跨断层隧道可变形抗减震措施振动台试验研究

信春雷，高 波，王英学，周佳媚，申玉生

（西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031）

1 引言

隧道与地下结构受到围岩介质的约束，在地震发生时与围岩之间的相对位移较小。因此，一般被认为是受地震影响很小的工程建筑。然而，1995年日本的阪神地震后，大量山岭隧道与地铁车站受损严重的事实改变了这种普遍的认识[1]。实际上，通过研究20世纪以来世界地震震害资料发现，当地震烈度达Ⅶ度时，就有隧道或地下结构发生轻微破坏的先例，且洞身修复极其困难，特别是跨断层的隧道结构洞身段[2]。如果生命线沿线隧道不能够及时抢通与恢复功能，不能够快速而顺利地保障灾后救援，那么给国民经济造成重大损失就是必然[3-4]。2008年汶川大地震中，受损隧道24座，其总长度为20.42 km。其中，烧火坪隧道、友谊隧道、酒家垭隧道、紫平铺隧道、龙洞子隧道和龙溪隧道等破坏极为严重[5]。这些隧道均跨越了若干断层，且跨断层部位破损严重的事实再次说明，传统的隧道结构抗减震技术与措施已经不能保证高烈度地震区的隧道结构达到“小震不坏，中震可修，大震不倒”的基本要求[6]。目前，我国西部地区的龙门山断裂带成为酝酿大地震的能量源泉是一个基本事实。与之对应的另一个事实是，我国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区。因此，针对高烈度地震区跨断层隧道的新型抗减震措施进行研究是极为迫切且具有现实意义的课题[7]。

理论分析、数值模拟、模型试验和现场调查是现阶段国内外研究隧道与地下结构抗减震问题的4种主要方法[8]。其中，振动台试验为研究隧道结构的抗震能力和破坏机制提供了最为直观的方法。它能够还原隧道结构在地震中的破坏过程和结果，既丰富了现场调查所得出的结论，也是进行数值模拟和理论分析的基础。此外，振动台试验本身能够准确地反应隧道结构的地震响应特征和破坏形态及其与地基之间的相互作用特性等问题。目前采用振动台试验针对跨断层隧道结构抗减震措施的研究主要集中于常规的抗减震措施效果，以及断层的错动效应等[9]。研发跨断层隧道新型可变结构抗减震措施，将其效果通过振动台试验进行验证，是推动该措施应用于工程实践的关键步骤。因此，本文依托在汶川地震中受损严重的龙洞子隧道，采用振动台试验还原该隧道工程跨越多个断层的特征，在跨断层洞身段的不同部位设置不同的抗减震措施进行对比研究，考察新型可变结构抗减震措施的效果。所得结论对高烈度地震区跨断层隧道结构的抗震设防理论与抗减震措施发展有着重要而实际的意义。

2 试验概况与设计

2.1 依托工程概况

试验所依托的龙洞子隧道位于岷江左岸楠木堰庙子坪至龙溪新房子石灰窑厂一带，穿越龙洞子山。岩体受构造影响严重，岩体较为破碎，节理裂隙较发育。隧道共跨越4条断层，F2和F5断层位于隧道洞口处，F3和F4断层穿过隧道结构的洞身段。隧址区地震活动强烈，根据四川省交通厅公路规划勘察设计研究院“地震安全评价报告”，隧址区地震基本列度为VII度[10]。

振动台试验模拟对象为隧道跨F3和F4断层的洞身区段。实际断层面光滑平直，见明显擦痕，断层碎裂岩宽2～5 m，倾角为82°，走向与隧道轴线基本垂直。为了尽可能降低变量对试验结果的影响，突出抗减震措施对特殊情况的适应能力，进而推广到一般情况。同时，又最大限度地遵照依托工程的实际情况。在试验中模拟的断层宽度为2.5 m，倾角为90°，走向与隧道轴线垂直。

2.2 试验设备与相似比设计

本系列试验在国家地震局工程力学研究所的地震工程与工程振动开放实验室进行。地震模拟振动台系电液伺服，可同时或单独模拟三向地震动。配套有先进的Pacific Instruments高性能动态信号采集系统，实现对加速度和应变数据等多达128个输入通道的独立采样（如图1所示）。同时采用SigLab数据采集器进行辅助采集。振动台的技术指标和主要参数见表1。

