàn)象；但強(qiáng)度退化系數(shù)均大于0.95，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度退化幅度很小，說(shuō)明結(jié)構(gòu)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下具有較穩(wěn)定的承載能力。

表3 工況1強(qiáng)度退化系數(shù)Table 3 Strength degradation coefficient of condition 1

表4 工況2強(qiáng)度退化系數(shù)Table 4 Strength degradation coefficient of condition 2

表5 工況3強(qiáng)度退化系數(shù)Table 5 Strength degradation coefficient of condition 3

表6 工況4強(qiáng)度退化系數(shù)Table 6 Strength degradation coefficient of condition 4

表7 工況5強(qiáng)度退化系數(shù)Table 7 Strength degradation coefficient of condition 5

表8 工況6強(qiáng)度退化系數(shù)Table 8 Strength degradation coefficient of condition 6

2.5 耗能能力

耗能能力能夠反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的抗震性能。耗能能力通過(guò)滯回曲線包絡(luò)面積衡量，通常用能量耗散系數(shù)E或等效黏滯阻尼系數(shù)ζeq來(lái)表示(見(jiàn)圖21)，見(jiàn)式(5)和式(6)[27]。

圖21 E與ζeq計(jì)算示意圖Fig. 21 Calculation diagram of E and ζeq

(5)

(6)

式中：S(ABC+CDA)為圖21中滯回曲線包絡(luò)面積；S(OBE+ODF)為△OBE與△ODF的面積之和。

按照式(5)與圖21方法計(jì)算能量耗散系數(shù)E， 6種工況在不同峰值荷載下的能量耗散系數(shù)如圖22所示。

圖22 能量耗散系數(shù)Fig. 22 Energy dissipation coefficients

能量耗散系數(shù)E是結(jié)構(gòu)變形吸收的能量與地震輸入結(jié)構(gòu)的最大能量之比[28]，該指標(biāo)越大，說(shuō)明結(jié)構(gòu)吸收地震能量的能力越強(qiáng)，抗震性能越好。就同一結(jié)構(gòu)而言，不同階段的能量耗散系數(shù)是不同的。根據(jù)圖22可知： 加載位移小于屈服位移時(shí)，試件能量耗散系數(shù)E較??；而當(dāng)加載位移超過(guò)屈服位移之后，E迅速增大，表明試件耗能能力增大。工況1—5能量耗散系數(shù)一直呈上升趨勢(shì)，除工況1外，其最大值均超過(guò)1，說(shuō)明結(jié)構(gòu)在該受力方向上不僅具有良好的耗能能力，還擁有一定的耗能儲(chǔ)備。工況6中試件能量耗散系數(shù)E在加載位移為90 mm時(shí)達(dá)到極值，隨后開(kāi)始下降，但加載完成后E仍大于1。從總體上看，波紋鋼板綜合管廊在各方向循環(huán)往復(fù)荷載作用下具有良好的耗能能力。

3 有限元參數(shù)化分析

3.1 連接節(jié)點(diǎn)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響

3.1.1 滯回曲線對(duì)比

由第2節(jié)可知，法蘭的存在對(duì)管廊的抗震性能具有重要影響。為探究法蘭作用機(jī)制，本文建立未考慮節(jié)點(diǎn)連接的模型(無(wú)法蘭連接)與考慮節(jié)點(diǎn)連接的模型(有法蘭連接)進(jìn)行對(duì)比。

不同連接節(jié)點(diǎn)滯回曲線對(duì)比如圖23所示。由圖可以看出，法蘭的存在對(duì)結(jié)構(gòu)的滯回性能有顯著影響。相比于考慮節(jié)點(diǎn)連接的模型，未考慮節(jié)點(diǎn)連接的模型在縱向、橫向和豎向的滯回曲線均更加飽滿(mǎn)。這說(shuō)明法蘭的存在會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)的滯回性能產(chǎn)生不利影響；同時(shí)，“捏縮”效應(yīng)明顯減輕，原因是局部屈曲現(xiàn)象得到改善，工況4與工況6中的“捏縮”效應(yīng)改善最為明顯，也證明法蘭之間脫開(kāi)現(xiàn)象對(duì)結(jié)構(gòu)的滯回性能有顯著影響。在實(shí)際工程中應(yīng)采取有效措施對(duì)法蘭間連接進(jìn)行加固。

