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图 1 不同工况土层分布及结构位置

Fig.1 Soil layer distribution and structure location under different working conditions

1.2. 地震波选择

采用加速度的Arias强度 ${I_{\rm{A}}}$衡量地震动总强度，评估监测点位置振动释放出的地震总能量^[10].

(1) ${I_{\rm{A}}} = \frac{\text{π}}{{2g}}{\int_0^{T_{\rm{d}}} {a(t)} ^2}{\rm{d}}t.$

式中：a（t）为所测加速度时程，T_d为加速度持时，g为重力加速度.

选取阪神地震（Kobe）波、名山波和北京场地波. 振动台试验的过程中采用的经相似关系换算后的地震波加速度时程和傅里叶谱如图2所示. 图中，a为加速度，f为频率，A为幅值. 处理后的地震波在将0.1 g作为地震动峰值时对应的Arias强度如图3所示. 由图可知，在3种地震波中，北京场地波的 ${I_A}$最大，名山波次之，Kobe波最小.

图 2

图 2 振动台试验的地震动加速度时程及傅立叶谱

Fig.2 Ground motion acceleration time histories and Fourier spectra of shaking table test

图 3

图 3 地震波Arias强度

Fig.3 Arias intensity of seismic wave

1.3. 加载方案设计

对3种工况下的模型箱逐级加载如表1所示的地震波，其中a_p为加速度峰值. 加载方式参考文献[23].

表 1 振动台试验加载条件

Tab.1 Loading conditions of shaking table test

输入波类型	编号	a_p	T_d/s
北京场地波	BJ-1	0.1	20
北京场地波	BJ-2	0.2	20
北京场地波	BJ-3	0.3	20
名山波	MS-1	0.1	150
名山波	MS-3	0.3	150
名山波	MS-5	0.5	150
Kobe波	KO-1	0.1	27
Kobe波	KO-2	0.3	27
Kobe波	KO-3	0.5	27

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1.4. 测试方案设计

各工况的传感器布置如图4所示. 图中，加速度传感器编号以A开头，孔隙水压力传感器编号以P开头，土压力传感器编号以T开头，W代表非接触式位移计.

图 4

图 4 不同工况的传感器布置

Fig.4 Gauge distribution of different working conditions

2. 可液化场地区间隧道结构振动台模型试验结果分析

2.1. 地基土加速度放大系数

以模型箱底部A19输入地震波为基点，依次求取地基土中加速度反应最大时刻各加速度传感器数值相比于A19的放大系数F.

为了比较在不同场地条件下，地基土加速度放大系数随深度变化的反应规律，选取3种工况中，距离地基土体中线水平距离0.67 m处不同深度位置的A2、A12、A13进行分析，如图5所示. 图中，h为模型地基高度. 由图可知，在北京场地波和名山波作用下，3种工况的加速度放大系数都随着地震动峰值加速度输入的增加而减小；Kobe波作用下，加速度放大系数随着地震动输入峰值的增加而增加. 说明土体液化后，产生非线性，具有通低频滤高频的效果，因此对低频成分较丰富的地震波反应较明显. 在北京场地波和名山波作用下，工况3中的加速度放大系数最大；在Kobe波作用下，工况2中的加速度放大系数最大. 总的来说，地基土加速度放大系数沿埋深的变化，受不同地震动、地震动峰值和不同场地的影响展现出不同的变化规律. 工况3的加速度放大系数曲线比较圆滑，工况1和工况2在饱和砂土同黏土的交界面处放大系数曲线出现突增和尖峰，说明土层刚度的不同使加速度传播产生突变.

