阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究.pdf

第40 卷第5期2023年9 月建筑科学与工程学报Journal of Architecture and Civil EngineeringVol.40No.5Sept.2023引用本文：赵晓斌，任青，杨涛，等.阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究 J.建筑科学与工程学报，2 0 2 3，40（5）：19 2-2 0 5.ZHAO Xiaobin,REN Qing,YANG Tao,et al.Study on shock absorption measures of stepped pipe gallery under non-uniform earthquake exci-tationLJJ.Journal of Architecture and Civil Engineering,2023,40(5):192-205.D0I:10.19815/j.jace.2021.11088阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究赵晓斌12，任青？，杨易涛?，邓海明2（1山东泰山建工发展集团有限公司，山东济南2 50 0 0 0；2.上海理工大学土木工程系，上海2 0 0 0 9 3）摘要：基于有限元分析方法，建立管廊-土体结构相互作用的三维有限元模型；通过模态分析，得到了3种不同接头形式阶梯型地下综合管廊的自振频率和变形特征，验证了模型的合理性；研究了阶梯型地下综合管廊在小震非一致激励条件下，平口、企口和现浇3种不同的管廊接头在设置加腋及加腋和减震层共同作用下的动力响应。结果表明：加腋使管廊廊身和接头的应力水平降低幅度在10%左右，使3种接头形式管廊顶板轴线应力均降低了50%7 0%；加腋高度由30 0 mm增加到600mm时，平口式管廊接头处应力降低幅度增加了1倍左右，而对于企口式和现浇式接头的影响较小；设置加腋和减震层共同作用的阶梯型多仓管廊应力水平降低幅度约为2 0%，而对顶板轴线的位移和接头处相对位移几乎无任何影响；设置加腋和减震层共同作用对不同接头形式的管廊第一、第三主应力降低幅度的影响不同，现浇接头的降低幅度约为30%，平口接头降低幅度约为20%，企口式接头降低幅度不足10%。关键词：阶梯型管廊；非一致激励；减震措施；动力响应中图分类号：TU924Study on shock absorption measures of stepped pipe gallery underZHAO Xiaobinl-,REN Qing,YANG Tao,DENG Haiming?(1.Shandong Taishan Construction Engineering Development Group Co.,Ltd,Jinan 25ooo0,Shandong,China;2.Department of Civil Engineering,University of Shanghai for Science and Technology,Shanghai 200093,China)Abstract:Based on the method of finite element analysis,the three-dimensional finite elementmodel for the interaction of pipe gallery-soil structure was established.Through modal analysis,the natural vibration frequency and deformation characteristics of three different joint forms ofstepped underground integrated pipe gallery were obtained,which verified the rationality of themodel.Under the non-uniform excitation condition of small earthquake,the dynamic response ofthree different pipe gallery joints of flat,tongue-and-groove and cast-in-situ under the combinedaction of haunching and damping layer was studied.The results show that the haunching reducesthe stress level of the pipe gallery body and joint by about 1o%,and reduces the axial stress ofthe pipe gallery roof of the three joint forms by 50%-70%.When the haunching height isincreased from 300 mm to 600 mm,the stress reduction at the flat pipe gallery joint is doubled,收稿日期：2 0 2 1-11-2 1基金项目：国家重点研发计划项目（2 0 16 YFC0802405）通信作者：任青（19 7 6-），男，工学博士，副教授，硕士生导师，E-mail：r e n q i n g 19 7 6 16 3.c o m。