葉志權(quán), 董宏源, 梁厚燃, 梁銘, 劉營(yíng), 解威威

(廣西路橋工程集團(tuán)有限公司， 南寧 530000)

城市中的電力、通信、給水、排水、供熱、燃?xì)獾雀鞣N市政管線是城市基礎(chǔ)設(shè)施的重要的內(nèi)容，是城市的“血管”，具有運(yùn)送物質(zhì)和能量及傳輸信息的重要作用，即所謂的“生命線工程”。城市管網(wǎng)正常運(yùn)轉(zhuǎn)面臨的壓力越來(lái)越大，據(jù)不完全統(tǒng)計(jì)每年管線施工事故所造成的直接和間接經(jīng)濟(jì)損失分別達(dá)50億元和400億元[1]。在中國(guó)城市市政工程建設(shè)中，傳統(tǒng)埋地管道存在許多弊病，而城市地下綜合管廊具有解決傳統(tǒng)埋地管道弊病的優(yōu)勢(shì)。因此，地下綜合管廊在城市地下空間利用建設(shè)中顯得尤為重要[2]，其優(yōu)點(diǎn)主要表現(xiàn)為加快城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)、便于城市管線維護(hù)及管理、技術(shù)可行及經(jīng)濟(jì)合理等方面[3-4]。隨著城市地下綜合管廊建設(shè)的蓬勃發(fā)展，相關(guān)學(xué)者針對(duì)綜合管廊進(jìn)行了不同方面的研究，獲得了許多指導(dǎo)管廊設(shè)計(jì)及施工建設(shè)的有益結(jié)論。其中管道的地震響應(yīng)及其抗震性能作為城市地下設(shè)施正常建設(shè)及運(yùn)營(yíng)的關(guān)鍵影響因素[5-6]，因此研究地下綜合管廊的抗震性能，成為當(dāng)前地下綜合管廊推廣過(guò)程中亟需解決的一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題。

目前，許多學(xué)者開(kāi)展了地震對(duì)城市地下綜合管廊的相關(guān)研究。在應(yīng)用及試驗(yàn)方面，Caulfield等[7]通過(guò)對(duì)與管廊具有相似截面的供水管道進(jìn)行試驗(yàn)，分析地震作用下管道響應(yīng)的敏感因素，提出了相應(yīng)的管道加固及減震措施；史曉軍等[8]通過(guò)模型試驗(yàn)，探究地震對(duì)管廊結(jié)構(gòu)變形及土-結(jié)構(gòu)相對(duì)變形的影響，發(fā)現(xiàn)在地震過(guò)程中綜合管廊隨周邊土體具有共同運(yùn)動(dòng)的現(xiàn)象，而管廊結(jié)構(gòu)在地震中發(fā)生損壞主要由于管廊各構(gòu)件之間的相對(duì)位移過(guò)大造成；楊艷敏等[9]通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)地震條件下管廊結(jié)構(gòu)的響應(yīng)進(jìn)行分析，并結(jié)合管廊不同建造方式下結(jié)構(gòu)加速度及鋼筋應(yīng)變分析，得出強(qiáng)地震時(shí)建造方式是影響結(jié)構(gòu)加速度的主要因素。在數(shù)值分析方面，岳慶霞等[10]通過(guò)建立綜合管廊三維有限元模型，分析管廊在地震作用下的響應(yīng)特性，發(fā)現(xiàn)管廊彎曲變形及結(jié)構(gòu)接觸面條件是結(jié)構(gòu)變形的重要因素；梁建文等[11]通過(guò)采用殼單元對(duì)管廊結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元分析，提出了分析管廊縱向抗震的殼-彈簧模型；胡天羽等[12]通過(guò)建立管廊結(jié)構(gòu)在水平地震下的位移響應(yīng)有限元分析模型，分析材料、管廊周?chē)馏w參數(shù)及埋深等因素對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，發(fā)現(xiàn)地震條件下管廊埋深越深越有利于管廊結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。此外，部分學(xué)者通過(guò)模型試驗(yàn)與數(shù)值分析結(jié)合的方法對(duì)管廊的地震響應(yīng)性能進(jìn)行了研究，李杰等[13]通過(guò)管廊結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)與有限元分析對(duì)地震條件下管廊的破壞機(jī)制進(jìn)行研究，并將模型試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)構(gòu)進(jìn)行對(duì)比分析，提出可用層狀剪切砂箱建模可用變剛度方法進(jìn)行模擬；Duan等[14]通過(guò)開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值模擬的對(duì)管廊抗震性能進(jìn)行研究，得出相同條件下管廊接頭的應(yīng)變較節(jié)段應(yīng)變大，需在節(jié)點(diǎn)采取減震措施。

