考慮地震動空間非一致性的地鐵車站結構振動臺試驗研究

谷 音， 諶 凱, 吳懷強， 卓衛東， 孫 穎

(福州大學 土木工程學院，福州 350108)

考慮地震動空間非一致性的地鐵車站結構振動臺試驗研究

谷 音， 諶 凱, 吳懷強， 卓衛東， 孫 穎

(福州大學 土木工程學院，福州 350108)

長度超過百米的地下結構受到地震動空間變異性的影響較大，為深入了解粉質黏土地基條件下地鐵車站在非一致地震動激勵下的動力反應規律，設計并完成了粉質黏土地基條件下非一致地震動激勵下地鐵車站模型的振動臺試驗。為模擬粉質黏土地基設計制作了剛性土箱，對模型材料配合比以及鋼筋配筋設計等進行了分析研究，根據動力相似理論，開展了縱向非一致地震動激勵下地鐵車站結構模型的振動臺試驗，通過對實測加速度、土壓力以及構件應力等試驗結果的分析，得出地鐵車站結構在地震波先后到達不同橫截面的動力反應差異、同一橫截面各構件的動力反應差異以及地鐵車站結構與土體的動力反應差異，得到縱向非一致地震動激勵下地鐵車站結構的動力反應規律。

地鐵車站;粉質黏土;振動臺模型試驗;非一致激勵;地震反應

早期由于地鐵建設數量有限，經受過強震動考驗的地鐵結構較少，缺乏地震動破壞記錄，在很長一段時間內形成了地震動作用下地下結構不易發生重大破壞的主觀認識。1995年7.2級日本“阪神地震”對神戶市內地下結構造成了前所未有的破壞，地下鐵路、地下停車廠、地下隧道、地下商業街等大量地下工程均發生嚴重破壞[1]，引起學者對地下結構抗震的重視。目前考慮地震作用下土-地上結構相互動力反應的研究較多，對模型設計中的較多問題都有了較為細致的研究[2-3]。而地下結構的研究依然存在許多問題亟待解決，近年來許多研究學者開展了不同車站截面形式和地基土質情況下地鐵車站動力反應的振動臺模型試驗研究，并得出了地震反應的一些特性和破壞規律[4-6]。季倩倩等[7]運用振動臺試驗方法研究了橫向激勵作用下軟黏土地基中兩層三跨地鐵車站結構的地震反應。陳國興等[8-9]完成了不同地質條件下地鐵車站結構的振動臺試驗研究。景立平等[10]進行了單箱(層狀剪切箱)粉質黏土地基條件的多層車站結構的三維振動臺試驗，地鐵車站采用典型三層三跨地鐵車站，采用微粒混凝土和細鋼絲模擬普通混凝土和鋼筋。大多數試驗研究針對車站橫向地震動反應開展，對于地下結構縱向地震反應的研究較少。

地鐵車站結構縱向長度一般在200 m左右，地震發生時，由于非一致地震空間引起的地鐵車站結構的縱向內力響應差異不容小覷。傳統抗震研究通常僅考慮一致激勵作用下結構的動力響應，即認為地面運動僅隨時間變化，而未考慮到地面運動的空間變化。實際上，地震是地殼相互作用產生的巨大能量傳播到地表使得地表震動的一種現象，由于到達地表的時間及地質情況的不同，到達地表的震動存在差異，即地震動存在非一致性。對于地下縱向長度較大的地鐵車站結構而言，研究表明實際工程結構超過100 m時，結構的縱向內力響應就存在明顯的差異，目前考慮地震動空間變異性的只有歐洲規范[11]。研究現狀表明目前地鐵車站結構在縱向非一致地震激勵下的動力反應研究還較少。孟海等[12-16]運用振動臺試驗方法，針對非一致地震激勵作用下軟土地基中地下綜合管廊的動力反應開展了一系列的研究，為長大地下結構的縱向抗震試驗研究提供了基礎。

