埋深对地下结构地震液化响应的影响

1、.埋深对地下结构地震液化响应的影响摘要:应用非线性液固两相体动力有限元方法研究饱和可液化土中地下结构在水平地震作用下埋深的响应。分析了地震液化情况下地下结构埋深对于结构上浮、加速度、水平位移以及响应结构内力的影响,讨论了非液化土中地铁地下结构地震响应随埋深的影响。结果表明,埋深的增加可以减少地铁地下结构由于土体液化所导致的结构上浮;同时,虽然地下结构地震作用所导致的内力随着埋深的增加有小幅度的上升,但由于深埋地铁地下结构的强度往往比浅埋的为高,因此在相同水平地震的作用下,浅埋地铁结构可能更加危险。关键词:地下结构;液化;埋深 在地震作用下,地下结构在不同埋深情况下的地震响应不同,而位于饱和可液

2、化土中的地下结构,由于地震液化的作用,其在不同埋深下的响应更加复杂。对于埋深影响的研究,目前基本局限于非液化土中的地下结构1,而对于饱和可液化土中的大型地铁地下结构的研究目前尚为空白。本文在文2的基础上,应用非线性固液两相体动力有限元方法,以地铁车站为例研究在水平地震作用下地下结构在不同埋深下的地震液化响应。作为比较,本文还将分析在非液化土中地铁地下结构地震作用的埋深影响。通过计算分析,解释了地下结构的计算地震内力随埋深略有增加,而其震害往往随埋深增大而减小这一貌似矛盾的现象。1 有限元模型 本文所采用的有限元模型与文2所采用的模型类似。分析所用软件为非线性液固两相体动力有限元软件DIANA-

3、SWANDYNEII3。假定土体为饱和松砂,砂土的动力特性应用Pastor-ZienkiewiczIII广义塑性模型模拟4,所采用的模型参数见表15。饱和土与地下结构的接触面应用可模拟滑移、脱开以及闭合等非线性特性的薄层滑移单元模拟,其本构特性遵循Mohr-Coulomb破坏准则,模型参数如表1所示。假定地下结构的材料为线弹性,弹模为3.0107kPa,Poisson比为0.2。 计算模型的尺寸为300m70m。共研究了4种不同的埋深:4m、7m、10m和13m。为了具备可比性,各个模型的网格除了地下结构的位置不一样以外,其他完全一致。图1给出了埋深为10m时的网格。饱和土体中的固相与液相为8

4、4组合的平面应变等参元,滑移单元也用84组合的平面应变等参元进行模拟,而地下结构的有限元为8结点固体等参元。进行非液化土分析时,模型的网格与耦合分析的网格一致,只是在同一位置的单元为8结点等参固相单元。模型的底部边界为刚性边界,侧面边界为捆绑边界,即左右边界相同标高点的位移一致。 地震波由模型底部以水平剪切波的形式输入,所用的地震为折减的1995年神户地震的东西分量,地震持续时间t=30s,地震的峰值强度折减为0.3g,周期特性保持不变,输入地震波如图2所示。 土体的阻尼除了动力本构模型所模拟的滞回阻尼以外,考虑5%的Rayleigh阻尼;地下结构的阻尼为5%的Rayleigh阻尼。4个模型的

5、Rayleigh阻尼是一致的。 在动力分析之前,进行静力分析,获得地下结构及土体在自重作用下的应力及静水压力,作为动力分析的初始条件。进行静力分析时,忽略施工等因素的影响,也没有考虑地下结构所受的其他荷载。2 埋深对上浮响应的影响 地铁地下结构在地震液化作用下的上浮响应是一种严重的破坏,必须采取措施予以控制。下面讨论埋深对于地铁地下结构上浮响应的影响。 图3给出了在不同埋深下,地铁车站上浮的比较。由图3a可以看出,地铁上浮随时间的变化趋势基本相似,但随着埋深h的增大,结构的上浮量d明显减少。由图3b还可看出,上浮量d与埋深h基本成线性关系,在埋深为4m时,上浮量达44cm,而埋深为13m时,上

6、浮量才17.6cm。 这个结果说明,埋深对于缓解地震液化的上浮破坏是有很大帮助的。其原因是由于土层的液化程度随着深度的增加而减小,从而减少由于土体液化而导致的上浮量。图4给出的是地铁车站中轴线正下方4.9m处不同埋深的归一化超静水压 u/v0的时程曲线,可以看出该处土体的液化程度随着埋深的增加而减少。3结构的加速度与水平位移 在地震液化情况下,地下结构上的加速度与水平相对位移受埋深的影响不大。图5a给出了地铁顶部中点的最大加速度amax与埋深h的关系;而图5b所示为地铁左侧墙顶板位置与底板位置之间的最大相对位移 可以看出,随着埋深的加大,水平相对位移与加速度都有一定的增加,但幅度不大。4 结构

7、内力 本文所进行的分析为平面应变分析,因此所研究的内力为分析平面内的内力没有考虑地铁纵向的内力。由于本文地下结构用实体单元进行模拟,其内力由位移结果间接得到,所采用的方法参见文2。地铁车站结构最大内力出现于结构构件的交接处。 图6所示为地铁车站一些部位的最大弯矩Mmax,最大轴力Nmax和最大剪力Qmax。为了能够清楚的了解埋深对地震作用的影响,图中给出了单纯地震作用与地震与静力共同作用所导致的内力比较。 由图6a可以看出,地铁车站右侧墙中在静力与地震共同作用下的弯矩随着埋深的增加而明显加大,但是地震作用所导致的弯矩增加很少;地铁车站底板的轴力也有类似于侧墙弯矩的趋势(如图6b所示),在地震作

