地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺試驗中傳感器位置的優(yōu)選1前 言 自阪神地震發(fā)生以來，國內(nèi)尤其是上海對軟土地鐵區(qū)間隧道和車站結(jié)構(gòu)開展建立抗震設(shè)計方法的研究已日益重視，并已取得多項成果[1，2]。然而由于缺少有針對性的強震記錄，研究者們對地震荷載作用下軟土地區(qū)區(qū)間隧道和車站結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)尚缺乏感性認識，因而極有必要通過振動臺模型試驗了解軟土地鐵車站結(jié)構(gòu)在地震荷載作用下動力反應(yīng)的特性及其規(guī)律，同時積累試驗數(shù)據(jù)，為建立軟土地下結(jié)構(gòu)抗震的計算理論及設(shè)計方法提供必要的資料。 同濟大學(xué)對軟土地鐵車站結(jié)構(gòu)進行了振動臺試驗，并取得了可信的數(shù)據(jù)[3～5]。試驗工作的開展遇到了許多困難，項目研究對涉及的問題逐一開展了研究，并提出了解決方法，其中之一就是傳感器設(shè)置位置的優(yōu)選。在這一領(lǐng)域進行的試驗設(shè)計研究主要包括： （1）按三維問題的分析對地鐵車站結(jié)構(gòu)施加橫向激振力，據(jù)以確定在沿車站長度方向上，結(jié)構(gòu)受力變形的特征符合平面應(yīng)變假設(shè)條件的部位，以確定主要監(jiān)測斷面的合理位置，使由其獲得的量測信息可為按平面應(yīng)變問題的分析建立計算理論的研究提供依據(jù)； （2）二維平面應(yīng)變問題的分析對地鐵車站結(jié)構(gòu)施加橫向激振力，據(jù)以確定橫斷面上結(jié)構(gòu)構(gòu)件受力變形較大的部位，并在這些部位設(shè)置傳感器，使獲得的量測信息可有較大的峰值，以減小儀表讀數(shù)誤差對計算分析結(jié)論的影響； （3）對各類傳感器數(shù)量的確定進行了研究，使可在滿足基本信息采集要求的前提下，對可供采用的信息采集通道作優(yōu)化分配。2量測信息與傳感器類型的選擇 本次試驗的量測信息選為在振動臺激振過程中，記錄結(jié)構(gòu)模型構(gòu)件的應(yīng)變值、模型土和結(jié)構(gòu)模型的加速度值及模型土與結(jié)構(gòu)模型之間的接觸壓力值，選用的傳感器分別為電阻應(yīng)變傳感器、壓電式加速度傳感器及電阻應(yīng)變片式土壓力盒。應(yīng)變片的柵長為5×2 mm，型號為BCL120-10AA；壓電式加速度計的型號為CA-YD型；土壓力盒采用專供測量模型結(jié)構(gòu)動態(tài)接觸壓力的BY-3型傳感器。若將加速度傳感器直接埋置在模型土中，模型土含水量較高時會影響加速度計的正常工作，且加速度計的質(zhì)量密度遠大于模型土的密度，試驗過程中有可能出現(xiàn)與土耦合振動的情況，故需將其改裝。本次試驗采用陳躍慶的改裝方法，即將加速度計粘貼在采用有機玻璃制作的密閉盒中，尺寸依據(jù)使經(jīng)改裝后盒子的加速度的當量質(zhì)量密度與同體積模型土的質(zhì)量密度相等的原則確定。經(jīng)改裝后的加速度計的外觀形狀見圖1。
3地鐵車站結(jié)構(gòu)的變形趨勢 3.1端部約束對地鐵結(jié)構(gòu)的影響 典型地鐵車站結(jié)構(gòu)橫斷面的形式如圖2所示。 由圖可見兩層三跨箱形結(jié)構(gòu)寬21.24 m，高12.39 m，中柱截面尺寸為600 mm×900 mm，間距為8 m，地鐵車站結(jié)構(gòu)的長度約達300 m，而可供采用的模型箱長度僅約3 m，可見如按實際尺寸模擬車站結(jié)構(gòu)的長度，必將很難選定合適的相似系數(shù)。