图1 振动台与数据采集系统Fig.1 Shaking table and data acquisition system

表1 振动台系统主要技术参数Table 1 Main technical parameters of shaking table system

目前的振动台模型试验，有关边界条件的模拟与模型材料的相似等方面还无法圆满解决[11]。但相似关系又直接决定了模型试验的结果能否用于原型的分析，相似模型是确定相似关系的基础。因此，根据所研究动力问题的特点确定模型对原型的相似程度是目前地下工程振动台试验常用的方法[12]。

考虑到振动台试验设备的性能、模型材料的特性与模型制作技术等方面的限制，完全恪守严格相似模型是不可能的。同时，由于隧道结构模型的尺寸较小，且深埋于围岩试体中，不易在模型上附加对结构刚度无影响的重量来弥补模型质量密度的不足以实现人工质量模型[13]。既然试验的内容是对围岩大变形和隧道结构动力破坏机制的研究，则应保持结构模型材料抗力、阻尼特性、应力-应变关系和惯性力与原型材料的相似。因此，本系列试验忽略重力效应的影响，采用重力失真模型。

为了确定模型箱边界效应的影响，对试验模型进行了三维数值分析。根据计算结果、模型箱尺寸与隧道原型尺寸确定了试验的几何相似比为1:25。根据Bukingham π定理以及重力失真模型对试验相似比的要求，以长度、质量密度和弹性模量为基本物理量，推导其他物理量，则模型系统中各项物理量的相似关系见表2。

表2 模型试验相似关系与相似比Table 2 Similarity relations and their likelihood rates for shaking table tests

本系列试验在选用模型箱过程中，充分考虑到其坚固性、边界条件和与振动台台面尺寸匹配等基本要求。此外，模型箱的自振频率还应尽量与模型系统自振频率有较大差别以避免发生共振。模型箱为长方体结构，主体采用专用型钢焊接而成，通过螺栓固定于振动台台面上。模型箱上表面敞开，沿长度方向一面安装有透明玻璃，以便在试验过程中随时观测围岩试体的地震动力响应与破坏形态。

将半无限域土体中的岩土问题有限化为模型箱中来进行研究，这同时引入了人工边界的处理问题[14]。对于模型箱与围岩试体接触的侧面，应尽可能使其光滑以减小试验误差。而承载围岩试体全部重量的模型箱底面应增加摩擦力以避免激震时围岩试体与模型箱底部发生相对滑移。为此，在模型箱内部与激震方向垂直的两侧壁上铺设了一层聚乙烯薄膜。模型箱内部与激震方向平行的两侧壁各铺设了一层17 cm厚的聚苯乙烯泡沫塑料，以减小模型箱端部的影响。模型箱底部原本有一层约10 cm厚的砂浆混凝土垫层，可以防止试验中围岩试体与模型箱发生的相对滑移（如图2所示）。

图2 模型箱边界效应消除措施Fig.2 Mitigation measures against boundary effect of model box

2.3 试验方案设计与测点布置

为了突出研究可变形抗减震措施的效果，在制定试验方案时采用对比的思路进行设计，以达到明确其作用机制与改进的目的。为此，本系列试验分为隧道结构跨断层部位不设置抗减震措施、设置减震缝与设置套管式可变结构3种方案的两组试验（如图3、4所示）。其中，两组试验的B、C 和D 3段衬砌通过环氧树脂植筋胶连接成整体。

图3 第1组试验方案（单位：cm）Fig.3 Scheme for the first set of test(unit:cm)

图4 第2组试验方案（单位：cm）Fig.4 Scheme for the second set of test(unit:cm)

根据依托工程地勘报告中的围岩力学参数，围岩相似材料以粉煤灰、石英砂和机油按照57:31:12的比例混合进行模拟。隧道的衬砌结构采用砂浆混凝土模拟。其中，水泥与中砂质量比为1:6，水灰比为1:1。其间布设的钢筋采用现成的定型钢筋网模拟，纵向与横向钢筋直径均为1.06 mm，纵横向间距均为25.4 mm。结合依托工程地勘报告中有关断层的力学参数，考虑到断层破碎带的实际情况，断层采用直径为1.0～1.5 cm的砾石模拟。

