張學(xué)明， 閆維明， 陳彥江， 陳適才， 陳紅娟

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 工程抗震與結(jié)構(gòu)診治北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100124； 2. 北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100124； 3. 中國(guó)地震局地球物理研究所，北京 100081)

沉管隧道具有對(duì)地質(zhì)水文條件適應(yīng)能力強(qiáng)、可淺埋、與兩岸道路銜接容易、坡度小、防水性能好、工期短等優(yōu)點(diǎn)，已被廣泛應(yīng)用于城市建設(shè)中[1]。沉管隧道由多節(jié)位于水下的管段拼接而成，埋置位置一般較淺，且多修建于軟弱地層中，容易出現(xiàn)問(wèn)題并可能導(dǎo)致整條隧道喪失使用功能的薄弱環(huán)節(jié)在于其接頭的連接處，因此對(duì)管段接頭的性能有著很高的要求[2]。地震荷載的作用將會(huì)影響沉管隧道整體的穩(wěn)定性，造成接頭處拉伸破裂，一旦破壞將產(chǎn)生災(zāi)難性的后果，且難于修復(fù)，因此，對(duì)沉管隧道及其接頭進(jìn)行地震響應(yīng)分析，研究隧道和接頭抗震性能十分重要[3]。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者對(duì)沉管隧道進(jìn)行了研究，Anastasopoulos等[4]采用梁-彈簧模型對(duì)深水條件下沉管隧道的非線性抗震進(jìn)行了分析；Oorsouw[5]研究了地震作用下隧道采用不同接頭形式時(shí)接頭部位的力學(xué)性能和變形特點(diǎn)；Lyngs[6]采用不同的方式進(jìn)行建模來(lái)探討沉管隧道抗震設(shè)計(jì)中的模型精度問(wèn)題，論文進(jìn)行了大量的參數(shù)分析，結(jié)論表明，土參數(shù)、層理參數(shù)和震級(jí)對(duì)沉管隧道的破壞有較大影響；傅繼陽(yáng)等[7]采用彈性地基梁理論計(jì)算了廣州洲頭咀沉管隧道的地震響應(yīng)；劉鴻哲等[8]采用響應(yīng)位移法和Winkler地基梁頻域分析方法對(duì)港珠澳大橋海底沉管隧道工程進(jìn)行了縱向地震響應(yīng)計(jì)算，并對(duì)兩種方法進(jìn)行了討論和評(píng)價(jià)。另外，國(guó)內(nèi)學(xué)者進(jìn)行了一系列土與地下結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究。季倩倩[9]通過(guò)輸入不同頻率的地震波對(duì)地鐵車站接頭結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，來(lái)觀測(cè)接頭結(jié)構(gòu)-土體體系的加速度反應(yīng)；Chen等[10]進(jìn)行了埋地管土相互作用非一致激勵(lì)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究，探討了非一致地震激勵(lì)下的有接頭埋地管線-土的反應(yīng)規(guī)律及發(fā)展變化過(guò)程，結(jié)果表明地下長(zhǎng)線型結(jié)構(gòu)需要考慮非一致地震作用的影響。沉管隧道結(jié)構(gòu)也屬于地下長(zhǎng)線型結(jié)構(gòu)，目前國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)其抗震性能進(jìn)行了較多的數(shù)值分析研究，而針對(duì)沉管隧道及其接頭的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究文獻(xiàn)較少，且沉管隧道結(jié)構(gòu)型式不同于其它地下結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)及接頭的受力性能也不同，鑒于管段和接頭處的動(dòng)力反應(yīng)復(fù)雜性，通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)沉管隧道動(dòng)力反應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析其整體結(jié)構(gòu)以及接頭的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律是比較直接的方法。

本文為研究沉管隧道結(jié)構(gòu)的抗震性能，以廣州洲頭咀沉管隧道為背景，利用振動(dòng)臺(tái)陣對(duì)沉管隧道結(jié)構(gòu)模型的地震響應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)研究，并通過(guò)考慮一致和非一致地震作用來(lái)研究沉管隧道結(jié)構(gòu)及其接頭的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，從而為此類結(jié)構(gòu)的抗震性能分析與設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 工程概況

