穿越活動逆斷層節段式襯砌隧道節段長度優化研究

摘要：為了探求增加穿越活動性斷層隧道地下結構剛度和圍巖強度的有效方法，以敦格鐵路闊克薩隧道為例，利用巖土數值分析軟件FLAC3D建立三維數值計算模型，模擬逆斷層錯動時圍巖及支護結構的受力、變形特征，提出了“襯砌節段+剪切縫”的節段式結構設計方案，并對活動性斷層隧道節段式襯砌的節段長度進行了優化研究。結果表明：1）節段式襯砌結構在發生位移錯動后，最大拉應力主要集中在隧道襯砌墻腰、墻腳處;最大壓應力及最大剪應力出現在與斷層面相交的節段處;2）在逆斷層錯動20 cm時，與斷層面相交的節段出現豎向位移與剛體旋轉相結合的變形特征;3）經過冗余量設計，在敦格鐵路活動性斷層隧道襯砌斷面采用具有預留修復空間的馬蹄形擴大斷面;4）不同截面厚度的襯砌變形特征基本一致，呈現截面厚度越大，最小主應力與最大剪應力越大的規律，但最大主應力隧截面尺寸變化的規律不明顯;5）基于襯砌結構彎矩縱向分布的節段長度要求節段長度需小于最大彎矩間距（18.5 m），結合工程實際，節段式襯砌最優節段長度可設定為18 m。研究結果對于保障隧道施工安全、設計結構穩定具有重要參考價值。

關鍵詞：隧道工程;斷層錯動;節段式襯砌;冗余量;節段長度;優化設計

中圖分類號：U451.4文獻標識碼：ADOI： 10.7535/hbgykj.2021yx03009

Abstract： In order to explore the effective method to increase the stiffness of underground structure and the strength of surrounding rock of tunnels passing through active faults， taking Kuokesa tunnel of Dunge railway as an example， a three-dimensional numerical model was established by using the geotechnical numerical analysis software FLAC3D to simulate the stress and deformation characteristics of surrounding rock and supporting structure during reverse faults dislocation. The segmental structural design scheme of "lining segment + shear joint" was put forward， and the segment length of segmental lining of active fault tunnel was optimized. The results show that： 1） after the displacement dislocation occurs in the segmental lining structure， the maximum tensile stress is mainly concentrated at the waist and foot of the tunnel lining wall， and the maximum compressive stress and maximum shear stress appear at the segment intersecting with the fault plane; 2） when the reverse fault is staggered for 20 cm， the segment intersecting with the fault plane has the deformation characteristic of the combination of vertical displacement and rigid body rotation;3） after the redundancy design， the horseshoe shaped enlarged section with reserved repair space is adopted in the lining section of Dunge railway active fault tunnel; 4） the deformation characteristics of the lining with different section thicknesses are basically the same， showing the law that the larger the section thickness is， the greater the minimum principal stress and the maximum shear stress are， but the change of the section size of the maximum principal stress tunnel is not obvious; 5） the segment length based on the longitudinal moment distribution of the lining structure requires that the segment length should be less than the maximum moment spacing （18.5 m）. Combined with the engineering practice， the optimal segment length of segmental lining can be set as 18 m. The research results have important reference value for ensuring the safety of tunnel construction and the stability of designing structure.

Keywords：tunnel engineering; fault dislocation; segmental lining; redundancy; segmental length; optimal design

活動性斷層廣泛分布在全球各地，如美國的圣安德烈斯斷層、土耳其的安納托利亞斷層、新西蘭的阿爾卑斯斷層、德國的萊因地塹以及俄羅斯的貝加爾湖地塹等。山嶺隧道穿越地震活動帶的逆斷層，易受逆斷層滑動的影響，因此，對隧道襯砌的研究逐漸受到廣泛關注[1-7]，學者們從襯砌方面入手，以期對隧道減震帶來突破[8-11]。張海龍[12]利用EERA軟件對烏魯木齊軌道交通2號線穿越活斷層隧道地層位移和土層剪力進行計算，研究在立體交叉、同期施工且需要考慮活斷層影響的地鐵區間設計;閆高明等[13]基于跨斷層龍溪隧道，采用振動臺模型試驗，通過單一錯動方式與斷層錯動-震動綜合加載方式，研究了帶有接頭的襯砌結構響應;劉學增等[14]以棋盤石隧道為工程背景，采用有限元方法，設置5種不同仰拱半徑的三心圓斷面對比研究鏈式結構隧道受力情況;孫風伯等[15]針對穿越活動斷層隧道抗位錯的要求，根據斷層錯動時隧道襯砌節段的幾何變形特征，推導隧道組合抗震縫設置數量公式。

