王長(zhǎng)祥 林士淵 梁建文 李東橋

1.中國(guó)市政工程華北設(shè)計(jì)研究總院有限公司 天津300074

2.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院 300350

引言

隨著綜合管廊等淺埋地下結(jié)構(gòu)的建設(shè)發(fā)展，不可避免地會(huì)遇到斷層錯(cuò)動(dòng)的問(wèn)題，而目前規(guī)范多基于避讓原則加以規(guī)定，難以滿足工程需求。因此對(duì)穿越斷層的地下管廊受力機(jī)理以及相應(yīng)抗震措施進(jìn)行研究具有重要工程意義。

針對(duì)斷層錯(cuò)動(dòng)引起的地層永久變形對(duì)地下結(jié)構(gòu)的影響問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了深入研究。在埋地管道方面，Kennedy 等［1］采用梁模型研究了長(zhǎng)距離輸油管道在正斷層作用下的響應(yīng)。高田至郎等［2］首次采用三維殼-彈簧模型對(duì)穿越正斷層和逆斷層作用下大口徑管道進(jìn)行了靜力彈塑性分析。在盾構(gòu)隧道方面，范文等［3］通過(guò)模型試驗(yàn)研究地裂縫帶對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的影響。劉學(xué)增等［4］采用模型試驗(yàn)研究了斷層45°傾角正斷層作用下隧道模型的應(yīng)變規(guī)律及破壞形態(tài)。焦鵬飛等［5］分析了逆斷層錯(cuò)動(dòng)作用對(duì)穿越斷層隧道的影響。梁建文等［6］通過(guò)建立三維有限元?dú)?彈簧模型，開(kāi)展了正斷層及逆斷層錯(cuò)動(dòng)下盾構(gòu)隧道結(jié)構(gòu)響應(yīng)的靜力彈塑性分析。

可以看出，以往研究多針對(duì)埋地管線、盾構(gòu)隧道等地下結(jié)構(gòu)在斷層錯(cuò)動(dòng)下的力學(xué)性能和破壞機(jī)理，而針對(duì)預(yù)制地下管廊的研究還鮮有報(bào)道。由于預(yù)制綜合管廊多為淺埋地下結(jié)構(gòu)，且其預(yù)應(yīng)力企口式接頭在力學(xué)性能上也與盾構(gòu)隧道的拼裝式螺栓接頭有很大不同，斷層錯(cuò)動(dòng)下預(yù)制地下管廊的變形破壞特征、結(jié)構(gòu)能承受的最大斷層錯(cuò)距等問(wèn)題已超出現(xiàn)行規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)范疇，亟待解決。

鑒于此，本文基于有限元軟件ABAQUS，建立土-管廊三維相互作用模型，研究斷層錯(cuò)動(dòng)下地下預(yù)制雙艙管廊的變形及受力特征，提出相應(yīng)的抗震措施。

1 計(jì)算模型

1.1 模型建立

預(yù)制雙艙管廊截面寬11000mm，高5750mm，其中，大艙室寬6100mm，小艙室寬4900mm。底板厚600mm，頂板和側(cè)板厚550mm，中隔板厚300mm。管廊縱向接頭采用企口式接口，預(yù)制管環(huán)環(huán)寬1.5m，接頭斷面腋角處共設(shè)置6 根鋼絞線。

預(yù)制管廊由管環(huán)拼裝而成，為較好體現(xiàn)管環(huán)結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)及結(jié)構(gòu)損傷情況，且兼顧預(yù)應(yīng)力接頭的力學(xué)行為，本文采用殼單元模擬管廊結(jié)構(gòu)，利用三向非線性彈簧單元模擬預(yù)制接頭，土彈簧模擬土-管廊結(jié)構(gòu)之間相互作用，將斷層錯(cuò)動(dòng)位移由土彈簧遠(yuǎn)端輸入，模擬由斷層錯(cuò)動(dòng)引起的地層變形對(duì)管廊的影響，在管廊結(jié)構(gòu)兩端設(shè)置等效邊界彈簧［7］以消除其邊界效應(yīng)，殼-彈簧模型如圖1 所示。

圖1 殼-彈簧模型Fig.1 Shell-spring model

1.2 材料參數(shù)

