全轻页岩陶粒混凝土装配式管廊抗震性能振动台试验研究

2022-09-22杨艳敏李永庆李子根

地震工程与工程振动 2022年4期

杨艳敏，徐冉，李永庆，李子根

（1.吉林建筑大学土木工程学院，吉林长春 130118；2.长春市水利规划研究院，吉林长春 130000）

引言

管廊作为“十三五”规划的城市地下基础设施之一，其内部存在大量“生命线”工程，一旦发生地震导致破坏将带来不可估量的损失，因此国内外学者对其抗震性能展开研究。郭恩栋等［1］通过理论计算和数值模拟的方法分析了管廊在地震作用下位移变形和应力分布规律。梁建文等［2-3］利用ABAQUS 有限元软件，分析了双舱管廊在地震作用下的内力和变形，从而得出管廊在地震作用下的薄弱位置。Tsinidis 等［4-5］通过小型振动台试验和数值分析，研究了干砂层中箱型隧道的地震响应以及影响隧道地震响应的关键参数。Patil等［6］通过建立数值模型进行有限元分析，研究了软土浅埋隧道在地震作用下的受力性能。相较于整浇式管廊，装配式管廊具有施工简便、节能环保等优点，符合我国建筑节能与可持续发展的要求，目前已有部分学者进行相关研究。田子玄等［7］提出将预制叠合板拼装连接形成一种装配式管廊，并采用穿心钢绞线双向加载的试验方法，研究了管廊在单调静载作用下的受力性能。魏奇科等［8-9］通过低周往复荷载试验，分析了不同体积配箍率和纵筋锚固长度对装配叠合式管廊节点抗震性能的影响，并根据研究结果给出了设计建议。Duan等［10］以实际工程为原型，设计小型振动台试验，通过分析结构的动力响应、土压力分布和损伤现象等研究了装配式管廊的抗震性能。

查阅相关研究发现，目前管廊建造所用大多为普通混凝土材料，轻骨料混凝土作为一种轻质高强、耐火抗震的新型建筑材料［11-12］，将其应用于地下管廊的研究尚不多见。结合目前部分学者对管廊抗震性能的研究仅通过理论分析或数值模拟，缺乏大型振动台试验研究的现状，文中设计一种全轻页岩陶粒混凝土装配式管廊结构，通过大型振动台试验，将其在不同PGA（峰值地震加速度）激励下的动力特性和动力响应与普通混凝土管廊进行对比分析，得到其地震反应规律，为全轻页岩陶粒混凝土装配式管廊的推广应用提供技术依据。

1 试验

1.1 试验材料

轻粗骨料、轻细骨料以及水泥等材料的性能均为影响全轻混凝土性能和强度的因素［13］。试验中全轻页岩陶粒混凝土所用水泥为P·O42.5普通硅酸盐水泥；轻粗骨料采用碎石型页岩陶粒，轻细骨料采用圆球型页岩陶砂，根据GB/T17431.1-2010《轻集料及其试验方法》测得陶粒、陶砂的主要性能指标如表1 所示。为改善全轻混凝土基本力学性能，减少分层离析现象，还需在混凝土中加入粉煤灰和减水剂。依据JGJT 12-2019《轻骨料混凝土应用技术标准》，参考相关研究［14-15］，进行优化设计后的LC40全轻页岩陶粒混凝土配合比见表2。

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

表2 LC40级全轻混凝土配合比Table 2 Mixture proportion of LC40 grade full light-weight concrete

1.2 全轻页岩陶粒混凝土性能试验

依据GB/T 50081-2019《混凝土物理力学性能试验方法标准》测得全轻页岩陶粒混凝土基本力学性能见表3，试验及破坏现象见图1。

表3 LC40级全轻混凝土基本力学性能Table 3 Mechanical performance of LC40 grade full light-weight concrete

立方体抗压强度试验见图1（a），试块受压后，内部应力增大，由于试块中页岩陶粒的强度低于砂浆强度，且内部存在大量孔隙，导致受压时混凝土中页岩陶粒首先被压碎。随着荷载的增大，裂缝由骨料向浆体延伸并逐渐扩大，到达极限荷载时，试块表面有混凝土块脱落，大量的贯穿裂缝导致试块破坏如图1（b）。

劈裂抗拉强度试验见图1（c），随着荷载增大，沿荷载轴线方向出现的微裂缝不断扩展并形成一条主裂纹导致试件破坏，其破坏形态如图1（d），破坏界面相对平整，这是由于全轻混凝土中陶粒的强度相对较低，在线荷载作用下易被劈裂成两部分。