在吸取前人所做跨断层地下结构振动台试验经验的基础上，在图3中1-1截面所在的围岩试体底部采用了断层滑动装置（如图5所示），以实现断层两侧围岩相互错动（两组试验均设置了该装置）。

图5 断层滑动装置Fig.5 Slither setup for simulating faults movement

该装置的基本构造为：首先在模型箱底部搁置一厚度为2 cm的细木工板；在其上钉若干截面为3 cm×2 cm的木条隔挡以避免辊轴错位；在木条之间放上辊轴，再在辊轴上搁置一厚度为1 cm的钢板用以承受上覆围岩的重量。同时，在两断层中间围岩试体与激震方向垂直的两个侧面设置橡塑海绵（如图6所示）。试验过程中，断层滑动装置上部的围岩产生滑动，又因为橡塑海绵而产生回弹，从而实现断层的错动。

图6 断层错动装置（单位：cm）Fig.6 Dislocation setup for simulating faults movement(unit:cm)

在正式试验开始之前，首先进行自由场振动台试验，用以模拟自由场围岩的地震反应，据此获得模型箱内不同位置处围岩的加速度反应，以确定边界效应的影响程度和鉴别模型箱构造的合理性[15]。随后进行正式试验。为了保证减震缝附近的应变片与加速度计能够在地震动力作用下正常工作，以及试验现象的明显和数据的准确，在减震缝断面的表面涂以704硅胶并外贴OPP胶带，防止试验过程中减震缝两侧的衬砌模型发生不必要的摩擦错动破坏（如图7(a)所示）。考虑到实际隧道工程中防水的需要，减震缝两侧衬砌结构密贴在一起，但不胶合。保持二者相互错动的功能。套管式可变形抗减震措施采用两节断面面积不同的隧道模型进行组合，其中外部隧道断面各处内径比内部隧道断面各处外径均大3 cm。其间的间隙采用橡塑海绵填充（如图7(b)所示）。避免在试验过程中二者直接作用发生损坏。

本系列试验主要采用的数据采集传感器为加速度计与应变片。在进行振动台试验之前，已经对试验模型系统进行了深入细致的三维数值模拟，明确了跨断层隧道结构在地震过程中受力较为不利与变形较大的部位。试验之前，有针对性的在这些部位布设传感器（如图3、4所示）。

图7 可变形抗减震措施Fig.7 Deformable anti-seismic and damping measures

图3中传感器编号首字母A代表加速度计，H代表加速度计为水平放置，垂直于隧道结构轴线且与激震方向平行。1、2号加速度计用于考察模型箱的边界效应。4号加速度计用于监测跨断层隧道无抗减震措施情况下的地震加速度响应。3～5号加速度计联合用于监测断层对隧道结构动力响应的影响范围。6号加速度计用于监测隧道结构上设置减震缝的减震效果。7、8号加速度计位于同一高度，分别用于监测两断层之间围岩试体和断层内部的动力响应特征。9号加速度计用于监测模型箱所获得的地震动加速度，是对台面加速度计获得数据的补充。

图3中S代表应变片，图中虚线表示应变片所在断面。第1组试验的应变片共设置4个断面，从右到左依次为1～4号断面。应变片断面所在位置的衬砌内外表面各贴8个应变片，遍布隧道结构的拱顶与仰拱以及两侧拱肩、边墙和拱脚。其中2号断面用于监测隧道跨断层区段无抗减震措施的地震动应变响应特征。4号断面用于监测减震缝的减震效果。1～3号断面联合起来用于监测断层对隧道结构地震动应变响应的影响范围。

图4中AB 两段衬砌构成套管式可变形抗减震结构，监测重点倾向于该结构。其中，5、6号加速度计用于监测主套管衬砌的地震响应；7、8加速度计用于监测被套管衬砌的地震响应。受到较小断面隧道结构的制约，3～6号应变片监测断面均贴置于隧道模型外侧表面。3、4号断面用于监测主套管衬砌的地震动应变响应，5、6号断面用于监测被套管衬砌的地震动应变响应。其他加速度计与应变片设置方案及作用和试验一相同。

