近几年,我国大力发展地下城市空间,其中有着“生命线”称号的地下综合管廊开始大规模建设。由于地下综合管廊处于土体当中,通常认为抗震性能比地面结构要好,对其研究也不深入。但现实中地震对地下管廊的破坏是地震灾害中不可忽略的一部分,1976年唐山大地震使唐山市供水及燃气管道受到严重破坏,1995年阪神地震造成煤气管道破坏并发生火灾,且由于给水管道破坏严重使火灾无法及时扑灭,2008年汶川地震同样造成大量的供水供气管网破坏,对救灾及震后恢复造成极大困难,越来越多学者开始关注地下结构抗震。我国管廊建设时间较短,对管廊结构研究还不深入,因此不同建造方式对地下管廊影响的研究具有现实意义。

　　 我国管廊抗震研究相对较少,其中史晓军 ^[1]研究了管廊在非一致地震作用下的反应,结果表明管廊在非一致地震作用下加速度反应大于其在一致地震作用下加速度反应;岳庆霞 ^[2]通过数值模拟研究管廊在Rayleigh波作用下动力反应,得出在Rayleigh波作用下,浅埋地下结构轴向应变幅值顶面对应点是底面对应点的2倍左右。由浩宇 ^[3]通过数值模拟进行地震作用下管廊内部管道隔震研究,提出适合我国的共同沟内隔震减震设计方法。

　　 本文以管廊建造方式及腋角高度为变量,对4个管廊模型进行振动台试验研究,分析建造方式与腋角高度对地下综合管廊结构动力响应的影响。试验对管廊加速度、钢筋应变、层间位移进行观测,为分析管廊结构抗震提供试验数据,为工程试验提供理论依据。

　　 试验在吉林建筑大学结构实验室进行,大型模拟地震振动台为SERVOTEST公司生产的三向六自由度地震模拟振动台,主要参数为:台面尺寸为3m×3m,最大负荷为10t,最大加速度(X,Y,Z三向)为1g,最大垂直位移为±125mm,最大水平位移为±90mm。模型试验数据采集和分析系统为64通道且连续采样速率达20kHz的通道动态测试仪。模型试验包括模型相似关系设计、模型设计与传感器布设、相似材料选取与模型制作安装、地震波选取与加载制度确定等工作。

　　 试验共设计了4个模型:装配式管廊ACPG-1,ACPG-2。在管廊内部转角处设置斜向加强,即腋角,腋角高度分别为50,30mm;整浇式管廊IPPG-1,IPPG-2,其腋角高度分别为50,30mm。综合考虑振动台台面尺寸、承载能力和管廊原型尺寸,确定模型几何相似比为1/6,长×宽×高为1 200mm×500mm×500mm,板厚均为50mm。根据Bukingham π定理 ^[4,5,6,7],要满足相似率基本方程,采用和原型相同材料、忽略结构惯性力,重力模型方法来进行相似比设计,相似比选取长度、密度、弹性模量为基本物理量,通过量纲分析法推得试验基本相似关系,如表1所示。

　　 试件采用C40混凝土及ϕ6钢筋,具体钢筋布置见图1。

　　 管廊浇筑过程为:1)整浇式管廊为一次浇筑。2)装配式管廊分两次浇筑 ^[8]。第一阶段,浇筑试件IPPG-1,IPPG-2和试件ACPG-1,ACPG-2 预制板;第二阶段,在养护后拆除模板,对预制板进行拼装,然后第二次浇筑成型,如图2所示。

　　 试验采用模型箱为刚性模型箱加内衬形式 ^[9],模型箱长×宽×高尺寸为2.6m×1.8m×1.2m,以槽钢为骨架、钢板为面板焊接而成。为防止水土流失,在四壁粘贴一层聚氯乙烯塑料薄膜,同时在边长1.8m箱体内壁粘贴厚度为100mm聚苯乙烯泡沫板,在模型箱底部粘贴一层碎石以避免试验过程中箱内土体与底部钢板发生相对滑移。

　　 模型土通过控制土体剪切波速实现模型土制备,配制模型土时土体含水率保持在13%～16%之间,密度控制在1.9 ～2.0g/cm³范围内 ^[10]。采用常见黏土作为本次试验模型土原材料,模型土制备过程如下:分5层装填土体,每层土体夯实后高度控制在0.2m,采用人工夯实方法对模型土进行夯实,夯锤质量控制在12kg左右;对每层土体进行取样,测试其含水率及密度,每层土体装填好后,用铁刷将其表面打毛,然后进行下一层土体装填,填土高度达到0.3m时将综合管廊模型吊入模型箱内;模型土装填厚度达到1m时固结一段时间再进行试验。

