隧道襯砌結構減震層效能評定方法的振動臺試驗研究

聞毓民， 信春雷， 申玉生， 黃澤明， 高 波

(1.西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室，成都 610031； 2.成都理工大學 地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室,成都 610059；3.成都理工大學 環境與土木工程學院，成都 610059； 4.西南交通大學 陸地交通地質災害防治技術國家工程實驗室，成都 610031)

隧道與地下工程相比其他基礎設施通常具有良好的抗震性能，但強震作用下的隧道結構也會遭受一定的損傷甚至破壞。一般位于斷層破碎帶和軟硬巖交界面等不良地質地段或者隧道斷面形狀發生突變處更易遭受震害，尤其在1995年阪神地震(7.2級)、1999年集集地震(7.6級)和2008年汶川地震(8.0級)中，有大量的隧道襯砌結構出現了較大規模的震害。其中，最近的汶川大地震曾經造成了四川災區至少56座公路隧道出現了不同程度的震害[1]，出現嚴重震害的公路隧道襯砌結構長度占比為24.72%[2]。與此同時，地球板塊運動進入第五個活躍期的事實基本得以確認[3]，近十年來發生在中國境內且對隧道結構有較大威脅的地震包括：2010年里氏7.1級的玉樹地震，2013年里氏7.0級的蘆山地震，2017年里氏7.0級的九寨溝地震以及2019年里氏6.1級的宜賓地震[4-7]。由于地震發生的隨機性和隧道結構具有一定的天然抗震性能，隧道結構的設計和施工等環節對抗減震性能的重視程度遠遠不夠[8]。然而，一旦強震造成隧道結構破壞，整條交通線路便存在了巨大的安全隱患，嚴重影響抗震救災的生命線，也容易成為社會輿論的焦點[9]。

強震作用下，工程地質環境較好的隧道結構與圍巖具有理想的運動協調性，不易發生破壞，反之易遭受嚴重震害，因此穿越不良地質地段的隧道工程施工過程中需要采取相應的控制措施，減弱地震動對隧道襯砌結構的影響以提高其抗震性能。在隧道襯砌結構與圍巖之間敷設一層減震層可能是最簡單而有效的抗減震措施[10]，減震層可以在隧道襯砌結構的縱軸向和橫斷面方向均發揮明顯的減震作用[11-12]。目前，隧道襯砌結構的減震措施要優于抗震措施，主要是減震層可以改變圍巖和襯砌結構之間的地震動力相互作用方式[13]。因為減震層的存在，原本的圍巖-襯砌結構可以變為圍巖-減震層-襯砌結構、圍巖-襯砌-減震層結構或者圍巖-減震層-圍巖-襯砌結構等[14]。這種情況下，減震層改變了地震動能量的傳遞路徑，避免地震能量從圍巖直接傳遞到襯砌結構)[15]。同時，減震層還可以通過改變圍巖的地震作用方式降低圍巖的地震作用強度，以及減小圍巖的額外地震動力作用[16]。具體而言，減震層能夠在降低圍巖約束的同時吸收圍巖和襯砌之間縱向的非連續剪切相對變形和橫向相對變形[17]。然而，減震層也不總是發揮積極的作用，參數不合適的減震層也會導致襯砌結構強烈的地震加速度響應和沿縱向的相對位移，這也會導致襯砌結構的開裂甚至錯臺等嚴重的震害形態。

目前，在實際隧道工程建設中的減震層設計形態主要包含平板式和壓注式兩種[18]。工程橡膠是平板式減震層的常見材料[19]，而泡沫混凝土是壓注式減震層的常用材料[20]。不論何種材料參數，合適的減震層應具備較好的變形特性和較低的剪切模量，同時兼具足夠的靜力承載能力和可持續使用的能力[21]。減震層的幾何參數是對減震層作用效果有著顯著影響的一個因素，合理的減震層尺寸可以有效地吸收地震動能量，減弱地震動對隧道的作用。在前期研究中，提出了減震層效能評定方法并證明了B1橡塑海綿比硬化橡膠具有更好的減震效果[22]。因此，本文通過大型振動臺模型試驗，采用減震層效能評定方法剖析減震層的地震作用機理，從幾何參數和材料參數兩個維度來優化減震層，提高減震效果。研究結果可應用于高烈度地震區交通隧道工程的設計與施工，同時為進一步研究減震層效能評定模型以及隧道襯砌結構在其他動力作用下的防護措施提供可靠的理論參考和技術支持。