綜上所述，目前已有諸多學者對穿越斷層隧道進行了卓有成效的研究，一般采用的地下結構抗錯斷技術就是增加地下結構的剛度和圍巖強度。剛性襯砌雖然在一定程度上可以提高襯砌結構抗錯斷能力，但不一定是最理想的選擇，且無限提高襯砌剛度對于鐵路隧道穿越地震高發區活動性斷層的情況不適用，可供借鑒的經驗較少。因此，本文以敦格鐵路闊克薩隧道為例，利用FLAC3D分析軟件對穿越活動逆斷層的節段式襯砌隧道進行三維數值模擬，提出“襯砌節段+剪切縫”的節段式結構方案，將整體襯砌分為不同節段，節段間用剪切縫鏈接，并對關鍵節段長度進行了優化研究，提高了隧道襯砌結構的抗錯斷性能。第3期姬云平：穿越活動逆斷層節段式襯砌隧道節段長度優化研究河北工業科技第38卷

1工程簡介

敦煌至格爾木甘肅段闊克薩鐵路隧道穿越祁連褶皺系阿爾金山斷塊，由于受到不同地質構造的影響，該褶帶地質構造較為復雜，溝谷發育，地形凌亂，植被稀疏。隧道縱斷面如圖1所示，進口段原巖為第三系泥巖夾礫巖，碎裂結構，泥巖具膨脹性，Ⅲ級硬土，σ0=200 kPa;洞身及出口段原巖為石英片巖，碎裂結構，Ⅳ級軟石，σ0=600 kPa。隧道洞身全部位于F3走滑逆斷層的破碎帶內，斷層產狀為N100°W/35°S。

為了便于研究，本文規定：如果斷層面是傾斜的，則位于斷層面以上的巖塊稱為上盤;而位于斷層面以下的巖塊稱為下盤。如果斷層面是直立的，則常以方向來說明，如斷層的東盤或西盤、左盤或右盤等。根據斷層兩盤位移的相對關系判斷上升和下降。相對上升的巖塊稱為上升盤，相對下降的巖塊叫下降盤。如圖1斷層F3所示箭頭，南盤為斷層右邊的部分，出露震旦系長城組石英片巖，在地質作用下向上抬升，為上升盤;北盤為斷層左邊的部分，出露第三系泥巖夾礫巖，在地質作用下向下擠壓，為下降盤。

破碎帶以斷層泥、斷層角礫為主，局部可見有碎裂巖，寬度為500～1 200 m，近東西向展布，延伸約84.5 km，傾角為25°～48°。該斷層為全新世活動斷層，有明顯活動的痕跡，斷層兩側強烈擠壓，在斷層南側可見有泉出露。闊克薩隧道全部在斷層破碎帶內，對隧道工程影響很大。

實際工程中隧道采用單線隧道復合式結構，馬蹄形斷面內輪廓面積為55.96 m2，其中初支為25 cm厚的C25噴射混凝土，二襯厚為55 cm的鋼筋混凝土，鋼架（H175）間距為0.6 m，如圖2所示。斷層上盤巖體為Ⅳ級圍巖、下盤為Ⅴ級圍巖（模擬斷層帶巖體）。

2模型及機理特征分析

采用巖土數值分析軟件FLAC3D進行三維數值模擬，通過下盤固定、上盤向上錯動方式來模擬逆斷層錯動時圍巖變形特征及支護結構（二次襯砌）的受力、變形特征，以揭示它們之間相互作用的機理。模型以一段典型的闊克薩鐵路隧道為依據進行建模，模型右側下盤也位于破碎帶內，與實際相符。

2.1計算模型及參數選擇

三維數值模型計算尺寸為隧道軸線縱向（Z軸）50 m，隧道橫截面方向（X軸）56 m（約取隧道洞跨的6倍），垂直方向（Y軸）62 m，隧道處于模型中偏上部位，隧道埋深24 m。斷層面傾向與隧道軸線方向一致，傾角75°。

