杨艳敏，李子根，葛泽森，徐 冉，张志新

吉林建筑大学 土木工程学院,长春 130118

作为城市生命线工程的地下综合管廊,其抗震设计研究一直为工程界所关注.廖智麒[1]通过ABAQUS软件分析管廊在地震波作用下的动力响应,发现管廊内部应力最大值出现的位置是结构顶板与侧墙板、底板与侧墙板的连接处;罗韬[2]通过小波变换的Rayleigh地震波对管廊进行地震响应研究,发现管廊结构主要以受弯为主,且结构上部的应力变形大于结构底部的应力变形;薛伟辰等[3]人通过试验,验证了管廊整体变形是因管廊腋角处钢筋屈服引起的.以上文献都是基于普通混凝土管廊抗震性能展开的研究,而对于全轻混凝土管廊的抗震性能研究还较少,杨艳敏等[4]人通过研究得出全轻混凝土其受力特性、破坏机理以及延性性能都表现出良好的效果,为本试验研究提供了一定的理论支撑.

轻骨料混凝土应用技术标准(JGJ/T 12-2019)[5]对轻骨料混凝土的定义是:用轻骨料、轻砂、水泥和水配置而成的干表观密度不大于1 950 kg/m3的混凝土.其中，全部由轻砂做细骨料配制而成的轻骨料混凝土称为全轻混凝土.本试验采用LC 40级全轻混凝土的干表观密度仅为1 700 kg/m3,比等强度普通混凝土轻30 %,能够有效减轻结构地震作用.与普通混凝土相比,全轻混凝土轻质高强、保温和隔热性能好、耐火性能好和抗震性能好等优点.本文拟通过整体现浇式全轻混凝土管廊模型进行地震模拟振动台试验,研究腋角高度为30 mm的全轻混凝土管廊在单向水平地震波EL-Centro波作用下的动力响应,分析管廊结构加速度反应、层间位移和钢筋应变,得出全轻混凝土管廊结构抗震性能.

1 试验方案设计

1.1 模型箱设计

试验振动台采用的是英国SERVOTEST公司生产的地震模拟振动台,最大满载加速度为1.5 g,台面尺寸为3 m×3 m.实际工程中,地下管廊埋置两侧边界无限远,模型箱的有限范围必然会对试验结果产生影响,为减少这种“边界效应”[6-7]对试验的影响,本试验所用的模型箱是特制刚性模型箱[8-9],设计尺寸为2.6 m(平行于振动方向)×1.8 m(垂直于振动方向)×1.2 m(高),如图1所示.

图1 模型箱

模型箱采用边角钢焊接而成,用20 mm厚的木板作为内侧挡板,并铺设一层塑料薄膜以防止试验土外漏,在挡板内部铺设100 mm厚的聚苯乙烯泡沫板用于吸收地震波能量,在箱体内侧和底板上粘接少量碎石,减少土体与模型箱产生相对滑动.

1.2 管廊结构设计

管廊模型的设计应满足模型相似条件[10],依据试验条件,确定加速度相似常数Sa为3,弹性模量相似常数SE为1,几何相似常数SL为1/6,管廊模型材料采用全轻混凝土,通过相似量纲分析法和可控相似常数推算出其他的相似常数.试验制作的全轻混凝土管廊模型长1.2 m,宽0.5 m,管廊模型截面尺寸如图2所示.

图2 管廊模型截面尺寸(mm)

图3 页岩陶粒

全轻混凝土管廊的制作:采用直径6 mm的HPB 300级钢筋作为管廊模型钢筋的使用材料,采用强度LC 40的页岩陶粒全轻混凝土作为模型管廊混凝土的使用材料,页岩陶粒如图3所示,根据等强度配比原则,确定试件配筋率为1.9 %.

1.3 观测方案设计

钢筋绑扎成型后,试件钢筋骨架如图4所示,4个应力片测点S-1,S-2,S-3和S-4的布置如图5所示.在模型管廊侧墙板顶端处设置1个位移传感器即位移测点D-1,在模型管廊顶板、底板和侧墙板的中心位置处各布置1个加速度传感器即加速度测点A-1,A-2和A-3,如图6所示.对加速度的动态采集使用东华测试生产的型号为DH 5922动态采集系统,最大连续采样频率256 000 Hz/通道,对钢筋应变和层间位移的动态采集使用东华测试生产的型号为DH 5929动态采集系统,最大采集频率20 000 Hz/通道,共64通道.

图4 试件钢筋骨架

1.4 加载方案设计

试验采用地震波EL-Centro波作为振动台的输入波,采用垂直于模型纵轴线方向(X向)加载,加速度逐级递增.为得出加速度峰值对管廊结构响应的影响,试验设计了4种不同的工况,即加速度峰值分别为0.2 g,0.4 g,0.6 g,0.8 g,见表1.为研究管廊结构体系动力特性,每级加载前使用0.2 g白噪声对结构体系进行扫描,通过加速度传感器采集的数据分析研究管廊体系动力特性变化规律.