2.4 试验加载方案

依托工程龙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处。根据中国地震局以及四川省交通厅公路规划勘察设计院撰写的汶川地震震害检测报告[16]，试验选取对隧道结构影响最大的卧龙地震波东西向分量作为台面输入，与隧道轴线垂直的水平方向进行激震。目的是考察在最不利地震情况下隧道结构跨断层部位与抗减震措施的地震响应和破坏形态。地震波的加速度峰值与持时均根据相似关系进行了调整[17]。调整后的试验波持时为50 s，调整后的卧龙试验波加速度时程曲线与傅氏变换曲线如图8、9所示。

图8 东西向卧龙地震波加速度时程曲线Fig.8 Acceleration time history curve of Wo Long seismic wave in east-west direction

图9 东西向卧龙地震波加速度傅氏变换曲线Fig.9 Acceleration Fourier transform curve of Wolong seismic wave in east-west direction

根据试验的目的，两组试验均输入5条地震动，按照加速度峰值为0.2g、0.4g、0.6g、0.8g 和1.0g由小到大逐步进行试验。试验起始输入的地震动加速度峰值是按照依托工程所在地区为Ⅶ度设防，结合隧道工程耐震性较好的特点所确定；试验结束的条件是以隧道模型能够明显展现破坏形态但仍保持整体不发生坍塌为准则。

3 试验结果分析

本系列模型试验测点布置及加载工况较多，限于篇幅，本文只列出加载地震加速度峰值为1.0g 的最大值情况下具有代表性测点的记录数据，其他详细结果另文分析。

3.1 可变形抗减震措施的地震加速度响应

通过比较第1组试验中的A4和A6加速度计数据可分析隧道结构跨断层区段设置减震缝的效果；通过比较第2组试验中的A3、A6和A7加速度计数据可以分析套管式可变形结构对隧道模型地震加速度响应的影响及其作用（见表3、4）。

表3 减震缝的地震加速度响应Table 3 Seismic acceleration response of absorbing joint

表4 套管式可变形结构的地震加速度响应Table 4 Seismic acceleration response of deformable casing structure

根据表3中的第1组试验数据，A4加速度计处不设置抗减震措施，其采集到的加速度最大值比设置减震缝处的A6加速度计小31.3%，最小值比A6加速度计小23.5%，平均值比A6加速度计小40.9%。尽管A4加速度计受到强烈的断层错动影响，但B、C、D 3段衬砌作为一个整体，在振动过程中随着模型系统做整体运动。而且隧道结构最终并未因断层错动而被完全剪坏，故A4加速度计峰值与振动台台面输入的地震加速度峰值1.0g 接近。A6加速度计位于减震缝处，受断层与减震缝的联合作用。减震缝随着断层的错动发生变位，原本地震传递给隧道结构的能量被减震缝耗散和转化，其中有一部分转化为了减震缝两侧隧道结构产生相对变位过程中的动能。这同时导致了A6加速度计采集到的加速度峰值比台面输入加速度峰值大32.0%。

第2组试验中的A3加速度计与表3中的A4加速度计情况相同，其采集到的加速度峰值接近于台面输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加速度计数值之间。用于监测主套管地震加速度响应的A6加速度计最大值比A3加速度计大26.3%，最小值比A3加速度计大18.3%，平均值比A3加速度计大33.9%。主套管结构在该可变形抗减震系统中用于保护被套管，主套管与被套管可以发生相对变位以耗散掉地震传递给隧道结构的能量，但是二者之间又存在相互约束的关系。因此，主套管受到被套管以及其中橡塑海绵减震层的约束，其地震加速度比单纯采用减震缝略小。其中，第2组试验中A6加速度计比第1组试验中A6加速度计最大值小9.5%，最小值小4.5%，平均值小6.1%。与之对应，被套管结构受到主套管与其中橡塑海绵减震层的保护，加速度计采集到的数值为所分析的5个加速度计中最小的。其中，A7加速度计最大值比无措施下的A3加速度计小12.3%，最小值比A3加速度计小20.4%，平均值比A3加速度计小31.7%。通过对以上数据的比较分析，很显然采用套管式可变形抗减震措施并非简单的牺牲主套管而保全被套管，这种可变形结构的抗减震效果好于单纯采用减震缝结构。设置套管式结构，使得原本的围岩-衬砌结构体系改变为围岩-衬砌-减震层-衬砌结构体系，增强了隧道结构的抗减震性能。从实际工程考虑，套管式结构既解决了减震缝防水性差的问题，又改正了因减震缝存在，隧道结构分段完全独立，不利于震后修复的缺陷。

