趙 凱，盧藝靜，王彥臻，李兆焱，陳國興

(1.中國地震局 工程力學(xué)研究所 地震工程與工程振動重點實驗室,哈爾濱 150080;2.南京工業(yè)大學(xué) 巖土工程研究所,南京 210009)

海底盾構(gòu)隧道受潮汐、水流、波浪等氣象水文環(huán)境影響小，建成后連續(xù)運載能力強，已成為跨海通道建設(shè)的首選方案，確保其地震安全性至關(guān)重要。小泉淳[1]通過盾構(gòu)隧道震害調(diào)查發(fā)現(xiàn)，豎井(如始發(fā)豎井、中間豎井和接收豎井)與隧道連接處極易發(fā)生破壞，如1985年墨西哥米卻肯地震和1995年日本兵庫縣南部地震中均出現(xiàn)了盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點的地震損壞，而在1989年洛馬普塔地震中，某盾構(gòu)隧道因在與通風(fēng)豎井連接處安裝了柔性接頭，而未發(fā)現(xiàn)任何震害現(xiàn)象。盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點特殊的幾何構(gòu)型和概念特征使得盾構(gòu)隧道端部的地震行為和性能與常規(guī)隧道段存在很大差異。禹海濤等[2]利用振動臺試驗研究盾構(gòu)隧道-豎井連接部位地震響應(yīng)特征，分析了地震動特性對環(huán)間張開量、加速度和徑向應(yīng)變的影響，發(fā)現(xiàn)連接部位豎井與管環(huán)之間質(zhì)量和剛度的差異會加劇結(jié)構(gòu)震損，須對連接部位進行特殊抗震設(shè)計。因此，開展盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點的地震性能及其抗減震措施研究具有重要的理論意義和工程價值。

豎井的設(shè)置以及管環(huán)縱向接頭地震性能的差異導(dǎo)致盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)的剛度沿軸線分布不均勻，顯著影響海底盾構(gòu)隧道的縱向地震反應(yīng)特性[3-7]。目前，海底長大隧道縱向地震響應(yīng)分析方法主要有基于位移的簡化分析方法，如縱向等效連續(xù)化模型和縱向梁-彈簧模型[8]。Anastasopoulos等[9]采用梁-彈簧模型研究了深埋海底隧道的非線性地震反應(yīng)。劉天添等[10]基于Winkler 地基模型，推導(dǎo)出了地震作用下海底盾構(gòu)隧道與地基之間的動力相互作用系數(shù)以及隧道結(jié)構(gòu)位移表達式，初步研究了高水壓對海底盾構(gòu)隧道地震響應(yīng)的影響。何川等考慮盾構(gòu)隧道環(huán)間接頭的狀態(tài)非線性力學(xué)行為，建立了迭代廣義反應(yīng)位移法，研究了盾構(gòu)隧道縱向非連續(xù)、非線性的縱向地震反應(yīng)特性。Chen等[11-12]基于廣義反應(yīng)位移法，考慮隧道縱向管環(huán)間的螺栓連接，建立了某海底長大盾構(gòu)隧道縱向梁-彈簧模型，重點研究了強震作用下管環(huán)間的張開量。然而，地下結(jié)構(gòu)的地震性能與其幾何形狀和剛度分布密切相關(guān)，盾構(gòu)隧道在豎井部位的剛度突變會使隧道結(jié)構(gòu)受到差異位移的作用，形成復(fù)雜的空間效應(yīng)。隧道結(jié)構(gòu)的端部約束效應(yīng)使得彈性地基梁模型的建立存在困難，無法確定端部邊界條件。王建寧等[13]通過對土-盾構(gòu)隧道動力相互作用振動臺試驗的模擬，研究了隧道結(jié)構(gòu)的端部約束效應(yīng)。楊林德等[14-16]均開展地鐵車站接頭的振動臺試驗和數(shù)值模擬，研究了地鐵車站結(jié)構(gòu)的端部效應(yīng)，得出車站結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)的范圍，指出區(qū)間隧道的存在削弱了車站結(jié)構(gòu)前后端墻的整體抗震性能。然而，海底盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點的地震行為和性能與地鐵地下車站接頭結(jié)構(gòu)明顯不同，在強地震作用下，海底盾構(gòu)隧道端部存在復(fù)雜的上覆海水-海床土體-地下結(jié)構(gòu)體系的動力相互作用效應(yīng)。目前隧道-豎井節(jié)點對于海底盾構(gòu)隧道產(chǎn)生的端部效應(yīng)及其抗減震措施，國內(nèi)外學(xué)者卻鮮有研究。