從上述研究可以看出，目前學(xué)術(shù)界及工程界對(duì)城市綜合管廊的地震響應(yīng)研究已取得較多較好的成果，為城市綜合管廊的施工、設(shè)計(jì)與運(yùn)營(yíng)提供了寶貴的建議。但是，城市地下綜合管廊埋深較淺，主要采用明挖法進(jìn)行施工建設(shè)，在地震時(shí)管廊周邊土體變形會(huì)引起或加劇管廊主體的變形，甚至導(dǎo)致管廊破壞[15-17]。而目前鮮有學(xué)者進(jìn)行回填土對(duì)管廊地震響應(yīng)的相關(guān)研究，尚需進(jìn)行深入研究，因此分析管廊周?chē)幕靥钔馏w對(duì)管廊地震響應(yīng)的影響具有重要的意義。

此外，隨著裝配式建筑的蓬勃發(fā)展，在城市基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)中也越來(lái)越多的采用轉(zhuǎn)裝配式結(jié)構(gòu)進(jìn)行建設(shè)。裝配式施工技術(shù)不僅減少了管廊基坑的留存周期，也減少了城市建設(shè)對(duì)交通及出行的不便。因此，城市地下綜合管廊采用裝配式施工建設(shè)成為了主要的建設(shè)方式之一，而裝配式建筑的成敗主要由節(jié)段的節(jié)點(diǎn)連接決定，因此在管廊地震響應(yīng)分析中，有必要對(duì)管廊連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行探究。

現(xiàn)通過(guò)在不同回填土及節(jié)點(diǎn)連接剛度的條件下，對(duì)管廊的地震響應(yīng)分析，探究橫向及縱向地震波作用下管廊結(jié)構(gòu)的響應(yīng)規(guī)律，并提出在城市地下綜合管廊建設(shè)的減震措施，為管廊的工程建設(shè)提供佐證。

1 模型的建立

1.1 建立模型

南寧市玉洞大道綜合管廊工程采用裝配式技術(shù)施工建造，為廣西首條預(yù)制裝配式混凝土綜合管廊，數(shù)值模擬以現(xiàn)場(chǎng)管廊實(shí)際尺寸為基礎(chǔ)，將每節(jié)段管廊模擬為一個(gè)線彈性單元(長(zhǎng)度1.5 m)，選取兩個(gè)預(yù)制管廊節(jié)點(diǎn)間的預(yù)制拼裝標(biāo)準(zhǔn)段(節(jié)段長(zhǎng)度為84 m，即56個(gè)節(jié)段)，采用Midas數(shù)值分析軟件建立有限元分析模型，模型中共168個(gè)節(jié)點(diǎn)，112個(gè)梁?jiǎn)卧?5個(gè)接頭單元，58個(gè)土彈簧單元。結(jié)構(gòu)分析模型見(jiàn)圖1所示。

圖1 預(yù)制管廊梁?jiǎn)卧治瞿Ｐ虵ig.1 Element analysis model of precast pipe corridor beam

1.2 邊界處理

假設(shè)節(jié)段之間僅存在相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)，及節(jié)點(diǎn)位置對(duì)標(biāo)準(zhǔn)預(yù)制段的約束為標(biāo)準(zhǔn)段土彈簧剛度的兩倍，忽略接頭相對(duì)平移，接頭轉(zhuǎn)動(dòng)剛度取值如表1所示。在預(yù)制拼裝管廊與節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆位置處，設(shè)置沉降縫以模擬現(xiàn)澆段和預(yù)制段的不均勻變形。