表1 加载工况

2 试验结果分析

2.1 结构加速度响应

本文只列出了管廊结构试件在EL 2，EL 4工况下结构的加速度反应,实测A-1,A-2,A-3测点的加速度时程曲线与傅里叶频谱如图7～图8所示,3个测点的加速度峰值见表2.

图7 工况EL 2时结构加速度时程曲线和傅里叶频谱

图8 工况EL 4时结构加速度时程曲线和傅里叶频谱

表2 测点的加速度峰值

根据试验数据可知,全轻混凝土综合管廊在同一工况作用下,结构顶板、侧墙板以及底板加速度反应基本相同,工况EL 2,EL 4时加速度幅值差相差较小,分别为 0.131 g,0.156 g,傅里叶频谱图形变化也基本吻合,在EL 2,EL 4工况下的最高值出现点相同,分别在 16.015 6 Hz,14.062 5 Hz处,幅值差相差分别为0.003 1，0.016 3,表明全轻混凝土管廊结构在地震波作用下仍然具有良好的整体性.

对比同一工况3个测点的加速度峰值,顶板加速度峰值最大、侧墙板次之、底板最小,表明在相同地震作用下,管廊顶板更容易发生破坏.

随着地震波输入峰值的增大,管廊结构各测点加速度峰值也随之增大.傅里叶频谱幅值增强，表明输入能量越大,管廊结构反响越剧烈,可能造成的结构损坏就越严重.

2.2 层间位移反应

研究全轻混凝土管廊在振动过程中,结构顶板与结构底板的层间位移,通过简易支架将位移传感器固定在管廊结构内部顶板与侧墙板连接处,简易支架固定在管廊底板上,测得管廊结构分别在4种不同工况加载下的位移变化,如图9所示.

图9 管廊结构层间位移曲线

由管廊结构层间位移曲线可知,在EL 1,EL 2工况下,输入地震强度较小,管廊结构整体位移变化不明显,层间位移最大值分别为1.397 mm,3.784 mm;在EL 3,EL 4工况下,输入地震强度增大,管廊模型结构整体位移变化明显,层间位移曲线越来越密集,层间位移最大值分别为6.034 mm,8.088 mm;管廊结构试件的层间位移峰值随地震波输入峰值的增大而增大,EL 4工况比EL 1工况时增大6.691 mm，层间位移变化明显.

2.3 钢筋应变反应

研究全轻混凝土管廊在振动过程中腋角钢筋应变和侧墙板钢筋应变反应,选取腋角钢筋上S-1,S-2测点,侧墙板钢筋上S-3,S-4测点进行研究,结构钢筋各测点的应变峰值,见表3.

腋角钢筋各测点应变随着地震波的增大而增大,在同一工况下底部腋角钢筋应变明显大于顶部腋角钢筋应变,表明全轻混凝土管廊底部腋角处变形要大于顶部腋角处变形.

侧墙板钢筋各测点应变反应随着地震波的增大而增大,管廊在EL 1,EL 2和EL 3工况,侧墙板上部钢筋应变峰值大于下部钢筋应变峰值;在EL 4工况(强震作用),侧墙板上部钢筋应变突增,而下部因管廊与周围土体之间出现剥离现象,土体对管廊结构体进行二次撞击,管廊模型整体变形导致应变片瞬间损坏.依据EL 1,EL 2,EL 3工况说明全轻混凝土管廊在地震波EL-Centro波作用下侧墙板上部更易受到破坏.

表3 管廊结构钢筋应变峰值

3 结论

对腋角高度为30 mm的全轻混凝土管廊模型进行振动台试验,研究管廊在X轴单向振动下结构加速度反应、层间位移和钢筋应变规律,分析结果如下:

(1)同一工况作用下,3个测点的加速度时程曲线、傅里叶频率和相位相似度较高,在地震波增强时,仅在幅值有所增强,可知全轻混凝土管廊结构在地震波作用下整体性良好;

(2)对比管廊模型结构顶板、侧墙板和底板的加速度反应,结构顶板、侧墙板、底板峰值依次为1.090 g,1.033 g,0.992 g,表明在相同地震作用下,管廊顶板更容易发生破坏;

(3)管廊结构顶板与底板层间位移随着地震波输入峰值的增大而增大,最大层间位移为8.088 mm;

(4)腋角钢筋各测点应变随着地震波的增大而增大,在同一工况下底部腋角钢筋应变明显大于顶部腋角钢筋应变,表明管廊底部腋角相较顶部腋角更易受到破坏.