• ISSN 1673-5722
  • CN 11-5429/P

波浪地震联合作用下砂质海床沉管隧道动力响应分析

白笑笑 马锐 王秋哲 鹿庆蕊 赵凯 陈国兴

张世蒙,王亚欣,王贵春,2023. 大跨度悬索桥地震响应控制分析. 震灾防御技术,18(1):136−146. doi:10.11899/zzfy20230115. doi: 10.11899/zzfy20230115
引用本文: 白笑笑,马锐,王秋哲,鹿庆蕊,赵凯,陈国兴,2023. 波浪地震联合作用下砂质海床沉管隧道动力响应分析. 震灾防御技术,18(1):65−74. doi:10.11899/zzfy20230108. doi: 10.11899/zzfy20230108
Zhang Shimeng, Wang Yaxin, Wang Guichun. The Analysis on Seismic Response Control of Long-span Suspension Bridge[J]. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 2023, 18(1): 136-146. doi: 10.11899/zzfy20230115
Citation: Bai Xiaoxiao, Ma Rui, Wang Qiuzhe, Lu Qingrui, Zhao Kai, Chen Guoxing. Study on Interaction of Sandy Seabed-immersed Tunnel under Combined Action of Earthquake and Wave[J]. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 2023, 18(1): 65-74. doi: 10.11899/zzfy20230108

波浪地震联合作用下砂质海床沉管隧道动力响应分析

doi: 10.11899/zzfy20230108
基金项目: 国家自然科学基金(51978335、52168044);国家重点研发计划(2017YFC15004003)
详细信息
    作者简介:

    白笑笑,男,生于 1995 年。博士研究生。主要从事海洋岩土工程防灾减灾工作。E-mail:bxx@njtech.edu.cn

    通讯作者:

    赵凯,男,生于 1982 年。博士,教授。主要从事岩土地震工程工作。E-mail:zhaokai@njtech.edu.cn

Study on Interaction of Sandy Seabed-immersed Tunnel under Combined Action of Earthquake and Wave

  • 摘要: 对于埋置于海床表层的沉管隧道,波浪作用是不容忽视的常遇海洋环境因素。不同于陆域地下结构,海底沉管隧道地震反应分析和安全评价应考虑波浪的联合作用。基于Biot完全耦合的动力有效应力分析方法,对波浪与地震联合作用下砂质海床-隧道之间的动力相互作用特性进行研究。研究结果表明,相较仅有地震作用,波浪荷载加速了沉管隧道周围海床地震残余超孔压的增长和渐进液化进程,增大了沉管隧道上浮量;波浪与地震联合作用对应的β谱谱值更大,且卓越反应周期向长周期偏移;波浪对海床地震动的影响深度有限,仅对海床地表以下15 m范围内的地震动有放大效应。忽略波浪环境作用对砂质海床场地设计地震动参数的影响,对于沉管隧道抗震设计是偏于不安全的。
  • 悬索桥是目前世界上广泛采用的大跨径桥梁,具有超强的跨越能力(王浩等,2014)。但悬索桥纵向刚度较小,在地震作用下易产生较大的塔梁相对位移,从而引起支座严重损伤甚至破坏,使主梁与引桥发生碰撞(Apaydın,2010卢长炯等,2021)。严琨等(2017)研究了伸缩缝刚度对大跨度悬索桥地震响应的影响,认为悬索桥地震响应受伸缩缝刚度影响的程度与加劲梁和箱梁之间是否发生纵飘振型耦合密切相关。同时,对于悬索桥这种大跨度柔性结构,地震波到达各支点会存在时间差,因此,对其进行抗震分析时,不能忽略行波效应的影响(闫聚考等,2017)。Zheng等(2015)分析了一致激励和非一致激励下连续梁桥的地震响应,发现非一致激励作用下主梁和引桥更易发生碰撞,产生更大的危害。李丽等(2020)分析了一致激励与多点激励对悬索桥地震响应的影响,结果表明,主梁在多点激励作用下的位移略大于一致激励作用下的位移。沈禹等(2020)指出,行波效应对大跨度斜拉桥地震响应的影响与结构形式、地震波加速度峰值及视波速均有关。易富等(2019)对大跨度悬索桥进行不同波速多点激励地震响应分析,结果表明悬索桥地震响应受行波效应、衰减效应及不相干效应等因素的影响。

