斜入射地震下預(yù)制拼裝管廊地震響應(yīng)分析

夏樟華，唐永波，林友勤，許有勝

（1.福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建福州 350108；2.深圳市市政設(shè)計(jì)研究院有限公司，廣東深圳 518035）

引言

地下綜合管廊，又稱共同溝，是將燃?xì)?、電力、電信、給排水等2 種或2 種以上的生命線工程設(shè)施共同敷設(shè)于其中的地下結(jié)構(gòu)［1］。發(fā)展建設(shè)地下綜合管廊已成為現(xiàn)代城市可持續(xù)發(fā)展的重要方向，而地下綜合管廊抗震性能研究具有重要的理論和現(xiàn)實(shí)意義［2］。早期日本學(xué)者Kawashima、高田至郎等［3－4］就討論了綜合管廊等地下結(jié)構(gòu)在地震下反應(yīng)的問題和土層液化下綜合管廊的破壞機(jī)理并給出了對應(yīng)的整治措施。近些年來我國學(xué)者也開展了相關(guān)研究，岳慶霞［5］研究了地下結(jié)構(gòu)地震波的輸入形式，通過對比得出較為精確的位移輸入方式；史曉軍等［6－8］開展了地下綜合管廊大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，介紹了試驗(yàn)方法、試驗(yàn)結(jié)果以及數(shù)值模擬；馮瑞成［9］開展了共同溝模型試驗(yàn)并進(jìn)行了抗震性能的評價(jià)；黃臣瑞［10］采用數(shù)值模擬方式，指出縱向接頭彎曲剛度和軸向剛度是影響結(jié)果的關(guān)鍵因素以及行波激勵(lì)顯著增大了預(yù)制管廊的地震響應(yīng)；梁建文等［11］研究了地下T 型交叉管廊的地震響應(yīng)，指出T 型交叉管廊的交界面內(nèi)力最大；此外，楊仕升等［12］針對管廊的典型節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了抗震研究，得出管廊節(jié)點(diǎn)在地震下具有良好的整體性，節(jié)點(diǎn)隔板與底板及中板、側(cè)壁與底板及中板為管廊的薄弱部位?？梢?，常規(guī)垂直入射下地下結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析已較為成熟。

實(shí)際地震動(dòng)在傳播中存在非一致性，通常假定處于工程近場處深源地震是以垂直基巖形式入射的平面體波，而處于工程遠(yuǎn)場處的淺源地震系以一定的角度傳播至近場，即斜入射。斜入射相較于垂直入射由于行波效應(yīng)存在著更為復(fù)雜的波場疊加情況，對于管廊等地下結(jié)構(gòu)，斜入射地震作用下存在著更為復(fù)雜的響應(yīng)。同時(shí)實(shí)際工程也表明，斜入射SV波相較于斜入射P波具有更大的破壞性，因此建立SV波斜入射的地震輸入方法并運(yùn)用于實(shí)際工程進(jìn)行地震響應(yīng)的研究是有必要的［13－14］。目前國內(nèi)外學(xué)者對于綜合管廊的地震響應(yīng)分析大多數(shù)基于垂直入射的假定，對于斜入射地震波下管廊的地震響應(yīng)較少。文中基于粘彈性邊界時(shí)域波動(dòng)方法，闡述在三維空間下SV波沿一定角度入射的地震輸入方式，同時(shí)結(jié)合Auto_VSB輔助程序?qū)崿F(xiàn)斜入射地震節(jié)點(diǎn)力的轉(zhuǎn)化，最后基于該地震輸入方法對預(yù)制節(jié)段拼裝綜合管廊進(jìn)行地震響應(yīng)研究。

1 預(yù)制拼裝管廊有限元建模分析

1.1 背景工程

以某試驗(yàn)區(qū)環(huán)湖路綜合管廊工程為背景，綜合管廊截面采用單倉結(jié)構(gòu)形式，標(biāo)準(zhǔn)段管廊斷面大小為3.9 m×4.1 m，頂?shù)装寮案拱灞诤?5 cm。管廊標(biāo)準(zhǔn)段結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 管廊截面圖Fig.1 Sectional view of utility tunnels（Unit：cm）

