GB／T 51336-2018标准规范下载简介

GB／T 51336-2018 地下结构抗震设计标准

6.6.3使用整体式反应位移法时，由于地层可能为水平成层或 复杂成层，其在地震作用中相对位移和加速度可根据实际地层参 数，由一维地层地震反应分析或自由场地地震反应分析得到。 6.6.4结构惯性力采用结构质量乘以结构所在位置自由地层最 不利时刻的水平加速度计算；当地下结构高度较小时，地下结构 对应位置自由地层最不利时刻的加速度可由最不利时刻地下结构

复杂成层，其在地震作用中相对位移和加速度可根据实际地层参 数，由一维地层地震反应分析或自由场地地震反应分析得到

6.6.4结构惯性力采用结构质量乘以结构所在位置自由地层最 不利时刻的水平加速度计算；当地下结构高度较小时，地下结构 对应位置自由地层最不利时刻的加速度可由最不利时刻地下结构 高度范围内自由地层的平均加速度代替

GBZ 40893.4-2021 中医技术操作规范 儿科 第4部分：小儿推拿疗法6.6.4结构惯性力采用结构质量乘以结构所在位置

6.7.2进行时程分析时：鉴于不同地震波输入进行日

6.7.2进行时程分析时，鉴于不同地震波输入进行时程分析的 结果不同，本条规定一般可以根据小样本容量下的计算结果来估 十地震作用效应值。通过大量地震加速度记录输入不同结构类型 并行时程分析结果的统计分析，选用不少于2组实际记录和1组 人工模拟的加速度时程曲线作为输入时，计算的平均地震效应值 不小于大样本容量平均值的保证率在85%以上，而且一般也不 会偏大很多。当选用数量较多的地震波，如5组实际记录和2组 人工模拟时程曲线，则保证率更高。 6.7.3计算模型的选取范围，一般顶面取地表面，底面和侧面 要与结构有足够的距离以减小边界效应。该距离主要受结构宽度 和高度的最大值，即单边最大尺寸的影响，同时也受地层条件的 影响。 计算模型底面与地下结构底面距离不宜小于3倍结构单边最 大尺寸，水平向自结构侧壁至边界的距离宜至少取结构单边最大

6.7.3计算模型的选取范围，一般顶面取地表面，瓜

要与结构有足够的距离以减小边界效应。该距离主要受结构宽度 和高度的最大值，即单边最大尺寸的影响，同时也受地层条件的 影响。 计算模型底面与地下结构底面距离不宜小于3倍结构单边最 大尺寸，水平向自结构侧壁至边界的距离宜至少取结构单边最大 尺寸的3倍，如图15所示

图15一般情况下计算模型选取范

当地下结构与基岩的距离小于3倍结构单边最大尺寸时，计 算模型底面取至基岩面即可，如图16（a）所示；当地下结构嵌 入基岩时，计算模型底面要取至基岩面以下，如图16（b）

图16特殊情况下计算模型选取范围 结构：2基岩面：3基岩：H结构高度：B结构宽度

6.7.4土的应力应变关系是很复杂的，尤其是土的动

6..4王的应力应变天系是很复杂的，无其是主的动应力应变 关系具有非线性、滞后性、变形累积性等特点：自前已有的本构 莫型都只能模拟某此加载条件下某类王的主要特征：没有一种本 构模型能够全面地、正确地描述任何加载条件下各类主体的本构 特征。同时，经验表明一些本构模型理论上虽然很严密，但可能 中于参数取值不当：出现计算结果不合理的现象：相反，有些模 型尽管形式简单，但由于其参数物理意义明确：容易通过试验确 定，计算结果反而较为合理。因此，在选择本构模型时，往往需 要在精确性和可靠性之间找到一个平衡点：使得选取的本构模型 既能反映所关心土体某方面的特征：文要便于测定参数。地层士 的性质将直接影响土与结构相互作用的结果，因此，应采用合理 的本构模型，并根据实际地勘与室内试验数据测定材料参数。 在黏弹性本构模型中，骨十曲线表示最大剪应力与最大剪应 变之间的关系，反映了动应变的非线性，滞回曲线表示某一个应 力循环内各时刻剪应力与剪应变的关系，反映了应变对应力的滞 后性，它们一起反映了应力应变关系的全过程。骨十曲线和滞回 由线的变化分别由模量衰减曲线和阻尼比变化曲线来表示：如图 3所示。当地层中存在初始驱动剪应力或需要考虑超静孔隙水压 力的影响时，可在等效线性化时程分析法中，采用残余变形模型 或孔压模型，来考残余剪应变、残余体变和超静孔隙水压力的 累积。