廣州洲頭咀沉管隧道以花蕾路與花地大道交點(diǎn)為起點(diǎn)，止點(diǎn)為T(mén)13路與寶崗路交點(diǎn)，全長(zhǎng)3 253.034 m，其中珠江中340 m長(zhǎng)為沉管段，共分四節(jié)段，每節(jié)段為85 m，管段接頭采用柔性接頭，其中接頭的GINA止水帶是沉管隧道接頭密封性的重要保障，其受力狀態(tài)是反應(yīng)接頭結(jié)構(gòu)壽命和止水性的關(guān)鍵。洲頭咀變截面隧道(沉管段)的巖土工程勘察報(bào)告表明，該沉管隧道底部位于不同物理力學(xué)性質(zhì)的巖土層上，且場(chǎng)區(qū)巖性變化大，部分地段強(qiáng)風(fēng)化帶與弱、微風(fēng)化帶呈互層狀，使該沉管隧道所在位置的場(chǎng)地土地震響應(yīng)較為復(fù)雜。

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文選取340 m長(zhǎng)四節(jié)沉管隧道為參考模型，結(jié)合北京工業(yè)大學(xué)9子臺(tái)模擬地震振動(dòng)臺(tái)陣系統(tǒng)，按照1/60的幾何相似比對(duì)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行設(shè)計(jì)。臺(tái)振系統(tǒng)具體參數(shù)見(jiàn)表1。

2.1 相似比設(shè)計(jì)

沉管隧道模型以長(zhǎng)度l、密度ρ、和彈性模量E為基本未知量，根據(jù)量綱分析理論，其它未知量可以用基本未知量來(lái)表示。采用忽略重力模型，即忽略Sg=1的相似要求，SE、Sl和Sρ可以自由獨(dú)立選取。結(jié)合振動(dòng)臺(tái)陣試驗(yàn)的現(xiàn)場(chǎng)條件，將沉管隧道試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷某叽缦嗨票热?/60，結(jié)構(gòu)模型采用微?；炷林苽洌浣畈捎缅冧\鋼絲網(wǎng)，通過(guò)試驗(yàn)制備的模型結(jié)構(gòu)微?；炷僚浜媳葹樗?425#)∶黃砂∶石灰∶水=1∶6.0∶0.6∶0.5，其彈性模量為7 410 N/mm2，立方體抗壓強(qiáng)度為5.679 N/mm2，密度與原型混凝土大致相同，故密度相似比取為1，彈性模量相似比為1/4。試驗(yàn)所采用的動(dòng)力相似系數(shù)見(jiàn)表2。

表1 九子臺(tái)陣系統(tǒng)技術(shù)參數(shù)

表2 模型結(jié)構(gòu)及模型土的相似比

(1)

式中：m為模型；P為原型。

對(duì)于本文模型，根據(jù)相似比推導(dǎo)可得

(2)

根據(jù)原型隧道地質(zhì)勘察報(bào)告，取場(chǎng)地土的等效剪切波速為300 m/s，由公式(2)可得模型土的等效剪切波速為106.1 m/s。

為得到模型土合理的等效剪切波速，本試驗(yàn)采用摻和鋸末的方法，試驗(yàn)所用原型土取自北京磁器口地鐵站，并加水飽和，對(duì)不同配比下的鋸末土進(jìn)行試驗(yàn)[11]，最終確定的配比為鋸末∶土∶水=1∶3∶2.7。模型土高取0.8 m。原型隧道上覆土厚度為2.29 m，水深6 m，水密度為1 g/cm3，土密度為2 g/cm3，將水折算成土深為3 m，根據(jù)相似比，最終確定模型隧道上覆土的厚度為14 cm。

