隧道高陡仰坡抗震性能振动台试验分析

隋传毅，高 波，申玉生，王建西，王帅帅

(1. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室, 成都 610031；2. 石家庄铁道大学 土木工程学院, 石家庄 050011)

隧道高陡仰坡抗震性能振动台试验分析

隋传毅1，高 波1，申玉生1，王建西2，王帅帅1

(1. 西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室, 成都 610031；2. 石家庄铁道大学 土木工程学院, 石家庄 050011)

汶川地震以来，统计发现山岭隧道洞口段受地震破坏较为严重，为了提高山岭隧道洞口段抗震性能，研究可靠的仰坡加固措施，设计并完成了高烈度震区隧道洞口段仰坡抗震性能振动台试验。研究发现：① 在洞口段仰坡不设防的情况下，均质岩质高陡仰坡在高烈度水平地震作用下，仰坡发生破坏，大量岩土体滑落，此时落石会严重影响隧道结构与运营安全，必须对仰坡进行加固；② 设置框架梁形式的仰坡支护体系后，即使在高烈度水平地震作用下，只要支护体系没有破坏，均质岩质仰坡整体仍能保持相对完整，仅框架梁内部有少量掉块，提高了仰坡整体的抗震性能；③ 对比洞口段衬砌结构的截面内力，可以看出，设置了框架梁形式的仰坡支护体系后，可以显著降低洞口段衬砌结构的截面轴力与弯矩。综合分析，可以看出由于设置了框架梁支护体系，仰坡岩体整体性增强，限制了仰坡处岩体的自由运动，进而有效防止了仰坡破坏，并降低了洞口段衬砌的内力。

隧道工程；仰坡防护；模型试验；振动台试验；抗震措施；水平地震

长期以来，隧道结构一直被认为是良好的抗震结构。在历次地震中，隧道结构的震害情况要相对房屋、桥梁等地上建构筑轻微[1]。然而近些年来的多场高烈度地震中，震区山岭隧道亦发生了不同程度的震害[2-4]。同时，由于山区隧道多为线路控制工程，一旦受损，抢修时间长、难度大，往往会妨碍灾后抢险救援工作的开展和进行。因此震区隧道，特别是高烈度地震山区隧道的抗震性能正受到越来越多的学者的关注。

为了完善汶川地震后新的隧道抗震设计规范，高波等[5]针对隧道工程的震害开展了全面而深入的调查。调查数据显示，在56座统计的隧道中，共33座隧道遭到震害破坏，占调查隧道总长的60.2%。在所调查隧道中，山岭隧道洞口段被掩埋与破坏的情况十分严重，提高山岭隧道，特别是高烈度地震区域洞口段抗震设计显得十分重要。

蒋树屏等[6]通过对嘎隆拉隧道洞口段振动台试验研究，指出洞口段隧道抗震的重点是防止围岩体在地震作用下失效。

现有的隧道洞口段抗震研究主要关注点在隧道结构水平激振时衬砌结构的动力响应，而容易忽视仰坡岩土体失效造成的动力失稳问题。实际震害的教训说明，隧道洞口段仰坡与隧道结构是相互影响的，仰坡稳定性对隧道结构的影响极大[7]，因此必须对洞口段仰坡动力稳定性与加固方案进行专项研究，减少隧道因仰坡失稳造成的掩埋问题，同时加强隧道结构的抗震性能，减少洞口段衬砌结构因震受损垮塌的问题。

1 模型试验方案设计

在2008年汶川地震中，龙洞子隧道汶川侧洞口段受震害十分严重。仰坡防护结构失效，高陡仰坡发生崩塌，造成右侧隧道洞门被掩埋，左侧洞门端墙受震开裂，部分隧道结构被落石砸坏[8]。本实验因此以该隧道为原型进行设计。

1.1模型试验方案设计

本组试验意在对比不设置仰坡支护体系与设置框架梁支护体系下，山岭隧道洞口段仰坡与隧道衬砌结构的地震动力响应的差别。

实验一研究高陡边坡在水平地震作用下，山岭隧道洞口段仰坡岩体及隧道结构的动力响应情况(见图1)。

图1 第一组试验方案图(单位：cm)Fig.1 Layout of test one(unit: cm)