1.2 整體有限元模型

有限元模型是基于ABAQUS 平臺(tái)建立的三維實(shí)體模型［15］，土體、結(jié)構(gòu)均采用實(shí)體模型C3D8R 進(jìn)行模擬，鋼筋及預(yù)應(yīng)力鋼絞線均采用TRUSS單元進(jìn)行模擬，兩端采用MPC 約束進(jìn)行端點(diǎn)耦合，并通過初始應(yīng)力法來施加預(yù)應(yīng)力，其中預(yù)應(yīng)力根據(jù)工程實(shí)際取150 kN。在進(jìn)行地下結(jié)構(gòu)抗震數(shù)值分析時(shí)，土 體模型的長度截取十分重要，由于文中模型采用粘彈性邊界，有效地削弱了邊界對計(jì)算結(jié)果的影響，并模擬了遠(yuǎn)域土體的特性，故近場土體的截取可適當(dāng)縮小尺寸。因此在土體的截取采取如下原則：管廊結(jié)構(gòu)左右兩側(cè)距離土體邊界均需大于3 倍管廊寬度，管廊結(jié)構(gòu)底部距離基巖面需大于3 倍管廊高度，縱向長度取6 節(jié)管廊長度即12 m。綜上所述，土體模型尺寸為28 m×12 m×20 m，整體有限元模型及管廊精細(xì)模型如圖2及圖3所示。

圖2 整體有限元模型Fig.2 Overall finite element model（Unit：cm）

圖3 管廊有限元模型Fig.3 Finite element model of utility tunnels

1.3 土體動(dòng)力特性本構(gòu)

在地下結(jié)構(gòu)的抗震分析中可采用非線性和等效線性動(dòng)粘彈性模型來模擬土體本構(gòu)2種方式。由于非線性本構(gòu)所需的計(jì)算參數(shù)較為復(fù)雜，且計(jì)算耗費(fèi)時(shí)長較長，等效線性方法可以通過不斷迭代逼近來反應(yīng)土體非彈性與非線性以取得預(yù)期效果，該方式計(jì)算高效，且在地震加速度小于0.4 g 的情況下能提供較為合理的結(jié)果。故文中采用等效線性動(dòng)粘彈性模型來模擬土體本構(gòu)。

在ABAQUS 中沒有自帶等效線性本構(gòu)，需要通過UMAT 用戶子程序進(jìn)行編寫導(dǎo)入。UMAT 用戶子程序系采用FORTRAN 語言編寫，用戶需提供材料積分點(diǎn)雅克比矩陣以完成本構(gòu)關(guān)系的開發(fā)。在文中采用UMAT用戶子程序的過程如下：

（1）通過*initial conditions，type=solution 導(dǎo)入各單元有效應(yīng)力，作為狀態(tài)變量STATEV（1），在后續(xù)分析中供UMAT子程序調(diào)用；

（2）在UMAT子程序中將單元最大剪應(yīng)變存儲(chǔ)為STATEV（2）；

（3）通過編寫的FORTRAN 語言將根據(jù)應(yīng)變水平確定的等效剪切模量和等效阻尼比存儲(chǔ)為狀態(tài)變量STATEV（3）和STATEV（4）；

（4）最后將4個(gè)狀態(tài)變量作為初始變量替換第一步中*initial conditions，type=solution 導(dǎo)入的變量來完成迭代計(jì)算。

1.4 動(dòng)力接觸分析

在基于SSI（soil-structure interaction）效應(yīng)下的地下結(jié)構(gòu)動(dòng)力計(jì)算中，接觸作用扮演著至關(guān)重要的角色。動(dòng)力接觸問題是一個(gè)高度復(fù)雜的力學(xué)不連續(xù)性問題，在非線性問題求解中，每次增量分析都須判斷接觸面的接觸狀態(tài)，進(jìn)而不斷連續(xù)迭代的過程。目前常用的動(dòng)力接觸數(shù)值算法有Lagrange 乘子法、修正Lagrange 乘子法、罰函數(shù)法和線性補(bǔ)償法。文中管廊結(jié)構(gòu)與土體接觸采用面面接觸，并采用罰函數(shù)法進(jìn)行求解。

