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《深埋隧道在正断层断裂变形及后续地震震动联合作用下的行为》
摘要
沉管隧道对拉伸变形和压缩变形特别敏感，例如正常的地震断层在其下方破裂所造成的变形，以及地震波所产生的动力响应。本文研究了未来70m深的沉管隧道在隧道地下基岩地震中发生的主要正断层破裂的连续作用，以及多年后可能发生的不同大震级地震事件的强烈激励下的响应。非线性有限元模拟了准静态断层破裂在基岩上厚土层中的传播以及破裂与沉管隧道的相互作用。结果表明，在施加2 m基岩偏移的情况下，通过合理设计连接垫片，可以避免隧道段之间的净拉或过度压缩。之后，已经变形（“损伤”）的结构受到强烈的异步地震震动。厚壁隧道采用三维大挠度梁模型，通过适当校准的非线性相互作用弹簧和阻尼器与土体相连接，其支座受自由场加速度时程的影响。后者通过一维波传播分析得到，然后进行修改以考虑波的通过效应。隧道管片之间的接缝采用特殊的非线性超弹性单元建模，适当考虑了其7杆纵向静水预应力。滑动由特殊的间隙元件记录。对节段长度和接头性能的影响进行了参数化探讨。在所有分析的案例中，对于准静态断层破裂后发生差异变形的节段之间的节理，有一个令人着迷的结论：在随后的非常强烈的地震震动中，应力过大的接头会减压，而应力过小的接头会重新压缩，这是一种“愈合”过程，会导致隧道沿线的变形轮廓更加均匀。这对不稳定的非压缩接头垫圈特别有利。因此，沉管隧道的安全性随着“随后”的强烈地震震动而提高！
关键词：沉管隧道；断层破裂传播；动力分析；地震；土-结构相互作用； 断层破裂-土-隧道相互作用
1简介
本文的目的是研究深埋隧道在大断层断裂和随之而来的强烈地震震动共同作用下的行为。本研究是在希腊里昂-安提里翁海峡修建铁路沉管隧道可行性研究的一部分。由于水深大（67m；目前世界纪录）、地震活动性高和冲积土深厚，隧道施工将是一项技术挑战。在科林斯湾海沟最窄的交叉处（其特征是大约1 cm/年的伸展滑动速率），隧道将不可避免地穿过至少一条活动断层。它必须能够安全地承受随之而来的永久性地面变形。
此外，在隧道100年的设计寿命中，由于科林斯古尔和帕特莱科斯古尔及其邻近地区存在大量活动断层，另一场地震(源自另一处并非直接位于地下的主要断层)的强烈地震震动极有可能发生。这样的地震震动会发现沉管隧道已经在第一次地震(可能发生在10年之前)的断层变形中“受伤”了。设计成功的关键是要保证由于正断层破裂而引起的永久性张拉变形，以及在震动过程中产生的过大的后续动力变形在任何时候都不会危及隧道的水密性。图1描绘了本文研究的两种加载情况示意图。
2.未来的里翁-安提里翁铁路连接线
希腊里恩-安提里安海峡铁路连接的可行性正在探索中(图2)。海峡将在最近建成的斜拉桥以东约300米处穿过。在最窄处，水下长度约为2.5公里，最大深度为70米，约1公里处近似恒定(图3)。本研究提出了一种混合隧道方案，将位于隧道最深处的一条长1公里的中央沉管隧道与隧道两侧的两条总长度约为8公里的钻孔“进近”隧道相结合。
为了适应双向铁路交通，这条沉浸式管道宽约24米，高约11米。虽然更多的设计细节可以在Anastasopoulos等人(2007年a)中找到，但这里强调的是，巨大的静水载荷要求墙厚1.5米。在对邻近桥梁进行勘察的基础上，中央浸没部分的纵向截面如图3所示，同时还有指示性土壤分类和NSPTblow计数。土壤由砂砾层与砂砾层、粉砂层和粘土层交替组成，具有中等密度和刚度。地质勘探最大深度达到海床下100米，没有遇到基岩。详细的地球物理断层扫描(Tselentis et al. 2004)显示，石灰岩基岩(Vpgt; 3500米/秒)位于深度约800米的地方。地球物理数据和早期的剪切波速Vsmeasurements被用来得出六个理想的土壤剖面。
瑞安-安提隆海峡是科林斯湾海沟最窄的交叉地带，它与南西向的构造环境有关，表现为东-西走向的正断层相等，向海沟轴线倾斜(图2)。作为一个非常活
图1问题定义两个关键的地震荷载类型可能发生在隧道的生活:(a)准静态变形由于隧道下面正断层破裂和(b)随后强烈的地震晃动的形式横波beta;s事件在一个角度
跃的地震带，它是过去30年里5次gt;级地震的震源。
最近的一次是1995年的Ms6.4 Aegion地震(Bernard等，1997;，震中距该地点28公里。海峡还受到更远的地震带的影响。
3.拟议沉管隧道的抗震设计
