車輛動荷載作用下黃土地區(qū)淺埋綜合管廊動力響應(yīng)試驗研究

段旭，劉武超，鄒愈，胡兆江，董琪，葉萬軍

(1.西安科技大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，陜西 西安 710054；2.陜西科技控股集團有限責(zé)任公司，陜西 西安 710077；3.信息產(chǎn)業(yè)部 電子綜合勘察研究院，陜西 西安 710021)

綜合管廊可有效解決路面反復(fù)開挖、架空線網(wǎng)密集等問題，是城市地下空間深化開發(fā)的重要戰(zhàn)略布局，西安作為黃土地區(qū)城市綜合管廊建設(shè)的先驅(qū)，已規(guī)劃建設(shè)350.5 km的城市綜合管廊工程。綜合管廊經(jīng)常從城市主干道下方穿過，容易受車輛循環(huán)荷載的影響，在地下水位較高、地表水分入滲、地下管線滲漏等情況下，水土作用更加復(fù)雜。隨著近年來城市交通負荷的顯著增大，綜合管廊等淺埋地下工程在車輛荷載作用下的受力狀態(tài)及變形防控問題也逐漸受到關(guān)注。黃土路基中車輛荷載的影響范圍在0~6.5 m[1-3]左右，受車輛載重、路基路面條件的影響，在埋深小于1.2 m范圍內(nèi)衰減速度最快，埋深超過1.2 m則衰減趨于平緩[1]。關(guān)于車輛荷載對淺埋管道的影響，RAKITIN等[4]通過離心試驗研究了管道埋深、交通荷載位置及大小對管道彎矩的影響，結(jié)果表明車輛荷載在管道正上方為最不利位置，埋深增大管道中的初始應(yīng)力增加，同時交通荷載的影響減弱，在埋深4 m時管道受車輛荷載產(chǎn)生的彎矩仍無法忽略；ALZABEEBEE等[5]利用有限元分析對比了靜載荷和動載荷作用下埋地管道的響應(yīng)，認(rèn)為靜荷載對管道的位移影響更為顯著。ALZABEEBEE等[6]基于有限元模型驗證了計算交通荷載下管道的土壓力計算公式的有效性，并提出了一個根據(jù)回填高度預(yù)測埋地管道上的最大土壓力方程；ROBERT等[7]在有限元分析的基礎(chǔ)上提出并驗證了考慮埋地管道內(nèi)外載荷的最大管道應(yīng)力預(yù)測方程。隨著城市綜合管廊工程的建設(shè)推廣，國內(nèi)外學(xué)者關(guān)注到車輛載重、車速、埋深和位置等因素對綜合管廊的影響。張福麟[8]利用有限元數(shù)值模擬方法，研究了在車輛荷載下管廊結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)管廊頂部受到土體和車輛荷載的總應(yīng)力隨埋深的增大先增加后減小；徐健等[9]通過現(xiàn)場試驗和ABAQUS有限元數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，車輛動載作用下管廊會產(chǎn)生明顯的動位移，其增量幅值達到靜載作用的33.10%；彭真等[10]通過現(xiàn)場足尺試驗，研究了多艙綜合管廊在重載車輛作用下承載力和變形能力等受力特性。綜上所述，目前對于城市綜合管廊等地下線性工程在考慮車輛荷載作用的研究中，多將車輛荷載進行擬靜力處理，對結(jié)構(gòu)與周圍黃土地基的動力響應(yīng)規(guī)律及其相互作用研究較少。而近年來隨著城市交通負荷的增大，動載引發(fā)黃土路基動力促滲、促劣作用而加劇路面塌陷、地下構(gòu)筑物損傷的問題逐漸受到關(guān)注[11-14]。本文將車輛動荷載不再擬靜力處理，通過動力縮尺模型來研究車輛動荷載作用下黃土路基淺埋綜合管廊的動力響應(yīng)規(guī)律及其相互作用特征，為黃土地區(qū)綜合管廊工程設(shè)計提供參考，也為進一步研究城市交通荷載作用下黃土路基及淺埋地下結(jié)構(gòu)的工程病害防控機理提供支撐。