1 振動臺模型試驗方案設計

1.1 振動臺試驗裝置

本系列試驗采用西南交通大學陸地交通地質災害防治技術國家工程實驗室(NEDL)的三向六自由度地震模擬振動臺試驗裝置，該振動試驗裝置由美國MTS公司研制和生產(如圖1和表1所示)。振動臺的驅動方式采用了完全對稱平行雙缸“V”形結構布局，利用了布局的對稱性及MTS的控制補償技術。

圖1 振動試驗臺與附屬設備

表1 振動臺系統主要技術參數

1.2 模型試驗相似關系設計

由于本系列試驗的目的是考察地震動過程中隧道襯砌結構的減震層作用效果及襯砌結構的地震動力響應。因此，首先保證試驗模型的彈性抗力、應變關系和慣性力與原型相似最為關鍵。與離心場不同，振動臺模型試驗通常在1g的重力場中進行，這將導致重力失真。為了在1g的重力場中實現對原型的模擬，同時考慮到圍巖模型中增加配重較為困難，且襯砌結構的尺寸和埋深受模型箱的限制，故本次模型試驗采用重力失真模型，則關鍵的相似比應滿足式(1)所示的關系。

Cε·CE=CLCρ·Ca

(1)

式中:Cε為應變相似比；CE為彈性模量相似比；CL為幾何相似比；Cρ為密度相似比；Ca為加速度相似比。

由于模型和原型均處于同一重力場中，則加速度相似比Ca=1，此外，模型與原型的應變相似比Cε=1，易于還原原型的地震響應和破壞模式。余下的三個相似指標，彈性模量相似比CE和密度相似比Cρ需要進行正交配合比試驗尋找到合適的相似材料，而幾何相似比CL則決定著試驗結果的可靠性和準確性。考慮到振動臺試驗裝置的極限性能參數，并希望最大限度地發揮振動試驗臺的性能，通過設計和計算確定模型箱的尺寸為2.5 m(長)×2.5 m(寬)×2 m(高)(如圖2(a)所示)。為了消除模型箱的邊界效應，在模型箱四周設置了10 cm厚的聚苯乙烯泡沫板，同時在模型箱底部澆筑了砂漿層來增大圍巖模型和模型箱之間的摩擦阻力，消除圍巖模型與模型箱之間不必要的滑動(如圖2(b)所示)。模型箱由型鋼、鋼板和角鋼拼裝焊接而成，預留1.0 m(寬)×1.5 m(高)的矩形開口，方便模型填筑和傳感器的布設。為了避免發生共振，模型箱與模型系統的自振頻率差別較大。根據模型箱的尺寸，為了最大限度減小邊界效應，確定幾何相似比CL=1/30，則其余控制指標相似關系如表2所示。

(a) 模型箱設計效果圖(m)

表2 振動臺模型試驗相似關系

1.3 試驗方案設計

由于本系列振動臺模型試驗的重點是評定和優化減震層的材料和幾何參數，提出減震層措施的優化選取方法。因此，試驗在明確減震層機理的基礎上進行改進與優化。由于隧道襯砌結構剛度通常大于圍巖剛度，所以地震動力作用下襯砌與圍巖之間會產生相對位移，襯砌結構阻礙圍巖變形而承擔較大的慣性力最終導致破壞。減震層的存在充當了一個緩沖帶，在承擔圍巖相對位移的同時又減小圍巖作用于襯砌上的應力，前期研究所得結論表明減震層厚度與襯砌結構內半徑之比處于(0, 0.1)區間內是值得研究的范圍，超過襯砌結構內半徑10%厚度的減震層被設置在襯砌與圍巖之間會提升造價且效果不佳。由于本系列試驗的襯砌結構內半徑為30 cm左右，因此根據試驗的相似比，選取實際工況中常用的30 cm和60 cm兩種擴挖厚度對應的1 cm和2 cm來設置減震層厚度。隧道襯砌結構的震害通常是由于襯砌與圍巖的剛度差異引起的相對位移造成的。根據大量的文獻檢索和實地考察，在高烈度地震作用下，襯砌結構在圍巖質量較好的環境中，更多的是追隨圍巖產生剛性位移，這并不會造成襯砌結構大規模的損傷，因此根據隧道工程的圍巖分級標準，在制定振動臺試驗方案時設置對隧道襯砌結構在地震中最不利的IV級與V級圍巖兩種環境，同時配合了無減震層、1 cm和2 cm厚度減震層三種減震層組合成六種工況(如表3所示)，以此構造不同的減震層厚度tb、圍巖彈性模量Es和圍巖泊松比νs等試驗條件。在隧道工程的震害實例中，深埋隧道通常較淺埋隧道輕微，在模型試驗中設置隧道埋深為47 cm，模擬實際隧道工程15 m左右的淺埋條件。