以某實際地鐵車站工程為背景，設計了地鐵車站結構非一致激勵振動臺試驗，研究了粉質黏土地基中的地鐵車站結構在縱向非一致激勵作用下的動力反應規律。

1 振動臺試驗概況

1.1模型相似比

模型車站結構尺寸設計以某在建地鐵車站為原型，車站主體為整體結構，中間內設框架柱。該在建地鐵車站長172 m，寬21.26 m，高13.82 m，由于考慮到振動臺臺面尺寸及承載極限，將車站長度調整到135 m，按照相似比1/30縮尺后模型長4.5 m、寬0.7 m、高0.46 m。底梁截面尺寸為40 mm(寬)×30 mm(高)，中梁截面尺寸為20 mm×20 mm，頂梁截面尺寸為30 mm×30 mm，柱子截面尺寸為34 mm(縱向)×20 mm(橫向),柱子中心間距為260 mm。車站結構橫截面及截面編號如圖1所示。

采用福州大學三臺陣振動臺系統，該系統包括三個振動臺，中間臺為固定的4 m×4 m水平雙向振動臺，兩邊各有一個2.5 m×2.5 m可移動的水平雙向振動臺，三個臺呈直線布置。本試驗采用中間固定臺與左邊可移動小臺兩個臺協同工作。根據相似理論的要求及振動臺設備承載能力，確定模型與原型結構幾何尺寸相似比為1/30。考慮到模型車站個別構件截面尺寸較小，為防止人工配重過程中對模型車站構件造成損傷，忽略重力相似率，直接采用彈性相似率。根據相似理論彈性相似率各物理量之間的相似關系[17]，各物理量的相似比如表1所示。

(a) 車站模型橫截面圖

(b) 車站模型立面圖及截面編號

物理量量綱系統相似關系相似比幾何特性幾何尺寸l[L]λl1/25位移u[L][ε]λu=λlλε1/25材料特性彈性模量E[L][ρ][g][ε]-1λE=λlλρλg/λε1/4密度ρ[ρ]λρ1應變ε[ε]λε1應力σ[ρ][L][g]λσ=λlλρλg1/4動力特性時間t[L]0.5[g]-0.5[ε]0.5λt=(λlλε/λg)0.50.0745頻率ω[L]-0.5[g]0.5[ε]-0.5λw=(λlλε/λg)-0.513.416加速度a[g]λa=λg6.25

1.2模型材料設計

目前最好的方法是用微粒混凝土代替普通混凝土澆筑模型車站結構。根據季倩倩對微粒混凝土的研究結果，本試驗采用添加石灰的方法以降低微粒混凝土彈性模量從而達到試驗要求。微粒混凝土與混凝土彈性模量相似比取1/4。

配置了不同配合比的微粒混凝土試塊以確定材料彈性模量和強度，其中用來測定微粒混凝土強度的試塊尺寸為70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm，用來測定微粒混凝土彈性模量的試塊尺寸為100 mm×100 mm×300 mm。試配完成后選用制作模型車站的微粒混凝土配合比為：325#水泥(1)：粗砂(6)：石灰(1)：水(1.4)。

由于鐵絲與鋼筋的屈服強度和彈性模量不一樣，采用EsAs或fsAs相似進行模型配筋設計，結果是不同的。如果采用EsAs相似設計配筋，則配筋剛度和應變都是準確的，但會影響到構件的極限承載力。如果采用fsAs相似設計配筋，則構件的極限承載力是準確的。但鋼筋應變與原型會略有差異。但考慮到模型結構的剛度在彈性階段主要由微粒混凝土彈性模量決定，在彈塑性階段主要有微粒混凝土彈性模量及構件損傷情況決定，因此鋼筋的剛度本身對結構整體剛度影響很小，所以，試驗采用fsAs相似設計配筋。模型車站配筋依據軸向參數fsAs的相似進行計算。由于考慮到按照相似比例1/30較小，很難完全按照計算得到的鐵絲直徑進行模型配筋，需簡化模型配筋。簡化配筋設計思路為：先按照不簡化布置進行模型配筋設計；然后再對模型配筋進行簡化，簡化的原則是模型的配筋面積及相應配筋率保持不變，根據式(1)和(2)得到的配筋如圖2所示。

圖2 車站框架配筋圖(mm)

模型縱筋簡化公式為

(1)

梁、柱箍筋簡化公式為

(2)

地基土直接采用現場地鐵車站施工中開挖出來的粉質黏土作為原型土。用卡車將粉黏土運至實驗室，剔除土中雜質，對該粉質黏土進行了基本的土工試驗，測得總應力抗剪強度指標ccu，φcu和有效應力抗剪強度指標c′，φ′，測定土的基本物理性質如表2所示。