实验二引入仰坡加固措施(见图2和图3)，研究隧道洞口仰坡(不含软弱夹层)采取加固措施后的动力稳定性及洞口段结构的动力响应。

试验一和试验二可对比常用的仰坡加固措施对高陡边仰坡的加固效果，进而针对加固措施的减震效果得出可以量化的结论。综合比较试验结果，可以得出高陡边仰坡动力响应与抗震措施的地震响应特点，可以形成山岭隧道洞口段高陡边仰坡动力稳定性的地下工程抗减震技术理论体系。

图2 第二组试验方案图(单位：cm)Fig.2 Layout of test two(unit: cm)

图3 仰坡加固措施模型Fig.3 Slope reinforcement structure model

1.2振动台试验装置

本次试验借助中国地震局工程力学研究所的振动台进行。该振动台初建为双水平地震模拟振动台，1997年改造成三向六自由度振动台。

振动台尺寸为5 m×5 m，最大承重能力35 t，满载状态下水平双向最大输出加速度1.0g，垂直向满载时最大输出加速度0.7g。

1.3模型试验相似关系设计

模型试验原型为V级围岩，考虑到振动台模型箱大小和相似材料选取原则，取Cl=1∶25，Cγ=1∶1.4，内聚力的量纲与应力量纲相同，则有Cc=Cσ=1∶42,即内聚力的相似比为42。根据相似关系[9]可以导出模型试验中所涉及的物理量的相似常数见表1。

参照《铁路隧道设计规范》(TB 10003—2005)，对Ⅴ围岩及相似材料物理力学参数取值，见表2。参照以往试验经验，选定粉煤灰，河沙与机油配制围岩相似材料，通过正交实验设计，得到配合比为粉煤灰∶河沙∶机油=0.56∶0.30∶0.14。

衬砌材料原型为C30模筑混凝土，其相似材料物理力学参数取值，见表3。选定微粒混凝土为模型试验衬砌材料，其配比为水泥∶中砂=1∶6，水灰比为1∶6。

1.4模型制作

根据振动台的尺寸，模型箱尺寸定为高1.8 m，宽1.5 m，长3.65 m，外观如图4所示。

表1 模型试验常用相似关系一览表Tab.1 List of commonly used similar relationships in model test

表2 Ⅴ级围岩的物理力学指标Tab.2 The physical and mechanical indexes of grade-V surrounding rock

表3 隧道衬砌物理力学指标Tab.3 The physical and mechanical indexes of concrete

图4 模型箱实物图Fig.4 Layout of shaking model box

为了减小在箱壁与土体的摩擦阻力及降低反射波的影响，模型箱在激振方向衬有柔性材料。箱体内壁四周设置聚苯乙烯泡沫板[10-11]。在模型底部铺设了水泥砂浆层，以增大底部摩擦力，防止土体底部相对模型箱滑移。

由于衬砌模型全长达到3.2 m，一次浇筑成形过于困难，故将模型分段为4×80 cm。再根据试验设计进行组合和黏接。本次试验的黏结材料经过比较筛选选用环氧树脂植筋胶(见表4)。考虑到衬砌模型便于安置以及环氧树脂植筋胶的工作特性，衬砌模型在未进如模型箱之前，先将两段模型拼接为一个整体(见图5)，抬进模型箱之后再将全部四段模型拼接为一个整体(如图6)，拼接完成后留出至少36 h作为环氧树脂植筋胶的固化时间。

表4 混凝土材料黏接剂比选Tab.4 Selection of concrete adhesives

图5 衬砌模型箱外黏结Fig.5 Assembling of model linings

图6 衬砌模型组装完成Fig.6 Model tunnel linings assembled completed

1.5测试方案设计

试验一的测试方案如图7所示，衬砌自左至右依次命名A、B、C、D段。本组试验的应变片共设置5个监测断面，应变片半环布置，即每个监测断面内外表面各贴5个应变片。其中，1号～4号断面用于观测隧道洞口段高陡边仰坡影响范围[12]。

图7 第一组试验测试方案图(单位：cm)Fig.7 Test scenario of model one (unit: cm)

1号2号，3号4号，5号6号加速度计监测点各位于同一高度，其中1号2号加速度计监测点位于衬砌结构顶部。每个监测点设置水平向(以H标示)与垂直向(以V标示)两个加速度计。1号、3号、5号加速度计监测点平行于仰坡设置，其埋深一致，2号、4号、6号加速度计位于同一断面。