5.7.5选用的弹塑性本构模型应能够反映土体

硬化特性、强度特性，能够合理反映土体在加卸载过程中产生的 塑性变形。 目前，针对饱和砂土或粉土，能否高精度地模拟循环剪切体 应变规律已经成为评价一个循环动本构模型性能优劣的重要指 标。因此，采用的本构模型应反映在复杂往返加载条件下的应力 应变规律、特别是对循环剪切作用引起的体应变规律；同时，应 能够合理描述如图17所示的土体液化变形特性，包括剪应变发 展规律、再固结体变规律等

图17弹塑性本构模型剪应力随剪应变和球应力变化曲线

时，一般需要从无限介质中取出有限尺寸的计算区域，因此要通 过在区域的边界上引人人工边界来模拟地基无限性

工过程会改变地层初始应力场，因而模拟结构施工过程，获得合 理初始应力场是动力时程分析的基础

6.7.9针对工程设计的实际情况选用适当的建模分析方

满足周围地层分布均匀、规则且具有对称轴的线长形地下结构， 可合理简化，按平面应变问题进行计算分析

本条按现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011和 吉构可靠性设计统一标准》GB50153的相关规定制定。 地震作用分项系数的确定

《工程结构可靠性设计统一标准》GB50153的相关规定制定

在众值烈度下的地震作用，应视为可变作用而不是偶然作 用。这样，根据现行国家标准《建筑结构可靠性设计统一标准》 GB50068（以下简称《统一标准》）中确定直接作用（荷载）分 项系数的方法，通过综合比较，本标准对水平地震作用，确定 YEh三1.3，至于竖向地震作用分项系数，则按水平地震作用 也取YEv=1.3。当竖向与水平地震作用同时考虑时，根据加速 度峰值记录和反应谱的分析，二者的组合比为1：0.4，故YEh= 1.3，YEv=0.4X1.3~0.5。 此外，按《统一标准》的规定，当重力荷载对结构构件承载 力有利时，取%G=1.0。 6.8.2由于目前对地下结构构件的承载力调整系数的研究还不 完善，从安全角度，不考虑调整系数对承载力的放大。还需注 意，地震作用下结构的弹塑性变形直接依赖于结构实际的屈服强 度（承载力），本节的承载力是设计值，不可误作为标准值来进 行本章第6.9节要求的弹塑性变形验算。 6.8.3本条与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011中 的相关规定一致

6.8.3本条与现行国家标准《建筑抗震设计规范》GB50011中

价段设计方法来实现，即：在多遇地震作用下：主体结构不受损 坏，非结构构件没有过重破坏并导致人员伤亡，保证结构的正常 更用功能：在罕遇地震作用下，主体结构遭受可修复的破坏或严 重破坏伯不倒塌。 第一阶段设计，变形验算以弹性层间位移角表示。不同结构 类型给出弹性层间位移角限值，主要依据编制组针对不同层数与 跨数地下结构对比分析的结果，以钢筋混凝土地下结构构件出现 塑性铰时的层间位移角作为结构弹性层间位移角限值。 员形断面结构整体的验算指标的研究成果还未深入，国内列 应用较多的是直径变形率，现行国家标准《地铁设计规范》GB

50157以其为验算指标。现行国家标准《地铁设计规范》GE 50157的条文说明中，根据已有工程实践经验，给出了4%0～6% 直径的限制，但这是施工荷载情况下的结果。针对常见的城市轨 道交通盾构隧道，有研究建议在弹性工作状态下的限值取为 3.4%，但由于当前研究中的简化假设以及数值计算的样本量限 制，指标限值还需要试验研究来验证，因此取4%作为自前的弹 性直径变形率限值

