信春雷，高 波，王英學，周佳媚，申玉生

（西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031）

1 引言

隧道與地下結構受到圍巖介質的約束，在地震發(fā)生時與圍巖之間的相對位移較小。因此，一般被認為是受地震影響很小的工程建筑。然而，1995年日本的阪神地震后，大量山嶺隧道與地鐵車站受損嚴重的事實改變了這種普遍的認識[1]。實際上，通過研究20世紀以來世界地震震害資料發(fā)現(xiàn)，當?shù)卣鹆叶冗_Ⅶ度時，就有隧道或地下結構發(fā)生輕微破壞的先例，且洞身修復極其困難，特別是跨斷層的隧道結構洞身段[2]。如果生命線沿線隧道不能夠及時搶通與恢復功能，不能夠快速而順利地保障災后救援，那么給國民經(jīng)濟造成重大損失就是必然[3-4]。2008年汶川大地震中，受損隧道24座，其總長度為20.42 km。其中，燒火坪隧道、友誼隧道、酒家埡隧道、紫平鋪隧道、龍洞子隧道和龍溪隧道等破壞極為嚴重[5]。這些隧道均跨越了若干斷層，且跨斷層部位破損嚴重的事實再次說明，傳統(tǒng)的隧道結構抗減震技術與措施已經(jīng)不能保證高烈度地震區(qū)的隧道結構達到“小震不壞，中震可修，大震不倒”的基本要求[6]。目前，我國西部地區(qū)的龍門山斷裂帶成為醞釀大地震的能量源泉是一個基本事實。與之對應的另一個事實是，我國有大量的已建成隧道和在建隧道坐落于西部的高烈度地震區(qū)。因此，針對高烈度地震區(qū)跨斷層隧道的新型抗減震措施進行研究是極為迫切且具有現(xiàn)實意義的課題[7]。

理論分析、數(shù)值模擬、模型試驗和現(xiàn)場調查是現(xiàn)階段國內(nèi)外研究隧道與地下結構抗減震問題的4種主要方法[8]。其中，振動臺試驗為研究隧道結構的抗震能力和破壞機制提供了最為直觀的方法。它能夠還原隧道結構在地震中的破壞過程和結果，既豐富了現(xiàn)場調查所得出的結論，也是進行數(shù)值模擬和理論分析的基礎。此外，振動臺試驗本身能夠準確地反應隧道結構的地震響應特征和破壞形態(tài)及其與地基之間的相互作用特性等問題。目前采用振動臺試驗針對跨斷層隧道結構抗減震措施的研究主要集中于常規(guī)的抗減震措施效果，以及斷層的錯動效應等[9]。研發(fā)跨斷層隧道新型可變結構抗減震措施，將其效果通過振動臺試驗進行驗證，是推動該措施應用于工程實踐的關鍵步驟。因此，本文依托在汶川地震中受損嚴重的龍洞子隧道，采用振動臺試驗還原該隧道工程跨越多個斷層的特征，在跨斷層洞身段的不同部位設置不同的抗減震措施進行對比研究，考察新型可變結構抗減震措施的效果。所得結論對高烈度地震區(qū)跨斷層隧道結構的抗震設防理論與抗減震措施發(fā)展有著重要而實際的意義。

2 試驗概況與設計

2.1 依托工程概況

試驗所依托的龍洞子隧道位于岷江左岸楠木堰廟子坪至龍溪新房子石灰窯廠一帶，穿越龍洞子山。巖體受構造影響嚴重，巖體較為破碎，節(jié)理裂隙較發(fā)育。隧道共跨越4條斷層，F(xiàn)2和F5斷層位于隧道洞口處，F(xiàn)3和F4斷層穿過隧道結構的洞身段。隧址區(qū)地震活動強烈，根據(jù)四川省交通廳公路規(guī)劃勘察設計研究院“地震安全評價報告”，隧址區(qū)地震基本列度為VII度[10]。

