预制拼装综合管廊纵向拼缝抗震性能分析*

卢辰 雷晗 华凯

(1.上海市政工程设计研究总院(集团)有限公司 200092； 2.上海水业设计工程有限公司 200092)

引言

城市地下综合管廊是用于容纳给水、 天然气、 热力、 电力、 通信、 再生水、 污水、 雨水等市政管线的地下廊道, 因此综合管廊也被称为城市的生命线工程。 近二十年来多场大地震灾害表明, 类似综合管廊的地下结构抗震性能并不非常可靠, 因此解决综合管廊抗震问题已经成为城市抗震和防灾减灾研究中的重要工作。

随着综合管廊的大规模建设以及绿色建造技术的发展, 综合管廊预制拼装技术得到广泛应用。 按结构形式的不同, 预制拼装综合管廊分为仅有纵向拼缝和同时具有纵、 横向拼缝两类, 如图1 所示。 根据大量震害实例, 接缝处通常为综合管廊薄弱部位, 在地震时容易发生拉开、 错动, 甚至断开, 因此对预制拼装综合管廊的抗震研究主要应以拼缝的抗震性能研究为主。

本文以盐城市东进路东延地下管廊工程中的预制拼装管廊为例, 运用反应位移法原理, 对纵向拼缝的抗震性能进行分析。

图1 预制管廊拼缝示意[1]Fig.1 Joint sketch of prefabricated utility tunnel

1 纵向拼缝在地震反应下的变形特征

预制拼装综合管廊的纵向拼缝形式主要分为柔性接口和刚性接口[2]。 柔性接口中承插口内嵌双胶圈并结合预应力筋张拉连接的形式应用比较广泛, 一般用于明挖法施工的管廊, 刚性接口中钢承口结合平接口的形式比较多见, 一般用于顶进法施工的管廊。

两种拼缝接口的共同特点是预制管节之间没有传力钢筋或螺栓连接, 因此不能传递沿管廊纵向的拉力, 但可以通过橡胶圈传递沿管廊纵向的压力。 对于柔性接口, 若设置预应力张拉筋约束拉紧各节管廊, 可以传递部分拉力, 但数量少,作用有限。

管廊结构刚度较大而密度小于地层, 其在地震作用下的纵向变形取决于管廊周围地层的位移, 包括与管廊纵轴平行的纵向位移和与管廊纵轴垂直的横向位移。 相邻管节在地震反应下的相对变形即为纵向拼缝处的变形, 按照反应位移法原理, 与管廊纵轴垂直方向的横向地震位移成正弦分布, 对纵向拼缝变形起主要作用, 如图2所示。

图2 纵向地震反应示意Fig.2 Sketch of longitudinal seismic response

在纵向地震作用下, 地层横向位移存在位移差, 预制管节端部出现受拉区及剪切区, 造成纵向拼缝可能出现拉开、 错动等变形, 由于相邻管节之间没有传力钢筋或螺栓连接, 变形过大时就会造成破坏。 因此对于纵向拼缝抗震性能的评估主要是计算其在地震反应下的变形量是否超出了允许值。

2 工程案例分析

2.1 工程概况

盐城市东进路东延地下管廊工程总长度约2km, 入廊管线包括: 给水、 通信、 110kV 及10kV 电力电缆等, 断面形式如图3 所示, 为(2.6m+3.0m) ×3.0m 的两舱断面, 外轮廓总尺寸为6.6m ×3.7m, 采用预制拼装法施工, 管廊仅设置纵向拼缝, 单节长2m, 重量约400kN。管廊主体结构采用C40 防水混凝土, 抗渗等级为P8。

图3 综合管廊断面Fig.3 Cross-section of utility tunnel

工程建设场地为典型的软土地基, 地基承载力特征值为50kPa。 为适应软土地基的不均匀沉降, 拼缝采用承插口内嵌双胶圈并结合预应力筋张拉连接的形式, 密封胶圈采用三元乙丙弹性橡胶和遇水膨胀弹性橡胶, 如图4 所示。 管节采用两节一张拉, 预应力筋张拉力为150kN, 同时对地基土进行水泥土搅拌桩加固。

工程抗震设防类别为乙类, 场区抗震设防烈度为7 度, 设计基本地震加速度值为0.1g, 设计地震分组为第二组, 场地类别为Ⅳ类, 场地土类型为软弱土。

2.2 反应位移法

反应位移法[3]是目前地下结构抗震设计中常用的一种方法, 它是将土层动力反应位移的最大值作为强制位移施加于结构上, 按照静力原理计算内力。 该方法能够较准确地反映地下结构地震反应的特点, 物理概念明确, 并且实现过程较为方便。 目前该方法已经编入我国多本设计规范中, 且在《城市轨道交通结构抗震设计规范》(GB50909—2014)[4](以下简称《城轨抗规》)中提供了实用计算方法。