針對海底隧道中關(guān)鍵部位進行局部三維精細化模型的地震反應(yīng)分析，可以考慮復(fù)雜的土層分布幾何構(gòu)型，采用適當?shù)膭恿W(xué)本構(gòu)模型描述海床土體和結(jié)構(gòu)的非線性性能，以及土-結(jié)構(gòu)接觸面的性能[17-21]，能夠深入全面地揭示海底隧道中關(guān)鍵部位在地震反應(yīng)中的受力和變形過程及其特點。樓夢麟等指出海底隧道建模過程中需重點關(guān)注：①模型范圍大小的問題；②上覆海水動水作用的模擬；③時域分析中阻尼矩陣的合理建模及其影響；④地震輸入方式的選擇與影響等。鑒于此，本文以汕頭市蘇埃海底隧道工程為研究背景，考慮海床土體的動力非線性特性、盾構(gòu)隧道管環(huán)間縱向螺栓連接以及盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭等因素，建立了盾構(gòu)隧道-豎井連接區(qū)段三維精細化有限元模型，探討了地震波、盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點結(jié)構(gòu)抗減震措施等因素對盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)的影響，研究結(jié)果可為海底盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點的結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計提供參考依據(jù)。

1 工程背景

蘇埃海底隧道工程位處汕頭市中心城區(qū)海灣大橋與礐石大橋之間，聯(lián)接汕頭南北兩岸，是國內(nèi)首條位于Ⅷ度地震烈度區(qū)的特長超大直徑海底盾構(gòu)隧道。蘇埃海底隧道場址區(qū)域內(nèi)地質(zhì)構(gòu)造多變，多條東北向、西北向斷裂交織，靠近地震活動強烈的臺灣海峽，未來可能遭遇的地震影響將主要來自于海洋區(qū)域。近場區(qū)域內(nèi)，距工程場址約54 km處發(fā)生過2次7級以上強震；歷史上，工程場址多次遭遇地震烈度達Ⅴ～Ⅷ度地震，其中，有3次地震對工程場址的影響烈度達到Ⅷ度。隧道場址區(qū)域歷史地震及斷裂分布如圖1所示。海底隧道始發(fā)井位于南岸圍堰中，盾構(gòu)隧道單管外徑14.5 m，內(nèi)徑13.3 m。蘇埃海底盾構(gòu)隧道豎井長 50 m，寬25 m，埋深30 m，結(jié)構(gòu)外壁厚1.2 m。明挖隧道段截面尺寸近似為40 m×20 m，外壁厚1.3 m。

圖1 蘇埃海底隧道區(qū)域地震構(gòu)造圖Fig.1 Regional tectonic setting and historical earthquake data of the Suai subsea tunnel site

據(jù)工程勘察報告，盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點區(qū)域水域?qū)捈s3.5 km，水深3.0～13.5 m，海底標高一般在-3～-7 m。海床從上到下主要為淤泥、淤泥質(zhì)土、中粗砂、粉質(zhì)黏土和花崗巖，各土層厚度依次約18 m，7 m，2 m，8 m和7 m。鉆孔土層的剪切波速和P波波速沿深度的分布圖和各類土模量比G/Gmax、阻尼比λ與剪應(yīng)變幅值γ的關(guān)系曲線分別如圖2、圖3所示。

圖2 典型鉆孔S波和P波波速剖面圖Fig.2 Typical S and P wave velocity profiles

圖3 海底隧道場址典型土的G/Gmax-γ和λ-γ試驗曲線Fig.3 The G/Gmax-γ and λ-γ curves of typical soils for the subsea tunnel site