    Yao(1972)提出了结构振动控制概念,随后许多学者对各类减震装置进行了大量研究。目前,设置黏滞阻尼器是大跨度悬索桥减震控制的常用措施。Ras等(2016)在钢框架结构中设置了流体黏性阻尼器进行地震响应分析,结果表明该黏滞阻尼器具有较好的减震控制能力。Kandemir等(2011)对某钢拱桥在桥台处加设黏滞阻尼器,验证了加设黏滞阻尼器可提高该桥在极端地震作用下的抗震性能。

    在多种类型阻尼器中,软钢阻尼器构造简单,造价较低,且灵活的截面设计使其具有较大的应用范围(Wang等,2012Semenov等,2020)。李钢等(2006)对不同截面形状的软钢阻尼器进行往复加载试验并开展数值模拟分析,结果表明,在地震作用下软钢阻尼器对框架结构具有良好的减震效果。王亚欣等(2021)以江津观音岩长江大桥为背景,研究了软钢阻尼器对大跨度斜拉桥的减震控制作用,结果表明,软钢阻尼器对斜拉桥具有较好的减震效果。目前,多位学者虽对大跨度悬索桥减震控制开展了大量研究,但进行的抗震分析多未考虑行波效应对减震效果的影响。另外,软钢阻尼器主要应用于建筑结构抗震加固中,在大跨度悬索桥中的研究与应用较少。悬索桥随着跨度的增大,结构形式逐渐复杂,在强震作用下有效控制其地震响应存在更大的挑战。因此,为更全面考虑行波效应对大跨度悬索桥地震响应的影响,并更有效的将减震装置运用到大跨度悬索桥减震控制中,对黏滞阻尼器和软钢阻尼器进行参数敏感性分析,得出最优参数,并对比分析一致激励和行波激励作用下2种减震装置取最优参数时对大跨度悬索桥减震效果的影响。

    润扬长江大桥为单跨双铰简支悬索桥,中跨跨径为1 490 m,边跨跨径为470 m。在设计成桥状态下,中跨主缆理论垂度为149.605 m,垂跨比约为1∶10,如图1所示。主梁为扁平流线形钢箱梁,采用正交异性板桥面,梁高3 m,全宽38.7 m。2根主缆中心距为34.3 m,吊索间距为16.1 m,其中近塔吊索距塔中心线20.5 m。为适度增强结构纵向刚度,避免跨中短吊杆出现弯折现象,在跨中设置刚性中央扣。索塔是由2个塔柱、3道横梁组成的门式框架结构,塔柱为钢筋混凝土空心箱型结构,塔高210 m。

    图 1  桥型总体布置(单位:米)
    Figure 1.  General layout plan of bridge type (Unit: m)

    图2所示为润扬长江大桥“脊骨梁式”空间有限元模型。桥面系、中央扣和主塔均采用Beam4单元模拟,加劲梁按吊杆吊点进行离散。加劲梁和吊杆采用刚臂连接。主缆和吊杆采用空间线性杆单元Link10模拟,主缆按吊杆吊点进行离散,单元受力模式为仅受拉。扬州侧主塔为北塔,镇江侧主塔为南塔。

    图 2  悬索桥有限元模型
    Figure 2.  Finite element model of suspension bridge

    对模型边界条件进行以下处理:在主梁梁端处耦合主梁和主塔横桥向、竖向及绕顺桥向的转动自由度;主缆和主塔顶部自由度全部耦合,不发生相对位移;边缆底部及主塔底部固结。

    模态分析是进行抗震分析的基础,采用Block Lanczos法对润扬长江大桥进行模态分析,计算模态数为200,前20阶自振特性如表1所示。该桥基频为0.049 857 Hz,基本周期较长,前20阶振型未出现纵飘振型,这主要是刚性中央扣作用的结果。前20阶振型主要以主缆和主梁振动为主,符合大跨度悬索桥这种柔性结构体系动力特征的一般规律。

