地震作用下綜合管廊內(nèi)管道動力響應(yīng)試驗研究

黃德龍, 宗鐘凌, 黃子淵, 湯愛平

(1.江蘇海洋大學(xué) 土木與港海工程學(xué)院,江蘇 連云港 222005;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院,哈爾濱 150090)

隨著地下空間的不斷開發(fā),諸如“馬路拉鏈”、“空中蜘蛛網(wǎng)”等諸多“城市病”不斷出現(xiàn)。地下綜合管廊作為集中敷設(shè)市政管線的公共隧道,可以有效解決傳統(tǒng)直埋敷設(shè)管線所帶來的上述“城市病”[1-2]。對于抗震性能而言,早期學(xué)者認(rèn)為,由于綜合管廊等地下結(jié)構(gòu)受到周圍土體的約束,在遭受地震時,地下結(jié)構(gòu)應(yīng)該比地上結(jié)構(gòu)安全的多。然而在1995年日本神戶大地震,多條地鐵車站遭受了嚴(yán)重的破壞,人們才開始重點關(guān)注地下結(jié)構(gòu)的抗震問題[3]。

近些年,國內(nèi)外學(xué)者們對管廊等地下結(jié)構(gòu)的抗震性能進(jìn)行了大量動力試驗[4-11]和數(shù)值模擬研究[12-17],提出了一系列抗震理論和設(shè)計方法。例如Yue等對預(yù)制波紋鋼圓形截面綜合管廊進(jìn)行了一系列振動臺試驗,研究了內(nèi)部支架及管道種類對外部管廊抗震的影響,并對波紋鋼圓形管廊內(nèi)部不同支架的抗震性能進(jìn)行了探究;湯愛平等利用振動臺試驗研究管廊體系的地震響應(yīng),定性分析了管廊內(nèi)部管線的加速度響應(yīng)情況;賈一全等利用有限元方法探究了管廊內(nèi)部管道支架以及焊接方式對管道動力響應(yīng)特性的影響;郭恩棟等基于有限元方法研究了綜合管廊結(jié)構(gòu)及其內(nèi)部管道的響應(yīng)特征,與傳統(tǒng)直埋管道對比,管廊內(nèi)部管道的地震應(yīng)力響應(yīng)降低明顯。

目前針對管廊體結(jié)構(gòu)抗震的研究居多,如管廊結(jié)構(gòu)與地震動傳播的相互影響、土體與管廊的動力相互作用和管廊結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)等問題。而針對矩形管廊內(nèi)部管道地震響應(yīng)的研究相對較少,并且主要是定性研究管道的加速度響應(yīng),而對地震能量傳遞以及管道支座隔振鮮有深入的探究。本文基于上述亟待解決的問題,開展了針對管廊體系內(nèi)部管道地震響應(yīng)及隔振的試驗研究,以探索相關(guān)的隔振理論及方法。

1 振動臺試驗

1.1 測試系統(tǒng)

本次研究利用哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)與抗震實驗中心的振動臺進(jìn)行管廊的動力試驗。整個測試系統(tǒng)由地震模擬振動臺、疊層剪切箱、測試土體、測試構(gòu)件以及數(shù)據(jù)采集裝置構(gòu)成,如圖1所示。其中振動臺僅可單向水平振動,臺面尺寸為4 m×3 m,水平最大位移為±125 mm,最大加速度為±1.5g。疊層剪切箱是依據(jù)管廊的幾何尺寸、振動臺面尺寸以及振動臺載荷能力制作而成,其內(nèi)壁長×寬×高分別為1 900 mm×1 400 mm×1 570 mm。該剪切箱由13層高為100 mm的鋼制框架疊層制得,單層框架用4根方剛焊接而成。每層鋼框架之間都裝有滾動軸承,其工藝流程參考了多位學(xué)者的研究[18]。剪切箱內(nèi)置20 mm厚聚苯乙烯泡沫板,以減小剪切箱壁所帶來的邊界效應(yīng)。

圖1 振動臺試驗系統(tǒng)Fig.1 Shaking table test system

1.2 管廊模型制作

表1 模型的相似比

基于相似比,管廊模型如圖2所示,包括支模和架立鋼絲(見圖2(a)),以及模型養(yǎng)護(hù)、敷設(shè)傳感器的立面圖(見圖2(b)和見2(c))。模型整體尺寸為1 800 mm×700 mm×600 mm,壁厚為40 mm,采用不均等分割的雙室結(jié)構(gòu),預(yù)制澆筑而成,標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d。

