基金项目:国家自然科学基金项目(52078033); 河北省自然科学基金项目(E2020209072); 唐山市科技局应用基础研究项目(22130211H)
第一作者:朱赛男(1990—),女,博士,讲师,主要研究方向为岩土工程抗震.E-mail: gczhusainan@163.com
(1.华北理工大学 建筑工程学院,河北 唐山 063210; 2.北京交通大学 土木建筑工程学院,北京 100044)
(1.College of Civil and Architecture Engineering, North China University of Technology, Tangshan 063210, China; 2.School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)
underwater double-lined tunnel; water-saturated soil-tunnel dynamic interaction; scattering; seismic response; SV waves
DOI: 10.15986/j.1006-7930.2023.02.009
距今20余年的日本东京湾水底隧道是世界上首个水下双层衬砌隧道.双层衬砌隧道的防水性能和耐久性明显强于单层衬砌隧道.近年,我国也逐渐建设双层衬砌隧道,如台山核电站海底取水隧道[1]和广深港客运专线狮子洋隧道[2]等.然而,关于地震作用下的水下隧道动力响应研究成果较少.
已有的研究成果表明,衬砌强度的增加和减震层的设置可以有效抗震和减震[3-4].由此,国内外学者建立双层衬砌隧道模型,采用理论方法对双层衬砌隧道的地震动力响应进行研究.王长柏和李海波等[5]采用波函数展开法给出平面P波在无限单相介质双层衬砌隧道附近散射问题的解,以南水北调工程里的引水隧道为例,分析衬砌参数和入射波频率等因素对隧道动力集中系数的影响.借助Fourier-Bessel级数展开法和“大圆弧假定”方法,高波和王帅帅等[6-7]给出平面波(P波、SV波)在含减震层双层衬砌隧道附近的散射问题的解析解,并对减震层参数、入射波特性和衬砌参数等因素对隧道动应力集中系数的影响.在此基础上,王帅帅和高波等[8-9]给出地震作用下半空间浅埋平行双洞双层衬砌隧道场地动力响应的解,并重点分析双隧道间距对隧道地震应力响应的影响.Fan和Shen等[10]采用同样的方法,推导出SV波在饱和土中半空间中复合式衬砌隧道附近散射问题的解析解,并将外衬砌参数设为减震层参数,并探讨减震层参数对隧道应力响应的影响.
以上隧道地震动力响应的研究对象均为陆地隧道.由于水下地震记录的缺乏,在对水下隧道抗震分析时,采用的多为陆地地震记录,其准确性和科学性有待考究.目前,关于水下隧道地震动力响应的研究方法主要是数值方法[11-15].在这些研究过程中,常采用静水压力或者忽略海水对水下隧道地震动力响应的影响,这显然存在不合理性.相比之下,用解析法研究海底隧道地震响应的成果较少.然而,解析法能够定性定量地分析问题的本质和物理机制,可直观的分析水下隧道的地震动力响应.同时,解析法是数值法发展的前提,可以检验数值法的精度和稳定性.马宏伟和陈文化等[16-17]利用波函数展开法给出水下输水隧洞对地震波的散射问题的解,但将隧洞周围土体视为单相介质.Stoll和Kan[18]的研究结果表明,水下土体可视作饱和土.丁曼曼[19]将水下土体视为饱和土砂层,利用波函数展开法给出平面SV波在水下隧道结构周围散射波的解.但在处理水层表面和水土交界面处的边界条件时,马宏伟等[16-17]和丁曼曼[19]仍然采用“大圆弧假定”方法,该方法是一种近似方法,求解过程中的大宗量Bessel函数收敛较慢,致使场地内的散射波的解答存在误差累积[20].基于此,朱赛男等[21-22]和Li[23]等均采用Hankel函数积分变换法给出地震作用下海底洞室和海底隧道动力响应的解,并分析了入射波特性、隧道埋深、场地特性(海床土孔隙率和泊松比)等因素对水土交界面处的位移响应和隧道衬砌表面应力响应的影响.
本文将基于Biot饱和多孔介质波动理论和无黏性流体波动理论,建立可以考虑水-饱和土-隧道动力相互作用的水下双层衬砌隧道模型,利用Hankel积分变换法和波函数展开法,给出平面SV作用下水下双层衬砌隧道地震响应的解,分析内外衬砌刚度比和厚度比对隧道位移响应和应力的影响.
水下双层衬砌隧道场地模型如图1所示.双层衬砌隧道周围土体为饱和土多孔介质,水层为无黏性流体,水深hw.双层衬砌隧道由内衬砌和外衬砌组成,隧道埋深h,内衬砌内半径c,外衬砌内半径b,外衬砌外半径a.水层表面和水土交界面分别采用直角坐标系(x2,y2)和(x,y),隧道所在坐标系可采用柱坐标系(r1,θ1)或直角坐标系(x1,y1).上述几个坐标系间的关系如下.