1.5 地震波的選擇

由地勘資料可知，本工程擬建場地抗震設(shè)防烈度為7 度，基本地震加速度值為0.10 g，設(shè)計(jì)分組為第三組，場地類別屬Ⅱ類區(qū)段，反應(yīng)譜特征周期為0.45 s。結(jié)合《建筑工程抗震性態(tài)設(shè)計(jì)通則》推薦［16］，主要采用Kobe 波對預(yù)制節(jié)段拼裝綜合管廊進(jìn)行抗震分析，同時(shí)根據(jù)《GBT 51336－2018 地下結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》［17］，并根據(jù)相應(yīng)的分析需要對該組地震波進(jìn)行加速度幅值調(diào)整，分別調(diào)整為0.1、0.2、0.3 g。

加速度幅值調(diào)整具體公式如下：

圖4 Kobe波加速度時(shí)程曲線Fig.4 Kobe wave acceleration time history curve

1.6 阻尼理論

在結(jié)構(gòu)的動(dòng)力分析中，阻尼的作用不容忽視，阻尼根據(jù)生成原因分為內(nèi)阻尼和外阻尼。阻尼的存在能夠使結(jié)構(gòu)的振動(dòng)衰減以及能量耗散，對于結(jié)構(gòu)的抗震起著有利的作用，目前ABAQUS 常用的阻尼有直接模態(tài)阻尼、瑞利阻尼、復(fù)合模態(tài)阻尼和結(jié)構(gòu)阻尼，文中采用瑞利阻尼進(jìn)行阻尼模擬。莊海洋［18］認(rèn)為土體的非線性計(jì)算分析中，只需考慮土體材料的粘性效應(yīng)，按瑞利計(jì)算，通常土體阻尼比取2%；混凝土阻尼比為5%。

1.7 土結(jié)共同作用動(dòng)力方程及求解

結(jié)構(gòu)動(dòng)力平衡方程與靜力平衡方程類似，區(qū)別在于動(dòng)力平衡方程需在單元中考慮阻尼以及慣性力的影響。

在結(jié)構(gòu)物未形成前，自由場情況下土－基巖運(yùn)動(dòng)方程：

式中：UC是自由場位移向量；Mf是自由場質(zhì)量矩陣；Kf、Cf分別為對應(yīng)的剛度矩陣及阻尼矩陣；{Pe（t）}為有效地震力。

當(dāng)結(jié)構(gòu)物形成時(shí)，土－結(jié)構(gòu)體系運(yùn)動(dòng)方程如下：

式中：Mb、Cb、Kb分別為結(jié)構(gòu)物的質(zhì)量矩陣、阻尼矩陣、剛度矩陣；Ut c表示結(jié)構(gòu)物產(chǎn)生的反作用運(yùn)動(dòng)。

動(dòng)力平衡方程的求解方法包括振型疊加法、復(fù)反應(yīng)分析法和逐步積分法。ABAQUS 隱式動(dòng)力計(jì)算采用的是逐步積分法中的Newmark-β法，為求解非線性問題提供一個(gè)良好穩(wěn)定的平臺(tái)。

2 粘彈性人工邊界及Auto_VSB輔助程序

2.1 場地土模擬的邊界問題

在進(jìn)行地下結(jié)構(gòu)動(dòng)力分析時(shí)，目前常用的人工邊界分2 類，一類是全局邊界，另一類是局部人工。雖然前者具有高精度的特點(diǎn)，但方程的耦合性使其在求解硬件上要求較高，適用性上有較大的局限性；目前常用的局部人工邊界有黏性邊界、透射邊界、粘彈性邊界［19－20］。文中所采用的是局部人工邊界中的粘彈性邊界。

