不同加載方向的山嶺隧道洞口段地震響應(yīng)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)

侯森，陶連金，趙旭，仇文革，黃凱平，吳秉林

(1. 中國民航機(jī)場(chǎng)建設(shè)集團(tuán)公司 機(jī)場(chǎng)工程科研基地，北京，100101；2. 北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京，100124；(3. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都，610031)

不同加載方向的山嶺隧道洞口段地震響應(yīng)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)

侯森1，陶連金2，趙旭2，仇文革3，黃凱平2，吳秉林2

(1. 中國民航機(jī)場(chǎng)建設(shè)集團(tuán)公司 機(jī)場(chǎng)工程科研基地，北京，100101；2. 北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)省部共建教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京，100124；(3. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都，610031)

基于垂直于隧道軸向加載(X向加載)與平行于軸向加載(Y向加載)2種試驗(yàn)工況，對(duì)山嶺隧道洞口段開展大型振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究。研究結(jié)果表明：不同加載方向所引起的隧道結(jié)構(gòu)變形模式和破壞機(jī)制不同。當(dāng)沿X向加載時(shí)，結(jié)構(gòu)以剪切變形為主，抗震薄弱部位為兩側(cè)拱肩與拱腳，最終發(fā)生剪切破壞；而當(dāng)沿Y向加載時(shí)，結(jié)構(gòu)以拉壓變形為主，抗震薄弱部位為拱頂、仰拱和兩側(cè)拱腳，最終發(fā)生拉壓破壞。不同加載方向所引起的坡體破壞模式不同，X向加載引起較明顯的結(jié)構(gòu)與圍巖相互作用現(xiàn)象，坡體大規(guī)模破壞由結(jié)構(gòu)附近圍巖的剪切破壞誘發(fā)；而Y向加載引起的坡體慣性力較明顯，坡體大規(guī)模破壞由坡頂附近圍巖的張拉破壞誘發(fā)。且Y向加載更易引起洞口仰坡的破壞，破壞現(xiàn)象與實(shí)際震害現(xiàn)象相符。

隧道洞口段；振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)；地震響應(yīng)