图 5

图 5 不同工况加速度放大系数沿地基高度的变化

Fig.5 Variation of acceleration magnification factor along height of foundation under different working conditions

2.2. 结构侧墙位移时程曲线

由于名山波作用时间长，实际振动台试验过程中位移曲线规律较明显，此处选取结构整体位于可液化土层中，分析0.5 g名山波作用下结构位移时程曲线和文献[21]中提到的液化大变形容易发生位置监测点孔压P7以及不易发生液化大变形位置孔压P11时程曲线，如图6所示. 图中，S为位移时程，R为超孔压比时程. 由图可知，土体容易发生大变形位置处最先液化，监测点P7超孔压比首先超过1，此时结构两侧监测点孔压P11尚未液化. 当结构两侧土体开始液化，P11监测点的超孔压比超过1时，P7监测点的超孔压比也开始增加且始终超过1，之后结构位移时程曲线（S_MS-5）中最大位移产生. 虽然没有孔压的突增，但是规律与论文^[22]数值模拟的结果近似对应. 即液化大变形产生的位置液化初期并不一定立即产生大变形，而是后期再次液化时才形成，液化后结构有永久位移. 液化初期，积聚的能量相对较小，虽然超孔压比超过1，但是局部液化土体受到周围非液化土体的约束，还不足以产生位移，随着地震动能量的持续输入，孔压逐渐增大，当压力积聚到足以使周围土体产生移动时，产生较大位移.

图 6

图 6 MS-5结构位移及超孔压比时程曲线

Fig.6 Relationship between displacement time history curve and excess pore pressure ratio time history curve of structure at MS-5 position

2.3. 孔隙水压力分析

从应力的角度判断，砂土达到初始液化时有效应力为零. 超孔压比，即超静孔隙水压力同初始有效应力的比值达到1. 对孔压计测得的孔隙水压力进行处理，用求得的超静孔隙水压力和该测点所处位置有效应力的比值作为该测点的超孔压比进行以下分析.

2.3.1. 超孔压比最大值——工况1

结构右侧2个孔压传感器P1和P11所测得的孔压计算出来的超孔压比最大值R_max和变化规律，如图7所示. 图中，l为监测点距离中线水平距离. 由图可知，结构两侧距离结构一定位置处的土体超孔压比大于紧邻结构位置土体的，即紧邻结构位置处土体不易液化.

图 7

图 7 结构右侧土体超孔压比最大值水平向变化

Fig.7 Horizontal variation of maximum excess pore pressure ratio of soil on right side of structure

结构右侧土体中同一水平位置不同高度的P1、P7和P15的超孔压比最大值的变化规律，如图8所示. 由图可知，位于结构底部右侧0°~45°范围内的监测点P7的超孔压比明显大于紧邻结构右侧的孔压监测点P1的；随着埋深增加，监测点P15的数值减小，但是整体上还是大于P1的. 这说明结构底部0°~45°范围内土体相比于其他位置有较大的超孔压比，容易液化.

图 8

图 8 结构右侧土体超孔压比最大值竖向变化

Fig.8 Vertical variation of maximum excess pore pressure ratio of soil on right side of structure

紧邻结构底部中线朝右水平方向3个测点P2、P8和P7的超孔压比最大值的变化规律，如图9所示. 可知，相比于结构正底部位置的测点P2和结构底部右侧土体中的测点P7，紧邻结构脚底位置的测点P8的超孔压比最小. 这是因为结构和地基土的不均匀沉降，形成沉降差，结构正上方两侧土体容易产生贯通裂缝，紧邻结构两侧土体容易形成排水通道，孔压消散快，而结构正下方土体由于结构的存在，孔压不易消散，所以超孔压比数值偏大.

图 9

图 9 紧邻结构底部超孔压比最大值水平向变化

Fig.9 Horizontal variation of maximum excess pore pressure ratio at bottom of adjacent structure

结构底部0.265 m深度位置测点P3和测点P9的超孔压比变化规律同测点P2和P8类似，如图10所示. 测点P13因为距离结构较远，埋深较大，所以超孔压比相比于P9增加不太明显.

