穿越非均勻土體埋地管道地震離心實(shí)驗(yàn)研究

張宏濤，趙宇飛，高明旭，高建嶺

(1. 北方工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，北京 100144；2. 中國(guó)水利水電科學(xué)研究院，北京 100041；3. 北京市煤氣熱力工程設(shè)計(jì)院有限公司，北京 100032)

埋地管道破壞歸因于土體永久變形(permanent ground deformation, PGD)，但有證據(jù)表明：地震波傳播對(duì)埋地管道損傷有影響，特別是穿越不均勻土體的土體瞬時(shí)變形(transient ground deformation,TGD)引起的管道變形，這些情況還沒(méi)有在目前的規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)中涉及[1]。根據(jù)我國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)[2]和ASCE規(guī)范[3]， 利用簡(jiǎn)化有限元研究埋地管道地震作用下的響應(yīng)時(shí)，一般采用非線性等效彈簧和土彈簧代替土體對(duì)管道的作用，但是地震下PGD 和TGD共同作用時(shí)土體對(duì)管道的作用如何進(jìn)行簡(jiǎn)化還需要進(jìn)一步研究。另外，根據(jù)Psyrras 等[4]研究發(fā)現(xiàn)，利用規(guī)范建立的彈簧分析非均勻土體埋地管道地震響應(yīng)，與試驗(yàn)結(jié)果相比差別很大。因此，需要研究發(fā)現(xiàn)地震作用下非均勻土體埋地管道的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律，來(lái)建立更準(zhǔn)確的適用該類埋地管道的等效模型。

Hindy 和Novak[5]最早對(duì)管土動(dòng)力相互作用進(jìn)行了理論分析，重點(diǎn)分析了管道深度等參數(shù)產(chǎn)生的影響，得出地震波作用下管線軸向應(yīng)變遠(yuǎn)大于彎曲應(yīng)變。黃忠邦等[6]利用數(shù)值方法分析了地震作用下非均勻場(chǎng)地埋地管道的軸向應(yīng)變。Lee 等[7]采用三次非彈性單元模擬埋地管道，通過(guò)對(duì)埋地管道類型、端部約束條件、土體特性、單次和多次地震輸入地面運(yùn)動(dòng)、埋深等參數(shù)進(jìn)行研究，得到埋地管道應(yīng)變響應(yīng)特征。Psyrras 等[8]用數(shù)值模擬方法研究了瞬態(tài)地震作用下埋地管道在水平不均勻土體和非均勻材料附近軸向應(yīng)力集中現(xiàn)象和彈塑性屈曲響應(yīng)。劉愛(ài)文等[9]和朱慶杰等[10]分別通過(guò)區(qū)分?jǐn)鄬觾蓚?cè)場(chǎng)地條件相同和相異這兩種情況，探討了斷層兩側(cè)場(chǎng)地條件的分布形式對(duì)埋地管道破壞模式的影響。以往研究表明：強(qiáng)度地震會(huì)引起埋地管道較大的響應(yīng)，但地震作用下不同土體管道界面(soil pipe interface, SPI)對(duì)埋地管道影響尚不清楚。

試驗(yàn)?zāi)M是研究土體與管道動(dòng)力相互作用的有效方法。姜逢源等[11]利用沖擊試驗(yàn)研究了海床土質(zhì)、管道埋深、摩擦等對(duì)海底管道損傷的影響。Yan 等[12]利用振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)探索深埋管道在三個(gè)方向均勻和非均勻地震下的響應(yīng)，表明非均勻激勵(lì)下土體和管道中產(chǎn)生的應(yīng)變和位移很大，均勻激勵(lì)產(chǎn)生的PGD 可以忽略不計(jì)，但非均勻激勵(lì)必須考慮。通過(guò)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，Psyrras 等[4]發(fā)現(xiàn)埋地管道響應(yīng)主要為軸向響應(yīng)，在土體分界處或附近有明顯的應(yīng)變峰值，且隨共振頻率和激勵(lì)水平的增加而增大。