從多次震害調(diào)查中發(fā)現(xiàn)，山嶺隧道洞口段是抗震的薄弱區(qū)域，且主要的震害為洞口邊仰坡垮塌、洞口落石、局部邊仰坡地面開裂變形、洞口附近襯砌開裂等[1?3]。可見，山嶺隧道洞口段的地震響應(yīng)是當(dāng)前工程建設(shè)必須面對(duì)的問題。近年來，國內(nèi)外學(xué)者關(guān)于山嶺隧道進(jìn)行了大量的振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究，并取得了大量的成果。周德培[4]以南昆線樂善村2號(hào)和草庵2座隧道為原型，進(jìn)行了強(qiáng)震區(qū)隧道洞口段的動(dòng)力特性研究，由邊墻加速度反應(yīng)隨距離變化曲線得2隧道的洞口段設(shè)防長度分別為25.0 m和21.6 m，并指出洞口段抗震的薄弱部位為明洞段拱腰和起拱線處。申玉生等[5]以雅瀘高速公路高烈度地震區(qū)某山嶺隧道為背景，對(duì)山嶺隧道結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)進(jìn)行了大型振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：在隧道洞口段模型土表層裂縫均先從隧道拱頂偏向兩側(cè)45°角位置出現(xiàn)，然后斜向上擴(kuò)展，在隧道進(jìn)出口段，襯砌結(jié)構(gòu)縱向及斜向裂縫數(shù)量較多，多數(shù)裂縫延伸至環(huán)向裂縫后終止。李育樞等[6]以國道 318線黃草坪2號(hào)隧道洞口段為原型，開展減震措施的大型振動(dòng)臺(tái)物理模型試驗(yàn)研究，得到了進(jìn)入洞內(nèi)48～60 m是隧道減震設(shè)防的重點(diǎn)區(qū)域，設(shè)置橫向減震層和系統(tǒng)錨桿加固圍巖均能有效減少襯砌的動(dòng)土壓力和加速度反應(yīng)，且加固圍巖的效果比設(shè)置橫向減震層的效果差。蔣樹屏等[7]通過對(duì)嘎隆拉隧道洞口段軸向100 m 開展大型振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)研究，結(jié)果表明：地震時(shí)隧道與土體同步振動(dòng)，不表現(xiàn)出自身的固有振動(dòng)頻率，慣性力對(duì)地下結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)影響較小，故隧道抗震研究的重點(diǎn)是地震下圍巖的失效防治，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)主要目的是減小圍巖失效對(duì)隧道產(chǎn)生的破壞。李林等[8]通過振動(dòng)臺(tái)對(duì)淺埋偏壓洞口段隧道地震響應(yīng)進(jìn)行了詳細(xì)的分析，結(jié)果指出加速度隨著高程的增加有明顯的放大效應(yīng)，隧道襯砌橫截面共軛45°為較大內(nèi)力分布部位，無偏壓隧道結(jié)構(gòu)橫截面內(nèi)力呈反對(duì)稱分布，偏壓隧道有較不利的內(nèi)力分布與較大峰值。對(duì)上述山嶺隧道洞口段的地震響應(yīng)研究進(jìn)行總結(jié)，可知學(xué)者往往更關(guān)注X向加載(激振方向與隧道軸向垂直)引起的隧道洞口段的地震響應(yīng)，認(rèn)為X向加載對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的危害性更大，但在研究過程中，對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)在地震作用下的受力特征研究不夠全面，僅對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的環(huán)向應(yīng)變進(jìn)行了監(jiān)測(cè)。但通過上述震害調(diào)查可知，地震作用引起的圍巖失效(洞口邊仰坡垮塌、落石等)對(duì)隧道產(chǎn)生的破壞尤為嚴(yán)重。根據(jù)汶川地震中大規(guī)?；聻?zāi)害的現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查結(jié)果和成因機(jī)制的分析結(jié)果可知，Y向加載(激振方向與隧道軸向平行)對(duì)邊坡的危害性最大，造成的破壞也最為嚴(yán)重[9?10]。然而，學(xué)者對(duì)Y向加載引起的襯砌結(jié)構(gòu)的受力特征，以及圍巖失效對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)的影響研究較少。鑒于上述總結(jié)，本文作者基于X和Y這2種加載方向，針對(duì)V類圍巖[11]，開展山嶺隧道洞口段的振動(dòng)臺(tái)模擬試驗(yàn)研究，對(duì)2種試驗(yàn)工況下模型的加速度響應(yīng)特性與破壞特征、隧道結(jié)構(gòu)的變形模式與破壞機(jī)制等進(jìn)行詳細(xì)的分析，為隧道洞口段抗震設(shè)計(jì)提供參考。

1　模型試驗(yàn)概況

經(jīng)調(diào)研多座公路隧道洞口段資料，并結(jié)合規(guī)范要求，確定模型長×寬×高為130 cm×130 cm×135 cm，洞口仰坡坡角為35°，模型尺寸如圖1所示。

圖1　試驗(yàn)?zāi)Ｐ褪疽鈭DFig. 1 Schematic diagram of model

1.1模型試驗(yàn)相似比的確定

本試驗(yàn)采用結(jié)構(gòu)動(dòng)力實(shí)用模型(忽略重力加速度的影響)[12]。將長度、彈性模量、密度作為基本物理量，試驗(yàn)物理量相似比部分詳見文獻(xiàn)[13]。

1.2模型材料

1.2.1圍巖相似材料配比

根據(jù)圍巖相似材料物理力學(xué)參數(shù)，參照汪成兵[14]所研制圍巖相似材料的特點(diǎn)，選用石英砂、粉煤灰、洗潔精作為原材料，其物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1　圍巖原型材料與模擬材料物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical-mechanic parameters of prototype materials and simulation materials of rock

