趙建灃，高 波，范凱祥，周鵬發(fā)，申玉生

(西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

近幾年來(lái)，全球地震發(fā)生概率不斷提高，且高強(qiáng)度地震災(zāi)害頻發(fā)，如2015-04尼泊爾中部地區(qū)發(fā)生7.9級(jí)地震，2016-04日本九州發(fā)生7.3級(jí)地震，2017-08中國(guó)四川省阿壩州九寨溝縣發(fā)生7.0級(jí)地震等。期以來(lái)很多學(xué)者認(rèn)為地下結(jié)構(gòu)具有良好的抗震性能，但經(jīng)過(guò)多次大型地震災(zāi)害之后，發(fā)現(xiàn)穿越不良地質(zhì)段地下結(jié)構(gòu)同樣損傷嚴(yán)重。由此可見(jiàn)，高烈度地震區(qū)地下結(jié)構(gòu)的抗震問(wèn)題已迫在眉睫。振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)作為研究地下結(jié)構(gòu)的抗震能力、破壞機(jī)理與模式、抗減震措施的重要手段，能較好的反映地下結(jié)構(gòu)在地震作用下的反應(yīng)特性與規(guī)律，在驗(yàn)證前期的理論研究及探索地下結(jié)構(gòu)與圍巖之間的作用機(jī)理等方面發(fā)揮了重要作用。

在進(jìn)行隧道工程地震模擬振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)時(shí)，模型箱的框架結(jié)構(gòu)、材料選擇、邊界條件等因素都會(huì)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生重要影響。因此，模型箱設(shè)計(jì)合理與否會(huì)直接影響振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性。目前，在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中所采用的模型箱種類可分為剛性模型箱、圓筒形柔性模型箱、層狀剪切型模型箱。三類模型箱都有各自的優(yōu)缺點(diǎn)：剛性模型箱由于整體剛度較大，側(cè)向變形較小，因此試驗(yàn)中常在模型箱內(nèi)壁貼上一層柔性材料，以放松土體的側(cè)向變形，如Mizuno等[1-3]研制了矩形剛性模型箱，并進(jìn)行了相應(yīng)的研究；柔性模型箱質(zhì)量輕，但不能控制側(cè)向剛度，土體拱效應(yīng)明顯，如Meymand[4]首次設(shè)計(jì)并使用了圓筒形柔性模型箱；層狀剪切模型箱能有效保證土體剪切變形，但自重較大，會(huì)引起慣性作用，1986年Whitman等[5-6]提出了一種疊環(huán)式剪切模型箱。此后，各國(guó)學(xué)者先后設(shè)計(jì)了各種形式的層狀剪切土箱。Matsuda等[7-12]等設(shè)計(jì)了層狀剪切模型箱，并進(jìn)行了相應(yīng)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。

本文主要模擬了穿越活動(dòng)斷層山嶺隧道和高烈度地震區(qū)淺埋隧道兩種地質(zhì)情況的隧道振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，同時(shí)設(shè)計(jì)了適用于兩種地質(zhì)條件的振動(dòng)臺(tái)模型箱。為防止模型箱與模型土產(chǎn)生共振和解決模型動(dòng)力邊界問(wèn)題，本文對(duì)所設(shè)計(jì)的兩個(gè)模型箱進(jìn)行了模態(tài)分析和結(jié)構(gòu)受力特性研究，并通過(guò)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證分析，證明了隧道模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的可靠性。

1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)模型箱的要求

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)考慮了兩種不同地質(zhì)隧道動(dòng)力試驗(yàn)，其一為穿越活動(dòng)斷層條件山嶺隧道振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，其二為高烈度地震區(qū)淺埋隧道振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。針對(duì)本次試驗(yàn)的特點(diǎn)，為減小“模型箱效應(yīng)[13]”，應(yīng)滿足以下要求：①結(jié)構(gòu)牢固，防止箱體在地震動(dòng)過(guò)程中失穩(wěn)傾覆導(dǎo)致破壞；②在尺寸一定、保證剛度需求的前提下，盡量減小箱體自重，以免產(chǎn)生較大慣性力；③盡量保證模型土與箱體交界處的接觸情況與原型場(chǎng)地土的地震響應(yīng)狀況接近；④箱內(nèi)的覆土高度應(yīng)適宜，以免重量過(guò)大，在吊裝過(guò)程中壓壞模型箱，以及在加載過(guò)程中使土體震落至臺(tái)面，對(duì)振動(dòng)臺(tái)構(gòu)件產(chǎn)生影響；⑤要避免因模型箱與土體的自振頻率接近而導(dǎo)致的共振現(xiàn)象[14]；⑥要保證模型箱自身的承載能力，以免在填土及吊裝過(guò)程中發(fā)生破壞。

