楊艷敏，徐 冉，李永慶，李子根

（1.吉林建筑大學土木工程學院，吉林長春 130118；2.長春市水利規(guī)劃研究院，吉林長春 130000）

引言

管廊作為“十三五”規(guī)劃的城市地下基礎(chǔ)設(shè)施之一，其內(nèi)部存在大量“生命線”工程，一旦發(fā)生地震導致破壞將帶來不可估量的損失，因此國內(nèi)外學者對其抗震性能展開研究。郭恩棟等［1］通過理論計算和數(shù)值模擬的方法分析了管廊在地震作用下位移變形和應(yīng)力分布規(guī)律。梁建文等［2-3］利用ABAQUS 有限元軟件，分析了雙艙管廊在地震作用下的內(nèi)力和變形，從而得出管廊在地震作用下的薄弱位置。Tsinidis 等［4-5］通過小型振動臺試驗和數(shù)值分析，研究了干砂層中箱型隧道的地震響應(yīng)以及影響隧道地震響應(yīng)的關(guān)鍵參數(shù)。Patil等［6］通過建立數(shù)值模型進行有限元分析，研究了軟土淺埋隧道在地震作用下的受力性能。相較于整澆式管廊，裝配式管廊具有施工簡便、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點，符合我國建筑節(jié)能與可持續(xù)發(fā)展的要求，目前已有部分學者進行相關(guān)研究。田子玄等［7］提出將預制疊合板拼裝連接形成一種裝配式管廊，并采用穿心鋼絞線雙向加載的試驗方法，研究了管廊在單調(diào)靜載作用下的受力性能。魏奇科等［8-9］通過低周往復荷載試驗，分析了不同體積配箍率和縱筋錨固長度對裝配疊合式管廊節(jié)點抗震性能的影響，并根據(jù)研究結(jié)果給出了設(shè)計建議。Duan等［10］以實際工程為原型，設(shè)計小型振動臺試驗，通過分析結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)、土壓力分布和損傷現(xiàn)象等研究了裝配式管廊的抗震性能。

查閱相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)，目前管廊建造所用大多為普通混凝土材料，輕骨料混凝土作為一種輕質(zhì)高強、耐火抗震的新型建筑材料［11-12］，將其應(yīng)用于地下管廊的研究尚不多見。結(jié)合目前部分學者對管廊抗震性能的研究僅通過理論分析或數(shù)值模擬，缺乏大型振動臺試驗研究的現(xiàn)狀，文中設(shè)計一種全輕頁巖陶?；炷裂b配式管廊結(jié)構(gòu)，通過大型振動臺試驗，將其在不同PGA（峰值地震加速度）激勵下的動力特性和動力響應(yīng)與普通混凝土管廊進行對比分析，得到其地震反應(yīng)規(guī)律，為全輕頁巖陶粒混凝土裝配式管廊的推廣應(yīng)用提供技術(shù)依據(jù)。

1 試驗

1.1 試驗材料

輕粗骨料、輕細骨料以及水泥等材料的性能均為影響全輕混凝土性能和強度的因素［13］。試驗中全輕頁巖陶?；炷了盟酁镻·O42.5普通硅酸鹽水泥；輕粗骨料采用碎石型頁巖陶粒，輕細骨料采用圓球型頁巖陶砂，根據(jù)GB/T17431.1-2010《輕集料及其試驗方法》測得陶粒、陶砂的主要性能指標如表1 所示。為改善全輕混凝土基本力學性能，減少分層離析現(xiàn)象，還需在混凝土中加入粉煤灰和減水劑。依據(jù)JGJT 12-2019《輕骨料混凝土應(yīng)用技術(shù)標準》，參考相關(guān)研究［14-15］，進行優(yōu)化設(shè)計后的LC40全輕頁巖陶粒混凝土配合比見表2。

表1 輕骨料的主要性能指標Table 1 Main performance indexes of lightweight aggregate

表2 LC40級全輕混凝土配合比Table 2 Mixture proportion of LC40 grade full light-weight concrete

1.2 全輕頁巖陶粒混凝土性能試驗

依據(jù)GB/T 50081-2019《混凝土物理力學性能試驗方法標準》測得全輕頁巖陶?；炷粱玖W性能見表3，試驗及破壞現(xiàn)象見圖1。

表3 LC40級全輕混凝土基本力學性能Table 3 Mechanical performance of LC40 grade full light-weight concrete