圖2 管廊結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of utility tunnel

管廊模型內(nèi)部有供水、排水、燃?xì)夂屯ㄓ嵐艿?基本參數(shù)如表2所示。為了近似模擬原型球墨鑄鐵給排水管道內(nèi)運輸?shù)慕橘|(zhì),在管道內(nèi)灌注一定質(zhì)量細(xì)砂,并用厚度10 mm的橡膠密封其端部,以防止外部土體進(jìn)入管道,并減小剪切箱對管道的影響。

表2 管廊內(nèi)部管道的相關(guān)參數(shù)

管道P-A位于大室,由5個混凝土墩支撐,在墩座處墊橡膠以達(dá)到減震的作用,并用鐵質(zhì)套箍固定;管道P-B被鐵絲綁扎于大室側(cè)壁角鋼支架上;管道P-C被直接置于小室管槽內(nèi);管道P-D被鐵絲綁扎于大室另一側(cè)壁角鋼支架上。管廊內(nèi)部管道具體位置,如圖3所示。

圖3 管廊內(nèi)管道及傳感器位置Fig.3 Location of pipes and sensors inside utility tunnel

1.3 土體物理參數(shù)

試驗中采用不飽和砂土和黏土來模擬管廊周圍水平非均勻土體。對于砂土,干燥后,經(jīng)過篩分,其粒徑范圍為0.08～0.45 mm;黏土類別為粉質(zhì)黏土[20]。以剪切箱中垂面(垂直于剪切箱長邊)為界,一側(cè)填砂土,另一側(cè)填黏土,逐層放入疊層剪切箱內(nèi)。每放入一定質(zhì)量的土體夯實一次,使每次夯實后的厚度均為10 cm。通過維持每次放入的質(zhì)量和夯實厚度來確保土體的密度一致。當(dāng)土體達(dá)到50 cm厚度時,放入管廊模型,然后繼續(xù)以相同方式放入土體并逐層夯實,直至距離剪切箱底部1.5 m時停止。分別取夯實后兩類土樣,利用環(huán)刀、烘干器、比重瓶和三軸儀對土體的物理參數(shù)進(jìn)行測試,結(jié)果如表3所示。利用動三軸儀測試土樣的動剪切模量、剪應(yīng)變和阻尼比,其剪應(yīng)變與歸一化動剪切模量和阻尼比的關(guān)系如圖4所示?？梢园l(fā)現(xiàn)相同剪應(yīng)變情況下,砂土的剪切模量比黏土大,而阻尼比則相反。

表3 砂土與黏土的基本物理參數(shù)

圖4 砂土和黏土的動力參數(shù)Fig.4 Dynamic parameters of sand and clay

1.4 傳感器敷設(shè)

試驗中分別采集體系的加速度、位移和應(yīng)變響應(yīng)。在剪切箱外架設(shè)腳手架,并在其上固定線性可變差動變壓器(linear variable differential transformer,LVDT)位移傳感器,如圖5(a)所示。在管廊上表面固定鐵質(zhì)通道以防止周圍土體干擾,其內(nèi)設(shè)短鋼筋,連接LVDT位移計D-1,用來測量管廊的絕對位移。在剪切箱外固定位移計D-2和D-3,其測量值近似看作相同高度處的土體位移。管廊大室內(nèi)部,在管道P-A上敷設(shè)加速度傳感器AP-1以測量其絕對加速度;在P-A上焊接鐵板,并在管廊底部固定LVDT位移傳感器DP-1,將傳感器指針與鐵板連接,用于測量管道與管廊的縱向相對位移;在P-A中間截面上下位置敷設(shè)兩個應(yīng)變片SP-1和SP-2,用來測量管道應(yīng)變。同樣的方法在管道P-B上敷設(shè)加速度傳感器AP-2、位移傳感器DP-2和應(yīng)變片SP-3,SP-4;比較特殊的是,由于管道P-B位于管廊側(cè)壁角鋼支架上,其橫向位移可能導(dǎo)致管道脫落,因此在側(cè)壁固定拉線位移計DP-5并與管道P-B連接,用來測量管道與管廊的橫向相對位移;在管道P-C上敷設(shè)位移傳感器DP-3,由于其下半部直接與管廊內(nèi)管槽相接觸,因此只在該管道上部敷設(shè)應(yīng)變片SP-5;由于管道P-D為細(xì)塑料管,具有較大柔性,不易與管廊脫開,因此只在P-D上敷設(shè)位移傳感器DP-4,以監(jiān)測其與管廊相對位移。上述傳感器具體敷設(shè)位置見圖3和圖5。