1.3.1 隧道襯砌相似材料

根據等效剛度原理，模型試驗襯砌厚度等效為2 cm。結合推導確定的相似關系，選用重晶石、石英砂、硅藻土、石膏和水作為襯砌結構的相似材料。采用正交試驗方法進行相似材料的配比設計，通過單軸抗壓試驗測定襯砌結構模型材料的彈性模量和泊松比(如圖3(a)所示)。最終確定滿足相似比要求的配合比為重晶石∶石英砂∶硅藻土∶石膏∶水=0.4∶0.1∶0.2∶0.6∶1。襯砌結構相似材料的物理力學參數與相似關系匹配程度如表4所示。

(a) 襯砌相似材料試件

表4 襯砌結構相似關系程度

模型試驗中的襯砌模型表面刷有一層清漆來模擬襯砌結構表面的防水層，嚴格控制石膏試件的養護條件，同時防止襯砌模型受潮而影響物理力學參數。襯砌結構模型采用鋼筋網模擬襯砌的配筋，根據相似關系，鋼筋直徑等效為0.8 mm，縱橫向間距均為10 mm。制作成型的隧道襯砌結構模型如圖3(b)所示。

1.3.2 圍巖相似材料

圍巖模型的相似材料一般由骨料、膠結料和輔助材料構成，對應的原材料為河砂、機油和粉煤灰。根據原型的圍巖等級，調整三者之間的配合比，并對不同配合比的混合材料開展直剪試驗，測定圍巖模型相似材料的密度、彈性模量、黏聚力和內摩擦角等物理力學參數。最終確定IV級圍巖的河砂、機油和粉煤灰質量比為40∶10∶50；V級圍巖的河砂、機油和粉煤灰質量比為40∶15∶45。圍巖模型相似材料的物理力學參數及其相似程度如表5所示。

表5 圍巖模型相似材料相似關系程度

在試驗準備階段，將圍巖模型相似材料逐層均勻攤鋪到模型箱中并均勻攤鋪到襯砌模型周圍。每層圍巖模型填筑厚度控制在10 cm左右，為了保證圍巖模型填筑完成后的密度一致，每層填筑完畢均須用重錘夯實。在填筑過程中和填筑完成之后都會隨時獲取襯砌結構的實時照片以判斷和識別襯砌結構的初始損傷，如圖4所示，襯砌結構完好，證明襯砌沒有因重錘夯實而造成初始損傷。在圍巖模型填筑完成之后，需要靜待7～8 h實現圍巖模型相似材料的沉降和壓實，保證圍巖模型可以很好地再現圍巖原型的地震動力行為。如圖5所示，模型箱中的左右兩邊分別為V級圍巖和IV級圍巖的模型相似材料。

(a) A段襯砌端部觀測

圖5 圍巖相似材料

1.3.3 隧道減震層相似材料

本系列試驗選取B1橡塑海綿作為模型試驗的減震層材料(如圖6所示)，B1橡塑海綿的密度為60 kg/m3，彈性模量為1.38 MPa，泊松比為0.3，滿足試驗的相似關系及相關要求。為了研究減震層幾何參數的影響，減震層的厚度設置為1 cm和2 cm兩組試驗進行激振。并且在IV級和V級圍巖中還分別設置了無減震層包裹的襯砌區段作為對比，其中，無減震層包裹的襯砌結構每段長為80 cm，減震層包裹的襯砌區段長度為40 cm(如圖7(a)所示)。