文献标志码：Anon-uniform earthquake excitation文章编号：16 7 3-2 0 49（2 0 2 3)0 5-0 19 2-14第5期but it has little effect on the tongue-and-groove and cast-in-situ joints.The stress level of steppedmulti bin pipe gallery with haunch and damping layer is reduced by about 20%,but it has littleeffect on the displacement of roof axis and the relative displacement of joints.The joint action ofhaunching and damping layer has different effects on the reduction range of the first and thirdprincipal stresses of pipe gallery with different joint forms.The reduction range of cast-in-situjoint is about 30%,that of flat joint is about 20%,and that of tongue-and-groove joint is lessthan 10%.Key words:stepped pipe gallery;non-uniform excitation;shock absorption measure;dynamic re-sponse0引 言地下综合管廊的建设起源于19 世纪的欧洲，已发展成为城市的“生命线”，是确保城市正常运作的重要基础设施 1。日本自19 2 6 年开始建设综合管廊，目前已成为世界上管廊建设里程最大、最先进的国家之一 2 。中国的城市地下综合管廊工程起步较晚，19 58 年北京天安门广场才完成了首座地下综合管廊的建设 3，随后上海、广州等经济发达地区也相继建设了少量的综合管廊，直到近年来，综合管廊的建设才得到了迅速发展。在实际工程中，管廊在地震作用下可能会发生严重的变形,甚至破坏。因此，在国内外大力开发城市地下空间、兴建综合管廊工程的背景下，研究综合管廊的地震响应和减震、隔震问题，对提高结构的抗震安全性和工程的抗灾保障能力具有重要的现实意义 5。国外很多学者对地下结构地震作用下的性能展开了一系列的研究 6-9 。Tsinidis 等 10 1 对一个柔性的铝制方形管廊模型进行了一系列动态离心试验，分析嵌人结构的土-结构相互作用。Lee等 11 采用响应位移法和时间历史分析法，并基于综合管廊破坏的极限状态，运用最大似然法推导了管廊地震作用下的脆性破坏曲线，为综合管廊的抗震设计提供依据。Abate等 12 建立了管廊-土-地上耦合建筑系统的数值模型，进行了地震反应下的参数分析。中国在管廊抗震方面的研究相对较少，杨仕升等 13 建立综合管廊上燃气舱进风口节点的二维有限元模型，分析了不同地震波峰值作用下管廊节点的地震响应，结果表明管廊节点的薄弱部位发生在隔板与底板及中板部位和侧壁与底板及中板的交接处。王鹏宇等 14 在使用反应位移法计算得出地震时管廊薄弱部位后，运用动力时程方法分析管廊的地震响应，结果表明管廊结构地震破坏时的薄弱环节发生在顶板、底板与侧墙的连接部位以及中隔墙赵晓斌，等：阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究193的墙端。王振强等 15 采用振动台模型试验方法，研究了单仓地下综合管廊横向一致地震作用下的动力响应，发现管廊结构中部截面变形最为明显，各截面角点处的变形位移最大，是管廊抗震设计中需要重视的关键部位。在管廊减震隔震研究方面，由浩宇 16 利用有限元数值模拟方法分析了多种工况条件下管廊内管道的地震反应规律和多种隔震装置的减震效果，提出了综合管廊内管道系统的隔震减震设计方法。李志伟等 17-18 运用有限元法，建立土与管廊结构相互作用的有限元计算模型，进行了地震作用下地下综合管廊动力响应与减震隔震的研究，分析了减震层材料、厚度等参数改变对减震层减震隔震效果的影响。