工況2加載至100 mm時(shí)試件部分區(qū)域已屈服，網(wǎng)格發(fā)生畸變而無(wú)法繼續(xù)計(jì)算。圖23 不同連接節(jié)點(diǎn)滯回曲線對(duì)比Fig. 23 Comparison of hysteresis curves of different joints

3.1.2 骨架曲線對(duì)比

不同連接節(jié)點(diǎn)骨架曲線對(duì)比如圖24所示。從整體來(lái)看，有法蘭連接和無(wú)法蘭連接的骨架曲線發(fā)展趨勢(shì)基本一致，但法蘭的存在對(duì)結(jié)構(gòu)的承載力具有一定的提升作用，該提升作用在工況4中尤為顯著。具體而言，法蘭的存在對(duì)縱向承載力正向提升8.37%，負(fù)向提升90.59%。其余工況正向與負(fù)向極限承載力均略有提高。法蘭能夠提升結(jié)構(gòu)的承載能力，原因是其在整體結(jié)構(gòu)中起到了加勁肋的作用。

圖24 不同連接節(jié)點(diǎn)骨架曲線對(duì)比Fig. 24 Comparison of skeleton curves of different joints

3.1.3 剛度退化曲線對(duì)比

不同連接節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線對(duì)比如圖25所示。由圖可以看出，法蘭對(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度有較大的影響。法蘭在整個(gè)結(jié)構(gòu)中起到了類(lèi)似于加勁肋的作用，因而對(duì)結(jié)構(gòu)的初始剛度有較大的提升作用。工況1和6中結(jié)構(gòu)的初始剛度提升幅度較小，說(shuō)明縱向法蘭對(duì)結(jié)構(gòu)整體的初始剛度貢獻(xiàn)不大。6種工況的剛度退化趨勢(shì)基本一致，加載初期較陡，最后趨于平緩，加載完成后結(jié)構(gòu)的殘余剛度幾乎一致，表明法蘭在循環(huán)往復(fù)荷載作用下發(fā)生了較為嚴(yán)重的損傷。

圖25 不同連接節(jié)點(diǎn)剛度退化曲線對(duì)比Fig. 25 Comparison of stiffness degradation curves of different joints

3.1.4 能量耗散系數(shù)對(duì)比

不同連接節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)對(duì)比如圖26所示。由圖可以看出，相比有法蘭連接結(jié)構(gòu)，無(wú)法蘭連接結(jié)構(gòu)的能量耗散系數(shù)明顯提升，耗能能力更優(yōu)，且6種工況的最大能量耗散系數(shù)均大于1。二者的耗能能力發(fā)展趨勢(shì)基本保持一致，無(wú)法蘭連接時(shí)，雖然E在下降段降幅較大，但其均大于有法蘭連接時(shí)的E值。總體來(lái)看，無(wú)法蘭連接結(jié)構(gòu)的耗能能力遠(yuǎn)優(yōu)于有法蘭連接結(jié)構(gòu)，即法蘭的存在對(duì)結(jié)構(gòu)耗能能力產(chǎn)生不利影響。

圖26 不同連接節(jié)點(diǎn)能量耗散系數(shù)對(duì)比Fig. 26 Comparison of energy dissipation coefficients of different joints

3.2 法蘭厚度對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響

為探究法蘭厚度對(duì)管廊抗震性能的影響，本文分別建立法蘭厚度為7、8、10、11 mm的結(jié)構(gòu)與原模型(法蘭厚度為9 mm)進(jìn)行對(duì)比。

3.2.1 滯回曲線對(duì)比

不同法蘭厚度滯回曲線對(duì)比如圖27所示。由圖可以看出，不同法蘭厚度的管廊的滯回曲線形狀保持一致。隨著法蘭厚度的增加，結(jié)構(gòu)滯回曲線包絡(luò)面積增大，但增幅較小，同時(shí)試件的“捏縮”現(xiàn)象略有改善，原因是隨著法蘭厚度的增加，一方面試件局部屈曲現(xiàn)象得到改善，另一方面縱向法蘭與環(huán)向法蘭之間的脫開(kāi)減小。從總體上看，法蘭厚度對(duì)結(jié)構(gòu)的滯回曲線的影響較小。