　　 在单向垂直管廊模型轴线方向输入激励。试验前采用白噪声对模型体系预振,使土体结构密实并分析模型自振频率和结构阻尼比变化,判断结构损伤情况,每次改变输入加速度峰值时也进行白噪声扫描以量测模型体系动力特性变化趋势 ^[11],具体加载制度如表2所示。

　　 试验需要量测内容为结构和土体加速度、顶底板层间位移及钢筋应变。测量装置均在管廊结构中部横断面上,加速度、位移、应变具体测点布置如图3所示, 其中A-1～ A-13为加速度测点,D-1为位移测点,S-1～S-8为应变测点。位移计通过简易支架固定,简易支架固定在管廊底板处,位移计固定在简易支架上,且位移计的拉线通过预埋件固定在管廊左墙板的顶端位置。

　　 在El Centro波不同加速度峰值作用下,管廊结构加速度随埋深变化而变化。因篇幅限制及主要对比不同管廊的加速度反应规律,仅列出在工况E1,E4时,测点A-2的加速度时程、傅里叶频谱、测点埋深与加速度放大系数关系曲线,如图4,5所示。由图4,5可知,分析了两种管廊腋角高度对结构加速度的影响。

　　 根据管廊模型加速度时程曲线及傅里叶频谱曲线,发现在工况E4时两种管廊时程曲线吻合程度好于在工况E1时的,整浇式管廊时程曲线的吻合程度强于装配式管廊的,同一试件加速度随着地震输入加速度峰值的增大而增大,与文献[12]描述一致;分析两种建造方式管廊的傅里叶频谱曲线发现腋角高度对其的作用易受到管廊结构本身及周围土体的影响,整浇式管廊在工况E1时及装配式管廊在工况E4时增加腋角高度可降低傅里叶频谱曲线的峰值,而装配式管廊在工况E1时及整浇式管廊在工况E4时却无此规律,在工况E1时,输入加速度峰值较小,装配式管廊由于结构整体性较弱,腋角高度的变化不足以对其产生影响,在工况E4时,输入加速度峰值较大,使结构周围土体的非线性增强,对整浇式管廊影响较大,使得试件IPPG-1的傅里叶频谱曲线的峰值大于试件IPPG-2的傅里叶频谱曲线的峰值。对于埋深与加速度放大系数关系,加速度放大系数随着埋深减小而逐渐增大,强震作用下整浇式管廊出现土体非线性埋深在0.42～0.62m范围内,装配式管廊土体非线性埋深在0.22～0.42m范围内;对比同一管廊在不同工况下的加速度放大系数曲线发现,随着输入加速度峰值增强,加速度放大系数随之减小。究其原因有二,一是随着输入加速度峰值变大,土体逐渐软化和非线性增强,传播地震作用能力逐渐减弱;二是大震情况下结构与土体接触面发生了滑移与脱离,影响结构加速度反应。

　　 根据图6测点A-2在El Centro波加载下工况E1,E4时装配式与整浇式管廊加速度时程及傅里叶频谱曲线,分析管廊结构建造形式对管廊加速度影响。在工况E1和工况E4时,两种管廊结构时程曲线、傅里叶频谱曲线较接近;加速度峰值在工况E1时相差0.3%,相差较小,在工况E4时相差17.1%,装配式管廊加速度峰值较大。埋深与加速度放大系数在工况E1时由于输入加速度峰值较小,两模型加速度放大系数较接近,工况E4时输入加速度峰值较大,两模型加速度放大系数相差较远。这说明在强震情况下,建造形式对结构与周围土体加速度放大系数及加速度峰值影响较大。

　　 当在工况E1时,模型位移不大,位移传感器很难量测到结构层间位移,位移时程曲线比较稀疏,随着输入加速度峰值增强模型箱位移变大,位移时程曲线逐渐饱和。为明显看出结构顶底板位移反应变化趋势,图7给出了El Centro波加载下工况E4时各试件层间位移时程曲线及位移随输入加速度峰值变化曲线。

　　 根据管廊在El Centro波加载下工况E4时的层间位移时程曲线,发现增大腋角高度可以有效减小层间位移峰值,但装配式与整浇式管廊减小幅度不同,装配式管廊减小幅度在30%～50%之间,整浇式管廊减小幅度在10%～30%之间,曲线波形均吻合较好,装配式管廊幅值相差较整浇式管廊大。根据输入加速度峰值与层间位移曲线,发现顶板与底板层间位移随着输入加速度峰值增大而逐渐增大,不同腋角高度的装配式管廊位移时程曲线相差较大,不同腋角高度的整浇式管廊位移时程曲线相差较小,即改变腋角高度对装配式管廊影响较大。