傳統(tǒng)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)由于難以模擬真實(shí)的應(yīng)力狀態(tài)，存在一定的局限性。因此，有人嘗試將振動(dòng)臺(tái)安裝在離心機(jī)上，以模擬土體的應(yīng)力狀態(tài)。離心振動(dòng)試驗(yàn)最初用于研究液化土中管道的地震行為，例如采用鋁合金管道模型在松散和致密的硅砂中測(cè)量法向土壓力和切向土壓力[13]。近年來(lái)，各種研究證實(shí)了離心振動(dòng)試驗(yàn)的可行性，如加載一系列地震波研究隧道變形的離心振動(dòng)模型試驗(yàn)[14-16]、邊坡群樁基礎(chǔ)的地震反應(yīng)試驗(yàn)[17]等。

橫向水平不均勻土體對(duì)地震作用下埋地管道的應(yīng)力分布和強(qiáng)度有深刻的影響[18]，地震作用下動(dòng)力SPI 的發(fā)展，包括一系列地震引起的PGD 和TGD 對(duì)埋地管道的耦合效應(yīng)，需要進(jìn)一步的研究。本文通過(guò)開(kāi)展離心振動(dòng)模型試驗(yàn)，輸入不同峰值加速度水平模擬系列地震作用，研究穿越非均勻土體埋地管線的動(dòng)力性能和動(dòng)態(tài)變形規(guī)律。得到了地震前和地震引起的PGD 和TGD 引起的埋地管道軸向應(yīng)變，分析了地震作用下管道的殘余變形，并且比較了不同材料(聚氯乙烯(PVC)和鋁合金(AL))管道在地震作用下的反應(yīng)。

鐘紫藍(lán)等[19]對(duì)輸水管道承插式接口進(jìn)行擬靜力拉拔試驗(yàn)，結(jié)果表明：加載方式以及管道內(nèi)部水壓等對(duì)接口的軸向抗拉力學(xué)性能和破壞方式的影響不大。Banushi 等[20]通過(guò)數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓會(huì)影響管道軸向變形能力，極限內(nèi)壓下得到的管道臨界允許變形最小。?zcebe 等[21]模擬發(fā)現(xiàn)內(nèi)壓不會(huì)明顯影響管道變形極限，但是屈曲強(qiáng)度會(huì)有所提高。溫度會(huì)增強(qiáng)管道拉伸強(qiáng)度，但明顯降低壓縮強(qiáng)度。由于試驗(yàn)條件限制，本次試驗(yàn)沒(méi)有考慮內(nèi)壓和溫度等管道內(nèi)介質(zhì)對(duì)管道性能的影響。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

本實(shí)驗(yàn)所用離心機(jī)由中國(guó)水利水電研究院(IWHR)于1991 年建造，如圖1 所示。該離心機(jī)配備的振動(dòng)臺(tái)是國(guó)內(nèi)第一個(gè)能夠獨(dú)立進(jìn)行水平和垂直雙向振動(dòng)的離心機(jī)振動(dòng)設(shè)備。為了最大限度模擬埋地管線在地震荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)，確定離心機(jī)重力加速度為40g。在量綱分析的基礎(chǔ)上，離心試驗(yàn)采用了Buckingham π 定理確定模型設(shè)計(jì)相似比。模型試驗(yàn)結(jié)合實(shí)際工程和建模設(shè)備，選擇重力加速度、正應(yīng)力和長(zhǎng)度作為控制參數(shù)，相似比分別為40、1 和1/40。由這3 個(gè)控制參數(shù)可以推導(dǎo)出其他決定模型設(shè)計(jì)的主要參數(shù)比例，如表1 所示。

圖1 離心振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)Fig. 1 Photo of dynamical centrifuge in IWHR