立方體抗壓強度試驗見圖1（a），試塊受壓后，內(nèi)部應(yīng)力增大，由于試塊中頁巖陶粒的強度低于砂漿強度，且內(nèi)部存在大量孔隙，導致受壓時混凝土中頁巖陶粒首先被壓碎。隨著荷載的增大，裂縫由骨料向漿體延伸并逐漸擴大，到達極限荷載時，試塊表面有混凝土塊脫落，大量的貫穿裂縫導致試塊破壞如圖1（b）。

劈裂抗拉強度試驗見圖1（c），隨著荷載增大，沿荷載軸線方向出現(xiàn)的微裂縫不斷擴展并形成一條主裂紋導致試件破壞，其破壞形態(tài)如圖1（d），破壞界面相對平整，這是由于全輕混凝土中陶粒的強度相對較低，在線荷載作用下易被劈裂成兩部分。

軸心抗壓強度試驗見圖1（e），棱柱體試塊的破壞現(xiàn)象與立方體試塊的破壞現(xiàn)象相似，均呈現(xiàn)出較為明顯的脆性破壞特征，其破壞形態(tài)如圖1（f）。

圖1 試塊破壞現(xiàn)象Fig.1 Destruction phenomenon of test block

1.3 試件設(shè)計及制作

由于材料特性和試驗條件無法全部滿足相似理論，因此在試驗研究中往往采取滿足主要相似關(guān)系的方法來進行模型的相似設(shè)計。參考試驗室現(xiàn)有條件及其它振動臺試驗［16-17］，確定模型幾何相似比為1/6，加速度相似比為3，模型與原管廊材料相同，故彈性模量相似比為1。應(yīng)用Buckingham 定理可得出模型體系各物理量的相似關(guān)系及其相似比，如表4所示。

表4 模型的相似常數(shù)Table 4 The similarity constant of the model

設(shè)計普通混凝土管廊（OCUT）和全輕輕頁巖陶混凝土管廊（LCUT）2 種試件，尺寸為500 mm×500 mm×1 200 mm，鋼筋均采用直徑6 mm的HPB300級鋼，按等強度原則配筋，試件尺寸及配筋如圖2所示。

圖2 管廊尺寸及配筋Fig.2 Dimensions and reinforcement of utility tunnels

管廊模型的制作過程：首先綁扎鋼筋，支模，澆筑混凝土形成四塊預制板，然后將其箍筋交錯搭接并在搭接處插入豎向鋼筋，如圖3（a），最后支護模板進行二次澆筑，形成管廊模型如圖3（b）。

圖3 裝配式管廊的建造Fig.3 Construction of prefabricated utility tunnels

1.4 試驗設(shè)備

試驗裝置如圖4所示，加載裝置采用英國SERVOTEST公司生產(chǎn)的地震模擬振動臺，其臺面尺寸：3 m×3 m；工作頻率：0.1～50 Hz；最大載荷：10 t；最大水平位移：±125 mm；最大滿載加速度：1.5 g/m3。

圖4 試驗裝置Fig.4 Test device

樓夢麟等［18］研究發(fā)現(xiàn)，模型箱平面尺寸為模型尺寸5 倍以上時，可忽略側(cè)向邊界對結(jié)構(gòu)動力反應(yīng)的影響，綜合考慮試驗室現(xiàn)有條件設(shè)計模型箱尺寸為平行于振動方向長2.6 m，垂直于振動方向長1.8 m，高1.2 m，其四周以等邊角鋼焊接，并設(shè)置斜向支撐，防止其發(fā)生扭曲變形。試驗土體采用原型土體即長春市常見黏土，通過加水攪拌控制其含水率為13%～16%之間，通過夯錘夯實的方法控制其密度在1 900 kg/m3～2 000 kg/m3之間。實際工程中管廊被埋置于無邊界的土體中，而在振動臺試驗中只能用有限尺寸的容器采來裝模型土，故在模型箱運動方向兩側(cè)鋪設(shè)100 mm 厚聚苯乙烯泡沫板，減弱箱體對地震波的反射作用，并在鋼板底部鋪設(shè)少量碎石，減少土體與模型箱發(fā)生滑移，使管廊結(jié)構(gòu)的受力更接近于真實地震反應(yīng)下的狀態(tài)。

1.5 加載方案

選取EL Centro 波作為輸入波，其加速度時程及傅里葉頻譜如圖5 所示。垂直于管廊軸線方向進行振動，施加每級荷載前進行白噪聲預振，使土體密實并分析管廊動力特性及損傷情況，加載制度如表5所示。