在水下双层衬砌隧道场地中,水层为无黏性流体[24].无黏性流体中只有P波存在,无黏性流体介质的动力方程[25]为
式中:ρw为水的密度; Kw为水的体积模量; uw为水的运动位移.
Stoll[18]提出水下土体可视为饱和土.水下饱和土的波动方程可采用Biot[26]提出的饱和多孔介质波动理论,此处不再赘述.
如图1所示的水下双层衬砌隧道场地模型中,依次有水层自由表面、饱和土与水层交界面、饱和土与外衬砌交界面、外衬砌与内衬砌交界面及内衬砌内表面5个边界条件.对水下双层衬砌隧道场地边界条件分别做以下假设:(1)水土交界面透水,隧道外衬砌与周围土体的交界面不透水;(2)水土交界面处和隧道外衬砌与周围土体的交界面处位移均连续,且隧道外衬砌与周围土体交界面处的应力也连续.水层自由表面零应力边界条件、水土交界面边界条件和隧道外衬砌与周围土体边界条件的具体表达可见文献[23],外衬砌与内衬砌交界面和内衬砌内表面边界条件的表达如下:
(1)外衬砌与内衬砌交界面应力、位移连续边界[10](r1=b)
(2)内衬砌内表面零应力边界(r1=c)
式(3)~式(4)中:σir1r1和uir1r1分别为衬砌的径向应力和径向位移; σir1θ1和uiθ1θ1分别为衬砌的切向应力和环向位移; i=l1,l2分别代表外衬砌和内衬砌.
假设入射波SV波的波幅系数为1,入射频率和入射角分别为ω和θb,该波在直角坐标系下的表达可写为
式中:kb为饱和土中SV波波数.由于每个波的势函数都有时间因子eiωt,为书写方便,后续均忽略此项.
在自由场地中,随着入射SV波的入射,水土交界面会出现反射波(反射P1波、P2波和SV波),同时在水层产生P波.具体的波的势函数表达式见文献[23].
自由场中饱和土层P1波、P2波的总波场可表示为
式中:φ(r)1为反射P1波势函数; φ(r)2为反射P2波的势函数.
自由场中饱和土层SV波总波场可表示为
式中:ψ(r)为反射SV波的势函数.
自由场中水层的总波场可表示为
式中:φ(I)w为水层中上行P波的势函数; φ(r)w为水层中下行P波的势函数.
水下土体中双层衬砌隧道的存在,致使场地中产生散射波,包括:隧道附近散射波、水土交界面处散射波、水层中的散射波、外衬砌中的散射波以及内衬砌中的散射波.
(1)饱和土层中散射波场分析
隧道附近和水土交界面处的散射波均为P1波、P2波和SV波,其势函数的表达式分别见式(9)和式(10):
式中:H(1)n为第一类Hankel函数,A1,n、B1,n和C1,n分别是柱坐标系(r1,θ1)下的隧道附近散射P1波、P2波和SV波的波幅系数.
式中:Jn为第一类Bessel函数,A2,n、B2,n和C2,n分别是柱坐标系(r1,θ1)下的水土交界面附近散射P1波、P2波和SV波的波幅系数.
从场地模型图1中可以看出,水层自由表面和水土交界面处的边界条件是在直角坐标系下建立的,式(9)和式(10)中的散射波势函数是在柱坐标系(r1,θ1)下建立的.在以往的地震波在半空间中隧道附近散射问题的解析解中,多采用“大圆弧假定”方法,该方法极易造成散射波场计算的误差累积.因此,本文借助Lin[20]提出的Hankel积分变换法,将柱坐标系(r1,θ1)下的散射波势函数表达顺利转换到直角坐标系(x,y)下,具体方法见文献[22],转换后的隧道附近和水土交界面附近散射波势函数的表达式如式(11)和式(12)所示,
式中:a1(k)、b1(k)和c1(k)分别为水下双层衬砌隧道附近直角坐标系下的散射P1波、P2波和SV波波幅系数,具体表达式见文献[22].
式中:a2(k)、b2(k)和c2(k)分别为水土交界面附近直角坐标系下的散射P1波、P2波和SV波波幅系数,具体表达式见文献[22].
饱和土层散射波P波的总波场可表示为
饱和土层散射波SV波的总波场可表示为
(2)水层散射波场分析
参考式(11)和式(12)中的散射波势函数表达,水层中散射波势函数可表示为
式中:d1(k)和d2(k)均为水层中散射波在直角坐标系下的表达,分别代表着上行P波和下行P波; .
同理,式(15)可转换到柱坐标系下,方法见文献[22].