隧道圍巖、初期支護及二次襯砌結構采用八節點六面體單元來模擬，模型共剖分303 852個單元，共53 985個節點，采用節理巖體模型模擬斷層面，該模型對于薄層狀巖體（含大量層面）以及軟巖中閉合隱裂隙具有很好的針對性和適用性。該模型的基本假設如下：1）巖體中的結構面按組分布，每組結構面平行且不間斷;2）各組結構面之間互不影響;3）與整個巖體相比，結構面的體積很小。三維數值計算模型如圖3所示，本構模型選用莫爾-庫倫模型，相應的物理力學參數如表1所示。

參數是以《鐵路隧道設計規范》（TB 10003—2016）為基礎，從規范中取值，結合地勘報告，得出相應圍巖的物理力學參數取值范圍，然后結合工程大剪實驗成果、工程地質手冊、同等地區相關期刊研究成果綜合得到的。而巖體結構面（包括斷層面）的力學參數取值一直是巖石力學界至今仍未解決的難題，一是由于結構面力學參數影響因素較多，受結構面風化程度、巖性、充填物、結構面粗糙度、富水程度等因素影響;二是不同的測試方法（如室內試驗法、工程地質類比法與反演分析法）確定的結構面力學參數差異性較大。

對于模擬滑移和分離的情況，接觸面的摩擦參數（摩擦角、黏聚力和抗拉強度）相對于法向剛度和切向剛度而言比較重要，但各摩擦參數對計算結果影響權重未知，因此有必要對接觸面摩擦參數進行敏感性研究。接觸面敏感性分析主要研究上盤在相同錯距下對下盤巖層的位移場影響。為簡化問題，采用下盤最大豎向位移值作為評價指標，列出上盤錯動時下盤發生的最大豎向附加變形計算結果及極差，判斷參數與下盤最大豎向位移平均值關系趨勢。研究發現，隨著斷層面摩擦角、黏聚力及抗拉強度減小，上盤錯動對下盤最大豎向位移的影響程度也隨之減小;在各參數值折減到初始值的50%后，參數值變化對計算結果影響較顯著。最后，綜合規范及相關工程經驗取值，得到斷層面參數。

逆斷層的錯動主要通過以下方式實現：上盤作為不動盤，在前后側面（X方向）、左側面（Z方向）和底面（Y方向）進行徑向約束，頂面為自由面;下盤為移動盤，在前后側面（X方向）進行徑向約束，頂面為自由面。錯動實現方式如圖4所示，逆斷層的錯動主要通過在上盤的底面和右側面（Z）向施加與斷層傾角一致的位移，模擬上升盤在兩盤接觸面的地移，與現實情況一致。

2.2節段式襯砌隧道圍巖與支護結構作用機理

數值計算模型采用三維模型，分析逆斷層錯動下隧道結構變形、受力影響規律，以20 cm錯距為例，力學參數如表1所示。隧道二襯節段長度取14 m，鏈接段即特殊變形縫寬度取10 cm。逆斷層（下盤固定、上盤上升）錯動20 cm后，隧道襯砌各節段的最大主應力、最小主應力、最大剪應力云圖分別如圖5所示，對模型中間3個節段（即第2，3，4節段）受力情況進行分析，以研究斷層錯動時節段式隧道襯砌結構的力學響應。

從拉應力值大小來看，由圖5 a）可知，節段2受力（1.26 MPa，襯砌墻腰、墻腳處）要大于節段3（1.25 MPa，襯砌墻腰處），且節段2與斷層面相交的節段3受力相差較小;節段4受到最大拉應力值為0.71 MPa，出現在隧道襯砌墻腰、墻腳處。從壓應力值大小來看，由圖5 b）可知，處于節段2受力（-20.5 MPa，隧道拱頂）要大于節段4（-16.9 MPa，隧道仰拱位置），且與斷層面相交的節段受力最大，與斷層面相交的節段3受到最大壓應力值為-23.3 MPa，出現在隧道仰拱處。從剪應力值大小來看，由圖5 c）可知，位于節段4受到剪應力為8.4 MPa，出現在隧道仰拱位置為節段3受力（11.4 MPa）要大于節段2（10.7 MPa），節段受力最大。

