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GB50909-2014 城市轨道交通结构抗震设计规范.pdf

6.9.4当采用波动法输人时，考虑波的传播特性，在人

位移或应力边界条件实现人射波动的能量输人。当采用振动法 人时，一般采用输人基岩加速度，结构对于基岩做相对运动，在 构上施加惯性力来实现。

7.1.2结构性能要求1须保证构件在地震中保持线弹性工作状 态，构件内力、应力等不超过以强度表征的承载能力。地震反应内 力应参与相应结构常规设计规范中要求的内力组合后进行强度验 算。关于强度验算的内容，在现行国家标准《铁路工程抗震设计规 范》GB50111和《建筑抗震设计规范》GB50011中已作规定，本规 范不再作补充说明。 结构性能要求和血条件下，为保证设计的安全性和经济型，结 合城市轨道交通结构特点和本规范的分析、验算方法，要求对结构 和构件进行以变形和位移为指标的验算。其中，变形验算确保延性 构件具备足够的变形能力，位移验算则保证结构整体的完整性。 钢筋和钢骨混凝土构件抗震验算流程图（图11）和柱式钢管 混凝士构件和柱式钢构件抗震验算流程图（图12）

DB13(J)／T 300-2019 城市综合管廊工程施工及质量验收规范（京津冀区域协同工程建设标准）7.2钢筋和钢骨混凝土构件

7.2.1钢筋混凝土或钢骨混凝土构件因构件的变形及破坏形态 不同，其损伤的过程及损伤的状况有所不同，因此应使用能恰当表 现构件破坏状态的性能指标。构件的形态分为柱式构件和受面内 力的壁式构件。构件的破坏形态应分为弯曲破坏和剪切破坏。 通过比较构件的抗剪能力与构件达到抗弯能力时所对应的最 大剪力，来判定钢筋混凝土构件的破坏形态时，构件的最大剪力应 由实际弯曲抗力求得。因此在计算弯曲抗力时应考虑全部轴向钢 筋和钢骨，且采用钢材实际届服强度，同时也应根据破坏截面的不 同考虑弯曲抗力的增强等影响，

式钢管混凝土构件和柱式钢构件抗震

（3）Caltrans规范中系数c2旨在计入轴尚力对混凝土剪切抗 力的提高，由于在地震作用下，墩柱尤其是群桩构件轴力的取值变 动较大，因而本规范偏保守取C21.0。 7.2.2、7.2.3钢筋混凝土或钢骨混凝土构件的荷载和位移的关 系与轴向压力的作用程度有关。本规范主要针对具有明显延性的 破坏形态给出了钢筋混凝土构件的损伤验算指标。轴向压力比较 大的情形，构件的破坏形态缺少延性，验算指标需要另外进行研究

本规范对钢筋混凝土构件性能等级的划分主要参考日本公路 桥梁抗震规范《道路桥示方书V耐震设计篇》。该规范采用构件 变形为指标衡量构件延性能力，按下式计算：

表3钢筋混凝士桥墩容许延性系数计算时的安全系数

该安全系数α主要表征构件进入非线性的塑性变形占屈服平 台段的比例（图13）。假定构件屈服后，构件塑性转动全部发生在 塑性区中心，塑性变形按下式计算：

图13日本道路桥梁抗震规范钢筋混凝土构件容许延性示意图 P，一等效屈服力；Pyo一首次屈服力；Syo一首次届服变形； 一属服变形：一极限变形

式中:8,样 构件塑性变形,8=88%；

.一塑性铰区塑性转角，0.=0一0。 8和分别为实际反应变形和塑性铰区转角。 而极限变形对应的塑性变形与塑性铰区塑性转角之间的关系 为：

因而，采用构件变形和塑性铰区局部转角描述构件延性时，对 应同一性能等级，其α系数可取相同限值。以塑性铰区转角表达 的延性系数界限值为：

本规范采用塑性铰区转角延性系数表达构件的转动能力，并 将日本规范安全系数取倒数作为乘子。同时，根据现行国家标准 《工程场地地震安全性评价技术规范》GB17741，采用综合概率法 以及中国地震烈度区划图的编制方法，我国地震作用的确定不区 分直下型和板块边缘型，因而将性能系数规定为表7.2.3中的数 直，以表达各性能等级的延性限值。为保证构件具备足够的塑性 变形余，采用安全系数K对塑性铰区极限塑性转角作折减，因 而公式（13）可以重写为：

