装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究_杨艳敏.pdf

第 53 卷 第 13 期2023 年 7 月上建 筑 结 构Building StructureVol.53 No.13Jul.2023 DOI:10.19701/j.jzjg.20210101吉林省科技厅重点研发项目(20200403071SF),国家应急管理部安全事故防治科技项目(jilin-0001-2018AQ),吉林省教育厅“十三五”科学技术项目(JJKH20200281KJ)。第第一一作作者者:杨艳敏,硕士,教授,主要从事建筑结构防震减灾方面研究,Email:282872984 。通通信信作作者者:李子根,硕士研究生,主要从事建筑结构防震减灾方面研究,Email:1355739133 。装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究杨艳敏1,李子根1,李永庆2,徐 冉1(1 吉林建筑大学土木工程学院,长春 130118;2 长春市水利规划研究院,长春 130062)摘要:为研究一种装配叠合式单舱管廊结构的抗震性能,基于模型试验相似理论,设计 4 个管廊模型进行振动台试验,研究不同腋角高度、配筋率以及场地条件对其结构抗震性能的影响。综合分析管廊结构在单向水平地震激励下加速度、层间位移和钢筋应变等动力响应规律。结果表明,在一定范围内增大腋角高度能降低地震对管廊结构的影响,在地震波峰值加速度为 0.8g 时,层间位移峰值降低 41%55%;相对于全黏土场地,含有可液化砂土夹层的黏土场地对管廊具有一定的减震作用,在 El Centro 波激励下,管廊侧墙与上腋角交点位置钢筋应变峰值最小降低 19.58%;在一定配筋率范围内,提高配筋率能降低管廊的钢筋应变,增大配筋率后,管廊侧墙与上腋角交点位置的钢筋应变峰值相比小配筋率管廊最大降幅达 69.01%,利于结构整体抗震;在不同类型地震波激励下,随着其峰值加速度的增大,管廊的层间位移峰值增长特征不同,在 Kobe 波激励下层间位移峰值增速最大、El Centro 波次之、汶川波最小。关键词:装配叠合式管廊;振动台试验;场地条件;动力响应 中图分类号:TU990.3 文献标志码:A文章编号:1002-848X(2023)13-0028-07引用本文 杨艳敏,李子根,李永庆,等.装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究J.建筑结构,2023,53(13):28-34.YANG Yanmin,LI Zigen,LI Yongqing,et al.Shaking table test research on assembled composite single-cabin pipe gallery modelJ.Building Structure,2023,53(13):28-34.Shaking table test research on assembled composite single-cabin pipe gallery model YANG Yanmin1,LI Zigen1,LI Yongqing2,XU Ran1(1 School of Civil Engineering,Jilin Jianzhu University,Changchun 130118,China;2 Changchun Wate Conservancy Planning and Research Institute,Changchun 130062,China)Abstract:In order to study the seismic performance of an assembled composite single-cabin pipe gallery structure,four pipe gallery models were designed to carry out shaking table tests based on the similarity theory of model tests.The influences of different axillary angle heights,reinforcement ratios and site conditions on the seismic performance of the structure were studied.The dynamic response laws of the pipe gallery structure,such as acceleration,interlayer displacement and reinforcement