(1)在研究不同回填土對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能影響時(shí)，選取5種土體作為預(yù)制管廊周?chē)靥钔馏w，分別為新填1、新填土2、軟弱黏性土、軟塑黏性土及可塑黏土。通過(guò)不同土體的地基基床系數(shù)變化，計(jì)算土體對(duì)管廊結(jié)構(gòu)的橫向地基土彈簧剛度、縱向剪切土彈簧剛度、豎向彈簧剛度，計(jì)算結(jié)果可知，橫向地基土彈簧剛度、縱向剪切土彈簧剛度、豎向彈簧剛度隨土體地基基床系數(shù)的增大而增大，具體計(jì)算結(jié)果如表2所示。此外，在分析地基類(lèi)型對(duì)預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律的過(guò)程中，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)對(duì)相鄰預(yù)段約束剛度相應(yīng)取標(biāo)準(zhǔn)預(yù)制段土彈簧剛度的兩倍，其取值見(jiàn)表3。

表1 接頭剛度理論取值Table 1 Theoretical value of joint stiffness

(2)為探究節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆部位和預(yù)制段施工質(zhì)量對(duì)結(jié)構(gòu)抗震性能的影響，對(duì)現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)位置處約束剛度進(jìn)行對(duì)比分析，分別取軟弱黏性土下，無(wú)約束，2倍土體剛度、10倍土體剛度和100倍土體剛度進(jìn)行分析，其約束剛度計(jì)算見(jiàn)表如表4所示。

表2 不同土質(zhì)類(lèi)別下管廊預(yù)制標(biāo)準(zhǔn)段土彈簧取值Table 2 Value of soil spring in prefabricated standard section of pipe gallery under different soil types

表3 不同土質(zhì)類(lèi)型下現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)對(duì)相鄰預(yù)制段約束剛度取值Table 3 Constraint stiffness values of cast-in-place joints for adjacent precast sections under different soil types

表4 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)對(duì)相鄰預(yù)制段約束剛度取值Table 4 Constraint stiffness values of cast-in-place nodes for adjacent precast sections

1.3 分析理論

采用空間有限元模型對(duì)管廊結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性進(jìn)行數(shù)學(xué)描述，將結(jié)構(gòu)離散為一系列相互關(guān)聯(lián)的數(shù)學(xué)單元，通過(guò)矩陣方程特征值的求解得到結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。多自由度體系的自由振動(dòng)方程為

(1)

式(1)中：M為多質(zhì)點(diǎn)體系的質(zhì)量矩陣；C為阻尼矩陣；K為剛度矩陣；δ為質(zhì)點(diǎn)相對(duì)地面的位移矢量，是時(shí)間t的函數(shù)。

由于大多數(shù)結(jié)構(gòu)基本上是均質(zhì)的，因此可忽略振型耦合影響，這就是常說(shuō)的比例阻尼。比例阻尼采用Rayleigh阻尼假設(shè)，即結(jié)構(gòu)阻尼矩陣由結(jié)構(gòu)質(zhì)量矩陣和剛度矩陣線性組合而得，即

C=a0M+a1K

(2)

式(2)中：a0和a1為比例系數(shù)，可通過(guò)試驗(yàn)確定。此時(shí)，阻尼矩陣具有正交性，即

(3)

式(2)中：φi、φj分別為結(jié)構(gòu)的第i、j階振型矢量。由式(2)可得

(4)

因此，根據(jù)Rayleigh阻尼假定，阻尼比和頻率的關(guān)系如圖2所示。一般情況下，可以認(rèn)為控制頻率ωm和ωn的阻尼比相等，即ξm=ξn=ξ，代入式(4)，可得

(5)

由此可見(jiàn)，確定結(jié)構(gòu)的阻尼矩陣關(guān)鍵在于確定結(jié)構(gòu)的振型阻尼比ξ，以及兩階控制頻率ωm和ωn。對(duì)于管廊結(jié)構(gòu)，振型阻尼比ξ一般取5%，ωm一般取基頻值，ωn則可取后幾階對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)貢獻(xiàn)大的振型頻率。

圖2 Rayleigh阻尼的阻尼比和頻率間的關(guān)系Fig.2 The relationship between damping ratio and frequency of Rayleigh damping