2 模型箱的設(shè)計(jì)

2.1 模型箱材料

綜合考慮三類模型箱的優(yōu)缺點(diǎn)，采用了剛性模型箱。模型箱的鋼材型號(hào)選取Q345號(hào)鋼，框架結(jié)構(gòu)、側(cè)壁和底板的材料及參數(shù)見(jiàn)表1。模型箱橫向側(cè)壁內(nèi)襯10 cm泡沫塑料板，防止剛性邊界的能量反射，采取的吸能消波措施。同時(shí)在模型箱縱向端部粘貼一層聚苯乙烯薄膜，減小模型箱端部影響。模型箱鋼材與模型土之間剛度之比在10 000倍左右，兩者之間需要進(jìn)行另外一種材料的過(guò)渡，使得三者之間剛度之比減小至100倍以內(nèi)。為了更好的使剛性模型箱與模型土之間的剛度匹配，在模型箱底部鋪筑一層10 cm厚的水泥砂漿層，同時(shí)在水泥砂漿層表明進(jìn)行鑿毛處理，可以增大接觸面上的摩擦阻力，以免激振時(shí)模型土體與底板發(fā)生相對(duì)滑移。

表1 模型箱的材料及參數(shù)Tab.1 Materials and parameters of model boxes

2.2 模型箱的形狀與尺寸

模型箱的形狀與尺寸與振動(dòng)臺(tái)的形狀、結(jié)構(gòu)模型形狀、加載方向等相關(guān)。本次試驗(yàn)將在西南交通大學(xué)陸地交通地質(zhì)災(zāi)害防治技術(shù)國(guó)家工程實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為8.0 m×10.0 m。本次試驗(yàn)將對(duì)兩個(gè)模型箱施加相同的地震激勵(lì)[15]，以比較兩種不同地質(zhì)條件下相同地震激勵(lì)對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的破壞效果。試驗(yàn)中兩個(gè)模型箱將同時(shí)放置于振動(dòng)臺(tái)上，以保證兩個(gè)模型箱所受地震激勵(lì)相同。其中在箱體底部施加垂直于隧道走向的地震激勵(lì)。

2.2.1 錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱設(shè)計(jì)

穿越斷層破碎帶隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)復(fù)雜，其振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖湫柽M(jìn)行專門(mén)設(shè)計(jì)。本文借鑒了崔光耀等的斷層黏滑錯(cuò)動(dòng)模型箱[16-17]，對(duì)現(xiàn)有模型箱進(jìn)行再優(yōu)化與設(shè)計(jì)，提出了適用于穿越斷層破碎帶的錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱。模型箱中部為82°傾角的斷層帶，分為上、下盤(pán)兩部分，上盤(pán)可沿?cái)鄬訋ё杂梢苿?dòng)，四周設(shè)有限位裝置，模型箱具體尺寸及材料見(jiàn)圖1。

圖1 錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱Fig.1 Staggered rigid model box

錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱上盤(pán)底部的左右兩側(cè)各預(yù)留25 cm×80 cm×45 cm的空間，用于放置4個(gè)千斤頂，在回填模型土之前抬升模型箱上盤(pán)。錯(cuò)動(dòng)方式如圖2所示。當(dāng)模型土與襯砌模型安置完成后，同時(shí)卸去4個(gè)千斤頂?shù)闹瘟?，上盤(pán)在箱體和模型土的自重作用下沿?cái)鄬有泵嫠查g下滑，模擬隧道襯砌模型在正斷層錯(cuò)動(dòng)形式下的破壞受力狀態(tài)。

圖2 錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱的錯(cuò)動(dòng)示意圖(cm)Fig.2 Staggered mode of staggered rigid model box(cm)