因而塑性铰区设计转角为：

7.2.4一些桥梁构件，如墙式桥墩等，横断面两个方向的几何尺 度相差悬殊，可以看成平面构件。当设计地震力作用于平面构件 的面外方向时，抗震验算可以作为柱式构件处理。但当设计地震

力作用于平面构件的面内方向时，应作为板构件处理，按附录F.2 验算抗剪性能，

7.3钢管混凝土构件和钢构件

7.3.1钢管混凝土构件的抗力及变形性能的计算，应考虑钢管的 材料非线性特性或局部压屈、填充混凝土的非线性特性等影响。 本规范介绍的方法使用范围为轴压比小于0.3的情况。在超过此 标准的高压轴向力作用时其变形性能应另行研究。 与圆形截面的构件相比，矩形截面构件的局部压屈抵抗能力 较弱，其变形性能较差。矩形截面的变形性能因试验数据有限， 般情况下难以定量计算，需要另外进行详细研究。 7.3.2采用与钢筋和钢骨混凝土类似的方式对钢管混凝土与钢 构件进行性能等级划分。一般情况下，认为钢管混凝土与钢构件 然温物用丽共国铭温辉物件业

般情况下难以定量计算，需要另外进行详细研究。 7.3.2采用与钢筋和钢骨混凝土类似的方式对钢管混凝土与钢 构件进行性能等级划分。一般情况下，认为钢管混凝土与钢构件 的抗震性能优于钢筋混凝土构件，因而，其α在钢筋混凝土构件的 基础上适当增大

7.4.1置于土中的桩基础结构物，其性能与地面以上的构件的性 能有所不同。本规范综合考虑构件抗震性能、地基土承载力等指 标，验算桩基础整体抗震性能。 为确保结构物整体的安全性及必要的功能应进行械其础位致

7.4.1置于土中的桩基础结构物，其性能与地面以上的构件的性

7.4.1置于土中的桩基础结构物，其性能与地面以上的构件的性 能有所不同。本规范综合考虑构件抗震性能、地基土承载力等指 标，验算桩基础整体抗震性能。 为确保结构物整体的安全性及必要的功能，应进行桩基础位移 验算。从结构物整体的安全性考虑应保证结构物不发生落梁或崩塌 从结构物的功能考虑应保证列车行驶安全和地震后结构物的使用。 7.4.2扩大基础的震害以及相关的研究工作目前比较缺乏，本规 范关于其抗震性能等级的规定，主要参考日本《铁道构造物等设计 标准同解说一耐震设计》的规定

7.4.2扩大基础的震害以及相关的研究工作目前比较缺乏，本规

7.5.1板式橡胶支座在抗震性能等级为1 时,应保证支

板式橡胶支座在抗震性能等级为1时，应保证支座的正常

7.6.1比较各国抗震规范对梁的搁置长度的要求，可以看出，虽 然各规范均采用的经验公式来进行设计，但各自考虑的要点并不 相同。美国AASHTO规范考虑的影响因素有：桥面板长度、墩台 高度、偏角；Caltrans规范考虑的影响因素有：预应力、混凝土徐变 收缩、温度、计算地震上下部结构相对位移；欧洲统一规范考虑的 因素有：确保竖向荷载安全传递的最小支撑长度、设计地震位移、 由于结构变形支撑的有效地震变形；日本抗震规范考虑的因素有： 跨径、地震造成上部结构与下部结构顶端的相对位移、地震时地基 应力产生的地基相对位移等。为保证在E3地震作用下，不致出 现落梁现象，本规范参照美国Caltrans规范对梁端支承长度验算 进行了规定。 7.6.2本条规定参照了日本《铁道构造物等设计标准·同解说》 (1999)的规定。

.7.1～7.7.3根据本规范所提出的各种抗震设防水准下的设防 性能自标，隧道与地下车站结构性能要求有工、Ⅱ两个等级。限于 当前地下结构抗震性能研究水平及有限的研究成果，目前地下车 站结构的抗震验算仍主要参照地面建筑的抗震验算内容。 纵向抗震验算，应充分考虑隧道与地下车站和伸缩缝等连接 部位的变形能力、极限承载力以及防水能力。伸缩缝等连接部位

力的急剧下降甚至丧失，震后结构物难以修复。以往的震害调 表明，钢筋混凝土墩柱的剪切破坏往往是桥梁倒塌的重要成因， 而抗震设计中，应通过验算和构造设计保证构件在地震中不发 剪切破坏。