图 10

图 10 结构底部0.265 m深度位置超孔压比最大值水平向变化

Fig.10 Horizontal variation of maximum pore pressure ratio at depth of 0.265 m at bottom of structure

结构正下方土体的超孔压比最大值随着埋深变浅呈现增加趋势，说明结构底部土体埋深越浅，土体液化程度越严重，如图11所示. 这验证了结构的存在使底部土体较难形成排水通道^{[22, 24]}，导致结构底部土体孔压持续增长且消散缓慢. 从各测点超孔压比最大值可以判断，随着地震动输入峰值的增加，超孔压比整体呈现增加趋势；其中紧邻结构右侧土体和紧邻结构脚底位置处的土体超孔压比相比于紧邻结构其他位置土体普遍较小，说明这两处位置土体液化程度普遍较轻. 结构两侧一定位置处土体和结构底部两侧位置处的土体超孔压比增加较大，当地震动峰值达到0.3 g的时候，基本上都达到了液化条件，当这些位置存在可液化土层时须引起重视.

图 11

图 11 结构正下方土体超孔压比最大值随深度的变化

Fig.11 Variation of maximum excess pore pressure ratio of soil directly below structure with depth

2.3.2. 超孔压比最大值——工况2

结构底部存在可液化土层时，取结构底部3种埋深同一水平位置处孔压的变化规律如图12~14所示. 由图可知，对于紧邻结构底部位置同一埋深的液化土层，工况1大于工况2，对应数值模拟部分当结构整体位于可液化土层时破坏比底部存在可液化土层时容易. 当结构仅有底部存在可液化土层时，0.1 g地震动作用下土体液化程度较轻，结构底部正下方土体孔压（P2）稍大于右侧土体. 随着地震动输入峰值的增加，结构底部右侧土体（P8、P7和P11）的孔压迅速增加，大于结构正下方土体的超孔压比. 说明结构正底部土体先液化，随后结构底部两侧土体液化逐渐加剧，整体而言，结构底部两侧范围内的土体液化程度最大. 随着埋深的增加，超孔压比呈逐渐减小的趋势.

图 12

图 12 结构底部紧邻结构位置土体超孔压比最大值水平向变化

Fig.12 Horizontal variation of maximum excess pore pressure ratio of soil adjacent to structure at bottom of structure

图 13

图 13 结构底部0.265 m埋深位置土体超孔压比最大值水平向变化

Fig.13 Horizontal variation of maximum excess pore pressure ratio of soil at 0.265 m buried depth at bottom of structure

图 14

图 14 结构底部0.425 m埋深位置土体超孔压比最大值水平向变化

Fig.14 Horizontal variation of maximum excess pore pressure ratio of soil at 0.425 m buried depth at bottom of structure

2.3.3. 模型地基孔压场分布特性分析——工况1

以各个监测点孔隙水压力传感器测得的孔隙水压力经人工处理得到的超孔压比峰值为目标样本，采用Surfer软件，推测在不同地震动和不同地震动峰值作用下，各工况超孔压比峰值的分布情况，如图15所示. 图中灰度越高代表液化程度越高.

图 15

图 15 模型中线右半区域场地超孔压比峰值场

Fig.15 Peak field of excess pore pressure ratio in right half of middle line of model

由图15分析可得，0.1 g地震动作用下，模型地基超孔压比峰值都很小，整个地基土处于扰动未液化状态，这是由于孔隙水压力有一定的变化，但是还未达到液化或者接近液化的程度，此时土体的结构性损伤程度较低. 根据陈苏^[24]的研究，当地震动水平较低时，最主要影响孔压场分布的因素是地基土所处的初始地应力状态. 两侧土体埋深小于底部土体，因此结构两侧土体比底部土体首先受到轻微扰动，孔压积累量稍微大于底部土体. 随着地震动峰值的增加，灰度区域也逐渐扩大，灰度最大位置，即液化程度最严重区域分布在结构水平两侧一定距离处和结构底部两侧位置. 整体而言，结构模型两侧土体孔压小于同埋深远离结构位置处土体孔压.