6.9.2根据震害经验、试验研究和计算分析结果，提出以构件 （梁、柱、墙）和节点达到极限变形时的层间极限位移角作为第 二阶段设计下结构弹塑性层间位移角限值的依据。考虑地下结构 修复的难度较大，将罕遇地震作用下混凝土结构弹塑性层间位移 角的限值取为0，1=1/250。 国内外许多研究结果表明：不同结构类型的不同结构构件的 弹塑性变形能力是不同的，钢筋混凝土结构的弹塑性变形主要由 勾件关键受力区的弯曲变形、剪切变形和节点区受拉钢筋的滑移 变形等三部分非线性变形组成。影响结构层间极限位移角的因素 银多，包括：梁柱的相对强弱关系，配箍率、轴压比、剪跨比 昆凝土强度等级、配筋率等，其中轴压比和配箍率是最主要的 素。因而，随着弹塑性分析模型和软件的发展和改进，后续修订 将细化地下结构弹塑性层间位移的规定

限值还需要试验研究来验证，取6%作为目前的弹塑性直 率限值。

6.9.4纵向抗震验算，应充分考虑隧道与地下车站和伸

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 部位装置宜考虑材料和施工措施，在试验的基础上正确把握其变 形性能和防水性能，进行合理的建模和参数设定。

地下结构上浮破环是饱和砂王或粉土地基中地下结构破环的一种 常见形式。因此本条规定，当采用本标准第4.2.2条的四步判别 法对地下结构场地进行地震液化判别时，进行详判后认为地下结 构底部以下有液化可能时，在对结构物和士层整体进行动力时程 分析的基础上，应进一步进行地下结构地震抗浮验算。 6.10.2地下结构所受的上浮荷载应包括静力条件下的浮力和地 震产生的超静孔压引起的上浮力。 6.10.3本条对于地震产生的超静孔压引起的上浮力是基于对结 构物和士层整体进行弹塑性动力时程分析的结果计算的。 6.10.4地下结构的抗浮力应包括结构自重、上覆地层有效自重 和结构壁及与其相连的抗浮桩的侧摩阻力。 6.10.5本条对于侧摩阻力的计算是采用了对桩基侧摩阻力进行 修正的方式，修正主要考虑了液化对侧摩阻力的影响。由弹塑性 动力时程分析可以得到结构侧壁和桩周位置处竖向有效应力最小 值与对应的总应力的比值，侧摩阻力的地震弱化修正系数照此取 直。为了方便计算，弹塑性动力时程分析的模型中可不含抗浮 桩，抗浮桩桩周侧摩阻力的地震弱化修正系数可取相应位置处土 的弹塑性动力分析的结果计算。 6.10.6地下结构的抗浮验算应满足公式（6.10.6）的要求，即

6.10.6地下结构的抗浮验算应满足公式（6.10.6）的要求，即 抗浮力不小于上浮力，抗浮安全系数按现行国家标准《地铁设计 规范》GB 50157 取 1. 05

6.10.6地下结构的抗浮验算应满足公式（6.10.6）的要求，即

7.1.1地下单体结构目前主要为钢筋混凝土框架结构

布置的规则性关系密切，形状不规则常可导致个别构件的动内力 剧烈增加，从而成为结构体系抗震承载能力的薄弱环节。因此地 下单体结构的布置，在纵向和横剖面上都应同时注意形状变化的 平顺性，不应出现刚度和承载力突然变化

7.1.3对于同等规模的同类结构而言，地下单体结构的抗震

能和地震时受到的破环总体上优于地面建筑结构，但考虑到地下 单体结构工程的重要性和修复的困难性，以及与现行国家标准 建筑抗震设计规范》GB50011和《地铁设计规范》GB50157 的规定保持一致，本标准推荐了不同抗震设防烈度下较为安全的 结构抗震等级标准。

情况表明，对于框架式钢筋混凝土地下结构，钢筋混凝王中柱是 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，导致顶板弯折拥塌、上覆土层沉 陷，最大沉陷量超过2.5m。而钢管混凝土中柱基本上没有出现 损害现象。

7.1.5地下结构在液化土体中经常遇到的一个问题是

基发生液化时，可能减小结构的地震力，对结构抗震有利：另一 方面，地基液化还可能导致结构过度下沉或倾斜，对结构产生破 坏作用，因此要考虑两种条件下的不利工况

7.2.1地下单体结构地震反应计算，应根据设防要

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，如反应位移法和时程分析法等。该两种方法均可 用于横向和纵向地震反应计算