    表 1  悬索桥动力特性分析
    Table 1.  Dynamic characteristic analysis of suspension bridge
    阶次频率/Hz振型描述阶次频率/Hz振型描述
    10.049 857一阶对称侧弯110.210 620一阶反对称扭转
    20.090 090一阶反对称竖弯120.214 330主缆振动
    30.130 630一阶对称竖弯130.247 290主缆振动
    40.131 430一阶反对称侧弯140.262 390二阶对称侧弯
    50.181 000主缆振动150.264 240三阶对称竖弯
    60.182 400二阶对称竖弯160.291 330主缆振动
    70.184 910主缆振动170.316 890主缆振动+扭转
    80.186 160主缆振动+主梁扭转180.326 400三阶反对称竖弯
    90.187 020一阶对称扭转190.328 770主缆振动
    100.200 630二阶反对称竖弯200.330 460主缆振动
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    黏滞阻尼器是速度相关型阻尼耗能装置。为控制地震发生时塔梁相对位移及其他桥梁关键节点的动力响应,选用线性黏滞阻尼器。由于阻尼器通过一定的相对位移或速度耗散能量从而达到减震效果,因此悬索桥在地震作用下主梁和桥塔之间会有较大的相对位移和速度,且桥塔根部高度相对较小,阻尼器发挥作用时不会使桥塔产生较大的弯矩即可保证桥塔安全。因此,将阻尼器布置在主梁两端与桥塔下横梁之间(姜涛等,2014)。在ANSYS软件中,采用Combin14单元模拟阻尼装置,如图3所示。Combin14单元输入数据包括2个节点坐标、弹簧刚度K、阻尼系数CV1CV2,该单元的阻尼部分通过形成单元的阻尼系数矩阵实现(王新敏等,2011)。

    图 3  Combin14单元
    Figure 3.  Combin14 unit

    选用E型软钢阻尼器,将其设置在悬索桥主梁两端与主塔下横梁之间(张玉平等,2018)。根据软钢阻尼器特性,选用Combin40单元,通过设置其中的相关参数和控制开关模拟软钢阻尼器。Combin40单元结构组成如图4所示,其中K1K2为弹簧刚度,C为阻尼系数,M为质量,G为间隙尺寸,FS为界限滑移力。将CMG均设为0,K1设为弹性刚度与屈服后刚度K2之差,屈服后刚度K2取1 071.43 kN/m,FS设为屈服荷载。

    图 4  Combin40单元
    Figure 4.  Combin40 unit

    根据JTG/T B02—01—2008《公路桥梁抗震设计细则》(中华人民共和国交通运输部,2008)的规定,通常采用3条地震波进行地震响应分析,其中包括El Centro南北向波(简称El Centro波)、远场地震波Chi-Chi-Taiwan CHY101(简称CHY101波)和近场脉冲型地震波Chi-Chi-Taiwan TCU102(简称TCU102波),对应的卓越频率分别为1.47、0.390 6、0.408 9 Hz。润扬长江大桥自振频率为0.498 6 Hz,TCU102波卓越频率更接近该桥自振频率,因此该桥受TCU102波作用时的地震响应更大。综上所述,采用TCU102波作为地震动输入。

    阻尼系数取值范围为1 000~50 000 kN·s·m−1,共设9组工况。设置黏滞阻尼器前、后在TCU102波纵向输入下悬索桥地震响应峰值随阻尼系数的变化曲线如图5所示。由图5可知,随着阻尼系数的增加,结构位移减小,但内力总体趋于增大。为保持设置黏滞阻尼器后塔底弯矩和剪力不超过无减震装置时的情况,考虑一致激励作用下不同阻尼系数对减震效果的影响,选出最优阻尼系数C=6 000 kN·s·m−1

    图 5  悬索桥地震响应峰值随阻尼系数的变化曲线
    Figure 5.  Variation of peak values of seismic responses of suspension bridge with damping coefficient
    3.3.1   屈服荷载

    软钢阻尼器参数参考某已建悬索桥,屈服位移Dy取10 mm,极限位移D0Dy的15倍,极限荷载F0为屈服荷载Fy的1.15倍。屈服荷载取值范围为900~50 000 kN。TCU102波输入下软钢阻尼器响应峰值如表2所示。由表2可知,当屈服荷载为20 000 kN时,南北塔阻尼器位移均小于15倍的屈服位移。因此,屈服荷载取20 000 kN。