由于原材料中選用洗潔精作為黏結(jié)劑，為了考慮洗潔精揮發(fā)對(duì)圍巖相似材料物理力學(xué)參數(shù)的影響，試驗(yàn)對(duì)相似材料中洗潔精的揮發(fā)問題進(jìn)行了研究，如圖2所示。由圖2可知：洗潔精實(shí)際揮發(fā)量較小，且材料在48 h后趨于穩(wěn)定，為保證試驗(yàn)結(jié)果的可靠性，在相似材料拌制前將洗潔精的用量進(jìn)行微調(diào)，并在放置48 h后進(jìn)行模型試驗(yàn)。

圖2　圍巖相似材料洗潔精時(shí)態(tài)揮發(fā)曲線Fig. 2 Volatilization-time curve of liquid detergent in rock similar material

1.2.2襯砌相似材料配比

襯砌相似材料采用石膏、石英砂、重晶石粉與水作為原材料，通過調(diào)整不同的水膏質(zhì)量比，以得到滿足試驗(yàn)要求的配比(見表2)。最后確定隧道襯砌相似材料的質(zhì)量比為m(石膏):m(石英砂):m(重晶石粉): m(水)=1.0:1.0:1.8:2.0。

表2　隧道襯砌原型材料與模擬材料物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical-mechanic parameters of the model and prototype

考慮到襯砌結(jié)構(gòu)間施工縫的存在，將襯砌模型分5節(jié)進(jìn)行澆筑，洞口段首節(jié)長為30 cm外，其余皆為20 cm。

1.3模型試驗(yàn)箱及模型制作

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)模型箱為剛性箱，在設(shè)計(jì)過程中主要考慮以下幾個(gè)因素：1) 保證足夠的強(qiáng)度，安全可靠；2) 盡量減弱邊界效應(yīng)；3) 模型箱的自振頻率盡量遠(yuǎn)離模型土的基頻，以避免模型箱的振動(dòng)對(duì)模型本身的動(dòng)力響應(yīng)產(chǎn)生影響；4) 模型箱的底面積與質(zhì)量滿足振動(dòng)臺(tái)底面積與承載力的要求。

試驗(yàn)箱采用無蓋設(shè)計(jì)，為保證箱體整體強(qiáng)度，四側(cè)壁均焊有“米”字形加勁肋，并在側(cè)板與底板接縫處焊接三角形鋼片，以提高箱體的剪切剛度。箱體內(nèi)部長×寬×高為1.5 m×1.5 m×1.5 m，為便于觀察試驗(yàn)過程中模型變化和裝卸模型材料，在模型箱正面留觀察孔，其寬×高為0.5 m×0.8 m。

利用ABAQUS對(duì)模型箱與模型土進(jìn)行模態(tài)分析，并與試驗(yàn)時(shí)白噪聲掃頻測(cè)得的模型土基頻進(jìn)行校核，最終得到模型箱的第一振型頻率為92.687 Hz，而模型土的基頻為14.584 Hz，因此，箱體與模型土的自振頻率相差較大，在振動(dòng)過程中不會(huì)影響模型土的動(dòng)力反應(yīng)。

為了盡可能減少模型箱的邊界效應(yīng)，將試驗(yàn)箱箱底安設(shè)碎石及角鋼，并在箱體四周布設(shè)泡沫板，保證圍巖模型的自由變形。

在模型制作過程中，為了防止個(gè)體差異，應(yīng)盡量保持模型制作過程中的一致性，以減小由模型差異帶來的試驗(yàn)誤差。本試驗(yàn)采用分層夯實(shí)的填筑方式，并采用環(huán)刀法測(cè)定密度，保證每層具有相同的壓實(shí)程度。