1 模型試驗設(shè)計

1.1 模型材料與相似關(guān)系

模型試驗系統(tǒng)由模型箱、激振加載系統(tǒng)和數(shù)據(jù)信息采集系統(tǒng)組成。模型箱尺寸為4 m×2.4 m×2.8 m(長×寬×高)，激振加載系統(tǒng)選用激振電機，可提供最大3 000 N的激振力，通過調(diào)整電機偏心刻度盤從而實現(xiàn)不同車輛荷載產(chǎn)生的動荷載；數(shù)據(jù)信息采集系統(tǒng)采用TST5915動態(tài)信息采集系統(tǒng)及其配套軟件，試驗振動響應(yīng)數(shù)據(jù)采樣頻率為1 kHz。

綜合管廊模型以支線管廊常用的單艙結(jié)構(gòu)為原型，原型截面尺寸為3.0 m×3.0 m，采用預(yù)制拼裝工藝施工。模型與原型幾何相似比Cl為10，截面尺寸為30 cm×30 cm。原型材料為C40混凝土，選用石膏作為模型的澆筑材料，通過調(diào)節(jié)配比可以保證模型在強度上與原型材料保持彈性模量相似比為1.35。選用直徑6 mm鋁棒作為綜合管廊模型的配筋材料，管廊模型的截面形態(tài)、尺寸及配筋如圖1(a)和1(b)所示，單節(jié)管廊模型長20 cm，共7節(jié)，整體模型如圖1(c)。目前相關(guān)規(guī)范未對機動車道下設(shè)管廊的最小埋深做明確要求，試驗對2.0 m埋深條件下不同車輛荷載作用的影響進行模擬，結(jié)合純黃土斷面動力響應(yīng)的對比，探索淺埋管廊的動力響應(yīng)規(guī)律。模型土體采用取自西安地區(qū)的天然黃土，經(jīng)重塑、篩分后在模型箱中逐層填筑，壓實后密度為1.85 g/cm3，黏聚力為37 kPa，內(nèi)摩擦角為26°。根據(jù)相似第三定律，在幾何相似比與彈性模量相似比的基礎(chǔ)上確定原型與模型的相似關(guān)系如表1所示。

圖1 綜合管廊模型Fig.1 Utility tunnel model

表1 模型試驗各物理量相似關(guān)系Table 1 Similar ratios of physical quantities for model tests

1.2 傳感器布置

為采集車輛動荷載作用下綜合管廊結(jié)構(gòu)與黃土路基的動態(tài)響應(yīng)情況，試驗采用加速度計、微型土壓力盒、FBG光纖光柵應(yīng)變監(jiān)測儀共同組成試驗監(jiān)測系統(tǒng)。加速度傳感器采用TST121A—100型壓電式加速度計，靈敏度為0.01 g/mV；微型土壓力盒選用ZFTY380型壓力盒，靈敏度約為0.01 Pa/mV；FBG的光纖類型為石英單模光纖(SMF—28)，應(yīng)變靈敏度為1.2 pm/με。

如圖2所示，試驗中分別在管廊內(nèi)部、管廊周圍土體中布置加速度計和微型壓力盒，在距管廊1 m處設(shè)置對比斷面。其中管廊內(nèi)部加速度計等儀器均布設(shè)于管廊軸向中心位置，為監(jiān)測管廊內(nèi)部和外部土體加速度響應(yīng)情況，在中心位置管廊頂板、側(cè)壁、底板處設(shè)加速度計分別為gt1-1，gt1-2和gt1-3，在軸向距離20，40和60 cm處分別布設(shè)gt2-1，gt3-1和gt4-1加速度計；在距離管廊頂板、側(cè)壁、底板10 cm的土體中布置加速度計T1-1至T1-5。在對比斷面中布設(shè)加速度計T1-6，T1-7和T1-8以做對比。