管廊結(jié)構(gòu)為鋼筋混凝土材料，C60 混凝土，HRB400 鋼筋。為較真實(shí)模擬結(jié)構(gòu)在斷層錯(cuò)動(dòng)下的彈塑性行為，采用鋼筋混凝土塑性損傷本構(gòu)模擬管廊管環(huán)。管環(huán)受壓主要由混凝土承擔(dān)，受壓模型取自《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［8］，如圖2a 所示。考慮到混凝土內(nèi)部鋼筋對(duì)材料抗拉強(qiáng)度的提高作用，受拉模型采用沈新普等［9］提出的鋼筋混凝土等效材料的塑性本構(gòu)，如圖2b所示。

圖2 鋼筋混凝土本構(gòu)模型Fig.2 Constitutive model of reinforced concrete

考慮混凝土的拉壓損傷，非彈性工作狀態(tài)下拉壓應(yīng)變與拉壓應(yīng)力、損傷系數(shù)的關(guān)系如圖3 所示。混凝土受壓或受拉損傷臨界值分別取混凝土達(dá)到峰值壓應(yīng)力或峰值拉應(yīng)力時(shí)對(duì)應(yīng)的損傷因子［10］；參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》［8］，混凝土受壓損傷極限值取混凝土強(qiáng)度降低到50%時(shí)對(duì)應(yīng)的損傷因子，而混凝土受拉損傷極限值取鋼筋的極限拉應(yīng)變0.01 對(duì)應(yīng)的損傷因子為受拉損傷極限值。因此，混凝土受壓損傷臨界值為0.201，極限值為0.694，混凝土受拉損傷臨界值為0.1，極限值為0.188。

圖3 非彈性應(yīng)變與拉壓應(yīng)力及損傷系數(shù)的關(guān)系Fig.3 Tensile and compressive stress versus inelastic strain relation with damage coefficient

1.3 彈簧參數(shù)

1.土彈簧參數(shù)

采用三向非線性土彈簧模擬土-結(jié)構(gòu)相互作用，土彈簧包含一個(gè)法向抗壓彈簧和兩個(gè)切向剪切彈簧。參照日本規(guī)范［11］推薦的經(jīng)驗(yàn)公式。考慮土體的屈服位移［7］，本文模型頂、底板和側(cè)板土彈簧徑向剛度和切向剛度曲線如圖4 所示。

圖4 土彈簧剛度曲線Fig.4 Soil spring stiffness curves

2.邊界彈簧參數(shù)

在管廊模型兩端設(shè)置等效邊界彈簧，使分析重點(diǎn)集中在管廊發(fā)生大變形的近斷層區(qū)域，從而減小分析模型并縮短計(jì)算時(shí)間。根據(jù)《油氣輸送管道線路工程抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［7］，計(jì)算得到等效非線性邊界彈簧剛度曲線，如圖5 所示。

圖5 等效非線性邊界彈簧剛度曲線Fig.5 Equivalent nonlinear boundary spring stiffness curve

3.管節(jié)間連接彈簧

管節(jié)間相互作用包括止水橡膠和混凝土的抗壓和抗剪作用，以及預(yù)應(yīng)力鋼絞線在腋角處施加的抗拉作用。引入三個(gè)方向的非線性彈簧，用以模擬管節(jié)間的抗拉、抗壓及抗剪性能，如圖6、圖7所示。

圖6 企口接頭構(gòu)造Fig.6 Tongue joint

圖7 接頭彈簧示意Fig.7 Joint springs

管廊接頭受壓和受剪時(shí)，抗壓和抗剪剛度由接口橡膠和混凝土共同作用，采用雙線性模型。管廊接頭受拉時(shí)，抗拉剛度由鋼絞線承擔(dān)，其參數(shù)取自《預(yù)應(yīng)力混凝土用鋼絞線》［12］。因此接頭彈簧剛度曲線如圖8 所示。