2　試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)采用汶川地震中臥龍臺(tái)記錄的實(shí)際地震波作為臺(tái)面輸入波，分別沿X向與Y向?qū)υ囼?yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行加載(見圖3)，并按照幅值0.1g，0.2g，0.4g，0.6g和0.8g由低到高逐級(jí)進(jìn)行加載。為了觀察模型破壞過程，試驗(yàn)在最后對(duì)模型進(jìn)行共振破壞試驗(yàn)。

圖3　振動(dòng)臺(tái)加載方向示意圖Fig. 3 Schematic diagram of vibration direction of shaking table

3　模型動(dòng)力響應(yīng)分析

3.1坡體動(dòng)力響應(yīng)分析

3.1.1坡面加速度

加速度產(chǎn)生的地震慣性力是邊坡產(chǎn)生變形和失穩(wěn)的主要原因，也是斜坡地震響應(yīng)的核心參數(shù)，同時(shí)，邊坡的加速度響應(yīng)及其分布規(guī)律也是評(píng)價(jià)邊坡地震動(dòng)力響應(yīng)性狀的基本資料[14]。以下針對(duì)2種試驗(yàn)工況下的坡面加速度響應(yīng)進(jìn)行分析，加速度傳感器布置情況如圖4所示。

圖4　加速度傳感器布置圖Fig. 4 Layout of sensors embedded in model slope

為了描述動(dòng)力作用下加速度響應(yīng)規(guī)律，定義各監(jiān)測(cè)點(diǎn)響應(yīng)加速度峰值(PGA)與臺(tái)面實(shí)測(cè)加速度峰值的比值為PGA放大系數(shù)。在不同加載工況下，加速度響應(yīng)具有相似的規(guī)律，現(xiàn)以輸入加速度峰值0.6g為例進(jìn)行說明，如圖5所示。

圖5　坡面加速度放大系數(shù)隨高程變化規(guī)律Fig. 5 Change laws of acceleration amplification coefficients around slope surface

由圖5可知：在不同試驗(yàn)工況下，坡面加速度放大系數(shù)隨高程呈非線性增加的趨勢(shì)；在邊坡同一高程面上，Y向加載產(chǎn)生的加速度放大系數(shù)大于X向加載產(chǎn)生系數(shù)，且隨著高程的增加，差距逐漸增大，在坡頂附近增大尤為明顯，放大系數(shù)由3.26(X向)增加到5.81(Y向)。以上對(duì)Y向加載產(chǎn)生的明顯放大效應(yīng)可作如下解釋：X向加載可看作垂直入射的SH波的作用，而Y向加載可看作垂直入射的SV波的作用，根據(jù)波動(dòng)理論，SV波在交界面處會(huì)發(fā)生波型轉(zhuǎn)換與波型的耦合，多個(gè)類型的波在坡面附近相疊加，形成復(fù)雜的波場(chǎng)，導(dǎo)致加速度的明顯放大。由此現(xiàn)象可知，Y向振動(dòng)所引起的坡面慣性力更大，由此更易產(chǎn)生坡體的變形與失穩(wěn)。

3.1.2坡體破壞

在試驗(yàn)過程中，對(duì)模型進(jìn)行全程攝像。在每次加載完成后對(duì)坡面穩(wěn)定性進(jìn)行描述，讀取箱體內(nèi)壁設(shè)置的標(biāo)尺讀數(shù)，以判定坡體的變形情況。

在X向加載過程中，在共振破壞試驗(yàn)前，坡面破壞主要以襯砌周圍的斜向裂縫為主，坡頂附近有沿坡面方向的細(xì)微縱向裂縫，并伴有局部沉陷。進(jìn)入破壞試驗(yàn)后，坡面破壞仍集中在襯砌周圍，當(dāng)輸入加速度峰值為1.0g時(shí)，拱頂上部圍巖突然發(fā)生破壞，大量巖體翻滾下落，并堆積于坡腳，掩埋洞口，坡頂?shù)淖畲蟪两盗繛?.2 cm，通過對(duì)試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷暮笃谇謇砜芍?，坡面破壞為局部淺層滑塌，如圖6所示。