2.2 模型的設(shè)計(jì)與制作

由于沉管隧道埋置于水下的土體之中，實(shí)驗(yàn)時(shí)需要模擬的對(duì)象除了沉管隧道結(jié)構(gòu)本身外，還需要模擬結(jié)構(gòu)周邊的地層，這就需要在結(jié)構(gòu)振動(dòng)臺(tái)上另外增加一個(gè)能夠傳遞振動(dòng)作用到試驗(yàn)對(duì)象的裝置-模型箱[12]。在自然條件下，地基土無(wú)邊界限制，而在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中，由于模型箱尺寸的限制，因此，只能用有限的容積裝土來(lái)模擬無(wú)限土體。箱體邊界上的波動(dòng)反射以及體系振動(dòng)形態(tài)的變化將會(huì)給試驗(yàn)結(jié)果帶來(lái)一定的誤差，即所謂的“模型箱效應(yīng)”[13]。

本文所設(shè)計(jì)的裝配式模型箱是為實(shí)現(xiàn)沉管隧道在一致和非一致地震激勵(lì)下的振動(dòng)臺(tái)臺(tái)陣試驗(yàn)而設(shè)計(jì)，模型箱的結(jié)構(gòu)和制作滿足以下要求[14]：①控制模型土箱的邊界效應(yīng)，盡可能使模型土與邊界面的接觸條件能真實(shí)反應(yīng)原場(chǎng)地的地震響應(yīng)。②保證模型箱各個(gè)箱體之間的可靠連接和整體穩(wěn)定性，避免在激振過(guò)程中失穩(wěn)破壞。③避免模型箱與模型土因自振頻率相近而發(fā)生共振。④模型箱的尺寸、容積等參數(shù)應(yīng)滿足振動(dòng)臺(tái)設(shè)備臺(tái)面尺寸的承載能力的要求。⑤實(shí)現(xiàn)模擬單點(diǎn)和多點(diǎn)地震動(dòng)輸入。

用于此次沉管隧道的模型箱為剛性連續(xù)體模型箱，考慮邊界效應(yīng)問(wèn)題及振動(dòng)臺(tái)的承載能力，模型箱尺寸為7.3 m×2.8 m×1.2 m(縱向×橫向×高)，使用四個(gè)振動(dòng)臺(tái)，每個(gè)振動(dòng)臺(tái)間距為1 m，由此將模型箱分成四部分，其中，兩個(gè)邊箱的凈尺寸為1.5 m×2.8 m(縱向×橫向)，兩個(gè)中間箱的凈尺寸為2 m×2.8 m(縱向×橫向)，每個(gè)鋼箱之間的間距為0.1 m，箱框架用70 mm×70 mm×5 mm的角鋼焊接而成，如圖1。底板厚1 cm，為防止土體過(guò)重導(dǎo)致底板變形以及底板過(guò)薄而產(chǎn)生振動(dòng)，鋼板下焊接工字鋼和加勁肋。鋼框架里布置15 mm厚橡膠板，橡膠板內(nèi)部是200 mm泡沫板，其中，橡膠板和剛框架用小螺栓連接，橡膠板和泡沫直接用泡沫膠密封，鋼箱底板用鋼板連接。兩箱之間的外框架用螺栓將100 mm×100 mm方鋼管與角鋼連接，考慮一致地震時(shí)，將四個(gè)鋼箱連成一體，保證箱子的整體性，考慮非一致地震激勵(lì)時(shí)，將底板連接板螺栓和方鋼管卸掉，使箱體分開(kāi)，但橡膠板和泡沫板不分開(kāi)，保證里面土的整體性，從而滿足試驗(yàn)要求[15]。