    表 2  TCU102波输入下软钢阻尼器响应峰值
    Table 2.  Peak values of responses of mild steel damper under TCU102 wave input
    屈服荷载/kN南塔阻尼器位移/m北塔阻尼器位移/m南塔阻尼器阻尼力/kN北塔阻尼器阻尼力/kN
    9000.817 20.806 911 80011 800
    2 0000.694 20.692 13 5873 663
    4 0000.553 10.596 44 9674 833
    6 0000.456 30.449 16 2396 091
    9 0000.246 10.240 89 4969 113
    20 0000.089 70.076 18 8728 650
    40 0000.016 80.014 18 0858 239
    50 0000.005 40.004 97 7587 963
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格
    3.3.2   弹性刚度

    弹性刚度取值范围为0.1×105~6×105 kN/m。悬索桥各关键位置地震响应峰值随弹性刚度的变化曲线如图6所示。由图6可知,当软钢阻尼器弹性刚度>200×103 kN/m时,塔梁相对位移峰值、塔顶位移峰值、塔底弯矩峰值及塔底剪力峰值均无明显变化,因此,弹性刚度取200×103 kN/m。

    图 6  不同弹性刚度下悬索桥地震响应峰值变化曲线
    Figure 6.  Variation curve of peak values of seismic responses of suspension bridge with different elastic stiffness

    在敏感性分析的基础上,分析一致激励和行波激励作用下2减震装置的减震效果。

    4.1.1   黏滞阻尼器

    在TCU102波纵向输入下,各关键点地震响应时程曲线如图7所示。由图7可知,当阻尼系数为6 000 kN·s·m−1时,黏滞阻尼器的设置对悬索桥塔梁相对位移和塔顶位移有明显的限制作用,使位移峰值明显减小,且时程曲线衰减速度明显较快;塔底弯矩和塔底剪力减小并不明显,弯矩和剪力峰值略有减小,且在40 s后减小较明显。综上所述,大跨度悬索桥在塔梁连接处设置黏滞阻尼器后可有效限制塔梁相对位移和塔顶位移。

    图 7  悬索桥各关键点地震响应时程曲线
    Figure 7.  Time history curves of seismic responses at key points of suspension bridge
    4.1.2   软钢阻尼器

    通过对软钢阻尼器进行参数敏感性分析,确定最佳屈服荷载为20 000 kN,最佳弹性刚度为200×103 kN/m。在地震波一致输入下,设置软钢阻尼器前、后的悬索桥地震响应时程曲线如图8所示。由图8可知,塔梁相对位移在设置了软钢阻尼器后明显减小,相对位移峰值由1.003 9 m减至0.194 6 m,降低了80.6%;塔顶位移在设置了软钢阻尼器后降低了36%;设置软钢阻尼器后,悬索桥主塔内部剪力发生了重分布,塔底弯矩和剪力均有所增加,其中塔底弯矩峰值由4 847×103 kN·m增至5 778×103 kN·m,增幅为19.2%,塔底剪力峰值由73×103 kN增至93×103 kN,增幅为27.4%。在今后的悬索桥减震设计中应关注设置软钢阻尼器后塔底弯矩和剪力的增大。

    图 8  悬索桥各关键点地震响应时程曲线
    Figure 8.  Time history curves of seismic responses at key points of suspension bridge

    选择TCU102波作为纵向地震动输入,视波速取8 000、6 000、4 000、2 000、1 500、1 000、500、200、100 m/s。2种减震装置参数取值与一致激励情况保持一致,分析悬索桥塔梁相对位移、塔顶位移、塔底弯矩和塔底剪力。

    4.2.1   黏滞阻尼器

    当阻尼系数为6 000、10 000、50 000 kN·s·m−1 时,悬索桥结构响应随视波速的变化曲线如图9所示。由图9(a)可知,当阻尼系数不变时,塔梁相对位移在低视波速区间内(视波速<2 000 m/s)呈降低趋势。当视波速逐渐增大,塔梁相对位移峰值曲线变化趋于平缓,随视波速增大逐渐趋于一致激励作用下的对应值。在任意视波速下,黏滞阻尼器对塔梁相对位移的控制效果均随着阻尼系数的增大而增大,这是由于黏滞阻尼器是速度相关型减震装置,不会影响悬索桥动力特性。

