柱承式筒仓累积损伤及振动台试验研究

杨建勇，柳春光,2，贾玲玲

(1.大连理工大学 建设工程学部， 辽宁 大连 116024；2.大连理工大学 海岸和近海工程国家重点实验室， 辽宁 大连 116024；3.河南工业大学 土木建筑学院， 河南 郑州 450001)

随着我国国民经济的增长，以及我国农业生产的飞速发展，柱承式筒仓在粮食储运中有不可替代的作用，其下层空间简洁明朗，仓下空间通风和采光都较好，得到了广泛的应用。我国处于环太平洋地震带和欧亚地震带，地震灾害对我国造成了非常严重的影响，而柱承式筒仓作为储备生命线系统中的重要枢纽结构，一旦破坏，将给国家和人民带来重大的财产损失。所以对柱承式粮食筒仓抗震性能的研究显得尤其重要。

近来年，国内外的专家对筒仓的研究给予了高度的重视，在试验和理论方面取得了很多有意义的成果。在理论方面，赵衍刚等[1]通过建立接触矩阵,引入正确的连接条件，解决了散料与仓壁的连接问题。吴谨等[2]将仓顶建筑为单层或无仓顶建筑按单质点体系考虑，对柱承式筒仓进行了抗震计算。肖昭然等[3]利用DEM法建立了相似比为1/40的试验模型，通过该模型模拟了散料对仓壁的测压静力，与原型筒仓通过Janssen公式计算值相吻合。敖晓钦等[4]对大型钢板筒仓荷载计算及稳定设计方法进行了比较，得到了按我国规范计算的筒仓水平压力及竖向摩擦力总体上比国外规范的偏小的结论。汪红等[5]利用ANSYS进行了预应力钢筋混凝土储煤筒仓有限元的分析，表明筒仓采用预应力结构可以有效控制裂缝,预应力筒仓具有良好的抗侧性能。在试验研究方面，国内外很多学者对筒仓进行了试验，也得到了很多有价值的结论。Emest C H等[6]对不同贮料的情况下进行了筒仓试验，得到了贮料的有效质量系数范围。Alan W R等[7]通过试验分析了筒仓卸料过程的影响因素。张华等[8]进行了群仓的振动台试验，对群仓的动力特性和破坏形式进行了详细的研究。张大英等[9]通过制作有机玻璃试验模型和数值模拟研究了筒仓在卸料过程中的测压力的分布。

综上所述，对于筒仓的研究都侧重于贮料对筒仓的静压力、卸料过程贮料对仓壁的动压力以及一次地震作用下筒仓的动力特性和动力反应，在实际的地震中,地震的震级对结构的破坏起至关重要的作用，但是地震的持时对结构的累积损伤也会有很大的影响。地震中很多结构在主震作用下并没有完全破坏或倒塌，而是在余震作用下，给结构输入了更多的地震能量，造成了结构的损伤破坏。唐山地震中，柱承式筒仓破坏及其严重，28%的圆形筒仓和67%的方形筒仓都遭到了不同程度的破坏；筒承式筒仓的破坏程度较柱承式小，其中很大一部分是在主震作用下并未破坏，而是在一次或多次余震下导致结构损伤的累积以至破坏。筒仓作为储备生命线工程结构，其破坏势必会对我国造成很大的财产损失，所以对钢筋混凝土筒仓在地震作用下的累积损伤进行较为深入的研究是有必要的，也是势在必行的。

1 试验背景

本课题的试验背景是阜新市粮油工贸总公司迁址重建项目的烘前仓，筒仓为柱承式钢筋混凝土结构，筒仓总高为12 m，支撑柱高为6 m，按照筒仓容量的80%进行装粮，贮料高度为4.8 m(6×80%)，筒仓直径10 m，仓壁厚200 mm；仓壁、漏斗壁、环梁和柱子都采用C30混凝土，受力钢筋采用HRB400级、箍筋采用HPB300级钢筋。图1、图2为试验原型的立面图和平面图。

图1 柱承式筒仓原型结构立面图

图2柱承式筒仓原型结构平面图

2 试验准备

2.1 相似关系

试验原型为混凝土柱承式筒仓结构，试验要研究静态下贮料对仓壁的压力以及在满仓工况下结构的累积损伤，在这种情况下，重力对结构振动产生重要的影响，试验模型采用的相似关系为：弹性力-重力相似律[10-12]：

(1)

式中：λl为几何比尺；λE为弹性模量比尺；λρ为密度比尺；λr为惯性半径比尺；r2=I/A。

首先柱承式筒仓试验模型结构应满足以下关系：

(1) 根据柱承式筒仓的结构特点，变形比尺和几何比尺相同，即λl=λr。

(2) 通过实验室配比，暂定微粒混凝土的配合比为：

水泥∶沙∶水=1.0∶7.3∶1.6[13]