试验二的测试方案如图8所示，衬砌自左至右依次命名A、B、C、D段。本组试验的应变片共设置5个监测断面，其中各断面半环贴置，1号～4号断面用于观测有加固措施的隧道洞口段高陡边仰坡动力响应影响范围。

1号2号，3号4号，5号6号加速度计监测点各位于同一高度，其中1号、2号、7号、8号加速度计监测点位于衬砌结构顶部。每个监测点设置水平向(以H标示)与垂直向(以V标示)两个加速度计。1号、3号、5号加速度计监测点平行于仰坡设置，其埋深一致，2号、4号、6号加速度计位于同一断面。

图8 第二组试验测试方案图(单位：cm)Fig.8 Test scenario of model two (unit: cm)

1.6地震波输入

模型试验采用汶川地震卧龙波东西向分量作为振动台的输入波[13-14]。卧龙波原始波的峰值加速度为0.98g，持时180 s，选取原始波的强震部分，即第20 s～第110 s部分作为振动台的输入，所选波形加速度时域图如图9所示，对其进行傅里叶变换，得到的加速度傅里叶幅值谱如图10所示。可见卧龙波主要能量集中在10 Hz以内，卓越频率约为2.3 Hz。

图9 振动台输入的卧龙波加速度时域图Fig.9 Time history of the input wave (the Wuolong wave) of shaking table

图10 振动台输入的卧龙波加速度频域图Fig.10 Frequency domain analysis of acceleration of the Wuolong wave

试验沿隧道轴向水平激振，按照0.2g，0.4g，0.6g，0.8g和1.0g逐次加载[15-16]，当水平位移达到振动台限值时，可适当减小输入地震波峰值或直接终止后续试验。

1.7试验数据采集及处理

本次试验主要测定隧道结构的加速度反应和应变反应。试验采用的加速度传感器为LC0113M型内装IC压电式加速度传感器[17]。对于结构应变测量，采用在布设电阻应变片，测读模型结构内外侧应变，计算得模型结构截面内力。本实验选用50 mm×5 mm泊式纸基电阻应变片，粘贴应变片用环氧树脂粘贴于模型表面。应变片布设经检查合格后，用硅胶作防潮保护处理。应变片采用半桥联结，每个工作片对应一片温度补偿片。

由于环境噪声及采集设备电器噪声的影响，加速度计采集的信号需要进行处理后方可使用。由于输入波形仍有20 Hz以上高频信号，采用常用的低通滤波器则会丢失高频信号，造成结果失真[18-20]。本文采用MATLAB进行小波滤波降噪。

关伟指出：“小波变换能使信号能量集中在一些大的有限的系数中，而噪声能量则分布于整个小波域内，因此小波分解后，信号的小波变换系数要大于噪声的小波变换系数，即幅值较大的小波系数一般以信号为主，而幅值较小的系数则在很大程度上是噪声”。只要找到一个合适的阈值，当系数小于该阈值时，则可以认为该层主要为噪声，将该层系数改为0，即可实现信号分离，这是小波分解处理信号的主要理论依据。

不同于傅里叶变换，小波变换分析所用的小波函数有很多种，选择不同的小波函数处理同一个问题也会有不同的解，因此使用小波函数处理问题必须考虑最优小波基。综合考虑比较，sym族小波与db小波均适用于本实验数据分析，需要通过试验对比选择后续分析使用的小波函数。

不论是何种环境噪声，其都具有一定的频带宽度，故当小波分解层数增加到一定水平时，处理效果不会再随分解层数增加而有显著的提升了，反而会徒增分解处理的计算难度与时间，故需要慎重选择分解层数，通过多次实验控制问题规模。

由于小波变换过滤噪声是通过将低于设定阈值的噪声信号的小波转换系数变为0来实现的，故阈值的设定直接关系到最后的结果。而阈值的选取有两种常用的方法：硬阈值与软阈值。硬阈值是将小波的变换系数的绝对值与阈值比较，仅保持大于阈值的小波系数不变，其余均设置为0；软阈值则是将比较后的小波系数大于阈值的点改为其与阈值的差值。硬阈值在均方误差上优于软阈值，但其会产生附加振荡，并破坏了原始信号的平滑性，因此软阈值处理与硬阈值处理的选取需要综合分析考虑。