2.4、7.2.5地下结构的地震作用方向与地面建筑有所区

7. 2. 4、7. 2. 5

对于长条形地下结构，作用方向与其纵轴方向斜交的水平地震作 用：可分解为横断面上和沿纵轴方向作用的水平地震作用，二者 强度均将降低：一般股不可能单独起控制作用。因此对其按平面应 变问题分析时，一般可仅考虑结构断面的水平地震作用

式地下结构，其中线状地下单体结构指结构的短边与长边之比小 于2：3；块状地下单体结构指结构的短边与长边之比大于2：3； 竖井式地下单体结构指结构高度均远大于结构长度和宽度

7.2.7形状与地层条件简单的地下单体结构可只进行水平地震

作用计算，竖向地震作用不控制其结构设计，原因如下： 1竖向地震动的峰值加速度一般均小于水平地震动峰值加 速度，约为水平地震动峰值的1/2～2/3。 2形状与地层条件简单的地下单体结构体系一般均具有较 强的竖向承载力，而水平向承载力较小，这就使得水平地震作用 更具危险性。 3随震中距的加大，竖向地震作用衰减很快，所以大部分 地区水平地震作用较为明显。当浅埋地下单体结构中存在大跨或 长悬臂等构件时：结构对竖向地震作用相对敏感，故本标准对高 烈度区（相对较接近震中区）的此类地下结构提出了竖向地震作 用计算的要求，

7. 2. 8~7. 2. 11

力的计算，与现行国家标准《混凝土结构设计规范》GB50010 中钢筋混凝土地面建筑的计算方法保持一致

7.3.1~7.3.10针对不同抗震等级的结构，根据现行国家标准 混凝土结构设计规范》GB500O10、《建筑抗震设计规范》GB 50011对梁、柱的儿何尺寸、布置、钢筋配置等要求作出了 规定。

8.1.1地下多体结构是指由相互连接或临近的两个及

8.11地下多体结 上体单 相当的地下单体结构组成的地下多体结构体系。如有换乘通道连 接的地铁车站：近距离平行、叠落或立交的地下结构 8.1.7考虑地下多体结构的特点，以及与现行国家标准《建筑 抗震设计规范》GB50011和《地铁设计规范》GB50157的规定 保持一致，本标准推荐了不同抗震设防烈度下较为安全的结构抗 震等级标准。

8.2.2本条款中所列均为空间效应和动力相互作用明显的结构

为真实反映其在地震作用下的地震反应及各结构部位间的相互影 向，本条规定按空间地层结构模型并采用时程分析法进行地震反 应计算。

9.1.2考虑盾构隧道结构的特点，以及与现行国家标准《建筑

抗震设计规范》GB50011和《地铁设计规范》GB50157的规定 保持一致，本标准推荐了不同抗震设防烈度下较为安全的结构抗 震等级标准

和《城市轨道交通结构抗震设计规范》GB50909中也包含对城 市盾构隧道抗震设计的相关规定，按本标准进行城市盾构隧道抗 震设计时，还用符合相关标准的规定

头的特殊结构形式，盾构隧道在地震作用下隧道横断面方向和纵 句结构内力大小与方向均不相同，特别是应考虑接头构造在地震 作用下的受力与变形对结构安全的影响：因此盾构隧道要考虑横 断面方向和纵向的抗震计算。在地形、地质条件变化较大区段以 及结构空间效应显著的联络横通道、竖井连接处等部位的结构受 力复杂，精细化设计时宜进行三维抗震计算

9.2.2盾构隧道衬砌是用螺栓将预制管片拼装而成，隧道的横

断面以及纵向均有很多接头，除了管片外，接头处的受力与变形 也对结构的安全和正常使用起到控制性作用，此外，隧道与横通 道连接处、隧道与盾构工作井或通风井连接处等结构形式变化 大、空间效应显著的部位，容易产生应力集中和变形过大：因此 要针对盾构隧道结构特点选取合适的抗震计算方法对其进行抗震 计算。

准面的选择将直接影响抗震设计中地震作用的大小，采用反应位 移法时应根据本标准第6.2.1条和第6.3.2条：对设计基准面的 选取作出规定。 反应位移法中最主要的地震作用是地层作用手结构的强制位 移以及地层作用于结构外表面的剪应力，结构惯性力因隧道的表 观重度较小，在地震内力所占比例很小，一般可以忽略：岩质地 层中隧道结构地震反应受惯性作用控制，宜采用修正静力法进行 抗震计算：根据其计算原理：应考虑的地震作用包括衬砌自重地 震惯性作用、上覆主柱地震惯性作用、地震侧向主压力增量三 部分。