圖8 接頭彈簧剛度曲線Fig.8 Joint spring stiffness curve

圖9 預(yù)應(yīng)力鋼絞線剛度曲線Fig.9 Prestressed steel strand stiffness curve

1.4 有限元模型

利用ABAQUS軟件建立預(yù)制地下管廊三維殼單元模型。殼單元選擇S4 完全積分單元，模型計(jì)算長(zhǎng)度252m。取斷層附近27m 范圍內(nèi)為觀測(cè)區(qū)域，每隔1.5m，共設(shè)置19 處觀測(cè)面，如圖10所示。管廊所處土層土體剪切波速為125m/s，密度為1900kg/m3，泊松比0.42。考慮正斷層45°、逆斷層45°和斷層90°三種工況。

圖10 管廊有限元模型和觀測(cè)面Fig.10 Finite element model of tunnel and observation surface

2 計(jì)算結(jié)果分析

研究管廊在斷層錯(cuò)動(dòng)下的變形規(guī)律及損傷機(jī)理，并提出抗震措施。

2.1 正斷層45°工況

通過(guò)計(jì)算可知，管廊所能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.228m，此時(shí)管廊軸向應(yīng)變?cè)茍D如圖11 所示?？梢钥吹剑瑪鄬用娓浇芾软敯搴偷装宄霈F(xiàn)接頭張開(kāi)變形，斷層面附近的管環(huán)出現(xiàn)轉(zhuǎn)動(dòng)。受艙室隔板影響，雙艙管廊兩艙室的頂板承壓能力不同，因此管廊軸向拉應(yīng)變最值主要集中在斷層附近的側(cè)板上緣和左艙室頂板一側(cè)，軸向壓應(yīng)變最值主要集中在右艙室頂板一側(cè)。為展示管廊軸向應(yīng)變分布，選取如圖12 中頂板1、頂板2 和側(cè)板三條觀測(cè)線。

圖11 管廊軸向應(yīng)變?cè)茍DFig.11 Axial strain nephogram of tunnel

圖12 管廊軸向應(yīng)變觀測(cè)線Fig.12 Axial strain observation line of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下，頂板1、側(cè)板及頂板2的軸向應(yīng)變沿?cái)嗝? 至斷面19 變化曲線如圖13所示。由圖可知，軸向應(yīng)變主要在斷層附近15m范圍內(nèi)，軸向拉應(yīng)變最值位于頂板1 的斷面7 與斷面8 之間的管環(huán)，軸向壓應(yīng)變最值位于頂板1的斷面6 與斷面7 之間的管環(huán)。

圖13 管廊軸向應(yīng)變分布Fig.13 Axial strain distribution of tunnel

管廊受壓及受拉損傷云圖見(jiàn)圖14。可以看到，管環(huán)受壓損傷最嚴(yán)重部位集中在頂?shù)装逯胁亢蛡?cè)板上緣，受拉損傷最嚴(yán)重部位集中在頂板和底板處。

圖14 管廊損傷云圖Fig.14 Damage nephogram of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下選取受壓及受拉損傷的最值，分別繪制受壓和受拉損傷最值隨斷層錯(cuò)距的變化曲線如圖15 所示。

圖15 管廊損傷最值隨錯(cuò)距的變化Fig.15 The maximum damage of tunnel versus fault displacement

當(dāng)斷層錯(cuò)距為0.228m時(shí)，管廊頂板、底板和側(cè)板的受壓損傷值均小于損傷極限值，頂板的受拉損傷最值達(dá)到了損傷極限值，底板的受拉損傷最值低于損傷極限值。由此可知，頂板及底板易發(fā)生拉壓損傷，且頂板優(yōu)先發(fā)生受拉損傷破壞。僅考慮結(jié)構(gòu)損傷時(shí)，鋼筋混凝土受拉損傷對(duì)結(jié)構(gòu)破壞起控制作用，管廊能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.228m。

提取斷層附近19 個(gè)斷面處鋼絞線最大拉力，如圖16 所示，圖中兩條紅色虛線分別表示鋼絞線的屈服拉力和極限拉力。張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化如圖17 所示，張開(kāi)量限值取為2mm［16］?？梢钥吹剑?dāng)斷層錯(cuò)距為0.228m 時(shí)，6 號(hào)、9號(hào)、11 號(hào)和14 號(hào)斷面的鋼絞線最大拉力值均接近但未達(dá)到極限拉力。斷層錯(cuò)動(dòng)0.008m 時(shí)，張開(kāi)量最值已達(dá)到2mm極限。