鑒于地鐵車站結(jié)構(gòu)在垂直于長軸方向的橫向慣性力的作用下，與區(qū)間隧道間的接頭結(jié)構(gòu)將僅對車站兩端的結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)產(chǎn)生較大的影響，故按彈性問題借助三維有限元方法對車站結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)進行了數(shù)值模擬，以探討在確保車站結(jié)構(gòu)的受力特征保持基本不變的前提下，將其縱向長度適當縮短的可能性。 計算長度沿縱向取14跨，總長112 m，車站兩端假設(shè)存在厚20 cm的鋼筋混凝土封頭板。計算區(qū)域取為長112 m、寬103 m、深70 m的立方體，其中寬度方向在車站結(jié)構(gòu)的橫斷面上。計算中采用的場地地質(zhì)剖面見圖3，土層分布及其主要物理力學(xué)特性參數(shù)見表1。計算荷載取為相當于2 %概率水準下的等代地震荷載（即加速度= 0.049 g），并沿車站橫向施加。有限元分析中，車站結(jié)構(gòu)的頂?shù)装濉⒅袠前?、墻板、端墻及底縱梁均離散為板單元，梁、柱離散為三維梁單元，周圍土體離散為空間八結(jié)點塊體元。對位于底部邊界面上的結(jié)點，在垂直和水平方向上均設(shè)置了連桿；對在4個垂直于水平面的邊界面上的結(jié)點均設(shè)置了豎向約束，并令水平向可自由變形；上部地表面邊界為自由邊界。 對由上述計算模型算得的地鐵車站結(jié)構(gòu)的內(nèi)力，以水平地震作用下中柱的彎矩為例分析其規(guī)律性。為此將沿縱向軸線共13個中柱的相對彎矩（以位于車站中間部位的中柱的彎矩為基準的比值）示于圖4，由圖可見： （1）自車站結(jié)構(gòu)的兩端起，柱端彎矩均逐漸增大，達一定距離后變化趨于平緩，相對彎矩值成為常數(shù)，并等于1； （2）離端部0.38倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩相差僅約5 %～9 %，可見在端部附近，結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化較劇烈； （3）離端部0.76倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩相差僅約1 %～2 %； （4）離端部1.14倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩已近似相等。 上述結(jié)果表明，當車站結(jié)構(gòu)橫斷面離相近端的距離達0.76倍車站寬度時，采用平面應(yīng)變假設(shè)對其進行分析時誤差已可忽略；當橫斷面離相近端的距離大于其寬度的1倍時，變形性態(tài)已可滿足平面應(yīng)變假設(shè)的要求。這類規(guī)律符合圣維南原理，因而本次試驗擬將車站結(jié)構(gòu)模型的縱向長度取為2×W+L（W為車站寬度，L為中間區(qū)段的長度），并認為中間區(qū)段的受力變形狀態(tài)可按平面應(yīng)變問題進行分析。與此同時，試驗設(shè)計研究認為本次振動臺試驗宜在沿垂直于地鐵車站結(jié)構(gòu)模型長軸的方向上施加水平向單向激振，并在車站結(jié)構(gòu)模型離端部0.76倍截面寬度以遠的位置上設(shè)置量測斷面，同時在二端設(shè)置必要的量測元件用于監(jiān)測接頭結(jié)構(gòu)空間效應(yīng)的影響程度。3.2 橫向激振下地鐵車站結(jié)構(gòu)的受力變形狀態(tài) 對圖2所示地鐵車站結(jié)構(gòu)，采用有限元方法按平面應(yīng)變問題計算了地震作用下結(jié)構(gòu)表面的側(cè)向土壓力及構(gòu)件的應(yīng)變變化規(guī)律。場地地質(zhì)剖面與土層主要物理力學(xué)特性參數(shù)與三維計算狀況中相同。 有限元分析中，車站結(jié)構(gòu)的頂?shù)装濉⒅袠前?、墻板（不含與其相連的用作基坑圍護結(jié)構(gòu)的地下連續(xù)墻）及底縱梁均離散為梁單元（不含站臺板），周圍土體離散為四邊形單元，如圖5所示。計算區(qū)域呈長方形，寬103 m，深70 m，厚8 m。其中寬度方向在車站結(jié)構(gòu)的橫斷面上，厚度取為中柱軸線的間距。