圖5 傳感器詳細(xì)布置圖(mm)Fig.5 Detailed layout of sensors (mm)

1.5 地震波的加載

由于試驗中振動臺僅能單向運動,并且沿管廊縱向(軸向)加載時,其內(nèi)部管道更容易發(fā)生拉伸和屈曲破壞,因此圖5(a)中y方向為最不利加載方向。選擇El-Centro波(遠(yuǎn)場)、Kobe波(近場)和人工波作為輸入原型波[21]。合成的人工波重現(xiàn)期為50 a,持時為70 s。這3種波具有廣泛的代表性,從近場到遠(yuǎn)場,卓越頻率從1 Hz,2.5 Hz到4 Hz。圖6顯示了3種地震波的時程曲線。基于試驗所需加載的峰值地面加速度(peak ground velocity,PGV)值(0.1g,0.2g,0.4g,0.8g和1.0g)來進(jìn)行調(diào)幅。由于表1的加速度相似比Sa=2,則試驗所加載的幅值分別對應(yīng)實際地震烈度為Ⅵ,Ⅶ,Ⅷ,Ⅸ和Ⅹ度;通過時間相似比St=0.22調(diào)整試驗加載時間為16 s。3種地震波共計15個加載工況。

圖6 3種地震波的時程曲線Fig.6 Time history curves of the three earthquake motions

2 加速度響應(yīng)分析

圖7為管道P-A和P-B加載El-Centro波的加速度響應(yīng)。從圖7中可以看出管道P-B相比于P-A,地震所帶來的波動不明顯,即管道P-B在整個過程中都存在較大且穩(wěn)定的振動。原因是P-B位于側(cè)壁角鋼支架上,由于角鋼阻尼小,相當(dāng)于懸臂結(jié)構(gòu),也存在振動,所以就導(dǎo)致了此管道從開始到結(jié)束都有較大幅值的現(xiàn)象。還可以發(fā)現(xiàn)管道P-B在PGA=0.8g比PGA=1.0g的加速度峰值響應(yīng)大,其原因是PGA=1.0g時管道P-B與支架的連接發(fā)生了較嚴(yán)重破壞,導(dǎo)致管道與管廊無法同步運動。

圖7 管道加載El-Centro波加速度響應(yīng)Fig.7 Acceleration responses of pipes loaded El-Centro wave

圖8為管道P-A和P-B加載3種地震波在PGA=0.8g下的加速度響應(yīng)。對于Kobe波,管道的加速度峰值響應(yīng)最小,這是由于在相同PGA條件下,Kobe波具有較高加速度幅值所對應(yīng)的持時較短,即具有較小的能量。

圖8 管道加載3種地震波的加速度響應(yīng)Fig.8 Acceleration responses of pipes loaded three kinds of seismic waves

3 管道加速度峰值和能量傳輸機(jī)制

由于各類管道都置于管廊內(nèi)部,因此在地震作用下,管道受到了來自管廊不同程度的保護(hù)作用。表4為管廊內(nèi)部管道P-A和P-B的峰值加速度響應(yīng),可以看出所輸入的地震動在傳至管道時受到了不同程度的削弱。與輸入地震波PGA相比,管廊內(nèi)部管道峰值加速度響應(yīng)的削弱程度如表5所示?？梢钥闯?隨著輸入PGA的增大,P-A的削弱程度沒有明顯規(guī)律,即與PGA無關(guān);而隨著PGA的增大,P-B削弱程度有增大的趨勢。總體取平均值后,發(fā)現(xiàn)傳至管道P-A的加速度峰值被削弱了65%,傳至P-B加速度峰值被削弱了68.6%。

表4 管廊內(nèi)部管道峰值加速度響應(yīng)