2.2 粘彈性邊界的設(shè)置

集中粘彈性人工邊界的具體實(shí)現(xiàn)方法是在邊界處離散分布彈簧和阻尼器，分別用來模擬邊界遠(yuǎn)域處彈性恢復(fù)性能和抵消散射波在邊界處的反射效應(yīng)，在ABAQUS 隱式算法中采用Springs和Dashpots來實(shí)現(xiàn)彈簧和阻尼器的添加，即在邊界節(jié)點(diǎn)處使用Springs和Dashpots代替?zhèn)鹘y(tǒng)靜力邊界，完成動(dòng)力邊界的建立。

三維粘彈性人工邊界（見圖5）系在球面坐標(biāo)上進(jìn)行推導(dǎo)，忽略波的匯聚性僅考慮剪切波在球面上擴(kuò)散時(shí)，設(shè)切斷截面r=R，則其三維粘彈性人工邊界的彈簧剛度及阻尼系數(shù)由式（5）和式（6）確定，

圖5 三維粘彈性邊界示意圖Fig.5 Schematic diagram of three-dimensional viscoelastic boundary

式中：KT和CT人工邊界上切向彈簧剛度和阻尼系數(shù)；KN和CN分別為法向彈簧剛度和法向阻尼系數(shù)G 為剪切模量；R為切斷面半徑；ρ為地基質(zhì)量密度；Cs和Cp分別為S波和P波波速。

2.3 三維粘彈性人工邊界等效節(jié)點(diǎn)力的轉(zhuǎn)化

施加粘彈性邊界后，預(yù)設(shè)外傳散射波被邊界完全吸收，此時(shí)若是直接在基底施加位移時(shí)程，則將產(chǎn)生波的反射，即在邊界處產(chǎn)生彈簧阻尼反力，故采取的方法是將外源地震動(dòng)轉(zhuǎn)化為等效節(jié)點(diǎn)力，同時(shí)抵消彈簧阻尼反力，現(xiàn)以三維邊界為例，等效節(jié)點(diǎn)力可用下式進(jìn)行計(jì)算。

式中：Kb和Cb分別為彈簧剛度及阻尼系數(shù)對角矩陣分別為自由場位移向量、速度向量以及應(yīng)力張量；Ab為邊界節(jié)點(diǎn)影響面積。

2.4 斜入射人工邊界內(nèi)行場位移

同垂直入射粘彈性人工邊界，采用方形邊界替代球形邊界以更貼近實(shí)際工程，圖6 為三維平面SV 波斜入射示意圖，并假設(shè)SV 波波陣面平行于人工邊界地面的一條棱。由圖6 可得出邊界面上各點(diǎn)的內(nèi)行場情況，其中前后邊界及左邊界的內(nèi)行場構(gòu)成為斜入射的SV 波和地面反射的SV 波及P 波，屬于自由場；底面邊界的內(nèi)行場的構(gòu)成僅為斜入射的SV 波；右面邊界無內(nèi)行場［21］。

圖6 三維平面SV波斜入射示意圖Fig.6 Schematic diagram of three-dimensional plane SV wave oblique incidence

考慮斜入射傳播非一致性的特點(diǎn)，地震波傳播到各個(gè)位置的過程存在著時(shí)間差，則左側(cè)邊界的內(nèi)行場中的入射角為α的SV波、反射角為α的SV波及反射角為β的P波時(shí)程分別為u0(t-Δt1)、A3u0(t-Δt2)A4u0(t-Δt3)則左側(cè)邊界內(nèi)行場位移為：

前后邊界的內(nèi)行場中的入射角為α的SV 波、反射角為α的SV 波及反射角為β的P 波時(shí)程分別為u0(t-Δt4)、A3u0(t-Δt5)、A4u0(t-Δt6)，則前后邊界內(nèi)行場位移為：