由此可以看出，節段式襯砌結構在發生位移錯動后，最大拉應力主要集中在隧道襯砌墻腰、墻腳處;上盤與斷層相交襯砌節段最大壓應力主要集中在隧道仰拱位置，下盤最大壓應力主要集中在隧道拱頂;從剪應力值大小來看，處于下盤節段受力要大于上盤節段，且在與斷層面相交的節段處壓應力和剪應力最大。

2.3馬蹄形襯砌斷面襯砌結構變形特征

在逆斷層的強制錯動下，襯砌的豎向變形具有代表性，選取了馬蹄形隧道沿隧道軸向的襯砌拱頂和仰拱底部2個關鍵部位來監測逆斷層錯動時襯砌變形。馬蹄形斷面型式下襯砌變形曲線如圖6所示，堅向變形情況如圖7所示。

在逆斷層錯動20 cm時，馬蹄形節段式襯砌的上盤（移動盤）中襯砌變形量大，下盤中節段變形量很小;與斷層面相交的節段出現豎向位移與剛體旋轉相結合的變形特征。

3節段式襯砌參數優化設計

3.1隧道結構空間冗余量設計

由圖6和圖7可知，在強制位移下，襯砌節段發生了剛體偏轉變形，其最大的位移量受位錯量、斷層面傾角等因素影響。由于與斷層面相交的襯砌節段所受應力水平高，破壞最嚴重，因此在襯砌節段長度設計時應使斷層面貫穿一個襯砌節段，以降低錯動對相鄰節段影響。

由于隧道結構一般無法抵抗斷層錯動帶來的巨大的作用力，只能采用被動設計的理念，常采用擴大隧道開挖斷面的措施來提供隧道后期修復維護的空間。逆斷層錯動下（上盤上升、錯動量為S），隧道設計思路如圖8所示。

隧道冗余量（或擴挖尺寸） D由斷層錯動量S和斷層傾角α決定，與斷層面相交的襯砌節段長度L由襯砌內凈空H、斷層錯動量S和斷層傾角α綜合確定。因此本文單線鐵路隧道采用馬蹄形擴大斷面，如圖9所示，拱部預留50 cm，邊墻各預留30 cm修復空間。

3.2斷層錯動下隧道襯砌厚度影響

為了分析斷層錯動下隧道襯砌厚度參數的影響，對逆斷層錯動下（20 cm）節段式襯砌厚度為30，55和85 cm時的斷層結構力學效單位：cm應進行分析，其中襯砌材料為C45混凝土、節段長18 m、特殊變形縫寬10 cm。

斷層性質為逆斷層，斷層錯動時下盤底部、側面進行法向位移約束，上盤底部和端部施加位移荷載，實現對上盤施加強制位移，側面進行位移約束。

逆斷層錯動20 cm后，采用仰拱中心豎向變形來說明3種截面厚度襯砌變形特征，結果如圖10所示。

從圖10中可見，不同截面厚度的襯砌變形特征相似，截面厚度對變形的影響較小，因此采取增大襯砌截面厚度的措施來減少節段式襯砌關鍵內力值和變形是不可取的。

4節段式襯砌結構節段長度設計

為最小程度減小斷層錯動給結構帶來的破壞，跨斷層段二襯常把襯砌分割成較小的節段，使得在斷層錯動時，避免結構發生整體性破壞。然而襯砌節段長度的大小需根據工程的地質條件、斷層的幾何特征、活動特征、隧道斷面設計等情況來綜合確定。

4.1基于襯砌結構彎矩縱向分布的節段長度研究

受力結構設計采用數值計算手段，利用巖土工程有限元軟件Plaxis研究斷層豎直滑動60 cm時隧道襯砌（如圖9所示）受力變形特征，從而確定襯砌合理的節段長度。

4.1.1計算模型

斷層角礫巖（下盤圍巖）及石英片巖（上盤圍巖）的物理力學指標同表1;為簡化計算，二襯（拱墻及仰拱）為厚55 cm的C45鋼筋混凝土，軸向拉壓剛度為5.786×108 kN，最大抗拉力為48 555 kN，抗彎剛度為5.918×109 kN·m2，最大彎矩1.40×105 kN·m。斷層帶為斷層角礫巖和碎裂巖（石英片巖），為Ⅴ級圍巖，斷層帶之外巖性為石英片巖，為Ⅳ級圍巖。為研究方便，斷層帶內隧道圍巖取斷層角礫巖，斷層帶外圍巖取石英片巖;設計未考慮初期支護。斷層斷裂面（錯動面）與圍巖-結構間相互作用采用Plaxis中的Interface接觸單元模擬。