圖6　在X向加載工況下坡面裂縫分布圖Fig. 6 Crack distribution of front slope surface under X vibration

在Y向加載工況下，在共振破壞試驗(yàn)前，坡面破壞主要以坡頂附近的橫向裂縫為主，坡頂沉陷現(xiàn)象更加明顯，進(jìn)入破壞試驗(yàn)后，隨著加載幅值的增加，裂縫逐漸發(fā)展、加深、貫通，當(dāng)輸入加速度峰值為0.4g時(shí)，坡頂大量圍巖體滑落并沿掩埋洞口，坡頂?shù)淖罱K沉降量為6.6 cm，坡面破壞為坡頂?shù)母呶粶\層滑塌，如圖7所示。

由圖7可知：針對(duì)不同加載方向，坡體破壞模式存在明顯不同，在X向地震作用下襯砌與圍巖相互作用較明顯，襯砌附近圍巖在循環(huán)壓縮作用下發(fā)生剪切破壞，而在Y向地震作用下加速度在坡頂附近放大明顯，使坡頂處慣性力成倍增大，在慣性力作用下，圍巖發(fā)生張拉破壞。在上述不同的破壞作用下，圍巖黏聚力與抗拉強(qiáng)度喪失，在重力作用下發(fā)生淺表層圍巖的滑塌，并最終堆積于坡腳，掩埋洞口，但可以明顯看出，Y向加載更易引起洞口仰坡的破壞，且破壞形式與實(shí)際震害相吻合，但坡面的淺層破壞并不會(huì)對(duì)襯砌施加強(qiáng)制位移，使襯砌承受附加荷載，可坡面坍塌圍巖會(huì)不同程度的掩埋洞口，對(duì)隧道的正常使用造成嚴(yán)重的影響。

3.2襯砌動(dòng)力響應(yīng)分析

3.2.1襯砌加速度

圖7　在Y向加載工況下坡面裂縫分布圖Fig. 7 Crack distribution of front slope surface under Y vibration

圖8　襯砌加速度放大系數(shù)沿隧道軸向變化曲線Fig. 8 Curves of acceleration amplification coefficients of lining along axial direction

加速度傳感器均布置于襯砌仰拱位置(見圖5)，圖8所示為PGA放大系數(shù)隨隧道軸向變化曲線。由圖8可知：在不同加載工況下，襯砌加速度在洞口處均存在放大效應(yīng)，并在距離洞口一定距離后逐漸趨于穩(wěn)定，在X向加載工況下洞口處放大更明顯，但隨著向洞內(nèi)的延伸，2種工況下的PGA放大系數(shù)逐漸接近，這是洞口地形效應(yīng)逐漸減弱的緣故。但值得注意的是，坡面PGA放大系數(shù)在52 cm的高程范圍內(nèi)增大了1.5～3.2倍，而洞口處PGA放大系數(shù)在水平80 cm的范圍內(nèi)增大了1.05～1.06倍，故加速度沿水平向的放大效應(yīng)并不明顯。

3.2.2襯砌應(yīng)變

由波動(dòng)理論可知，SH波經(jīng)自由斜坡面的反射后不發(fā)生波型轉(zhuǎn)換，僅產(chǎn)生SH波，而SV波反射后則會(huì)衍生出SV波和P波，P波會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定的軸向應(yīng)變，而S波會(huì)使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生環(huán)向應(yīng)變。針對(duì)以上分析，試驗(yàn)對(duì)襯砌的軸向及環(huán)向應(yīng)變進(jìn)行監(jiān)測(cè)，應(yīng)變片布置如圖9所示。