面以及纵向有大量接头，除了管片结构外，接头处的受力与变 形也对结构的安全和正常使用起到控制性作用。此外：隧道与横 通道连接处、隧道与盾构工作井或通风井连接处等结构形式变化 天、空间效应显著的部位：容易产生应力集中和变形过大，因此 直构隧道抗震验算应包括管片结构、接头、连接处结构交叉 部位。 结构性二次衬的目的是与管片一起构成隧道的结构构件 因此，对于结构性二次衬砌，也应进行相应的抗震验算

9.3.1合理的抗震措施，比单纯依靠提高设防标准来增强抗震 能力更为经济合理。盾构隧道的地震反应主要取决于地层的位移 差，控制地层位移差的方法主要有两种，一方面是采取必要的构 造措施，使隧道容易随看地层的振动而振动，提高隧道自身的抗 震性能：另一方面是通过工程手段减少地层传递至隧道结构的地 震能量，如绕避不良地质地段、改良土体、在盾构隧道与地层之 间设置隔震层等措施。

9.3.2、9.3.3根据工程实践经验，盾构隧道的变形主要户

遂道接头处，隧道与联络横通道、竖井连接处或地形及地质条件 突变处等特殊部位，使用柔性接头和钢管片等可以通过自身的变 形来适应周围地层的位移，减小地震引起的结构内力。 还可以考虑纵向接头采用直螺栓、加长纵向螺栓长度、在接 头处加弹性垫圈等方式来适应周围地层的位移，从而达到抗震的 自的。从图18中可以看出，直螺栓更容易适应地震变形，且变 形时对隧道管片结构的损害相对较小，从抗震角度推荐采用直螺 栓连接形式

图18不同形式螺栓连接示意

如图19所示，在盾构隧道接头处采用回弹能力强的正水弹 生胶片，且适当增加胶片的厚度，施加预应力紧固，可送到地震 时有效止水的自的，保证隧道的正常运营：沿盾构隧道和竖并的 连接处设置橡胶止水带可防止此处变形过大而发生漏水；采用可 更换的遇水膨胀橡胶密封圈作为螺栓孔密封垫圈不仅可止水，还 可以减小地震引起的结构内力

图19止水弹性胶片工作原理示意 丁软木橡胶：2一复合止水条；3嵌缝材料

图19止水弹性胶片工作原理示意 丁软木橡胶：2一复合止水条：3嵌缝材料

9.3.4在衬砌外表面和围岩之间采取隔震措施，使

9.3.6盾构隧道周边地基的液化现象可能导致隧道结

道线路选择应尽可能避开可能发生液化的地层：无法避开时， 应采用相应的措施来改善隧道周围地层或加强隧道结构，以保证 隧道的稳定和安全

10.1.1从以往的震害现象来看，穿越断层破碎带段、软硬地层 变化段、软弱围岩段等一些不良地质段的隧道更容易遭受地震破 环，应尽量避免穿越。洞口是山岭隧道抗震设防的重点，特别是 立于可能发生崩塌、滑坡、泥石流等不良地质现象的地段时，因 地震作用产生的次生灾害导致隧道洞口被掩理或衬砌破环。 10.1.2考虑矿山法隧道结构的特点，以及与现行国家标准《建

10.2.2、10.2.3考虑矿山法隧道的施工工法、结构特点以及地 层环境等因素，同时参考大量实际工程设计经验可知，横断面的 设计往往起控制作用，因此一般情况下：可按平面应变问题进行 横向水平地震动作用下的抗震设计，将衬结构视为弹性地基上 的拱形结构，采用梁单元模拟隧道衬砌、弹簧模拟结构与地层之 间的相互作用。矿山法隧道洞口段以及纵向穿越非均匀地层区段 的衬砌结构因地形、地质条件复杂，应考虑纵向及竖向地震 作用

作用。 10.2.4 根据宏观震害资料调研可知，地震对于矿山法隧道的破

10.2.4根据宏观震害资料调研可知

坏与地形、地质、结构埋深、结构形式等因素相关。洞门、洞口 段、浅埋偏压段常常因为临空、覆盖层厚度较小、覆盖层厚度不 均匀等因素导致地震动力作用放大显著从而诱发较严重的震害； 断层破碎带、软硬地层突变带以及主洞与辅助通道连接处等部位