表5 加載制度Table 5 Loading system

圖5 EL Centro波Fig.5 EL Centro wave

1.6 觀測方案

測點布置如圖6所示，分別在管廊頂板（0.25 m）、側(cè)墻板（0.45 m）及底板（0.65 m）布置加速度測點A-1、A-2、A-3，在管廊一側(cè)土體的同一深度處布置加速度測點A-4、A-5、A-6，位移計D-1頂部布置在管廊頂板腋角處，底部與管廊底板固定在一起，確保所得數(shù)據(jù)為頂板、底板的相對位移。

圖6 觀測方案Fig.6 Monitoring scheme

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 邊界條件的驗證

LCUT 在EL2 和EL4 工況下其一側(cè)土體測點A-4、A-5、A-6 加速度時程曲線發(fā)展趨勢一致，峰值略有差別。各測點加速度峰值對比如表6所示，同一深度土體的加速度峰值及出現(xiàn)時刻相差較小，且隨PGA 增大，邊界效應(yīng)逐漸減弱，這是由于激振強度增加，土體非線性發(fā)展，導致加速度響應(yīng)的增長幅度減小。綜合考慮認為試驗裝置能較好的模擬管廊在地震作用下的真實受力情況。

表6 各土體測點加速度峰值及出現(xiàn)時刻Table 6 Peak acceleration and appearance time of each soil measuring point

2.2 結(jié)構(gòu)動力特性

2 種管廊在各級加載下的自振頻率和阻尼比見圖7，隨著PGA 的增大，2 種管廊自振頻率均逐漸減小而阻尼比逐漸增大。圖7（a）所示，LCUT自振頻率小于OCUT，EL4工況OCUT的自振頻率為LCGL的1.37倍，全輕頁巖陶?；炷量捎行p輕結(jié)構(gòu)自重，故其自振頻率較小。圖7（b）所示，LCUT 阻尼比大于OCUT，EL2工況LCUT 的阻尼比為OCUT 的1.4倍，由于全輕頁巖陶?；炷林休p粗骨料內(nèi)部比普通粗骨料具有更豐富的孔隙和縫隙，故其阻尼比更大，從而可消耗更多地震能量，減弱地震對結(jié)構(gòu)的破壞作用。

圖7 動力特性對比Fig.7 Comparison of dynamic characteristics

2.3 結(jié)構(gòu)加速度反應(yīng)

圖8為EL4工況管廊結(jié)構(gòu)頂板（A1）、側(cè)墻板（A2）及底板（A3）3個測點的加速度時程曲線。同工況、同埋深狀態(tài)下，2種管廊結(jié)構(gòu)加速度時程曲線波形相似，但峰值不同，且存在時程差。

圖8 加速度時程曲線對比Fig.8 Comparison of acceleration time-history curves

對比試件各測點加速度峰值，如表7 所示，PGA和埋深對管廊加速度響應(yīng)影響顯著。隨PGA的增加管廊加速度峰值呈近似線性增長。隨著埋深增加，管廊各測點加速度峰值逐漸降低，即頂板加速度反應(yīng)最大，墻板次之，底板最小，由于遠地表土壤密度大于近地表土壤密度，埋深越大所受約束越大，故近地表管廊測點加速度峰值更大，即管廊頂板更易損壞。2 種管廊加速度峰值在小震工況相差較小，大震工況差異較為明顯，EL4工況下LCUT頂板、側(cè)墻版、底板加速度峰值相較于OCUT分別可降低14.3%、15.8%、19.4%。

表7 管廊各測點加速度峰值Table 7 PGA of each measuring point for utility tunnel g

加速度放大系數(shù)為結(jié)構(gòu)測點加速度峰值與PGA的比值，不同工況不同埋深下各測點加速度放大系數(shù)如圖9所示。各測點在各級荷載作用下加速度放大系數(shù)均大于1，表明土體對輸入加速度起放大作用。管廊加速度放大系數(shù)隨PGA的增大而逐漸減小，由于PGA增大，土體產(chǎn)生塑性變形，非線性特性增強，在傳播過程中土體吸收能量使得管廊的加速度放大系數(shù)減小。且隨PGA增大，管廊與土體間可能會出現(xiàn)滑移現(xiàn)象，影響地震能量的傳播，從而造成放大系數(shù)突變，如圖9（b）中曲面突出位置。管廊加速度放大系數(shù)變化規(guī)律與其加速度變化規(guī)律一致，即均隨埋深的增大而逐漸減小。使用全輕混凝土可降低管廊加速大放大系數(shù)，EL4工況下可降低13.2%。