底邊邊界的內(nèi)行場僅存在著時(shí)程為u0(t-Δt7)的入射角為α的SV波，則底邊內(nèi)行場位移為：

式中：A3為反射SV 波與入射SV 波幅值的比值；A4為反射P波與入射SV 波的幅值的比值；u0(t)為入射波位移時(shí)程，各邊界面上的y方向位移u均為0；Δt1-Δt7分別為左側(cè)邊界的直接入射SV波、地表反射SV波、地表反射P波和前后邊界的直接入射SV波、地表反射SV波、地表反射P波及底邊界相對于入射波u0(t)初始時(shí)刻的延遲時(shí)間，可由式（11）計(jì)算而得：

式中：左側(cè)邊界結(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)為（0，y）；底邊界結(jié)點(diǎn)的坐標(biāo)為（x，0）；L為左邊界的高度。

2.5 斜入射人工邊界內(nèi)行場應(yīng)力

當(dāng)已知各邊界內(nèi)行位移場便可推導(dǎo)出內(nèi)行應(yīng)力場。

其中左側(cè)邊界應(yīng)力場為：

前側(cè)人工邊界應(yīng)力場為：

后側(cè)人工邊界應(yīng)力恰好與前側(cè)應(yīng)力相反。底部邊界應(yīng)力場為：

式中：CP和CS分別為P波和SV波的波速；λ和G為拉梅常數(shù)。

2.6 基于python語言的粘彈性人工邊界輔助程序Auto_VSB

根據(jù)上述分析，只要已知節(jié)點(diǎn)控制面積以及外源波位移時(shí)程和速度時(shí)程，便可以求得等效點(diǎn)力，然后通過ABAQUS 的*Cload 和*Amplitude 來實(shí)現(xiàn)節(jié)點(diǎn)力的輸入，但是由于模型體量巨大，節(jié)點(diǎn)眾多，無論是節(jié)點(diǎn)力的求取還是施加都是一個(gè)復(fù)雜且浩大的工程，重復(fù)率高且容錯(cuò)率低，傳統(tǒng)的計(jì)算方式是結(jié)合Matlab 編制簡單的計(jì)算程序，再通過一系列復(fù)雜的程序完成。值得一提的是Matlab 是基于矩陣計(jì)算的程序語言，轉(zhuǎn)換效率較為緩慢，一個(gè)地震波工況的轉(zhuǎn)換通常耗時(shí)10～20 min，在非線性計(jì)算中效率極低。文中結(jié)合上述需求基于python 編程語言，編制了粘彈性人工邊界及節(jié)點(diǎn)力自動(dòng)施加程序Auto_VSB（Automatic Viscous-Spring Boundary）。所編制的Auto_VSB輔助程序擁有簡單的操作界面（如圖7），用戶僅需輸入一些簡單的場地物理?xiàng)l件，包括坐標(biāo)、彈性模量等參數(shù)，結(jié)合用戶放入的任意地震波位移時(shí)程及速度時(shí)程等文件，即可實(shí)現(xiàn)粘彈性邊界及節(jié)點(diǎn)力文件的快速生成。每條地震波轉(zhuǎn)換耗時(shí)僅需要3 s，極大地提高了效率。

圖7 Auto_VSB程序界面Fig.7 Auto_VSB program interface

2.7 基于Auto_VSB輔助程序的斜入射地震輸入的精度驗(yàn)證

基于以上地震力輸入方法，將斜入射節(jié)點(diǎn)力自動(dòng)計(jì)算功能內(nèi)置于Auto_VSB 輔助程序中，為了驗(yàn)證該程序所建立的斜入射方法精度，建立長×寬×高為400 m×400 m×600 m三維土體，離散單元網(wǎng)格為20 m×20 m×20 m，土體彈性模量E=4.88 GPa，密度ρ=2 000 kg/m3，泊松比ν=0.22，外源波步長取0.01 s，歷時(shí)2 s，分別以入射角為15°和30°入射SV波脈沖，脈沖方程式為：

