穿越液化流滑区盾构隧道纵向非线性地震响应研究

李孝雄, 庄海洋,2, 王 伟, 赵 凯, 陈国兴

(1. 南京工业大学 岩土工程研究所, 南京 210009; 2. 华东交通大学 土木建筑学院, 南昌 330013)

随着城市轨道交通的快速发展,盾构隧道广泛的应用于越江跨海工程[1-3]。越江盾构隧道需穿越宽河谷场地,该类场地具有特殊性,其中长江中下游宽河谷两岸坡度较缓,河谷两侧存在大量的新近沉积无黏性土[4],在强地震发生时极易造成长江岸坡产生液化侧向流滑等地震灾害。地基的液化将会造成盾构隧道荷载平衡关系的变化,增大了隧道结构断面应力[5]。除此以外,场地岸坡的液化流滑或将加剧盾构隧道纵向管片张开量和接头处混凝土损坏程度。场地液化流滑造成盾构隧道破坏虽尚无发生的实例,但在1995年阪神地震中,由于液化引起的永久地面位移造成了大开车站完全坍塌[6]。因此,场地液化流滑对盾构隧道结构安全的影响是不容忽视的问题。

区别于地上结构,地下结构完全埋置在土层中,其结构地震响应受制于周围土层,而非其自身的惯性力[7-9],地下结构动态分析结果表明,惯性力占地震响应的比例不超过5%[10]。因此,盾构隧道对周围地层的震动具有追随性,强调地基自由场变形这一理论被广泛应用于地下结构抗震设计中。GB 50909—2014《城市轨道交通结构抗震设计规范》中隧道纵向抗震研究建议采用纵向反应位移法,将隧道结构简化为连续梁单元,周围地基土简化为支撑结构的地基弹簧,但该方法假设地层在地震作用下位移分布为正弦波,这一假设与非均匀场地空间位移分布不符。大量的研究结果表明：开展地下结构反应位移法时,基于精确的地层震动状态及地层弹簧刚度的计算结果与其它复杂的动力分析结果几乎一致[11]。鉴于此,Chen等[12]提出了广义反应位移法,该方法以非均匀场地土层位移时程的空间分布为基础,研究隧道纵向地震响应,并应用在实际工程中[13]。因此,广义反应位移法能够较为准确的模拟盾构隧道在地震作用下的纵向震动状态。

综上所述,本文以长江下游某过江电力综合管廊盾构隧道工程为依托,建立了工程所在宽河谷微倾斜可液化场地非线性地震反应的有限元分析模型,提取了在不同地震动强度下隧道沿线土层的位移时程,在此基础上以场地各点位移时程作为隧道周围地层输入,并基于课题组提出的广义反应位移法建立了长度为4.8 km盾构隧道的精细化梁-弹簧结构计算模型,研究了场地液化流滑对盾构隧道纵向地震反应和相邻管环纵向张开量的影响,探明了场地液化流滑造成盾构隧道结构损坏的机理,验证了河谷场地盾构隧道抗震设计时考虑场地流滑的必要性和迫切性。

1 数值计算模型

1.1 工程概况

本文选取的宽河谷场地位于长江下游三角洲平原近前缘地带,具有宽广的多级阶地和漫滩,每年大量的砂子被带到长江下游并沉积,该冲积层具有典型二元结构沉积韵律[14]。河谷地形沿南北向起伏较大,场地南岸坡度缓于北岸,且南岸土层更为松散,根据岩土工程勘察报告中土层的标准贯入试验可知,南岸①1、①3土层共15个孔号的20 m液化指数平均值为26.1,土层液化等级严重。外直径11.6 m的隧道顶部两端距地表8～10 m,北岸隧道坡度大于南岸,且隧道穿越①1、①3液化层。沿隧道南北向断面示意图,如图1所示。

图1 盾构隧道纵轴方向场地断面

1.2 自由场地模型的建立及地震动选取

本文采用ABAQUS建立了宽河谷非均匀自由场地,自由场地模型如图2所示。模型地基土动力本构采用了由Zhuang等[15]建立的砂土液化大变形动力本构模型,利用动三轴试验验证了该本构模型的可行性,通过与等效线性本构模型的对比分析,验证了该本构模型的优越性与可靠性。结合空心圆柱循环扭剪试验关于长江下游饱和粉细砂液化后流动大变形特性的研究成果,确定了液化土层动力本构参数,如表1所示。非液化土层基本物理力学参数见文献[16],并根据文献[15]计算非液化土层非线性本构参数。模型边界采用静、动力耦合处理技术,详见文献[17]。

图2 自由场地模型(m)