弹性模量E=3 750 MPa，弹性模量相似系数为1/8，等模型试块做弹性试验以后再做调整。

(3) 钢筋通过抗弯和抗剪等效原则进行模拟[14]。

(4) 综合考虑原型结构、实验设备、模型制作条件以及经济情况等因素，将模型的几何相似比尺确定为：λl=1/8。

(5) 保证结构重力不失真，即λg=1，可确定初步采用粉煤灰(λρ=0.7 t/m3～0.8 t/m3)模拟小麦。

试验涉及到的物理量及相似比尺见表1。

表1 柱承式筒仓动力模型试验相似关系

2.2 模型的制作

模型的力学性能主要由模型的制作材料来决定，因为微粒混凝土材料组成、力学性能、损伤机理等方面与普通混凝土有类似之处，是被广泛用作模型试验仿真材料。本试验模型就用微粒混凝土制作，材料为水泥沙浆，水泥为325号硅酸盐水泥，微粒混凝土的配合比[13]为，水泥∶沙∶水=1.0∶7.3∶1.6。混凝土中钢筋采用镀锌铁丝和镀锌铁丝网模拟，镀锌铁丝规格为：8#(φ=4 mm)，10#(φ=3.5 mm)；铁丝网规格为：10#@50，10#@100。由相似比例系数计算得出，λρ=1，原型筒仓储藏的小麦密度为：0.75 t/m3，所以模拟物料的密度也为：0.75 t/m3，模型中选取粉煤灰(λρ=0.7 t/m3～0.8 t/m3)来模拟物料。

本试验制作一个柱承式单仓结构的微粒混凝土试验模型，总高度为1.5 m，柱高为0.75 m，柱截面尺寸为75 mm×75 mm，装粮高度0.75 m，仓壁厚25 mm，漏斗厚31.25 mm。试验模型见图3。

结构的配筋计算按照抗弯能力等效原则和抗剪能力等效原则[14]进行设计：

抗弯能力等效原则：

(2)

抗剪能力等效原则：

(3)

图3试验模型图

2.3 传感器布置

本试验预期得到三类数据分别为：沿模型高度重点位置处的加速度和应变，筒仓内壁所受到的压力。根据试验目的，涉及到的传感器主要有加速度传感器、压力传感器及应变片。对试验模型结构在地震激励下的振动和变形特点进行分析，确定上述传感器的布置位置。具体布置位置和数量如下：加速度传感器沿试验模型高度方向布置6个，压力传感器沿筒仓仓壁内侧布置3个，应变片沿筒仓高度方向布置3排，每排7个，共21个。

3 试验过程及结果分析

3.1 地震动输入

本试验的原型结构在辽宁省阜新市，根据原型结构的场地类别、特征周期等，选择EI Centro波南北向(南北向)、唐山地震波(南北向)、人造地震波三条地震波，其中唐山波时长较短，利用造波软件得到了一条50 s的人造唐山波，三条地震波的加速度时程曲线见图4～图6。

图4 EI Centro波加速度时程曲线

3.2 试验工况

加载工况分满仓和空仓两种情况，按峰值加速度将地震波进行调幅，逐级梯度加载。为了模拟主震作用后余震对结构的影响，峰值加速度加载到0.2g时，减小工况的峰值加速度模拟余震。加载工况如表2所示。

图5 人造唐山地震波加速度时程曲线

图6 人造地震波加速度时程曲线

3.3 试验现象和破坏形态

本试验分为空仓和满仓两种情况。空仓工况中最大峰值加速度为0.15g，筒仓结构处于弹性范围内，没有产生塑性变形；满仓工况中，随着地震动峰值加速度的增大，筒仓的响应也逐渐增大。当峰值加速度从0.10g增加到0.20g时，在柱顶和环梁连接处以及柱脚出现明显的裂纹。其中柱顶裂纹以横向和斜裂纹为主，柱脚裂纹以横向裂纹为主。减小地震波的峰值加速度为0.10g以模拟余震，结构的裂纹除了在原有的裂纹上有所加大外，还增加了很多新的裂纹，但都集中在柱顶和柱脚，仓壁在整个试验过程中没有产生裂纹。从工况33开始增大地震波的峰值加速度，直到结构完全破坏，当峰值加速度为0.40g时，结构的柱顶和柱脚混凝土已经完全破坏，裂缝已经贯穿，部分柱的柱顶出现混凝土剥落。裂纹和破坏情况见图7，自振频率见表3，试验结果见图8～图12。

图7 模型裂缝图

图8 不同工况下试验模型自振频率(满仓)