表1 管道實(shí)驗(yàn)相似比Table 1 Scale ration related to pipe modeling

考慮到離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)本身的尺寸，根據(jù)箱體設(shè)計(jì)和制作模型，模型范圍、比尺都需要根據(jù)模型箱尺寸多次改進(jìn)優(yōu)化之后確定。保守考慮管道兩端沒(méi)有固定，使管道兩端可以自由地水平移動(dòng)，這種約束可以僅僅考慮橫向土體的不均勻性，而管道可以在水平入射的平面內(nèi)剪切波作用下隨土體移動(dòng)?？紤]到箱體長(zhǎng)度為750 mm，因此選擇了長(zhǎng)度為640 mm 的模型管道，以便在管端和側(cè)壁之間留出55 mm 的空間，以最大限度地減小邊界影響。模型管道外徑16 mm，厚度0.5 mm，代表原型管長(zhǎng)25.6 m，外徑0.64 m，厚度0.02 m，模型圖形尺寸如圖2 所示。圖2 中的“土體-1”和“土體-2”分別為高嶺土和福建西峰砂，代表“軟土”和“硬土”兩種巖土類型，土體力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表2。PVC 管和AL 管同時(shí)埋在土中，利用規(guī)范[2]給出的實(shí)驗(yàn)方法得到管材的材料參數(shù)，見(jiàn)表3。Saiyar 等[22]提出埋地管道離心試驗(yàn)中管道和土體剛度參數(shù)比例是試驗(yàn)設(shè)計(jì)主要考慮因素，試驗(yàn)中選取了PTFE、PVC、亞克力和鋁合金4 種管道，對(duì)應(yīng)的管道和土體剛度比分別為84、440、640、13800。本文選取了PVC 和鋁合金管道作為典型的埋地管道，對(duì)應(yīng)的管道和土體剛度比分別為3、61、91、1604。

圖2 模型實(shí)驗(yàn)的尺寸和監(jiān)測(cè)位置Fig. 2 Dimension of model box and buried pipeline with sensors

表2 模型中的土體參數(shù)Table 2 Soil parameters in model

表3 模型中管道材料力學(xué)參數(shù)Table 3 Pipe parameters in model

本次試驗(yàn)?zāi)M硬土的福建西峰砂密度設(shè)定為2100 kg/m3，預(yù)先進(jìn)行砂雨法實(shí)驗(yàn)，對(duì)砂土進(jìn)行風(fēng)干處理，然后將砂土添加到漏斗中，確定落砂高度為0.46 m 能達(dá)到所需密度。在箱子中央垂直放置一塊硬紙板，兩邊分別放入不同的土體，模擬軟土的高嶺土直接置入箱體，模擬硬土的西峰砂采用砂雨法制成；到0.216 m 處高時(shí)，抽掉硬紙板，放入兩根管道；接著繼續(xù)在同樣位置垂直放置一塊硬紙板，兩邊繼續(xù)放入不同土體；直到0.448 m 高度處停止土體裝箱，最后抽出硬紙板。

模型制作完成后，將模型吊裝到模型箱中，用水泥砂漿將模型底部與模型箱之間用50 mm 厚的縫隙粘接起來(lái)，使模型與模型箱剛性連接。

土體豎向位移用2 臺(tái)激光位移計(jì)(LDMs)測(cè)量。管道的地震反應(yīng)主要表現(xiàn)為拉應(yīng)變和壓應(yīng)變，用間距為40 mm 的15 對(duì)(Str-1, Str-2,···, Str-30) 平行于地震方向的應(yīng)變片采集管道地震反應(yīng)，如圖2(b)和圖2(c)。

為研究埋地管道在經(jīng)歷一系列地震時(shí)的地震反應(yīng)和震后剩余強(qiáng)度，在實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜕陷斎氩煌腜GAs 來(lái)模擬發(fā)生的不同地震過(guò)程。輸入地面加速度采用Parkfield 天然地震波輸入，將水平PGAs 轉(zhuǎn)換為0.3g和0.6g(分別對(duì)應(yīng)地震烈度8 度和9 度)，然后根據(jù)得到的最大應(yīng)變來(lái)進(jìn)行抗震性能分析。對(duì)輸入的地震記錄進(jìn)行處理, 歸一化后加速度幅值的時(shí)間歷程如圖3 所示。根據(jù)相似律，由于時(shí)間尺度比為40，模型中每個(gè)輸入波的持續(xù)時(shí)間為0.6 s，而原型現(xiàn)場(chǎng)為24 s。待LDMs 系統(tǒng)監(jiān)測(cè)的土體位移在40g加速度穩(wěn)定后分別將0.6g和0.3g的PGAs兩種模擬地震波依次輸入容器底部進(jìn)行試驗(yàn)。

圖3 原型中歸一化的地震加速度時(shí)程Fig. 3 Time-histories of normalized acceleration amplitude in prototype