因围岩或结构刚度的突变导致地震动力反应复杂，是矿山法隧道 抗震的薄弱环节，因此这些部位是矿山法隧道抗震验算的重点 部位。

10.3.2隧道洞口段、浅理偏压段、深理软弱围岩段和断层破碎 带区域为抗震设防的重点：其设防范围应根据地震烈度、地质条 件及断面大小等因素确定。 1洞口段设防范围包括洞口段长度和往洞身的延伸段长度 2断层破碎带段设防范围包括断层破碎带段长度和往两端 较好围岩的延伸段长度。 3浅理偏压段设防范围为浅理偏压段和往围岩均质区域的 延伸段长度。 4深理软弱围岩段设防范围为软弱围岩段和往两端较好伟 岩的延伸段长度

.. 吸 带区域为抗震设防的重点：其设防范围应根据地震烈度、地质条 牛及断面大小等因素确定。 1洞口段设防范围包括洞口段长度和往洞身的延伸段长度。 2断层破碎带段设防范围包括断层破碎带段长度和往两端 较好围岩的延伸段长度。 3浅理偏压段设防范围为浅理偏压段和往围岩均质区域的 延伸段长度 4深理软弱围岩段设防范围为软弱围岩段和往两端较好围 岩的延伸段长度。 10.3.3抗震设防范围内隧道应采用复合式衬砌。地震动峰值加 速度为0.40g的地区三车道隧道衬砌混凝土宜添加纤维材料， 增加衬砌强度，减小衬砌刚度，以提高隧道随地层变形的能力。 10.3.4地质条件较差时，地层承载能力不足，变形较大。在此 要采用带仰拱的曲墙式衬砌，使得衬整体成环，更好的抵抗地 层变形。 设置抗震缝的自的是为了减弱衬砌特别是二次衬砌的整体 性，进而降低隧道整体刚度：使其更好适应地层变形。 应注意抗震缝处的防渗水处理，可使用沉降缝防水设计 方法。 我国多个城市存在地表沉降及其诱发的地裂缝，城市地铁建 设必然面临隧道穿越活动地裂缝的问题。西安地铁穿越黄土地层 地裂缝竖向错位量评估值达500mm，同时存在伸缩和扭转错位。 西安地裂缝的诱发因素主要包括构造运动和承压水开采，而地震 作用导致下伏基岩产生构造运动。考虑到地裂缝错位引起衬砌结

构的运动位移变化特征，确定适应地裂缝的变形缝宽为100mm。 除此之外，黄土地区高阶地、源、岭还有潜在湿陷变形诱发的地 裂缝，以及震陷诱发的地裂缝

10.3.6当洞口处仰坡开挖高度较高、

过程中可能会存在落石风险。此时宜采取接长明洞方式防 对行人或行车的威胁。同时，宜适当增大明洞洞顶回填土 减轻地震落石对明洞结构的撞击

定损毁的条件下保持足够的净空，可持续发挥通行功能 当震后隧道损毁严重时，还可为隧道内施工额外的支护结 足够的空间

10.3.8隧道内设辅助通道时，此处结构刚度出现明显变化，为

抗震设防的薄弱部位。宜对此区域进行专门的抗震验算并 应的措施，

11.1.1明挖隧道的地震反应受地层影响很天，其变形对周围地 层有追随性。故其选址尽量位于地质条件优良的地层上，且地表 起伏尽量较小

11.2.1明挖隧道在进行抗震设计时，一般可仅考虑沿结构断面 的水平地震作用。布置不规则的明挖隧道应同时考虑两个主轴方 可的水平地震作用，并按空间结构进行分析。对重要隧道应进行 专门抗震研究，按地震安全评估所确定的场地地震动对隧道结构 的抗震安全性进行验算。 隧道断面形状变化较大或隧道与相邻建（构）筑物构成整体 时，宜同时考虑横尚及纵向的水平地震作用。 对基坑开控采用挡墙的明挖隧道：特别是与隧道结构相叠 合的挡主墙在地震作用下与明挖隧道共同变形，故抗震时应予 考虑。 11.2.2一般情况下，隧道具有纵向长度较天、横向结构形式及 构造基本不变的特点，因此一般情况下，可按平面应变同题进行 断面水平地震动作用下的抗震设计，将衬砌结构视为弹性地基上 的框架结构，采用梁单元模拟隧道衬砌、弹簧模拟结构与地层之 可的相互作用。形状复杂以及纵向穿越非均匀地层区段的隧道因 地形、地质条件复杂，应考虑纵向及竖向地震作用