實(shí)際地震過(guò)程中斷層錯(cuò)動(dòng)和地震動(dòng)是同時(shí)進(jìn)行。在現(xiàn)有條件下，實(shí)現(xiàn)錯(cuò)、震同步的模擬難度較大。若在振動(dòng)臺(tái)地震激勵(lì)過(guò)程中進(jìn)行斷層錯(cuò)動(dòng)，會(huì)有以下問(wèn)題：①模型箱的錯(cuò)動(dòng)依靠人工操作，錯(cuò)動(dòng)的時(shí)機(jī)難以掌握，不同時(shí)間節(jié)點(diǎn)的錯(cuò)動(dòng)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果有較大影響；②地震激勵(lì)的模擬依靠臺(tái)面四周的液壓桿的作用，在進(jìn)行錯(cuò)動(dòng)時(shí)，上盤(pán)箱體和土體在自重作用下具有較大的沖擊力，可能會(huì)對(duì)桿件造成破壞，影響后續(xù)試驗(yàn)的進(jìn)行。

結(jié)合文獻(xiàn)及現(xiàn)有試驗(yàn)條件，綜合考慮采用“先錯(cuò)后震”的方案，即先對(duì)模型箱進(jìn)行錯(cuò)動(dòng)模擬，再進(jìn)行地震動(dòng)的模擬。在錯(cuò)動(dòng)的同時(shí)通過(guò)安置于隧道襯砌內(nèi)部的應(yīng)變片及傳感器監(jiān)測(cè)隧道襯砌模型的破壞情況。該方案保證了錯(cuò)動(dòng)對(duì)于隧道襯砌模型的破壞影響，在后續(xù)地震動(dòng)的模擬中會(huì)對(duì)錯(cuò)動(dòng)造成的破壞有一定程度的放大。因此，該模型箱可以模擬錯(cuò)動(dòng)在地震動(dòng)過(guò)程中對(duì)隧道結(jié)構(gòu)的影響。

2.2.2 整體式剛性模型箱設(shè)計(jì)

穿越高烈度地震區(qū)隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)復(fù)雜，結(jié)合工程實(shí)例與相應(yīng)文獻(xiàn)，提出了適用于穿越高烈度地震區(qū)的整體式剛性模型箱。模型箱具體尺寸及材料見(jiàn)圖3。箱體前方的凹槽以方便底部的填土，當(dāng)?shù)撞客馏w填充夯實(shí)完畢后，在凹槽處通過(guò)預(yù)留的螺栓孔將高強(qiáng)度的透明亞克力板與箱體用螺栓連接，在后期試驗(yàn)過(guò)程中可方便觀察記錄土體的變化情況。

圖3 整體式剛性模型箱Fig.3 Integral rigid model box

3 模型箱的數(shù)值分析

建模過(guò)程中將方鋼和H型鋼焊接而成的框架結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為橫截面尺寸相同的beam單元，將箱體側(cè)面和底面的鋼板簡(jiǎn)化為shell單元。

3.1 模型箱自振頻率

為防止模型箱與模型土發(fā)生共振現(xiàn)象，通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)兩種模型箱及模型土進(jìn)行模態(tài)分析，計(jì)算各自的自振頻率。

3.1.1 模型箱模型

由于錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱存在斷層模擬，模型箱的上、下盤(pán)相互獨(dú)立，由箱體四周設(shè)立的多道斜撐作為限位裝置。計(jì)算時(shí)，需將上下盤(pán)分離，單獨(dú)建立模型進(jìn)行分析。箱體模型見(jiàn)圖4。

圖4 模型箱模型Fig.4 Finite element models of model boxes

3.1.2 模型箱模態(tài)分析

由于一階振型的振動(dòng)方向與地震激勵(lì)的施加方向一致，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響最大，所以主要對(duì)模型箱及模型土的一階自振頻率進(jìn)行分析。經(jīng)數(shù)值模擬，模型土的一階自振頻率f1s≈8.616 Hz，模型土的自振頻率計(jì)算公式為

(1)

式中：f為結(jié)構(gòu)的自振頻率；E為材料彈性模量；I為受振方向的界面慣性矩；L為受振結(jié)構(gòu)的線長(zhǎng)度；M為結(jié)構(gòu)線長(zhǎng)度方向的單位質(zhì)量。