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

2.1 地震引起的土體變形

由于地震和土體沉降引起土體-1 位移超過(guò)了10 cm，超過(guò)了位移傳感器量程，土體-1 位移沒(méi)有記錄。模型實(shí)驗(yàn)中土體-2 的位移最大在3 cm 作用，沒(méi)有超過(guò)位移傳感器量程，圖4 為土體-2 原型豎向位移。0.6g地震引起的土體-2 的PGD 約為16 cm，地震引起的TGD 約為5 cm；0.3g地震引起的土體2 的PGD 約為5 cm，為0.6g地震下PGD 的30%左右，地震引起的TGD 約為4 cm，為0.6g地震下TGD 的80%左右。0.6g地震相比0.3g地震，主要體現(xiàn)在PGD 不同，地震波引起的TGD 差別不大。

圖4 原型中土體-2 豎向位移變化時(shí)程Fig. 4 Soil-2 vertical displacement in prototype

2.2 地震引起的管道變形

AL 和PVC 管道在地震波作用下的部分應(yīng)變時(shí)程如圖5(a)～圖5(f)所示，其中Str-4 和Str-20 應(yīng)變片沒(méi)有數(shù)據(jù)，用Str-3 和Str-19 數(shù)據(jù)代替。因?yàn)榈卣鹨鸬墓艿雷冃斡?jì)算需要基于地震前后的應(yīng)變數(shù)據(jù)，管道的應(yīng)變幅值和殘余應(yīng)變用“初始”、“地震前”和“地震后”對(duì)應(yīng)應(yīng)變來(lái)計(jì)算，如圖5(a)所示。

圖5 地震作用下部分管道應(yīng)變時(shí)程Fig. 5 Time histories of Strains of pipe under seismic wave

當(dāng)離心加速度水平達(dá)到40g時(shí)，土體處于真實(shí)應(yīng)力狀態(tài)。由于土體-1 沉降較大，管道變形明顯，需要首先研究土體不均勻沉降引起的管道初始應(yīng)變，結(jié)果如圖6 所示。土體-1 中在2 ×1.6 m 處PVC 和AL 管的初始應(yīng)變分別達(dá)到0.03 和0.018，超過(guò)了名義屈服應(yīng)變，但未達(dá)到PVC 和AL 的拉伸極限應(yīng)變。從另一方面說(shuō)明土體-1 的沉降位移非常大，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)了量程10 cm，印證了為何位移LDM1 在地震過(guò)程中沒(méi)有數(shù)據(jù)記錄。PVC 管和AL 管在土體-2 中的初始拉伸應(yīng)變分布相似，在0.002～0.007 之間，說(shuō)明硬土與管道沒(méi)有分離，管道的變形與土體變形相等。

圖6 管道初始應(yīng)變Fig. 6 Initial strain of pipeline

地震引起的管道變形如圖7 所示。首先討論地震引起的AL 管變形，一系列地震下AL 管在土體-2 中的拉伸應(yīng)變幅值基本相近，但是壓縮應(yīng)變幅值有變化，0.6g地震比0.3g地震最大超過(guò)一倍。0.6g地震下土體分界處AL 管拉伸應(yīng)變幅值比壓縮應(yīng)變幅值大40%左右，而0.3g地震下基本相近。

圖7 地震引起的管道應(yīng)變Fig. 7 Strain amplitude of pipe by seismic wave

0.6g地震下AL 管最大拉伸應(yīng)變?yōu)?.0008 左右，對(duì)應(yīng)的彈性拉應(yīng)力為57 MPa 左右；0.3g地震下最大拉伸應(yīng)變?yōu)?.0005 左右，對(duì)應(yīng)的彈性拉應(yīng)力為42 MPa 左右。相同位置軟土AL 管拉伸應(yīng)變比致密土場(chǎng)地大很多，硬土中AL 管壓縮應(yīng)變比軟土大，說(shuō)明地震作用下軟土對(duì)管道的拉伸作用強(qiáng)，而硬土對(duì)管道的壓縮作用明顯。

然后討論地震引起的PVC 管變形。在一系列地震作用下，PVC 管同一位置在土體-2 中拉伸應(yīng)變幅值變化不大。但是兩種地震下土體-2 中PVC管壓縮應(yīng)變幅值變化明顯，與AL 管類似，再次說(shuō)明致密土對(duì)管道的壓縮作用明顯。0.6g地震下土體-1 中PVC 管拉伸應(yīng)變比0.3g地震大2 倍，而土體-2 中的拉伸應(yīng)變基本相近，說(shuō)明地震作用下軟土比硬土對(duì)管道的拉伸作用更明顯。