表5 管廊內(nèi)部管道峰值加速度衰減程度百分比

由于加速度峰值響應(yīng)的削弱與能量的衰減并不是簡單線性關(guān)系。對于地震波所帶來能量衰減,可通過下列公式來計算,其中能量E(erg)和震級M(M=MS)的關(guān)系[22]如下

lgE=1.5M+11.8

(1)

由于震中烈度I和震級M與震源深度h有關(guān),且多為線性經(jīng)驗關(guān)系,如表6和圖9所示?？梢园l(fā)現(xiàn)震源深度的影響以及不同地質(zhì)環(huán)境的影響可以近似忽略。本研究利用忽略震源深度h的經(jīng)驗公式進(jìn)行計算。

表6 震中烈度與震級的經(jīng)驗表達(dá)式

圖9 震中烈度與震級的經(jīng)驗關(guān)系曲線Fig.9 Curves between epicentre intensity and magnitude

地震動水平加速度峰值與地震烈度的對應(yīng)關(guān)系多采用統(tǒng)計回歸方法,其影響因素有頻譜、持時等,如表7所示[25]。

表7 水平加速度峰值與地震烈度統(tǒng)計回歸關(guān)系式

試驗加速度峰值按照表1的相似比Sa=2轉(zhuǎn)化為實際加速度峰值,按照Gutenberg-Richter的經(jīng)驗關(guān)系計算后,其能量衰減情況如表8所示?？梢园l(fā)現(xiàn)管廊對內(nèi)部管道的保護(hù)作用非?？捎^,傳至管廊內(nèi)部管道P-A和P-B的能量衰減程度基本都在80%以上。對于管道P-A的能量平均衰減程度為91.48%,管道P-B更是達(dá)到了92.67%,因此大規(guī)模修建地下管廊對于內(nèi)部管道的抗震具有重大意義。從圖10可以看出,不同水平加速度峰值與地震烈度關(guān)系下的能量衰減略有差異,但都在80%以上,并且管道P-B均比P-A的能量衰減的多,說明側(cè)壁角鋼支架起到很好隔振效果,其比帶橡膠墊的混凝土墩支座隔振效果更優(yōu)。

表8 傳至管廊內(nèi)部管道P-A和P-B的能量衰減程度百分比

圖10 不同加速度峰值與烈度關(guān)系下P-A和P-B能量衰減Fig.10 Energy attenuation for pipes P-A and P-B for different peak horizontal accelerations versus intensities

4 管道-管廊相對滑移響應(yīng)分析

圖11為管道P-A、P-B、P-C和P-D與管廊的縱向相對位移情況。由于在加載PGA=1.0g的El-Centro波時,管道P-A、P-B和P-C相對滑移峰值分別接近25 mm,12 mm和32 mm,并且是由PGA=0.8g發(fā)生最大相對滑移峰值不足2 mm突增的結(jié)果,說明了此時3根管道與管廊的連接發(fā)生了破壞。管道P-B與側(cè)壁角鋼支座綁扎連接對應(yīng)破壞程度最小。由于管道P-C直接置于小室管槽內(nèi),管道周圍沒有約束,所以其相對滑移最大,即接觸破壞最嚴(yán)重。而對于管道P-A,雖然有混凝土墩以及套箍的環(huán)向約束,但是其縱向沒有被固定,在克服墩座和套箍的摩擦后也可以發(fā)生小幅度相對滑動,因此其相對滑移介于管道P-B和P-C之間。對于塑料細(xì)管P-D,其與側(cè)壁角鋼支架綁扎連接,可以發(fā)現(xiàn)其相對滑移小于1.2 mm。因此P-D與角鋼支架的連接沒有發(fā)生破壞,原因是塑料細(xì)管P-D的質(zhì)量較小,可忽略慣性作用,地震的破壞作用表現(xiàn)就不強(qiáng)烈。

圖11 管道與管廊的縱向相對位移時程曲線 (El-Centro波)Fig.11 Time history curves of longitudinal relative displacements between pipes and utility tunnel (El-Centro wave)

圖12為管道P-B與管廊的橫向相對位移時程曲線?？梢园l(fā)現(xiàn)其橫向相對位移沒有明顯的規(guī)律,并且對于輸入的所有峰值加速度,其相對滑移的峰值響應(yīng)均在20～30 mm。而對于圖11,管道P-B的縱向滑移最小,輸入PGA=1.0g的地震波時,其相對滑移峰值均小于12 mm。說明在輸入縱向運動地震波時,管道的橫向相對滑移是不能忽略的,并且其與輸入的地震波PGA無關(guān)。因此應(yīng)該加強(qiáng)管道橫向運動的約束,否則管道將發(fā)生屈曲或脫落而導(dǎo)致破壞。