    图 9  不同阻尼系数下悬索桥结构响应峰值随视波速的变化曲线
    Figure 9.  Variation curves of peak values of responses of suspension bridge structure with apparent velocity under different damping coefficients

    在所选视波速区间内,塔顶位移变化区间较大。当阻尼系数为6 000、10 000、50 000 kN·s·m−1时,塔顶位移最大值均在视波速为100 m/s时出现,分别为1.845 7、1.827 4、1.737 5 m。当视波速>2 000 m/s时,塔顶位移峰值随视波速的变化趋于平缓,并逐渐趋于一致激励作用下的对应值。塔底弯矩及剪力变化趋势相似,在低视波速内波动较大。当视波速为500 m/s时,塔底内力峰值达最小值;当视波速>2 000 m/s时,塔底内力峰值随视波速的增大逐渐趋于平缓。阻尼系数较低时,塔底弯矩及剪力随着视波速的增大更接近一致激励作用下的对应值。

    4.2.2   软钢阻尼器

    悬索桥结构响应峰值随视波速的变化规律如图10所示。由图10可知,随着视波速的增大,塔梁相对位移峰值和塔顶位移峰值明显减小,这表明设置软钢阻尼器可有效控制大跨度悬索桥在地震作用下的位移响应。视波速取值为100 m/s时,塔梁相对位移峰值为1.09 m,达最大值;随着视波速的增大,塔梁相对位移几乎不再变化。同样,当视波速为100 m/s时,塔顶位移峰值为1.88 m,达最大值;当视波速>2 000 m/s时,塔顶位移随视波速的变化趋于平缓,但仍略大于一致激励作用下的对应值。

    图 10  悬索桥结构响应峰值随视波速的变化规律
    Figure 10.  Variation of peak values of responses of suspension bridge structure with apparent velocity

    在所选视波速区间内,低视波速时塔底弯矩和塔底剪力波动较大,总体呈先增大后减小再增大的趋势。当视波速为1 500 m/s时塔底内力峰值最小,其中塔底弯矩峰值最小为314.7×103 kN·m,塔底剪力峰值最小为62.8×103 kN。当视波速>1 500 m/s时,塔底内力峰值随视波速的增大逐渐增大并趋于平缓。

    4.3.1   一致激励作用下减震效果对比

    在TCU102波纵向输入下,2种减震装置对悬索桥关键部位地震响应的减震效果如表3所示。由表3可知,软钢阻尼器对塔梁相对位移的控制效果较黏滞阻尼器的控制效果好,在所选最优参数的软钢阻尼器控制下,塔梁相对位移减震率可达77.8%;对于塔顶位移的控制,2种减震装置减震效果无异,减震率均为35%左右。

    表 3  悬索桥结构关键部位地震响应与减震效果对比
    Table 3.  Comparison of seismic responses and shock absorbing effect on key positions of suspension bridge structure
    减震装置塔梁相对位移/m减震率η/%塔顶位移/m减震率η/%塔底弯矩/(kN·m)减震率η/%塔底剪力/kN减震率η/%
    无减震装置0.874 90.664 84 564.11×10372.48×103
    黏滞阻尼器0.421 651.80.430 835.24 411.13×1033.472.55×103−0.1
    软钢阻尼器0.194 677.80.426 535.85 778.02×103−26.692.75×103−27.9
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    2种减震装置均使悬索桥内力响应增大,其中,软钢阻尼器对内力响应的影响更明显,塔底弯矩增幅达26.6%,塔底剪力增幅达27.9%。选用黏滞阻尼器时,悬索桥内力响应增幅较小。因此,在保证对塔梁相对位移有较好控制效果的前提下,尚需考虑减震装置对主塔内力的影响。

    4.3.2   行波激励作用下减震效果对比

    考虑行波效应时,不同减震装置对悬索桥结构关键节点的位移响应减震率如表4所示。由表4可知,在不同视波速下,2种减震装置对塔梁相对位移均有较好的控制效果。软钢阻尼器的控制效果更优,对塔梁相对位移的减震率保持在15%以上,减震率最高可达76.16%,此时塔梁相对位移峰值为0.20 m。黏滞阻尼器对塔梁相对位移的减震率最高为23.31%。所以,就塔梁相对位移控制而言,软钢阻尼器优于黏滞阻尼器。2种减震装置对塔顶位移的影响较小,当视波速为500 m/s时,黏滞阻尼器减震率最小为0.46%。值得关注的是,由于行波效应的影响,当视波速为500 m/s时,软钢阻尼器使塔顶位移有所增大,增幅为42.45%,此时塔顶位移峰值为0.91 m。