圖27 不同法蘭厚度滯回曲線對(duì)比Fig. 27 Comparison of hysteresis curves of different flange thickness

3.2.2 骨架曲線對(duì)比

不同法蘭厚度骨架曲線對(duì)比如圖28所示。由圖可以看出，法蘭厚度對(duì)骨架曲線走向無(wú)明顯影響，骨架曲線形狀保持一致。對(duì)于工況3、5、6，5種法蘭厚度的骨架曲線基本重合，說(shuō)明法蘭厚度對(duì)豎向和縱向的承載力影響較小。而工況1負(fù)向極限承載力提升57.6%，正向最大承載力提升16.1%；工況2負(fù)向最大承載力提升5.3%，正向最大承載力提升14.2%；工況4負(fù)向極限承載力提升3.2%，正向最大承載力提升36.9%；結(jié)果表明，法蘭厚度的增加對(duì)結(jié)構(gòu)的橫向抗彎承載力及縱向抗拉承載力有明顯提升。

圖28 不同法蘭厚度骨架曲線對(duì)比Fig. 28 Comparison of skeleton curves of different flange thickness

3.2.3 剛度退化曲線對(duì)比

不同法蘭厚度剛度退化曲線對(duì)比如圖29所示。由圖可以看出，法蘭厚度的增加也相應(yīng)提高了結(jié)構(gòu)在橫向、縱向、豎向3個(gè)方向的初始剛度。不同法蘭厚度的結(jié)構(gòu)剛度退化趨勢(shì)相一致，加載初期剛度退化速率均較快，加載完成后結(jié)構(gòu)殘余剛度基本相同。結(jié)合3.1節(jié)對(duì)有無(wú)法蘭的剛度退化對(duì)比可以看出，法蘭能提升結(jié)構(gòu)的初始剛度，但改變法蘭厚度或無(wú)法蘭的情況下，殘余剛度均基本保持一致，說(shuō)明法蘭在循環(huán)荷載作用下會(huì)發(fā)生嚴(yán)重破壞?？傮w而言，法蘭厚度提升對(duì)剛度退化影響較小。

圖29 不同法蘭厚度剛度退化曲線對(duì)比Fig. 29 Comparison of stiffness degradation curves of different flange thickness

3.2.4 能量耗散系數(shù)對(duì)比

不同法蘭厚度能量耗散系數(shù)對(duì)比如圖30所示。從總體趨勢(shì)上看，隨著法蘭厚度增加，結(jié)構(gòu)能量耗散系數(shù)也逐步增大。工況1、4增幅略大，結(jié)構(gòu)橫向及縱向耗能能力得到提高；而工況2、3結(jié)構(gòu)能量耗散系數(shù)幾乎無(wú)改變。對(duì)于工況5、6，隨著法蘭厚度增加，結(jié)構(gòu)能量耗散系數(shù)甚至出現(xiàn)下降，可見(jiàn)法蘭厚度的增加，會(huì)在結(jié)構(gòu)受剪切力作用時(shí)降低其耗能能力。6種工況的能量耗散系數(shù)發(fā)展趨勢(shì)仍保持一致，E值均大于1，結(jié)構(gòu)在縱向、橫向、豎向上耗能能力良好。法蘭厚度增加對(duì)不同方向及不同形式荷載作用下結(jié)構(gòu)的耗能能力產(chǎn)生不同甚至相反的影響，但該影響較小。

圖30 不同法蘭厚度能量耗散系數(shù)對(duì)比Fig. 30 Comparison of energy dissipation coefficients of different flange thickness

3.3 波紋鋼板厚度對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響

為研究波紋鋼板厚度對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，本文建立壁厚為4、5、7、8 mm的波紋鋼板綜合管廊與原模型(壁厚6 mm)進(jìn)行對(duì)比，分析結(jié)果如下。