经试验，选取sym4小波，小波分解层数为3，软阈值时滤波效果良好，同时保留了20 Hz以上的地震动细节(见图11)。

(a) 滤波前加速度计测试数据

(b) 滤波后加速度计测试数据图11 加速度计滤波前后频域图Fig.11 Frequency domain analysis of acceleration with noise filters on and off

2 振动台试验结果及分析

2.1围岩开裂情况

为了避免后续震动破坏，每激振一次，对整个模型外观进行拍照记录。记录完毕后再进行下一次激振。

2.1.1 实验一围岩开裂情况

激振后，洞口段模型土在仰坡坡面上出现竖向裂缝，坡顶面出现沿隧道轴向的裂缝，坡顶出现掉块(见图12)。分析表明，坡顶面的纵向裂缝主要是受模型两侧边界的约束作用，尽管在模型两侧与模型箱接触面上铺设了塑料薄膜以减少模型与模型箱之间的摩擦作用，但仍然无法完全避免。仰坡坡顶部位出现局部的掉块是由于仰坡在沿隧道轴向强烈地震动作用下，仰坡临空面因加速度放大效应，导致坡顶部位土体受到沿纵向的显著拉应力作用而发生破坏。

2.1.2 实验二围岩开裂情况

激振过程中，洞口段土体基本保持稳定，未出现大面积滑动、崩塌，仅有支护结构内部土体出现了局部掉块。坡顶表面有隧道轴向裂缝(见图13)。

(a)模型围岩土体仰坡表面开裂(b)模型围岩土体仰坡掉块

图12 模型土振动后破坏照片Fig.12 Details of slope damage

与实验一相比，采取框架梁支护措施后的均质仰坡，即使输入地震波幅值达到0.8g，仰坡围岩体整体未出现明显破坏，仅有框架内部岩土体局部掉块，说明框架梁支护措施显著改善了坡面土体的受力状态，表现出了良好的抗震性能。

2.2模型衬砌开裂情况

为了避免衬砌模型在搬运过程中出现额外裂缝和损坏，在实验完毕后先将围岩清理到仰拱所在高度，拍摄外观照片(见图14)。

2.2.1 实验一衬砌破坏形式

激振过程中，首先是仰拱部位出现纵向裂缝，并逐渐沿纵向贯通。随着输入地震波幅值的加大，拱顶和边墙沿纵向开裂(见图15)。

(a)洞口段内部破坏形态(b)B段衬砌AB连接端

从本次试验结束后衬砌模型结构裂缝分布分析，洞口段衬砌结构的裂缝较为复杂，除了拱顶等部位的纵向裂缝外，还存在部分斜向裂缝(见图16、图17)。

图16 A段衬砌全貌Fig.16 Layout of lining section A

2.2.2 实验二衬砌破坏形式

在激振过程中，隧道洞口段衬砌结构未见明显破坏。激振完毕后，洞口段衬砌结构在拱顶和仰拱部位出现多条平行走向的纵向裂缝(见图18)。

图17 C段衬砌全貌Fig.17 Layout of lining section C

图18 A段衬砌全貌Fig.18 Layout of lining section A

通过与实验一的工况比较，可见洞口段仰坡在合理的支护作用下，对于同等输入加速度条件下，衬砌结构的开裂要轻微。

2.3模型加速度响应

通过对比相近输入地震波的情况下，两个模型在设防与不设防情况下土体与衬砌结构的峰值加速度，可以直观的反映出土体与隧道衬砌在地震动作用下的运动情况。由于激振方向为轴向水平方向，故仅对各监测点水平方向加速度计进行数据分析。

2.3.1 试验一模型加速度响应

收集测试数据，通过小波变换消除噪声，并将各测点加速度计数据绘图(图19～图21)。同时计算各测点水平加速度放大系数(见图22)。

从图19～图22可以看出，仰坡坡面三个测点(A1H、A3H、A5H)的水平轴向加速度放大系数随输入加速度幅值的变化。由图可见，在水平轴向地震动作用下，仰坡坡面存在显著的加速度放大效应，坡面加速度放大系数随着输入地震波幅值的增加而减少，表明随着输入地震波幅值的增大，隧道洞口段围岩出现显著的塑性流动，围岩的阻尼比增大，耗能增加。