　　 为研究不同建造方式对综合管廊位移反应影响,图8列出了El Centro加载下工况E1,E4时两类试件层间位移时程曲线对比图。

　　 两种管廊层间位移时程曲线在小震时有差别,曲线吻合度低;在强震时位移规律相似,但位移幅值差别大。说明小震震动较小时,产生的层间位移不明显,两种管廊振动规律有区别;强震时两种管廊位移规律相似但位移幅值差别较大。即建造形式对管廊层间位移有较大影响,小震时震动规律有差别,强震时位移幅值差别大。

　　 图9列出了El Centro波加载时试件钢筋应变峰值随输入加速度峰值变化对比情况,由于篇幅限制,侧墙钢筋只给出了侧墙顶端钢筋,顶板、底板钢筋只给出了底板钢筋,腋角处钢筋只给出了腋角钢筋的应变曲线对比。

　　 根据输入加速度峰值与应变关系可以发现,装配式或整浇式管廊增大腋角高度均能降低钢筋应变,但改变腋角高度对装配式管廊影响较明显;几种试件钢筋应变均随着输入加速度峰值增大而逐渐增大,装配式管廊钢筋应变大于整浇式管廊钢筋应变,大小关系是:试件ACPG-2>试件ACPG-1>试件IPPG-2>试件IPPG-1。

　　 为分析结构钢筋应变反应,选取侧墙、顶板、底板、腋角及腋角交汇处8个测点(S-1～S-8)钢筋应变峰值为研究对象,测点布置见图3,表3列出El Centro波加载下不同工况时两种管廊不同部位钢筋应变峰值。

　　 由表3可知:同一工况侧墙顶端测点S-1钢筋应变峰值大于侧墙中间测点S-2和侧墙底部测点S-3钢筋应变峰值,这与地震应力随埋深变化规律近似;管廊底板测点S-5钢筋应变峰值大于顶板测点S-4;腋角中测点S-7的钢筋应变要大于测点S-6与S-8的钢筋应变,即钢筋应变反应腋角中大于腋角交汇处。各测点钢筋应变峰值随着输入加速度峰值增强而增大;装配式管廊各测点的钢筋应变在不同工况加载下均大于整浇式管廊,且装配式管廊的钢筋应变变化幅度平均值11.01με大于整浇式管廊的钢筋应变变化幅度2.98με,说明装配式管廊稳定性较差,钢筋应变反应较为强烈。

　　 (1)同一试件加速度随着地震输入加速度峰值的增大而增大。整浇式管廊加速度时程曲线吻合程度要优于装配式管廊的。腋角高度对管廊结构傅里叶卓越频率作用易受到管廊结构本身及周围土体的影响,增大腋角高度可减小傅里叶频谱曲线卓越峰值,但是在小震下由于装配式管廊整体性较弱、整浇式管廊在强震下土体非线性增强使结果出现偏差。

　　 (2)放大系数随着埋深减小而逐渐增大,强震下整浇式管廊出现土体非线性埋深在0.42～0.62m范围内,装配式管廊土体非线性埋深在0.22～0.42m范围内;由于输入加速度峰值增强使土体软化和非线性增加及大震时结构与土体接触面发生了滑移与脱离使加速度放大系数随输入加速度峰值增强而变小。

　　 (3)在工况E1,E4时,两种管廊结构加速度时程曲线、傅里叶频谱曲线吻合较接近;在工况E4时装配式管廊加速度峰值比整浇式管廊大17.1%,在工况E4时加速度放大系数相差较大。这说明在强震情况下,建造形式对结构加速度影响较大。

　　 (4)增大腋角高度可以有效减小层间位移峰值,但装配式与整浇式管廊减小幅度不同,装配式管廊减小幅度在30%～50%之间,整浇式管廊减小幅度在10%～30%之间。层间位移随着输入加速度峰值增大而逐渐增大。

　　 (5)小震震动较小时,产生的层间位移不明显,两种管廊振动规律有区别;强震时两种管廊位移规律相似但位移幅值差别较大。即建造形式对管廊层间位移有较大影响。

　　 (6)整浇式管廊增大或减小管廊腋角高度对钢筋应变产生影响较小。装配式管廊增加腋角高度可以有效减小管廊钢筋应变。4种试件钢筋应变均随着加速度峰值增大而逐渐增大,装配式管廊的钢筋应变大于整浇式管廊的钢筋应变,装配式管廊稳定性较差。