田瑶 19 建立土体与管廊结构相互作用的三维有限元计算模型，分析了圆形综合管廊结构在水平地震作用下有无减震层2 种工况的动力响应，发现设置减震层可以提供良好减震效果，提高土体与管廊结构的变形协调性能。杨艳敏等 2 0 通过振动台试验，研究了单仓综合管廊腋角高度对管廊结构动力响应的影响，发现增大相同腋角高度，装配式管廊结构的层间位移降低幅度大于整浇式管廊。管廊作为浅埋的长条式地下结构，在抗震分析时应考虑波传播的时间滞后性和衰减特性，王琴 2 1通过研究指出了非一致激励是浅埋地下综合管廊地震响应分析的重点；史晓军 2 2 通过对比研究也指出管廊在非一致地震作用下的加速度反应大于其在一致地震作用下的加速度反应。因此，对管廊进行非一致地震激励下的研究是十分必要的。目前，很少有学者开展关于阶梯型多仓综合管廊在非一致地震激励下抗震措施的研究。因此，本文通过有限元方法，分析不同接头形式（现浇式、平口式和企口式）在小震（0.0 5g，g 为重力加速度）条件下管廊加腋和加腋与设置减震层相结合情况下的动力响应，得出适用于不同管廊接头形式的减震隔194震措施，以期为地下综合管廊减震隔震的工程应用提供参考依据。17有限元模型1.1工程概况以上海市松江南站玉阳大道示范段综合管廊项目为依托，管廊全长约为3.52 km，设置为双层六仓阶梯型断面，拟容纳的管线包括10 kV电力、信息、燃气、给排水等，其布置在玉阳大道道路北侧公共绿地下方，管廊位置与截面如图1所示。机动车道建筑科学与工程学报1.2模型建立本文运用ANSYS有限元软件，建立管廊-土体共同作用的管廊加腋及加腋与设置减震层相结合的三维有限元模型，见图2。管廊和土体结构均采用六面体实体单元进行划分，土体采用Solid45单元离散，材料参数见表1。管廊主体结构采用Solid65单元模拟，混凝土强度为C40，弹性模量E=32.5GPa，泊松比为0.2。钢筋采用HRB400和HPB300，整体式建模，弹性模量分别为2.0 10 5MPa和2.1非机动车道机非分隔带2023年X8图1综合管廊位置与截面（单位：m）Fig.1 Location and cross section of integrated pipegallery(unit:m)层序土质1管廊填土2黏土3淤泥质黏土4粉质黏土105MPa，泊松比为0.3。土体采用Drucker-Prager弹塑性模型，混凝土采用William-Wanker模型。图3为管廊无减震措施和有减震措施的截面示意图，其中加腋高度h为0.5倍壁厚（h=300mm）和1倍壁厚（h=600mm）；加腋与设置减震层相结合中加腋高度为30 0 mm，通长柔性减震层厚度为300mm，柔性减震层为橡胶材料，采用Solid185单元模拟，密度=100.0kgm-3，弹性模量E=3.0MPa,泊松比u=0.38。模型中管廊接头的形式有3种，分别为平口式、现浇式和企口式，示意图见图4。1.3边界条件为了消除人工边界处反射波的影响，边界条件采用刘晶波等 2 3 提出的黏弹性边界条件。在进行边界处理时，法向与切向的弹簧刚度和阻尼系数按照式(1)、(2)取值。0.5013.65土层厚度/m1.400.805.8010.20图2 管廊-土体三维有限元模型Fig.2Three-dimensional finite element model ofpipe gallery-soil表1土体力学参数Table 1Mechanical parameters of soil mass弹性模量/MPa9.3413.087.0419.06重度/(kN m=3)17.0018.7017.3019.40式中：KBN、CBN分别为法向的弹簧刚度和阻尼器的阻尼系数；KBT、C BT 分别为切向的弹簧刚度和阻尼器的阻尼系数；N与T分别为法向和切向黏弹性人工边界修正系数，根据分析经验，分别取N=4/3和T=2/3;G为介质的剪切模量；R为人工边界点至波源的距离；Cp和Cs分别为介质中P波和S波的波速。根据黏弹性边界理论，需要对除模型中上表面之外的其余5个表面的每一个节点施加、三个方向的弹簧-阻尼器约束，采用Combinl4单元模拟。经计算，模型中不同土层外表面的弹簧刚度和阻尼见表2。黏聚力/kPa22.0027.2012.6037.00GKBN=N,CBv=pCpRKBT=TGCBT=pCsR内摩擦角/（）22.0015.009.1017.50泊松比0.350.350.350.35(1)(2)第5期0.6.m.2.1 mjh0.6m2.1mk0.3m腋角13.3 m(b)加胶截面9.4m 3.3 m12m0.m4减震层0.6m2.1m/k4.5m0.3m一腋角土13.3m(c）腋角-减震层截面图3管廊截面Fig.3Cross section of pipe galleryTable 2Spring stiffness and damping coefficient土层KBN/(105 N m-1)管廊填土67.60黏土94.69淤泥质黏土51.02粉质黏土138.06于混凝土结构一般取5%。因此，在两阶振动频率和振型阻尼比已知的情况下，可以求出和值。经计算，本数值模拟综合管廊模型的=0.07,=0.04。