圖6 減震層相似材料

(a) 振動臺模型試驗方案

1.3.4 監測方案設計

隧道減震層的設置主要是減弱襯砌結構橫斷面方向的地震動響應[23-24]，因此，為了減小襯砌端部對減震層的影響，襯砌結構應變監測斷面設置在距離襯砌兩端均為20 cm的中間部位。其中，V級圍巖中為2號應變監測斷面，IV級圍巖中為3號應變監測斷面。為了對比分析減震層的作用效果，在無減震層的襯砌結構距離圍巖邊界60 cm位置處也設置了兩個應變監測斷面，V級圍巖中為1號應變監測斷面，IV級圍巖中為4號應變監測斷面(如圖7(a)所示)。每個應變監測斷面在拱頂、左右拱肩、左右邊墻、左右拱腳和仰拱等8個位置處內外均設置了應變片，故每個應變監測斷面共有16個應變片(如圖7(b)所示)。在對應的應變監測斷面拱頂上方設置有加速度計，用以考察襯砌結構在有無減震層保護下的橫向地震動力響應。加速度計以A和數字組合的形式表示，編號與應變監測斷面一致。此外，振動臺臺面上固定了A0加速度計來監測實際輸入的地震波信號強度，模型箱上方固定有A5加速度計來監測試驗模型的整體地震動力響應。

1.3.5 試驗加載方案

試驗動力加載采用記錄于汶川地震基巖臺站的茂縣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，選擇原地震波20～165 s期間的地震波，加速度峰值和持時均按照時間相似比壓縮，持續時間為30 s。地震動的加速度峰值按照 0.05g，0.1g，0.2g，0.3g和0.4g由小到大逐級增加，對應于GB/T 51336—2018《地下結構抗震設計標準》[25]中的6-9級抗震設防烈度的設計基本地震加速度取值(如表6所示)，分別模擬不同加速度峰值條件下的隧道襯砌結構在減震層作用下的動力響應過程和最終損傷狀態。地震波加速度時程曲線如圖8(a)所示，地震波的峰值地面加速度(PGA)為0.4g左右，相當于IX度地震。地震波能量在時間域上主要集中在前15 s內，在頻率域上主要集中在15 Hz內(如圖8(b)所示)。

(a) 輸入地震波的加速度時程

2 減震層效能評定方法

(a) 地震動力作用下的隧道結構橫向變形模式

Xin等通過非線性大型地震動力數值計算，采用多元非線性回歸分析得出了減震層效能的評定方法(式(2))。該評定方法充分考慮了圍巖和減震層材料的物理力學參數，在實際選取減震層時，可以根據隧址區的地質條件和施工條件改變減震層的幾何與材料參數來選取最為經濟合理的減震層。

Rb=0.713-0.187e-29.92r0/H-0.166e-21.14tb/r0+

0.135e-223.41Eb/Es-0.000 4e11.34νb-0.002e8.42νs

(2)

式中:Rb為減震層效果評定系數，Rb=1-ul,b/ul,s，ul,b和ul,s分別為減震層和圍巖變形作用下襯砌結構外表面的最大變形量；r0/H為襯砌結構內半徑與埋深之比；tb/r0為減震層厚度與襯砌內半徑之比；Eb/Es為減震層與圍巖的彈性模量之比；νb為減震層的泊松比；νs為圍巖的泊松比。

3 試驗數據分析

3.1 IV級圍巖中的隧道減震層效能評定

首先對比分析IV級圍巖中的隧道減震層效能計算結果與模型試驗結果之間的差異。如圖10所示，虛線是根據式(2)計算的評估值，無論減震層的厚度如何，隨著激振加速度峰值的提高，實際試驗值均偏離評估值。這主要是因為襯砌結構經多輪激振之后存在損傷的積累，影響了評定的準確性。因此，減震層效能的評估方法應該在原有式(2)的基礎上考慮激振加速度峰值升高對襯砌結構損傷的影響，引入襯砌結構地震動力損傷系數改進減震層效能評定方法，拓展該評定方法在高烈度地震區的適用范圍和準確性。通過計算圖10(a)和(b)的標準差可得，1 cm厚度減震層試驗與評估值的標準差為σ1 cm=0.027，而2 cm厚度減震層的試驗值與評估值標準差為σ2 cm=0.023。

(a) 厚度為1 cm的減震層地震動力響應

3.2 V級圍巖中的隧道減震層效能評定

襯砌結構置于V級圍巖中，減震層作用下的評定值與模型試驗結果的差異與在IV級圍巖中類似。隨著輸入的激振加速度峰值逐漸增大，模型試驗的結果逐漸偏離式(2)計算出的評估值。通過計算圖11(a)和(b)的標準差可得，1 cm厚度減震層模型試驗值與評定值的標準差為σ1 cm=0.030，2 cm厚度減震層模型試驗值與評定值的標準差為σ2 cm=0.029。顯然，厚度較大的減震層作用下的評估值更加準確，較厚的減震層可以為襯砌結構提供更好的保護不至于產生嚴重的損傷。與IV級圍巖中的試驗結果相比，圍巖條件更差的工況更易造成襯砌結構的損傷，試驗值更加偏離。因此，根據本系列模型試驗的數據分析，圍巖級別相較于減震層的厚度對襯砌結構的地震響應更具決定性的作用。