振動臺試驗模擬對象為隧道跨F3和F4斷層的洞身區(qū)段。實際斷層面光滑平直，見明顯擦痕，斷層碎裂巖寬2～5 m，傾角為82°，走向與隧道軸線基本垂直。為了盡可能降低變量對試驗結果的影響，突出抗減震措施對特殊情況的適應能力，進而推廣到一般情況。同時，又最大限度地遵照依托工程的實際情況。在試驗中模擬的斷層寬度為2.5 m，傾角為90°，走向與隧道軸線垂直。

2.2 試驗設備與相似比設計

本系列試驗在國家地震局工程力學研究所的地震工程與工程振動開放實驗室進行。地震模擬振動臺系電液伺服，可同時或單獨模擬三向地震動。配套有先進的Pacific Instruments高性能動態(tài)信號采集系統(tǒng)，實現(xiàn)對加速度和應變數(shù)據(jù)等多達128個輸入通道的獨立采樣（如圖1所示）。同時采用SigLab數(shù)據(jù)采集器進行輔助采集。振動臺的技術指標和主要參數(shù)見表1。

圖1 振動臺與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)Fig.1 Shaking table and data acquisition system

表1 振動臺系統(tǒng)主要技術參數(shù)Table 1 Main technical parameters of shaking table system

目前的振動臺模型試驗，有關邊界條件的模擬與模型材料的相似等方面還無法圓滿解決[11]。但相似關系又直接決定了模型試驗的結果能否用于原型的分析，相似模型是確定相似關系的基礎。因此，根據(jù)所研究動力問題的特點確定模型對原型的相似程度是目前地下工程振動臺試驗常用的方法[12]。

考慮到振動臺試驗設備的性能、模型材料的特性與模型制作技術等方面的限制，完全恪守嚴格相似模型是不可能的。同時，由于隧道結構模型的尺寸較小，且深埋于圍巖試體中，不易在模型上附加對結構剛度無影響的重量來彌補模型質量密度的不足以實現(xiàn)人工質量模型[13]。既然試驗的內(nèi)容是對圍巖大變形和隧道結構動力破壞機制的研究，則應保持結構模型材料抗力、阻尼特性、應力-應變關系和慣性力與原型材料的相似。因此，本系列試驗忽略重力效應的影響，采用重力失真模型。

為了確定模型箱邊界效應的影響，對試驗模型進行了三維數(shù)值分析。根據(jù)計算結果、模型箱尺寸與隧道原型尺寸確定了試驗的幾何相似比為1:25。根據(jù)Bukingham π定理以及重力失真模型對試驗相似比的要求，以長度、質量密度和彈性模量為基本物理量，推導其他物理量，則模型系統(tǒng)中各項物理量的相似關系見表2。

表2 模型試驗相似關系與相似比Table 2 Similarity relations and their likelihood rates for shaking table tests

本系列試驗在選用模型箱過程中，充分考慮到其堅固性、邊界條件和與振動臺臺面尺寸匹配等基本要求。此外，模型箱的自振頻率還應盡量與模型系統(tǒng)自振頻率有較大差別以避免發(fā)生共振。模型箱為長方體結構，主體采用專用型鋼焊接而成，通過螺栓固定于振動臺臺面上。模型箱上表面敞開，沿長度方向一面安裝有透明玻璃，以便在試驗過程中隨時觀測圍巖試體的地震動力響應與破壞形態(tài)。

將半無限域土體中的巖土問題有限化為模型箱中來進行研究，這同時引入了人工邊界的處理問題[14]。對于模型箱與圍巖試體接觸的側面，應盡可能使其光滑以減小試驗誤差。而承載圍巖試體全部重量的模型箱底面應增加摩擦力以避免激震時圍巖試體與模型箱底部發(fā)生相對滑移。為此，在模型箱內(nèi)部與激震方向垂直的兩側壁上鋪設了一層聚乙烯薄膜。模型箱內(nèi)部與激震方向平行的兩側壁各鋪設了一層17 cm厚的聚苯乙烯泡沫塑料，以減小模型箱端部的影響。模型箱底部原本有一層約10 cm厚的砂漿混凝土墊層，可以防止試驗中圍巖試體與模型箱發(fā)生的相對滑移（如圖2所示）。