圖1 裝配式模型箱Fig.1 Fabricated Model box

沉管隧道水下共四段，其中兩端的管節(jié)為變截面管段，中間兩段為等截面管段，管段之間共有三個(gè)接頭。接頭主要由端鋼殼、GINA止水帶、Ω止水帶、剪切鍵和預(yù)拉索組成。GINA止水帶寬18 cm，長(zhǎng)度為16.6 cm，接頭通過(guò)止水帶以及預(yù)拉索提供軸向剛度，38套預(yù)拉索總拉伸剛度約為83 406.2 kN/m，止水帶通過(guò)有限元模擬結(jié)果可知其壓縮剛度可以簡(jiǎn)化為雙線性模型，并且，由于初始?jí)嚎s量為50 mm，所以接頭軸向壓縮剛度主要為止水帶壓縮剛度，接頭拉伸剛度主要為預(yù)拉索拉伸剛度(如圖2(c)所示)。接頭模型簡(jiǎn)化為半剛性接頭，制作時(shí)，隧道模型采用微?；炷?，接頭處預(yù)埋角鋼，并與端鋼殼焊接，由于原型止水帶較小，若與結(jié)構(gòu)采用同樣相似比制作則過(guò)薄而無(wú)法進(jìn)行試驗(yàn)，而接頭止水帶的響應(yīng)又是沉管隧道密封安全性的重要部分，因此本實(shí)驗(yàn)止水帶采用壓縮剛度相似進(jìn)行設(shè)計(jì)，從而可以增加了厚度和寬度，為了方便止水帶制作去掉尖頭，簡(jiǎn)化預(yù)壓縮的影響。模型止水帶簡(jiǎn)化為與隧道等截面，厚度為2 cm的橡膠圈，并與端鋼殼粘接牢固。水平及垂直剪切鍵是厚度為2 mm的矩形環(huán)，剪切鍵的一端與端鋼殼焊接牢固，另一端為自由端，使其可以自由插入一個(gè)截面較大的矩形活動(dòng)鋼圈。預(yù)應(yīng)力鋼拉索簡(jiǎn)化為細(xì)螺桿，如圖3所示。在圖3(c)中，一端安裝止水帶，并采用細(xì)螺桿施加預(yù)應(yīng)力，在吊裝及隧道埋置過(guò)程中，為防止隧道接頭變形過(guò)大而先用粗螺桿固定，再回填土之前將其擰松。另一端安裝拉壓力傳感器來(lái)測(cè)量隧道的軸力，每個(gè)接頭安裝四個(gè)，均分布在上下端部。

模型土拌制完成后迅速裝箱，并每10 cm進(jìn)行一次夯實(shí)，裝完之后頂層覆蓋塑料薄膜來(lái)防止水分蒸發(fā)，并放配重塊進(jìn)行靜壓。

圖2 接頭簡(jiǎn)化模型Fig.2 The simplified joint model

圖3 沉管隧道模型接頭Fig.3 The joint model of immersed tunnel

2.3 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)中采用加速度傳感器、拉壓力傳感器、激光位移計(jì)來(lái)進(jìn)行量測(cè)。其中，各傳感器的布置如圖4，本文定義沿沉管隧道長(zhǎng)度方向?yàn)榭v向，垂直于長(zhǎng)度方向?yàn)闄M向。其中A1～A4分別測(cè)量沉管隧道縱加速度反應(yīng)；A5～A7分別測(cè)量接頭處的縱向加速度反應(yīng)；A8～A11測(cè)量土體縱向沿不同埋深的加速度反應(yīng)。三個(gè)接頭分別安裝激光位移計(jì)來(lái)測(cè)量接頭處的相對(duì)位移，并在接頭的四角安裝拉壓力傳感器來(lái)測(cè)定接頭軸力。

圖4 試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.4 Measuring points arrangement of the test

2.4 試驗(yàn)工況

為了模擬行波效應(yīng)對(duì)沉管隧道及其接頭處地震激勵(lì)帶來(lái)的時(shí)間遲滯，假設(shè)波沿X方向進(jìn)行傳播。相鄰振動(dòng)臺(tái)作動(dòng)器接受指令的時(shí)間差△t=D/va，考慮到振動(dòng)臺(tái)的精度和為了使時(shí)間遲滯較為明顯，取D為原場(chǎng)地的實(shí)際長(zhǎng)度，va為假定的視波速，加速度時(shí)程將分別按照視波速va為100 m/s，200 m/s，300 m/s，600 m/s及無(wú)窮大(一致激勵(lì))五種不同的形式進(jìn)行X向輸入，從而說(shuō)明行波效應(yīng)對(duì)沉管隧道整體及其接頭處地震響應(yīng)的影響。根據(jù)原型結(jié)構(gòu)所在的場(chǎng)地特點(diǎn)，選用了chi-chi地震波作為地震輸入，在試驗(yàn)中縱向加速度幅值從0.06 g逐漸增大至0.4 g。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 土與隧道加速度響應(yīng)