圖9 加速度放大系數(shù)分布特征Fig.9 Distribution characteristics of acceleration amplification factor

2.4 鋼筋應(yīng)變反應(yīng)

鋼筋應(yīng)變反應(yīng)規(guī)律是研究管廊結(jié)構(gòu)抗震性能的重要依據(jù)，不同PGA作用下各測點鋼筋應(yīng)變反應(yīng)規(guī)律基本一致，因此僅列出幾個具有代表性的測點數(shù)據(jù)如表8所示。管廊各位置鋼筋應(yīng)變均隨PGA的增大而增大，角部鋼筋的應(yīng)變峰值明顯大于中部鋼筋，且各壁板兩端鋼筋應(yīng)變峰值相差較小，表明管廊在受震過程中仍具有較好的對稱性。上部鋼筋應(yīng)變峰值略大于下部鋼筋，究其原因是下部管廊所受側(cè)向土壓力更大，限制了管廊各壁板間的相對運動。腋角處斜向鋼筋起著加強連接節(jié)點作用，由其應(yīng)變反應(yīng)可知，腋角處鋼筋在結(jié)構(gòu)受震過程中承受一部分應(yīng)力，傳力效果較好，能夠增強結(jié)構(gòu)整體性能。應(yīng)用全輕頁巖陶粒混凝凝土可有效降低管廊鋼筋應(yīng)變反應(yīng)，EL4 工況下，LCUT 相較于OCUT其鋼筋應(yīng)變最大可降低46%。

表8 管廊各鋼筋測點應(yīng)變峰值Table 8 Strain peak of each measuring point for utility tunnels με

2.5 結(jié)構(gòu)層間位移反應(yīng)

小震工況試件位移較小，所測得結(jié)構(gòu)層間位移時程曲線比較稀疏；隨著PGA增大，試件位移反應(yīng)變強。EL4工況管廊層間位移時程曲線如圖10所示，此工況2種管廊結(jié)構(gòu)的層間位移時程曲線波形吻合較好，但峰值相差較大，且曲線末端均未歸于零點，表明兩種管廊均已發(fā)生塑性變形，究其原因是管廊結(jié)構(gòu)在振動臺試驗中的損傷累積和非線性發(fā)展的不可逆性。

圖10 層間位移時程曲線對比Fig.10 Comparison of interlayer displacement time-history curves

不同工況下2 種管廊結(jié)構(gòu)的層間位移峰值如表9 所示。小震工況，管廊層間位移峰值隨PGA的增大呈線性增長；EL4 工況，管廊層間位移峰值驟增，兩種管廊的層間位移峰值分別為6.151 mm 和4.299 mm，差距更為顯著。LCUT 相較于OCUT 其層間位移峰值降低30.1%，表明應(yīng)用全輕頁巖陶?；炷量纱蠓档凸芾冉Y(jié)構(gòu)在地震作用下的層間位移峰值。試驗結(jié)束后未發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)有明顯損傷，說明全輕混凝土管廊變形能力和抗震性能良好。

表9 管廊層間位移峰值Table 9 Interlayer displacement peak for utility tunnel mm

3 結(jié)論

通過振動臺試驗，對比分析了普通混凝土和全輕頁巖陶?；炷裂b配式管廊的抗震性能，得到以下結(jié)論：

（1）在均勻黏土中，2種管廊結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)規(guī)律一致，其加速度和層間位移反應(yīng)均隨PGA的增大而增大，隨埋深的增大而減小，故在實際工程中可考慮增加管廊埋深及對其頂板進行加強設(shè)計。

（2）應(yīng)用全輕頁巖陶粒混凝土可大幅降低管廊結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。PGA為0.8 g 時，全輕混凝土管廊相較于普通混凝土管廊，加速度峰值可降低19.4%，層間位移峰值可降低30.1%，鋼筋應(yīng)變峰值可降低46%。

（3）各級加載下，2 種管廊結(jié)構(gòu)鋼筋應(yīng)變峰值均呈現(xiàn)出角部大中間小的特點，且各壁板兩端鋼筋應(yīng)變峰值相差較小，表明管廊在受震過程中仍具有較好的對稱性。

（4）管廊鋼筋應(yīng)變反應(yīng)和層間位移反應(yīng)均隨PGA的增大而增大。PGA為0.8 g 時，全輕頁巖混凝土管廊鋼筋應(yīng)變峰值為28.753 με，位移峰值為4.299 mm，試驗結(jié)束后未發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)有明顯損傷，說明結(jié)構(gòu)具有良好的變形能力和抗震性能。