图9峰值加速度为0.05gEI Centro波作用下模型应变时程曲线(空仓)

通过表3可以看出，试验模型加入贮料后，由于结构重量增加，结构自振频率减小，表明贮料对结构的自振频率影响很大。

通过图8可以看出，当峰值加速度为0.05g、0.10g和0.15g时，结构自振频率虽呈下降趋势，但变化不大，表明结构处于弹性范围内，试验模型无裂纹出现；当峰值加速度为0.20g(主震)时，结构自振频率骤降，结构频率从4.05877 Hz降低到了3.22082 Hz，降低了20.65%，在结构柱顶和柱底多处发现裂缝，表明结构的刚度减小，结构进入塑性阶段，此时，峰值加速度减小为0.10g以模拟余震，结构的自振频率又一次骤减，结构频率从3.22082 Hz降低到了2.33347 Hz，降低了27.55%，结构刚度进一步减小，表明余震对结构的损伤甚至破坏有很大影响，再增加峰值加速度为0.15g、0.20g和0.30g，结构频率呈下降趋势，但变化不大，柱顶和柱底多处出现混凝土断裂和贯穿裂纹，此时结构已处于完全破坏状态。

由图9可以看出，试验模型在峰值加速度为0.05g时，应变响应偏小，应变响应柱顶为最大，柱底次之，仓壁最小，柱顶应变为2.935×10-5；由图10可以看出，随着峰值加速度的增加，试验模型各位置的应变响应都呈增大趋势，柱顶增大最为明显，由2.935×10-5增大到1.179×10-4，而柱底和环梁增大趋势平缓，仓壁几乎呈水平，无明显增大。由两图可以得出，地震对柱承式筒仓结构的环梁和仓壁影响较小，影响最大的为是结构的柱顶和柱底，此为柱承式筒仓结构的薄弱点。

图10各峰值加速度EI Centro波作用下模型应变(空仓)

由图11可以看出，满仓工况下试验模型的应变响应同空仓工况，也为柱顶最大，柱底次之，仓壁最小，柱顶最大应变为1.789×10-5，小于空仓工况时柱顶最大应变，这是因为仓中的贮料是松散材料，黏聚力小，和筒仓的运动存在相位差，限制了筒仓振动。

当峰值加速度为0.20g时，试验模型柱顶出现裂缝，结构进入塑性阶段，加载工况余0.10g、余0.15g和余0.20g，由图12可以看出，试验模型的柱顶、柱底和环梁应变响应都呈增大趋势，即使减小峰值加速度为0.10g模拟余震，应变响应无明显减小，增大余震峰值加速度为0.15g、0.20g，模型应变响应明显增大，表明余震对结构的损伤影响很大，结构的薄弱部位仍为柱顶和柱底，在整个试验过程中，仓壁的应变响应都较小，也无增大趋势。

图11峰值加速度为0.05gEI Centro波作用下模型应变(满仓)

图12各峰值加速度EI Centro波作用下模型应变(满仓)

模型的加速度响应是反应结构动力响应的重要指标，通过布置的6个加速度传感器可以得到各工况筒仓的加速度响应，具体见图13、图14，模型结构的加速度随筒仓高度增加而增大，筒仓的仓壁顶为加速度响应最大的部位,这是因为筒仓的加速度沿高度方向有一定的放大，这种现象称作鞭梢效应[15]；从图14可以看出，满仓工况下随着峰值加速度的增加加速度放大系数也在增大；工况余0.10g、余0.15g和余0.20g的加速度放大系数较大，其中最大值为4.117， 而当峰值加速度为0.30g时，加速度放大系数没有明显的增大，结构已发生较大的塑性变形或已完全破坏，表明地震作用对结构造成了一定的损伤影响，结构刚度下降。

图13 EI Centro波作用下加速度放大系数包络图(空仓)

图14 EI Centro波作用下加速度放大系数包络图(满仓)

4 结 论

(1) 柱承式筒仓结构在地震作用下的破坏以柱顶和柱底最为严重，试验结束后，柱顶和柱底出现多条贯穿裂缝，导致结构失效破坏，环梁和仓壁损伤较小，未出现裂缝，柱顶和柱底为结构的薄弱部位，设计时应加强措施。

(2) 结构在余震作用下自振频率从3.22082 Hz降低到了2.33347 Hz，下降了27.55%，结构刚度减小，结构损伤严重，表明余震使结构的损伤和破坏影响很大。

(3) 试验模型的加速度放大系数随着筒仓高度在增大，仓壁顶比柱底大很多，说明仓顶有一定程度的鞭鞘效应，余震对加速度放大系数影响也较大，表明余震结构造成了一定的损伤影响。

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