轴心抗压强度试验见图1（e），棱柱体试块的破坏现象与立方体试块的破坏现象相似，均呈现出较为明显的脆性破坏特征，其破坏形态如图1（f）。

图1 试块破坏现象Fig.1 Destruction phenomenon of test block

1.3 试件设计及制作

由于材料特性和试验条件无法全部满足相似理论，因此在试验研究中往往采取满足主要相似关系的方法来进行模型的相似设计。参考试验室现有条件及其它振动台试验［16-17］，确定模型几何相似比为1/6，加速度相似比为3，模型与原管廊材料相同，故弹性模量相似比为1。应用Buckingham 定理可得出模型体系各物理量的相似关系及其相似比，如表4所示。

表4 模型的相似常数Table 4 The similarity constant of the model

设计普通混凝土管廊（OCUT）和全轻轻页岩陶混凝土管廊（LCUT）2 种试件，尺寸为500 mm×500 mm×1 200 mm，钢筋均采用直径6 mm的HPB300级钢，按等强度原则配筋，试件尺寸及配筋如图2所示。

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

管廊模型的制作过程：首先绑扎钢筋，支模，浇筑混凝土形成四块预制板，然后将其箍筋交错搭接并在搭接处插入竖向钢筋，如图3（a），最后支护模板进行二次浇筑，形成管廊模型如图3（b）。

图3 装配式管廊的建造Fig.3 Construction of prefabricated utility tunnels

1.4 试验设备

试验装置如图4所示，加载装置采用英国SERVOTEST公司生产的地震模拟振动台，其台面尺寸：3 m×3 m；工作频率：0.1～50 Hz；最大载荷：10 t；最大水平位移：±125 mm；最大满载加速度：1.5 g/m3。

图4 试验装置Fig.4 Test device

楼梦麟等［18］研究发现，模型箱平面尺寸为模型尺寸5 倍以上时，可忽略侧向边界对结构动力反应的影响，综合考虑试验室现有条件设计模型箱尺寸为平行于振动方向长2.6 m，垂直于振动方向长1.8 m，高1.2 m，其四周以等边角钢焊接，并设置斜向支撑，防止其发生扭曲变形。试验土体采用原型土体即长春市常见黏土，通过加水搅拌控制其含水率为13%～16%之间，通过夯锤夯实的方法控制其密度在1 900 kg/m3～2 000 kg/m3之间。实际工程中管廊被埋置于无边界的土体中，而在振动台试验中只能用有限尺寸的容器采来装模型土，故在模型箱运动方向两侧铺设100 mm 厚聚苯乙烯泡沫板，减弱箱体对地震波的反射作用，并在钢板底部铺设少量碎石，减少土体与模型箱发生滑移，使管廊结构的受力更接近于真实地震反应下的状态。

1.5 加载方案

选取EL Centro 波作为输入波，其加速度时程及傅里叶频谱如图5 所示。垂直于管廊轴线方向进行振动，施加每级荷载前进行白噪声预振，使土体密实并分析管廊动力特性及损伤情况，加载制度如表5所示。

表5 加载制度Table 5 Loading system

图5 EL Centro波Fig.5 EL Centro wave

1.6 观测方案

测点布置如图6所示，分别在管廊顶板（0.25 m）、侧墙板（0.45 m）及底板（0.65 m）布置加速度测点A-1、A-2、A-3，在管廊一侧土体的同一深度处布置加速度测点A-4、A-5、A-6，位移计D-1顶部布置在管廊顶板腋角处，底部与管廊底板固定在一起，确保所得数据为顶板、底板的相对位移。

图6 观测方案Fig.6 Monitoring scheme

2 试验结果与分析

2.1 边界条件的验证

LCUT 在EL2 和EL4 工况下其一侧土体测点A-4、A-5、A-6 加速度时程曲线发展趋势一致，峰值略有差别。各测点加速度峰值对比如表6所示，同一深度土体的加速度峰值及出现时刻相差较小，且随PGA 增大，边界效应逐渐减弱，这是由于激振强度增加，土体非线性发展，导致加速度响应的增长幅度减小。综合考虑认为试验装置能较好的模拟管廊在地震作用下的真实受力情况。

表6 各土体测点加速度峰值及出现时刻Table 6 Peak acceleration and appearance time of each soil measuring point

2.2 结构动力特性

2 种管廊在各级加载下的自振频率和阻尼比见图7，随着PGA 的增大，2 种管廊自振频率均逐渐减小而阻尼比逐渐增大。图7（a）所示，LCUT自振频率小于OCUT，EL4工况OCUT的自振频率为LCGL的1.37倍，全轻页岩陶粒混凝土可有效减轻结构自重，故其自振频率较小。图7（b）所示，LCUT 阻尼比大于OCUT，EL2工况LCUT 的阻尼比为OCUT 的1.4倍，由于全轻页岩陶粒混凝土中轻粗骨料内部比普通粗骨料具有更丰富的孔隙和缝隙，故其阻尼比更大，从而可消耗更多地震能量，减弱地震对结构的破坏作用。