选取Kobe波、绵竹清平波与什邡八角波作为输入地震波,并截取含有峰值加速度时刻的30 s。加载地震波的加速度时程曲线及反应谱见文献[17-18],通过调整原始的峰值加速度,将输入的三条地震波调整为0.10g、0.15g和0.20g,地震波从模型地基底部水平纵向输入。

表1 地基土动力学计算参数

1.3 梁-弹簧隧道模型

隧道管片简化为三维线性B31梁单元,梁单元截面设置为外径11.8 m、内径10.6 m的圆环,梁单元长度为2 m,隧道总长4.8 km,共有2 400个梁单元,各梁单元之间相互断开用于模拟隧道横缝。盾构隧道的地震响应由纵向地震响应、横向地震响应及竖向地震响应耦合而成[19],因此,梁单元之间的连接需考虑不同方向的地震响应。鉴于此,模型采用了轴向弹簧Ku、转动弹簧Kθ和剪切弹簧Ks连接各个梁单元,其中剪切弹簧刚度设为无穷大,且不考虑隧道横断面发生椭圆化变形。梁单元之间共设有4 798个连接弹簧,构建了盾构隧道梁-弹簧精细化结构模型。

通过在隧道四周设置阻尼器与土弹簧用于模拟土-结构相互作用。土体环抱隧道结构,因此,需在隧道四周4个方向分别设置弹簧及阻尼器,并从弹簧端部输入周围土层的位移时程。盾构隧道梁-弹簧模型共设有9 600个弹簧与阻尼器。基于广义反应位移法的盾构隧道梁-弹簧模型示意图如图3所示。

1.4 模型参数

两端埋深10 m左右的盾构隧道纵向坡度1°～2°,盾构隧道管片及连接螺栓基本物理力学参数如表2和表3所示。地震作用下隧道纵向变形由拉、压变形组成,当隧道管环受拉时,管环间的连接螺栓提供拉力,此时连接处的轴向抗拉刚度是连接螺栓刚度总和;当隧道管环受压时,所受压力仅由管环承受,连接螺栓不再受力,连接处的轴向抗压刚度即为管环刚度。模型中管环接头拉压非线性螺栓参数如表4所示。因此,隧道沿着纵向变形时连接螺栓受拉和受压表现出不同的非线性特征。隧道产生弯曲变形时,隧道横断面分为了受拉区和受压区,受拉区由连接螺栓承受拉力,且此时不考虑管环的变形;受压区由管环承受,管环混凝土始终处于弹性状态。

图3 盾构隧道梁-弹簧模型

表2 混凝土管环的参数

表3 管环连接螺栓的物理力学指标

表4 管环接头拉压非线性弹簧参数

隧道四周土体属性差异性较大,故同一截面不同位置处土弹簧刚度需分别计算。土弹簧刚度主要由土体最大剪切模量Gmax和剪应变确定,具体计算方法见参考文献[12]。为了更好模拟隧道-土相互作用,隧道梁单元四周的土弹簧还需设置阻尼器,且不同方向的阻尼系数也存在一定的差异,计算公式见参考文献[20]。由计算公式可知,隧道穿越不同土层时,土弹簧刚度及阻尼存在差异性,因此,模型中土弹簧及阻尼的设置需根据隧道穿越不同地层划为不同的区段,土弹簧阻尼系数取值如表5所示。其中,Cx、Cy、Cz分别为水平纵向、水平横向和水平竖向。

表5 土弹簧阻尼取值

2 场地液化流滑

宽河谷倾斜场地在地震波作用下具有强烈的非线性地震反应特征,且场地液化后很容易造成河谷岸坡产生液化侧向流滑,即地面沿着坡度方向产生流动大变形现象。长江下游宽河谷微倾斜可液化场地在地震波作用下南岸产生了较大了侧向流滑,且在不同地震动强度和类型作用下流滑规律相似。鉴于此,仅绘制Kobe波和绵竹清平波在0.10g作用下不同路径上地层各节点与地基底部节点相对侧向位移曲线,如图4所示,并给出了Kobe波作用下场地液化分布情况,如图5所示。

(a) Kobe波

(b) 绵竹清平波

图5 土层液化分布特征(Kobe-0.10g)