圖2 模型箱邊界效應消除措施Fig.2 Mitigation measures against boundary effect of model box

2.3 試驗方案設計與測點布置

為了突出研究可變形抗減震措施的效果，在制定試驗方案時采用對比的思路進行設計，以達到明確其作用機制與改進的目的。為此，本系列試驗分為隧道結構跨斷層部位不設置抗減震措施、設置減震縫與設置套管式可變結構3種方案的兩組試驗（如圖3、4所示）。其中，兩組試驗的B、C 和D 3段襯砌通過環(huán)氧樹脂植筋膠連接成整體。

圖3 第1組試驗方案（單位：cm）Fig.3 Scheme for the first set of test(unit:cm)

圖4 第2組試驗方案（單位：cm）Fig.4 Scheme for the second set of test(unit:cm)

根據(jù)依托工程地勘報告中的圍巖力學參數(shù)，圍巖相似材料以粉煤灰、石英砂和機油按照57:31:12的比例混合進行模擬。隧道的襯砌結構采用砂漿混凝土模擬。其中，水泥與中砂質量比為1:6，水灰比為1:1。其間布設的鋼筋采用現(xiàn)成的定型鋼筋網(wǎng)模擬，縱向與橫向鋼筋直徑均為1.06 mm，縱橫向間距均為25.4 mm。結合依托工程地勘報告中有關斷層的力學參數(shù)，考慮到斷層破碎帶的實際情況，斷層采用直徑為1.0～1.5 cm的礫石模擬。

在吸取前人所做跨斷層地下結構振動臺試驗經(jīng)驗的基礎上，在圖3中1-1截面所在的圍巖試體底部采用了斷層滑動裝置（如圖5所示），以實現(xiàn)斷層兩側圍巖相互錯動（兩組試驗均設置了該裝置）。

圖5 斷層滑動裝置Fig.5 Slither setup for simulating faults movement

該裝置的基本構造為：首先在模型箱底部擱置一厚度為2 cm的細木工板；在其上釘若干截面為3 cm×2 cm的木條隔擋以避免輥軸錯位；在木條之間放上輥軸，再在輥軸上擱置一厚度為1 cm的鋼板用以承受上覆圍巖的重量。同時，在兩斷層中間圍巖試體與激震方向垂直的兩個側面設置橡塑海綿（如圖6所示）。試驗過程中，斷層滑動裝置上部的圍巖產(chǎn)生滑動，又因為橡塑海綿而產(chǎn)生回彈，從而實現(xiàn)斷層的錯動。

圖6 斷層錯動裝置（單位：cm）Fig.6 Dislocation setup for simulating faults movement(unit:cm)

在正式試驗開始之前，首先進行自由場振動臺試驗，用以模擬自由場圍巖的地震反應，據(jù)此獲得模型箱內(nèi)不同位置處圍巖的加速度反應，以確定邊界效應的影響程度和鑒別模型箱構造的合理性[15]。隨后進行正式試驗。為了保證減震縫附近的應變片與加速度計能夠在地震動力作用下正常工作，以及試驗現(xiàn)象的明顯和數(shù)據(jù)的準確，在減震縫斷面的表面涂以704硅膠并外貼OPP膠帶，防止試驗過程中減震縫兩側的襯砌模型發(fā)生不必要的摩擦錯動破壞（如圖7(a)所示）?？紤]到實際隧道工程中防水的需要，減震縫兩側襯砌結構密貼在一起，但不膠合。保持二者相互錯動的功能。套管式可變形抗減震措施采用兩節(jié)斷面面積不同的隧道模型進行組合，其中外部隧道斷面各處內(nèi)徑比內(nèi)部隧道斷面各處外徑均大3 cm。其間的間隙采用橡塑海綿填充（如圖7(b)所示）。避免在試驗過程中二者直接作用發(fā)生損壞。