2.3.2 实验二模型加速度响应

收集测试数据，通过小波变换消除噪声，并将各测点加速度计数据绘图(图23～图25)。同时计算各测点水平加速度放大系数(见图26)。

通过对比图23～图26，可以看出仰坡坡面三个测点(A1H、A3H、A5H)的水平轴向加速度放大系数随输入加速度幅值的变化。从图26可以看出，洞口段仰坡支护措施对坡体的动力响应由显著影响。当存在仰坡支护时，由于支护结构对仰坡坡面土体的约束作用，土体始终处于弹性受力状态，故坡面上各测点的加速度放大系数随输入加速度的增加无明显变化。

(a)

(b)图19 A1H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.19 A1H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

(a)

(b)图20 A3H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.20 A3H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

(a)

(b)图21 A5H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.21 A5H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

图22 水平加速度放大系数Fig.22 Horizontal acceleration amplification factor

通过横向对比实验一与实验二，在台面输入水平向0.5g左右地震动时，实验二各测点加速度放大系数均小于1.3，而峰值加速度最大为A1H处，达到0.6g；反之实验一测点加速度放大系数达到1.35，峰值加速度最高0.63g。而可以看出合理的仰坡支护措施能显著改善仰坡在中低烈度地震作用下的峰值加速度水平与加速度水平放大系数，进而提高仰坡的动力稳定性。

(a)

(b)图23 A1H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.23 A1H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

(a)

(b)图24 A3H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.24 A3H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

(a)

(b)图25 A5H处水平加速度及频域图(单位:g)Fig.25 A5H horizontal acceleration and frequency domain (unit: g)

2.4衬砌模型断面应力应变情况

为研究在水平场地震动作用下，设置仰坡支护结构与否对隧道衬砌结构的影响，对两组试验中的衬砌模型各监测断面内外边缘应变时程转换，计算得出各点处的弯矩M和轴力N的时程，其计算公式为

(1)

(2)

图26 水平加速度放大系数Fig.26 Horizontal acceleration amplification factor

式中：σ1与σ2分别为测点内缘和外缘处的应力；ε1与ε2分别为测点内缘和外缘处的应变；E为衬砌材料的弹性模量；W为截面抵抗矩；A为截面面积；b为截面宽度，此处取应变片宽度为5 mm；h为衬砌厚度，为14 mm。

表5 仰坡防护设置与否下洞口段隧道截面受力情况Tab.5 Linings section internal forces of portal area with slope reinforcement or no

由于应变片在震动试验中生存率较低，造成部分断面测点内外缘仅一侧有可用数据，无法计算出正确的轴力与弯矩值，因此需要剔除错误数据。

为了防止累计损伤对结构内力的影响，取两组试验在台面达到峰值水平加速度0.4g左右的工况下洞口段应变数据。通过对比实验一与实验二衬砌洞口段的1-1截面的轴力与弯矩(见表5)，可以看出设置了防护结构后，截面轴力与弯矩明显较不设防护结构时要低，其中拱顶处轴力下降至8.97%，仰拱轴力下降至61.5%，而受力较大的拱脚处轴力下降至72.62%，弯矩下降至53.13%。

3 结 论

通过分析，可以看出高陡边坡洞口段隧道因其是否有支护结构，在轴向水平地震动作用下其动力表现有较大差异：

(1) 在洞口段仰坡不设防的情况下，均质岩质高陡仰坡在低烈度(振动台台面水平峰值加速度0.2g，原型折算0.24g)水平地震作用下，仍可保持相对稳定；但当峰值加速度增加后(振动台水平峰值加速度0.4g，折算原型地表峰值加速度0.48g)，仰坡表面产生明显裂纹，并伴有少量岩土体抛出；当仰坡处于高烈度水平地震(振动台水平峰值加速度大于0.6g，折算原型地表峰值加速度大于0.72g)作用时，仰坡发生破坏，大量岩土体滑落，碎屑堆积于仰坡坡脚，其中模型仰坡坡顶最大单一落石尺寸约10 cm×20 cm，折算原型尺寸约为250 cm×500 cm，此时落石严重影响隧道结构与运营安全，需要对仰坡进行加固。