研究使用的調(diào)查工具是網(wǎng)上問(wèn)卷調(diào)查，為了理清消費(fèi)者在購(gòu)物過(guò)程中的決策邏輯和深入剖析運(yùn)費(fèi)險(xiǎn)對(duì)消費(fèi)者網(wǎng)購(gòu)的影響，本問(wèn)卷設(shè)計(jì)的問(wèn)題之間具有非常強(qiáng)的邏輯關(guān)聯(lián)，且以意向性調(diào)查為主。

圖16 不同斷面鋼絞線最大內(nèi)力分布Fig.16 The maximum internal force distribution of steel strand

圖17 張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化Fig.17 The maximum opening versus fault displacement

2.2 逆斷層45°工況

通過(guò)計(jì)算可得管廊所能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.212m，此時(shí)管廊軸向應(yīng)變?cè)茍D如圖18 所示。軸向應(yīng)變最值主要分布在斷層附近的頂板和兩個(gè)側(cè)板處，選取如圖19 所示三條觀測(cè)線研究管廊變形沿軸向的分布。

圖18 管廊軸向應(yīng)變?cè)茍DFig.18 Axial strain nephogram of tunnel

圖19 管廊軸向應(yīng)變觀測(cè)線Fig.19 Axial strain observation line of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下，頂板、側(cè)板1 和側(cè)板2的軸向應(yīng)變沿?cái)嗝? 至斷面19 變化曲線如圖20所示。可以看到，斷層錯(cuò)動(dòng)下軸向壓應(yīng)變主要分布在斷層附近15m范圍內(nèi)，軸向壓應(yīng)變最值位于側(cè)板1 的斷面8 與斷面9 之間的管環(huán)。

圖20 管廊軸向應(yīng)變分布Fig.20 Axial strain distribution of tunnel

管廊受壓及受拉損傷云圖見(jiàn)圖21?？梢钥吹剑畲笫軌簱p傷集中在兩個(gè)側(cè)板處，最大受拉損傷集中在側(cè)板上、下緣。

圖21 管廊損傷云圖Fig.21 Damage nephogram of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下選取受壓和受拉損傷的最值，分別繪制受壓和受拉損傷最大值隨斷層錯(cuò)距變化曲線如圖22 所示。

圖22 管廊損傷最值隨錯(cuò)距的變化Fig.22 The maximum damage of tunnel versus fault displacement

可觀察到，管廊兩個(gè)側(cè)板的損傷最值曲線變化趨勢(shì)類似且數(shù)值接近。在0.212m斷層錯(cuò)動(dòng)下，管廊兩個(gè)側(cè)板的損傷最值均達(dá)到損傷極限值，而受拉損傷最值仍小于損傷極限值，說(shuō)明管廊更易發(fā)生受壓損傷破壞。僅考慮結(jié)構(gòu)損傷時(shí)，鋼筋混凝土受壓損傷對(duì)結(jié)構(gòu)破壞起控制作用，管廊能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.212m。

提取斷層附近19 個(gè)斷面處鋼絞線最大拉力和張開(kāi)量最值，不同斷面鋼絞線最大拉力分布如圖23 所示，張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化如圖24所示?？梢钥吹?，斷層附近的鋼絞線最大拉力均為0，表明斷面1 至19 范圍內(nèi)的鋼絞線均不受力，接頭表現(xiàn)為整體受壓。

圖23 不同斷面鋼絞線最大內(nèi)力分布Fig.23 The maximum internal force distribution of steel strand

圖24 張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化Fig.24 The maximum opening versus fault displacement

2.3 斷層90°工況

通過(guò)計(jì)算可得管廊所能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.115m。此時(shí)管廊軸向應(yīng)變?cè)茍D如圖25 所示?？梢钥吹?，由于斷層傾角與管廊軸線垂直，管廊結(jié)構(gòu)的變形更加集中在斷層附近，軸向應(yīng)變最值主要集中在側(cè)板的上、下緣。為研究結(jié)構(gòu)應(yīng)變沿管廊軸向分布，選取如圖26 所示的四條觀測(cè)線。