本系列試驗主要采用的數(shù)據(jù)采集傳感器為加速度計與應變片。在進行振動臺試驗之前，已經(jīng)對試驗模型系統(tǒng)進行了深入細致的三維數(shù)值模擬，明確了跨斷層隧道結構在地震過程中受力較為不利與變形較大的部位。試驗之前，有針對性的在這些部位布設傳感器（如圖3、4所示）。

圖7 可變形抗減震措施Fig.7 Deformable anti-seismic and damping measures

圖3中傳感器編號首字母A代表加速度計，H代表加速度計為水平放置，垂直于隧道結構軸線且與激震方向平行。1、2號加速度計用于考察模型箱的邊界效應。4號加速度計用于監(jiān)測跨斷層隧道無抗減震措施情況下的地震加速度響應。3～5號加速度計聯(lián)合用于監(jiān)測斷層對隧道結構動力響應的影響范圍。6號加速度計用于監(jiān)測隧道結構上設置減震縫的減震效果。7、8號加速度計位于同一高度，分別用于監(jiān)測兩斷層之間圍巖試體和斷層內(nèi)部的動力響應特征。9號加速度計用于監(jiān)測模型箱所獲得的地震動加速度，是對臺面加速度計獲得數(shù)據(jù)的補充。

圖3中S代表應變片，圖中虛線表示應變片所在斷面。第1組試驗的應變片共設置4個斷面，從右到左依次為1～4號斷面。應變片斷面所在位置的襯砌內(nèi)外表面各貼8個應變片，遍布隧道結構的拱頂與仰拱以及兩側拱肩、邊墻和拱腳。其中2號斷面用于監(jiān)測隧道跨斷層區(qū)段無抗減震措施的地震動應變響應特征。4號斷面用于監(jiān)測減震縫的減震效果。1～3號斷面聯(lián)合起來用于監(jiān)測斷層對隧道結構地震動應變響應的影響范圍。

圖4中AB 兩段襯砌構成套管式可變形抗減震結構，監(jiān)測重點傾向于該結構。其中，5、6號加速度計用于監(jiān)測主套管襯砌的地震響應；7、8加速度計用于監(jiān)測被套管襯砌的地震響應。受到較小斷面隧道結構的制約，3～6號應變片監(jiān)測斷面均貼置于隧道模型外側表面。3、4號斷面用于監(jiān)測主套管襯砌的地震動應變響應，5、6號斷面用于監(jiān)測被套管襯砌的地震動應變響應。其他加速度計與應變片設置方案及作用和試驗一相同。

2.4 試驗加載方案

依托工程龍洞子隧道基本呈南北走向，汶川地震震中在其正西方向6.6 km處。根據(jù)中國地震局以及四川省交通廳公路規(guī)劃勘察設計院撰寫的汶川地震震害檢測報告[16]，試驗選取對隧道結構影響最大的臥龍地震波東西向分量作為臺面輸入，與隧道軸線垂直的水平方向進行激震。目的是考察在最不利地震情況下隧道結構跨斷層部位與抗減震措施的地震響應和破壞形態(tài)。地震波的加速度峰值與持時均根據(jù)相似關系進行了調整[17]。調整后的試驗波持時為50 s，調整后的臥龍試驗波加速度時程曲線與傅氏變換曲線如圖8、9所示。

圖8 東西向臥龍地震波加速度時程曲線Fig.8 Acceleration time history curve of Wo Long seismic wave in east-west direction

圖9 東西向臥龍地震波加速度傅氏變換曲線Fig.9 Acceleration Fourier transform curve of Wolong seismic wave in east-west direction

根據(jù)試驗的目的，兩組試驗均輸入5條地震動，按照加速度峰值為0.2g、0.4g、0.6g、0.8g 和1.0g由小到大逐步進行試驗。試驗起始輸入的地震動加速度峰值是按照依托工程所在地區(qū)為Ⅶ度設防，結合隧道工程耐震性較好的特點所確定；試驗結束的條件是以隧道模型能夠明顯展現(xiàn)破壞形態(tài)但仍保持整體不發(fā)生坍塌為準則。