式中：μ為位移；t為時(shí)間。

圖8為施加了粘彈性邊界及斜入射節(jié)點(diǎn)地震力幅值的驗(yàn)證模型圖，由于地震力由左側(cè)入射，故右側(cè)不存在節(jié)點(diǎn)力幅值。圖9 是入射角為15°和30°下的驗(yàn)證模型應(yīng)力云圖。圖10 為入射角為15°和30°時(shí)驗(yàn)證模型底部中點(diǎn)和頂部中點(diǎn)位移時(shí)程圖?？梢钥闯鲂比肷漭斎敕绞诫S著入射角度的變化會(huì)產(chǎn)生不同的結(jié)果，疊加規(guī)律較為復(fù)雜，由于斜入射波從左下角入射，傳播至頂部中點(diǎn)及底部中點(diǎn)均需時(shí)間，故底部中點(diǎn)位移時(shí)程不是從0 s開始，且頂部中點(diǎn)位移時(shí)程與底部位移時(shí)程存在時(shí)間差延遲，兩種不同角度的入射波折射反射的疊加方式不同，但最終波都由邊界吸收歸為0。

圖8 斜入射地震波下粘彈性邊界驗(yàn)證模型Fig.8 Validation model of viscoelastic boundary under obliquely incident seismic waves

圖9 0.08 s時(shí)入射角15°和30°模型應(yīng)力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of the model with an incident angle of 15°and 30°at 0.08 s

圖10 入射角15°和30°底部中點(diǎn)和頂部中點(diǎn)位移時(shí)程圖Fig.10 Time history diagram of the displacement of the bottom midpoint and the top midpoint at 15°and 30°incident angles

3 斜入射管廊的動(dòng)力計(jì)算結(jié)果分析

斜入射地震作用下具有復(fù)雜的行波效應(yīng)，結(jié)構(gòu)在行波效應(yīng)的作用下應(yīng)變有所增大［22］。采用不同入射角度的方法以此來考慮行波的效應(yīng)。將Kobe 地震波調(diào)整為0.1 g 并采用3 種入射角度由模型左下角輸入進(jìn)行對比分析，角度分別為0°、15°、30°，圖11為3種不同入射角度下整體模型應(yīng)力云圖。

圖11 3種不同入射角度地震力路徑圖Fig.11 Seismic force path diagrams under three different incident angle

分別對結(jié)構(gòu)施加入射角為0°、15°、30°的地震波，測出管廊底部及土體底部加速度、側(cè)壁相對水平位移、接頭橫向錯(cuò)動(dòng)位移以及豎向接頭位移。以下僅列出入射角為30°時(shí)的測量結(jié)果，圖12為入射角為30°時(shí)的土體及管廊底部加速度時(shí)程曲線圖，圖13 為側(cè)壁相對水平位移，圖14 為管廊第一主應(yīng)力與第三主應(yīng)力云圖，圖15為接頭的錯(cuò)動(dòng)位移時(shí)程圖。綜合分析得出：

圖12 入射角為30°地震作用下管廊底部及土體底部加速度時(shí)程曲線Fig.12 Acceleration time history curve of the bottom of the utility tunnels and the bottom of the soil under the earthquake action of an incident angle of 30°

圖13 管廊側(cè)壁水平加速度分布值Fig.13 Horizontal acceleration distribution value of the side wall of the utility tunnels

圖14 30°入射下第一主應(yīng)力與第三主應(yīng)力云圖Fig.14 Contours of the first and the third principal stresses at 30°incidence

圖15 30°入射地震波作用下接頭錯(cuò)動(dòng)位移時(shí)程圖Fig.15 Time-history diagram of joint displacement under 30°incident seismic waves

（1）斜入射地震波輸入時(shí)會(huì)分解為水平和豎向2 個(gè)分量。其中，入射角為30°時(shí)，水平加速度放大系數(shù)為1.01，豎向加速度放大系數(shù)為4.41；入射角為15°時(shí)放大系數(shù)分別為1.12和1.56；入射角為0°時(shí)放大系數(shù)分別為1.89 和0?？梢园l(fā)現(xiàn)，與垂直入射相比，由于反射折射復(fù)雜疊加的作用影響，土底加速度傳播至結(jié)構(gòu)底部會(huì)被放大，且隨著入射角度的增加，水平加速度放大系數(shù)逐漸減小，而豎向加速度放大系數(shù)隨著角度的增加逐漸增大，且放大系數(shù)明顯大于水平加速度的放大系數(shù)。