3.3.1 滯回曲線對(duì)比

不同管廊壁厚滯回曲線對(duì)比如圖31所示。由圖可以看出： 對(duì)于工況1，管廊壁厚的提升對(duì)其滯回曲線影響較??；對(duì)于工況2、3、4、5，隨著管廊壁厚的增加，滯回曲線形狀逐漸向梭形發(fā)展，包絡(luò)面積也逐漸增大；對(duì)于工況6，滯回曲線形狀無(wú)改變，但其包絡(luò)面積增大。從總體上看，隨著波紋鋼板綜合管廊壁厚的增加，滯回曲線包絡(luò)面積也不斷增大，形狀愈加飽滿(mǎn)，表明結(jié)構(gòu)的耗能能力得到顯著提升。

圖31 不同管廊壁厚滯回曲線對(duì)比Fig. 31 Comparison of hysteresis curves of different tunnel thickness

3.3.2 骨架曲線對(duì)比

不同管廊壁厚骨架曲線對(duì)比如圖32所示。由圖可以看出，隨著管廊壁厚的增加，骨架曲線的形狀及發(fā)展趨勢(shì)仍然保持一致，結(jié)構(gòu)的極限承載力也顯著增大。管廊壁厚8 mm相較于壁厚4 mm，工況1最大承載力負(fù)向提升48.4%；工況2最大承載力負(fù)向提升268.4%，正向提升184.5%；工況3最大承載力負(fù)向提升184.6%, 正向提升242.3%；工況4最大承載力負(fù)向提升150.8%，正向提升56.0%；工況5最大承載力負(fù)向提升89.1%，正向提升70.2%；工況6最大承載力負(fù)向提升76.6%，正向提升49.3%。綜合來(lái)看，增加管廊壁厚對(duì)結(jié)構(gòu)承載力有顯著提升。

圖32 不同管廊壁厚骨架曲線對(duì)比Fig. 32 Comparison of skeleton curves of different tunnel thickness

3.3.3 剛度退化曲線對(duì)比

不同管廊壁厚剛度退化曲線對(duì)比如圖33所示。由圖可以看出，隨著管廊壁厚的增加，結(jié)構(gòu)的初始剛度均有了顯著提升，工況2、3、4、5初始剛度提升幅度較大且均超過(guò)200%，工況1、6初始剛度提升超過(guò)50%。加載完成后的殘余剛度也與管廊壁厚呈正相關(guān)，6種工況殘余剛度分別提升40.0%、204.3%、64.4%、98.3%、55.9%、19.6%，說(shuō)明增加管廊壁厚能顯著提升結(jié)構(gòu)的承載力與完整性。總體上看，波紋鋼板厚度對(duì)管廊的剛度退化有顯著影響，增加管廊壁厚能夠提升管廊的抗損傷能力。

圖33 不同管廊壁厚剛度退化曲線對(duì)比Fig. 33 Comparison of stiffness degradation curves of different tunnel thickness

3.3.4 能量耗散系數(shù)對(duì)比

不同管廊壁厚能量耗散系數(shù)對(duì)比如圖34所示。由圖可以看出，除工況1能量耗散系數(shù)隨管廊壁厚增大而略有下降外，其余工況能量耗散系數(shù)均隨著管廊壁厚的增加而增加，但總體而言變化幅度均較小，能量耗散系數(shù)值均超過(guò)1。對(duì)于工況1、3、4，管廊壁厚較小時(shí)，隨著加載量增大，能量耗散系數(shù)曲線進(jìn)入平臺(tái)段甚至下降，而壁厚較大的管廊結(jié)構(gòu)仍保持上升趨勢(shì)，具有良好的耗能儲(chǔ)備，即增加管廊壁厚能夠提升結(jié)構(gòu)的耗能能力。

圖34 不同管廊壁厚能量耗散系數(shù)對(duì)比Fig. 34 Comparison of energy dissipation coefficients of different tunnel thickness