3 試驗結果分析

本系列模型試驗測點布置及加載工況較多，限于篇幅，本文只列出加載地震加速度峰值為1.0g 的最大值情況下具有代表性測點的記錄數(shù)據(jù)，其他詳細結果另文分析。

3.1 可變形抗減震措施的地震加速度響應

通過比較第1組試驗中的A4和A6加速度計數(shù)據(jù)可分析隧道結構跨斷層區(qū)段設置減震縫的效果；通過比較第2組試驗中的A3、A6和A7加速度計數(shù)據(jù)可以分析套管式可變形結構對隧道模型地震加速度響應的影響及其作用（見表3、4）。

表3 減震縫的地震加速度響應Table 3 Seismic acceleration response of absorbing joint

表4 套管式可變形結構的地震加速度響應Table 4 Seismic acceleration response of deformable casing structure

根據(jù)表3中的第1組試驗數(shù)據(jù)，A4加速度計處不設置抗減震措施，其采集到的加速度最大值比設置減震縫處的A6加速度計小31.3%，最小值比A6加速度計小23.5%，平均值比A6加速度計小40.9%。盡管A4加速度計受到強烈的斷層錯動影響，但B、C、D 3段襯砌作為一個整體，在振動過程中隨著模型系統(tǒng)做整體運動。而且隧道結構最終并未因斷層錯動而被完全剪壞，故A4加速度計峰值與振動臺臺面輸入的地震加速度峰值1.0g 接近。A6加速度計位于減震縫處，受斷層與減震縫的聯(lián)合作用。減震縫隨著斷層的錯動發(fā)生變位，原本地震傳遞給隧道結構的能量被減震縫耗散和轉化，其中有一部分轉化為了減震縫兩側隧道結構產(chǎn)生相對變位過程中的動能。這同時導致了A6加速度計采集到的加速度峰值比臺面輸入加速度峰值大32.0%。

第2組試驗中的A3加速度計與表3中的A4加速度計情況相同，其采集到的加速度峰值接近于臺面輸入的地震加速度峰值1.0g，且最大、最小和平均值介于A6和A7加速度計數(shù)值之間。用于監(jiān)測主套管地震加速度響應的A6加速度計最大值比A3加速度計大26.3%，最小值比A3加速度計大18.3%，平均值比A3加速度計大33.9%。主套管結構在該可變形抗減震系統(tǒng)中用于保護被套管，主套管與被套管可以發(fā)生相對變位以耗散掉地震傳遞給隧道結構的能量，但是二者之間又存在相互約束的關系。因此，主套管受到被套管以及其中橡塑海綿減震層的約束，其地震加速度比單純采用減震縫略小。其中，第2組試驗中A6加速度計比第1組試驗中A6加速度計最大值小9.5%，最小值小4.5%，平均值小6.1%。與之對應，被套管結構受到主套管與其中橡塑海綿減震層的保護，加速度計采集到的數(shù)值為所分析的5個加速度計中最小的。其中，A7加速度計最大值比無措施下的A3加速度計小12.3%，最小值比A3加速度計小20.4%，平均值比A3加速度計小31.7%。通過對以上數(shù)據(jù)的比較分析，很顯然采用套管式可變形抗減震措施并非簡單的犧牲主套管而保全被套管，這種可變形結構的抗減震效果好于單純采用減震縫結構。設置套管式結構，使得原本的圍巖-襯砌結構體系改變?yōu)閲鷰r-襯砌-減震層-襯砌結構體系，增強了隧道結構的抗減震性能。從實際工程考慮，套管式結構既解決了減震縫防水性差的問題，又改正了因減震縫存在，隧道結構分段完全獨立，不利于震后修復的缺陷。

3.2 可變形抗減震措施的地震動應變響應

通過比較第1組試驗中與加速度計位置對應的2、4號應變監(jiān)測斷面，以及第2組試驗中同樣與加速度計位置對應的1、4、5號應變監(jiān)測斷面獲取數(shù)據(jù)，可以更為深入和詳細地評價跨斷層隧道可變形抗減震措施的效果。各監(jiān)測斷面應變值見表5。