圖5給出了土中的加速度A10在不同視波速下隨著地震激勵(lì)逐漸增大時(shí)的峰值變化情況，從圖中可以看出，除600 m/s的情況外，在輸入地震動(dòng)峰值小于0.19 g時(shí)，土體在A10測(cè)點(diǎn)的加速度峰值響應(yīng)線性關(guān)系較好，當(dāng)輸入的地震動(dòng)大于0.19 g時(shí)，峰值則呈現(xiàn)非線性。圖6是在0.12 g和0.26 g的地震動(dòng)峰值輸入下土和隧道在不同視波速作用下的峰值放大系數(shù)，從圖6中可以看出，在一致激勵(lì)時(shí)，0.12 g下土與隧道的峰值放大系數(shù)分別為1.63和1.65，較為接近；而0.26 g下分別為1.42和1.56，相差較大。隨著輸入的地震波強(qiáng)度的增大，加速度放大系數(shù)卻明顯變小，其原因?yàn)椋弘S著振動(dòng)強(qiáng)度的增加，土體非線性加強(qiáng)，土體傳遞振動(dòng)的能力減弱?？紤]行波效應(yīng)后，在0.12 g時(shí)，隧道的峰值放大系數(shù)大于土體，而在0.26 g時(shí)，除了視波速為300 m/s的情況之外，隧道的加速度峰值放大系數(shù)均小于土體，其原因可能為：土體的非線性因素以及在較大地震動(dòng)輸入時(shí)，考慮行波效應(yīng)會(huì)使土與隧道之間出現(xiàn)滑移，從而導(dǎo)致土體傳遞到隧道上的振動(dòng)能力減弱。

圖5 土體的加速度峰值 (A10)Fig.5 Peak value in soil (A10)

圖6 土與隧道的峰值放大系數(shù)Fig.6 Acceleration amplification factor of soil and tunnel

為研究土與隧道之間的相互作用規(guī)律，取土體在線性較好的工況下進(jìn)行分析，圖7給出了臺(tái)面采集峰值為0.12 g時(shí)土體中緊鄰隧道的加速度A10和隧道頂部加速度A4在一致和考慮行波效應(yīng)時(shí)不同視波速下的加速度時(shí)程及傅里葉譜圖。從圖中可以看出，一致地震激勵(lì)下，兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線吻合度較好，說(shuō)明隧道和土體運(yùn)動(dòng)較為一致?？紤]行波效應(yīng)后，土體較隧道的加速度曲線出現(xiàn)了滯后，且隧道視波速的減小，時(shí)滯效應(yīng)越明顯，從頻譜圖看，一致激勵(lì)下，隧道和土體上的測(cè)點(diǎn)所測(cè)得頻譜曲線趨勢(shì)較好，但隧道的頻譜峰值小于土體，振動(dòng)能量在從土體傳遞到隧道時(shí)會(huì)有損失，行波激勵(lì)下，傅式譜在低頻部分呈現(xiàn)多峰值現(xiàn)象，頻譜組成較一致激勵(lì)更為豐富，且最高峰值從右向左移動(dòng)，說(shuō)明在行波激勵(lì)下，隨著視波速的變化，模型土體的剛度也發(fā)生變化。

圖7 土與隧道結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)Fig.7 Acceleration responses of soil and tunnel

3.2 接頭加速度響應(yīng)

圖8為三個(gè)接頭在一致及行波激勵(lì)下的加速度時(shí)程及其傅式譜圖，一致激勵(lì)下，三個(gè)接頭的加速度峰值分別為0.235 g、0.202 g和0.221 g，均大于A10點(diǎn)的峰值，說(shuō)明接頭處的振動(dòng)較周圍土體振動(dòng)相比更為強(qiáng)烈；頻譜圖則與土體中A10測(cè)點(diǎn)的傅式譜圖相似，頻譜范圍在30 Hz以內(nèi)，且集中于10 Hz左右；視波速為600 m/s時(shí)，三個(gè)接頭的加速度峰值變小，各接頭的縮小的倍數(shù)分別為0.847、0.777和0.647，從其頻譜圖可以看出，與一致激勵(lì)相比，考慮行波效應(yīng)后，頻譜幅值稍小，并呈現(xiàn)多峰現(xiàn)象，頻帶分布更為寬泛，頻譜組成更加豐富；在視波速為300 m/s時(shí)，接頭1的尖峰較多且很明顯，分布頻帶較廣，接頭3的峰值較弱。