8、用下,底板轴力增加的趋势不明显;图6c说明左侧墙的在地震作用下的剪力与埋深基本没有关系,而静力与地震共同作用导致的剪力随着埋深的增加明显上升。图6de所示为地铁车站中柱在地震作用下的剪力和弯矩。在静力作用下,中柱的剪力和弯矩为零;而在地震作用下,中柱的剪力随埋深的增加基本不变,而弯矩也只有很小的增幅。本文没有给出其他位置的内力,但它们也有类似的现象。5 非液化土中地铁车站的地震响应 作为比较,本文还研究了非液化土中地铁车站结构在图2所示地震下的动力响应。所研究的埋深也是4m、7m、10m和13m。 图7所示为地铁车站左侧土体中的最大加速度相对于地震输入的放大系数fa比较,图中H为距车站底部距离

9、。可以看出,在地铁车站左侧下部的土体加速度随着埋深的增大而增大,增大幅度较大;而左侧上部的土体加速度随着埋深的加大而减小,但减小的幅度较小。由于作用于地铁车站的动土压力源于土体的加速度,其随埋深变化趋势也是如此。这个计算结果与文1的实验结果是吻合的。 非液化土地铁车站结构最大内力出现的位置也是结构的交接处。图8给出地铁车站右侧墙的最大弯矩Mmax与中柱最大剪力Qmax随埋深的变化。随着埋深的增加,静力与地震共同作用导致的内力呈上升趋势;如果扣除静力的作用,地铁结构的动内力也有一定幅度的上升。与饱和可液化土中的地铁车站结构的内力比较,非液化土中的内力更大。但是这并不能说明在可液化土中的地铁结构更

10、安全,因为在可液化土中的地铁结构会出现由于液化而导致的破坏,如上浮。6 讨论 在地震作用下,地铁车站结构由于地震与静力共同作用所导致的内力大都随着埋深的增加而加大,其中由地震所致的内力,有的也会有一定程度的上升。但是,在地下结构的设计中,如果埋深较大,结构的强度也会增加,因此埋深大的地下结构极有可能更不容易破坏。图9给出了在地铁结构关键部位地震所致内力与地震和静力共同作用所致内力的比值r。可以看出,这比值随着埋深的增加而明显减小。这说明,地铁地下结构埋深大时的安全度有可能更高。而地铁结构破坏的现场实例说明,由于中柱在剪力及弯矩作用下的破坏而造成顶板坍塌是地铁车站结构破坏的主要形式之一6。而由图

11、6de可以看出,在饱和可液化土中,中柱的动内力与埋深关系不大,但埋深大的地铁车站中柱强度会更高,因此,埋深浅的地铁车站结构破坏的可能性更大。在非液化土中,图8b所示地铁车站中柱的剪力有一定幅度的上升(弯矩也有类似趋势),但是如果考虑深埋地铁车站中柱强度远大于浅埋的中柱强度,浅埋的地铁车站中柱还是有可能更容易破坏。 本文只考虑地下结构在水平地震作用下的动力响应,未考虑地震所致面波的作用。如果考虑这种因素,浅埋地下结构的破坏可能会更加严重。7 结论 本文研究了不同埋深下地铁地下结构的地震液化响应,作为比较,也分析了非液化土中地铁结构地震响应与埋深的关系。根据分析的结果,可以得到下列结论: 1)埋深

12、的增加可以减少地铁地下结构由于土体液化所导致的结构上浮。 2)在水平地震的作用下,可液化土中的地铁地下结构地震作用所导致的内力随着埋深的增加有小幅度的上升,或者基本不变。 3)在水平地震的作用下,非液化土中地铁地下结构由地震所致内力随着埋深的增加有一定幅度的上升。 4)由于深埋地铁地下结构的强度往往比浅埋的为高,因此在相同水平地震的作用下,浅埋地铁结构可能更加危险。 由于本文的分析为平面应变分析,地下结构及土体的在自重作用下的响应也没有考虑施工等因素的影响,地下结构地震液化上浮及内力的结果与真实情况会有一定的差别,但是本文所得到的埋深对地下结构地震液化响应的影响规律对认识地下结构可液化饱和土体

13、相互作用体系的地震响应机理有一定的实际意义。参考文献(References)1宫必宁,赵大鹏.地下结构与土动力相互作用试验研究J.地下空间,2002,22(4):320324.GONGBining,ZHAODapeng.ExperimentalstudyoftheinteractionbetweensoilandundergroundstructuresJ.UndergroundSpace,2002,22(4):320324.(inChinese)2刘华北,宋二祥.可液化土中地铁结构的地震液化响应J.岩土力学,2005,26(3):381386.LIUHuabei,SONGErxiang.Ea

14、rthquakeinducedliquefactionresponseofsubwaystuctureinliquefiablesoilJ.RockandSoilMechanics,2005,26(3):381386.(inChinese)3ChanAHC.UsermanualforDIANASWANDYNE-IIR.Glasgow,UK:UniversityofGlasgow,1989.4PastorM,ZienkiewiczO,ChanAHC.GeneralizedplasticityandthemodelingofsoilbehaviorJ.IntJNumericalandAnalyticalMethodsinGeomechanics,1990,14:151190.5ChanAHC,FamiyesinO,MuirW.NumericalpredictionformodelNo.1A.ArulanandanK,ScottRF.VerificationofNumericalProceduresfortheAnalysisofSoilLiquefactionProblemsC.