由图4和图5可知,河谷场地南岸B区土层相对侧向位移远大于A区土层,且A区非液化场地的地面最大侧移只有厘米级,但B区地面最大侧向扩展达到米级,其中B区侧向位移主要由浅层液化土层的相对液化流滑大变形引起。因此,河谷场地在地震波作用下土层的液化会造成岸坡产生较大的侧向流滑,且侧向流滑沿着液化层和非液化层分界面产生侧向滑移,滑移方向与坡体方向一致,较大的侧向滑移均发生在具有一定坡度的坡体地表位置处。虽然B4处坡度为零,但地震波加载结束后仍产生了较大的侧向位移,其主要原因是B4位于微倾斜岸坡的下方,因边坡上方坡体侧向扩展挤压而导致该位置的地面产生较大的地面侧向位移。总体来看,各坡体内地表侧向扩展主要由液化土层内的相对侧移累积造成,沿深度方向土层的相对侧移主要发生在可液化土层下部,然后沿深度向上缓慢增加到地表。需要说明的是,B7点岸坡倾斜方向与其它位置相反,因此B7位置处地面侧向扩展方向也发生了改变,坡体向B7和B8之间的谷底产生侧移,且在坡底处土层将会产生一定的堆积。结合图1可知,盾构隧道在3 500～3 720 m和4 010～4 520 m穿越了流滑区域,穿越的流滑区域位于B6-B8区段,该区段的液化土层沿着不同方向产生流滑。不同类型地震动作用下宽河谷场地流滑规律具有相似性,且地下结构的地震响应受制于周围土层,因此,仅研究Kobe地震波作用下盾构隧道纵向地震反应。

3 盾构隧道纵向地震反应

3.1 相邻管环纵向张开量

相邻管环间螺栓的纵向柔性连接在地震作用下易产生较大的张开量,但为确保越江跨海盾构隧道整体防水的完整性,防止地下水渗漏,相邻管环间的最大张开量必须低于限值。因此,地震作用下相邻管环最大张开量是盾构隧道结构安全性评估重要指标之一。相邻管环张开量最大值被定义为右边管片左端点的位移时程减去左段右端点处位移时程绝对值的最值,如图6所示A点位置处位移时程减去B点处位移时程绝对值的最值。鉴于此,图7给出了不同地震动强度下沿隧道纵向相邻管环张开量最大值曲线。

图6 相邻管环接头处张开状态示意图

图7 隧道纵向相邻管环张开量最大值

由图7可知,在地震作用下场地的侧向液化流滑将会导致穿越流滑区盾构隧道管环间产生极大的张开量。隧道纵向相邻管环张开量最大值在非液化区随着地震动强度的增加变化较小,且均小于张开量限值15 mm[21],但在液化区,相邻管环张开量随着地震动强度的增加急剧增大,当地震动强度为0.20g时,张开量最大值达到了119 mm,远大于相邻管片张开量限值。极大的张开量必将会导致管环间的连接螺栓拉坏,进一步加剧了隧道的破坏程度。因此,场地的液化流滑对盾构隧道结构地震安全性产生极为不利的影响。

相邻管片张开量最大值在液化流滑区变化极为剧烈,说明在液化流滑区盾构隧道的震动与周围土体产生了更为复杂的相互作用,且张开量最大值并非随着地震动强度呈线性增长。不同地震动强度下张开量最大值的峰值位置均位于4 520 m附近处,且沿隧道纵向张开量最大值共出现了三次峰值,分别位于3 500 m、4 200 m及4 520 m处,结合图4可以发现,管环张开量峰值处均位于液化流滑分界面,此外在B7和B8之间的谷底4 350 m附近,张开量最大值小于限值。上述现象进一步验证了盾构隧道的地震响应主要受制于周围土体的液化流滑变形。

3.2 隧道内力地震响应

已有盾构隧道震害研究表明[22],在地震作用下,盾构隧道易产生受压混凝土破损,且盾构隧道横向等效抗弯刚度有效率为纵向的数倍至数十倍,隧道纵向更容易产生由较大变形所导致的震害,且隧道纵向延伸一般长达几公里,需穿越不同的土层,土层的软硬不均将进一步导致隧道纵向变形更为严重。因此,研究弯矩沿盾构隧道纵向分布规律尤为重要。鉴于此,图8、图9分别绘制了隧道纵向管环中间截面轴向的拉力和压力包络曲线,图9给出了隧道纵向管环中间截面弯矩最大值。

图8 隧道纵向管环中间截面轴向拉力包络曲线

由图8可知,在地震作用下场地的侧向液化流滑将会导致穿越流滑区域盾构隧道管环产生极大的拉力。管环中间截面轴向拉力在不同地震动强度作用下包络曲线整体变化趋势相似,且随着地震动强度的增加而增大。盾构隧道纵向管片通过22根10.9级螺栓连接,管片环缝所能承受的极限拉力为27.6 MN,但液化流滑区隧道截面轴向拉力基本均超过了限值,当地震动强度为0.20g时,最大拉力达到1 160 MN,巨大的拉力可能导致盾构管环的连接螺栓产生受拉损坏。总体来看,沿隧道纵向管环截面拉力最大值变化趋势与管环间张开量具有一致性,在液化流滑分界面处盾构隧道管片拉力产生了突变。