1.4 地震波輸入

通過(guò)在PEER數(shù)據(jù)庫(kù)中選取5條與設(shè)計(jì)反應(yīng)譜相匹配的實(shí)際地震波生成2條人工地震波，7條地震波的波動(dòng)特性如表5所示。根據(jù)管廊的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，采用時(shí)程分析法對(duì)地震分組進(jìn)行設(shè)計(jì)，地震加速度激勵(lì)采用人工模擬的加速度時(shí)程進(jìn)行模擬。其中圖3為所選地震波對(duì)應(yīng)的反應(yīng)譜與設(shè)計(jì)反應(yīng)譜的匹配情況，圖4～圖10為地震動(dòng)輸入地震波的時(shí)程曲線。由圖3可知，無(wú)論是人工波還是實(shí)際地震波與設(shè)計(jì)地震動(dòng)反應(yīng)譜匹配較好，人工地震波不僅能滿足地震波的三要素，而且與現(xiàn)行抗震設(shè)計(jì)規(guī)范的反應(yīng)譜匹配度更高。因此，在缺乏場(chǎng)地地震波的條件下，采用基于設(shè)計(jì)反應(yīng)譜的人工波來(lái)分析結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)能更好地反映結(jié)構(gòu)場(chǎng)地地質(zhì)的地震響應(yīng)情況。在進(jìn)行地震方向輸入時(shí)，本文分兩個(gè)地震動(dòng)輸入方向進(jìn)行預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)的抗震性能分析，即沿著Y方向和Z方向地震激勵(lì)。

表5 輸入人工波和實(shí)際地震波信息Table 5 Input artificial wave and actual seismic wave information

圖3 地震波反應(yīng)譜和規(guī)范反應(yīng)譜Fig.3 Seismic wave response spectrum and canonical response spectrum

圖4 E1 地震波時(shí)程曲線(人工波)Fig.4 Time-history curve of E1 seismic wave (artificial wave)

2 預(yù)制綜合管廊抗震性能參數(shù)敏感性分析

2.1 不同回填土對(duì)管廊抗震性能的影響

2.1.1 橫向(Y方向)地震激勵(lì)

從圖11～圖15中可以看出：橫向(Y方向)地

圖5 E2 地震波時(shí)程曲線(人工波)Fig.5 Time history curve of E2 seismic wave (artificial wave)

圖6 E3 地震波時(shí)程曲線(實(shí)際波)Fig.6 Time history curve of E3 seismic wave (actual wave)

圖7 E4 地震波時(shí)程曲線(實(shí)際波)Fig.7 Time history curve of E4 seismic wave (actual wave)

圖8 E5 地震波時(shí)程曲線(實(shí)際波)Fig.8 Time history curve of E5 seismic wave (actual wave)

圖9 E6 地震波時(shí)程曲線(實(shí)際波)Fig.9 Time history curve of E6 seismic wave (actual wave)

圖10 E7 地震波時(shí)程曲線(實(shí)際波)Fig.10 Time history curve of E7 seismic wave (actual wave)

圖11 橫向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向彎矩包絡(luò)圖Fig.11 Envelope diagram of vertical bending moment of structure under transverse seismic excitation

震激勵(lì)下，隨著地基土彈簧剛度的逐漸增大，預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)(橫向位移、橫向地基反力、管廊結(jié)構(gòu)橫向剪力、豎向彎矩、接頭豎向彎矩)也逐漸增大，并且變化趨勢(shì)基本上一致。隨著地基基床系數(shù)的減小，周?chē)馏w與結(jié)構(gòu)之間的剛度也逐漸變小，土體對(duì)結(jié)構(gòu)的約束作用減小，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在地震作用下響應(yīng)變大。因此在管廊兩側(cè)土體回填時(shí)，應(yīng)選擇地基基床系數(shù)較大的土體，降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)，從而減少管廊因橫向地震激勵(lì)發(fā)生破壞，即回填土體為較堅(jiān)硬的土體更加有利于預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)的橫向抗震。

圖12 橫向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向彎矩包絡(luò)圖Fig.12 Envelope diagram of vertical bending moment of structure under transverse seismic excitation