图7 动力特性对比Fig.7 Comparison of dynamic characteristics

2.3 结构加速度反应

图8为EL4工况管廊结构顶板（A1）、侧墙板（A2）及底板（A3）3个测点的加速度时程曲线。同工况、同埋深状态下，2种管廊结构加速度时程曲线波形相似，但峰值不同，且存在时程差。

图8 加速度时程曲线对比Fig.8 Comparison of acceleration time-history curves

对比试件各测点加速度峰值，如表7 所示，PGA和埋深对管廊加速度响应影响显著。随PGA的增加管廊加速度峰值呈近似线性增长。随着埋深增加，管廊各测点加速度峰值逐渐降低，即顶板加速度反应最大，墙板次之，底板最小，由于远地表土壤密度大于近地表土壤密度，埋深越大所受约束越大，故近地表管廊测点加速度峰值更大，即管廊顶板更易损坏。2 种管廊加速度峰值在小震工况相差较小，大震工况差异较为明显，EL4工况下LCUT顶板、侧墙版、底板加速度峰值相较于OCUT分别可降低14.3%、15.8%、19.4%。

表7 管廊各测点加速度峰值Table 7 PGA of each measuring point for utility tunnel g

加速度放大系数为结构测点加速度峰值与PGA的比值，不同工况不同埋深下各测点加速度放大系数如图9所示。各测点在各级荷载作用下加速度放大系数均大于1，表明土体对输入加速度起放大作用。管廊加速度放大系数随PGA的增大而逐渐减小，由于PGA增大，土体产生塑性变形，非线性特性增强，在传播过程中土体吸收能量使得管廊的加速度放大系数减小。且随PGA增大，管廊与土体间可能会出现滑移现象，影响地震能量的传播，从而造成放大系数突变，如图9（b）中曲面突出位置。管廊加速度放大系数变化规律与其加速度变化规律一致，即均随埋深的增大而逐渐减小。使用全轻混凝土可降低管廊加速大放大系数，EL4工况下可降低13.2%。

图9 加速度放大系数分布特征Fig.9 Distribution characteristics of acceleration amplification factor

2.4 钢筋应变反应

钢筋应变反应规律是研究管廊结构抗震性能的重要依据，不同PGA作用下各测点钢筋应变反应规律基本一致，因此仅列出几个具有代表性的测点数据如表8所示。管廊各位置钢筋应变均随PGA的增大而增大，角部钢筋的应变峰值明显大于中部钢筋，且各壁板两端钢筋应变峰值相差较小，表明管廊在受震过程中仍具有较好的对称性。上部钢筋应变峰值略大于下部钢筋，究其原因是下部管廊所受侧向土压力更大，限制了管廊各壁板间的相对运动。腋角处斜向钢筋起着加强连接节点作用，由其应变反应可知，腋角处钢筋在结构受震过程中承受一部分应力，传力效果较好，能够增强结构整体性能。应用全轻页岩陶粒混凝凝土可有效降低管廊钢筋应变反应，EL4 工况下，LCUT 相较于OCUT其钢筋应变最大可降低46%。

表8 管廊各钢筋测点应变峰值Table 8 Strain peak of each measuring point for utility tunnels με

2.5 结构层间位移反应

小震工况试件位移较小，所测得结构层间位移时程曲线比较稀疏；随着PGA增大，试件位移反应变强。EL4工况管廊层间位移时程曲线如图10所示，此工况2种管廊结构的层间位移时程曲线波形吻合较好，但峰值相差较大，且曲线末端均未归于零点，表明两种管廊均已发生塑性变形，究其原因是管廊结构在振动台试验中的损伤累积和非线性发展的不可逆性。

图10 层间位移时程曲线对比Fig.10 Comparison of interlayer displacement time-history curves

不同工况下2 种管廊结构的层间位移峰值如表9 所示。小震工况，管廊层间位移峰值随PGA的增大呈线性增长；EL4 工况，管廊层间位移峰值骤增，两种管廊的层间位移峰值分别为6.151 mm 和4.299 mm，差距更为显著。LCUT 相较于OCUT 其层间位移峰值降低30.1%，表明应用全轻页岩陶粒混凝土可大幅降低管廊结构在地震作用下的层间位移峰值。试验结束后未发现结构有明显损伤，说明全轻混凝土管廊变形能力和抗震性能良好。