圖2 各傳感器編號和布設(shè)位置Fig.2 Schematic of sensor number and layout position

為監(jiān)測土體土壓力響應(yīng)變化，在上述加速度計位置逐一對應(yīng)布設(shè)土壓力盒s1-1至s1-8；并在管廊結(jié)構(gòu)頂板、側(cè)壁、底板外側(cè)與土體的接觸面上布設(shè)土壓力盒g(shù)s1-1至gs1-4研究管廊-土接觸壓力響應(yīng)情況。

沿管廊結(jié)構(gòu)內(nèi)壁底?側(cè)?頂連續(xù)布設(shè)9個FBG光纖光柵應(yīng)變監(jiān)測計，以監(jiān)測振動過程中管廊結(jié)構(gòu)的動態(tài)應(yīng)變情況，如圖2(a)所示。

1.3 加載方式及工況設(shè)計

本文采用的車輛隨機荷載模型為正弦波荷載，其具體表達式為[15]

式中：P0為車輛靜載；P為車輛附加荷載的幅值，取值一般不超過車輛靜載P0的0.3倍[16]，本文取P=0.3P0；T為車輛附加荷載的作用周期；L為輪胎接觸半徑，一般取15 cm；V為車輛行駛速度。

通過變換式(1)，將荷載作用時間轉(zhuǎn)換到[0,T]區(qū)間上，可得[16]

試驗通過調(diào)整偏心振動電機的偏心距來模擬2~10 t不同軸重車輛產(chǎn)生的動荷載。激振電機產(chǎn)生激振力公式為

式中：G為偏心塊質(zhì)量；g為重力加速度；r為偏心塊質(zhì)心與回轉(zhuǎn)軸的距離(即偏心距)；ω為電機旋轉(zhuǎn)角速度；f為頻率(本文f取為16 Hz)。模型試驗中加載的激振力與相應(yīng)工況如表2所示。

表2 工況設(shè)計Table 2 Condition design

車輛動荷載的加載位置如圖2(b)所示，加載位置1位于綜合管廊結(jié)構(gòu)正上方，加載位置2位于距離管廊結(jié)構(gòu)1 m用以對比分析。加載位置采用10 mm厚度鋼板結(jié)構(gòu)與振動電機剛性連接，簡化模擬路面結(jié)構(gòu)。

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 加速度響應(yīng)分析

2.1.1 管廊周圍土體及與純土加速度對比分析

模型試驗?zāi)M了20~100 kN共5組車輛動荷載激勵工況，以80 kN工況為例分析管廊周圍土體的加速度時程曲線如圖3所示。從圖3(a)中可以看出，隨著深度的增加，從管廊頂板上部土體至管廊側(cè)壁右側(cè)土體加速度峰值從63.25 mm/s2驟減到8.27 mm/s2，從管廊側(cè)壁至管廊底板下方土體加速度峰值進一步減小。圖3(b)為不同車輛動荷載作用下管廊周圍土體加速度的峰值直方圖(個別傳感器數(shù)據(jù)缺失)。從圖3(b)中可以看出，隨著車輛動荷載的增大，各測點的加速度峰值均有所提高，管廊頂板上部土體加速度增長速率明顯高于其他部位。相同車輛荷載作用下(80 kN)，管廊頂板上部土體(T1-1)的加速度值達到63.25 mm/s2，管廊側(cè)壁土體(T1-3)、管廊底板下部土體(T1-5)的加速度響應(yīng)峰值僅達到其7.9%和1.6%，管廊頂板上部土體的加速度響應(yīng)幅值最為顯著，影響明顯大于其他位置。整體來看，20～60 kN輛動荷載作用下，地面以下20～40 cm土層的加速度響應(yīng)較為明顯，主要覆蓋管廊頂板位置。80～100 kN車輛動荷載作用下，加速度響應(yīng)范圍擴展至地面以下60 cm范圍內(nèi)，覆蓋管廊全部深度范圍。

圖3 (a)80 kN工況下各測點時程曲線；(b)車輛動荷載作用下管廊周圍土體加速度峰值變化Fig.3 (a)Time history curve of each measuring point under 80 kN working condition;(b)Peak acceleration variation of soil around utility tunnel under vehicle dynamic load