(a) 厚度為1 cm的減震層地震動力響應

通過分析IV級和V級圍巖中減震層試驗值與評定值之間的偏差，采用數據擬合的方法，引入以地震加速度峰值a為變量的地震動力損傷系數K提高式(2)中減震層效能評定方法的精度(如表7所示)。因此，在實際工程中，可以根據隧址區的圍巖物理力學參數以及當地的抗震設防烈度，經濟合理地選擇減震層的參數。

表7 不同工況對應的地震動力損傷系數

3.3 隧道襯砌結構的應變響應分析

襯砌結構各部位在逐級加載后的最終應變累積絕對值如圖12所示，結合減震層效能評定方法，分析襯砌結構橫斷面在不同減震層作用下的地震動力響應狀態。如圖12(a)所示，在IV級圍巖中的無減震層工況下，拱肩和拱腳獲得了相對較高的地震動應變值，因為襯砌結構對圍巖變形具有較強的追隨性，且拱腳部位的半徑較小，在地震動力作用下容易發生較大的變形。受到1 cm厚度減震層的保護，襯砌結構的地震動應變值大幅降低，地震動應變值最高發生在拱肩處，其余部位的地震動應變值均在60 με以下，最高值發生在拱肩處，說明1 cm厚度的減震層不能夠改變襯砌結構橫斷面沿共軛45°對角線交替拉伸壓縮的基本變形形態。在2 cm厚度減震層的作用下，襯砌結構橫斷面整體的地震動應變響應有進一步下降，其中拱腳和仰拱處的降幅最為明顯。這是因為增加了減震層的厚度，原本受到圍巖較強約束的拱頂、拱腳和仰拱部位更易產生剛性變形而非相對變形，這會引起地震動應變值的降低。因為激振的方向為垂直于隧道軸線的橫向，最易受到地震動力損傷的拱肩和邊墻部位受到減震層的保護效果較為明顯。

(a) IV級圍巖

與評定方法獲得的結論一致，圍巖級別相比于減震層的厚度更能凸顯決定性作用，如圖12(b)所示，V級圍巖中的襯砌-減震層結構的地震動應變響應幅值有顯著增高。無減震層工況下的襯砌結構追隨較差的圍巖發生地震動變形，導致拱肩變形極為顯著。施作了減震層的襯砌地震動應變響應大幅降低，特別是拱肩處的應變響應，說明在圍巖質量較差的工況下，減震層保護襯砌結構的作用更為明顯。值得注意的是，減震層的存在可以使得拱頂、拱腳和仰拱等原本受圍巖約束牢固的部位出現一定的剛性變形，所以減震層在襯砌結構橫斷面范圍內全包的型式可以根據效能評定公式進行適當的改進，以發揮減震層最大的效能同時兼顧工程造價，實現減震層的最優化設計和施作。

3.4 隧道襯砌結構加速度響應分析

定義加速度放大系數為各加速度計獲取的試驗值與臺面加速度計A0獲取值之比。如圖13所示，根據加速度的監測位置可知，圍巖級別仍然對減震層效能的發揮起著決定性的作用。與V級圍巖相比較，IV級圍巖完整性好，彈性模量高，與襯砌結構的剛度更為匹配。在地震動力作用下，IV級圍巖中的加速度放大系數比在V級圍巖中更小，更接近于地震波加速度，證明襯砌結構更多地追隨圍巖振動產生剛性位移而非相對位移。因此，如圖13(a)所示，IV級圍巖在1 cm厚度減震層作用下，襯砌結構的加速度大小明顯減小，說明襯砌與圍巖良好的剛度匹配引起襯砌對圍巖變形的追隨現象明顯。其次，如圖13(b)所示，激振加速度峰值較大時，2 cm厚度減震層作用下的襯砌結構振動響應比1 cm厚度減震層作用下的振動響應更強烈，說明高烈度地震區不宜采用厚度較大的減震層。盡管厚度較大的減震層可以導致襯砌結構產生剛性變形而非相對變形，但“懸掛作用”會使得襯砌振動更加強烈。隨著激振加速度峰值的增大，減震層在不同圍巖中的效果差異逐漸降低。因此，在高烈度地震區，襯砌與圍巖的動力響應趨于一致，但圍巖與襯砌剛度的差異會加劇相對變形，導致襯砌結構易出現嚴重的損傷，同時也驗證了穿越軟硬巖交界面的隧道襯砌結構易遭受嚴重破壞的機理。減震層的存在改變了襯砌結構的自振特性，讓襯砌與圍巖之間在地震動力作用下有一定的剛性位移裕度，減少相對位移幅值。