图9 隧道纵向管环中间截面轴向压力包络曲线

由图9可以看出,盾构隧道管环中间截面轴向压力包络曲线整体变化规律与拉力具有一定的相似性。非液化区管环轴向压力随着地震动强度的增加变化幅度较小,液化流滑区管环压力随着地震动强度的增加而急剧增大,该区域整体变化幅度剧烈。通过轴向压应力换算发现3 500 m和4 200 m附近管环压应力最大值达到38.3 MPa,小于管片混凝土60 MPa抗压强度限值。0.10g地震动强度作用下压力最大位置处与0.20g和0.30g不同,0.10g工况下压力最大位置处位于B7和B8之间的谷底位置处,其原因应为两侧土层液化后向谷底流滑,土层向谷底挤压堆积,从而造成管环产生较大的压力。盾构隧道管环截面压力峰值位置与拉力位置并不相同,且压力峰值位置和拉力交替出现。

图10给出了不同地震动强度下盾构隧道管环中间截面弯矩最大值曲线。管环中间截面弯矩在不同地震动强度下最大值曲线规律相似,位于宽河谷多级边坡的坡底位置处隧道弯矩具有增大的趋势,且隧道穿越非液化土层时,截面弯矩曲线较为平滑,当隧道穿越液化土层时,截面弯矩曲线呈现出振荡现象,相邻管片截面弯矩差异性较大,说明了液化土层的侧向流滑将加剧盾构隧道纵向变形的复杂性。非液化区弯矩的增加幅值与地震动强度增加的幅值近似成正比;当隧道位于液化土层下方时,随着地震动强度的增加,弯矩的增长幅度不断的增大;当隧道穿越液化区时,不同地震动强度下的隧道弯矩差异性较小。

上述研究结果表明,场地的液化流滑将加剧盾构隧道内力地震响应,穿越液化区的盾构隧道管片在地震动作用下承受更大的压力、拉力与更为剧烈的变形,从而造成盾构隧道在地震作用下产生更为严重的局部破损、管片纵向开张量等震害。上述结果进一步验证了液化流滑对盾构隧道结构安全影响是不容忽视的问题。因此,当盾构隧道穿越土层液化等级较高且具有一定坡度的场地时,除了提高盾构隧道结构的抗震性能,还需对场地进行地基处理。

图10 隧道纵向管环中间截面弯矩最大值

3.3 隧道纵向峰值加速度分布

图11给出了隧道纵向加速度放大系数,隧道纵向管环加速度放大系数峰值曲线变化规律与河谷场地地形具有一定的相似性,加速度放大系数随着地震动强度的增大而减小,但整体变化幅度较小。上述现象说明穿越河谷场地的盾构隧道纵向加速度放大系数主要受河谷地形的影响。穿越液化区的隧道相邻管环间的加速度放大系数峰值曲线振荡现象更为明显,说明相邻管片加速度放大系数差异性较大,进一步说明了液化土层的侧向流滑将加剧盾构隧道纵向地震响应。

图11 隧道纵向加速度放大系数峰值

4 结 论

本文基于广义反应位移法建立了跨江盾构隧道的精细化梁-弹簧结构有限元模型,并以宽河谷微倾斜可液化场地土层的位移时程作为输入,研究了场地液化流滑对盾构隧道纵向地震响应和相邻管环纵向张开量的影响,进一步突破了场地液化流滑对盾构隧道结构地震安全危害程度的认识局限性,并得出主要结论如下：

(1) 微倾斜液化土层在地震作用下的液化流滑将导致穿越盾构隧道产生极大的管环纵向张开量、截面拉力和压力,从而造成盾构隧道极易产生更为严重的连接螺栓拉坏及管片拼装处漏水等震害现象。

(2) 盾构隧道管环纵向张开量最大值曲线峰值分布位置均位于液化流滑分界面处,且隧道纵向管环截面轴向拉力峰值位置与张开量峰值对应的隧道位置相同,但拉力峰值和压力峰值交替出现。上述现象验证了地下结构的地震响应主要受制于周围土层的大变形。

(3) 盾构隧道管环中间截面弯矩最大值曲线与加速度放大系数曲线与河谷地形具有一定的相关性,且穿越液化地层区段的隧道弯矩曲线和加速度放大系数曲线均呈现出明显的振荡现象,说明宽河谷液化流滑区隧道弯曲变形及地震动响应也更为剧烈。