3.2 可变形抗减震措施的地震动应变响应

通过比较第1组试验中与加速度计位置对应的2、4号应变监测断面，以及第2组试验中同样与加速度计位置对应的1、4、5号应变监测断面获取数据，可以更为深入和详细地评价跨断层隧道可变形抗减震措施的效果。各监测断面应变值见表5。

表5 振动台试验中的隧道结构应变极值Table 5 Maximum strains of tunnel model structures in shaking table tests

隧道模型材料为砂浆混凝土，根据其试块的抗压强度测试数据，材料产生300×10-6应变即发生开裂。第1组试验中无抗减震措施的2号断面除拱肩外，其余部位全部发生破坏。采用了减震缝的4号断面除拱肩外，其余部位应变平均值比2号断面低17.4%，但监测点全部发生破坏。因此，要使得减震缝措施达到理想的减震效果，还需提高隧道衬砌混凝土的强度。第2组试验中无抗减震措施的1号断面与第1组试验中的2号断面情况相同，除拱肩外其余部位破坏严重，具体的应变值也与2号断面接近。采用了套管式可变结构的4、5号断面差别较大。位于主套管上的4号断面，拱脚和仰拱的破坏程度较无措施和减震缝情况下严重。拱顶和边墙虽然发生破坏，但应变值均比无措施和减震缝情况下小。拱肩部位仍然未发生破坏。位于被套管上的5号断面，除拱脚处发生轻微破坏外，其余部位均未达到发生破坏的条件。其上各监测点应变平均值比无措施情况下小52.0%，比采用减震缝小50.6%。由此可见，采用套管式可变结构对于保护主套管的上部结构和被套管是有利的，但对主套管的拱脚和仰拱不利。总体来讲，套管式可变结构比减震缝的减震效果理想，但不论采用何种抗减震措施，隧道结构的拱脚和仰拱均破坏严重。因此，拱脚和仰拱是隧道结构抗震加固的重点部位。

3.3 采用可变形抗减震措施的隧道结构破坏形态

本系列试验全程采用先进的模型内外部观测系统，可以详细记录围岩试体与隧道结构的破坏过程和最终形态。试验结束后将隧道结构完整取出，在内外表面辅以手工标示裂纹的方法加强最终破坏形态的再现。为隧道结构在地震作用下采用可变形抗减震措施的破坏机制研究提供了真实和直观的研究资料。

通过分析第1组试验中C 段衬砌的裂纹现象，考察隧道结构在无抗减震措施情况下的破坏形态（如图10所示）。隧道的拱脚部位在地震作用下发生露筋破坏，损毁严重；仰拱严重隆起；拱顶混凝土大面积脱落；裂纹遍布除拱肩外的隧道横断面所有部位。因此，跨断层的隧道结构施做抗减震措施是很有必要的。采用减震缝措施后（如图11、12所示），裂缝出现的位置有向一定部位集中的趋势。B 段衬砌的裂缝集中于拱顶和仰拱部位，仰拱依然隆起破坏，但拱脚仅有裂缝，未被损毁。此外，拱肩处也有少量裂缝。A 段衬砌同样是构成减震缝的一部分，但裂缝数量比B 段衬砌少。主要集中于仰拱和右侧拱肩，拱脚部位依然是出现裂缝，但未被损毁。对于该断面类型的隧道结构，拱脚处的半径较小，易产生应力集中。减震缝的存在可以使得隧道结构发生相对变位，减小内力的作用。因此，A、B 两段衬砌拱脚仅为开裂，而C 段衬砌拱脚却损毁。但减震缝的存在并不能改变仰拱破坏的情况。这是因为仰拱的半径较大，且承受隧道结构与上覆围岩的重量，易产生较大弯矩而发生破坏。鉴于试验的激震方向为垂直于隧道结构轴线的水平向，隧道结构会随着围岩发生往复的剪切变形，从而引起结构横断面上产生正负交替的附加弯矩，造成了拱肩发生开裂[18]。有减震缝的结构段受约束少，自身发生剪切变形更加明显。因此，A、B 两段衬砌在拱肩的裂缝都是贯通裂缝，而C 段衬砌在拱肩为非贯通裂缝。根据试验方案，B、C、D 3段衬砌连接为一个整体，而A 段衬砌相对独立。在地震过程中A 衬砌相对B、C、D 衬砌的变位较大，沿隧道纵向所受内力较小。因此，A 段衬砌上裂缝少于B 段衬砌。