1.5非一致激励地震波地震波采用上海人工地震波，时间长度为30 s，各方向加速度时程曲线和傅里叶变换的反应谱见图5,其中t为时间，为加速度。假定在纵向上各点的波形不变，地震波沿模型以恒定速度传播，对任意深度、任意位置的节点施加地震波进行时程分析时，仅存在时间滞后和震幅衰减；考虑到地震波的衰减特性，在深度方向上，将地震波幅值乘以衰减因子施赵晓斌，等：阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究0.4 m 3.3 m.0.6m1.2m0.3m4.5m0.3m13.3m(a)无减震措施0.4 m 3.3 m+0.3m4.5m0.3m0.3m0.3m195ABC(a）平口式接头管廊ABC0.3m(b)现浇式管廊ABC州(c）企口式接头管廊图4管廊接头平面示意图.0.6m1:2190王uto表2 弹簧刚度和阻尼系数CBN/(105 N s m-1)2.953.253.013.37接头D之伸缩缝马之接头Fig.4 Plane diagram of pipe gallery joint1.4材料阻尼材料阻尼直接影响结构的基本动力响应特性，是研究结构动力响应的重要参数。在ANSYS中可以考虑多种阻尼形式，但就动力分析而言，主要考虑Rayleigh 阻尼 2 4 。在ANSYS中，黏性阻尼矩阵C用质量矩阵M和刚度矩阵K的线性组合来表示，即C=aM+PK式中：为质量阻尼系数;为刚度阻尼系数。通过振型阻尼比计算可以得到和的值，设；为某个振型i的实际阻尼和临界阻尼之比，w；为该模态的固有角频率,那么系数和的关系式为(4)20i2选取对结构振动贡献大的两阶振型i阶和j阶,其响应的振动频率分别为；和j，振型阻尼比分别为和，由试验或经验确定。根据经验，对KBT/(105 N m-1)CBT/(105 N s m-1)33.840.9347.471.0225.500.9569.031.06加在不同土层上，分析非一致激励小震（0.0 5g）条件下不同接头形式在不同减震措施下的动力响应差异。2模态分析为确保模型分析的合理性，首先对未设置减震措施的阶梯型地下综合管廊进行模态分析，图6 8给出了平口、企口和现浇3种接头形式管廊的前三阶振型。可以看出：平口接头管廊的前三阶模态分别为弯扭变形、拉弯曲变和纯弯变形；企口接头管廊的前两阶模态为弯曲变形，第3阶模态为纯扭变形；现浇接头管廊的前三阶模态分别是弯扭变形、纯弯(3)+Boi1960.60.4(_S.u)/0.20一0.2-0.4F-0.6(a)加速度时程曲线(x方向)40(_s.u)/雷射3224160(d)傅里叶变化反应谱（x方向）应变0.13010-s0.277X10-40.54110-40.80510-40.10710-30.13310-30.160X10-30.186X10-30.21210-30.239X10-3(a)第1阶模态应变0.40510-s0.208X10-40.375X10-40.543X10-40.710X10-40.877X10-40.10410-30.121X10-30.13810-30.155X10-3(a)第1阶模态曲变和拉弯曲变。表3给出了平口、企口和现浇3种接头形式管廊的前3阶自振频率。可以看出，平口接头管廊的基频为1.31Hz,企口接头管廊的基频为1.34Hz，现浇接头管廊的基频为1.31Hz,显然管廊的自振频率随着接头整体性能的提高依次增大，但总体上来看不同接头形式对管廊结构一阶自振频率影响较建筑科学与工程学报0.6r0.4(_s.w)/b0.200.2-0.4-0.61020t/s15510频率/Hz2023年0.60.4(_s.w)/0.20一0.2-0.4-0.6%3010t/s(b)加速度时程曲线(方向)40(_s.u)/3224168002025Fig.6Mode of pipe gallery with flat joint(b)货第2 阶模态图7企口接头管廊模态Fig.7Mode of pipe gallery with tongue-and-groove joint20510频率/Hz(e)傅里叶变化反应谱(y方向）图5人工地震波Fig.5Artificialearthquakewave0.204X10-40.333X10-40.463X10-40.59210-40.72110-40.851X10-40.980X10-40.11110-30.124X1030.137X103(b)第2 阶模态图6平口接头管廊模态应变0.11810-40.28410-40.450X10-40.61510-40.781X10-40.947X10-40.111X10-30.1201030.14410-40.16110-3小，对管廊结构二阶和三阶自振频率的影响较大。3不同加腋高度减震措施分析3.1整体动力响应分析表4给出了小震作用下加腋后管廊的主应力计算结果。