采用二維平面應變分析，計算模型尺寸如圖11所示，共剖分1 174個單元。ABEF和BCDE分別表示斷層的左盤和右盤。在數值模型試驗中，采用模型右盤不動，左盤施加整體的位移邊界條件來模擬斷層的滑動，即左右邊界采用水平位移約束，底邊AB施加向上的位移（計算中施加位移為0.6 m），CD邊采用豎向、水平雙向位移約束，上表面DE，EF為自由邊界。

4.1.2結果分析

斷層錯動后網格變形、塑性區分布及錯動后隧道襯砌彎矩分布的情況如圖12所示，斷層錯動后塑性區主要發生在斷層帶兩側;襯砌最大彎矩出現在斷層兩側一定范圍內，最大彎矩間距為18.5 m，設計中采用由彎矩值控制隧道襯砌的破壞狀態。由于襯砌結構中變形縫為柔性連接，其設計彎矩值要小于襯砌的設計彎矩值，以保證柔性連接處要先于襯砌節段破壞，形成塑性鉸，因此隧道襯砌結構設計時，要保證節段長度小于最大彎矩間距（18.5 m）即可。

4.2基于斷層錯動的襯砌結構節段長度研究

4.2.1計算模型

采用ANSYS建立三維模型，單線隧道兩側邊界至隧道中心線距離為40 m，平面模型4個控制點的坐標分別為A（-40，-30），B（-40，50），C（40，-30），D（40，50），通過沿Z方向拖拉80 m呈三維模型，埋深取為60 m，側面邊界為水平位移約束，底面邊界為豎向位移約束，模型上部邊界為應力邊界條件，初始應力場按自重應力場考慮，采用Drucker-Prager屈服準則進行彈性分析。圍巖采用Solid45單元模擬，初級支護結構也采用Solid45單元模擬，二次襯砌采用Shell63單元模擬。模型大小為豎向Y高度為100 m，橫向X寬度為80 m，縱向Z長度為80 m，中間斷層破碎帶長度為40 m，假定隧道與斷層成正交方向。計算模型如圖13所示，模型參數同表1。

將隧道二次襯砌的節段長度分別設為6，8，10，12，14，16，18，20，22和24 m，對這10種工況分別進行模擬，將現實中的體現出來的斷層活動性假定為不同錯動位移量，在不同錯動位移為0，5，10和15 cm狀態下再對上述工況逐一計算。

4.2.2結果分析

不同錯動位移、不同節段長度的襯砌結構最大環向應力及最大彎矩變化如圖14所示。按現行鐵路隧道設計規范計算的不同襯砌節段長度的結構安全系數，作出安全系數隨節段長度的變化曲線如圖15所示。

分析圖14-圖15可以得出以下結論：

1）結構的彎矩內力值隨著襯砌節段長度增加不斷增大，但主應力和環向應力隨著襯砌節段長度增加逐漸減小;

2）根據現行鐵路隧道設計規范要求，鋼筋混凝土的安全系數不小于2.0。當錯動量為0和5 cm時，不論節段長度為多少，安全系數均大于規范要求的2.0，不發生任何破壞。當錯動量為10 cm，且襯砌節段長度為6，8，10，12，14，16和18 m時，安全系數分別為5.417，4.624，4.103，3.592，3.121，2.685和2.216，其值均大于規范要求的2.0，說明當節段長度小于或等于18 m時，結構是安全的;而當襯砌節段長度為20，22和24 m時，安全系數分別為1.968，1.725和1.537，均小于規范要求的2.0，說明當錯動量為10 cm，節段長度大于或等于20 m時，結構發生部分破壞。當錯動量為15 cm，且襯砌節段長度為6，8，10，12和14 m時，安全系數分別為4.462，3.845，3.276，2.775和2.303，其值均大于規范要求的2.0，說明當節段長度小于或等于14 m時，結構是屬于安全的;而當襯砌節段長度為16，18，20，22和24 m時，安全系數分別為1.984，1.763，1.517，1.248和1.058，均小于規范要求的2.0，說明當錯動量為15 cm，節段長度大于或等于16 m時，結構發生部分破壞。根據圖16的計算結果云圖顯示，在拱腳和墻腰處最先達到抗壓極限狀態而被破壞，然后是拱腰以及墻角處，最后直到結構整體性破壞。