計算荷載取為與2 %概率水準相當?shù)牡却卣鸷奢d（即加速度a = 0.049 g），并沿車站橫向施加。鑒于取用的等代地震荷載為與車站結(jié)構(gòu)的縱向軸線垂直的水平地震荷載，對在70 m深度處的底部邊界面上的有限元網(wǎng)格的結(jié)點，在垂直和水平方向上均設(shè)置了鏈桿；對在2個側(cè)向邊界面上的結(jié)點，均設(shè)置了豎向鏈桿，并令水平向均可自由變形；地表面為自由邊界。 等代地震荷載作用下地鐵車站結(jié)構(gòu)的變形趨勢見圖6，結(jié)構(gòu)構(gòu)件的相對應(yīng)變（梁、柱等同類構(gòu)件不同部位的應(yīng)變值與該類構(gòu)件最大應(yīng)變值的比值）及相對側(cè)向土壓力（側(cè)墻在不同部位上的側(cè)向土壓力值與側(cè)墻最大側(cè)向土壓力值的比值）見圖7。由圖可見其主要特點為： （1）如以地鐵車站結(jié)構(gòu)的底板為基準，則頂板處的剪切變位最大，中樓板處次之。而在構(gòu)件撓曲程度方面，中柱明顯大于頂板、中樓板和側(cè)墻。 （2）計算表明構(gòu)件均在靠近相互間的交接點處應(yīng)變較大。對于中柱，下層中柱的下端應(yīng)變最大，上層中柱的上端次之；對于頂板，靠中柱處的應(yīng)變最大，靠側(cè)墻處最?。粚τ趥?cè)墻，靠近底板處應(yīng)變最大，靠中樓板上表面次之。 （3）計算表明，在地鐵車站結(jié)構(gòu)的外側(cè)，頂板、中樓板和底板處的最大動土壓力值互不相同，比較結(jié)果為底板處最大，中樓板處次之，頂板處最小。若以底板處的最大動土壓力值為1，則中樓板和頂樓板處分別為0.61和0.19。4傳感器的布置方案 4.1 傳感器設(shè)置位置的確定原則 根據(jù)以上研究得到的結(jié)果，擬將傳感器設(shè)置位置的確定原則選為： （1）在離端部距離超過車站結(jié)構(gòu)跨度的部位設(shè)置橫向觀測斷面，并主要在橫斷面上設(shè)置傳感器。 （2）對車站結(jié)構(gòu)，橫向觀測斷面沿中柱軸線所在位置設(shè)置，以便使量測信息的工況可與二維平面應(yīng)變問題的假設(shè)基本相符。 （3）橫向觀測斷面的數(shù)量須多于2個，并以其中之一為主觀測斷面，余為輔助觀測斷面。在主觀測斷面上設(shè)置的傳感器應(yīng)多于輔助觀測斷面，在輔助觀測斷面上設(shè)置的傳感器應(yīng)與主觀測斷面位置相同，以便相互比較。 （4）在主觀測斷面上，對部分構(gòu)件的同一關(guān)鍵部位重復(fù)布設(shè)傳感器（應(yīng)變計），以便通過對比進一步檢驗在本次試驗中傳感器的量測精度和可靠性。 （5）在主觀測斷面的中柱的關(guān)鍵部位同時在兩側(cè)布設(shè)應(yīng)變傳感器，以便對柱兩側(cè)的受力變形狀態(tài)進行對比檢驗。 （6）在結(jié)構(gòu)模型與端墻相近的部位上布設(shè)少量傳感器，以便通過對比檢驗端墻對結(jié)構(gòu)受力變形狀態(tài)產(chǎn)生影響的范圍。42典型地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗中傳感器的布置方案 典型地鐵車站結(jié)構(gòu)模型試驗中，對車站結(jié)構(gòu)模型共設(shè)置了3個觀測斷面（圖8），位置均與中柱軸線重合。其中2個位于車站結(jié)構(gòu)的中部，另一個與③軸重合。位于中部的2個觀測斷面中，與⑤軸重合的斷面為主觀測斷面，與⑥軸重合的斷面為輔助觀測斷面。另一觀測斷面離端部距離為0.538 m (=21.24×0.76/30 m)，用于接收可用于鑒別縱向邊界約束對地震響應(yīng)影響的信息。 圖8表明典型地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗采集的信息為模型土和結(jié)構(gòu)的加速度值，結(jié)構(gòu)模型構(gòu)件的應(yīng)變值，以及模型土與結(jié)構(gòu)之間的接觸壓力值。其中加速度傳感器共設(shè)8個，應(yīng)變計23個，土壓力盒7個。 