3.4 螺栓位置對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響

由第2節(jié)可知，在不同方向低周循環(huán)往復(fù)荷載作用下，環(huán)向法蘭之間易發(fā)生脫開(kāi)現(xiàn)象，導(dǎo)致滯回曲線出現(xiàn)“捏縮”現(xiàn)象，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的抗震性能。在實(shí)際工程應(yīng)用中，若法蘭間發(fā)生脫開(kāi)會(huì)導(dǎo)致管廊出現(xiàn)涌水涌砂等事故，而高強(qiáng)螺栓的位置對(duì)環(huán)向法蘭張開(kāi)距離具有重要影響。本文建立2種不同的螺栓位置布置模型(位于中部及右側(cè))，與原模型(位于左側(cè))進(jìn)行對(duì)比，如圖35所示，探討環(huán)向法蘭螺栓位置對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。

圖35 螺栓位置示意圖Fig. 35 Schematic of bolt position

3.4.1 滯回曲線對(duì)比

不同螺栓位置滯回曲線對(duì)比如圖36所示。由圖可以看出，環(huán)向法蘭上螺栓位置的改變對(duì)工況1、2、3、5、6滯回曲線幾乎無(wú)影響；但對(duì)于工況4縱向拉壓試驗(yàn)的滯回曲線有著顯著影響，螺栓位置越偏向于外側(cè)(接近法蘭與波紋鋼板連接部位)，滯回曲線愈加飽滿(mǎn)、包絡(luò)面積顯著增大，能耗水平不斷提高，其主要原因是環(huán)向法蘭間的脫開(kāi)現(xiàn)象得到改善。滯回曲線正向出現(xiàn)明顯“捏縮”現(xiàn)象，其原因是法蘭與管廊連接處及環(huán)向法蘭局部屈曲較為嚴(yán)重。

圖36 不同螺栓位置滯回曲線對(duì)比Fig. 36 Comparison of hysteresis curves of different bolt positions

3.4.2 骨架曲線對(duì)比

不同螺栓位置骨架曲線對(duì)比如圖37所示。由圖可以看出，工況4正向(受拉)承載力提升52.8%，負(fù)向(受壓)承載力降低-1.9%，螺栓的位置對(duì)于縱向抗拉承載力有一定提升作用。除工況2外，其余工況骨架曲線基本保持不變，即改變環(huán)向法蘭螺栓位置僅對(duì)縱向承載力有顯著影響。

圖37 不同螺栓位置骨架曲線對(duì)比Fig. 37 Comparison of skeleton curves of different bolt positions

3.4.3 剛度退化曲線對(duì)比

不同螺栓位置剛度退化曲線對(duì)比如圖38所示?？梢钥闯觯瑢?duì)于工況2、3、4，螺栓開(kāi)孔位置位于法蘭右側(cè)(外側(cè))較左側(cè)(內(nèi)側(cè))對(duì)初始剛度有一定提升作用，初始剛度分別提升8.9%、19.2%、23.2%；對(duì)于剩余工況，其剛度退化曲線基本保持一致。因此，改變螺栓位置能夠提升結(jié)構(gòu)在地震作用下的承載力與整體性。

圖38 不同螺栓位置剛度退化曲線對(duì)比Fig. 38 Comparison of stiffness degradation curves of different bolt positions

3.4.4 能量耗散系數(shù)對(duì)比

不同螺栓位置能量耗散系數(shù)對(duì)比如圖39所示。由圖可以看出，對(duì)于工況4縱向拉壓試驗(yàn)，螺栓位置設(shè)置在右側(cè)時(shí)，能量耗散系數(shù)增大能夠顯著提升結(jié)構(gòu)的耗能能力，且螺栓設(shè)置在右側(cè)比左側(cè)最大能量耗散系數(shù)提高約72.0%；其他工況能量耗散系數(shù)基本保持不變。

圖39 不同螺栓位置能量耗散系數(shù)對(duì)比Fig. 39 Comparison of energy dissipation coefficients of different bolt positions

綜上所述，對(duì)于波紋鋼板綜合管廊，改變環(huán)向法蘭螺栓位置對(duì)縱向抗震性能有重要的影響。將螺栓布置在外側(cè)位置，不僅提升了結(jié)構(gòu)在縱向的耗能能力，還有效提高了結(jié)構(gòu)的承載力與剛度。因此，在波紋鋼板綜合管廊設(shè)計(jì)過(guò)程中，在滿(mǎn)足安裝條件下，應(yīng)盡可能把螺栓布置在外側(cè)位置(接近法蘭和波紋板的連接位置處)。