2 三維精細化有限元模型

2.1 模型建立

通過ABAQUS有限元分析軟件[22]建立蘇埃海底隧道工程盾構(gòu)隧道-豎井連接區(qū)段三維精細化有限元模型，如圖4所示，將豎井節(jié)點處明挖段隧道與盾構(gòu)隧道均沿隧道軸線向兩側(cè)延伸100 m，其中盾構(gòu)隧道環(huán)寬2 m，共50環(huán)，模型縱向取225 m，寬度取180 m，取剪切波速不小于500 m/s處且其下不存在更低波速界面作為基巖面，模型計算深度取至100 m。采用拉格朗日實體單元C3D8R模擬結(jié)構(gòu)和土體，結(jié)構(gòu)和土體之間定義接觸面，法向采用硬接觸，切向摩擦因數(shù)取0.3[23]；采用理想流體Us-Up狀態(tài)方程和歐拉單元EC3D8R描述海水的動力特性：密度ρ=1 000 kg/m3，水中聲速V=1 483 m/s，黏性系數(shù)η=0.001 kg/(m·s)。利用耦合歐拉-拉格朗日(coupled-euler-lagrange，CEL)技術(shù)模擬海水與海床界面的流固耦合作用，即滿足法向速度連續(xù)和應(yīng)力連續(xù)，且界面切向應(yīng)力為零條件[24-25]。在模型海床四周和底部邊界設(shè)置黏彈性人工邊界條件，模型海水四周邊界設(shè)置無反射邊界條件。

圖4 海底盾構(gòu)隧道-豎井連接部位三維精細化有限元模型Fig.4 3D refined finite element model of the junction between the subsea shaft and the shield tunnel

2.2 材料本構(gòu)模型及參數(shù)

對于海床土體采用總應(yīng)力法分析，選用陳國興等[26-27]考慮三維應(yīng)力空間中不規(guī)則加卸載的Non-Masing法則構(gòu)造的Davidenkov本構(gòu)模型(DCZ模型)描述海床土體的動力非線性和滯回性，如圖5所示。

圖5 DCZ模型描述的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線示意圖Fig.5 Stress-strain curves of the DCZ model under irregular loading-unloading-reloading

(1) 初始骨架曲線的表達式為

τ=Gγ=Gmaxγ[1-H(γ)]

(1)

其中，

(2)

(2) 應(yīng)變反轉(zhuǎn)后，應(yīng)力-應(yīng)變路徑將沿式(3)定義的滯回曲線前行，并指向記錄到的應(yīng)變最值點。

(3)

其中，

(4)

(5)

(3) 當滯回曲線與骨架曲線重疊時，后續(xù)應(yīng)變路徑將沿骨架曲線移動至下一個應(yīng)變反轉(zhuǎn)點。

表1 場地土本構(gòu)模型參數(shù)Tab.1 Values of the constitutive parameters for the soils

采用Lubliner等[28]提出的黏塑性動力損傷模型模擬循環(huán)荷載作用下混凝土塑性損傷過程和剛度變化。

混凝土強度等級為C60，模型參數(shù)如表2所示。

表2 混凝土材料模型參數(shù)Tab.2 Model parameters of the concrete material

2.3 盾構(gòu)管片接頭模擬

“管片環(huán)+接頭”非連續(xù)結(jié)構(gòu)形式導(dǎo)致盾構(gòu)隧道縱向變形行為具有狀態(tài)非線性特征，本文僅考慮管環(huán)之間的縱向連接縫，基于等效連續(xù)化模型忽略管片之間的環(huán)向連接縫。管片縱向接頭由環(huán)縫面及連接螺栓構(gòu)成。假定環(huán)縫面受拉區(qū)由連接螺栓承擔(dān)全部拉力，受壓區(qū)由管片混凝土承擔(dān)全部壓力，暫不考慮螺栓預(yù)緊力作用。如圖6所示，在管環(huán)間設(shè)置接觸面模擬環(huán)縫面及連接螺栓的狀態(tài)非線性行為，在受壓區(qū)采用法向硬接觸，在受拉區(qū)采用黏結(jié)模型。依據(jù)相鄰管環(huán)在單向拉伸狀態(tài)下，相同張開量所受合力相同的原則，將縱向螺栓剛度等效為沿管環(huán)圓周連續(xù)均勻分布。隨環(huán)縫張開量的發(fā)展，連接螺栓將達到屈服，環(huán)縫接頭剛度也將衰減。因此，黏結(jié)模型的剛度衰減采用應(yīng)力控制標準，即法向拉應(yīng)力達到相應(yīng)限值時剛度開始衰減