(2) 设置框架梁形式的仰坡支护体系后，即使在高烈度水平地震作用下(振动台输入地震波幅值达到0.8g，折算原型地表水平峰值加速度0.96g)，只要支护体系没有破坏，均质岩质仰坡整体仍能保持相对完整，仅框架梁内部有少量掉块，说明框架梁形式的仰坡支护体系可以有效防止高陡仰坡岩体在高烈度水平地震作用下发生破裂与掉块，提高了仰坡整体的抗震性能。

(3) 对比洞口段衬砌结构的截面内力，可以看出，设置了框架梁形式的仰坡支护体系后，在中等烈度(振动台台面水平峰值加速度0.4g左右，原型地表水平峰值加速度0.5g左右)地震作用下，可以显著降低洞口段衬砌结构的截面轴力与弯矩，其中受力最大的拱脚处轴力下降27.38%，弯矩减少46.87%，可以看出由于仰坡岩体整体性增强，限制了仰坡处岩体的自由运动，进而减少了洞口段衬砌的内力。

综合来看，高陡仰坡隧道洞口段隧道在高烈度水平地震作用时，是极度危险的，必须采取可靠的仰坡支护手段，控制仰坡岩体自由运动，抑制坡面开裂掉块，减小隧道明洞被掩埋的可能性。而框架梁形式的支护手段，可以有效控制仰坡失稳破坏，并显著降低洞口段隧道结构的截面内力，不失为一种行之有效的仰坡支护手段，本振动台试验为相关工程与研究提供了一种新的方案。

[1] HASHASH Y M A, HOOK J J, SCHMDT B, et al. Seismic design and analysis of underground structures[J]. Tunneling and Underground Space Technology, 2001, 16(4): 247-293.

[2] WANG W L, WANG T T, SU J J, et al. Assessment of damage in mountain tunnels due to Taiwan Chi-Chi earthquake[J]. Tunneling and Underground Space Technology, 2001, 16(3): 133-150.

[3] YASHIRO K, KOJIMA Y, SHIMIZU M. Historical earthquake damage to tunnels in Japan and case studies of railway tunnels in the 2004 Niigataken-Chuetsu earthquake[J]. Quarterly Report of Rtri, 2007, 48(3): 136-141.

[4] WANG Z Z, GAO B, JIANG Y J, et al. Investigation and assessment on mountain tunnels and geotechnical damage after the Wenchuan earthquake[J]. Science in China Series E-Technological Sciences, 2009, 52(2): 546-558.

[5] 高波, 王峥峥, 袁松, 等. 汶川地震公路隧道震害启示[J]. 西南交通大学学报, 2009, 44(3): 336-342.

GAO Bo, WANG Zhengzheng, YUAN Song, et al. Lessons learnt from damage of highway tunnels in Wenchuan earthquake[J]. Journal of Southwest Jiaotong University, 2009, 44(3): 336-342.

[6] 蒋树屏, 文栋良, 郑升宝. 嘎隆拉隧道洞口段地震响应大型振动台模型实验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(4): 649-656.

JIANG Shuping, WEN Dongliang, ZHENG Shengbao. Large-scale shaking table test for seismic response in portal section of Galongla tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(4): 649-656.

[7] 周德培, 张建经, 汤涌. 汶川地震中道路边坡工程震害分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(3): 565-576.

ZHOU Depei, ZHANG Jianjing, TANG Yong. Seismic damage analysis of road slopes in Wenchuan earthquake[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(3): 565-576.

[8] 李天斌. 汶川特大地震中山岭隧道变形破坏特征及影响因素分析[J]. 工程地质学报, 2008, 16(6): 742-750.

LI Tianbin. Failure characteristics and influence factor analysis of mountain tunnels at epicenter zones of great Wenchuan earthquake[J]. Journal of Engineering Geology, 2008, 16(6): 742-750.

[9] 刘红彪, 李宏男. 地震动模拟振动台模型相似设计中的材料弹性模量取值问题研究[J]. 振动与冲击, 2016, 35(3): 114-120.

LIU Hongbiao, LI Hongnan. Evaluation method for material elastic modulus in the similitude design of structural shaking table test[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(3): 742-750.

[10] 刘汉香, 许强, 邹威, 等. 层状岩质斜坡竖向动力响应特性的振动台试验研究[J]. 振动与冲击, 2012, 31(22): 13-28.