8.1.3根据本规范城市轨道交通结构抗震设防水准下的

防目标和性能要求，通过常规设计，确保结构体系中的构件为延性 构件，结构不发生脆性破坏。同时考虑到地震后结构物修复的难 易程度，尽可能地保证结构局部发生破坏（即塑性铰），以缩短震后 结构物修复时间和减少结构物修复费用。因此，选择在地震中预 期出现的弯曲塑性铰的合理位置，保证结构能形成一个适当的塑 性耗能机制，通过强度和延性设计，确保潜在塑性铰区域截面的结 构性能是行之有效的方法之一。 大量桥梁震害调查案例显示，桥梁墩柱是地震引起桥梁破坏 的主要构件，因此将桥梁结构的主要塑性变形区预设在桥梁墩柱 上（图14）是合理的选择。这一做法也符合常规荷载下桥梁合理 体系设计的一般概念。因此将塑性铰预设在桥梁墩柱上成为桥梁 抗震延性设计的普遍共识。对于延性差的墙式桥墩等情形，在保 证基础的整体稳定性的前提下，可以考虑将塑性变形区设置在桩 顶处。

图14梁式桥墩柱塑性铰区域 1一塑性铰区

8.1.4减震消能技术已经日益发展成熟，并获得了越来越多

，一些情况下可以显著改善桥梁等结构的抗震性能。在城市轨 交通结构的抗震设计中，在保证其他性能要求的前提下，可以利 减震消能技术。

(a)抗震设防地震动分档为0.10(0.15)g (b)抗震设防地震动分档为0.20(0.30)g 及以下地区箍筋布置 及以下地区箍筋布置 图15矩形截面箍筋或横向钢筋（拉筋）布置示意图

2纵向钢筋对药束混凝土墩柱的延性有较大影响，因此，延 生墩柱中纵向钢筋含量不应太低。各国抗震设计规范都对墩柱纫 向最小、最大配筋率进行了规定，其中，美国AASHTO规范（2004 年版）建议的纵筋配筋率为0.01～0.08；现行国家标准《建筑抗震 设计规范》GB50011建议为0.008～0.004；现行行业标准《公路

工程抗震设计规范》T004建议的最小配筋率为0.004，对最大 配筋率没有规定。根据我国桥梁结构的具体情况，本规范建议墩 柱纵向钢筋的最小配筋率为0.05。 横向钢筋在桥墩柱中的功能主要有以下三个方面：①用于约 束塑性铰区域内混凝土，提高混凝土的抗压强度和延性；②提供抗 剪能力；③防止纵向钢筋压曲。各国抗震设计规范对塑性铰区域 横向钢筋的最小配筋率都进行了具体规定。美国AASHTO规 范、欧洲规范Eurocode8、国家现行标准《公路工程抗震设计规范》 ITJ004及《建筑抗震设计规范》GB50011对横向钢筋最小配筋率 都有具体规定。综合国内外主要地震国家桥梁抗震设计规范的规 定，本规范规定配箍率不低于主筋配筋率的1/4，且不应低于0.3%。 由于表层混凝土保护层不受横向钢筋约束，在地震作用下产 生剥落，这层混凝土不能为横向钢筋提供锚固。因此，所有箍筋都 应采用等强度焊接来闭合，或者在端部弯过纵向钢筋到混凝土核 心内，角度至少为135°。 在进行混凝土结构物的抗震设计时，一般假设构件的纵向钢 筋能承受发生屈服的反复荷载作用，因此，与通常的混凝土结构物 细部构造应有所不同。为了确保钢筋充分发挥其强度，纵向钢筋 必须在构件接合部进行充分锚固。对于离桥墩底部至截面高度 1.5倍范围内设置的钢筋接头所应具有的性能，除高强度钢筋等 特殊钢筋以外，钢筋在1.2倍届服强度以上的拉力、1.1倍届服强 度以上的压力的反复作用下，不发生折断或龟裂等损伤。 由于地震时的反复荷载作用，塑性铰范围内纵向钢筋使用搭 接接头时，如混凝土保护层脱落，则不能充分发挥接头的性能。因 此，在可能发生混凝土保护层脱落的范围内原则上不能使用搭接 接头。如遇特殊情况，在保证强度的前提下，可采用焊接接头。 3设置箍筋的目的主要为抵抗剪力、防止主筋压屈、增强核 心混凝土的横向约束及防止粘看劈裂。箍筋端部即使弯成135 以上并锚固在内部混凝土中，如果锚固长度不足，也达不到设计时