（2）隨著入射角度的增大，同一高度管廊側(cè)壁水平加速度逐漸減小，管廊高度為0.5 m時(shí)，水平加速度由入射角為0°時(shí)的0.15 m/s2減小到15°時(shí)的0.1 m/s2再減小到30°時(shí)0.075 m/s2，大致以側(cè)壁中點(diǎn)為正負(fù)加速度分界點(diǎn)，這也將造成結(jié)構(gòu)頂?shù)装逑鄬λ轿灰频漠a(chǎn)生。

（3）在斜入射地震作用下，管廊結(jié)構(gòu)依然在腋角四周應(yīng)力分布較為集中。隨著角度的增加，結(jié)構(gòu)的第一主應(yīng)力逐漸減小，第三主應(yīng)力逐漸增大，造成該原因主要是因?yàn)樨Q向分量的增加及波發(fā)生反射折射疊加造成。其中在0°入射條件時(shí)第一主應(yīng)力最大，為322 kPa，在30°入射條件時(shí)第三主應(yīng)力最大，為－412 kPa。因?yàn)樾比肷湓谪Q向的作用上會(huì)比垂直入射方式來的大，這也是由于角度的增大引起豎向加速度放大導(dǎo)致的，需要引起一定的重視。

（4）隨著入射角度的增大，結(jié)構(gòu)接頭間橫向錯(cuò)動(dòng)位移不斷減小，豎向錯(cuò)動(dòng)位移不斷增大，入射角為0°、15°、30°時(shí)橫向接頭位移分別為0.37、0.25、0.22 mm；入射角為15°、30°豎向接頭位移分別為0.25、0.28 mm?？梢园l(fā)現(xiàn)豎向位移的增大大于水平位移的減小，對接頭的影響明顯增大。

4 結(jié)論

（1）在對單元選擇、土體動(dòng)力本構(gòu)、動(dòng)力接觸模擬和求解方法分析的基礎(chǔ)上，建立了考慮土結(jié)共同作用的預(yù)制拼裝綜合管廊的動(dòng)力分析有限元模型。通過分析斜入射的內(nèi)行位移場及應(yīng)力場，建立了考慮斜入射粘彈性邊界，能夠?qū)崿F(xiàn)斜入射地震作用下預(yù)制拼裝管廊的地震響應(yīng)分析，基于Python 編程語言所編制的粘彈性人工邊界及節(jié)點(diǎn)力自動(dòng)施加程序Auto_VSB能夠極大提高計(jì)算效率且具有很好的計(jì)算精度。

（2）與垂直入射相比，由于反射折射復(fù)雜疊加的作用影響，斜入射時(shí)土底加速度傳播至結(jié)構(gòu)底部會(huì)被放大，且隨著入射角度的增加，水平加速度放大系數(shù)逐漸減小，而豎向加速度放大系數(shù)隨著角度的增加逐漸增大，且放大系數(shù)明顯大于水平加速度的放大系數(shù)。其中，入射角為30°時(shí)，水平加速度放大系數(shù)為1.01，豎向加速度放大系數(shù)為4.41。

（3）隨著入射角度的增大，同一高度管廊側(cè)壁水平加速度逐漸減小，大致以側(cè)壁中點(diǎn)為正負(fù)加速度分界點(diǎn)，這是造成結(jié)構(gòu)頂?shù)装逑鄬λ轿灰飘a(chǎn)生愿原因。

（4）隨著入射角度的增大，結(jié)構(gòu)接頭間橫向錯(cuò)動(dòng)位移不斷減小，豎向錯(cuò)動(dòng)位移不斷增大，可以發(fā)現(xiàn)豎向位移的增大大于水平位移的減小。說明，斜入射輸入方式在豎向?qū)Y(jié)構(gòu)造成較大影響，且總體變形明顯大于水平入射，在實(shí)際工程中應(yīng)加以考慮。