根據不同襯砌節段長度時的安全系數圖（圖15），可以得出當安全系數K=2.0，錯動量為15 cm時，對應的襯砌節段長度為15.6 m;當錯動量為10 cm時，對應的襯砌節段長度為19.8 m。基于襯砌結構彎矩縱向分布的節段長度要求節段長度需小于最大彎矩間距（18.5 m），考慮模板長度，節段長度l可取為18 m，其計算結果云圖如圖16所示，由圖16可知主應力和位移均處于合適數值，進一步證明了采用18m的節段長度是合理的。

5結論

本文以敦格鐵路闊克薩隧道為例，通過下盤固定、上盤向上錯動方式來模擬逆斷層錯動時圍巖變形特征，并通過力學效應和數值分析對活動性斷層隧道節段式襯砌的設計與優化進行研究，得出如下結論。

1）節段式襯砌結構在發生位移錯動后，最大拉應力出現的位置主要集中在隧道襯砌墻腰、墻腳處;最大壓應力主要集中在隧道仰拱和隧道拱頂的位置;處于下盤節段承受的剪應力要大于上盤節段，并且最大壓應力及最大剪應力都出現在與斷層面相交的節段處。

2）在逆斷層錯動20 cm時，馬蹄形節段式襯砌的上盤（移動盤）中襯砌變形量大，下盤中節段變形量很小;與斷層面相交的節段出現豎向位移與剛體旋轉相結合的變形特征。

3）經過冗余量設計，在敦格鐵路活動性斷層隧道襯砌斷面采用預留修復空間的馬蹄形擴大斷面，拱部預留50 cm，邊墻各預留30 cm修復空間。

4） 不同截面厚度的襯砌變形特征基本一致，因此，采用從增大襯砌截面尺寸的措施來減少節段式襯砌關鍵內力值和變形是不可取的。

5）對于本工程而言，基于襯砌結構彎矩縱向分布的節段長度要求節段長度需小于最大彎矩間距（18.5 m）和結合實際工程實際，最優節段長度可設計為18 m，按此間距闊克薩隧道共設置變形縫28處。

本文對穿越活動斷層的鐵路闊克薩隧道節段式襯砌抗錯斷性能進行了研究，優化了節段式襯砌的節段長度，但由于數值模擬軟件完全無法真實再現節段式襯砌與活動斷層的作用，今后應當結合室內試驗和現場試驗對類似工程進行監測，增加監測結果與模擬結果的對比分析，進一步提高對節段式襯砌抗斷錯能力的認識。

參考文獻/References：

[1]宋成輝，李偉，蔣富強，等.穿越東非大裂谷內馬鐵路隧道的抗震分析及斷層位錯設計[J].工程地質學報， 2020，28（4）：867-876.

SONG Chenghui， LI Wei，JIANG Fuqiang， et al. Seismic analysis and fault dislocation design of the tunnel through the rift valley of Nairobi-Malabar railway[J]. Journal of Engineering Geology， 2020，28（4）：867-876.

[2]蔣樹屏，李鵬，林志.穿越活動斷層區隧道的抗斷設計對策[J].重慶交通大學學報（自然科學版），2008，27（6）： 1034-1036.

JIANG Shuping， LI Peng， LIN Zhi. Design strategies of breaking resistance of tunnels crossing active faults zone[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University （Natural Science），2008，27（6）：1034-1036.

[3]李學鋒，代志萍，谷雪影，等.活斷層錯動位移下變形縫間距對隧道內力的影響[J].隧道建設， 2014， 34（3）： 237-242.

LI Xuefeng， DAI Zhiping， GU Xueying， et al. Influence of deformation joint spacing on internal force of tunnel under active fault movement[J]. Tunnel Construction， 2014，34（3）：237-242.

