不同分塊形式下拼裝式綜合管廊地震響應(yīng)分析

夏 源

(中鐵十六局集團(tuán)有限公司 北京 100018)

1 引言

綜合管廊作為地下空間工程，因其具有價(jià)高難修、運(yùn)維復(fù)雜等特點(diǎn)，因而有效的抗震性是確保結(jié)構(gòu)安全的重要屬性，為了保證城市化進(jìn)程快速推進(jìn)，所以必須考慮地震對綜合管廊的影響。

Kimura等[1]研究了不同施工方法對綜合管廊抗震性能的改善效果；張黎[2]分別計(jì)算了混凝土管型通道在水平和水平、豎直雙向地震作用下的動(dòng)力反應(yīng)；白龍等[3]利用ABAQUS軟件研究了在地基土層的初始應(yīng)力平衡和地基無限域的輻射阻尼效應(yīng)影響下的沉管隧道接頭處的應(yīng)力和位移；施有志等[4]研究發(fā)現(xiàn)綜合管廊的橫向動(dòng)力響應(yīng)主要受橫向地震波影響，縱向動(dòng)力響應(yīng)受沿其軸向入射的Rayleigh波的影響，底部地震波與地表Rayleigh波作用的匹配程度對綜合管廊的動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果有一定的影響；王莉等[5]研究發(fā)現(xiàn)垂直管廊水平和豎向同時(shí)輸入地震波時(shí)引起管廊的豎向位移與單獨(dú)豎向輸入一致性良好；谷音等[6]依照不同強(qiáng)度指標(biāo)獲得的相關(guān)性規(guī)律，得出適用于第3類場淺埋型綜合管廊的地震動(dòng)強(qiáng)度指標(biāo)為加速度型及速度型強(qiáng)度指標(biāo)和頻譜型強(qiáng)度指標(biāo)具備比較穩(wěn)定的相關(guān)性結(jié)論；吳東浩[7]借助ABAQUS軟件對不同艙室、不同埋深的二維綜合管廊模型，研究了管廊不同數(shù)量艙室、形狀、埋深、地震波峰值加速度大小和橫波與縱波不同的耦合方式對綜合管廊的地震響應(yīng)。

綜上所述，地下工程結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)方面的研究已成果頗豐，但是針對不同分塊形式的拼裝式管廊的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律國內(nèi)外鮮有研究。因此，本文以拼裝式綜合管廊為研究對象開展相關(guān)研究，以期為后續(xù)類似工程的設(shè)計(jì)施工提供經(jīng)驗(yàn)借鑒。

2 計(jì)算工況及土層參數(shù)選取

地下工程結(jié)構(gòu)抗震分析的物理試驗(yàn)要投入大量的人、財(cái)、物且模擬試驗(yàn)技術(shù)復(fù)雜、可操作性差，而計(jì)算機(jī)數(shù)值仿真技術(shù)操作簡單、成本低廉，能夠很好地對各種工況進(jìn)行模擬和優(yōu)化。

2.1 計(jì)算工況

本文選取整體現(xiàn)澆和上下分塊兩種形式的單艙管廊進(jìn)行對比。橫向接頭采用鋼筋連接，在縱向管節(jié)之間預(yù)留預(yù)應(yīng)力孔，使用預(yù)應(yīng)力鋼筋連接[8]，斷面的高和寬分別為2.8 m、3.8 m，上下板以及側(cè)壁厚度均為0.3 m，縱向節(jié)段長Zm。兩種形式保持截面尺寸、動(dòng)力計(jì)算條件等的一致性，不同之處是分塊形式不同即以是否分塊作為唯一變量，見圖1。

圖1 單艙管廊分塊的兩種形式

采用LS-DYNA程序進(jìn)行模型計(jì)算，模型頂面為自由面，底部與側(cè)邊均為粘彈性人工邊界，邊界阻尼為比例阻尼[9]，仿真工況如表1所示。

表1 兩種地震波下不同分塊管廊工況設(shè)置

2.2 土層參數(shù)

選取各土層參數(shù)[10]如表2所示。

表2 土層參數(shù)

3 材料參數(shù)

3.1 混凝土本構(gòu)模型

綜合管廊結(jié)構(gòu)選用C40混凝土作為其本體混凝土，彈性模量、泊松比、密度分別為3.25×104MPa、0.24、2 440 kg/m3。

3.2 螺栓和鋼筋本構(gòu)模型

連接鋼筋抗拉強(qiáng)度取值為215 N/mm2，并采用M30、5.8級螺栓，彈性模量為2.0×105N/mm2，泊松比0.25。

4 地震動(dòng)參數(shù)及場地類別

設(shè)計(jì)該地區(qū)的抗震烈度為7度，分為三組分組，場地類別、地震加速度峰值、設(shè)計(jì)特征周期[11-12]分別為Ⅱ類、0.19 g、0.45 s。本文選取埋深為8 m的算例模型，并且該模型距邊界左右側(cè)壁均為16 m，基層面與模型底部之間的距離保持在15 m。