图10 第1组试验C 段衬砌裂纹(无措施)Fig.10 Cracks on lining C in the first set of test with no measures

图11 第1组试验B 段衬砌裂纹(减震缝)Fig.11 Cracks on lining B in the first set of test with absorbing joint

图12 第1组试验A 段衬砌裂纹(减震缝)Fig.12 Cracks on lining A in the first set of test with absorbing joint

与第1组试验结果类似，不采用抗减震措施的第2组试验C 段衬砌拱脚和仰拱损毁严重。裂纹遍布除两侧拱肩外的横断面其他部位，且都是贯通裂缝（如图13所示）。第2组试验的B 段衬砌作为主套管，拱脚处混凝土大面积脱落，完全破坏。仰拱极为碎裂，已变形呈平板状。但衬砌横断面上部的裂纹较少（如图14所示）。分析认为B 段衬砌的仰拱和拱脚不仅要承受上覆围岩和自身上部结构的重量，还要承受A 段衬砌的重量。因此，其拱脚和仰拱损坏最为严重。由于A、B 两段衬砌之间还存在橡塑海绵作为缓冲材料，则B 段衬砌上部破坏较轻。A 段衬砌仅在仰拱靠近拱脚处有一条贯通裂缝，是所分析衬砌中最为完好的一段（如图15所示）。分析认为，断面的减小增加了A 段衬砌的整体刚度，使得破坏不易发生。A 段衬砌的被套部分还有橡塑海绵缓冲保护，则进一步降低了被破坏的可能。此外，A 段衬砌的仰拱仅需承受自身上部结构的重量，上覆围岩的重量有主套管承担，并不作用其上。因此，仰拱部位仅为轻微开裂。

图13 第3组试验C 段衬砌裂纹(无措施)Fig.13 Cracks on lining C in the second test with no measures

图14 第2组试验B 段衬砌裂纹(主套管)Fig.14 Cracks on lining B in the second set of test with outer casing

图15 第2组试验A 段衬砌裂纹(被套管)Fig.15 Cracks on lining A in the second set of test with inner casing

4 结论

（1）跨断层隧道结构设置减震缝，可以减小隧道纵向的整体刚度。在地震作用下，减震缝两侧衬砌振动较为强烈，但隧道沿纵向的变形可以耗散地震传递来的能量，从而减小结构的地震动内力值和应变值。破坏程度比无抗减震措施轻。

（2）套管式可变形结构中的主套管与被套管之间可以产生相对变位，但又互相约束。采用该措施可以有效保护地震中的主套管上部结构和被套管，但主套管下部结构破坏严重。

（3）采用套管式可变结构，将原本的围岩-衬砌结构体系改变为围岩-衬砌-减震层-衬砌结构体系，可以增强隧道结构的抗减震性能。同时还兼顾了隧道结构的防水性与震后易修复性，整体性能优于单纯采用减震缝措施。

（4）采用可变形抗减震结构的同时，必须提高隧道衬砌混凝土的强度。不论采用何种抗减震措施，隧道结构的拱脚和仰拱是抗震加固的重点部位。

[1]IWATATE T，DOMON T，NAKAMURA S.Earthquake damage and seismic response analysis of subway station and tunnels during the great Hanshin-Awaji earthquake[C]//23rdGeneralAssemblyofthe InternationalTunnellingAssociationonRock Characterisation for Tunnelling.Vienna:[S.n.]，1997，1:45-51.