直到今天，人们还不知道水下隧道曾经被地下断裂“撞击”过。另一方面，两条沉管隧道遭受了相当强烈的地震震动:加利福尼亚的湾区快速交通(BART)隧道和日本的大阪南港(OSP)沉管隧道。这两条隧道的表现都非常好，没有受到明显的损害。旧金山湾区捷运系统建于60年代，是最早设计用于抗震的地下结构之一，并配备了特殊的三维接头(Kuesel 1969;Douglas和Warshaw 1971;Bickel和Tanner 1982)。它在1989年Loma Prieta Ms7.1级地震中幸免于难，没有受到任何破坏，只是在端部和接近端结构之间维持了一个小的相对位移(PB 1991)。OSP在1995年的MJMA7.2神户地震中也有异常表现。虽然上述隧道位于浅深度,我们注意到安装水下隧道的最近趋势在很深的地方,比如目前在建隧道穿越博斯普鲁斯海峡沉浸在伊斯坦布尔(56米深,长1.5公里)和韩国汽车隧道(47米深,3公里长)。
图2里恩-安提里恩海峡，以及活动和潜在活动的断层，以及最近一些地震的震级
图3建议隧道的纵断面，以及基于现有岩土数据的指示性土壤分类和NSPTblow计数
图4浸泡接头抗震设计示意图:安装时对吉娜垫圈进行压缩，提供必要的水密性;带有耦合器的omega密封和肌腱被用作二级保护措施;安装剪切键以限制相邻管段之间的横向和纵向位移差
研究隧道的设计方案与大阪南港隧道相似(图4)。预制混凝土部分漂浮在预先挖好的沟渠上，将在特殊的下沉设备的帮助下下降。一旦两段接触，两段之间的水被抽干，吉娜垫片由于单侧静水压力被压缩，达到必要的水密性。在650 kPa (6.5 bar)的压力下，使用最大的Gina垫圈是不可避免的:在压缩载荷下，橡胶垫圈可能由于拉伸侧向应变而失效(一种泊松效应;看到凯利1997年)。虽然最大的Gina区段估计能够进行装载，但特殊的分析和测试将是验收的先决条件。第二道防线包括“奥米伽”封印和纵向肌腱。但由于它们都不能承受较大的剪切力，一旦连接好这些片段，也就构成了“剪切键”。
本文的工作范围是分析隧道在以下一系列情况下的行为:(a)正常断层引起的位移，(b)随后的强烈地震震动。Anastasopoulos等人(2007年a)研究了隧道在各种地震晃动场景下的行为。结果表明，该隧道能安全抵抗各种土壤放大的强激励，PGA最大可达0.60g, PGV最大可达80cm/s，且含有长周期脉冲。在本文中，我们参数化地研究了三种可能的线段长度:70米、100米和165米。虽然现代经济趋势(如Marshall 1999)是使用更长的分段，但这种深度(67米)与生动的构造环境的结合使技术可行性成为设计的首要任务。
由于隧道的纵向变形取决于其特性，因此对Gina垫圈的类型也进行了参数化研究，以确保其抗渗性是至关重要的。
图5分析中使用的橡胶接头超弹性力-位移主骨架曲线:A型为最大可用GINA垫圈，根据Kiyomiya(1995)的半尺度试验估算;类型B是一个假设的逻辑投影
断层引起的延伸和差异沉降将不可避免地对至少部分节理进行减压。此外，在随后可能在数年后发生的强烈地震事件中，隧道的纵向振动将使浸没节理经历循环(动态)再压缩和反压缩。总去压量的大小对肌腱的设计至关重要。如果这样的解压缩是重要的，肌腱将不得不啮合，承担巨大的拉力，以确保水密性。问题是这样的拉伸载荷最终将由混凝土承担，导致不可避免的开裂和水密性损失。
对两种类型的关节(图5)进行了参数化研究。A型是指目前可用的最大Gina配置文件的理想行为，而B型是一个假设的两倍大小的Gina型垫片。这种假设的垫圈的行为提供了更大的变形限制，允许显著的额外压缩和去压缩。根据半尺寸模型的试验结果，对两种垫片的超弹性载荷-位移主骨架曲线进行了估计(1995年)。
另一个问题参数是剪切键“允差”:如果足够大，则允许连续段之间存在一定的横向位移差;它的减少将导致或多或少的“固定”连接。虽然它的影响已经被证明是次要的(Anastasopoulos等，2007a)，它是参数调查的完整性。研究了两个极值:5毫米和20毫米。
4.方法的分析
采用有限元程序ABAQUS(2004)对隧道进行非线性准静态和动态瞬态分析。模型布置如图6所示。沉管隧道是由一系列梁通过弹簧和阻尼器与土壤相互作用而形成的。隧道段采用考虑剪切刚度的特殊梁单元建模。如Anastasopoulos等人(2007a)详细讨论的那样，每个浸入式接头都使用特殊的64节点框架进行建模，这些框架代表了管口连接的周长。相邻框架之间用非线性超弹性弹簧相互连接，模拟节段节点的行为。
图6有限元模拟布置:第一步，将断层诱导位移拟静力作用于隧道。然后，在第二步中应用异步地震激励
分三步进行分析:
bull;在“第0步”中，将静水压力静施加到每个节段的末端，模拟初始静水压缩。在Anastasopoulos等人(2007年a)中可以找到安装程序的细节，以及对依赖于时间的应力松弛效应的讨论。
bull;在“第一步”中，断层引起的位移剖面(分别用二维平面应变断层破裂传播分析计算)被准静态地应用于隧道支架上。
bull;在最后的“第二步”，对模型进行动态激励。考虑到土壤放大效应，首先通过冲积层“传播”地面运动。由此产生的地面运动(在海床上)然后沿隧道支撑物施加滞后时间。
相反的情况，即动态激励(第2步)之后是断层引起的位移(第1步)，这里没有报道。Anastasopoulos等人(2007a)对未变形结构的地面震动进行了详细的研究，得出的结论是，动态激励不会产生显著的关节永久位移。这意味着，如果第二步之后是第一步，结果将与单独分析的第一步几乎相同。
土-隧道相互作用参数
即使对于理想弹性介质中的埋入式隧道，适当的弹簧系数的选取也并非总是一帆风顺。St.John和Zahrah(1987)推导了弹簧刚度的近似表达式[表示为单位长度隧道的力/位移(kN/m/m)]，作为入射波长的函数。对于这两种水平刚度(x和y)，它们的解是基于开尔文基本解的积分，开尔文基本解作用于假定均质和各向同性的无限弹性介质中的“点”荷载。对于垂直弹簧刚度(z)，他们使用了表面加载半空间的基本解决方案:Flamant的问题(见Poulos和Davis 1974;Davis和Selvadurai 1996)。尽管随着波长的引入，他们设法绕过了平面应变解的奇异性，但引入了额外的不确定性。对于本文所研究的问题，采用这样的解决方案并不容易，原因如下:(1)由于隧道没有安装，开尔文的全空间方案甚至不近似适用;半空间的解决方案似乎更合适。(ii)隧道段相对于近地表(相对较软)土壤的刚度将导致水平(x或y)方向几乎一致的平移，而不是正弦变形;因此，刚性基础的解决方案更合适。(iii)由于土壤的非均匀性，平面应变解的奇异性被“抑制”了:土壤模量不是恒定的，而是随着深度的增加而增加的(Gazetas 1983)。因此，对于半空间上的刚性长矩形基础，利用已发表的弹性动力解是合理的。对于本文所研究的问题，使用了Gazetas(1991)提出的非齐次半空间的近似表达式。以综合的一般土剖面为出发点(Anastasopoulos et al. 2007a)，最终得到的有效剪切模量剖面模型为: 是z = 0的剪切模量;隧道宽度为2B(=23.5米);和alpha;,m土壤模型参数。考虑到土壤非线性，通过曲线拟合等效线性G=G（z）剖面（即等效线性波传播分析的最后一次迭代中的剪切模量剖面）而不是初始剖面，由此得到Go、alpha;和m。然后将分布的垂直和水平弹簧作为非常长隧道的静态垂直、横向和轴向刚度。用单位长度的刚度表示，用泊松比表示的Winkler模量kz，ky，kx（单位为kN/m/m）为：
这些表达式被认为对所有频率都有效，这是对振动平动模式的合理简化（例如Gazetas1991）。忽略埋置效应，仅在横向（y）方向（图6）通过增加弹性侧壁阻力的相关弹簧系数ky间接“增加”：
式中，为回填土的（平均）杨氏模量，h为埋置的“有效”深度。这种方法与Vrettos（2005）的方法相似，后者的弹簧刚度也与波长或频率无关。
垂直、Cz、横向、Cy和纵向、Cx、缓冲系数，反映半空间内的滞回和辐射阻尼，也同样得到（Gazetas 1991）。考虑到均匀性强的土壤和相对较低的无量纲频率参数=（2pi;/T）B/Vso，这些系数在响应中起次要作用，不作进一步讨论。
如图6的示意图所示，在纵向（x）方向上，土壤-隧道界面的行为用摩擦系数mu;x的简单滑块近似。在横向（y）方向上，“界面”稍微复杂一些，滑动伴随着回填的被动型变形。因此，通过隧道横断面的二维平面应变分析，估算出“等效摩擦系数”mu;y。浸没接头（连接相邻隧道段）采用非线性超弹性弹簧建模。在纵向（x）方向上，弹簧模拟Gina垫圈的行为。他们的超弹性恢复力-变形骨干曲线（图5）是由清宫（1995）的半尺寸模型试验结果校准的。在横向（y）和纵向（z）方向上，此类垫片不能传递剪力；一段相对于另一段的偏移仅取决于剪力键公差。因此，通过特殊的“间隙”单元模拟关节的行为。这些构件最初是不活动的，在间隙闭合后变得非常坚硬（即剪力键余量），主要取决于剪力键区域内混凝土截面的刚度。
5断层破裂传播分析
首先分析了断层破裂在上覆土层中的传播。地表潜在位错的位置和大小不仅取决于断层破裂的类型和大小，还取决于上覆土壤的成分和结构
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