表2 模型地基土基本物理性質

采用等效線性模型描述試驗土的動剪應力和剪應變關系。篇幅所限，圖3僅給出了土動力試驗某工況下的動應力和動應變的關系及其骨架曲線，采用等效線性化方法進行了擬合，獲得等效剪切模量和等效阻尼比提供給后續的數值模型。

(a) 動荷載應力應變曲線

(b) 應力應變骨架曲線

1.3模型土箱

模型鋼箱采用長300 mm、寬240 mm、厚14 mm的成型鋼板作為鋼箱底板，四周采用80 mm×80 mm×8 mm的等邊角鋼焊接成骨架，箱內壁將4.5 mm的成型鋼板與角鋼骨架焊接而成。根據史曉軍等提出模型結構中部外露長度不超過500 mm對結構地震響應較小，可忽略不計，設計方案如圖4所示，采用兩個土箱，其中車站中部外露段為50 mm。根據文獻[20]針對消除箱壁鋼板邊界效應進行的系列參數研究，鋼箱的基頻為61.14 Hz，而土箱模型1階和30階的固有頻率分別為9.43 Hz和10.17 Hz。由此可知鋼箱的基頻與整體結構前30階頻率相差6倍之多。因此鋼箱與整體模型可不考慮共振因素。試驗采用了在模型鋼箱的內壁墊聚苯乙烯泡沫塑料板，平行振動方向箱壁墊厚度為20 cm的聚苯乙烯泡沫塑料板，在垂直振動方向的箱壁墊厚度為17.5 cm的聚苯乙烯泡沫塑料板。該泡沫板厚度壓縮10%時的動彈性模量為4.13 MPa。將制作

圖4 模型整體立面示意圖(mm)

好的模型鋼箱用高強螺栓固定在振動臺上。制作完成的模型如圖5所示。

(a) 車站模型

(b) 整體模型

1.4傳感器布置與動態數據采集系統

試驗主要研究車站各構件的應變反應、車站整體結構的加速度反應、周圍場地土加速度反應和車站-土體間相互作用土壓力。模型車站截面編號如圖4所示。2號臺上L-L截面的應變計、加速度傳感器、土壓力計如圖6所示。1號臺的R-R截面應變測點布置編號與L-L截面測點布置編號一致。其中S為上層柱編號位置，X為下層柱編號位置。

2 振動臺試驗結果分析

2.1模型加載工況及自振頻率

試驗選用了EI-Centro波、Chi-Chi波和Kobe波三條不同頻譜的地震波，如圖7所示。按照各個工況加速度峰值將實測原始波數據等比例調幅，并進行時間縮尺寸。考慮非一致地震動采用30度斜入射地震波的影響，采用數值方法計算得到兩振動臺基底平均加速度，得到相應輸入加速度[21]。

從0.1 g加載到0.8 g，每級0.01 g共24個工況。試驗每個工況開始之前分別采用幅值為0.05 g的白噪聲對模型體系進行掃描，利用模型鋼箱上的加速度傳感器的頻域傳遞函數求得模型體系的自振頻率， 通過分析振動臺試驗白噪聲工況下多個測點加速度反應譜，其峰值結果基本一致。如圖8所示，反應譜首次峰值出現于12.62 Hz，模型體系隨試驗工況的逐級加載，模型體系的一階自振頻率略有降低[18]。

2.2加速度

圖9分別給出了各地震波在不同輸入PGA情況下各測點加速度峰值變化情況及不同深度測點相對臺面輸入的地震動放大系數。

(a) 加速度計位置

(b) 土壓力計布置圖

(d) 應變計布置圖

圖7 三條地震波加速度時程曲線

從圖9(a)可以看出，各截面加速度較為一致，外露段Z-Z截面的加速度沒有出現突變等情況。隨著加載工況的增大，各測點記錄的加速度幅值整體呈增大趨勢，0.1 g至0.5 g工況，測點加速度幅值呈現線性增大的趨勢，土體處于彈性階段。在0.6 g工況下突變的原