模態(tài)分析結(jié)果見(jiàn)表2。由表2可知，模型土的一階自振頻率與兩個(gè)模型箱的一階自振頻率相差較大，約為兩組箱體的50%，因此模型箱在進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)時(shí)不會(huì)產(chǎn)生共振現(xiàn)象。

表2 模型箱一階自振頻率及振型圖Tab.2 The first order natural frequencies and vibration modes of model boxes

3.2 模型箱承載力

模型箱填土及隧道結(jié)構(gòu)模型的安裝在臺(tái)下完成，然后吊裝至振動(dòng)臺(tái)，此時(shí)需要完成模型箱整體承載能力核算及其安全性能評(píng)價(jià)。

錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱的上盤(pán)與下盤(pán)皆放置于箱體底部的大底板上，起吊點(diǎn)設(shè)于大底板板面，因此在起吊過(guò)程中由大底板承受箱體及土體的所有重力。在建模時(shí)單獨(dú)建立底部的整體鋼板，模擬該組模型箱的承載受力情況。兩組模型箱的吊裝模式均為箱體底板四角起吊。

模型箱的框架結(jié)構(gòu)采用了Q345鋼，其抗拉、抗壓和抗彎強(qiáng)度設(shè)計(jì)值f=310 N/mm2。由圖5可知，在四角起吊的情況下，整體式剛性模型箱的最大應(yīng)力為189 N/mm2，處于合理范圍；錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱的最大應(yīng)力為526 N/mm2，集中于底板四邊梁的跨中，需進(jìn)行加固。為提高起吊時(shí)箱體的承載能力，提出兩種措施：①對(duì)箱體底板進(jìn)行加固，在受力集中點(diǎn)焊接與框架結(jié)構(gòu)相同型鋼，提高底板剛度和承載能力；②改變起吊方式，增設(shè)起吊點(diǎn)，減少應(yīng)力集中現(xiàn)象，分?jǐn)倯?yīng)力，提高底板框架結(jié)構(gòu)的利用率，從而提高底板的承載能力。針對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果提出兩種解決方案：①四角起吊改為八角起吊；②八角起吊+焊接加固型鋼。

圖中①～④為起吊點(diǎn)圖5 模型箱四角起吊時(shí)應(yīng)力圖Fig.5 Stress diagrams for four-corner lifting of model boxes

四角起吊時(shí)，底板最外側(cè)4條梁的跨中均出現(xiàn)較大應(yīng)力，因此在梁的跨中位置增設(shè)起吊點(diǎn)，可緩解應(yīng)力集中現(xiàn)象。方案1在4個(gè)梁的跨中點(diǎn)增設(shè)起吊位，變?yōu)榘私瞧鸬?，底板的最大?yīng)力為263 N/mm2，減小了原來(lái)的50%。方案2是在方案1的基礎(chǔ)上，再焊接與結(jié)構(gòu)相同的型鋼，底板的最大應(yīng)力為213 N/mm2。方案2與初始情況相比，最大應(yīng)力減少了59.5%；與方案1相比，最大應(yīng)力減少了19%。兩方案受力見(jiàn)圖6。結(jié)果表明方案1、方案2可行，但方案2中焊接部分實(shí)施較為困難，且增大了箱體質(zhì)量，綜合考慮，采用方案1。各方案結(jié)果對(duì)比見(jiàn)表3。

圖中①～⑧為起吊點(diǎn)；Ⅰ～Ⅵ為加固型鋼圖6 錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱方案1和方案2的應(yīng)力圖Fig.6 Stress diagrams of staggered rigid model box for case 1 and case 2

表3 模型箱不同方案承載力結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison of bearing capacity of different cases in model boxes

4 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)

4.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

在相似比的計(jì)算中取l，E，ρ三者為基本量：[l]=L，[E]=E，[ρ]=ρ，那么，其余各量均可表示為l，E，ρ的冪次單項(xiàng)式，l為結(jié)構(gòu)構(gòu)件尺寸，E為結(jié)構(gòu)構(gòu)件的彈性模量，ρ為結(jié)構(gòu)構(gòu)件的質(zhì)量密度。