圖25 管廊軸向應(yīng)變?cè)茍DFig.25 Axial strain nephogram of tunnel

圖26 管廊軸向應(yīng)變觀測(cè)線Fig.26 Axial strain observation line of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下，觀測(cè)線側(cè)板1、側(cè)板2、側(cè)板3 及側(cè)板4 的軸向應(yīng)變沿?cái)嗝? 至斷面19 變化曲線如圖27 所示。由圖可知，軸向應(yīng)變主要在斷層附近10m范圍內(nèi)，軸向拉應(yīng)變最值位于側(cè)板3 的斷面10 與斷面11 之間的管環(huán)，軸向壓應(yīng)變最值位于側(cè)板2 的斷面10 與斷面11 之間的管環(huán)。

圖27 管廊軸向應(yīng)變分布Fig.27 Axial strain distribution of tunnel

在斷層錯(cuò)動(dòng)下，管廊受壓及受拉損傷云圖見(jiàn)圖28?？梢钥吹?，管環(huán)受壓損傷集中在頂?shù)装暹吘壓蛡?cè)板處，受拉損傷集中在側(cè)板上、下緣處。

圖28 管廊損傷云圖Fig.28 Damage nephogram of tunnel

在不同斷層錯(cuò)距下選取受壓及受拉損傷最值，分別繪制斷層錯(cuò)動(dòng)下受壓和受拉損傷最值隨斷層錯(cuò)距的變化曲線如圖29 所示。

圖29 管廊損傷最值隨錯(cuò)距的變化Fig.29 The maximum damage of tunnel versus fault displacement

當(dāng)斷層錯(cuò)距為0.115m 時(shí)，管廊頂板和側(cè)板的受壓損傷最值均小于損傷極限值，側(cè)板2 的受拉損傷最值達(dá)到了損傷極限值?？梢钥吹?，側(cè)板易發(fā)生拉壓損傷，且側(cè)板2 優(yōu)先發(fā)生受拉損傷破壞。僅考慮結(jié)構(gòu)損傷時(shí)，鋼筋混凝土受拉損傷對(duì)結(jié)構(gòu)破壞起控制作用，管廊能承受的最大斷層錯(cuò)距為0.115m。

提取斷層附近19 個(gè)斷面處鋼絞線最大拉力和張開(kāi)量最值，不同斷面鋼絞線最大拉力分布如圖30 所示，張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化關(guān)系如圖31 所示。可以看到，斷層附近所有斷面中，鋼絞線均未屈服。當(dāng)斷層錯(cuò)動(dòng)0.08m時(shí)，張開(kāi)量最值已達(dá)到2mm極限。

圖30 不同斷面鋼絞線最大內(nèi)力分布Fig.30 The maximum internal force distribution of steel strand

圖31 張開(kāi)量最值隨斷層錯(cuò)距變化Fig.31 The maximum opening versus fault displacement

3 抗震措施

3.1 提高鋼絞線截面積

為了提高鋼絞線達(dá)到屈服時(shí)所對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距，將鋼絞線截面積由140mm2提高至285mm2。由于逆斷層45°和斷層90°兩種工況中的鋼絞線均未屈服，故該措施只針對(duì)正斷層45°工況進(jìn)行分析。鋼絞線截面積140mm2和285mm2兩個(gè)工況相應(yīng)的斷層錯(cuò)距見(jiàn)表1。

表1 提高鋼絞線截面積前后的斷層錯(cuò)距（單位：mm）Tab.1 Fault displacement versus cross-sectional area of steel strands（unit：mm）

可以看到，鋼絞線屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距相較于原模型提高了33.3%，張開(kāi)量達(dá)到2mm限值時(shí)對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距增大了37.5%?？梢钥闯?，提高鋼絞線截面積是一種有效抵御正斷層的抗震措施。

3.2 替換斷層附近土體

考慮替換斷層附近的部分土體，分析對(duì)提高管廊結(jié)構(gòu)抵御斷層錯(cuò)動(dòng)的影響。由于斷層錯(cuò)動(dòng)下管廊變形主要集中在斷層附近27m（即斷面1 至19）范圍內(nèi)，故將該范圍內(nèi)的土體替換成剪切波速為原模型土體的60%進(jìn)行分析，其他參數(shù)不變。

替換斷層附近土體后，鋼筋混凝土損傷臨界值和極限值相應(yīng)的斷層錯(cuò)距見(jiàn)表2。

表2 換土前后鋼筋混凝土損傷相應(yīng)的斷層錯(cuò)距（單位：m）Tab.2 Fault displacement versus concrete damage with soil replacement（unit：m）