经过分析可知：与无减震措施的管廊相比，管廊在加腋高度为30 0 mm和6 0 0 mm时，其廊身30152025应变10t/s(c)加速度时程曲线(z方向)24(_s.w)/8040(f)傅里叶变化反应谱（z方向）应变0.28410-60.224X10-40.44510-40.666X10-40.88710-40.111X10-30.1331030.155X1030.1771030.199X10-3(c)第3阶模态应变0.65210-60.119X10-40.231X10-40.34310-40.45510-40.567X10-40.679X10-40.79210-40.90410-40.102X10-3(c)第3阶模态20510152025频率/Hz30第5期Table 3The first three natural frequencies ofpipe gallery接头类型平口接头企口接头现浇接头一阶自振频率/Hz1.305 2二阶自振频率/Hz1.3538三阶自振频率/Hz1.375 6Table 4Stress comparison between haunching pipe gallery body and joints平口加胶高度/廊身mmoi/MPa03/MPa01/MPa03/MPa01/MPa03/MPa01/MPa03/MPa01/MPa03/MPaoi/MPa03/MPa00.293000.276000.25注：0 1为第一主应力；0 3为第三主应力。Table 5Comparison of absolute displacement of haunching pipe gallery roof and relative displacement at joint加腋高度/顶板绝对位移/mmmm向向向向向向向向向向向向03.53003.56003.5Table 6Comparison of absolute stress of haunching pipe gallery roof and stress difference at joint平口加胶高度/顶板绝对应力/MPamm向向向向向向向向向向向向00.183000.086000.06对位移和应力差。可以看出：设置了角部加腋的多仓管廊顶板绝对位移和接头处的相对位移均没有任何变化，但可以有效地降低管廊顶板轴线的赵晓斌，等：阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究应变0.129X10-s0.26410-40.51510-40.76610-40.10210-30.1271030.1521030.177X1030.2021030.227103(a)第1阶模态表3管廊前3阶自振频率1.33801.41881.581 5表4加腋管廊廊身与接头处应力对比企口接头廊身-0.190.760.180.670.170.61表5加腋管廊顶板绝对位移和接头处相对位移对比平口接头/mm顶板绝对位移/mm1.21.21.21.21.21.2表6加腋管廊顶板绝对应力和接头处应力差对比企口接头Ao/MPa顶板绝对应力/MPa0.050.050.050.050.040.05197应变应变0.26210-60.219X10-40.21710-40.32310-40.43210-*0.427X10-40.64610-40.531X10-40.861X10-40.634X10-40.10910-30.738X10-40.12910-30.842X10-40.15010-30.946X10-40.17210-40.105X10-30.19310-30.11510-3(b)第2 阶模态图8现浇接头管廊模态Fig.8Mode of pipe gallery with cast-in-situ joint1.31461.37761.434.4-0.441.36-0.401.30-0.381.270.81.30.81.30.81.30.050.100.050.050.010.05(c)第3阶模态的主应力水平降低幅度在5%10%之间；当加腋高度为30 0 mm时，接头的主应力水平降低幅度在3%12%之间；当加腋高度为6 0 0 mm时，接头的主应力水平降低幅度在6%2 0%之间。3.2管廊顶板位移、应力分析图9 11和表5、6 给出了管廊顶板轴线处沿管廊纵向长度I分布的位移D、正应力。、接头处的相接头-0.723.630.663.51-0.633.41企口接头o/mm1.50.011.50.011.50.01接头o/MPa顶板绝对应力/MPa0.130.030.150.030.150.03应力水平，3种管廊均降低了50%7 