圖4為不同車輛動荷載在管廊正上部(位置1)和距管廊1 m的對比斷面(位置2)處加載時，土體加速度幅值隨深度變化的對比曲線，可以看出各位置土體的加速度響應(yīng)峰值與車輛動荷載的增加呈較好的線性關(guān)系。通過對各組數(shù)據(jù)進行線性擬合可以發(fā)現(xiàn)，管廊上部土體(T1-1)加速度響應(yīng)峰值隨激勵強度增長速率為0.87 a/kN(a為加速度單位，mm/s2)，明顯大于對比斷面中相近埋深的T1-6增長速率0.26 a/kN。由于加載位置1下部管廊結(jié)構(gòu)的存在改變了車輛動荷載在淺層黃土路基內(nèi)的傳播路徑，縱波在結(jié)構(gòu)物與黃土的接觸面產(chǎn)生反射，以80 kN車輛動荷載工況為例，管廊頂板上部土體的加速度響應(yīng)峰值達到63.25 mm/s2明顯高于對比斷面中的21.00 mm/s2。

圖4 車輛動荷載作用下管廊周圍土體與對比斷面土體加速度變化曲線Fig.4 Acceleration curve of soil around utility tunnel and comparison section under vehicle dynamic load

比較管廊底板下方土體(T1-5，埋深60 cm)和對比斷面中相應(yīng)位置(T1-8)的加速度響應(yīng)峰值可以看出，兩者隨車輛動荷載增大的斜率均顯著小于淺層土體。相較而言，沒有埋設(shè)綜合管廊的對比斷面中相同深部土體的加速度峰值略大于位置1，淺埋綜合管廊在提高其上部土體的加速度響應(yīng)峰值的同時，減弱了車輛動荷載向管廊結(jié)構(gòu)下部土體的傳播。

2.1.2 管廊結(jié)構(gòu)加速度分析

圖5(a)反映了不同車輛動荷載作用下中心位置管廊加速度響應(yīng)峰值的情況?？梢钥闯觯S著車輛動荷載幅度的增大，管廊頂板、側(cè)壁、底板的加速度響應(yīng)均呈現(xiàn)線性增長的趨勢。由于車輛動荷載向路基深部傳播過程中的能量衰減，而同時管廊結(jié)構(gòu)內(nèi)部空腔對車輛振動波的反射效應(yīng)，管廊頂板加速度峰值隨車輛動荷載變化而增長的速率分別是管廊側(cè)壁、底板的4.3和22.4倍。以80 kN為例，管廊頂板加速度峰值分別是側(cè)壁、底板的9.1和29.9倍。此外，管廊側(cè)壁、底板的擬合曲線截距均接近原點，而管廊頂板加速度擬合曲線為y=0.401x+24.513，擬合直線的截距偏離原點，管廊頂板即使受到較小的振動作用即會產(chǎn)生較為明顯的加速度響應(yīng)。由圖5(b)可以看出，管廊軸向距離車輛動荷載作用距離與加速度響應(yīng)的關(guān)系，結(jié)果表明20～100 kN不同車輛動荷載作用下，在0～4 m范圍內(nèi)近線性地快速衰減，以100 kN工況為例，距離20 cm(對應(yīng)原型2 m)位置的加速度響應(yīng)已衰減57.88%，距離40 cm時已衰減95.93%，車輛沿管廊軸向的主要影響范圍均在4 m左右。

圖5 車輛動荷載作用下管廊斷面加速度變化Fig.5 Variation of acceleration of utility tunnel section under vehicle dynamic load

圖6分別為管廊頂板、側(cè)壁和底板在80 kN和100 kN車輛動荷載作用下的加速度傅里葉譜。管廊各部位在0～200 Hz頻段均有響應(yīng)，其中管廊頂板、側(cè)壁在頻率為76.62～80.03 Hz出現(xiàn)頻譜峰值；管廊底板的頻譜峰值對應(yīng)頻率則在110.76 Hz左右。根據(jù)表1中的頻率相似關(guān)系反算得出原型中管廊頂板、側(cè)壁的響應(yīng)頻率范圍為10.72～11.2 Hz，底板則在15.51 Hz左右。管廊斷面各部位在不同工況下頻譜峰值對應(yīng)頻率值如表3所示。