[4]王涵，高永濤，李建旺.隧道穿越斷層破碎帶施工方案及力學效應研究[J].公路，2021，66（2）：316-323.

WANG Han，GAO Yongtao， LI Jianwang. Research on construction plan and mechanical effect of highway tunnel crossing through fault fracture zone[J]. Highway，2021，66（2）：316-323.

[5]崔光耀，宋博涵，王明年，等.基于能量守恒原理的跨活動斷層隧道抗錯斷設計方法研究[J].土木工程學報， 2020，53（sup2）：309-314.

CUI Guangyao，SONG Bohan，WANG Mingnian， et al. Study on the anti-breaking design method of tunnel across active fault based on the energy balance method[J]. Journal of Civil Engineering， 2020，53（sup2）：309-314.

[6]薛君，張城瑞，葉子劍，等.東天山隧道進口段斷層及強風化富水帶綜合地質預報[J].現代隧道技術，2020， 57（6）：171-176.

XUE Jun， ZHANG Chengrui， YE Zijian， et al. Comprehensive geological prediction of Dongtianshan tunnel entrance passing through the fault and intensely weathered water-rich zone[J]. Modern Tunnelling Technology，2020，57（6）：171-176.

[7]張治國，汪嘉程，趙其華，等.富水山嶺地區鄰近補水斷層隧道結構上的水頭分布解析求解[J].巖石力學與工程學報，2020，39（sup2）：3378-3394.

ZHANG Zhiguo，WANG Jiacheng，ZHAO Qihua， et al. Analytical solution of head distribution on tunnel structure adjacent water-filled fault in water-enriched mountain region[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2020，39（sup2）：3378-3394.

[8]ZHU Junpeng. Study on dynamic response of different surrounding rock levels on both sides of tunnel fault fracture zone[J]. International Journal of Civil Engineering and Machinery Manufacture， 2019， 4（4）：18-35.

[9]MOHAMMAD S，HAMID C，HASSAN A， et al. Investigation of the feasibility of using recycled steel fibers in tunnel lining segments[J]. Tunnelling and Underground Space Technology Incorporating Trenchless Technology Research， 2021， 110（16）：23-42.

[10]DU Jianming， FAN Qian， WANG Gan， et al. Fatigue damage and residual life of secondary lining of high-speed railway tunnel under aerodynamic pressure wave[J]. Tunnelling and Underground Space Technology Incorporating Trenchless Technology Research， 2021， 111（12）：18-39.

[11]CHRISTOPH M M， WERNER L. Distributed fiber optic shape sensing along shotcrete tunnel linings： Methodology， field applications， and monitoring results[J]. Journal of Civil Structural Health Monitoring， 2021，2（12）：1-14.

[12]張海龍.穿越活斷層地鐵區間隧道結構設計[J].鐵道建筑，2016（11）：77-79.

ZHANG Hailong. Structure design of metro running tunnel through active fault[J]. Railway Engineering，2016（11）：77-79.

[13]閆高明，申玉生，高波，等.穿越黏滑斷層分段接頭隧道模型試驗研究[J].巖土力學，2019，40（11）：4450-4458.

YAN Gaoming， SHEN Yusheng， GAO Bo， et al.Experimental study of stick-slip fault crossing segmental tunnels with joints[J]. Rock and Soil Mechanics，2019，40（11）：4450-4458.

[14]劉學增，谷雪影，代志萍， 等.活斷層錯動位移下襯砌斷面型式對隧道結構的影響[J].現代隧道技術， 2014，51（5）：71-77.

LIU Xuezeng， GU Xueying， DAI Zhiping， et al. Influence of lining section type on a tunnel structure under active fault movement[J]. Modern Tunnelling Technology，2014，51（5）：71-77.

[15]孫風伯，趙伯明，楊清源，等.穿越活動斷層隧道組合抗震縫定量設置的計算公式及試驗驗證[J].中國鐵道科學，2018，39（2）：61-70.

SUN Fengbo， ZHAO Boming， YANG Qingyuan， et al. Calculation formula and test verification for quantitative setting of combined seismic joint for tunnel through active fault[J]. China Railway Science，2018，39（2）：61-70.