圖6 相鄰管環(huán)受力變形特征及其力學(xué)描述Fig.6 Deformation characteristics and the relation between the internal forces and deformations between adjacent pipe rings

(6)

(7)

式中：δy為彈性極限變形；δu為極限位移；fy為螺栓屈服應(yīng)力；fm為螺栓極限應(yīng)力；l0為螺栓長度；Eb為螺栓彈性模量；α為彈塑性剛度比。螺栓物理力學(xué)指標及黏結(jié)模型參數(shù)參考陳國興等的研究。相鄰管環(huán)間設(shè)置42根M42型螺栓，張開量允許限值為15 mm。

參照文獻[29]，在豎井端墻和盾構(gòu)隧道端部增設(shè)實體連接單元(C3D8R)，縱向?qū)挾热?.2 m。柔性連接環(huán)與端墻和盾構(gòu)隧道均采用節(jié)點耦合連接(即節(jié)點自由度相一致)，與圍巖的接觸設(shè)置與盾構(gòu)隧道一致，即結(jié)構(gòu)與土體間增設(shè)接觸面，法向采用硬接觸，切向摩擦因數(shù)取0.3。通過降低單元的彈性模量來模擬盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭，如圖7所示。

圖7 盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭模擬Fig.7 Simulation of the shield tunnel-shaft flexible joint

2.4 輸入地震動

由于缺乏工程場址及附近地區(qū)強震記錄，依據(jù)區(qū)域地震活動背景，選取震級、震中距與場址鄰近區(qū)域歷史強震相近的國外強震露頭基巖記錄，選用2008年日本Iwate Ms 7.2級地震IWATE27臺站和2010年新西Darfield Ms 7.1級地震Pages Road Pumping臺站兩組加速度記錄作為蘇埃海底隧道的基巖輸入地震動，地震記錄詳細信息如表3所示。圖8為Darfield記錄和Iwate記錄加速度時程曲線及傅氏譜。其中：Darfield記錄低頻成分發(fā)育；Iwate記錄的中高頻成分豐富。將水平向峰值加速度PGA分別調(diào)整為0.1g，0.2g和0.4g，對應(yīng)抗震設(shè)計中50年超越概率63%(小震)、10%(中震)和2%(大震)。水平向與豎向PGA比值取為1∶0.65。

表3 地震記錄詳細信息Tab.3 Details of ground motion records

圖8 基巖輸入地震動加速度時程及其傅氏譜Fig.8 Acceleration time histories and Fourier spectra of the input bedrock motions

2.5 計算工況

為了探究地震波、盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點結(jié)構(gòu)抗減震措施等因素對盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)的影響，確定如表4所示計算工況。已有研究表明：調(diào)整螺栓數(shù)量和提高螺栓等級可以有效提高海底盾構(gòu)隧道的縱向抗震性能。如Chen等、謝宏明等[30]分別將蘇埃海底盾構(gòu)隧道環(huán)間連接螺栓數(shù)量由42根提高至58根和56根，宋儀[31]將管片縱向螺栓由56根M42/6.8級加強為56根M42/8.8級來抵抗地層突變處隧道結(jié)構(gòu)的差異位移作用和地震應(yīng)力集中。基于此，通過進一步增加盾構(gòu)隧道-豎井連接環(huán)的螺栓數(shù)量至64根、82根來提高接頭的抗震性能。

表4 計算工況匯總Tab.4 Summary of calculation cases

3 結(jié)果與分析

盾構(gòu)隧道-豎井連接部位是抗震薄弱環(huán)節(jié)，結(jié)構(gòu)震損、管片環(huán)間變形過大會導(dǎo)致嚴重后果。考慮模型對稱性，以B隧道為監(jiān)測對象，定義圖9中盾構(gòu)隧道與豎井連接環(huán)為節(jié)點管片環(huán)，取如圖所示8個監(jiān)測位置(分別為拱頂、外拱肩、外拱腰、外拱腳、拱底、內(nèi)拱腳、內(nèi)拱腰和內(nèi)拱肩)進行分析。峰值環(huán)縫張開量為兩個相鄰管環(huán)位移時程的最大差值的絕對值。