    表 4  行波效应下悬索桥结构关键部位位移响应与减震效果对比
    Table 4.  Comparison of displacement response shock absorbing effect on key positions of suspension bridge structure under traveling wave effect
    视波速/(m·s−1塔梁相对位移减震率η/%塔顶位移减震率η/%
    黏滞阻尼器软钢阻尼器黏滞阻尼器软钢阻尼器
    1004.3221.571.691.06
    2006.4919.412.872.67
    5009.6241.730.46−42.45
    1 00020.4622.885.4114.09
    1 5002.1915.771.599.47
    2 0008.4822.314.4511.22
    4 00015.7569.6610.1813.49
    6 00020.3675.8811.6118.36
    8 00023.3176.1612.2420.53
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    考虑行波效应时,不同减震装置对悬索桥结构关键节点的内力响应减震率如表5所示。由表5可知,视波速不同时,同一减震装置的减震效果不同。黏滞阻尼器仅在视波速为100 m/s时使塔底内力有所增大,而在其余视波速的情况下可起到减震效果。软钢阻尼器对塔底内力的减震效果受视波速的影响更大。当视波速为2 000 m/s时,软钢阻尼器对塔底内力的减震效果最好,此时塔底弯矩峰值为62.8×103 kN·m。综上所述,软钢阻尼器可在不显著增大塔底内力的基础上,更有效地控制塔梁相对位移。

    表 5  行波效应下悬索桥结构关键部位内力响应减震效果对比
    Table 5.  Comparison of internal force response shock absorbing effect on key positions of suspension bridge structures
    视波速/(m·s−1塔底弯矩减震率η/%塔底剪力减震率η/%
    黏滞阻尼器软钢阻尼器黏滞阻尼器软钢阻尼器
    100−3.28−2.98−8.17−41.79
    20016.6615.9217.733.08
    50013.65−41.9211.54−43.90
    1 0008.2312.9811.41−6.41
    1 5000.7919.930.432.16
    2 0000.8921.081.073.75
    4 0007.36−1.521.40−26.46
    6 00016.95−6.8811.31−20.13
    8 00019.28−12.279.16−17.46
    下载: 导出CSV 
    | 显示表格

    (1) 在一致激励和行波激励作用下,黏滞阻尼器和软钢阻尼器均可有效减小塔梁相对位移和塔顶位移,但会增大塔底弯矩和剪力。

    (2) 黏滞阻尼器和软钢阻尼器均对大跨度悬索桥有较好的减震控制效果。针对润扬长江大桥,经参数敏感性分析,选出合适的阻尼器参数,其中黏滞阻尼器最优阻尼系数C=6 000 kN·s·m−1,软钢阻尼器最佳屈服荷载为20 000 kN,弹性刚度为200×103 kN/m。

    (3) 对润扬长江大桥选用最优参数的黏滞阻尼器及软钢阻尼器进行分析,在一致激励作用下,塔梁相对位移减震率分别达51.8%、77.8%,考虑行波效应时的塔梁相对位移减震率分别达23.31%、76.16%。就塔梁相对位移控制而言,软钢阻尼器控制效果更好。

    (4) 考虑行波效应时,黏滞阻尼器和软钢阻尼器受视波速的影响较明显,尤其在低视波速区间内,悬索桥地震响应波动较大。随着视波速的不断增大,悬索桥地震响应逐渐平缓,并趋于一致激励作用下的对应值。

  • 图  1  波浪与地震联合作用下海床-沉管体系相互作用示意图

    Figure  1.  Interaction of seabed-Immersed tunnel under combined action of wave and earthquake