假设的变形性能，因此应采用焊接或螺旋箍筋形式。但是，如必须 采用箍筋弯钩角度为135°以上并锚固在混凝土中时，钢筋弯钩长 度宜大于10倍钢筋直径。 如矩形截面构件的截面尺寸较大，距截面转角处较远部位箍 筋的约束作用会降低。因此，截面内的箍筋间距应为箍筋直径的 48倍以下以保证其效果不显著降低。截面内的中间部位配置的 拉筋在构件轴向的间距宜与箍筋间距相同。 8.4.2柱式桥墩和排架桩墩的柱（桩）与盖梁、承台连结处等的截 面变化部位，在强烈地震时容易遭到破坏，而这些连结部位的配筋 不足是造成破坏的重要原因之一。为了提高这些部位的连结强 度，应保证其配筋不少于柱（桩）本身的最大配筋。为了减轻柱 （桩）式墩截面变化部位的破坏，可将突变截面改做成喇叭形渐变 截面。当施工有困难时，也可在截面突变部位适当增加配筋，予以 加强。 桥梁震害调查资料表明，柱墩的顶部和底部、桩的顶部和地面 线或一般冲刷线处最容易破坏，这些位置处的箍筋应当适当加密。 本规范规定的箍筋加密区段的高度参考了美国AASHTO规范的 规定。

假设的变形性能，因此应采用焊接或螺旋箍筋形式。但是，如必须 采用箍筋弯钩角度为135°以上并锚固在混凝土中时，钢筋弯钩长 度宜大于10倍钢筋直径。 如矩形截面构件的截面尺寸较大，距截面转角处较远部位箍 筋的约束作用会降低。因此，截面内的箍筋间距应为箍筋直径的 48倍以下以保证其效果不显著降低。截面内的中间部位配置的 拉筋在构件轴向的间距宜与箍筋间距相同。 8.4.2柱式桥墩和排架桩墩的柱（桩）与盖梁、承台连结处等的截

8.4.4、8.4.5钢骨的锚固及连接的设计，应保证钢骨混凝土构件 的抗力及变形性能。因此锚固及连接部位不应先于钢骨混凝土构 件的其他部位发生破坏，连接构件也不宜出现在塑性铰部位， 8.4.6钢管混凝土桥墩为避免钢管套箍作用的削弱或丧失导致 钢管混凝土抗力的衰减，应采用圆形截面形式。

8.4.7、8.4.8为使钢构件其有较好的变形性能，则矩形截面护墙 板的宽厚比参数R.在加劲截面时为0.5以下、无加劲截面时为 0.7以下。圆形截面最初发生局部压届后变形会集中，由此会发生 桥墩倾斜，并随着变形的进一步发展，在圆周方向会出现裂缝。为

了防正此现象的发生，开保证变形性能，应设定径厚比参数的限 制。为了防止圆钢管构件因剪切及扭转而发生压屈或局部变形， 可以设置环形加劲板或隔板，其最大间距一般为钢管外径的3倍 以下。对于径厚比R/30情况，钢管的变形性能已可以得到保 证，可不设置加劲构件。 8.4.11为了避免在地震作用下因支座非水平设置产生下部结构 中附加或不均匀内力，也为了避免支座因受力不均匀产生局部破 坏，要求支座水平设置。

.4.11为了避免在地震作用下因支座非水平设置产生下部结 中附加或不均匀内力，也为了避免支座因受力不均匀产生局部码 不，要求支座水平设置，

1抗震设防地震动分档为0.05g区和抗震设防地震动分档 为 0.10(0.15)g区。 1）对于桥梁支座而言，纵向承受的水平地震荷载较横向大， 为防止落梁，除桥梁支座的锚栓、销钉、防震板等应有足够的强度 外，一般只着重采用纵向梁端连接措施和支挡设施。 2）对于高烈度区的大跨桥梁，纵向设置的消能装置，可共同承 受水平地震荷载的作用，消能装置应有足够的强度。消能装置还 应考虑梁因温度等变化而产生的位移影响。 3）使用横向和纵向限位装置可以实现桥梁结构的内力反应和 位移反应之间的协调。一般来讲，限位装置的间隙小，内力反应增 大；相反，若限位装置的间隙大，则内力反应减小，但位移反应天。 横向和纵向限位装置应使内力反应和位移反应二者之间达到某种 平衡；另外，纵向限位装置位移能力应与支座部分的位移能力相适 应。 梁式桥横向落梁或斜桥扭转滑移落梁的例子很少，并且主要 发生在高烈度区。一般震害是板梁部分旁落，架倾斜，其原因是 桥面系整体性差或稳定性不足造成的，因此，本条规定对梁桥各片 梁必须加强横向联系。