圖9 隧道-豎井接頭處的監(jiān)測位置Fig.9 Monitoring positions at the tunnel-shaft junction

參照王建寧等的研究，以遠離豎井端墻的隧道截面響應(yīng)R作為基準值(距豎井端墻80 m)，規(guī)定當?shù)卣痦憫?yīng)比值Ri/R=[0.9,1.1]時可認為該區(qū)域不受豎井端墻的影響，其中，Ri為分析隧道截面的響應(yīng)量，如加速度、層間位移、能量和彎矩。

3.1 盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)

圖10給出了輸入Darfield波和Iwate波時管片峰值環(huán)縫張開量沿隧道軸線分布情況。各工況下，盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點環(huán)縫張開量約為常規(guī)隧道段的2～5倍，端部效應(yīng)影響范圍約為1.5D(D為隧道直徑)，這與陳國興等研究中振動臺試驗結(jié)論相一致。峰值環(huán)縫張開量分布曲線沿隧道軸線方向由陡峭至平緩，即遠離豎井端墻盾構(gòu)隧道端部效應(yīng)迅速衰減。在0.4gDarfield波作用下距豎井端墻4 m范圍內(nèi)峰值環(huán)縫張開量已超出防水限值，應(yīng)采取相應(yīng)抗減震措施。

圖10 峰值環(huán)縫張開量沿隧道軸線方向分布Fig.10 Longitudinal distribution of maximum values of opening widths at the ring segment

圖11給出了盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點峰值環(huán)縫張開量沿橫截面分布情況。由圖11可見，各工況下最大峰值環(huán)縫張開量位于管環(huán)頂部和拱肩處，而管環(huán)底部的峰值環(huán)縫張開量最小。圖12為盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點管環(huán)拱肩處環(huán)縫張開量的時程曲線。從圖12中可以看出，地震作用下管環(huán)間反復(fù)出現(xiàn)張開和閉合現(xiàn)象，且環(huán)縫張開量數(shù)值始終為正，這表明管片混凝土未出現(xiàn)受壓破碎而相互侵入的現(xiàn)象。隨著輸入地震動強度增加，各監(jiān)測點峰值環(huán)縫張開量呈非線性增加，在 Darfield 波作用下，峰值環(huán)縫張開量的最大相對增量百分比由小震-中震時的109%增至中震-大震時的142%；在Iwate波作用下，峰值環(huán)縫張開量的最大相對增量百分比由118%增至163%；說明在強震激勵下，螺栓剛度衰退，非線性變形顯著。輸入0.1g和0.2gDarfield波時，橫截面各監(jiān)測點環(huán)縫張開量均滿足防水要求；輸入0.4gDarfield波時，外拱肩峰值環(huán)縫張開量超過15 mm。在0.1g，0.2g和0.4gIwate波作用下，各測點環(huán)縫張開量均在防水限值內(nèi)。綜上可以發(fā)現(xiàn)：隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)隨地震動強度的增大而呈非線性增大趨勢，低頻發(fā)育的Darfield波作用比中高頻發(fā)育的Iwate波作用時引起更大的管環(huán)張開量，這與土體非線性和結(jié)構(gòu)特性密切相關(guān)。然而，盾構(gòu)隧道端部效應(yīng)影響范圍與豎井-盾構(gòu)節(jié)點自身結(jié)構(gòu)特性相關(guān)，受地震波類型及幅值影響較小。

圖11 隧道-豎井接頭各測點峰值張開量Fig.11 Peak opening widths of monitoring elements at the joint of tunnel-shaft junction

圖12 隧道-豎井接頭外拱肩處環(huán)縫張開量時程Fig.12 Time-histories of opening widths at the spandrel of the joint of tunnel-shaft junction

3.2 盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點抗減震措施分析

3.2.1 峰值環(huán)縫張開量

圖13為輸入0.4gDarfield波時采用不同減隔震措施下峰值環(huán)縫張開量沿縱向分布情況。由圖13可見，增加盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點環(huán)縫連接螺栓數(shù)量可以有效降低盾構(gòu)隧道端部環(huán)縫張開量，節(jié)點管片環(huán)峰值環(huán)縫張開量均小于15 mm，距豎井端墻約20 m范圍內(nèi)峰值環(huán)縫張開量顯著減小，說明通過增加連接螺栓數(shù)量可以改善盾構(gòu)隧道-豎井連接部位的剛度突變，優(yōu)化盾構(gòu)隧道縱向剛度分布。增設(shè)盾構(gòu)隧道-豎井柔性連接時，在柔性接頭處出現(xiàn)明顯的變形集中，峰值環(huán)縫張開量急劇增大。柔性接頭的消能減震特性，可將地震波傳播引起的結(jié)構(gòu)變形誘導(dǎo)至預(yù)設(shè)的柔性接頭上，降低了盾構(gòu)隧道端部整體的峰值環(huán)縫張開量。