(a) 1 cm厚度減震層的襯砌結構加速度響應

3.5 隧道襯砌結構地震損傷狀態

將襯砌結構模型從圍巖模型中取出，用記號筆標注襯砌結構最終的地震損傷形態，如圖14所示。無減震層工況下的襯砌結構損傷較為嚴重，底部仰拱已碎裂為平板狀，兩側拱腳向上隆起并沿隧道軸線方向出現貫通裂縫，拱腳部分完全破壞。拱肩和邊墻部位臨近端部的橫斷面損傷極為嚴重，出現明顯的襯砌剝落和掉塊現象，導致鋼筋出露(如圖14(a)所示)。IV級圍巖中的1 cm減震層效果整體不及2 cm厚度的減震層(如圖14(b)和14(c)所示)，襯砌結構在減震層的保護下，拱頂、拱肩和邊墻等上部結構未見明顯的損傷痕跡，但拱腳和仰拱部位依然損傷較為嚴重。1 cm厚度的減震層在IV級圍巖中不能阻止拱腳的貫通裂縫以及仰拱的隆起，但2 cm厚的減震層在IV級圍巖中發揮了明顯的減震作用，盡管襯砌結構的損傷部位仍舊集中在拱腳和仰拱，但損傷輕微且裂縫不貫通。V級圍巖中的1 cm厚度減震層效果則遠不及2 cm厚度的減震層(如圖14(d)和14(e)所示)。V級圍巖中1 cm厚度減震層作用下的襯砌結構損傷狀態與IV級圍巖中較為相似，仰拱碎裂隆起，拱腳部位出現貫通裂縫，上部結構則較為完好。V級圍巖中2 cm厚度減震層的作用效果與IV級圍巖中也較為類似，損傷部位依舊是拱腳和仰拱，但損傷狀態輕微。總體而言，減震層可以有效避免襯砌結構在地震過程中產生的損傷，而且厚度較大的減震層保護效果更顯著。與減震層的作用相比，圍巖級別的差異對襯砌損傷響應狀態的影響更為明顯。

(a) 無減震層襯砌損傷狀態

4 結 論

通過振動臺模型試驗驗證了減震層效能評定方法在最不利的IV級和V級圍巖環境下的可靠性和準確性，評定了不同厚度的減震層在IV級和V級圍巖工況下的響應狀態，提出了減震層效能評定方法的改進方向和具體措施。在此基礎上，研究了減震層作用下的襯砌結構與圍巖在激振過程中的相互作用，試驗結果可以指導根據地質條件和施工條件選擇和施作減震層。研究的主要結論如下：

(1) 通過不同厚度減震層和圍巖條件的大型振動臺模型試驗驗證了減震層效能評定方法的準確性，該方法可以較為準確地評價減震層在地震動力作用下對襯砌結構的作用效果，可以指導改變減震層的幾何與材料參數來選取減震層以達到最優的減震效果。然而，隨著激振加速度峰值的增加，減震層效能評定方法會產生較小的偏差。

(2) 根據抗震設防烈度與設計基本地震加速度取值的對應關系，針對不同工況引入了相應的地震動力損傷系數K，K值可以提高減震層效能評定方法在不同抗震設防烈度下的準確性，從而指導減震層在實際工程中的合理選用。

(3) 圍巖條件更差的工況在地震動力作用下更易造成襯砌結構的損傷，襯砌直接與圍巖接觸導致襯砌對圍巖變形的追隨現象非常明顯，因此，圍巖級別相較于減震層的厚度對襯砌結構的地震響應更具決定性的作用。

(4) 減震層對襯砌結構的拱肩和邊墻部位的保護效果較為明顯，但減震層存在最優厚度，超過該厚度會使得襯砌結構在地震中振動更加強烈。

(5) 減震層的存在實際是改變了襯砌結構本不明顯的自振特性，讓襯砌與圍巖之間在地震動力作用下有一定的剛性位移裕度，減少相對位移幅值。