图4 纵向拼缝构造Fig.4 Construction of longitudinal joint

利用反应位移法计算得出土体强迫位移的施加值, 计算方法如式(1)和式(2)所示。 在有限元模型中, 通过土体位移与土弹簧刚度的乘积作为土体强迫力施加在结构两侧。

式中:u(z)为地震时深度z处土层的水平位移；umax(z)为水平峰值位移；u(x,z)为坐标(x,z)处地震时的土层水平位移；H为设计地震作用基准面的深度；L为土层变形的波长, 即强迫位移的波长；L1为表面土层变形的波长；L2为基岩变形的波长；VSD为表面土层的平均剪切波速；VSDB为基岩的平均剪切波速；Ts为考虑土层地震应变水平的土层场地特征周期。

2.3 有限元计算

1.有限元建模

本文采用通用有限元分析软件ANSYS 对预制综合管廊纵向拼缝在横向地震作用下的变形进行分析。

《城轨抗规》中建议在对线形的地下结构做横向抗震分析时, 可以将结构简化成梁单元来模拟。 但是本文涉及的预制装配式综合管廊, 每2m 为一个预制段, 而且研究的对象是预制段拼缝处截面不同部位的相对变形, 因此采用壳单元Shell181 来模拟管廊主体结构。 管廊拼缝处的橡胶条只传递压力不传递拉力, 采用单向弹簧单元Combin39 模拟。 管廊外壁板两侧的土弹簧同样也用只受压力不受拉力的单向弹簧单元Combin39来模拟, 每一个土弹簧的作用范围为一个网格单元。

以双舱管廊作为模拟对象, 管廊覆土厚度2.5m, 每一节预制段长度2m, 管廊的宽度取6.6m, 高度取3.7m, 顶板、 外壁板、 底板厚度350mm, 中壁板厚度300mm。 表面土层平均剪切波速VSD=130m/s, 场地特征周期Ts=0.75s, 取基岩的平均剪切波速VSDB=1000m/s, 由此算得强迫位移波长L= 172m。 由《城轨抗规》查得umax,Ⅱ=0.07m, 场地地震动峰值位移调整系数Γu=1.5, 可得umax=0.105。 由于管廊埋深相比较于设计地震作用基准面深度很小, 近似取u(z) =umax/2 =0.0525m。 土的基床系数取1 ×104kN/m2。 选取两个标准段进行分析, 管廊有限元模型如图5 所示。

2.有限元计算结果

对有限元模型做静力求解, 预制管廊的位移结果如图6 所示。

图6a 为管廊的横向位移云图, 由图可知预制管廊在地震作用下, 横向变形在每一节预制段范围内趋近于定值, 分析原因为土弹簧的刚度和结构刚度相比较小, 在管廊结构一侧施加的地震强迫位移作用下, 管廊另一侧的土弹簧并不能很好地限制该位移。 相邻两段的横向变形分别为-2.11mm 和2.17mm, 拼缝处的相对位移值达到4.28mm。

图6 管廊位移云图(单位: m)Fig.6 Displacement profile of utility tunnel (unit: m)

图6b 为管廊的纵向位移云图, 由计算结果可知, 预制管廊的相邻预制段之间有变形差, 即纵向拼缝有拉开的趋势, 主要位置在管廊横断面的四个角点处, 差值为1.4 ×10-4mm。 从实际工程上来说, 该拼缝的张开量很小, 可以忽略不计, 但这从侧面反映了在四个角点处设置预应力筋张拉连接的合理性。

图6c 为管廊的竖向位移云图, 由图可知水平向的土体强迫位移也会引起管廊竖向的变形,主要发生部位是在预制管廊顶板和底板拼缝处靠近每一个舱室中轴线位置, 变形量在1mm 内,但相邻预制段的相对变形量为0。

通过对比发现, 预制管廊之间的相对变形以横向位移最为突出, 即纵向拼缝在与管廊纵轴垂直的横向地震位移作用下的变形以剪切错动为主, 但最大剪切错动值不超过5mm, 仍能满足设计要求。 本案例中的抗震设防烈度为7 度, 表明在低烈度的地震作用下预制拼装综合管廊具有较好的抗震性能, 但在高烈度地震作用下的管廊地震反应需进一步研究, 若变形过大可能会造成承插口混凝土及橡胶条的剪切破坏。

3 结语

预制拼装管廊的纵向拼缝在横向地震作用下的变形以剪切错动为主, 最大变形量能够满足设计要求。 纵向拼缝有拉开的趋势, 主要位置在管廊横断面的四个角点处。 在低烈度的地震作用下预制拼装综合管廊具有较好的抗震性能, 但对于高烈度的地震需进一步研究。

由于反应位移法只是一种近似地震计算方法, 土体基床系数、 橡胶弹簧刚度等参数取值与实际可能存在一定差距, 今后应在工程实践中积累资料, 不断修改和完善。