0%，考虑到应力水平的绝对值较低，可以认为加腋对于管廊应力水平影响有限；角部加腋虽然能够降低管廊顶板处现浇廊身接头-3.180.30-3.040.28-2.920.27顶板绝对位移/mm0.013.10.013.10.013.10.100.170.100.070.100.03-0.12-0.12-0.11现浇接头A/mm1.20.81.20.81.20.8现浇接头o/MPa0.050.150.030.100.030.050.610.550.51-0.38-0.35-0.320.50.50.50.050.050.05198建筑科学与工程学报42023年12wu/a001wu/a-120(a)顶板轴线处各方向位移分布线(h=300mm)4向2向2Fuu/a2040/mm608010080120401/mm(a)顶板轴线处各方向位移分布线(h=300mm)1u/a-1601002(b)顶板轴线处各方向位移分布线(h=600mm)0.20.1edN/o20401/mm60801000(b)顶板轴线处各方向位移分布线(h=600mm)0.20.1edW/o200401/mm6080100一0.1-0.1-0.2-0.2020(c)顶板轴线处各方向应力分布线(h=300mm)0.120.080.0400.04-0.08-0.126(d)顶板轴线处各方向应力分布线(h=600mm)图9平口接头加腋管廊顶板轴线处位移和应力分布线Fig.9Displacement and stress distribution lines ataxis of roof of flat joint haunching pipe gallery的应力水平，但是对接头处的应力差没有影响。3.3管廊接头动力响应分析图4给出了不同管廊接头处的编号示意图，表79 给出了小震非一致激励下，加腋后多仓管廊接头处各点加速度、加速度差、位移和位移差的计算结果。可以看出：设置加腋对多仓管廊接头和施工缝处各点的地震响应影响不大，不论是加速度幅值、位移幅值还是相对位移没有影响，这是由于多仓管廊的刚度和质量较大，局部加腋对于整体结构难以产生影响。向4060l/mm2040l/mm806080100100-0.35(c)顶板轴线处各方向应力分布线(h=300mm)0.20.10-0.1F-0.2E-0.30(d）顶板轴线处各方向应力分布线(h=600mm)图10企口接头加腋管廊顶板轴线处位移和应力分布线Fig.10Displacement and stress distribution lines ataxis of roof of tongue-and-groove joint haunching图12 14和表10 给出了小震条件下非一致激励下3种管廊的接头处应力计算结果，可以看出：(1)当加腋高度为30 0 mm时，平口式接头管廊的接头第一主应力的降幅为11.8%，第三主应力的降幅为9%；现浇管廊施工缝的第一主应力和第三主应力的降幅约为7%；企口式接头管廊接头的第一主应力和第三主应力降幅为4%。(2)当加腋高度为6 0 0 mm时，平口式接头管廊接头的第一主应力从0.7 6 MPa减小到0.6 1MPa，2020pipe gallery401/mm40601/mm608080100100第5期42wu/a赵晓斌，等：阶梯型管廊非一致地震激励下的减震措施研究19942向2wu/a2(a)顶板轴线处各方向位移分布线(h=300mm)0.150.100.050-0.05-0.10%(c)顶板轴线处各方向应力分布线(h=300mm)Fig.11Displacement and stress distribution lines at axis of roof of cast-in-situ joint haunching pipe gallery加腋高度/平口接头加速度幅值/（ms-）mmA00.413000.416000.41加腋高度/平口接头位移幅值/mmmmA0-3.50-4.65300-3.49-4.62-4.39一4.8 4一2.0 2-2.68-2.68-2.03-3.20一4.37-4.20-4.43600-3.48表9 加腋管廊接头相对位移幅值Table 9Relative displacement amplitude of haunchingpipe gallery joint平口接头相对企口接头相对现浇接头相对加腋高度/mm位移幅值/mm位移幅值/mm位移幅值/mm02.083002.086002.08降幅约为2 0%，第三主应力从0.44MPa减小到0.38MPa，降幅约为14%；企口式接头和现浇式接头管廊接头的第一主应力和第三主应力则只有不到7%的降幅。10020401/mm工200.430.420.42Table 8Displacement amplitude of haunching pipe gallery jointBC-4.42-4.87一4.6 14.38-4.82-0.0121.64-0.0121.64-0.0121.642608040601/mm图11现浇接头加腋管廊顶板轴线位移和应力分布线表7 加腋管廊接头加速度幅值Table7Acceleration amplitude of haunching pipe gallery jointBC0.460.450.4520(b)顶板轴线处各方向位移分布线(h=600mm)0.15向0.102向0.050-0.05-0.10580100企口接头加速度幅值/（ms-）DA0.500.210.490.210.490.20表8加腋管廊接头位移幅值企口接头位移幅值/mmDA-2.02-2.00401/mm020(d）顶板轴线处各方向应力分布线(h=600mm)现浇接头加速度幅值/（ms-）BC0.270.270.260.260.260.26BC-2.71一2.7 12.61-2.614加腋与减震层共同作用减震分析4.1整体动力响应分析图1517 和表11给出了小震作用下设置加腋(300mm）和减震层（30 0 mm）后多仓管廊的主应力计算结果。