2抗震设防地震动分档为0.20（0.30）g区和抗震设防地震 动分档为0.4g区。 1）连续梁桥在强烈地震时，如每一一联只在一个墩上设置固定 支座，其余为活动支座，只依靠一个固定支座墩来承受整个一联上 部构造所产生的水平地震荷载，在技术上比较困难，在经济上也不 合理。近年修建的连续梁桥，也考虑了同时儿个桥墩（台）采用板 式橡胶支座作为固定支座，其余墩（台）采用滑板支座，这种办法是 可行的。 2地震的宏观现象表明，地震竖向运动的影响在极震区是很 显著的。地震开始时是上、下跳动，随后是水平晃动。因此，对于 9度（地震动分档为0.40g）区桥梁活动支座，为防止上部结构上 抛而损坏，应采用限制竖向位移的措施。 本条的规定比现行国家标准《建筑工程抗震设防分类标准》 GB50223有所提高；对于标准设防类的抗震设防地震动分档为 0.05g和抗震设防地震动分档为0.20（0.30）g区的结构，抗震措 施要求有所提高；对于重点设防类和特殊设防类的抗震设防地震 动分档为0.10（0.15）g区的结构，抗震措施有所提高。 8.5.2在主要结构构件之间用挡块、螺栓连接和钢板莲接等防止 纵、横向落梁措施。板桥与梁桥在强烈地震时，由于地震惯性力的 作用和地基变形、地基失效及岸坡滑移引起墩台变位，很可能在 上、下部结构之间产生过大的相对位移而造成落梁破坏。1970年 的通海地震、1975年的海城地震、1976年的唐山地震等强烈地震 和2008年汶川地震，都有不少落梁破坏的实例。

9.1.2抗震构造措施不同于抗震措施。历次大地震的震害表明， 司样或相近的建筑，建造于I类场地时震害较轻，建造于Ⅲ、I类 场地时震害较重。 对1类场地仅降低抗震构造措施，不降低抗震措施中的其他 要求，如按概念设计要求的内力调整措施等。对Ⅲ、IV类场地，仅 提高抗震构造措施，不提高抗震措施中的其他要求。

9.1.2抗震构造措施不同于抗震措施。历次大地震的震害表明

9.3.1高架车站从结构类型来看，基本属于建筑结构；从荷载类 型来看，主要承受的还是建筑荷载。因此，本规范在非地震荷载 （作用）取值、分类和抗震荷载组合中采用现行建筑抗震设计规范 中的方法。但是高架车站上有列车，因此验算时要考虑列车荷载； 当有列车时，顺桥方向，由于车轮的作用，地面运动的加速度很难 传递到列车上，因此纵向可以不计列车产生的水平地震作用，但活 载竖向力按列车竖向静活载的100%计人：活载的横向地震力， 般而言，只有地震时恰好桥上有列车通过，而地震的主要振动方向 又在横向，才可能使列车活载产生最大的水平地震力，这种概率很 小。考虑到列车车架上有弹簧，对横向振动有一定的消能作用，而 且地震的主要振动方向不一定与横向一致，因此有横向地震作用 可按列车活载的50%计算。 一叶小 州山一

囊有利，但是为结构安全考虑，在高架车站结构的抗震设计中对 基液化减小地震力的有利作用不予考虑；另一方面，地基液化还可

能导致上部结构过度下沉或倾斜，对上部结构产生破坏作用，因此 要考虑两种条件下的不利工况。 9.3.3对于高架车站在性能要求1的抗震设计，主要采用了建筑 结构抗震设计的方法，引人了承载力抗震调整系数。承载力抗震 调整系数参考国家现行标准《建筑抗震设计规范》GB50011、《型 钢混凝土组合结构技术规程》JGJ138、《矩形钢管混凝土结构技术 规程》CECS159等给出

能导致上部结构过度下沉或倾斜，对上部结构产生破坏作用 要考虑两种条件下的不利工况

9.3.5高架车站结构中如采用预应力混凝土结构，预应力混

整应满足现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011规范中对 页应力强度比，考虑受压钢筋的混凝土受压区高度和有效高度之 以及梁底和梁顶非预应力筋配筋量的比值等抗震设计要求