4.1 地震波的選取

分析過程選用與Ⅱ類場地相適應(yīng)的典型ELCentro波。該地震波是人類首次捕捉到的加速度峰值在300 Gal以上的強(qiáng)震波，在2.12 s水平方向的加速度峰值、間隔時(shí)間分別為 341.7 cm/s2、0.02 s；豎向波3.36 s的加速度峰值、間隔時(shí)間分別為205.147 cm/s2、0.02 s。EL-Centro波一般保持有30 s的持續(xù)時(shí)間，并通過截取前10 s作為地震動(dòng)波輸入。該時(shí)間段內(nèi)包含有豎向加速度峰值、水平加速度峰值。

表3中括號(hào)內(nèi)的數(shù)值用于設(shè)計(jì)基本加速度為0.15 g和0.30 g的地區(qū)。時(shí)程分析過程中，需要考慮加速度的因素，為了保障地震波值的烈度能夠與多遇及罕遇地震峰值具備一致性，需要對所選加速度進(jìn)行相應(yīng)的等比例調(diào)幅[13]，具體表達(dá)式:

表3 時(shí)程分析所采用的地震加速度時(shí)程最大值 cm/s2

式中:a′(t)為調(diào)整后的加速曲線；a′max為調(diào)整后的加速度峰值。

根據(jù)式(1)調(diào)整水平與豎向所輸入的加速度峰值至7度，由此可得水平與豎向調(diào)整后的EL-Centro波加速度時(shí)程曲線，如圖2、圖3所示。

圖2 調(diào)整后的水平加速度時(shí)程曲線

圖3 調(diào)整后的豎向加速度時(shí)程曲線

4.2 人工地震波的合成

一般通過加速度積分最終獲得位移時(shí)程、速度時(shí)程，加速度時(shí)程自身所受到的零點(diǎn)漂移影響不是很大，但是基線漂移會(huì)在積分所得位移時(shí)程、速度時(shí)程的影響下進(jìn)一步放大，最終影響到位移和速度。所以有必要對其實(shí)施基線校正。

為了提高動(dòng)力分析的計(jì)算精度，一般需要對土體單元尺寸進(jìn)行有效限制。對于剪切波傳播方向上相應(yīng)的長度單元而言，需要滿足式(2)的要求:

式中:λ為最高頻率對應(yīng)的波長。

本文在進(jìn)行拼裝式綜合管廊的動(dòng)力響應(yīng)計(jì)算過程中以人工合成波峰值加速度、場地類別等為依據(jù)進(jìn)行反應(yīng)譜的規(guī)范合成，如圖4、圖5所示。

圖4 規(guī)范反應(yīng)譜計(jì)算地震響應(yīng)系數(shù)

圖5 處理后的加速度時(shí)程曲線

5 結(jié)果分析

5.1 位移監(jiān)測

單艙管廊一般分為上下兩塊，接頭設(shè)置在側(cè)墻中點(diǎn)處，不連續(xù)的接頭會(huì)使得接頭處出現(xiàn)上下分離、左右錯(cuò)動(dòng)等情況。為了探究可能出現(xiàn)的問題，在接頭處設(shè)置兩個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，左測點(diǎn)1、右測點(diǎn)2。通過X方向和Y方向位移進(jìn)行對比分析，得出其變化規(guī)律。各工況下測點(diǎn)1、2在X與Y方向上相應(yīng)的地震波位移如圖6～圖13所示。

圖6 測點(diǎn)1X方向位移(EL-centro波)

圖7 測點(diǎn)1Y方向位移(EL-centro波)

圖8 測點(diǎn)2X方向位移(EL-centro波)

圖9 測點(diǎn)2Y方向位移(EL-centro波)

圖10 測點(diǎn)1X方向位移(人工波)

圖11 測點(diǎn)1Y方向位移(人工波)

圖12 測點(diǎn)2X方向位移(人工波)

圖13 測點(diǎn)2Y方向位移(人工波)

(1)在X與Y方向上測點(diǎn)1、2的人工波與EL-centro波的位移情況基本一致，并且在接頭位置不存在上下分離與左右錯(cuò)動(dòng)等現(xiàn)象。

(2)結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的位移響應(yīng)與地震加速度在兩種地震波下相應(yīng)的時(shí)程曲線變化情況基本相同，并且在峰值加速度附近發(fā)生最大位移，在X與Y方向上所發(fā)生的位移峰值分別為0.15 m與0.000 015 m。

(3)在測點(diǎn)1、2位置處的預(yù)制結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)位移變化曲線基本保持一致，由此說明了側(cè)墻中部是發(fā)生結(jié)構(gòu)變形的重點(diǎn)部位。