strain,were comprehensively analyzed under unidirectional horizontal seismic excitation.The results show that increasing the height of axillary angle within a certain range can reduce the influence of earthquake on the pipe gallery structure.When the peak acceleration of seismic wave is 0.8g,the peak value of interlayer displacement decreases by 41%55%.Compared with the whole clay field,the clay field with the interlayer of liquefied sand has a certain damping effect on the pipe gallery.Under the excitation of El Centro wave,the peak value of reinforcement strain at the intersection of the side wall and the upper axillary angle of the pipe gallery with a minimum reduction of 19.58%.In a certain range of reinforcement ratio,the increase of reinforcement ratio can reduce the steel bars strain of pipe gallery.When the increase of reinforcement ratio,the maximum reduction of the peak value of steel bar strain at the intersection of the side wall and the upper axillary angle of the pipe gallery is 69.01%,which is conducive to the seismic resistance of the whole structure.Under the excitation of different types of seismic waves,with the increase of peak acceleration,the peak growth characteristics of interlayer displacement of the pipe gallery were different,and the peak growth rate of interlayer displacement was the largest under Kobe wave excitation,followed by El Centro wave and Wenchuan wave.Keywords:assembled composite pipe gallery;shaking table test;site condition;dynamic response 第 53 卷 第 13 期杨艳敏,等.装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究0引言 地下综合管廊作为城市生命线工程的重要组成部分,其可靠性和安全性问题一直备受人们关注。1995 年日本阪神地震、1999 年台湾集集地震、2008 年汶川地震等1-3,众多地下结构遭到不可恢复的损坏,甚至引起燃气管线爆炸等次生事故,造成了重大社会经济损失。因此,具有可靠、安全抗震性能的地下综合管廊尤为重要。国内外众多学者相继对地下综合管廊的抗震性能展开了研究。Ma 等4通过数值模拟研究地下矩形结构在不同埋深下的抗震性能,提出地下结构地震响应最强的埋深,且对不同埋深的地下结构抗震设计提出了针对性建议。李杰等5-6通过振动台试验与数值模拟相结合的方法对地下综合管廊进行研究,结果表明,非一致地震激励下的管廊结构反应大于在一致地震激励下的结构反应。杜盼辉7通过数值模拟研究非均匀场地中综合管廊的地震响应,发现结构周围不同土体对结构的地震响应有较大差异,在不同土的交界面,结构内力达到最大。施有志等8以厦门地区的代表性土层为例建立动力有限元数值模型,进行 Rayleigh 波作用下的场地响应研究,提出了综合管廊地震动力分析的优化动力边界组合方法。