    图  2  土体循环塑性本构关系示意图

    Figure  2.  Cyclic plastic constitutive relation of soil

    图  3  土单元测试示意图

    Figure  3.  Diagram of soil unit test

    图  4  单元测试结果与试验结果对比

    Figure  4.  Comparison of unit test results and test results

    图  5  模型网格划分

    Figure  5.  Division of numerical model grid

    图  6  Kobe波加速度时程及傅里叶谱

    Figure  6.  Input ground motion of Kobe wave and fourier spectrum

    图  7  测点布置

    Figure  7.  Diagram of monitor point layout

    图  8  不同测点处超孔压和超孔压比

    Figure  8.  Comparison of excess pore pressure and excess pore pressure ratio at different monitor points (z = 6 m)

    图  9  有无波浪荷载时地震作用下海床的渐进液化对比

    Figure  9.  Comparison of progressive liquefaction of seabed under earthquake with and without wave load

    图  10  海床表面距沉管不同距离处的动力系数对比

    Figure  10.  Comparison of dynamic coefficients at different distances from seabed surface to immersed tunnel

    图  11  沿海床深度的峰值加速度放大系数

    Figure  11.  The peak acceleration amplification factor at different depths of the immersed tunnel side wall

    图  12  沉管隧道上浮时程对比

    Figure  12.  Comparison diagram of uplift of immersed tunnel

    表  1  土单元计算参数

    Table  1.   Calculation parameters of soil element

    相对密度Dr/%Davidenkov模型孔压模型莫尔-库仑模型
    ABγ0C1C2C3黏聚力c/kPa内摩擦角ϕ /(°)抗拉强度T/kPa
    501.020.354.1×10−40.9970.1501.250300
    下载: 导出CSV

    表  2  数值模型计算参数

    Table  2.   Calculation parameters of numerical model

    相对密度Dr/%Davidenkov模型孔压模型莫尔-库仑模型
    ABγ0C1C2C3黏聚力c/kPa内摩擦角ϕ /(°)抗拉强度T/kPa
    501.030.43.9×10−40.430.931.250300
    下载: 导出CSV
  • 陈国兴, 岳文泽, 阮滨等, 2021. 金塘海峡海床地震反应特征的二维非线性分析. 岩土工程学报, 43(11): 1967—1975

    Chen G. X. , Yue W. Z. , Ruan B. , et al. , 2021. Two-dimensional nonlinear seismic response analysis for seabed site effect assessment in Jintang strait. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 43(11): 1967—1975. (in Chinese)
    崔杰, 周鹏, 李亚东等, 2016. 地震作用下海底沉管隧道的动力响应分析. 地震工程与工程振动, 36(4): 96—102 doi: 10.13197/j.eeev.2016.04.96.cuij.011

    Cui J. , Zhou P. , Li Y. D. , et al. , 2016. Earthquake dynamic response analysis of seabed under the action of immersed tunnel. Earthquake Engineering and Engineering Dynamics, 36(4): 96—102. (in Chinese) doi: 10.13197/j.eeev.2016.04.96.cuij.011
    杜修力, 雷枝, 李亮等, 2015. 地震和波浪联合作用下自由场海水动水压力分析. 世界地震工程, 31(3): 1—9

    Du X. L. , Lei Z. , Li L. , et al. , 2015. Hydrodynamic pressures analysis of free field seawater under coaction of earthquake and wave. World Earthquake Engineering, 31(3): 1—9. (in Chinese)
    金宇航, 闫培雷, 郭恩栋等, 2022. 地震-台风耦合作用下近海导管架平台动力响应分析. 震灾防御技术, 17(1): 132—142

    Jin Y. H. , Yan P. L. , Guo E. D. , et al. , 2022. Dynamic response analysis of offshore jacket platform under the coupling action of the earthquake and Typhon. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 17(1): 132—142. (in Chinese)
    罗刚, 张玉龙, 潘少康等, 2021. 波浪地震耦合作用下悬浮隧道动力响应分析. 工程力学, 38(2): 211—220, 231

    Luo G. , Zhang Y. L. , Pan S. K. , et al. , 2021. Dynamic response analysis of submerged floating tunnels to coupled wave-seismic action. Engineering Mechanics, 38(2): 211—220, 231. (in Chinese)
    闫维明, 谢志强, 张向东等, 2016. 隔舱式颗粒阻尼器在沉管隧道中的减震控制试验研究. 振动与冲击, 35(17): 7—12, 25