11.3.1 明挖隧道结构一般都采用矩形钢筋混凝土结构，其抗震

构造措施可参照同类地表结构。地下钢筋混凝土框架结构构件的 尺寸常大于同类地表结构的构件，但使用功能不同的框架结构要 求不一致，因此本条仅提构架最小尺寸应至少符合同类地表结构 件的规定，而未对其规定具体尺寸。 地下钢筋混凝土结构按抗震等级提出的构造要求，第2款为 根据“强柱弱梁”的设计概念适当加强框架柱的措施

尺寸常大于同类地表结构的构件，但使用功能不同的框架结构要 求不一致，因此本条仅提构架最小尺寸应至少符合同类地表结构 勾件的规定，而未对其规定具体尺寸。 地下钢筋混凝土结构按抗震等级提出的构造要求，第2款为 根据“强柱弱梁”的设计概念适当加强框架柱的措施。 11.3.2本条规定比地上板柱结构有所加强，旨在便于协调安全 受力和方便施工的需要。为加快施工进度，减少基坑暴露时间 地下结构的底板、顶板和楼板常采用无梁肋结构：由此使底板 页板和楼板的受力体系不再是板梁体系，故在必要时宜通过在柱 上板带中设置暗梁对其加强。 为加强楼盖结构的整体性，提出第2款加强周边墙体与楼板 车接构造的措施 水平地震作用下：地下结构侧墙、顶板和楼板开孔都将影响 洁构体系的抗震承载能力，故有必要适当限制开孔面积，辅以必 要的措施加强孔口周围的构件。 11.3.4对地层中存在的液化土层，注浆加固和换土等措施可有

11.3.4对地层中存在的液化土层：注浆加固和换土等措

地层中包含薄的液化土夹层时，以加强地下结构而不是加固 地基为好。当基坑开挖中采用深度大于20m的地下连续墙作为 围护结构时，坑内土体将因受到地下连续墙的挟持包围而形成较 好的场地条件，地震时一般不可能液化。这两种情况，周围王体 都存在液化主，在承载力及抗浮稳定性验算中，仍应考虑周围王 层液化引起的土压力增加和摩阻力降低等因素的影响

12.1.1下沉式挡土结构包括下沉重力式挡土结构和下沉U型 挡土结构

筑抗震设计规范》GB50011和《地铁设计规范》GB50157的规 定保持一致，本标准推荐了不同抗震设防烈度下较为安全的结构 抗震等级标准

12.1.4震害调查表明，强

，所以本章参照国外有关挡土结构抗震设计规范，对9度区 过15m的下沉式挡士结构的抗震设计，建议进行专门研究

12.2.1中性状态是指地震时墙体与体之间不产生相对位移的 伏态。当地震作用为零时，中性状态就是静止土压力状态。对墙 基坚固的下沉式挡土结构，地震时墙体与墙后填土儿乎不会发生 相对位移，建议采用中性状态时的地震土压力，其值明显比主动 地震土压力要大。所以采用中性状态时的地震土压力值更为合理。 12.2.2下沉重力式挡土结构的抗滑移稳定性、抗倾覆稳定性