5 應(yīng)變響應(yīng)分析

本試驗在管道P-A和P-B的上、下測點均敷設(shè)一個縱向應(yīng)變片。本研究只針對管道軸向(縱向)變形。管道的軸向應(yīng)變計算如下

(2)

式中,εT和εD分別為管道上、下測點處的應(yīng)變值。

圖13為管道P-A、P-B和P-C加載El-Centro波的軸向應(yīng)變響應(yīng)。容易看出管道P-B的應(yīng)變響應(yīng)最小,而管道P-C的應(yīng)變響應(yīng)最大,這與本文第4章對管道和管廊相對滑移的描述是一致的,即縱向相對滑移越大,管道連接處破壞越嚴(yán)重,此時管道的變形響應(yīng)也較劇烈。

圖13 管道的應(yīng)變響應(yīng)Fig.13 Strain responses of pipes

圖14為管道P-A,P-B和P-C的縱向滑移與應(yīng)變峰值散點圖。從圖14中可以清晰看出,開始階段管道與管廊相對滑移接近于0,但是管道應(yīng)變在逐漸增加。還可以看出管道P-B的點都位于下半部,其抗震效果最好。管道P-A的點位于圖像中部,抗震效果居中。而管道P-C的點均位于圖像上部,因此管道P-C對應(yīng)的整體滑移和應(yīng)變均較大,抗震效果較差,其支座設(shè)計存在較大缺陷。利用管道-管廊相對滑移大于0.1 mm的數(shù)據(jù)點進(jìn)行線性擬合(相對滑移在0～0.1 mm的數(shù)據(jù)點未發(fā)生相對滑動),可以發(fā)現(xiàn),管道滑動后所擬合的直線斜率近似相等,本試驗此斜率約為0.2,其相對偏差均在5%以內(nèi),即3條線可近似看成平行線。管道的應(yīng)變越大,地震對管道的破壞就越強(qiáng),反之外部管廊和支座對管道的保護(hù)程度就越弱,也即隔振效果就越差,因此,直線的縱坐標(biāo)可以定性代表支座的隔振效果[26],該組平行線的表達(dá)形式如式(3)所示

圖14 管道滑移與應(yīng)變峰值散點圖Fig.14 Scatter diagram of slippages and strain peaks of pipes

Δy=aD+b

(3)

式中:Δy為管道和支架的組合效應(yīng);a為管道的縱向滑動系數(shù),與管道表面粗糙度等因素有關(guān);b為支座對管道約束能力;D為管道宏觀響應(yīng)。

由于3根管道都是鐵質(zhì)的,因此3條直線的a值相等,則ΔyB<ΔyA<ΔyC,所以管道P-B的支座隔振效果最好。

6 結(jié) 論

本文圍繞地震作用下綜合管廊體系內(nèi)管道的動力響應(yīng),建造管廊及內(nèi)部管道縮尺模型,開展水平非均勻土體下管廊的振動臺試驗,得出的具體結(jié)論如下:

(1)角鋼支架為懸臂結(jié)構(gòu),存在自由振動,導(dǎo)致其上管道的加速度從開始到結(jié)束都較大。

(2)管道與管廊的縱向相對滑移大小與輸入地震動的總能量、管道的支座形式和管道質(zhì)量有關(guān)。管道的橫向滑移與所輸入地震波PGA無關(guān),并且其大小不能忽略。

(3)對于傳至管道P-A的加速度峰值被削減65%,能量衰減達(dá)91.48%,對于P-B加速度峰值被削減68.6%,能量衰減達(dá)92.67%,管廊對內(nèi)部管道的保護(hù)作用明顯。

(4)側(cè)壁角鋼支架對管道的隔振效果強(qiáng)于混凝土墩支座,而混凝土墩支座的效果強(qiáng)于管道直接置于管槽內(nèi)。

(5)本研究利用縮尺試驗?zāi)Ｐ?得出的定性結(jié)論是普遍適用的,而定量結(jié)論僅適用于該試驗。