仉文岗等9利用小型叠层式剪切土箱振动台系统,对双舱管廊在 Taft 地震波作用下的抗震性能展开研究,得出了沿结构侧壁深度最大土压力响应的分布形式。然而,上述对综合管廊地震响应的研究限于整体现浇式管廊,对新推广的装配叠合式管廊抗震性能研究较少。与整体现浇相比,装配叠合式管廊有施工现场环境好、构件质量高、基坑留存时间短等优点,符合“美丽中国”绿色建筑发展要求。为此本课题组与企业合作,对其自主研发的装配叠合式单舱管廊进行抗震性能研究。本文基于模型试验相似理论,设计 4 个管廊模型进行振动台试验,通过模型试验,研究不同腋角高度、配筋率及场地条件对该装配叠合式单舱管廊在单向水平地震波激励下动力响应的影响,研究成果可为装配叠合式管廊的抗震设计及应用提供有益参考。1试验概况1.1 模型设计 本试验采用英国某公司生产的三向六自由度地震模拟振动台,台面尺寸为 3m3m,最大载荷为100kN,最大加速度为 1.5g,振动频率为 0.150Hz。台面尺寸和最大载荷是限制模型尺寸大小的主要因素,综合考虑确定模型箱尺寸为 2.6m(平行于振动方向)1.8m(垂直于振动方向)1.2m(高),该模型箱是以角钢为骨架、钢板为面板焊接而成的刚性模型箱,如图 1 所示。为了减少模型箱的“边界效应”,在箱体内壁粘贴 100mm 厚的聚苯乙烯泡沫板 10-11 以减少地震波的反射。图 1 模型箱由于模型结构复杂和材料的物理特性,在相似关系设计时无法全部满足相似理论,故采取满足主要相似关 系 的 方 法 来 进 行 模 型 的 相 似 设 计。根 据Bukingham 定理,选取长度、弹性模量、加速度为模型结构基本物理量,确定几何相似比 SL为 1/6,弹性模量相似比 SE为 1,加速度相似比 Sa为 3,利用量纲分析法推导出其他物理量相似比12,见表 1。表 1 模型相似比内容物理量相似关系相似比几何关系长度 LSL1/6位移 XSX=SL1/6材料关系应变 S=S/SE1应力 S=S1质量 mSm=SSL30.009 26动力关系加速度 aSa3周期 TST=(Sm/SESL)1/20.236频率 S=1/ST4.237速度 vSv=SX/St0.706试验以单舱矩形断面管廊为研究对象,设计 4个长 1 200mm、截面尺寸为 500mm500mm、壁厚为50mm 的 装 配 叠 合 式 管 廊 节 段 试 件 DHUT-1 DHUT-4,其中预制板基于既有的新老混凝土结合面高度研究成果,综合考虑预制板厚取为 25mm。试件设计参数见图 2 和表 2,试件 DHUT-1、DHUT-2、DHUT-4 在全黏土场地试验,试件 DHUT-3 在含有可液化砂土夹层的黏土场地试验。表 2 试件设计参数试件编号预制板厚/mm 腋角高度/mm环形箍筋配筋率/%DHUT-125506 800.707DHUT-225306 800.707DHUT-325506 800.707DHUT-425506 600.895 实际工程中,装配叠合式管廊是将提前加工制作好的顶板、底板及墙板运输到施工现场进行拼92建 筑 结 构2023 年 图 2 各试件截面配筋图图 3 管廊结构模型示意图装,并进行二次浇筑混凝土形成的结构体系,管廊结构模型示意见图 3。因此,管廊模型的制作分两个阶段,第一阶段:预制叠合板的制作,根据叠合板设计参数绑扎环形箍筋与纵筋,形成叠合板钢筋骨架,将绑扎好的叠合板钢筋骨架放入相应模具中,浇筑混凝土至设计厚度,并用振动台将骨料振动均匀密实,随后进行养护处理。第二阶段:将预制好的顶板、底板、墙板通过预留箍筋上下错开环插搭接,在搭接重合边角部位插入纵向钢筋,并在顶、底板与侧墙交接的腋角处斜向插入钢筋进行绑扎定型,随后按试件设计尺寸浇筑混凝土形成整体,混凝土均采用强度等级为 C40 的细石混凝土。根据不同的试验目的,分别制备全黏土场地和含可液化砂土夹层的黏土场地,并采用人工压实法分层填筑压实场地。黏土体含水量控制在 13%16%之间,密度在 1.9 2.0g/cm3范围内。含可液化砂土夹层的黏土场地根据土层设计分层填土,待黏土层填筑至 0.55m 厚时进行砂土层填筑,填筑厚度为 0.35m,然后浇水至砂土表面超过 0.1m 高,静置 2h 后覆盖厚度为 0.1m 的黏土层,待土体固结一段时间后再进行模型试验。1.2 地震波输入及试验工况 试验选取 El Centro 波、Kobe 波、汶川波作为输入地震波,其加速度时程曲线及傅里叶谱见图 4。为考虑输入地震波频谱影响,加载前根据加载工况和时间相似关系调整输入波峰值加速度和时间间隔13。综合管廊属于地下浅埋的细长结构,在垂直于管廊轴向地震激励下更易破坏,故试验采用垂直于管廊轴向单向水平地震激励的方式,地震波峰值加速度分别调幅为 0.2g、0.4g、0.6g 和 0.8g 四种依次增强的地震波,试验工况加载制度见表 3。