圖8 試驗結構基頻結果

因可能是土體進入了塑性。Kobe波在0.6 g之后振動臺無法再繼續增加加速度，其最大輸入加速度為0.6 g。

從圖9(b)可以看出，在輸入地震動峰值較小的工況下，各測點加速度放大系數均大于1，土體對地震波

有明顯的放大效應。隨著工況中加速度峰值的增大，Elcentro和Kobe波的加速度放大系數先增大后減小， Chichi波的加速度放大系數隨著加速度峰值的增加減小，一些工況下的放大系數小于1，土體對輸入地震波起到減弱作用，部分土體可能進入了塑性階段。車站縱向上1號臺R-R截面和2號臺的L-L截面的車站底面加速度的比較可以看出，二者變化趨勢基本一致。但相比地震波后到達的L-L截面，R-R截面加速度反應稍大，可見地震波頻譜成分相似時，地震波先到達一端車站截面較后到達一端反應更大。

在車站同一截面上，除0.6 g Kobe工況外，加速度反應大小依次是，頂板最大，中板次之，底板最小，這主要是因為車站反應受土體位移控制作用，而在0.6 g工況下，加速度反應大小依次是，頂板最小，中板次之，底板最大。

(a) 各測點加速度

(b) 車站測點加速度放大系數

(c) 車站測點加速度放大系數比較

2.4車站結構應變

鑒于篇幅所限，表3列舉了Elcentro幾個工況對應的中柱應變峰值。從表數據中可以看出，比較1號臺和2號臺的結果，地震波先到達截面較地震波后到達截面應變反應幅值大。以往震害現象為地鐵車站結構的中柱應變比邊柱的要大，且中柱底部應變最大，因此中柱底部是最易損的位置。同截面的數據比較也可以看出車站下層中柱底部應變幅值最大。中柱應變依次為：車站下層中柱底部應變大于頂部應變，車站上層中柱頂部應變幅值大于柱底部應變值。對于側墻而言，下層比上層應變值大。在側墻與樓板連接處：側墻與底板連接處應變幅值最大，其次是側墻與中板連接處應變值， 側墻與頂板連接處應變幅值最小。從圖9中不同地震波情況下的中柱底的應變值比較可以看出，不同地震波激勵下，車站構件的R-R截面下層柱底位置在Kobe波激勵下應變反應幅值最大，Chi-Chi波次之，El-Centro波最小；L-L截面下層柱底位置應變反應規律相似，但數值有差別。

表3Elcentro波輸入下車站主要構件應變幅值

Tab.3 The maximum amplitude of strain for the elements of station under Elcentro wavesμε

圖10 截面最不利位置應力應變圖

2.5土壓力

對車站兩端封口，并在車站頂板、中板、底板位置布設動態土壓力計，如圖6(b)所示。將P1、P2、P3和P5記錄的土壓力幅值整理如表4所示。在車站端部截面沿高度方向上，中部土壓力最大，兩頭土壓力較中部小。

圖11分別給出了不同地震波輸入下，1號和2號臺車站中板旁測點土壓力幅值的比較圖，從圖中可以看出，1號臺地震波先到達一端土壓力幅值較后2號臺后到達一端土壓力的幅值大。在相同峰值加速度不同地震波激勵下，受輸入地震波特性影響，地震波先后到達端部土壓力反應差值的大小依次為，Kobe波最大，Chi-Chi波次之，El-Centro波最小。

表4 各工況下土壓力幅值

(a) 1號臺

(b) 2號臺

3 結 論

以長大地鐵車站結構為研究對象，采用振動臺試驗方法研究了粉質黏土地基中的地鐵車站結構在縱向非一致激勵作用下的動力反應規律，本文的主要研究結論如下：

(1) 設計了地鐵車站結構非一致激勵振動臺試驗，選定鋼箱為模型土箱，內襯泡沫塑料板；同時，對制作車站模型材料進行了探究，發現325#水泥、粗砂、石灰和水按照1∶6∶1∶1.4的配合比可較好地滿足試驗對材料的相似比要求；對鋼筋配筋設計進行了分析研究，選用直徑為2 mm的鍍鋅鐵絲按照相同配筋率對模型車站進行配筋。