表3 管廊斷面各部位頻譜峰值對應(yīng)頻率Table 3 Corresponding frequency values of peak spectrum at each part of utility tunnel section Hz

圖6 管廊斷面各部位不同工況下的傅里葉譜Fig.6 Frequency spectrum curve of each part of utility tunnel section under different working conditions

2.2 土壓力響應(yīng)分析

2.2.1 管廊周圍動土壓力幅值分析

為分析不同車輛動荷載作用下動土壓力的響應(yīng)規(guī)律，如圖7(a)和7(b)分別為車輛荷載在正上方激勵時，管廊斷面及對比斷面動土壓力沿深度的變化曲線。從圖7(a)可以看出，管廊頂板、側(cè)壁和底板附近土體的動土壓力在車輛動荷載為20～60 kN時相差不大，各測點土壓力值大致在350～1 100 Pa范圍內(nèi)；當(dāng)車輛動荷載增加到80 kN后，管廊頂板上部和底板下部的土體土壓力均出現(xiàn)顯著增大，頂板上部(s1-1)和底板下部(s1-5)的土體土壓力值為4.06 kPa和3.4 kPa，分別是管廊側(cè)壁上、中、下(s1-2，s1-3和s1-4)位置的2.48倍，7.70倍，4.19倍和2.07倍，6.45倍和3.51倍，說明車輛動荷載為80～100 kN時，管廊頂板上部、底板下部土體的土壓力值顯著大于管廊側(cè)壁土體土壓力，且管廊側(cè)壁土體土壓力呈現(xiàn)出倒置三角形分布，側(cè)壁中部位置動土壓力幅值為最小值。

圖7(b)為無管廊的對比斷面土體土壓力沿深度變化曲線，隨著深度的增加，各車輛動荷載作用下的動土壓力幅值線性減小，同時可以看出管廊結(jié)構(gòu)的存在對其底板下部土體的動土壓力響應(yīng)有明顯的放大效果。對比斷面中埋深60 cm處的動土壓力響應(yīng)幅值僅為管廊斷面相同工況的25%左右。

圖7 不同車輛荷載作用下管廊周圍土體土壓力變化曲線Fig.7 Soil pressure curves around utility tunnel under different vehicle loads

2.2.2 管廊?土體接觸壓力分析

圖8為不同車輛動荷載作用下管廊?土體接觸壓力變化曲線。隨著車輛動荷載的增加，除管廊底板的管廊?土接觸面(測點gs1-4)土壓力值呈線性增長外，其他部位的管廊?土接觸面土壓力值均近似呈二次函數(shù)增加。在車輛動荷載由60 kN增大至100 kN的過程中增幅最大，而各部位的動荷載分布比例基本保持不變。以80 kN為例，管廊頂板、側(cè)壁(上部、下部2個測點)和底板的管廊-土接觸動土壓力峰值分別為4.45，1.77，2.75和0.31 kPa，管廊側(cè)壁上、下接觸土壓力值分別達到管廊頂板的39.8%和61.8%，與管廊側(cè)壁附近土體動土壓力峰值的倒三角分布情況相符，說明管廊頂板的土壓力在車輛動荷載作用下受到的影響最大，側(cè)壁上的土壓力沿深度方向逐漸增大且小于管廊頂板的土壓力，管廊底板土壓力為最小。

圖8 車輛動荷載作用下管廊?土接觸面土壓力曲線Fig.8 Soil pressure curves of utility tunnel-soil contact surface under vehicle dynamic load