4 結(jié)論與展望

本文通過(guò)ABAQUS有限元軟件對(duì)波紋鋼板綜合管廊節(jié)點(diǎn)進(jìn)行模擬分析，建立了考慮節(jié)點(diǎn)連接的波紋鋼板綜合管廊精細(xì)化有限元模型，詳細(xì)分析了該結(jié)構(gòu)在縱向、橫向和豎向低周循環(huán)往復(fù)荷載作用下的滯回性能。此外，通過(guò)參數(shù)分析，探討了法蘭、法蘭厚度、管廊板厚、螺栓位置等參數(shù)對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。所得結(jié)論如下：

1)波紋鋼板綜合管廊在縱向、橫向和豎向循環(huán)荷載作用下，結(jié)構(gòu)塑性變形能力強(qiáng)，抗震性能良好；節(jié)點(diǎn)拼接處是結(jié)構(gòu)的薄弱點(diǎn)，法蘭之間易發(fā)生脫開(kāi)現(xiàn)象；同時(shí)，局部屈曲現(xiàn)象較為嚴(yán)重，造成滯回曲線“捏縮”現(xiàn)象；結(jié)構(gòu)剛度退化幅度較大且退化速度較快。但是，其強(qiáng)度基本無(wú)明顯退化，表明結(jié)構(gòu)仍具有良好的承載能力。

2)波紋鋼板綜合管廊耗能能力較好，能量耗散系數(shù)呈上升趨勢(shì)。在豎向循環(huán)荷載作用下，結(jié)構(gòu)達(dá)到極限承載力后雖有下降但其值均大于1，表明結(jié)構(gòu)在豎向上具有良好的耗能能力；在縱向和橫向循環(huán)荷載作用下，結(jié)構(gòu)能量耗散系數(shù)雖小于豎向，但其值一直處于上升階段，尤其在縱向上，結(jié)構(gòu)仍有較大的耗能儲(chǔ)備。

3)法蘭連接方式是一種有利于現(xiàn)場(chǎng)裝配作業(yè)的波紋鋼板連接方式，但它的存在對(duì)管廊結(jié)構(gòu)抗震性能有顯著的影響。法蘭雖能起到加勁肋作用，提升結(jié)構(gòu)的極限承載力和整體剛度，但同時(shí)也會(huì)削弱結(jié)構(gòu)的耗能能力，對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能產(chǎn)生不利影響。法蘭厚度對(duì)結(jié)構(gòu)滯回性能影響較小，但管廊壁厚(波紋鋼板厚度)是影響結(jié)構(gòu)滯回性能的關(guān)鍵因素，增大管廊壁厚不僅能夠顯著提高結(jié)構(gòu)的承載力與剛度，還使得結(jié)構(gòu)滯回曲線更加飽滿(mǎn)、耗能能力更優(yōu)。

4)環(huán)向法蘭上螺栓開(kāi)孔位置對(duì)結(jié)構(gòu)縱向抗震性能影響較大。建議在滿(mǎn)足安裝條件下，應(yīng)盡可能把高強(qiáng)螺栓布置在靠近法蘭與波紋鋼板的連接處。

本文僅對(duì)波紋鋼板綜合管廊下部節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了計(jì)算分析，未對(duì)整段管廊進(jìn)行研究。若對(duì)管廊整體抗震性能進(jìn)行探索研究，須使用標(biāo)準(zhǔn)節(jié)段的波紋鋼板綜合管廊作為研究對(duì)象；波紋鋼板綜合管廊的連接方式有多種，本文針對(duì)整體拼裝式(法蘭連接)的波紋鋼板管廊展開(kāi)了研究，對(duì)采用其他波紋鋼板連接方式有參考和借鑒作用，但其具體的力學(xué)特點(diǎn)和抗震性能還有待后續(xù)有針對(duì)性的比對(duì)和研究。