圖9　襯砌應(yīng)變片布置圖Fig. 9 Layout of strain gauge embedded in lining

圖10所示為輸入加速度峰值0.6g時(shí)，襯砌環(huán)向、軸向應(yīng)變峰值沿橫斷面的分布情況。由圖10可知：當(dāng)沿X向加載時(shí)，環(huán)向應(yīng)變主要集中在兩側(cè)拱肩與拱腳，軸向應(yīng)變集中在兩側(cè)拱腰；當(dāng)沿Y向加載時(shí)，環(huán)向應(yīng)變主要集中在拱頂、仰拱和兩側(cè)拱腳，軸向應(yīng)變集中在拱頂與仰拱。X向加載引起的環(huán)向應(yīng)變普遍大于Y向加載，而軸向應(yīng)變的規(guī)律則正好相反，但軸向應(yīng)變相對(duì)較小，這與施工縫的設(shè)置有關(guān)[15]。

隨著隧道結(jié)構(gòu)由洞口段向洞身段的過渡，覆土厚度逐漸增加，X向加載引起的環(huán)向應(yīng)變值沿隧道軸向逐漸增大并在距洞口一定距離后趨于平穩(wěn)，而Y向加載時(shí)應(yīng)變則主要集中在洞口。

圖10　環(huán)向與軸向應(yīng)變沿橫襯砌斷面分布圖Fig. 10 Distribution diagram of hoop and axial strains along cross-section

進(jìn)一步通過應(yīng)變監(jiān)測(cè)值計(jì)算得到不同時(shí)刻的結(jié)構(gòu)彎矩圖，如圖11所示。由圖11可知：X向加載使結(jié)構(gòu)承受循環(huán)的剪切作用，彎矩集中在兩側(cè)拱肩與拱腳；而Y向加載使結(jié)構(gòu)承受循環(huán)的拉壓作用，彎矩集中在拱頂、仰拱與兩側(cè)拱腳。

3.2.3隧道結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)

通過對(duì)襯砌破壞情況的觀察可知，隨加載方向的改變，襯砌呈現(xiàn)出明顯不同的破壞形態(tài)，但襯砌的破壞形態(tài)沿軸向并不發(fā)生改變，多為縱向貫通裂縫。故僅對(duì)同一節(jié)襯砌的破壞形態(tài)進(jìn)行分析.

襯砌在X向加載過程中，共產(chǎn)生5條縱向貫通裂縫，如圖12所示。由圖12可見：裂縫主要分布在襯砌的仰拱和兩側(cè)的拱肩與拱腳，其中位于拱肩附近的2條裂縫，均為外緣的壓裂性裂縫，兩側(cè)拱腳部位各出現(xiàn)一條裂縫，均為外緣拉裂性裂縫，而仰拱位置的一條裂縫則為外緣壓裂性裂縫。

圖11　不同時(shí)刻隧道結(jié)構(gòu)彎矩圖Fig. 11 Bending moment of lining at different time

圖12　在X向加載工況下襯砌裂縫分布圖Fig. 12 Cracks distribution of lining under X vibration

襯砌在Y向加載過程中，共產(chǎn)生4條縱向貫通裂縫，如圖13所示，主要分布在拱頂、仰拱和兩側(cè)拱腳。除結(jié)構(gòu)拱頂處為外緣壓裂性裂縫外，其余裂縫破壞形態(tài)均與X向加載時(shí)結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)相近。

由裂縫位置可判定襯砌的抗震薄弱環(huán)節(jié)，而從裂縫破壞形態(tài)，可以間接說明結(jié)構(gòu)在加載過程中的變形模式與破壞機(jī)制。通過結(jié)構(gòu)破壞形態(tài)描述并結(jié)合內(nèi)力分析可知，裂縫產(chǎn)生位置與內(nèi)力集中位置基本一致，而X向加載時(shí)仰拱的破壞則可能是由于裂縫產(chǎn)生后繼續(xù)加載而引起的2次破壞；裂縫的破壞形態(tài)也與內(nèi)力分析相統(tǒng)一，X向加載引起結(jié)構(gòu)的剪切破壞，而Y向加載則引起結(jié)構(gòu)拉壓破壞。并由此簡化出結(jié)構(gòu)在不同加載方向下的變形模式，如圖14所示。