    Yan W. M. , Xie Z. Q. , Zhang X. D. , et al. , 2016. Tests for compartmental particle Damper's a seismic control in an immersed tunnel. Journal of Vibration and Shock, 35(17): 7—12, 25. (in Chinese)
    张如林, 楼梦麟, 2012. 基于达维坚科夫骨架曲线的软土非线性动力本构模型研究. 岩土力学, 33(9): 2588—2594

    Zhang R. L. , Lou M. L. , 2012. Study of nonlinear dynamic constitutive model of soft soils based on Davidenkov skeleton curve. Rock and Soil Mechanics, 33(9): 2588—2594. (in Chinese)
    赵丁凤, 阮滨, 陈国兴等, 2017. 基于Davidenkov骨架曲线模型的修正不规则加卸载准则与等效剪应变算法及其验证. 岩土工程学报, 39(5): 888—895

    Zhao D. F. , Ruan B. , Chen G. X. , et al. , 2017. Validation of modified irregular loading-unloading rules based on Davidenkov skeleton curve and its equivalent shear strain algorithm implemented in ABAQUS. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 39(5): 888—895. (in Chinese)
    赵凯, 王秋哲, 王彦臻等, 2021. 可液化地基地下结构地震反应特征简化有效应力分析. 振动与冲击, 40(21): 39—46

    Zhao K. , Wang Q. Z. , Wang Y. Z. , et al. , 2021. Effects of soil-underground structure interaction on seismic response of liquefiable sit around underground structure. Journal of Vibration and Shock, 40(21): 39—46. (in Chinese)
    Chen G. X. , Ruan B. , Zhao K. , et al. , 2020 a. Nonlinear response characteristics of undersea shield tunnel subjected to strong earthquake motions. Journal of Earthquake Engineering, 24(3): 351—380. doi: 10.1080/13632469.2018.1453416
    Chen G. X. , Wang Y. Z. , Zhao D. F. , et al. , 2021. A new effective stress method for nonlinear site response analyses. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 50(6): 1595—1611.
    Chen W. Y. , Jeng D. , Chen W. , et al. , 2020 b. Seismic-induced dynamic responses in a poro-elastic seabed: Solutions of different formulations. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 131: 106021. doi: 10.1016/j.soildyn.2019.106021
    Cheng X. S. , Li G. L. , Chen J. , et al. , 2018. Seismic response of a submarine tunnel under the action of a sea wave. Marine Structures, 60: 122—135. doi: 10.1016/j.marstruc.2018.03.004
    Phillips C. , Hashash Y. M. A. , 2009. Damping formulation for nonlinear 1 D site response analyses. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 29(7): 1143—1158. doi: 10.1016/j.soildyn.2009.01.004
    Sumer B. M., Ansal A., Cetin K. O., et al., 2007. Earthquake-induced liquefaction around marine structures. Journal of Waterway, Port, Coastal, and Ocean Engineering, 133(1): 55—82.
    Yu H. T. , Yuan Y. , Xu G. P. , et al. , 2018. Multi-point shaking table test for long tunnels subjected to non-uniform seismic loadings-part II: application to the HZM immersed tunnel. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 108: 187—195. doi: 10.1016/j.soildyn.2016.08.018
    Zhao K. , Xiong H. , Chen G. X. , et al. , 2018. Wave-induced dynamics of marine pipelines in liquefiable seabed. Coastal Engineering, 140: 100—113. doi: 10.1016/j.coastaleng.2018.06.007
    Zhao K. , Wang Q. Z. , Chen W. Y. , et al. , 2020. Uplift of immersed tunnel in liquefiable seabed under wave and current propagation. Engineering Geology, 278: 105828. doi: 10.1016/j.enggeo.2020.105828
    Zienkiewicz O. C. , Chang C. T. , Hinton E. , 1978. Non-Linear seismic response and liquefaction. International Journal for Numerical and Analytical Methods in Geomechanics, 2(4): 381—404. doi: 10.1002/nag.1610020407
  • 加载中
图(12) / 表(2)
计量
  • 文章访问数:  324
  • HTML全文浏览量:  57
  • PDF下载量:  20
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2022-10-31
  • 刊出日期:  2023-03-31

目录

/

返回文章
返回