結構形式差異對管廊抗震性能的影響分析

惠新楊 丁傳海

（中交一公局第三工程有限公司，北京 101102）

0 引言

城市地下綜合管廊是保證城市正常運行的重要基礎設施[1]。為保證地震荷載下管廊正常工作，很多學者針對地下綜合管廊的抗震性能進行了大量研究，其中具有代表性的有：馬建華[2]等利用不同抗震方法對砂土地區的單艙綜合管廊進行地震反應分析，得到單艙管廊的內力分布規律，并確定管廊的受力敏感位置；李杰[3]等利用振動臺試驗系統對單艙管廊模型進行抗震分析，提出層狀剪切砂箱的模擬方法；李承翰[4]基于有限元分析法，分析黃土地區的雙艙綜合管廊的動力響應規律，得到加速度、位移響應隨埋設深度的變化規律；仉文崗[5]等基于模型試驗理論，分析不同地震烈度下雙艙綜合管廊的抗震性能，得到綜合管廊動力響應隨地震烈度的提高而增大的結論；陳守一[6]等基于時程分析法，對罕遇地震激勵下預制鋼波紋管綜合管廊的抗震性能進行研究，得出其管廊結構整體未發生破壞，但上部應力在管廊肩部位置較大。

綜上可知，研究者主要針對單一結構形式的綜合管廊進行抗震性能分析，而對不同管廊形式的抗震性能對比分析研究相對較少。本文以濟南水廠南路項目為依托，基于動力時程分析法，借助ABAQUS有限軟件，對單艙、雙艙、三艙的綜合管廊的抗震性能進行分析，為國內類似項目的設計及施工提供相關經驗。

1 工程概況

濟南市水廠南路綜合管廊項目西起萃清路，東至城市展廳路，全長1617.864m。管廊整體呈單艙、雙艙和三艙矩形布置，內部管線主要有給水、中熱力及通信管線及電力電纜，具體單艙、雙艙、三艙綜合管廊結構尺寸如圖1所示。

圖1 管廊結構示意圖

2 有限元模型

2.1 材料參數確定

當管廊承受地震荷載時承受拉壓循環荷載，普通的混凝土彈性本構模型不能正確地描述混凝土地震狀態下的受力情況，為提高數值計算的準確性，本文選擇混凝土塑性損傷模型(CDP模型)進行分析，其管廊結構混凝土力學參數如表1所示[7]。

表1 混凝土物理參數

由現場勘察報告可知：建設場地地形較平坦，在南北兩側均為耕地；主要由人工填土、砂土、粉土、粉質黏土等4個土層組成，具體參數如表2所示[8]。

為系統研究綜合管廊結構形式差異對管廊抗震性能影響，進行模型土體參數選取時，選用具有代表性的單一土體；結合本項目中以壓縮性較低、承載力較高的粉土為主，故選擇粉土模擬管廊周圍土體。

2.2 土體-結構相互作用

在地震條件下，綜合管廊的受力情況與地上建筑物不同，其動力響應受周圍土體影響較大，因此管廊與土體之間的接觸屬性對數值模擬研究的正確性影響較大。為提高模型計算的準確性與可靠性，土體與結構的關系為：（1）管廊與土體之間的接觸方式采用表面與表面接觸；（2）管廊外表面為主表面，與其接觸土體部分為從表面；（3）定義接觸屬性時法向采用硬接觸，切向為摩擦接觸，摩擦系數為1；土體-結構之間的相互作用見圖2。

圖2 接觸對示意圖

2.3 黏彈性邊界及等效節點荷載施加

2.3.1 黏彈性邊界施加

地震在無限域土體中傳播時，不存在地震波反射現象，但利用有限元軟件模擬無限域土體，會造成計算效率下降，計算結果與試驗結果相差較多；為解決地震波反射及零點漂移問題，需在模型四周及底部邊界處施加黏彈性人工邊界（如圖3所示）。