可以看到，替換斷層附近土體之后，拉壓損傷達(dá)到臨界值或極限值所對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距均有大幅提升。正斷層45°工況下，對(duì)應(yīng)受壓損傷臨界值、受拉損傷臨界值和受拉損傷極限值，斷層錯(cuò)距分別提高了54.2%、53.9%和40.8%；逆斷層45°工況下，對(duì)應(yīng)受壓損傷臨界值、受拉損傷臨界值和受壓損傷極限值，斷層錯(cuò)距分別提高了16.9%、16.8%和22.6%；斷層90°工況下，對(duì)應(yīng)受壓損傷臨界值、受拉損傷臨界值和受拉損傷極限值，斷層錯(cuò)距分別提高了41.9%、29.6%和34.8%。

采取換土措施后，正斷層45°工況中的張開(kāi)量、鋼絞線在各個(gè)狀態(tài)下所對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距見(jiàn)表3。由于換土后，原模型逆斷層45°工況鋼絞線均不受力，原模型斷層90°工況鋼絞線均未屈服，故此處不再對(duì)換土后鋼絞線和張開(kāi)量進(jìn)行分析。

表3 換土前后鋼絞線相應(yīng)的斷層錯(cuò)距（單位：mm）Tab.3 Fault displacement versus cross-sectional area of steel strands with soil replacement（unit：mm）

可以看到，替換斷層附近土體之后，鋼絞線屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距提高了41.7%，張開(kāi)量達(dá)到限值時(shí)所對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距提高了50%。值得注意，此時(shí)對(duì)結(jié)構(gòu)破壞起控制作用的要素已由鋼筋混凝土受拉損傷轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻g線，即鋼絞線優(yōu)先破壞。

綜合分析可知，替換斷層附近土體后，45°正斷層工況結(jié)構(gòu)所能承受的最大斷層錯(cuò)距提高至17mm，增幅41.7%；45°逆斷層工況結(jié)構(gòu)所能承受的最大斷層錯(cuò)距提高至260mm，增幅22.6%；90°斷層工況結(jié)構(gòu)所能承受的最大斷層錯(cuò)距提高至155mm，增幅34.8%?？梢钥闯觯鎿Q斷層附近一定范圍內(nèi)的土體是一種有效抵御逆斷層和90°斷層的抗震措施。

4 結(jié)論

本文采用彈塑性分析方法，建立考慮接頭預(yù)應(yīng)力影響的土-地下綜合管廊三維相互作用模型，討論斷層錯(cuò)動(dòng)作用下預(yù)制管廊的響應(yīng)，并據(jù)此提出相應(yīng)抗震措施，得出以下結(jié)論：

1.正斷層45°錯(cuò)動(dòng)下，側(cè)板優(yōu)先發(fā)生受壓損傷破壞，頂板優(yōu)先發(fā)生受拉損傷破壞，管廊接頭張開(kāi)量對(duì)管廊起控制作用；逆斷層45°錯(cuò)動(dòng)下，側(cè)板優(yōu)先發(fā)生拉壓損傷破壞，鋼筋混凝土受壓損傷對(duì)管廊起控制作用。對(duì)于斷層90°工況，在斷層錯(cuò)動(dòng)下側(cè)板優(yōu)先發(fā)生拉壓損傷破壞，鋼筋混凝土受拉損傷對(duì)管廊起控制作用。

2.提高鋼絞線截面積是一種有效抵御正斷層的抗震措施。針對(duì)正斷層45°工況，將鋼絞線截面積由140mm2增大至285mm2后，鋼絞線屈服時(shí)對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距可以提高33.3%，張開(kāi)量達(dá)到限值時(shí)對(duì)應(yīng)的斷層錯(cuò)距可以提高37.5%。

3.替換斷層附近一定范圍內(nèi)的土體是一種有效抵御逆斷層和90°斷層的抗震措施。針對(duì)逆斷層45°和斷層90°兩種工況，將斷層附近土體剪切波速降低為原來(lái)的60%，最大斷層錯(cuò)距分別可以提高22.6%和34.8%。