9.3.8目前现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011末

基于性能的抗震设计方法，对于性能要求Ⅱ和Ⅲ的抗震验算，本规 范按第7章的方法利用弹塑性反应谱或非线性时程分析方法进行 设计。

10.1.2现行国家标准《地铁设计规范》GB50157中仅规定了荷 载的分类，荷载的组合及组合系数是参考现行国家标准《建筑抗震 设计规范》GB50011的规定。 10.1.3除地震动是引起结构破坏的直接原因外，场地条件恶化 也是地震造成城市轨道交通区间隧道和地下车站结构破坏的次生 原因。例如，地震引起地表错动与地裂，地基土不均匀沉陷、滑坡 和粉、砂土液化等。因此线路的布置宜选择有利地段，避开不利地 段。 当隧道结构在情况1和2下，认为隧道结构存在纵向刚度不 均匀和穿越地层不均匀。这两种情况下，隧道在地震时有可能发 生较天的纵向不均匀沉降，因此应进行动力时程分析，必要时尚应 考虑竖向地震作用影响。 10.1.4抗震构造措施是提高E3地震作用时结构整体抗震能 力、保证其实现预期设防目标、延迟结构破坏的重要手段。合理的 抗震构造措施，可以充分发掘结构的潜力，在一定条件下，比单纯 依靠提高设防标准来增强抗震能力更为经济合理。以往震害资料 显示，地下结构主要在结构连接处发生破坏，因此，提高结构连接 处的整体抗震能力，采取必要的构造措施有利于提高地下结构抗 震性能。目前我国对地下建筑结构抗震设计中结构构件所采用的 抗震构造措施研究还很缺乏，在实际设计中主要参照地面建筑结 构的抗震构造措施进行设计。

10.1.5地下结构在液化土体中经常遇到的一个问题是上

构安全考虑，在隧道结构的抗震设计中对地基液化减小地震力的有 利作用不予考惠；另一方面，地基液化还可能导致结构过度下沉或 斜，对结构产生破坏作用，因此要考虑两种条件下的不利工况。 Schmidt和Hashash（1999）研究分析了液化地层中隧道的上浮 机制，即随着隧道的上升，液化土体向产生位移的隧道下方运动，进 一步提升隧道。防止重量相对较轻的地下结构上浮的一种方法是 通过运用防渗墙和隔离原理（图15）。防渗墙可采用板桩墙也可采 用旋喷柱或石柱来改善土体。带有排水功能的板桩（SPDC)还能减 小地震产生的过孔隙水压力。Tanaka等人所做振动台试验表明 SPDC可以有效地防止采用普通板桩遭受损坏的结构的上浮。

图15防渗墙防止液化引起隧道上浮的隔离原理 1一松散的回填土；2一液化土层的流动；3一隧道上浮；4一上浮力； 5一原状土；6一排水垫层；7一石柱隔离墙；8插入原状土；9一旋喷隔离墙

防渗墙可以抑制地下结构底部和地基中的过孔隙水压力上 升。较长防渗墙的上浮要小于较短防渗墙，这表明防渗墙可有效 地减小地下结构模型的上浮速度和累积竖向位移。 减轻液化引起的侧向运动在技术上唯一可行的方法是加固地 基。除非危害发生的位置确定或侧向运动较小，否则无法确定 地下结构的设计思想，即地下结构是抵抗该运动还是适应该运 动。 防止支承隧道地基土液化的措施有：①基底土换填；②采用注 浆、旋喷或深层揽拌等方法进行基底土加固，处理深度达到可液化 土层的下界。 地层液化后仍使隧道保持稳定的措施有：①在隧道两侧设置 防渗墙；②在隧道底部设置摩擦桩；③将围护结构嵌入非液化土 层。 10.1.6、10.1.7大量震害资料表明，简单、对称的结构在地震时 较不容易破坏。而且简单、对称的地下结构外力传递路径明确，容 易估计结构地震时的反应，采取相应抗震构造措施和进行细部处

10.2隧道结构地反应计算

10.2.1隧道地震反应计算，应根据设防要求、场地条件、结构类 型和理深等因素，选用能较好反映其地震工作性状的计算分析方 法，如反应位移法、反应加速度法和时程分析法。其中，反应位移 法和时程分析法可用于横向和纵向地震反应计算，反应加速度法 可用于横向地震反应计算。 10.2.2、10.2.3不同于上部结构地震反应特性，地下结构物随周 边地层的振动而振动，受惯性力影响小。只要周边地基的动态能 精确地预测，根据反应位移法或反应加速度法进行静力分析可以 比较精确地算出反应值。因此，具有一般地层条件和结构形式的 隧道，可采用反应位移法或反应加速度法进行抗震分析。