5結(jié) 語 在模擬地震的振動臺試驗中，傳感器的布置方式對能否獲得可信的試驗結(jié)果至關(guān)重要。本文針對地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗中量測信息采集進行了研究，所獲成果為獲得可信的試驗數(shù)據(jù)提供了必要的保證，由此為地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺試驗的順利進行奠定了基礎(chǔ)，并可供今后開展涉及大型地下構(gòu)筑物的振動臺模型試驗借鑒。參 考 文 獻 [1] 周德培. 淺埋明挖地鐵車站結(jié)構(gòu)的抗震性研究[J]. 巖土力學(xué), 1997, 18(增刊): 156－160.[2] 楊林德, 李文藝, 祝龍根等. 上海市地鐵區(qū)間隧道和車站的地震災(zāi)害防治對策研究[R]. 上海: 同濟大學(xué)上海防災(zāi)救災(zāi)研究所, 1999, 6.[3] 楊林德, 陸忠良, 白廷輝等. 上海地鐵車站抗震設(shè)計方法研究[R]. 上海: 同濟大學(xué)上海防災(zāi)救災(zāi)研究所, 2002. 6. [4] 季倩倩. 地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗研究[博士學(xué)位論文D]. 上海: 同濟大學(xué), 2002. [5] 楊林德, 季倩倩, 鄭永來等. 軟土地鐵車站結(jié)構(gòu)的振動臺模型試驗[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2003, 40(1): 7－11.
3地鐵車站結(jié)構(gòu)的變形趨勢 3.1端部約束對地鐵結(jié)構(gòu)的影響 典型地鐵車站結(jié)構(gòu)橫斷面的形式如圖2所示。 由圖可見兩層三跨箱形結(jié)構(gòu)寬21.24 m，高12.39 m，中柱截面尺寸為600 mm×900 mm，間距為8 m，地鐵車站結(jié)構(gòu)的長度約達300 m，而可供采用的模型箱長度僅約3 m，可見如按實際尺寸模擬車站結(jié)構(gòu)的長度，必將很難選定合適的相似系數(shù)。鑒于地鐵車站結(jié)構(gòu)在垂直于長軸方向的橫向慣性力的作用下，與區(qū)間隧道間的接頭結(jié)構(gòu)將僅對車站兩端的結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)產(chǎn)生較大的影響，故按彈性問題借助三維有限元方法對車站結(jié)構(gòu)的受力狀態(tài)進行了數(shù)值模擬，以探討在確保車站結(jié)構(gòu)的受力特征保持基本不變的前提下，將其縱向長度適當縮短的可能性。 計算長度沿縱向取14跨，總長112 m，車站兩端假設(shè)存在厚20 cm的鋼筋混凝土封頭板。計算區(qū)域取為長112 m、寬103 m、深70 m的立方體，其中寬度方向在車站結(jié)構(gòu)的橫斷面上。計算中采用的場地地質(zhì)剖面見圖3，土層分布及其主要物理力學(xué)特性參數(shù)見表1。計算荷載取為相當于2 %概率水準下的等代地震荷載（即加速度= 0.049 g），并沿車站橫向施加。有限元分析中，車站結(jié)構(gòu)的頂?shù)装濉⒅袠前?、墻板、端墻及底縱梁均離散為板單元，梁、柱離散為三維梁單元，周圍土體離散為空間八結(jié)點塊體元。對位于底部邊界面上的結(jié)點，在垂直和水平方向上均設(shè)置了連桿；對在4個垂直于水平面的邊界面上的結(jié)點均設(shè)置了豎向約束，并令水平向可自由變形；上部地表面邊界為自由邊界。 對由上述計算模型算得的地鐵車站結(jié)構(gòu)的內(nèi)力，以水平地震作用下中柱的彎矩為例分析其規(guī)律性。