圖13　在Y向加載工況下襯砌裂縫分布圖Fig. 13 Cracks distribution of lining under Y vibration

圖14　襯砌變形模式示意圖Fig. 14 Deformation pattern of lining

4　結(jié)論

1) 對(duì)于不同的加載方向，坡面對(duì)加速度具有顯著的高程放大效應(yīng)，且越接近坡頂，放大速率越大。當(dāng)沿Y向加載時(shí)，上述效應(yīng)尤為明顯。

2) 加載方向的變化會(huì)引起坡體破壞模式的明顯不同。X向加載引起較明顯的結(jié)構(gòu)與圍巖相互作用，坡體大規(guī)模破壞由襯砌附近圍巖的剪切破壞誘發(fā)；而Y向加載引起的坡體慣性力較明顯，坡體大規(guī)模破壞由坡頂附近圍巖的張拉破壞誘發(fā)，但不同的破壞模式均為坡體的淺表層破壞。

3) Y向加載更易引起洞口仰坡的破壞，且破壞現(xiàn)象與實(shí)際震害現(xiàn)象相符。但坡面的淺層破壞并不會(huì)對(duì)襯砌施加強(qiáng)制位移，使襯砌承受附加荷載，可坡面坍塌圍巖會(huì)不同程度的掩埋洞口，對(duì)隧道的正常使用造成嚴(yán)重的影響。

4) 不同加載方向所引起的襯砌變形模式和破壞形態(tài)不同。當(dāng)沿X向加載時(shí)，襯砌以剪切變形為主，抗震薄弱部位為兩側(cè)拱肩與拱腳，最終發(fā)生剪切破壞；而當(dāng)沿Y向加載時(shí)，襯砌以拉壓變形為主，抗震薄弱部位為拱頂、仰拱和兩側(cè)拱腳，最終發(fā)生拉壓破壞。

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(編輯 劉錦偉)

Shaking table test for dynamic response in portal section of mountain tunnel based on different vibration directions

HOU Sen1, TAO Lianjin2, ZHAO Xu2, QIU Wenge3, HUANG Kaiping2, WU Binglin2
(1. Engineering Research Base of China Airport Construction Corporation of CAAC, Beijing 100101, China; 2. Key Laboratory of Urban Security and Disaster Engineering of Ministry of Education, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China; 3. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Large scale shaking table model tests on perpendicular (X vibration) and parallel (Y vibration) to the tunnel axis direction of vibration were performed on the tunnel portal parts. The results show that different vibration directions lead to different deformation modes and failure patterns of lining. The deformation of lining is shear mode during X vibration, and the additional stress mainly concentrates at arch spandrel and arch springing, which are the weak parts in lining. The compression deformation mode of lining is observed during Y vibration, and the additional stress mainly concentrates at crown, inverted arch and arch springing. The different vibration directions lead to different failure modes of front slope. The effect of soil-structure interaction is remarkable during X vibration. The front slope failure is induced by the shear fracture of rock around lining. The remarkable inertial force of rock near slope surface is caused during Yvibration, and the front slope failure is induced by the pulling damage of rock around slope top. The model under Y vibration is more likely to experience front slope failure of the hole, and the testing result is consistent with the actual damage after earthquakes.

tunnel portal area; shaking table test; dynamic response

TU94+3

A

1672?7207(2016)03?0994?08

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.03.036

2015?03?05；

2015?05?25

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(41202221，51038009) (Projects(41202221, 51038009) supported by the National Natural Science Foundation of China)

侯森，博士，從事隧道及地下工程方面研究；E-mail: alex_shzh@emails.bjut.edu.cn