2.3.2 等效節點荷載施加

根據地勘報告建設場地區域內的地震相關參數，采用EICentro地震波作為地震荷載進行輸入，最后確定的地震加速度時程曲線如圖4所示。

圖4 N-S方向0.1g地震波

黏彈性人工邊界施加后，地震波加速度的輸入則轉化成自由場的運動問題，即通過地震波加速度積分，得到位移與速度荷載，通過提取各節點坐標，轉化各單元節點力及幅值荷載，準確施加到模型底部及四周邊界（圖為5等效節點荷載施加效果圖）。

圖5 地震加速度等效節點力示意圖

2.4 有限元模型的計算

為研究管廊結構形式差異對綜合管廊的抗震性能影響，結合材料參數、土體-結構相互作用及黏彈性邊界及等效節點荷載施加等，建立單箱、雙箱和三箱形式綜合管廊有限元模型（如圖6所示），進一步研究不同管廊形式的抗震性能差異及相關規律研究。

圖6 管廊模型示意圖

3 動力響應分析

3.1 位移響應分析

為研究設防地震條件下不同形式管廊的位移響應差異，分別對單箱、雙箱、三箱頂板、底板位移時程曲線進行對比分析。表3為不同形式管廊峰值位移，圖7為不同形式綜合管廊頂板、底板位移時程曲線。

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；單箱管廊的峰值位移大于雙箱及三箱綜合管廊的峰值位移，最大峰值為0.10923m，其中雙箱綜合管廊的峰值位移最小為0.102355m，說明在設防地震荷載下，雙箱綜合管廊整體受到剪切破壞的可能性較小。

分析圖7可知：（1）在相同地震荷載條件下，不同形式管廊位移時程曲線走勢大致相同，從而驗證本模型的合理性；（2）在2s~12s時，位移隨時間的增加不斷積累，并在11.8s左右達到峰值位移；（3）管廊位移響應主要以X方向為主，同時也會引起Y、Z方向的位移，但與X方向位移相比很小。

圖7 管廊位移時程曲線

3.2 加速度響應分析

通過模擬分析可得X方向施加地震荷載下的加速度響應時程曲線，表4為不同形式管廊頂板、底板加速度峰值，圖8為不同形式管廊頂板、底板加速度應力時程曲線。

圖8 綜合管廊加速度時程曲線

表4 不同形式管廊的峰值加速度 g

分析圖8和表4可知：（1）相同地震荷載條件下，不同形式管廊的加速度響應曲線趨勢、走向一致性，在2.5s左右達到峰值，說明黏彈性邊界吸收反射波的效果及等效節點荷載的實現效果較好；（2）加速度相應規律與位移相應規律響應相同，即單箱綜合管廊加速度響應最大為0.363g，雙箱綜合管廊的加速度響應最小為0.13g；進一步驗證雙箱綜合管廊受力優越性；（3）單箱管廊頂板、底板加速度響應差異較大。

3.3 應力響應分析

圖9為不同形式綜合管廊的應力響應時程曲線。

圖9 管廊應力時程曲線

由圖9分析可知：（1）不同形式管廊頂板、底板的應力時程曲線一致性較好，且峰值應力主要出現在2s~3s、4.5s~5.4s時間段內；（2）由于底板承受上部荷載和管廊自重，造成底板應力均大于頂板應力；（3）雙箱管廊的應力最大為64.747kPa，三箱綜合管廊的應力響應最小為11.121kPa；（4）單箱管廊應力較大位置主要在下部角點及底板位置，雙箱及三箱管廊的應力較大值主要在角點位及中隔板位置處，但未達到混凝土極限拉應力，管廊結構未發生破壞。

4 結束語

本文基于黏彈性邊界及事成分析法，借助ABAQUS有限元分析軟件，建立了不同形式綜合管廊的抗震理論分析模型，并對其動力響應情況進行了系統分析，得到以下結論：

（1）地震作用下，管廊位移主要是X方向，且單箱管廊的位移響應均大于雙箱、三箱綜合管廊；

（2）不同形式綜合管廊的加速度響應大致相同，且均在2.5s左右達到峰值狀態；

（3）管廊應力響應主要出現在角點及中隔板位置處，且底板應力均大于頂板應力；且單箱綜合管廊應力響應均大于雙箱和三箱綜合管廊。