圖13 不同抗震措施下環(huán)間張開量極值沿縱向分布Fig.13 Longitudinal distribution of maximum values of opening widths at the ring intersegment under different seismic measures

圖14 給出輸入0.4gDarfield波時不同抗減震措施下，節(jié)點管片環(huán)最大環(huán)縫張開量沿橫截面分布情況。圖14中可以看出：增加盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點環(huán)縫連接螺栓數(shù)量可顯著降低節(jié)點管片環(huán)各監(jiān)測點峰值環(huán)縫張開量并將其控制在防水限值內(nèi)。當Nl=63根時，峰值環(huán)縫張開量降至標準工況時(Nl=42根)的70.3 %；當Nl=84根時，峰值環(huán)縫張開量降至標準工況時的34.5%。增設(shè)盾構(gòu)隧道-豎井柔性連接時，當Es=0.010Ec和0.001Ec時，節(jié)點管片環(huán)各監(jiān)測點峰值環(huán)縫張開量大幅度提高，分別為標準工況時的130.7%和182.7%。由于外激勵為兩向剪切輸入，外拱肩處峰值環(huán)縫張開量急劇增大，分別達到防水限值的1.63倍和2.27倍，且多個監(jiān)測位置的峰值環(huán)縫張開量超過防水限值。因此，降低盾構(gòu)隧道端部整體的峰值環(huán)縫張開量的同時犧牲的是柔性接頭處抗震安全性，柔性接頭成為結(jié)構(gòu)抗震薄弱部位，應(yīng)能滿足預(yù)期的地震變形要求。

圖14 不同抗震措施下隧道-豎井接頭各測點峰值張開量Fig.14 Peak opening widths of monitoring elements at the joint of tunnel-shaft junction under different seismic measures

3.2.2 結(jié)構(gòu)地震損傷

圖15給出輸入0.4gDarfield波時不同減隔震措施下盾構(gòu)隧道-豎井損傷云圖，損傷指數(shù)可評價混凝土結(jié)構(gòu)的地震損傷程度，數(shù)值介于0(白色：無損傷狀態(tài))和1(深灰色：完全損傷狀態(tài))之間。由圖15可知，提高盾構(gòu)隧道-豎井接頭剛度，即增加節(jié)點管片環(huán)連接螺栓數(shù)量后，放大了豎井端墻和盾構(gòu)隧道端部的地震作用和損傷程度，如當Nl=84時，靠近豎井端墻的4～5管環(huán)混凝土出現(xiàn)貫穿性損傷。增設(shè)盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭時端墻和盾構(gòu)隧道的損傷范圍及程度均明顯減小，說明柔性連接可以有效改善豎井和盾構(gòu)隧道連接部位由剛度突變引起的結(jié)構(gòu)差異位移和應(yīng)力集中。然而各工況下，豎井端墻地震損傷程度均較嚴重，盾構(gòu)隧道的存在削弱了豎井端墻整體抗震性能，是抗震設(shè)計需重點關(guān)注的部位。

圖15 不同抗震措施下連接部位結(jié)構(gòu)損傷云圖Fig.15 Distribution cloud diagram of the damage index from the junction under different seismic measures

3.2.3 峰值地震應(yīng)力分布

圖16給出了盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點管片環(huán)峰值地震應(yīng)力(Mises應(yīng)力)沿橫截面分布情況。如圖16所示，隧道拱肩、拱腳處應(yīng)力集中明顯，顯著大于其他部位。結(jié)合圖11、圖14可見，峰值地震應(yīng)力的分布與峰值環(huán)縫張開量分布規(guī)律相符，二者存在強相關(guān)性，較好地佐證了本文模型能有效模擬連接螺栓空間變形特征。