圖13 橫向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)橫向剪力圖Fig.13 Transverse bending moment diagram of structure under transverse seismic excitation

圖14 橫向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向彎矩圖Fig.14 Vertical bending moment diagram of structure under transverse seismic excitation

圖15 橫向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)接頭豎向彎矩圖Fig.15 Vertical bending moment diagram of structural joints under transverse seismic excitation

2.1.2 豎向(Z方向)地震激勵(lì)

從圖16～圖20中可以看出：豎向(Z方向)地震激勵(lì)下，隨著地基土彈簧剛度的逐漸增大，預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)(橫向位移、橫向地基反力、管廊結(jié)構(gòu)橫向剪力、豎向彎矩、接頭豎向彎矩)逐漸減小，并且變化趨勢(shì)基本一致。主要是因?yàn)椋阂环矫?，隨著地基基床系數(shù)的減小，周?chē)馏w與結(jié)構(gòu)之間的剛度也逐漸變小，土體對(duì)結(jié)構(gòu)的約束作用減小，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在地震作用下響應(yīng)變大；另一方面，受自重作用的影響，結(jié)構(gòu)在由于地震動(dòng)部分產(chǎn)生的響應(yīng)抵消掉自重作用產(chǎn)生的效應(yīng)，因此結(jié)構(gòu)最終表現(xiàn)為地震響應(yīng)減小。因此管廊頂部回填較軟的土質(zhì)更加有利于預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)的豎向抗震。

圖16 豎向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向位移變化Fig.16 Vertical displacement of structure under vertical seismic excitation

圖17 豎向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向地基反力變化Fig.17 Variation of vertical foundation reaction under vertical seismic excitation

2.2 節(jié)點(diǎn)剛度對(duì)管廊抗震性能的影響

2.2.1 橫向地震激勵(lì)

圖21～圖25為預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)在不同節(jié)點(diǎn)剛度下，受橫向地震激勵(lì)作用的結(jié)構(gòu)響應(yīng)結(jié)果。從圖中進(jìn)行分析總結(jié)可發(fā)現(xiàn)：

①當(dāng)不考慮節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆對(duì)相鄰

圖18 豎向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)豎向剪力變化Fig.18 Variation of vertical shear force under vertical seismic excitation

圖19 豎向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)橫向彎矩變化Fig.19 Change of transverse bending moment of structure under vertical seismic excitation

圖20 豎向地震激勵(lì)下結(jié)構(gòu)接頭橫向彎矩變化Fig.20 Variation of transverse bending moment of structural joints under vertical seismic excitation

預(yù)制拼裝段的影響時(shí)，預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)受到的橫向地基反力、橫向剪力、豎向彎矩以及接頭豎向彎矩均比考慮現(xiàn)澆部分對(duì)預(yù)制拼裝段約束情況下更小，結(jié)

圖21 橫向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)橫向位移變化Fig.21 Lateral displacement changes of structures with different joint stiffness under transverse seismic excitation

圖22 橫向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)地基反力變化Fig.22 Foundation reaction of structures with different joint stiffness under transverse seismic excitation

圖23 橫向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)橫向剪力變化Fig.23 Transverse shear changes of structures with different node stiffness under transverse seismic excitation

構(gòu)整體受力更加的均勻，但結(jié)構(gòu)橫向位移會(huì)增大，表現(xiàn)為預(yù)制拼裝段更加傾向于橫向整體漂移，發(fā)生現(xiàn)澆和預(yù)制結(jié)合處錯(cuò)位，進(jìn)而導(dǎo)致管廊結(jié)構(gòu)及內(nèi)部管線破壞。②增大節(jié)點(diǎn)現(xiàn)澆部分對(duì)預(yù)制拼裝部分的約束作用，預(yù)制拼裝部分在地震響應(yīng)變化并不明顯。

圖24 橫向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)豎向彎矩變化Fig.24 Variation of vertical bending moment of structures with different joint stiffness under transverse seismic excitation

圖25 橫向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度接頭豎向彎矩變化Fig.25 Variation of vertical bending moment of joints with different stiffness under transverse seismic excitation

2.2.2 豎向地震激勵(lì)