图 4 输入地震波加速度时程曲线及傅里叶谱表 3 加载制度输入波型工况代号峰值加速度输入波型工况代号峰值加速度白噪声W10.2g白噪声W30.2gEl Centro 波E10.2gEl Centro 波E30.6gKobe 波K10.2gKobe 波K30.6g汶川波C10.2g汶川波C30.6g白噪声W20.2g白噪声W40.2gEl Centro 波E20.4gEl Centro 波E40.8gKobe 波K20.4gKobe 波K40.8g汶川波C20.4g汶川波C40.8g1.3 测点布置 根据试验目的及测量数据类型,试验中布置若干加速度计(用 A 表示)、位移计(用 D 表示)和钢筋应变片(用 S 表示),各测点布置如图 5 所示。考虑到模型的边端效应14,以管廊结构中部截面作为主观测面,传感器统一布置在此截面上,竖向布置03第 53 卷 第 13 期杨艳敏,等.装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究的传感器用来量测体系地震中竖向放大效应,横向布置的感器用来量测体系地震中横向空间效应15。图 5 试验模型测点布置图2试验结果分析 振动台试验采用地震峰值加速度依次增强的方式进行,初期输入峰值加速度较小时,土体表面细土微粒跳动不明显;随着输入峰值加速度的增大,土体表面细土微粒跳动幅度明显增大,且出现轻微下沉。在整个振动台地震激励过程中,装配叠合式单舱管廊结构完好,未出现大变形失效破坏现象。本节对不同类型地震波、不同峰值加速度地震激励下,管廊结构动力特性及加速度、层间位移和钢筋应变响应进行分析。2.1 动力特性 从自振频率和阻尼比两方面分析结构体系动力特性。表 4 列出了白噪声工况下各管廊结构-土体的自振频率和阻尼比。从表 4 可以看出,随着输入地震波峰值加速度的增大,管廊结构与土体自振频率呈减小趋势,表明土体结构部分被破坏,其剪切刚度有所下降,结构体系刚度逐渐弱化。在同一工况下,管廊结构与土体自振频率相差较小,差值百分比在 15%以内,表明管廊结构与周围土体可看作整体、同步振动;而阻尼比的变化趋势与自振频率变化趋势恰恰相反,随着输入地震波峰值加速度的增大,管廊结构与土体阻尼比逐渐增大。2.2 结构加速度响应 由于地质条件、结构与岩土体的材料性质等差异,同一地震波激励下不同位置的地震响应也有所不同15,为此引入加速度放大系数研究地震波的传播特性。加速度放大系数是指观测点加速度时程曲线峰值与输入加速度时程曲线峰值的比值。图 6为 Kobe 波激励下不同腋角高度的管廊结构加速度放大系数随埋深的变化曲线。表 4 结构-土体自振频率和阻尼比试件编号 工况代号土体结构频率/Hz阻尼比频率/Hz阻尼比DHUT-1W121.2890.77821.2890.718W219.7580.95917.5780.822W316.9921.05316.9920.918W416.7581.20317.3831.182DHUT-2W116.6020.22316.6020.244W216.9921.02514.7730.973W312.1091.83813.0861.737W49.9842.4848.7892.737DHUT-3W117.5630.43117.3830.523W216.4060.43116.9920.524W314.4530.88714.2580.819W413.2231.18312.6561.37DHUT-4W119.9910.69419.3680.609W219.5610.93518.0161.169W317.4921.36115.1671.444W414.3631.86212.6952.160由图 6 可见,同一工况条件下,管廊的加速度放大系数随埋深的减小而增大;地震波峰值加速度在0.2g0.6g 时,同一埋深处的加速度放大系数随着输入地震波的增强而减小;对比两个不同腋角高度的管廊结构加速度放大系数,可以看出,除峰值加速度为 0.6g(K3 工况)时有特殊点外,其余工况下大腋角高度试件 DHUT-1 的加速度放大系数均低于小腋角高度试件 DHUT-2,如 K4 工况中,与试件DHUT-2 相比,试件 DHUT-1 的加速度放大系数降低12.9%。工况 K3 中,小腋角高度试件 DHUT-2 的侧墙和底板位置加速度放大系数小于大腋角高度试件 DHUT-1,这是因为随着输入地震强度的增大,土与结构的界面处发生脱离和滑移,从而影响了管廊的加速度响应16。因此,增加腋角高度可以降低装配叠合式管廊的加速度响应。图 7 为 Kobe 波激励下管廊结构分别在全黏土场地和含有可液化砂土夹层的黏土场地的加速度放大系数随埋深的变化曲线。