(2) 隨著輸入地震波峰值加速度的增大，地鐵車站結構模型的一階自振頻率逐漸降低，整體剛度有所減弱。不同頻率的地震波作用下，結構和土的反應有差異，粉質黏土對地震波有選擇性，其中，Kobe波激勵下結構動力反應最大，El-Centro波激勵下結構動力反應最小。其地震波引起的非一致性差異也較為明顯，考慮地震波的非一致影響時，Kobe波的非一致影響也較其它兩條波大。

(3) 縱向地震作用下，考慮非一致輸入波動的行波效應，地震波先到達一端截面的加速度反應、應力(應變)反應均比后到達的另一端截面的數值大。地鐵車站結構端部土壓力反應沿車站高度方向呈現上下兩頭小、中間大的規律，地震波先到達一端土壓力反應較后到達的另一端土壓力反應大。

(4) 為了考慮縱向非一致性，同時保證試驗的比例尺不失真，包含地基土和地下長大結構試驗模型規模較大，振動臺試驗條件的限制使得加速度難以加載到地基土進入較強的非線性，非一致地震波動中的豎向難以考慮。

(5) 由于試驗振動臺輸入的特殊性，無法真實反映地震動非一致空間引起的構件內力反應的分布，僅僅采用非一致輸入引起某觀測點內力和變形對比結果體現其影響。從試驗中直接獲得強震下非一致地震動空間對地下結構的影響還需要從試驗裝置上進行更加深入的研究。

[1] 張慶賀,朱合華,莊榮.地鐵與輕軌[M].北京:人民交通出版社,2002.318-319.

[2] 劉紅彪, 李宏男. 地震模擬振動臺試驗模型相似設計中的材料彈性模量取值問題研究[J]. 振動與沖擊, 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):114-120.

[3] 于旭, 莊海洋, 朱超,等. 軟夾層地基上多層隔震結構模型振動臺試驗研究[J]. 振動與沖擊, 2015,34(24):104-110.

YU Xu, ZHUANG Haiyang, ZHU Chao, et al. Shaking table tests on the modal of a multi-story isolated structure on the ground with softer interlayer[J]. Journal of Vibration and Shock, 2015,34(24):104-110.

[4] 楊林德,王國波,鄭永來,等.地鐵車站結構振動臺試驗及地震響應的三維數值模擬[J].巖石力學與工程學報,2007,26(8):1538-1545.

YANG Linde, WANG Guobo, ZHENG Yonglai, et al. Shaking table test on metro station structure and 3D numerical simulation of seismic response[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2007,26 (8): 1538-1545.

[5] 陶連金,王沛霖,邊金.典型地鐵車站結構振動臺模型試驗[J].北京工業大學學報,2006,32(9):798-801.

TAO Lianjin, WANG Peilin, BIAN Jin. A shaking table test method on the representative subway station structure[J]. Journal of Beijing University of Technology, 2006,32(9): 798-801.

[6] HUANG Jun, TAO Lianjin, BIAN Jin. Data acquisition technology of large scale shaking table test of Subway Station Structure[C]. International Conference on Structural Computation and Geotechnical Mechanics, 2012.

[7] 季倩倩.地鐵車站結構振動臺模型試驗研究[D].上海:同濟大學,2002.

[8] 陳國興,王志華,左熹,等.近遠場地震作用下液化地基上地鐵車站結構動力損傷特性的振動臺試驗[C]. 第五屆全國防震減災工程學術研討會論文集, 武漢. 2010,11月.

[9] 左熹,陳國興,王志華,等.近遠場地震動作用下地鐵車站結構地基液化效應的振動臺試驗[J].巖土力學,2010,31(12):3733-3740.

ZUO Xi, CHEN Guoxing, WANG Zhihua,et al. Shaking table test on ground liquefaction effect of soil-metro station structure under near-and-far field ground motions[J]. Geotechnical Mechanics, 2010,31 (12): 3733-3740.

[10] 景立平,孟憲春,孫海峰,等.三層地鐵車站振動臺試驗分析[J].地震工程和工程振動,2011,31(6):159-166.

JING Liping, MENG Xianchun, SUN Haifeng, et al. Shaking table test analysis of three-story subway station[J]. Journal of Earthquake Engineering and Engineering Vibration,2011,31(6):159-166.