偏心距、地基应力、墙身水平界面应力的计算方法可以依照有关 的设计手册

12.3.1～12.3.6抗震构造措施是基于国内外许多震害调查资料 的经验总结，参考了日本等国外以及国内有关设计标准的相应 条款。

附录A结构体系简化计算原则

附录B非饱和结构性粉土、砂黄王及

B.0.1当遭受7度、8度和9度地震时，欠压密、孔隙比较天 的结构性粉土、砂黄土及砂质粉黄土易产生震陷变形。震陷变形 与动剪应力作用下动剪应变发展及循环累积作用破环土结构具有 密切联系。地震烈度越大，地表水平向峰值加速度越大，相同震 中距场地的震级越高，地震历时越长。应用Seed地震随机振动 的等效循环运动原理，随机振动地震波可简化为一定循环次数和 振动幅值的谐振。对应于7度、8度和9度地震的循环振次分别 为10次、20次和30次。 B.0.2土具有非线性和循环滞回特性，采用黏弹性本构模型描 述的动应力应变关系时，其骨于曲线一般皇双曲线变化。天然 沉积结构性士具有明显的结构强度，由于动三轴应力条件下结构 生土三轴压缩和三轴挤伸状态具有不同的强度，往往产生挤伸强 度破环的断裂，难以测试得到土结构逐渐遭到破环的发展过程 尤其是天然含水量较低的刚性十，结构强度较大：更易产生断裂 彼坏，而在断裂之前近似呈线弹性关系。这种应力条件作用与水 平向地震运动向上传递的动剪切作用不同。因此，宜采用动单剪 试验测试动剪应力作用下结构性王骨架逐渐破坏和非线性骨十曲 线。分析破坏动剪应变条件下土的动强度指标，以及动剪切模量 与动剪应变之间的关系。 B.0.3在确定地震剪切运动的等效谐振动剪应力峰值后，首先 E

由初始动剪切模量计算动剪应变。然后，依据动模量与动剪应变 的关系，由动剪应变确定动剪切模量，再计算给定峰值动剪应力 作用下的动剪应变。前后两次计算动剪应变确定的动剪切模量误 差不大于5%时，动剪应变计算完成。

B.0.4通过不同含水量砂质粉黄主，在不同初始压缩应力作用 下的等应变动单剪试验，测试了震陷变形随振次的累积发展。分 析了土初始结构状态的动剪应力与动剪应变骨干曲线；以及不同 含水率士不同压缩应力条件下震陷变形与动剪应变之间的关系 一定振次、动剪应变、压缩应力条件下震陷变形与含水量之间的 关系：一定振次、动剪应变、含水量条件下震陷变形与压缩应力 之间的关系。从而：建立了震陷系数与动剪应变、压缩应力、含 水量和循环振次之间的关系。兰州砂质粉黄土的天含水量为 10.6%，于重度14.2kN/m，孔隙比为1.08，液限为28.0%： 塑限为18.0%，塑性指数为10。以动剪应变幅值为2.5%为破 环标准，测试得到振次10次、20次、30次的震陷系数随上覆压 缩应力之间的关系，测试确定公式（B.0.4）中兰州砂质粉黄土 的αDB31T 1255-2020 经营者竞争合规指南，a，6分别为一0.012.0.041，0.072。 B.0.5由于室内动单剪试样土结构和王性与现场原位天然沉积 王结构和士性的不同，以及场地地层结构对水平向地震动作用反 应的差异，室内试验测试土的震陷性与原位土震陷性不同。当黄 土浸水破环土结构：土压缩变形表现出湿陷性，室内试验测试湿 陷系数不小于0.015时，现场原位天然土才表现出湿陷变形。与 依据室内湿陷性试验判断现场原位天然土的湿陷性类似，震动剪 刃作用破环土结构，土压缩变形表现出震陷性。由于场地各地层 天然沉积土结构和土性空间分布的变化和差异，亦认为室内试验

B.0.5由于室内动单剪试样土结构和土性与现场原位

主结构和士性的不同，以及场地地层结构对水平向地震动作用反 应的差异，室内试验测试土的震陷性与原位土震陷性不同。当黄 土浸水破环土结构土压缩变形表现出湿陷性，室内试验测试湿 陷系数不小于0.015时，现场原位天然土才表现出湿陷变形。与 衣据室内湿陷性试验判断现场原位天然土的湿陷性类似，震动剪 切作用破坏土结构，土压缩变形表现出震陷性。由于场地各地层 天然沉积士结构和士性空间分布的变化和差异，亦认为室内试验 则试原状王震陷系数不小于0.015时，现场原位天然土才表现出 震陷变形。场地地面震陷变形由各震陷性土层的变形构成

附录C初始静应力状态确定方法

C.0.1初始静应力状态是动力计算的初始状态，对动力计算的 结果有很大影响，因此在进行地下结构动力反应计算时，初始静 应力状态的确定也十分重要。

的地震角和墙后填王表面与水平面的夹角取为零后的

GA/T 41-2019 道路交通事故现场痕迹物证勘查附录D均匀地层中圆形盾构隧道

图20等效弯曲刚度计算示意 1隧道中心水平线：2一中性轴

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