4.1.1 模型土相似材料

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)Ｐ屯猎蜑棰艏?jí)與Ⅴ級(jí)圍巖，考慮到振動(dòng)臺(tái)模型箱大小和相似材料選取原則，取Cl=1∶30,Cρ=1∶1.5,CE=1∶45。通過(guò)相似比換算，確定試驗(yàn)所需模型土的參數(shù)，見(jiàn)表4。Ⅴ級(jí)圍巖用粉煤灰、河砂、機(jī)油配制。Ⅳ級(jí)圍巖參考武伯弢等的研究[18]，由重晶石粉、石英砂、石膏、洗衣液、水配制而成。

表4 圍巖材料物理力學(xué)參數(shù)Tab.4 Physical and mechanical parameters of surrounding rocks

4.1.2 隧道襯砌模型相似材料

根據(jù)模型試驗(yàn)相似理論，獲得隧道襯砌相似材料的力學(xué)參數(shù)指標(biāo)。采用正交設(shè)計(jì)方法進(jìn)行相似材料的配比，以石膏、石英砂、重晶石、水的含量為4個(gè)變量因素進(jìn)行試驗(yàn)，獲得了不同配比下試件相似材料的力學(xué)參數(shù)(見(jiàn)圖7)。同時(shí)加入硅藻土來(lái)調(diào)整襯砌材料的彈性模量與抗壓強(qiáng)度。最終襯砌相似材料配比為水∶石膏∶硅藻土∶石英砂∶重晶石=1∶0.6∶0.2∶0.1∶0.4，襯砌相似材料的各項(xiàng)力學(xué)參數(shù)的對(duì)比，如表5所示。

圖7 襯砌相似材料力學(xué)參數(shù)的測(cè)試Fig.7 Mechanical parameters tests of lining materials

表5 襯砌模型相似材料力學(xué)參數(shù)Tab.5 The mechanical parameters of lining materials

4.1.3 加速度傳感器的布置

利用埋設(shè)于土體中的加速度傳感器來(lái)獲取試驗(yàn)中模型土及箱體的加速度時(shí)程。加速度傳感器布置見(jiàn)圖8。

試驗(yàn)時(shí)在模型箱底部施加垂直于隧道走向的汶川波，加載方式采取階梯逐級(jí)加載，加速度的峰值為0.1g，0.2g，0.3g，0.4g，0.5g，0.6g。在正式加載之前，采用白噪聲掃頻，用以確定模型土和模型箱的自振特性。限于篇幅，選取一組白噪聲掃頻結(jié)果，以及加速度峰值為0.2g，0.3g下的測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程結(jié)果進(jìn)行分析。

圖8 加速度傳感器布置圖(cm)Fig.8 Arrangement of the acceleration sensors(cm)

4.2 白噪聲結(jié)果分析

在進(jìn)行信號(hào)分析時(shí)，借助MATLAB和ORIGIN軟件對(duì)加速度信號(hào)進(jìn)行分析和濾波處理，略去試驗(yàn)過(guò)程中由于噪聲干擾、儀器的零點(diǎn)漂移等引起的趨勢(shì)項(xiàng)。通過(guò)白噪聲掃頻，得到模型土和模型箱的加速度反應(yīng)時(shí)程數(shù)據(jù)，由傅里葉變化轉(zhuǎn)換為頻譜圖，這里給出兩個(gè)模型箱模型土上部(ACC6，BCC5)、兩個(gè)模型箱箱體邊界(ACC7，BCC6)共4個(gè)測(cè)點(diǎn)的傅里葉譜，見(jiàn)圖9所示。

圖9 傅式幅值譜Fig.9 Fourier spectra of acceleration

由圖9可知，譜曲線中有多個(gè)峰值點(diǎn)，錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱土體為3 Hz，16.067 Hz，49.967 Hz；整體式剛性模型箱土體為4.3 Hz，13.7 Hz，49.967 Hz；錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱箱體為26.8Hz,49.967Hz；整體式剛性模型箱箱體為28.2 Hz，49.967 Hz，各加速度時(shí)程的相同峰點(diǎn)頻率可能是土、箱的固有頻率，也可能是局部振動(dòng)或在平面外的共振串入造成。由相干分析可知，49.967 Hz并非模型土或模型箱的固有頻率。相應(yīng)組模型箱與模型土的自振頻率相差較大，因此土-箱結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)生共振現(xiàn)象。