0.6g地震下PVC 管中最大拉伸和壓縮應(yīng)變約為0.0018，達(dá)到了材料名義屈服應(yīng)變，對(duì)應(yīng)的彈性應(yīng)力約為5.4 MPa，為AL 管的 1/10。

綜合以上分析，可以得到地震引起的管道應(yīng)變?cè)谕馏w分界處和軟土中達(dá)到最大值，軟土中管道拉伸應(yīng)變幅值要大于硬土，而壓縮應(yīng)變正好相反。一系列地震作用下，硬土中管道的壓縮應(yīng)變受地震烈度影響比軟土更明顯。

2.3 地震后管道殘余應(yīng)變

利用管道應(yīng)變時(shí)程計(jì)算了地震后管道的殘余變形，如圖8。其中“AL-0.6g”表示AL 管在0.6g地震后產(chǎn)生的殘余應(yīng)變，為0.6g地震后應(yīng)變減去0.6g地震前應(yīng)變得到，其余表示與之類似。

圖8 地震后管道殘余應(yīng)變Fig. 8 Residual strain of pipeline with different conditions

軟土中AL 管的地震后殘余應(yīng)變?yōu)槔鞈?yīng)變，達(dá)到0.0005；在硬土中為壓縮應(yīng)變，最大達(dá)到-0.0006。但是0.3g地震后AL 管的殘余應(yīng)變很小，說(shuō)明0.6g地震下管道產(chǎn)生塑性變形，主要是0.6g地震引起土體PGD 產(chǎn)生的。

軟土中PVC 管的地震后殘余應(yīng)變?yōu)槔鞈?yīng)變和壓縮應(yīng)變交替分布，分別達(dá)到0.0017 和-0.0015，說(shuō)明軟土中土體變形分布不均勻；在硬土中PVC管和AL 管殘余應(yīng)變?yōu)閴嚎s應(yīng)變。

綜合以上分析，地震后管道殘余應(yīng)變主要由第一次強(qiáng)震引起的PGD 產(chǎn)生，地震引起的軟土變形對(duì)管道作用很大，硬土土體主要為壓縮變形，從而引起管道產(chǎn)生殘余壓縮應(yīng)變。

2.4 與已有研究結(jié)果比較

Psyrras 等[4]利用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了埋地管道穿越硬土-軟土-硬土場(chǎng)地時(shí)的地震響應(yīng)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)地震引起的土體變形會(huì)使得硬土和軟土中管道的軸向變形分布不同，地震作用產(chǎn)生的管道應(yīng)變幅值在土體分界處明顯變大，地震后由于土體沉降會(huì)使得管道產(chǎn)生殘余應(yīng)變，在土體分界處管道會(huì)產(chǎn)生拉伸-壓縮殘余應(yīng)變交替出現(xiàn)。本試驗(yàn)也得到類似結(jié)論，而且圖8 得到的軟土和靠近土體分界處的管道殘余應(yīng)變分布也存在拉伸-壓縮交替出現(xiàn)現(xiàn)象。

由于本文試驗(yàn)?zāi)M的硬土和軟土物理參數(shù)差別更大，PGD 引起管道變形更明顯，而且輸入一系列不同強(qiáng)度地震波進(jìn)行分析，研究了地震后再次發(fā)生地震埋地管道的抗震性能變化，可以為埋地管道地震響應(yīng)機(jī)理研究提供更多參考。

3 結(jié)論

本文利用離心振動(dòng)實(shí)驗(yàn)?zāi)M研究了穿越非均勻土體埋地管線經(jīng)歷不同強(qiáng)度地震作用的動(dòng)力性能和動(dòng)態(tài)變形規(guī)律。得到了地震前和地震引起的PGD 和TGD 引起的埋地管道軸向應(yīng)變，分析了地震作用下管道的殘余變形。結(jié)論如下：

(1)地震引起的管道應(yīng)變?cè)谕馏w分界處和軟土中最大，軟土中的管道拉伸應(yīng)變大于硬土，硬土中管道的壓縮應(yīng)變受地震烈度影響比軟土更明顯。(2)地震后管道殘余應(yīng)變主要是由于第一次地震引起的土體PGD。軟土中管道的殘余應(yīng)變分布不均與，軟土變形對(duì)管道作用很大。硬土中管道殘余應(yīng)變?yōu)閴嚎s應(yīng)變，說(shuō)明硬土土體永久變形為壓縮。