(3)外衬砌中的散射波场分析
外衬砌半径的范围为b≤r1≤a,0≤θ≤2π.r1=a是外衬外径,此处为外衬砌与饱和土交界面; r1=b是外衬砌内径,此处为内外衬砌交界面.随着平面波的入射,外衬砌中产生发散型散射波和汇聚型散射波,其表达式分别为
发散型散射波:
式中:L1,n和kl1,a分别为外衬砌中发散型散射P波波幅系数和波数; K1,n和kl1,b分别为外衬砌中发散型散射SV波波幅系数和波数.
汇聚型散射波:
式中:L2,n为外衬砌中汇聚型散射P波波幅系数,K2,n为外衬砌中汇聚型散射SV波波幅系数.H(2)n为n阶第二类汉克尔函数.
外衬砌中总散射波可表示为
(4)内衬砌中的散射波场分析
隧道内衬砌半径的范围为b≤r1≤c,0≤θ1≤2π.r1=b是内衬砌外径,此处为内外衬砌交界面; r1=c是内衬砌内表面.随着平面波的入射,内衬砌中同样产生发散型散射波和汇聚型散射波,其表达式分别为
发散型散射波:
式中:R1,n和kl2,a分别为内衬砌中发散型散射P波波幅系数和波数; Q1,n和kl2,b分别为内衬砌中发散型散射SV波波幅系数和波数.
汇聚型散射波:
式中:R2,n为内衬砌中汇聚型散射P波波幅系数; Q2,n为内衬砌中汇聚型散射SV波波幅系数.
隧道内衬砌总散射波可表示为
自由场中波场的求解与文献[23]相同,此处不再赘述.
外衬砌与饱和土交界面处的边界条件是在柱坐标系(r1,θ1)下建立的,可直接将柱坐标系下的散射波场总势函数和自由场总波势函数带入该边界条件中,
式中:E1(n)=[e1,ij]3×3,Cs(n)=[A1,n B1,n C1,n]T,
Sc(n)=[A2,n B2,n C2,n]T,E2(n)=[e2,ij]3×3,
Fn(n)=[an bn cn]T,G1t(n)=[g1,ij]5×2,
L1(n)=[L1,n K1,n]T,G3t(n)=[g3,ij]5×2,
L2(n)=[L2,n K2,n]T.
式中:an=a(r)n,bn=b(r)n,cn=c(1)n+c(r)n.an、bn、cn、矩阵E1(n)、矩阵E2(n)、G1t(n)和G3t(n)元素见文献[23]中的E1(n)、E2(n)、T1(n)和T3(n).
将隧道内外衬砌中散射波势函数带入边界条件式,得到内外衬砌中散射波势函数的矩阵关系式为
式中:L3(n)=[R1,n Q1,n]T; L4(n)=[R2,n Q2,n]T; 矩阵P1t(n)=[p1,ij]4×2和P2t(n)=[p2,ij]4×2元素为
将隧道内衬砌中的散射波势函数代入边界条件式,得到隧道内衬砌中散射波的波幅系数关系式为
式中:Y1t=[y1,ij]4×2,Y3t=[y3,ij]4×2,具体元素见文献[23]中的G1l(n)和G2l(n).
首先,将直角坐标系下的水层中的散射波势函数带入水层自由表面边界条件,得到水层中散射波波幅系数关系式.然后,将该式(22)、式(23)和式(24)联立,便可求得散射波波幅系数在柱坐标系下的解答.进而,可对水下双层衬砌隧道地震响应进行求解.
在验证和分析前,先定义无量纲频率η为
式中:μs为饱和土的拉梅常数,ρs为饱和土的密度.
同时,定义|ul1r|/|u0|和|ul1θ|/|u0|分别为外衬砌径向位移和环向位移放大系数,PPCF1=|σl1,f|/|σ0|和DSCF1=|σl1θ|/|σl1θ|分别为外衬砌的孔压集中系数和动应力集中系数.DSCF2=|σl2θ|/|σl20|为内衬砌的动应力集中系数.其中,u0=kb,σ0=μk2b,σl10=μ1k211,b,σl20=μ2k212,b.
为验证本文解的正确性,设外衬砌的材料参数与内衬砌结构的相同,此时外衬砌海底隧道模型可看成为水下单层隧道模型.取水层参数hw/a=5,ρw=1 000 kg/m3,Kw=2 000 MPa; 饱和土参数ρw=2 650 kg/m3,ns=0.3,ncr=0.36,Kg=36 GPa,Kcr=200 MPa; 隧道参数h/a=2,外衬砌与内衬砌的弹性模量为E1=E2=34.5×109 Pa,泊松比v1=v2=0.25,密度ρ1=ρ2=2 500 kg/m3,外衬砌厚度δ1=0.1a,内衬砌厚度δ2=0.05a,δ1+δ2=0.15a,采用本文的解计算的外衬砌外表面(r1=a)的孔压集中系数(PPCF1)和动应力集中系数(DSCF1),并将计算结果与Li等[23]得到的相同条件下海底单层衬砌隧道衬砌厚度δ=0.15a时衬砌(r1=a)的孔压集中系数和动应力集中系数进行对比.