10.2.4时程分析法即结构直接动力法是普遍适用的一般方 法。其基本原理为：将地震运动视为一个随时间而变化的过程， 并将地下结构物和周围岩土体介质视为共同受力变形的整体， 通过直接输人地震加速度记录，在满足变形协调条件的前提下 分别计算结构物和岩土体介质在各时刻的位移、速度、加速度： 以及应变和内力，并进而验算场地的稳定性和进行结构截面设 计。时程分析法具有普遍适用性，在地质条件、结构形式复杂： 隧遂道结构宜考虑地基和结构的相互作用以及地基和结构的非线 性动力特性时，应采用这一方法，且迄今尚无其他计算方法可以 代替。

10.3.1地下车站结构地震反应计算，应根据设防要求、场地条 件、结构类型和埋深等因素，选用能较好反映其地震工作性状的计 算分析方法，如反应位移法、反应加速度法和时程分析法。其中， 反应位移法和时程分析法可用于横向和纵向地震反应计算，反应 加速度法可用于横向地震反应计算。 隧道与地下车站结构的抗震设计流程一般如图16。 10.3.2E2地震作用下的内力分析是本规范对结构地震反应截 面承载力验算最基本的要求。按本规范的规定，地下结构当遭受 低于本地区抗震设防地震动分档的设计地震（E2地震）影响时，性 能要求为I。与此相应，地下结构在E2地震作用下的反应分析 的方法，截面抗震验算，以及层间弹性位移的验算都是以线弹性理 论为基础。因此本条规定当地下车站结构进行E2地震作用下的 内力和变形分析时，可假定结构与构件处于弹性工作状态。 按本规范规定：当地下结构遭受高于本地区抗震设防地震动 分档的预估的E3地震影响时，性能要求为Ⅱ。特别是结构体型 和抗侧力系统复杂时，将在结构的薄弱部位发生应力集中和弹塑 性变形集中严重，会导致重大的破坏甚至有倒塌的危险。因此本

规范提出了检验地下结构抗震薄弱部位采用非线性分析方法的要 求。

隧道与地下车站结构的抗震设计流

考虑到非线性分析的难度较大，规范只限于对特别不规则关 其有明显薄弱部位可能导致重大地震破坏，特别是有严重的变

集中可能导致地震倒塌的结构。 第4款按照构造特点及其在系统安全运营中的重要程度，对 不同类型的地铁车站抗震设计提出的计算要求。枢纽站和多层换 乘站等重要地铁车站需考虑水平向和竖向地震的联合作用。

10.4.1抗震性能验算是根据结构物的类型和地震动的等级对结 构的抗震能力进行检验，地面结构抗震验算规定不对抗震设防地 震动分档0.05g及以下的结构进行抗震验算，但应符合有关抗震 措施的要求。地下结构的抗震性能优于地面结构，但考虑到轨道 交通地下结构的重要性较高，修复困难，本规范规定对抗震设防地 震动分档0.10（0.15）g及以上的地下结构进行抗震验算，抗震设 防地震动分档0.10(0.15)g以下的地下结构采取构造措施处理。 10.4.2根据本规范第3.2节的要求，在满足设定的结构抗震性 能要求下，构件也要满足性能等级要求。因此对于地下结构应同 时对结构整体和构件进行抗震性能验算。

10.5.1由于受到周围介质的纳束，地下结构的抗震特性与地面 结构有所不同。地下结构抗震措施应考虑不同的围岩条件和施工 方法，根据其自身特点有针对性地采取抗震构造措施。然而，现阶 段我国在地下车站和区间隧道等地下结构抗震设计理论方法和抗 震构造措施方面尚缺乏深人系统的理论和试验研究。因此，在没 有充足的科学数据支撑情况下，隧道及地铁车站结构的抗震构造 昔施参照相关规范中有关条文规定执行是合理可行的。这也与现 价段设计院进行地下结构设计主要参照铁路系统和地面民用建筑 结构抗震要求的现状相符。