表5 振動臺試驗中的隧道結構應變極值Table 5 Maximum strains of tunnel model structures in shaking table tests

隧道模型材料為砂漿混凝土，根據(jù)其試塊的抗壓強度測試數(shù)據(jù)，材料產(chǎn)生300×10-6應變即發(fā)生開裂。第1組試驗中無抗減震措施的2號斷面除拱肩外，其余部位全部發(fā)生破壞。采用了減震縫的4號斷面除拱肩外，其余部位應變平均值比2號斷面低17.4%，但監(jiān)測點全部發(fā)生破壞。因此，要使得減震縫措施達到理想的減震效果，還需提高隧道襯砌混凝土的強度。第2組試驗中無抗減震措施的1號斷面與第1組試驗中的2號斷面情況相同，除拱肩外其余部位破壞嚴重，具體的應變值也與2號斷面接近。采用了套管式可變結構的4、5號斷面差別較大。位于主套管上的4號斷面，拱腳和仰拱的破壞程度較無措施和減震縫情況下嚴重。拱頂和邊墻雖然發(fā)生破壞，但應變值均比無措施和減震縫情況下小。拱肩部位仍然未發(fā)生破壞。位于被套管上的5號斷面，除拱腳處發(fā)生輕微破壞外，其余部位均未達到發(fā)生破壞的條件。其上各監(jiān)測點應變平均值比無措施情況下小52.0%，比采用減震縫小50.6%。由此可見，采用套管式可變結構對于保護主套管的上部結構和被套管是有利的，但對主套管的拱腳和仰拱不利?？傮w來講，套管式可變結構比減震縫的減震效果理想，但不論采用何種抗減震措施，隧道結構的拱腳和仰拱均破壞嚴重。因此，拱腳和仰拱是隧道結構抗震加固的重點部位。

3.3 采用可變形抗減震措施的隧道結構破壞形態(tài)

本系列試驗全程采用先進的模型內(nèi)外部觀測系統(tǒng)，可以詳細記錄圍巖試體與隧道結構的破壞過程和最終形態(tài)。試驗結束后將隧道結構完整取出，在內(nèi)外表面輔以手工標示裂紋的方法加強最終破壞形態(tài)的再現(xiàn)。為隧道結構在地震作用下采用可變形抗減震措施的破壞機制研究提供了真實和直觀的研究資料。

通過分析第1組試驗中C 段襯砌的裂紋現(xiàn)象，考察隧道結構在無抗減震措施情況下的破壞形態(tài)（如圖10所示）。隧道的拱腳部位在地震作用下發(fā)生露筋破壞，損毀嚴重；仰拱嚴重隆起；拱頂混凝土大面積脫落；裂紋遍布除拱肩外的隧道橫斷面所有部位。因此，跨斷層的隧道結構施做抗減震措施是很有必要的。采用減震縫措施后（如圖11、12所示），裂縫出現(xiàn)的位置有向一定部位集中的趨勢。B 段襯砌的裂縫集中于拱頂和仰拱部位，仰拱依然隆起破壞，但拱腳僅有裂縫，未被損毀。此外，拱肩處也有少量裂縫。A 段襯砌同樣是構成減震縫的一部分，但裂縫數(shù)量比B 段襯砌少。主要集中于仰拱和右側拱肩，拱腳部位依然是出現(xiàn)裂縫，但未被損毀。對于該斷面類型的隧道結構，拱腳處的半徑較小，易產(chǎn)生應力集中。減震縫的存在可以使得隧道結構發(fā)生相對變位，減小內(nèi)力的作用。因此，A、B 兩段襯砌拱腳僅為開裂，而C 段襯砌拱腳卻損毀。但減震縫的存在并不能改變仰拱破壞的情況。這是因為仰拱的半徑較大，且承受隧道結構與上覆圍巖的重量，易產(chǎn)生較大彎矩而發(fā)生破壞。鑒于試驗的激震方向為垂直于隧道結構軸線的水平向，隧道結構會隨著圍巖發(fā)生往復的剪切變形，從而引起結構橫斷面上產(chǎn)生正負交替的附加彎矩，造成了拱肩發(fā)生開裂[18]。有減震縫的結構段受約束少，自身發(fā)生剪切變形更加明顯。因此，A、B 兩段襯砌在拱肩的裂縫都是貫通裂縫，而C 段襯砌在拱肩為非貫通裂縫。根據(jù)試驗方案，B、C、D 3段襯砌連接為一個整體，而A 段襯砌相對獨立。在地震過程中A 襯砌相對B、C、D 襯砌的變位較大，沿隧道縱向所受內(nèi)力較小。因此，A 段襯砌上裂縫少于B 段襯砌。