[2]方林，蒋树屏，林志，等.穿越断层隧道振动台模型试验研究[J].岩土力学，2011，32(9):2709-2714.FANG Lin，JIANG Shu-ping，LIN Zhi，et al.Shaking table model test study of tunnel through fault[J].Rock and Soil Mechanics，2011，32(9):2709-2714.

[3]西南交通大学.高烈度地震区隧道灾后恢复重建关键技术研究[R]//国家自然科学基金结题报告.成都:西南交通大学，2009.

[4]LI XUE，LIU XIAOLI，LI JINGGANG，et al.Factor analysis induced geological disasters of the M7.0 Lushan earthquake in China[J].Geodesy and Geodynamics，2013，4(2):22-29.

[5]LI T B.Damage to mountain tunnels related to the Wenchuan earthquake and some suggestions for aseismic tunnel construction[J].Bulletin of Engineering Geology and the Environment，2012，71(2):297-308.

[6]王峥峥.跨断层隧道结构非线性地震损伤反应分析[博士学位论文D].成都:西南交通大学，2009.

[7]耿萍.铁路隧道抗震计算方法研究[博士学位论文D].成都:西南交通大学，2011.

[8]孙铁成，高波，王峥峥.双洞隧道洞口段抗减震模型试验研究[J].岩土力学，2009，30(7):2021-2026.SUN Tie-cheng，GAO Bo，WANG Zheng-zheng.Aseismic and seism-reducing modeling study for entrance of two-track tunnels[J].Rock and Soil Mechanics，2009，30(7):2021-2026.

[9]CHEN J，SHI X J，LI J.Shaking table test of utility tunnel non-uniform earthquake wave excitation[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2010，30(11):1400-1416.

[10]四川省交通厅公路规划勘察设计研究院.国道317、213线都江堰至汶川公路高速路段地震灾后恢复重建方案设计汇报材料[R].成都:四川省交通厅公路规划勘察设计研究院.2008.

[11]郑永来，杨林德，李文艺，等.地下结构抗震[M].上海:同济大学出版社，2005.

[12]王明年，崔光耀.高烈度地震区隧道减震模型的建立及其减震效果模型试验研究[J].岩土力学，2010，31(6):1884-1890.WANG Ming-nian，CUI Guang-yao.Establishment of tunnel damping model and research on damping effect with model test in highly seismic area[J].Rock and Soil Mechanics，2010，31(6):1884-1890.

[13]王峥峥，高波，索然绪.双洞隧道洞口段抗减震振动台试验[J].中国公路学报，2009，22(2):71-76.WANG Zheng-zheng，GAO Bo，SUO Ran-xu.Shaking table tests on entrance anti-seism of double track tunnels[J].China Journal of Highway and Transport，2009，22(2):71-76.

[14]CHEN G X，WANG Z H，ZUO X，et al.Shaking table test on the seismic failure characteristics of a subway station structure on liquefiable ground[J].Earthquake Engineering and Structural Dynamics，2013，42(10):1489-1507.

[15]徐华，李天斌，王栋，等.山岭隧道地震动力响应规律的三维振动台模型试验研究[J].岩石力学与工程学报，2013，32(9):1762-1771.XU Hua，LI Tian-bin，WANG Dong，et al.Study of seismic responses of mountain tunnels with 3D shaking table model test[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2013，32(9):1762-1771.

[16]四川省交通厅公路规划勘察设计研究院.国道213线都江堰至汶川高速公路龙洞子隧道地震灾后检测报告[R].成都:四川省交通厅公路规划勘察设计研究院.2008.

[17]XIA JIENING，CHEN ZHIGAO，HUANG JUN，et al.Comparison of the cumulative absolute velocity and acceleration peak value based on Wenchuan earthquake data[J].Geodesy and Geodynamics，2014，5(3):46-54.

[18]ASAKURA T，KOJIMA Y.Study on the damage mechanism of mountain tunnel under earthquake and improvement of earthquake resistance[R].Japan Kyoto:Railway Technical Research Institute，2006.