2.3.4. 模型地基孔压场分布特性分析——工况2

工况2孔压场分布如图16所示. 0.1 g地震动作用下，结构正下方土体超孔压比大于其他位置土体，最先开始液化，随着地震动输入峰值的加大，结构底部两侧土体孔压开始逐渐增加，土体液化，最终结构底部两侧土体孔压大于结构正下方土体. 结构底部土体埋深越浅，液化程度越深.

图 16

图 16 结构底部右半区域场地超孔压比峰值场

Fig.16 Peak field of excess pore pressure ratio in right half of bottom of structure

2.3.5. 超孔压比和加速度以及Arias强度的关系

不同地震动作用条件下，选取同一高度和水平位置地基土中的监测点，孔压计P13测求得到的超孔压比时程、加速度A2测得的加速度时程和根据该点加速度时程计算得到的Arias强度曲线如图17所示（其中为了方便比较变化趋势，将Arias强度的数值整体缩小了10倍）.

图 17

DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2006.09.017 [本文引用: 1]

图 17 不同地震动作用下监测点超孔压比时程、地震加速度时程和Arias强度的关系

Fig.17 Relationship between excess pore water pressure ratio time history, seismic acceleration time history and Arias intensity of monitoring points

由图17可知，随着地震动输入强度的增加，液化土体达到超孔压比峰值的时刻渐渐滞后于加速度达到峰值的时刻. 同一地震动输入峰值条件下，受频谱特征的影响，北京场地波和Kobe波的加速度放大效应相对明显，因此孔压增长的滞后效应比名山地震动作用下明显. 从加速度逐渐增加直至达到峰值之前，对应孔压的急剧上升阶段，此时加速度的Arias强度也持续增长. 加速度峰值过后，孔压即下降，此时由于地震动作用还在持续，Arias强度仍在增加，但是增加幅度变缓. 孔压消散至逐渐稳定的阶段，地震加速度也逐渐消减为零，此时加速度的Arias强度也达到最大值趋于缓和. 由图17（b）、（e）可知对于同一测点，相同峰值不同的地震动作用时，由于液化的影响，动力反应存在差异. 受液化影响，加速度存在尖峰，所以加速度最大峰值不同，加速度峰值大时，Arias强度不一定大. 整体而言，Arias强度越大，超孔压比的峰值越大，Arias强度更能代表地震能量的累积作用对孔压的影响.同一地震动峰值作用下，北京场地波作用时，超孔压比分布普遍大于名山波作用时的超孔压比，阪神地震动作用下的超孔压比分布最小. 受液化分布影响，局部测点的规律稍微存在差异，如图17测点P13的变化趋势所示.

3. 结　论

（1）地基土加速度放大系数沿埋深的变化，受不同地震动、地震动峰值和不同场地的影响展现出不同的变化规律. 非液化工况中加速度放大系数曲线比较圆滑，液化工况和底部液化工况受土刚度变化的影响，在饱和砂土同黏土的交界面处放大系数曲线出现突增和尖峰.

（2）土体容易发生大变形位置处最先液化，液化大变形产生的位置液化初期并不一定立即产生大变形，而是在后期再次液化时才会产生，液化后结构有永久位移.

（3）紧邻结构两侧位置处土体不易液化；结构底部0°~45°范围内土体容易液化；液化程度最严重区域分布在结构水平两侧一定距离处和结构底部两侧位置.

（4）Arias强度越大，超孔压比的峰值越大，Arias强度更能代表地震能量的累积作用对孔压的影响. 超孔压比数值分布大小，同地震波自身Arias强度对应关系较好.

（5）研究未能结合试验的宏观现象和地基土的反应，也未能从液化的参数指标上对液化的机理进行系统解释. 下一步希望更多发掘内在规律，从液化的机理上进一步解释地震动输入、土、结构之间的相互作用，有效指导工程实践.

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