通过与无减震措施的管廊动力响应进行对比。可以看出：设置减震措施后管廊的应力水平有一定程度的降低，但由于多仓管廊的体量较大，其减震层的作用有限，廊身和接头应力水平降低幅度仅有2 0%左右。4.2管廊顶板位移、应力分析表12、13和图18 2 0 给出了管廊顶板轴线处的位移、3个坐标轴方向的正应力、接头处的相对位6040601/mmDA0.240.370.240.370.230.36现浇接头位移幅值/mmDA-2.07-3.22-1.97-3.238080BC0.390.440.390.430.380.42BC-4.39-4.224.36-4.18100100D0.470.460.46D-4.46-4.41200(a)第一主应力(h=300 mm)应力/Pa295976.0254880.0213783.0172687.090494.3131.391.049398:0-8301.632794.773891.0(c)第三主应力(h=300 mm)图12平口接头加腋管廊主应力云图Fig.12Main stress nephogram of flat jointhaunching pipe gallery应力/Pa0.467X106-0.256X.1060.416X1000.8581060.13018,0.17410,0.2181070.263X1070.307.10,0.351X107(a)第一主应力(h=300mm)应力/Pa0.304X1070.2641070.224107-0.185107-0.14510,0.105107-0.658106-0.262.1060.134X100.530X106(c)第三主应力(h=300mm)图13企口接头加腋管廊主应力云图Fig.13Main stress nephogram of tongue-and-groovejoint haunching pipe gallery应力/Pa13943:137.071.264957.3115971:0166986.0269014.0218000.0320028.0371043.0422057.0(a)第一主应力(h=300mm)应力/Pa286812.0248127.0209442:0170756.0132071.093385.854700.3-16.015.122670.261355:3(c）第三主应力(h=300mm)图14现浇接头加腋管廊主应力云图Fig.14Main stress nephogram of cast-in-situ jointhaunching pipe gallery移和应力差，可以看出：加腋和减震层的设置对于管廊顶板轴线的位移和接头处相对位移几乎无任何影响，说明对于大体量管廊，柔性减震层的位移建筑科学与工程学报应力/Pa应力/Pa-41.465.6-31305.117249.320720.675964.12746:.4134679.0124772:0193394.0176798:0252109.0228823:0310823.8280849.0369538.0332875.0428253.0384901.01486968:0436926.0(b)第一主应力(h=600 mm)应力/Pa273.586.0236737.0199888.0163039.089341.3126190.032492.4-15643.621205.3138054.2(d)第三主应力(h=600mm)应力/Pa0.453X106-0.234X1060.406X100.836100.12710,0.17010,0.213100.2551070.29810,0.341x107(b）第一主应力(h=600mm)应力/Pa0.292X10,0.254.107-0.216107-0.17710,-0.13918-0.1011070.627106-0.245X.100.137X10%0.519106(d)第三主应力(h=600mm)应力/Pa25.553.420391.666336.6112282.0158227.0204172:8250117.0296062:0387952.0342007.0(b)第一主应力(h=600mm)应力/Pa238.394.0206394.0174394.0142394:8110395:078394.6-46394.6-14.394.717605.349605:2(d)第三主应力(h=600mm)2023年表10 加腋管廊接头应力幅值Table 10Stress amplitude of haunching pipe gallery joint加胶高度/平口接头mmo1/MPa03/MPao1/MPaa3/MPao1/MPa03/MPa00.763000.676000.61(a)第一主应力云图图15平口接头加腋和减震层管廊主应力云图Fig.15Main stress nephogram of flat joint p