3.3 接頭軸力

因接頭鋼拉索的初始預(yù)拉力在實(shí)測(cè)過(guò)程中誤差較大，因此本文將初始量測(cè)時(shí)的力作為力平衡位置，將其值調(diào)整在零刻度線附近。圖9為接頭受到一致和行波激勵(lì)下軸力時(shí)程圖。一致激勵(lì)下，在2 s附近接頭1以壓力為主，接頭3以拉力為主，且4 s之后接頭1和3處于受拉狀態(tài)，接頭2處于受壓狀態(tài)。從峰值來(lái)看，接頭2所受的軸力變化范圍最小，三個(gè)接頭的最大拉力和壓力均小于120 N，說(shuō)明一致激勵(lì)下隧道和周圍土體保持了同步的運(yùn)動(dòng)，隧道運(yùn)動(dòng)的整體性較好，從而使其各管節(jié)之間的內(nèi)力較小。在視波速600 m/s的情況下，接頭時(shí)程圖發(fā)生較大變化，兩個(gè)方向的軸力放大倍數(shù)接近十倍，接頭1在初始振動(dòng)時(shí)受到較大的拉力，隨后在零刻度線上下往復(fù)變化；接頭2在初始振動(dòng)時(shí)受拉，而后以受壓為主；接頭3則以受拉為主，但其最值出現(xiàn)在受壓時(shí)刻。視波速為300 m/s時(shí)的時(shí)程圖與600 m/s的工況較為接近，不同之處在于300 m/s時(shí)軸力變化范圍稍小。不同激勵(lì)下三接頭均有殘余軸力，其中接頭1和接頭3為殘余拉力，接頭2為壓力。各工況下接頭軸力的拉力和壓力峰值如圖10，一致激勵(lì)下接頭3的拉力最大，接頭1的壓力最大，接頭2的拉力和壓力最?。恍胁?lì)下的最大拉力和最大壓力分別出現(xiàn)在接頭1和接頭3，接頭2的拉壓力均是最小值，其中，最大拉力出現(xiàn)在100 m/s時(shí)，達(dá)到1 436 N，與一致激勵(lì)相比放大27.6倍，最大壓力出現(xiàn)在200 m/s，其值為1 594 N，較一致激勵(lì)放大19.4倍。說(shuō)明行波激勵(lì)下，由于輸入的地震動(dòng)具有時(shí)滯，導(dǎo)致隧道的運(yùn)動(dòng)變得不一致，從而增加了管節(jié)之間的相互作用，使管節(jié)的內(nèi)力顯著增加。另外，根據(jù)相似關(guān)系換算原型隧道接頭最大軸力為20 822 kN，預(yù)拉索的平均拉應(yīng)力為20.9 MPa，考慮原型接頭預(yù)拉索初始預(yù)拉應(yīng)力2 MPa，因此預(yù)拉索處于彈性范圍內(nèi)。

圖8 接頭測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程及其傅式譜圖 (inf表示一致激勵(lì)；600表示視波速600 m/s，下同)Fig.8 Acceleration and corresponding spectrum of joints