為此將沿縱向軸線共13個中柱的相對彎矩（以位于車站中間部位的中柱的彎矩為基準的比值）示于圖4，由圖可見： （1）自車站結(jié)構(gòu)的兩端起，柱端彎矩均逐漸增大，達一定距離后變化趨于平緩，相對彎矩值成為常數(shù)，并等于1； （2）離端部0.38倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩相差僅約5 %～9 %，可見在端部附近，結(jié)構(gòu)內(nèi)力變化較劇烈； （3）離端部0.76倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩相差僅約1 %～2 %； （4）離端部1.14倍車站寬度時，中柱端部彎矩與最大彎矩已近似相等。 上述結(jié)果表明，當車站結(jié)構(gòu)橫斷面離相近端的距離達0.76倍車站寬度時，采用平面應(yīng)變假設(shè)對其進行分析時誤差已可忽略；當橫斷面離相近端的距離大于其寬度的1倍時，變形性態(tài)已可滿足平面應(yīng)變假設(shè)的要求。這類規(guī)律符合圣維南原理，因而本次試驗擬將車站結(jié)構(gòu)模型的縱向長度取為2×W+L（W為車站寬度，L為中間區(qū)段的長度），并認為中間區(qū)段的受力變形狀態(tài)可按平面應(yīng)變問題進行分析。與此同時，試驗設(shè)計研究認為本次振動臺試驗宜在沿垂直于地鐵車站結(jié)構(gòu)模型長軸的方向上施加水平向單向激振，并在車站結(jié)構(gòu)模型離端部0.76倍截面寬度以遠的位置上設(shè)置量測斷面，同時在二端設(shè)置必要的量測元件用于監(jiān)測接頭結(jié)構(gòu)空間效應(yīng)的影響程度。3.2 橫向激振下地鐵車站結(jié)構(gòu)的受力變形狀態(tài) 對圖2所示地鐵車站結(jié)構(gòu)，采用有限元方法按平面應(yīng)變問題計算了地震作用下結(jié)構(gòu)表面的側(cè)向土壓力及構(gòu)件的應(yīng)變變化規(guī)律。場地地質(zhì)剖面與土層主要物理力學(xué)特性參數(shù)與三維計算狀況中相同。 有限元分析中，車站結(jié)構(gòu)的頂?shù)装濉⒅袠前?、墻板（不含與其相連的用作基坑圍護結(jié)構(gòu)的地下連續(xù)墻）及底縱梁均離散為梁單元（不含站臺板），周圍土體離散為四邊形單元，如圖5所示。計算區(qū)域呈長方形，寬103 m，深70 m，厚8 m。其中寬度方向在車站結(jié)構(gòu)的橫斷面上，厚度取為中柱軸線的間距。計算荷載取為與2 %概率水準相當?shù)牡却卣鸷奢d（即加速度a = 0.049 g），并沿車站橫向施加。鑒于取用的等代地震荷載為與車站結(jié)構(gòu)的縱向軸線垂直的水平地震荷載，對在70 m深度處的底部邊界面上的有限元網(wǎng)格的結(jié)點，在垂直和水平方向上均設(shè)置了鏈桿；對在2個側(cè)向邊界面上的結(jié)點，均設(shè)置了豎向鏈桿，并令水平向均可自由變形；地表面為自由邊界。 等代地震荷載作用下地鐵車站結(jié)構(gòu)的變形趨勢見圖6，結(jié)構(gòu)構(gòu)件的相對應(yīng)變（梁、柱等同類構(gòu)件不同部位的應(yīng)變值與該類構(gòu)件最大應(yīng)變值的比值）及相對側(cè)向土壓力（側(cè)墻在不同部位上的側(cè)向土壓力值與側(cè)墻最大側(cè)向土壓力值的比值）見圖7。由圖可見其主要特點為： （1）如以地鐵車站結(jié)構(gòu)的底板為基準，則頂板處的剪切變位最大，中樓板處次之。而在構(gòu)件撓曲程度方面，中柱明顯大于頂板、中樓板和側(cè)墻。 （2）計算表明構(gòu)件均在靠近相互間的交接點處應(yīng)變較大。對于中柱，下層中柱的下端應(yīng)變最大，上層中柱的上端次之；對于頂板，靠中柱處的應(yīng)變最大，靠側(cè)墻處最?。粚τ趥?cè)墻，靠近底板處應(yīng)變最大，靠中樓板上表面次之。 （3）計算表明，在地鐵車站結(jié)構(gòu)的外側(cè)，頂板、中樓板和底板處的最大動土壓力值互不相同，比較結(jié)果為底板處最大，中樓板處次之，頂板處最小。若以底板處的最大動土壓力值為1，則中樓板和頂樓板處分別為0.61和0.19。