(4)無論是在X或Y方向上，預(yù)制結(jié)構(gòu)相應(yīng)的位移變化相較于現(xiàn)澆整體結(jié)構(gòu)存在小幅度的增長，幅度約為5%。

(5)通常情況下，各測點(diǎn)位移情況以X方向上的位移為主，而Y方向上的位移相比較X方向存在4個(gè)數(shù)量級的差距，由此說明了結(jié)構(gòu)在地震荷載的作用下以橫向?yàn)橹饕男巫兎较颉?/p>

5.2 內(nèi)力監(jiān)測

峰值加速度時(shí)程曲線與內(nèi)力之間存在從屬關(guān)系，換言之，速度峰值周邊有最大內(nèi)力出現(xiàn)[11-12]。同時(shí)，由于結(jié)構(gòu)內(nèi)力通?；跁r(shí)間而發(fā)生動(dòng)態(tài)變化，因此本文在危險(xiǎn)系數(shù)最大時(shí)間段開展研究。

選取管廊三維模型的4個(gè)角點(diǎn)位置作為監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)按照順時(shí)針順序分別對其編號(hào)(測點(diǎn)1～測點(diǎn)4)，由此可得:預(yù)制結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)在兩種地震波下各監(jiān)測點(diǎn)的內(nèi)力峰值，如表4～表7所示。

表4 工況1峰值彎矩和峰值剪力

表5 工況2峰值彎矩和峰值剪力

表6 工況3峰值彎矩和峰值剪力

表7 工況4峰值彎矩和峰值剪力

(1)預(yù)制結(jié)構(gòu)剛性降低會(huì)使結(jié)構(gòu)在地震波加速度峰值位置出現(xiàn)最大結(jié)構(gòu)應(yīng)力，這與實(shí)際工程情況相符。

(2)無論現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)還是預(yù)制結(jié)構(gòu)，其最大內(nèi)力相應(yīng)位置均處于接頭部位與結(jié)構(gòu)的四個(gè)角點(diǎn)上。

(3)由于土體與結(jié)構(gòu)具有不同的剛度，并且在結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析過程中存在邊界效應(yīng)的影響，因此，結(jié)構(gòu)在縱向端部應(yīng)力與中部應(yīng)力相比較大。

綜上所述，工況1在左側(cè)壁中間位置與右上角點(diǎn)處最大彎矩與最大剪力分別為80.97 kN·m、265.21 kN的；工況2在左側(cè)壁中點(diǎn)位置與右上角點(diǎn)最大彎矩與最大剪力分別為71.26 kN·m、286.25 kN的；工況3發(fā)生最大彎矩與最大剪力的部位與工況1、2相同，分別為67.74 kN·m與182.65 kN；工況4最大彎矩與最大剪力分別為62.37 kN·m與157.22 kN?？梢?，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)具有比預(yù)制結(jié)構(gòu)更低的內(nèi)力，但其最不利位置與后者相同。

6 結(jié)論

不同分塊形式是影響預(yù)制拼裝綜合管廊力學(xué)性能的最主要因素。在對管廊結(jié)構(gòu)進(jìn)行地震響應(yīng)分析時(shí)，多采用在典型位置取橫向剖面進(jìn)行研究，對于整體現(xiàn)澆的綜合管廊，因其結(jié)構(gòu)的連續(xù)性，此方法并不可取。然而，因拼裝式綜合管廊的非連續(xù)性，二維分析不能很好地反映接頭對地震響應(yīng)的影響。

(1)在地震作用下，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)與預(yù)制結(jié)構(gòu)響應(yīng)基本趨同，因預(yù)制結(jié)構(gòu)整體剛度的弱化，對比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，其峰值內(nèi)力均略偏低，并且其在動(dòng)力響應(yīng)方面與現(xiàn)澆管廊也存在一定區(qū)別，在分塊接頭處因?yàn)閯偠乳g斷，會(huì)使應(yīng)力聚集。對比位移曲線可以發(fā)現(xiàn)兩種結(jié)構(gòu)基本趨同，接頭處未出現(xiàn)明顯的橫向和縱向的形狀變化。然而，接頭處依舊是整體結(jié)構(gòu)的薄弱點(diǎn)，在具體設(shè)計(jì)時(shí)，要給予足夠重視。

(2)由于預(yù)制管廊存在不同的分塊形式，所以在動(dòng)力響應(yīng)方面也存在一定差異，根據(jù)其內(nèi)力結(jié)果，彎矩最大處在構(gòu)件中間部位，所以該部位最好不要設(shè)置分塊接頭，在側(cè)墻與頂板的中間位置，假如出現(xiàn)不均衡的沉降土層，則會(huì)嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)受力。