0.5.2本条文与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB5001

等级可采用三级，特殊设防类、重点设防类结构按规定提高一档石 定其抗震等级。因此，本规范将特殊设防类、重点设防类结构的 震等级取为二级。

10.5.3现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011规定.地下

一层以下抗震构造措施的抗震等级可逐层降低一级。同时，地震 震害表明，结构在地震时的破坏程度与其在土中的埋置深度有关， 结构在土中的埋置深度越深，其破坏程度越小，反之，则越大。

10.5.4以往历史震害经验表明，在地质条件和结构刚度变化之 处，地下结构极易遭受地震破坏。如1923年日本关东大地震和 1978年宫城县冲地震中，遭到地震破坏的地下结构大多位于城市 冲积平原与较硬的山区边界位置，即处于上软下硬土层中。1985 年在墨西哥发生的米却肯地震中，工作井与隧道接合处2～3环范 围内以起拱线为中心，竖并结合处环向接头5处损坏，并且管片端 部也有局部缺损。对于城市轨道交通隧道结构，隧道与车站主体 的连接部，通风竖并与水平通道的连接部，双线隧道的联络通道， 正线的分岔处等断面急剧变化部位也是薄弱环节。因此，在以上 部位应高度重视隧道与地下车站结构的抗震问题，充分研究地震 的影响。 10.5.5现浇整体钢筋混凝土框架结构中的梁板构件具有良好的 延性，能承受较大的动力荷载。而对于装配式和部分装配式结构 的节点是薄弱环节，应当有更高的要求。对大构件的节点应该通 过钢筋的焊接，使之锚固牢靠，并作整浇处理，使得节点具有足够 的强度和刚度，防止拉断和剪坏，以保证轴力、剪力的传递。但是 要求节点做到与构件本身相同的强度来传递弯矩，可能有实际困 难。鉴于此，在条件许可时应尽可能采用现浇整体钢筋混凝土框 架结构，

10.5.6与明挖隧道相比GTCC-097-2018 铁道货车车轮-铁路专用产品质量监督抽查检验实施细则，盾构隧道具有大量柔性接头，在地震价

10.5.6与明挖隧道相比，盾构隧道具有大量柔性接头，在地震作

用下可通过自身弯曲变形吸收地震动带来的隧道周边地基 减小管片内力，因此，具有较好的抗震性能。但另一方面，女

0.5.8跨越活动断层的区间隧道抗震研究是地下工程抗震的一

个难题。迄今为止，隧道抗震设计中尚未能考虑断层剪切位移量 对隧道结构的影响；另一方面，1978年日本伊豆大岛近海地震中 破坏的稻取隧道和2004年日本新中越地震中受灾的国铁隧道、 鱼沼隧道和妙见隧道等，在直接受到地震断层活动影响而发生的 山岭隧道受灾实例表明，断层错位对于隧道横向和纵向都有产生 强烈冲击和挤压的可能。目前有四种设计理念用于减小地震对穿 越断层隧道结构的破坏：加固围岩，设置减震层，超挖设计，设置柔 性接头；其中设置柔性接头一方面可以适应断层的地震变形，另一 方面可以使地震破坏环局部化，避免结构发生整体破坏，并且已有工 程应用实例。因此，宜采用柔性设计，尽可能降低超额应力对隧道 承载力的影响。 10.5.91995年日本阪神地震中，大开地铁站和止泽地铁站建筑 震害情况表明，对于框架式钢筋混凝土地下建筑，钢筋混凝土中柱 是结构的薄弱环节。在此次地震中，很多中柱损坏严重，混凝土保 护层开裂脱落，纵向钢筋弯曲外凸，箍筋接头开脱。一半以上中柱 甚至完全丧失了承载能力，导致顶板弯折塌、上覆土层沉陷，最 大沉陷量达2.5m。而钢管混凝土中柱基本上没有出现损害现象。 有鉴于此，建议地下结构宜采用现浇结构；需要设置部分装配式构 件时，应使其与周围构件有可靠的连接

震害情况表明，对于框架式钢筋混凝土地下建筑，钢筋混凝土中柱 是结构的薄弱环节。在此次地震中GB／T 51349-2019 林产加工工业职业安全卫生设计标准，很多中柱损坏严重，混凝土保 护层开裂脱落，纵向钢筋弯曲外凸，箍筋接头开脱。一半以上中柱 甚至完全丧失了承载能力，导致项板弯折塌、上覆土层沉陷，最 大沉陷量达2.5m。而钢管混凝土中柱基本上没有出现损害现象。 有鉴于此，建议地下结构宜采用现浇结构；需要设置部分装配式构 件时，应使其与周围构件有可靠的连接，