圖16 不同抗震措施下隧道-豎井接頭各測點峰值地震應(yīng)力Fig.16 Peak Mises stress of monitoring elements at the joint of tunnel-shaft junction under different seismic measures

圖16中，增加節(jié)點管環(huán)連接螺栓數(shù)量使盾構(gòu)隧道-豎井結(jié)構(gòu)剛度提高，節(jié)點管片環(huán)峰值地震應(yīng)力明顯增大。當螺栓數(shù)量增加至63根和84根時，峰值地震應(yīng)力最大增幅分別為28.7%和77.1%。增設(shè)盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭能有效減小結(jié)構(gòu)的地震應(yīng)力和應(yīng)力集中，當柔性接頭模量折減至0.010Ec和0.001Ec時，峰值地震應(yīng)力的最大降幅分別為81.0%和89.3%。

4 結(jié) 論

針對盾構(gòu)隧道-豎井連接部位，本文以蘇埃海底隧道工程為背景，考慮海床土體的動力非線性、盾構(gòu)隧道環(huán)間縱向螺栓連接以及盾構(gòu)隧道-豎井柔性接頭等因素，建立了隧道-豎井連接區(qū)段三維精細化有限元模型，探究地震波、隧道-豎井接頭抗減震措施等因素對隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)的影響，主要結(jié)論如下：

(1) 地震作用下盾構(gòu)隧道具有明顯的端部效應(yīng)，隧道-豎井節(jié)點環(huán)縫張開量約為常規(guī)段的2～5倍，影響范圍約為1.5D(D為盾構(gòu)隧道直徑)，環(huán)縫張開量峰值沿隧道橫截面分布不均勻，最大峰值環(huán)縫張開量位于管環(huán)頂部和拱肩，而管環(huán)底部的張開量最小。盾構(gòu)隧道的存在削弱了豎井端墻的整體抗震性能。

(2) 隧道結(jié)構(gòu)端部效應(yīng)隨地震動強度增大呈非線性增大趨勢，低頻發(fā)育的Darfield波比中高頻發(fā)育的Iwate波引起更大的管環(huán)張開量，在0.4gDarfield波作用下距豎井4 m范圍內(nèi)張開量極值超限，應(yīng)采取相應(yīng)抗震措施。隧道端部效應(yīng)影響范圍與隧道-豎井自身結(jié)構(gòu)特性相關(guān)，受地震波類型及幅值影響較小。

(3) 增加盾構(gòu)隧道-豎井節(jié)點環(huán)縫連接螺栓數(shù)量可以提高結(jié)構(gòu)整體抗彎剛度，有效降低盾構(gòu)隧道端部環(huán)縫張開量，然而增加結(jié)構(gòu)剛度會增大地震作用，導(dǎo)致隧道端部產(chǎn)生顯著的應(yīng)力集中，加劇了豎井端墻和盾構(gòu)隧道的結(jié)構(gòu)地震損傷范圍及程度。

(4) 增設(shè)盾構(gòu)隧道-豎井柔性連接可將地震波傳播引起的結(jié)構(gòu)變形誘導(dǎo)至預(yù)設(shè)的柔性接頭上，從而降低隧道結(jié)構(gòu)整體張開量，減輕了隧道端部的地震損傷范圍及程度。然而，盾構(gòu)隧道地震應(yīng)力減小的同時犧牲的是柔性接頭處抗震安全性，柔性接頭成為結(jié)構(gòu)抗震薄弱部位，設(shè)計應(yīng)能滿足預(yù)期的地震變形要求。

需注意的是，增加環(huán)間連接螺栓數(shù)量屬于傳統(tǒng)抗震措施，通過增加隧道-豎井節(jié)點的整體剛度抵抗地震作用，由于增加結(jié)構(gòu)剛度會放大地震作用，增加構(gòu)件尺寸和材料強度不僅導(dǎo)致工程造價大幅提高，且由于地震作用的不確定性難以達到預(yù)期效果。增設(shè)柔性接頭通過調(diào)整隧道-豎井連接部位結(jié)構(gòu)動力特性，達到消能減震作用，同時結(jié)合減震控制技術(shù)(如形狀記憶合金SMA)可實現(xiàn)隧道-豎井節(jié)點震后可恢復(fù)性。