4傳感器的布置方案 4.1 傳感器設(shè)置位置的確定原則 根據(jù)以上研究得到的結(jié)果，擬將傳感器設(shè)置位置的確定原則選為： （1）在離端部距離超過車站結(jié)構(gòu)跨度的部位設(shè)置橫向觀測斷面，并主要在橫斷面上設(shè)置傳感器。 （2）對車站結(jié)構(gòu)，橫向觀測斷面沿中柱軸線所在位置設(shè)置，以便使量測信息的工況可與二維平面應(yīng)變問題的假設(shè)基本相符。 （3）橫向觀測斷面的數(shù)量須多于2個，并以其中之一為主觀測斷面，余為輔助觀測斷面。在主觀測斷面上設(shè)置的傳感器應(yīng)多于輔助觀測斷面，在輔助觀測斷面上設(shè)置的傳感器應(yīng)與主觀測斷面位置相同，以便相互比較。 （4）在主觀測斷面上，對部分構(gòu)件的同一關(guān)鍵部位重復(fù)布設(shè)傳感器（應(yīng)變計），以便通過對比進一步檢驗在本次試驗中傳感器的量測精度和可靠性。 （5）在主觀測斷面的中柱的關(guān)鍵部位同時在兩側(cè)布設(shè)應(yīng)變傳感器，以便對柱兩側(cè)的受力變形狀態(tài)進行對比檢驗。 （6）在結(jié)構(gòu)模型與端墻相近的部位上布設(shè)少量傳感器，以便通過對比檢驗端墻對結(jié)構(gòu)受力變形狀態(tài)產(chǎn)生影響的范圍。42典型地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗中傳感器的布置方案 典型地鐵車站結(jié)構(gòu)模型試驗中，對車站結(jié)構(gòu)模型共設(shè)置了3個觀測斷面（圖8），位置均與中柱軸線重合。其中2個位于車站結(jié)構(gòu)的中部，另一個與③軸重合。位于中部的2個觀測斷面中，與⑤軸重合的斷面為主觀測斷面，與⑥軸重合的斷面為輔助觀測斷面。另一觀測斷面離端部距離為0.538 m (=21.24×0.76/30 m)，用于接收可用于鑒別縱向邊界約束對地震響應(yīng)影響的信息。 圖8表明典型地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗采集的信息為模型土和結(jié)構(gòu)的加速度值，結(jié)構(gòu)模型構(gòu)件的應(yīng)變值，以及模型土與結(jié)構(gòu)之間的接觸壓力值。其中加速度傳感器共設(shè)8個，應(yīng)變計23個，土壓力盒7個。 5結(jié) 語 在模擬地震的振動臺試驗中，傳感器的布置方式對能否獲得可信的試驗結(jié)果至關(guān)重要。本文針對地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗中量測信息采集進行了研究，所獲成果為獲得可信的試驗數(shù)據(jù)提供了必要的保證，由此為地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺試驗的順利進行奠定了基礎(chǔ)，并可供今后開展涉及大型地下構(gòu)筑物的振動臺模型試驗借鑒。參 考 文 獻 [1] 周德培. 淺埋明挖地鐵車站結(jié)構(gòu)的抗震性研究[J]. 巖土力學(xué), 1997, 18(增刊): 156－160.[2] 楊林德, 李文藝, 祝龍根等. 上海市地鐵區(qū)間隧道和車站的地震災(zāi)害防治對策研究[R]. 上海: 同濟大學(xué)上海防災(zāi)救災(zāi)研究所, 1999, 6.[3] 楊林德, 陸忠良, 白廷輝等. 上海地鐵車站抗震設(shè)計方法研究[R]. 上海: 同濟大學(xué)上海防災(zāi)救災(zāi)研究所, 2002. 6. [4] 季倩倩. 地鐵車站結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗研究[博士學(xué)位論文D]. 上海: 同濟大學(xué), 2002. [5] 楊林德, 季倩倩, 鄭永來等. 軟土地鐵車站結(jié)構(gòu)的振動臺模型試驗[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2003, 40(1): 7－11.