由图 7 可见,在含有可液化砂土夹层的黏土场地,试件的加速度响应小于在全黏土场地的,K4 工况中,试件 DHUT-3 的加速度放大系数较试件 DHUT-1 降低 15.2%;工况 K3中,同样出现特殊点,其原因与工况 K3 中 Kobe 波13建 筑 结 构2023 年 图 6 试件 DHUT-1、DHUT-2加速度放大系数图 7 试件 DHUT-1、DHUT-3加速度放大系数图 8 试件 DHUT-1、DHUT-4加速度放大系数激励下不同腋角高度的管廊结构加速度放大系数随埋深变化的特殊点一致。图 8 为 El Centro 波激励下不同配筋率的管廊结构加速度放大系数随埋深的变化曲线。由图 8 可见,不同配筋率的管廊结构加速度放大系数没有显著差异,整体上配筋率较大的试件 DHUT-4 加速度放大系数略低于配筋率较小的试件 DHUT-1,最大降幅 5.9%。表明配筋率的增加可以降低管廊的加速度响应,但效果不显著。2.3 结构位移响应 根据既有研究17,造成管廊结构破坏更多的不是土层整体位移,而是相对位移。故通过拉线式位移传感器测得管廊结构顶板与底板的位移峰值,拉线式位移传感器通过自制支架固定,各试件层间位移(顶板与底板的位移差)峰值见表 5。由表 5可知:(1)在相同的地震波激励下,随着输入峰值加速度的增大,管廊的层间位移峰值逐渐增大。(2)在同一工况下,腋角高度为 50mm 的管廊层间位移峰值明显低于腋角高度为 30mm 的管廊。在三种不同类型地震波激励下,输入地震波峰值加速度为 0.8g(E4 工况)时,大腋角高度管廊较小腋角高度管廊的层间位移峰值减小幅度在 41%55%之间,增大腋角高度对降低管廊结构位移响应效果显著。(3)对比试件 DHUT-1 和 DHUT-3,两者层间位移峰值相近,但在含有可液化砂土夹层的黏土场地的试件 DHUT-3 层间位移峰值整体上低于在全黏土场地的试件 DHUT-1,在 E4 工况中,层间位移峰值降低 12.96%;在 K4 工 况 中,层 间 位 移 峰 值 降低 12.33%。(4)对比不同配筋率的管廊层间位移峰值,较大配筋率的管廊层间位移峰值低于较小配筋率的管廊层间位移峰值,表明配筋率的提高能降低管廊 表 5 各因素对层间位移峰值影响及层间位移峰值变量地震波层间位移峰值工况0.2g0.4g0.6g0.8g腋角高度El Centro波Kobe波汶川波DHUT-2值/mm0.8941.9903.9007.898DHUT-1值/mm0.8481.6112.4184.299差值百分比+5.15%+19.05%+38.0%+45.57%DHUT-2值/mm1.3363.8237.61211.078DHUT-1值/mm0.2761.0812.9586.472差值百分比+79.34%+71.72%+61.14%+41.58%DHUT-2值/mm0.6121.9413.0685.346DHUT-1值/mm0.7651.3491.8812.415差值百分比-0.25%+30.5%+38.69%+54.83%场地条件El Centro波Kobe波汶川波DHUT-1值/mm0.8481.6112.4184.299DHUT-3值/mm0.7681.5912.0823.742差值百分比+9.43%+1.24%+13.90%+12.96%DHUT-1值/mm0.2761.0812.9586.472DHUT-3值/mm0.2280.8312.2815.674差值百分比+17.39%+23.13%+22.89%+12.33%DHUT-1值/mm0.7651.3491.8812.415DHUT-3值/mm0.6991.0761.5282.112差值百分比+8.63%+20.24%+18.77%+12.55%配筋率El Centro波Kobe波汶川波DHUT-1值/mm0.8481.6112.4184.299DHUT-4值/mm0.6121.3212.3363.759差值百分比+27.83%+18.00%+3.39%+12.56%DHUT-1值/mm0.2761.0812.9586.472DHUT-4值/mm0.2800.8922.7425.617差值百分比-1.45%+17.48%+7.30%+13.21%DHUT-1值/mm0.7651.3491.8812.415DHUT-4值/mm0.6541.0381.7362.232差值百分比+14.51%+23.05%+7.71%+7.58%的位 移 响 应,在 E4 工 况 中,层 间 位 移 峰 值 降低 12.56%。(5)不同类型地震波激励下,随地震波峰值加速度增大,管廊的层间位移峰值增长特征不同。Kobe 波激励下管廊层间位移峰值的增速明显高于El Centro 波和汶川波,Kobe 波最大、El Centro 波次之、汶川波最小。以试件 DHUT-1 为例,输入地震波峰值加速度为 0.8g 时,Kobe 波激励下的层间位移峰值分别是 El Centro 波和汶川波激励下的 1.5 倍和 2.68 倍,表明管廊的位移响应不仅与地震波输入23第 53 卷 第 13 期杨艳敏,等.