LIU Hanxiang, XU Qiang, ZOU Wei, et al. Shaking table test for vertical dynamic resonse behavior of layered rock slopes[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(22): 13-28.

[11] 权登州, 王毅红, 马蓬渤, 等. 黄土地区地铁车站地震反应的频域分析及空间效应[J]. 振动与冲击, 2016, 35(21): 102-112.

QUAN Dengzhou, WANG Yihong, MA Pengbo, et al. Spatial effects and frequency domain analysis for seismic response of subway station in loess area[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(21): 102-112.

[12] 汪益敏, 张晖, 黎寰, 等. 考虑地震时程的加筋挡土墙动力分析[J]. 振动与冲击, 2013, 32(24): 187-197.

WANG Yimin, ZHANG Hui, LI Huan, et al. Dynamic analysis of reinforced soil retaining walls considering time history of seismic acceleration[J]. Journal of Vibration and Shock, 2013, 32(24): 187-197.

[13] 刘云, 高峰. 跨断层隧道动力特性大型振动台试验研究[J]. 振动与冲击, 2016, 35(12): 160-165.

LIU Yun, GAO Feng. Experimental study on the dynamic characteristics of a tunnel-crossing fault using a shake-table test[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(12): 160-165.

[14] 文畅平, 杨果林, 江学良, 等. 重力式与格构式组合支挡结构位移和应变地震响应的振动台试验研究[J]. 振动与冲击, 2012, 31(24): 183-196.

WEN Changping, YANG Guolin, JIANG Xueliang, et al. Shaking table test for seismic displacement and strain responses of a combined earth retaining structure under seismic loads[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(24): 183-196.

[15] 建筑抗震设计规范：GB 5001—2001[S].北京：中国建筑工业出版社，2016.

[16] 铁路工程抗震设计规范：GB 50111—2006[S].北京：中国计划出版社，2016.

[17] 尹涛. 时域响应中传感器附加质量影响消除[J]. 振动与冲击, 2016, 35(4): 28-34.

YIN Tao. Elimination of transducer additional mass effects in time-domain responses[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(4): 28-34.

[18] 关伟. 基于小波变换的地震信号去噪方法研究与模拟[D]. 北京：中国地质大学, 2008.

[19] 杜文辽, 刘成良, 李彦明. 基于多假设检验的新型小波滤波算法[J]. 振动与冲击, 2011, 30(7): 197-200.

DU Wenliao, LIU Chengliang, LI Yanming. Wavelet threshold de-noising based on multiple hypothesis test[J]. Journal of Vibration and Shock, 2011, 30(7): 197-200.

[20] 潘洪屏. 基于小波分析技术的地震信号去噪方法研究[D]. 大庆：东北石油大学, 2011.

Shakingtabletestsandanalysisontunnelstructureswithhighsteepslope

SUI Chuanyi1, GAO Bo1, SHEN Yusheng1, WANG Jianxi2, WANG Shuaishuai1

(1. Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. School of Civil Engineering, Shijiazhuang Tiedao University, Shijiazhuang 050011, China)

Since the Wenchuan earthquake, it is shown by statistics that the damage on mountain tunnel entrances by earthquake is usually more serious. To improve the seismic performance of mountain tunnel entrances and design more reliable slope reinforcement structures, a series of shaking table tests was designed and conducted. The results are as follows. ①High steep homogeneous rock slopes without any reinforcements would collapse during high intensity earthquake, leading to massive slump and endangering the safety of tunnel entrance structures and the operation reliability. ②Frame-beam type slope reinforcement structures can improve the anti-seismic ability of slopes by keeping the overall integrity, and only the debris within the framework would slide in high intensity earthquake. ③The internal forces and moments at the lining sections are decreased by the frame-beam reinforcements at the portal area, compared to the original tunnel entrance. It is concluded by the analysis that the frame-beam reinforcement structure for high steep slopes enhances the slope integrity by limiting the movement freedom of rock slopes, and it also can effectively prevent the slope failure and reduce the internal forces of tunnel linings.

tunnel engineering; slope protection; model test; shaking table test; anti-seismic measure; horizontal earthquake

U451.5

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.19.029

国家自然科学基金资助项目(51178398；51678501)

2016-12-09 修改稿收到日期：2017-04-05

隋传毅 男，博士生，1989年生

高波 男，博士，教授，博士生导师，1957年生