4.3 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果分析

選取ACC1，ACC3，ACC5共3個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)繪制錯(cuò)動(dòng)式剛性模型土的加速度時(shí)程曲線；選取BCC1，BCC3共兩個(gè)測(cè)點(diǎn)繪制整體式剛性模型土的加速度時(shí)程曲線。

由圖10和圖11可知，當(dāng)輸入地震波的加速度峰值分別為0.2g，0.3g時(shí)，測(cè)點(diǎn)ACC1的加速度波形與測(cè)點(diǎn)ACC3、測(cè)點(diǎn)ACC5的加速度波形基本一致，測(cè)點(diǎn)BCC1的加速度波形與測(cè)點(diǎn)BCC3的加速度波形基本一致。當(dāng)振動(dòng)臺(tái)輸入加速度峰值不同時(shí)，同高度處測(cè)點(diǎn)加速度峰值的一致性也有所不同。

圖10 0.2g汶川波作用下加速度時(shí)程曲線Fig.10 Time-history curves of acceleration at test points under Wenchuan earthquake wave with 0.2g of PGA

對(duì)同一標(biāo)高各個(gè)測(cè)點(diǎn)的有效峰值加速度PGA與臺(tái)中心測(cè)點(diǎn)進(jìn)行了比較，給出了各測(cè)點(diǎn)對(duì)于中心點(diǎn)的相對(duì)誤差值，見(jiàn)表6和表7。當(dāng)輸入加速度相同時(shí)，兩組各測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線基本重合，各測(cè)點(diǎn)的傅里葉譜也基本重合，頻率成分、頻率分布范圍等基本一致，各個(gè)頻率成分所對(duì)應(yīng)的傅里葉幅值大小存在差異。由各點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線可知，模型箱中心部位模型土和模型箱邊緣處模型土的振動(dòng)特性具有較好的一致性，模型箱對(duì)模型土的振動(dòng)特性影響較?。荒Ｐ屯料嗤叨忍幐鼽c(diǎn)的加速度反應(yīng)具有較好的一致性。

圖11 0.3g汶川波作用下加速度時(shí)程曲線Fig.11 Time-history curves of acceleration at test points under Wenchuan earthquake wave with 0.3g of PGA

表6 同深度處各測(cè)點(diǎn)在0.2g汶川波作用下的峰值加速度及其相對(duì)誤差值Tab.6 Relative error values and PGA of monitoring points at same depth under Wenchuan earthquake wave with 0.2g

表7 同深度處各測(cè)點(diǎn)在0.3g汶川波作用下的峰值加速度及其相對(duì)誤差值Tab.7 Relative error values and PGA of monitoring points at same depth under Wenchuan earthquake wave with 0.3g

5 結(jié) 論

模型箱的設(shè)計(jì)對(duì)于模型試驗(yàn)期間的振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)有著重要影響。

(1)本文設(shè)計(jì)優(yōu)化了穿越基覆交界面隧道整體式剛性模型箱和穿越活動(dòng)斷層隧道錯(cuò)動(dòng)式剛性模型箱。通過(guò)模態(tài)分析，分析了土-箱共振和箱體承載力問(wèn)題，提出了模型箱加固方案，避免模型土-模型箱結(jié)構(gòu)的共振和承載力不足的問(wèn)題。

(2)采用8 m×10 m大型振動(dòng)臺(tái)開(kāi)展兩種不同條件下山嶺隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)研究，通過(guò)對(duì)白噪聲掃頻結(jié)果的傅里葉譜圖的對(duì)比分析，驗(yàn)證了土-箱模型在水平地震激勵(lì)作用下不會(huì)發(fā)生共振現(xiàn)象。

(3)通過(guò)對(duì)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中土-箱模型所設(shè)測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線的對(duì)比分析，驗(yàn)證了土-箱模型能有效模擬原型地基的側(cè)向變形邊界條件。

振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果表明，本文設(shè)計(jì)的兩種模型箱能夠滿足動(dòng)力試驗(yàn)要求，也能有效解決邊界效應(yīng)，同時(shí)提高了不良地質(zhì)段隧道結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，為同類隧道工程地震臺(tái)模型試驗(yàn)研究奠定了基礎(chǔ)。