装配叠合式单舱管廊模型振动台试验研究图 9 钢筋应变峰值对比峰值加速度有关,与地震波频谱特征也有关。2.4 钢筋应变响应 为研究不同变量对装配叠合式单舱管廊钢筋应变响应的影响,测得各管廊不同部位的钢筋应变峰值。图 9 为 El Centro 波激励下管廊侧墙与上、下腋角交点位置 S-1、S-3 测点,腋角处 S-14 测点,底板S-11 测点的钢筋应变峰值对比情况。Kobe 波和汶川波激励下钢筋应变响应规律与 El Centro 波一致。由图 9 可以看出:(1)各测点的钢筋应变峰值随着输入峰值加速度的增大逐渐增大。(2)在一定腋角高度范围内,增大腋角高度可以降低管廊结构的钢筋应变响应,在地震波峰值加速度 0.8g 工况下最明显,此工况下 S-3 测点钢筋应变峰值降低 63.40%。(3)含有可液化砂土夹层的黏土场地对管廊具有一定的减震作用,尤其对处于砂土夹层位置的S-1、S-14 测点,钢筋应变峰值降幅显著。在 E2 工况中,S-1 测点钢筋应变峰值降低 19.58%。(4)在一定配筋率范围内,提高配筋率能降低管廊的钢筋应变响应,利于结构整体抗震。试件S-1 测点钢筋应变峰值随峰值加速度的增大降低幅度也增加,在地震波峰值加速度 0.8g 工况下,S-1测点钢筋应变峰值降幅达 69.01%。(5)在强震激励下,管廊 S-1、S-14 测点钢筋应变峰值最大,是该管廊结构在抗震设计中需要重视的薄弱部位。3结论及建议 (1)在一定范围内,腋角高度对装配叠合式单舱管廊的抗震性能影响较大,增大腋角高度可以降低管廊的动力响应。在三种不同类型地震波激励下,输入地震波峰值加速度为 0.8g 时,大腋角高度管廊结构较小腋角高度管廊结构的层间位移峰值减小幅度在 41%55%之间。(2)含有可液化砂土夹层的黏土场地对装配叠合式单舱管廊具有一定的减震作用,相比全黏土场地,在含有可液化砂土夹层黏土场地的管廊峰值加速度及层间位移峰值均有所降低,在 Kobe 波峰值加速度为0.8g 时激励下,层间位移峰值降低12.33%。(3)在一定范围内,增大配筋率能降低地震对装配叠合式单舱管廊的影响,增大配筋率后,管廊侧墙与上腋角交点位置的钢筋应变峰值相比小配筋率管廊最大降幅达 69.01%,利于结构整体抗震。(4)管廊结构的位移响应不仅与地震波输入峰值加速度有关,与地震波频谱特征也有关。在不同类型的地震波激励下,管廊的层间位移峰值增长特征不同,Kobe 波激励下的层间位移峰值增速最大、El Centro 波次之、汶川波最小。(5)在强震激励下,管廊侧墙与上腋角交点位置、腋角处钢筋应变峰值最大,是装配叠合式单舱管廊在抗震设计中需要重视的薄弱部位。参考文献 1 CHEN G X,CHEN S,DU X L,et al.Review of seismic damage,model test,available design and analysis methods of urban underground structures:retrospect and prospectJ.Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering,2016,36(1):1-23.2 LAI J,HE S,QIU J,et al.Characteristics of seismic disasters and aseismic measures of tunnels in Wenchuan earthquakeJ.Environmental Earth Sciences,2017,76(2):1-19.3 PATIL M,CHOUDHURY D,RANJITH P G,et al.Behavior of shallow tunnel in soft soil under seismic conditions J.Tunnelling and Underground Space Technology,2018,82(12):30-38.4 MA C,LU D,DU X,et al.Effect of buried depth on 33建 筑 结 构2023 年seismic response of rectangular underground structures considering the influence of ground loss J.Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2018,106(3):278-297.5 史晓军,陈隽,李杰.地下综合管廊大型振动台模型试验研究J.