[11] European Committee for Standardization. Eurocode 8: Structutes in seismic regions-design part2: Bridges[S]. Brussels: European Committee for Standar-dization,1995.

[12] 孟海,李杰,陳雋.埋地有接頭管-土非一致激勵振動臺試驗研究[J].西安建筑科技大學學報,2010,42(5):683-689.

MENG Hai, LI Jie, CHEN Jun. Shaking table test of soil-pipe with joint dynamic interaction under non-uniform earthquake wave excitation[J]. Journal of Xi’an University of Architecture and Technology, 2010,42(5):683-689.

[13] 史曉軍,陳雋,李杰.非一致地震激勵地下綜合管廊振動臺模型試驗研究(Ⅰ) ——試驗方法[J].地震工程和工程振動,2010,30(1):147-154.

SHI Xiaojun, CHEN Jun, LI Jie. Shaking table test on utility tunnel under non-uniform seismic excitations (Ⅰ): Experimental setup[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2010,30(1):147-154.

[14] 陳雋,史曉軍,李杰.非一致地震激勵地下綜合管廊振動臺模型試驗研究(Ⅱ)——試驗結果[J].地震工程和工程振動,2010,30(2):123-130.

CHEN Jun, SHI Xiaojun, LI Jie. Shaking table test of utility tunnel under non-uniform seismic excitations(Ⅱ): Experimental results[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2010,30(2): 130-133.

[15] 史曉軍.非一致地震激勵地下綜合管廊大型振動臺試驗研究[D].上海:同濟大學,2008.

[16] 史曉軍,陳雋,李杰.地下綜合管廊大型振動臺模型試驗研究[J].地震工程和工程振動,2008,28(6):116-123.

SHI Xiaojun, CHEN Jun, LI Jie. Shaking table test on underground utility tunnel[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 2008,28(6):116-123.

[17] 孟海,陳雋,李杰,等.地下管線-土非一致激勵振動臺試驗研究[J].地下空間與工程學報,2008,4(5):852-859.

MENG Hai, CHEN Jun, LI Jie, et al. Shaking table test of soil-pipe dynamic interaction under non-uniform earthquake wave excitation[J]. Journal of Underground Space and Engineering, 2008,4(5):852-859.

[18] 吳華勇.地下管線-土體相互作用試驗研究[D].上海:同濟大學,2006.

[19] 諶凱. 基于振動臺試驗的地鐵車站結構的地震反應分析[D]. 福州: 福州大學, 2014.

[20] 蔡隆文, 谷音, 卓衛東, 莊舒曼. 基于有限元分析的振動臺試驗土箱邊界效應研究[C].第23屆全國結構工程學術會議論文集(第Ⅱ冊), 廣州, 2014.

[21] 蔡隆文. 考慮地震動空間非一致性的地鐵地下結構數值模擬研究[D]. 福州: 福州大學, 2015.

Shakingtabletestsforasubwaystationstructureunderspatiallynon-uniformgroundmotion

GU Yin, CHEN Kai, WU Huaiqiang, ZHUO Weidong, SUN Yin

(College of Civil Engineering， Fuzhou University， Fuzhoun 350108， China)

The spatially non-uniform ground motion has a larger influence on an underground structure with its length of more than 100 meters. The shaking table test scheme was designed, a scaled subway station model with a silty clay foundation under a non-uniform input earthquake wave excitation was chosen. Rigid soil boxes were made to imitate the silty clay foundation, the test model’s material mix proportion and the design of concrete iron reinforcement was analysed. Numerical simulation was conducted to verify the scheme’s correctness. According the dynamic similarity theory, the shaking table tests were conducted on the subway station model under a non-uniform seismic input. Through analyzing test data, such as, measured accelerations, soil pressure and components’ stress, etc., it was shown that there are differences among dynamic responses of the station model’s different cross sections due to seismic wave successively arriving; there are differences among dynamic responses of different components in the same cross section plane; there are differences between the station and soil’s dynamic responses; so, the dynamic response laws of the station under non-uniform seismic excitation are obtained.

subway station; silty clay; shaking table tests; non-uniform earthquake wave; seismic response

國家自然科學基金(51108088;51578157)

2015-12-23 修改稿收到日期：2016-07-12

谷音 女，博士，教授，1976年生

TU91

： A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.17.037