圖10 第1組試驗C 段襯砌裂紋(無措施)Fig.10 Cracks on lining C in the first set of test with no measures

圖11 第1組試驗B 段襯砌裂紋(減震縫)Fig.11 Cracks on lining B in the first set of test with absorbing joint

圖12 第1組試驗A 段襯砌裂紋(減震縫)Fig.12 Cracks on lining A in the first set of test with absorbing joint

與第1組試驗結果類似，不采用抗減震措施的第2組試驗C 段襯砌拱腳和仰拱損毀嚴重。裂紋遍布除兩側拱肩外的橫斷面其他部位，且都是貫通裂縫（如圖13所示）。第2組試驗的B 段襯砌作為主套管，拱腳處混凝土大面積脫落，完全破壞。仰拱極為碎裂，已變形呈平板狀。但襯砌橫斷面上部的裂紋較少（如圖14所示）。分析認為B 段襯砌的仰拱和拱腳不僅要承受上覆圍巖和自身上部結構的重量，還要承受A 段襯砌的重量。因此，其拱腳和仰拱損壞最為嚴重。由于A、B 兩段襯砌之間還存在橡塑海綿作為緩沖材料，則B 段襯砌上部破壞較輕。A 段襯砌僅在仰拱靠近拱腳處有一條貫通裂縫，是所分析襯砌中最為完好的一段（如圖15所示）。分析認為，斷面的減小增加了A 段襯砌的整體剛度，使得破壞不易發(fā)生。A 段襯砌的被套部分還有橡塑海綿緩沖保護，則進一步降低了被破壞的可能。此外，A 段襯砌的仰拱僅需承受自身上部結構的重量，上覆圍巖的重量有主套管承擔，并不作用其上。因此，仰拱部位僅為輕微開裂。

圖13 第3組試驗C 段襯砌裂紋(無措施)Fig.13 Cracks on lining C in the second test with no measures

圖14 第2組試驗B 段襯砌裂紋(主套管)Fig.14 Cracks on lining B in the second set of test with outer casing

圖15 第2組試驗A 段襯砌裂紋(被套管)Fig.15 Cracks on lining A in the second set of test with inner casing

4 結論

（1）跨斷層隧道結構設置減震縫，可以減小隧道縱向的整體剛度。在地震作用下，減震縫兩側襯砌振動較為強烈，但隧道沿縱向的變形可以耗散地震傳遞來的能量，從而減小結構的地震動內(nèi)力值和應變值。破壞程度比無抗減震措施輕。

（2）套管式可變形結構中的主套管與被套管之間可以產(chǎn)生相對變位，但又互相約束。采用該措施可以有效保護地震中的主套管上部結構和被套管，但主套管下部結構破壞嚴重。

（3）采用套管式可變結構，將原本的圍巖-襯砌結構體系改變?yōu)閲鷰r-襯砌-減震層-襯砌結構體系，可以增強隧道結構的抗減震性能。同時還兼顧了隧道結構的防水性與震后易修復性，整體性能優(yōu)于單純采用減震縫措施。

（4）采用可變形抗減震結構的同時，必須提高隧道襯砌混凝土的強度。不論采用何種抗減震措施，隧道結構的拱腳和仰拱是抗震加固的重點部位。

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