從圖26～圖30中預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)在豎向地震激勵(lì)作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)結(jié)果中可以發(fā)現(xiàn)：①現(xiàn)澆部分約束對(duì)其相鄰的預(yù)制拼裝部分(1/7預(yù)制管廊長(zhǎng)度范圍)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)更加明顯，對(duì)遠(yuǎn)離現(xiàn)澆和預(yù)制結(jié)合位置的節(jié)段部分，預(yù)制管廊地震響應(yīng)變化幅度不大。②由于在預(yù)制拼裝兩側(cè)一定長(zhǎng)度范圍內(nèi)(0～1/7預(yù)制段長(zhǎng)度)，預(yù)制管廊接頭產(chǎn)生較大的位移及彎矩，預(yù)制管廊結(jié)構(gòu)可能會(huì)出現(xiàn)開(kāi)裂滲漏的情況。

圖26 豎向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)豎向位移變化Fig.26 Changes of vertical displacement of structures with different joint stiffness under vertical seismic excitation

3 全預(yù)制裝配綜合管廊減震措施

通過(guò)對(duì)不同參數(shù)條件下，對(duì)管廊的地震響應(yīng)分析總結(jié)，形成預(yù)制裝配綜合管廊減震措施如下。

(1)在管廊建設(shè)中，管廊兩側(cè)回填土體應(yīng)選擇地基基床系數(shù)較大的堅(jiān)硬土體，降低結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)；而管廊頂部回填土體應(yīng)較軟的土質(zhì)降低管廊結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)。

(2)在預(yù)制裝配管廊節(jié)點(diǎn)連接中，節(jié)點(diǎn)應(yīng)盡可能遠(yuǎn)離管廊兩側(cè)端頭，并應(yīng)采用柔性連接，以避免節(jié)點(diǎn)處產(chǎn)生位移時(shí)，造成節(jié)點(diǎn)處滲漏現(xiàn)象的發(fā)生，保證綜合管廊的正常運(yùn)行。

圖27 豎向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)豎向地基反力圖Fig.27 Vertical foundation inverse diagram of structures with different joint stiffness under vertical seismic excitation

圖28 豎向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)豎向剪力圖Fig.28 Vertical shear forces of structures with different stiffness under vertical seismic excitation

圖29 豎向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)橫向彎矩圖Fig.29 Transverse bending moment diagram of structures with different joint stiffness under vertical seismic excitation

圖30 豎向地震激勵(lì)下不同節(jié)點(diǎn)剛度結(jié)構(gòu)接頭橫向彎矩圖Fig.30 Transverse bending moment diagram of structural joints with different stiffness under vertical seismic excitation

4 結(jié)論

通過(guò)采用線彈性單元簡(jiǎn)化管廊模型，根據(jù)不同回填土體性質(zhì)及節(jié)點(diǎn)剛度進(jìn)行模型邊界處理，并采用空間有限元模型對(duì)管廊結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性進(jìn)行數(shù)學(xué)描述，探究不同方向地震波激勵(lì)條件下管廊的地震響應(yīng)，研究表明：

(1)相同土體條件下，管廊在受到水平方向及豎直方向地震激勵(lì)時(shí)，管廊結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)差別較大。

(2)管廊兩側(cè)土體地基基床系數(shù)越大，頂部地基基床系數(shù)越小，越有利于降低管廊的地震響應(yīng)。

(3)管廊節(jié)點(diǎn)處剛度變化對(duì)管廊結(jié)構(gòu)的抗震性能影響不大，但靠近管廊兩側(cè)的節(jié)點(diǎn)需承受較大的位移及彎矩，因此建議在管廊節(jié)點(diǎn)處采用柔性材料，增加節(jié)點(diǎn)的耐久性及防滲性能。

(4)通過(guò)在不同回填土及節(jié)點(diǎn)連接剛度的條件下，對(duì)管廊的地震響應(yīng)分析，探究橫向及縱向地震波作用下管廊結(jié)構(gòu)的響應(yīng)規(guī)律，并提出了在城市地下綜合管廊建設(shè)中的減震措施，為今后綜合管廊抗震設(shè)計(jì)提供一定的參考。