圖9 接頭軸力圖 (圖中P為受壓、T為受拉，下同)Fig.9 Axially force of joints

圖10 接頭軸力最值Fig.10 Maximum axial force of joints

3.4 接頭彎矩

圖11為三個(gè)接頭沿Z軸和Y軸的彎矩圖，從圖11(a)中可以看出，在一致激勵(lì)下，接頭沿Z軸方向的彎矩較小，且接頭1和接頭3的彎矩以正值為主，說(shuō)明兩個(gè)接頭的彎曲方向相同，行波激勵(lì)下，接頭1的彎矩以負(fù)向?yàn)橹?，?00 m/s時(shí)最值達(dá)到-75 N·m，說(shuō)明考慮行波效應(yīng)后接頭1的軸力分布發(fā)生較大變化；對(duì)比同工況下的三個(gè)接頭可以發(fā)現(xiàn)，彎矩沿行波輸入方向依次減小。從沿Y軸的彎矩來(lái)看，接頭1和接頭3在行波激勵(lì)下彎矩增長(zhǎng)較大，表現(xiàn)為兩個(gè)接頭的彎曲方向相反，且視波速的變化對(duì)兩個(gè)接頭的最值和時(shí)程圖變化影響不大，相比之下，接頭2的變化較小，這是由于接頭2處于中間位置，受兩端隧道約束，不容易發(fā)生彎曲。比較兩方向的彎矩可知，Y方向(水平)彎矩大于Z方向(豎直)彎矩，這是由于隧道側(cè)邊所受土壓力較均衡，很好地約束了隧道的水平搖擺變形，而實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕细餐梁穸葍H為14 cm，在地震作用下，不能完全約束隧道的上下方向運(yùn)動(dòng)。

圖11 接頭彎矩圖Fig.11 Bending moment of joints

3.5 接頭變形

實(shí)際中的沉管隧道，止水帶在水壓力作用下被預(yù)壓縮，地震作用會(huì)引起止水帶出現(xiàn)連續(xù)的解壓和重壓縮過(guò)程，通過(guò)初始?jí)嚎s量和變形量的對(duì)比來(lái)判定隧道接頭是否失效，在模型試驗(yàn)中，接頭止水帶模型比較小，又無(wú)法提供實(shí)際隧道那樣的水壓環(huán)境，因此采用拉索施加預(yù)拉力，因預(yù)壓縮量無(wú)法量測(cè)，因此本文將初始量測(cè)位置定為零點(diǎn)位置。圖12給出一致和行波激勵(lì)下接頭1和接頭2變形圖，從圖中可以看出，一致激勵(lì)時(shí)接頭變形非常微小，說(shuō)明隧道在一致激勵(lì)下保持很好的整體運(yùn)動(dòng)，考慮行波效應(yīng)后，接頭變形顯著增大，且同一工況下兩接頭的變形曲線趨勢(shì)較一致，但接頭1的變形要先于接頭2，且拉伸變形大于壓縮變形，此外，行波激勵(lì)下各接頭會(huì)存在比較微小的永久變形。圖13為不同視波速下接頭的拉伸和壓縮最值圖，由壓縮峰值圖可得，接頭2的壓縮量大于接頭1，且在視波速為600 m/s是壓縮量差值最大，達(dá)到0.73 mm；在拉伸峰值圖中，除600 m/s情況外，接頭2的拉伸最值均大于接頭1，且在200 m/s時(shí)得到最大拉伸量0.47 mm，根據(jù)相似關(guān)系換算原型隧道接頭最大拉伸位移為28.2 mm，小于預(yù)壓縮50 mm，因此接頭止水帶處于安全范圍。

圖12 接頭變形圖Fig.12 Deformation diagram of joints

圖13 接頭變形最值 (mm)Fig.13 Maximum deformation of joints (mm)

4 結(jié) 論

本文通過(guò)設(shè)計(jì)并制作了1∶60的沉管隧道模型，并在考慮行波效應(yīng)對(duì)沉管隧道的基礎(chǔ)上進(jìn)行多子臺(tái)振動(dòng)臺(tái)陣試驗(yàn)，得出以下結(jié)論：

(1)一致地震激勵(lì)下，土與隧道的運(yùn)動(dòng)情況較為一致；通過(guò)觀測(cè)加速度變化可以看出土與隧道在行波激勵(lì)下出現(xiàn)滑移現(xiàn)象。

(2)考慮行波效應(yīng)后，接頭的軸力、彎矩和位移變化較為顯著，三個(gè)接頭的軸力表現(xiàn)出兩端大，中間小的規(guī)律；接頭1的軸力較一致地震激勵(lì)相比放大27.6倍。

(3)雖然行波效應(yīng)對(duì)隧道及其接頭的影響較為顯著，但是通過(guò)與原型隧道的換算可知，原型隧道在行波激勵(lì)下的預(yù)拉索平均應(yīng)力增加很小，拉伸位移小于允許值50 mm，均在安全范圍之內(nèi)。

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