地震工程与工程振动,2008,28(6):116-123.6 LI J,YUE Q,CHEN J.Dynamic response of utility tunnel during the passage of Rayleigh wavesJ.Earthquake Science,2010,23(1):13-24.7 杜盼辉.非均匀场地中综合管廊的地震响应特点D.哈尔滨:哈尔滨工业大学,2017.8 施有志,柴建峰,林树枝,等.地下综合管廊边界条件对地震动力响应影响数值分析J.吉林大学学报(地球科学版),2018,48(1):213-225.9 仉文岗,韩亮,陈志雄,等.双仓综合管廊抗震性能模型试验 研 究 J.岩 土 工 程 学 报,2020,42(1):100-108.10 BATHURST R J,ZARNANI S,GASKIN A.Shaking table testing of geofoam seismic buffersJ.Soil Dynamics and Earthquake Engineering,2007,27(4):324-332.11 江学良,牛家永,杨慧,等.下伏隧道层状岩质边坡地震响应特性的大型振动台试验研究J.应用力学学报,2018,35(4):762-768,931.12 史晓军,陈隽,李杰.非一致地震激励地下综合管廊振动台模型试验研究()试验方法J.地震工程与工程振动,2010,30(1):147-154.13 马险峰,成博,宋晴雯,等.济南市地铁车站模型振动台试验研究J.建筑结构,2018,48(S2):198-204.14 王振强,冯立,陈志雄,等.单舱地下综合管廊地震动力响应振动台模型试验研究J.科学技术与工程,2020,20(6):2397-2404.15 王国波,袁明智,苗雨.结构-土-结构相互作用体系地震响应研究综述J.岩土工程学报,2018,40(5):837-847.16 KAGAWA T,SATO M,MINOWA C,et al.Centrifuge simulations of large-scale shaking table tests:case studies J.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,2004,130(7):663-672.17 李燕雷,马险峰,冯宁宁,等.济南粉质黏土中隧道地震动力响应试验研究J.地下空间与工程学报,2019,15(6):1652-1660.建筑结构2023 年下半年增刊投稿须知期期刊刊介介绍绍:建筑结构杂志创刊于 1971 年,读者对象以结构工程师为主,中国建筑学会理事长修龙担任编委会主任,1 16 6 位位中中国国工工程程院院院院士士和和 2 22 2 位位全全国国工工程程勘勘察察设设计计大大师师在在内内的的近近 1 14 40 0 位位专专家家担任编委,对期刊内容和会议活动提供强有力的技术支持。建筑结构官方微信(ID:BuildingStructure)现有粉丝 38 万+,每天34 条专业资讯。期期刊刊栏栏目目:建筑结构2023 年下半年增刊(有有正正式式刊刊号号,可可在在知知网网等等检检索索到到)论文投稿现已开始,内容包含:多高层结构设计、大跨空间结构、混凝土结构、钢结构、组合结构、装配式结构、山地结构、高耸结构、地基与基础、砌体结构、竹结构、木结构、铝合金结构、工程抗震、减隔震(振)技术、工程建造技术、预应力技术、BIM 技术、检测鉴定与加固改造、风工程、弹塑性分析、软件开发与应用、理论分析与方法研究、结构计算与分析、标准规范解读等。投投稿稿要要求求:投稿论文必须具有原创性,有独到见解和学术价值,未在任何刊物公开发表,严禁一稿多投,经评审后择优录用,本期将于投稿截止后陆续组织专家审稿,并通过邮件回复录用结果,期间请耐心等待。如在 2023 年 9 月 28 日还未收到邮件请及时联系本编辑部:010-57368781。论文请使用 word2016 及以下版本严格按照规定格式排版,请登录百度网盘 http:/ word 版和 PDF 版排版模板及贴图软件,务必在稿件中注明联系人的姓名、手机、单位和 Email(缺一不可)。其他特别需要强调的事项如下:1)投稿时填写的稿件题目、作者信息要完整、准确,保证其与稿件相应信息一致,否则开出的录用通知会与稿件相应信息不符,后果自负。2)投稿前核实稿件题目及作者名称、顺序、单位等重要信息,投稿成功后不允许修改。3)投稿请慎重权衡,一旦投稿成功不能无故撤稿,否则将对以后再次投稿带来不利影响。重重要要事事项项:投稿截止日期:2023 年 9 月 1 日;录用通知截止日期:2023 年 9 月 28 日;计划出版日期:2023 年 12 月底。投投稿稿网网址址:http:/ PC 端/微信网页版/手机端或者浏览器,注册/登录以上网址投稿;查询方式:请扫描右侧二维码,使用您投稿时注册的账号登录结构云学堂,点击“我的”“我的增刊稿件”进行查询。投稿查询电话:[phone]。43