图2给出SV波以η=0.25、θb=15°入射下采用本文解得到的外衬砌(r1=a)的孔压集中系数(PPCF1)和动应力集中系数(DSCF1)与文献[23]中衬砌隧道(r1=a)的孔压集中系数和动应力集中系数的对比.从图中可以看出,两种模型的孔压集中系数和动应力集中系数一致,从而验证了本文SV波在水下双层隧道附近散射问题的解析解的准确性.
在研究内外衬砌参数对水下双层衬砌隧道地震位移响应和应力响应的影响中,取隧道埋深h/a=2,水深hw/a=5,饱和土参数见表1,内外衬砌参数见表2.
材料参数 符号 数值 单位外衬砌弹性模量 E1 34.5×109 Pa外衬砌密度 ρ1 2 500 kg/m3外衬砌泊松比 ν1 0.25 -外衬砌厚度 δ1 0.5 m内衬砌弹性模量 E2 103.5×109 Pa内衬砌密度 ρ2 2 500 kg/m3内衬砌泊松比 ν2 0.25 -内衬砌厚度 δ2 0.5 m
图3给出SV波以无量纲频率η=2和入射角θb=30°入射时,不同的内外衬砌刚度比(E2/E1=1/3、E2/E1=1、E2/E1=3)条件下,隧道外衬砌径向位移和环向位移分布情况.从图中可以看出,内外衬砌刚度比的变化对隧道位移动力响应影响不大.
图3 内外衬砌刚度比对隧道位移响应的影响
Fig.3 Influence of inner and outer lining stiffness ratio on tunnel displacement response
图4给出SV波以无量纲频率η=2和入射角θb=30°入射时,不同的内外衬砌刚度比(E2/E1=1/3、E2/E1=1、E2/E1=3)条件下,隧道外衬砌处的孔压集中系数(PPCF1)、动应力集中系数(DSCF1)和内衬砌动应力集中系数(DSCF2)分布情况.从图中可以看出,内外衬砌刚度比的增加,内衬砌动应力集中系数明显增加.而内外衬砌刚度比的变化对外衬砌孔压集中系数和外衬砌动应力集中系数的影响不明显.这和内外衬砌刚度比对饱和土双层衬砌隧道应力响应的影响是一致的[27].
图4 内外衬砌刚度比对隧道应力响应的影响
Fig.4 Influence of inner and outer lining stiffness ratio on tunnel stress response
(2)内外衬砌厚度比的影响
图5给出SV波以无量纲频率η=2和入射角θb=30°入射时,不同的内外衬砌厚度比(δ2/δ1=1/3、δ2/δ1=1、δ2/δ1=3)条件下,隧道外衬砌径向位移和环向位移分布情况.从图中可以看出,随着衬砌厚度比的增加,隧道径向位移和环向位移有增加趋势,但幅值变化不大.
图5 内外衬砌厚度比对隧道位移响应的影响
Fig.5 Influence of inner and outer lining thickness ratio on tunnel displacement response
图6给出SV波以无量纲频率η=2和入射角θb=30°入射时,不同的内外衬砌厚度比(δ2/δ1=1/3、δ2/δ11=1、δ2/δ1=3)条件下,隧道外衬砌处的孔压集中系数(PPCF1)、动应力集中系数(DSCF1)和内衬砌动应力集中系数(DSCF2)分布情况.从图中可以看出,随着内外衬砌厚度比的增加,内外衬砌动应力集中系数明显减小.而外衬砌的孔压集中系数随着内外衬砌厚度比的增加而增加,但幅值变化不大.这与内外衬砌厚度比对饱和土中双层衬砌隧道应力响应的影响一致[27].
本文基于无黏性流体波动理论和Biot饱和多孔介质波动理论,利用Hankel函数积分变换法,推导出平面SV波在水下双层衬砌隧道附近散射问题的解,并对内外衬砌刚度比和内外衬砌厚度比对水下双层衬砌隧道响应的影响进行研究.通过计算发现:
(1)内外衬砌刚度比和厚度的变化对隧道位移响应影响较小.
(2)内外衬砌刚度比的增加对外衬砌应力响应影响不明显,但内衬砌动应力集中系数随着内外衬砌刚度的增加而明显增加.
(3)内、外衬砌动应力集中系数随着内外衬砌厚度比的增加明显减小,内外衬砌厚度比的变化对外衬砌孔压集中系数的影响有限.