2.3 應(yīng)變響應(yīng)分析

試驗通過貼在管廊內(nèi)壁環(huán)形分布的FBG光纖光柵應(yīng)變監(jiān)測系統(tǒng)采集管廊結(jié)構(gòu)的動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)。由于車輛荷載是具有反復(fù)周期性的激振力，故各測點會產(chǎn)生拉、壓應(yīng)變交替現(xiàn)象，其中拉應(yīng)變?yōu)檎?、壓?yīng)變?yōu)樨摗D9是管廊底板、側(cè)壁和頂板在車輛動荷載作用下的應(yīng)變峰值分布情況?？梢钥闯鱿嗤瑒雍奢d作用下管廊底板測點1，2和3拉應(yīng)變起主要作用；而側(cè)壁兩端的測點4和6壓應(yīng)變起主要作用，中部測點5拉應(yīng)變起主要作用；管廊頂板測點7和9壓應(yīng)變起主要作用，測點8拉應(yīng)變起主要作用，可以看出動荷載激勵過程中管廊頂板與側(cè)壁類似呈現(xiàn)出兩端受壓、中間受拉的變形趨勢。

圖9 輛動荷載作用下管廊結(jié)構(gòu)的微應(yīng)變變化Fig.9 Variation of strain at bottom,side and top of utility tunnel under vehicle dynamic load

如圖10所示，各測點動應(yīng)變響應(yīng)的最大絕對值及其方向可反映該部位的主要應(yīng)力狀態(tài)。可以看出，隨著車輛動荷載的增加，各測點整體應(yīng)變峰值整體增大；管廊底板測點1→3，應(yīng)變逐漸減小，說明動荷載激勵過程中管廊結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出非對稱的變形狀態(tài)。管廊側(cè)壁呈現(xiàn)兩端受壓、中間受拉，并且管廊側(cè)壁下部的測點4的受壓程度大于側(cè)壁上部的測點6。管廊頂板呈現(xiàn)兩端受壓、中間受拉的狀態(tài)，同樣表現(xiàn)出一定的非對稱分布狀態(tài)，測點7的壓應(yīng)變幅值在整個結(jié)構(gòu)中最大，在頂板與側(cè)壁掖角部位出現(xiàn)一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大壓應(yīng)變51.4με，遠低于混凝土材料抗壓極限應(yīng)變。最大拉應(yīng)變23.9με，對于原型C40混凝土材料來說仍處于100με左右的彈性拉應(yīng)變范圍內(nèi)[17]，符合混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范要求。但在多項荷載耦合作用中車輛動荷載引起的局部拉應(yīng)變不可忽略。

圖10 車輛動荷載作用下各測點最大微應(yīng)變變化曲線Fig.10 Maximum micro strain curves of each measuring point under vehicle dynamic load

3 結(jié)論

1)隨著車輛動荷載強度的提高，黃土路基的動力響應(yīng)范圍由20 cm逐漸擴大至地面以下60 cm(對應(yīng)原型原型6 m)的范圍內(nèi)，覆蓋率淺埋管廊埋深范圍。同時淺埋管廊頂板上部土體的加速度響應(yīng)較純黃土斷面呈現(xiàn)出明顯的放大效應(yīng)。

2)車輛動荷載作用下，管廊頂板部位的加速度響應(yīng)幅度最大，以80 kN為例，管廊頂板的加速度響應(yīng)峰值分別是側(cè)壁、底板的9.1和29.9倍。管廊頂板、側(cè)壁頻譜峰值對應(yīng)頻率為76.62～80.03 Hz(對應(yīng)實際為10.72～11.2 Hz)，而管廊底板對應(yīng)的頻率增加到110.76 Hz左右(對應(yīng)實際為15.51 Hz)。

3)當(dāng)車輛動荷載較弱(小于60 kN)時，管廊周圍土體的動土壓力響應(yīng)幅值差異較小，車輛荷載達到80 kN及以上后，管廊頂板、底板臨近土體的動土壓力響應(yīng)幅值顯著增大。管廊頂板、側(cè)壁各部位與土體的接觸壓力隨著車輛動荷載的提高符合二次函數(shù)模型。

4)車輛動荷載作用下，管廊底板以拉應(yīng)變?yōu)橹鳎瑐?cè)壁和頂板呈現(xiàn)出兩端受壓、中間受拉的應(yīng)變分布特征，管廊結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)并非對稱動態(tài)應(yīng)變分布的同時在頂板與側(cè)壁掖角部位出現(xiàn)一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象。