淺埋偏壓黃土隧道震害機制振動臺模型試驗研究

中圖分類號：U25；TU444 文獻標志碼：A

Abstract：The Loess Plateau region is prone to frequent strong earthquakes，which often trigger large-scale， intensiveloesslandslides.Shalow buried bias loesstunnelsare highlysusceptible tosignificantseismicdamage due to factors such as thin overburden and unsupported slope faces，which result in pronounced seismic amplification effects.The seismic damage characteristics and mechanisms of shallw buried bias large section loesstunnels were systematicall investigated through large-scale shaking table model tests.The results indicate thatthe presenceof tunel cavities significantlyinfluences thedistributioncharacteristicsof accelerationamplification factors onthe slope face，with the main affected region being between 0.25H and 0.80H .The horizontal acceleration amplification factor withinthe slope increases nonlinearly with elevation，with weaker amplification efects belowapproximately2/3 of the slope heightand significantlystronger amplification efectsabove approximately2/3of the slope height.Under horizontal seismic loading，the tunnellining experiences extensive tensileandcompressive through-cracks along the conjugate 45^° directions from the right arch waist to theleft wallfoot，and fromtheleft arch waist to the right wall foot，resulting insevere seismic damage.Under the condition of smallangle bias，continuous slipsurfaces extend from theslope cresttothe tunnel’s deep-buried side wallfoot，with local continuous sliding and localized collapse occurring atthe slope surface and crest.The dynamic amplification effectof the tunnel cavities is the primary cause of the formation of local slip surfaces at the slope surface，whilethe combined shear force from the seismic inertia force and gravitationalforceof therock-soil bodyis the fundamental causeofthe inward deformationof the tunnel liningon thedeep-buried side and outwarddeformation on the shallw side.The findingsof this study provide valuable insights into the seismic design of shallow buried bias loess tunnels.

Key Words：bias tunnel;acceleration amplification factor;seismic damge mechanism;shaking table model test

“一帶一路\"倡議和交通強國戰略的深入實施，極大推動了我國西北部黃土高原地區的基礎設施建設，使得黃土高原地區修建的鐵路、公路以及地鐵隧道等日益增多[1-2].黃土高原地區溝壑縱橫、山林密布，受線路走向和地形條件的限制，大量隧道的進出口段不可避免地位于高陡斜坡邊緣等抗震不利地段，形成了大量的傍山偏壓黃土隧道.

受青藏高原北東向推擠和黃土高原東北部、東南部穩定塊體阻礙作用的影響，我國黃土高原地區成為我國地震活動最為強烈的地區之一[3-4].歷次強震震害調查表明，隧道洞口淺埋偏壓段是震害最嚴重的區域之一，該區域常發生邊仰坡垮塌、襯砌開裂等破壞情況，易造成洞口堵塞或掩埋，阻斷交通，嚴重影響災后救援工作[5-6].

目前，針對山嶺隧道洞口段地震響應、震害特征及抗減震技術等方面的研究已取得了豐碩的成果.如高峰等通過三維數值模擬分析了隧道襯砌的地震響應沿隧道軸線的變化規律，明確了隧道洞口段抗震設防長度的主要影響因素；劉國慶等8對強震區引水隧道的洞口段邊坡及隧道結構的地震響應特征和震害模式進行了研究；陶連金等通過振動臺模型試驗，研究了山嶺隧道仰坡坡度與洞口段襯砌受力特征及邊坡破壞形式的關系；王帥帥等研究了含軟弱夾層隧道洞口仰坡及襯砌在水平和豎向地震作用下的動力響應與破壞特征，分析了地震動方向對隧道結構動力響應的影響；梁慶國團隊[11-13]采用數值模擬和振動臺模型試驗，對黃土地區山嶺隧道洞口段的動力響應及失穩形態進行了系統研究；任洋等[4基于大型離心機振動臺試驗揭示了地形及地震動參數對隧道洞口段邊坡動力響應特征的影響機制；Wang等[15] Yu 等[1通過震害調查總結歸納了山嶺隧道洞口段的震害類型及特征； Wu 等[17結合汶川地震龍溪隧道震害特征，采用ABAQUS軟件基于黏彈性人工邊界和域縮減法實現了瑞利（Rayleigh）波輸入，并研究了其作用下隧道洞口段襯砌的損傷演化規律；隋傳毅等[18]通過振動臺模型試驗發現，框架梁形式的仰坡支護體系在高烈度水平地震作用下能夠顯著提高仰坡整體抗震性能；崔光耀等[19]通過振動臺模型試驗對隧道洞口段的抗減震措施進行了研究，發現采用剛柔相濟的抗減震措施具有顯著的抗減震效果；Wang等2通過振動臺模型試驗對采用框架梁與抗滑樁加固隧道洞口段的抗震性能進行了研究，并基于希爾伯特-黃變換（Hilbert-Huang transform，HHT）對洞口段的損傷情況進行了識別分析.

可以看出，以上研究大多圍繞巖質隧道洞口段的地震響應特性及震害特征，而偏壓黃土隧道是黃土邊坡與隧道結構組成的復雜耦合體系.黃土邊坡的局部地形對地震動具有顯著的放大作用，而隧道空腔（隧道斷面的凈空部分）的存在會進一步影響地震波在黃土邊坡中的傳播路徑和特性.這種雙重因素的耦合作用將使黃土邊坡與隧道結構的震害更為顯著.然而，目前針對偏壓黃土隧道與黃土邊坡相互作用機理的研究仍較有限.為此，以某淺埋偏壓大斷面黃土隧道為研究對象，通過振動臺模型試驗研究了水平地震作用下淺埋偏壓隧道邊坡及圍巖的加速度分布特征、隧道襯砌的受力特征，以及圍巖、邊坡與襯砌結構的震害特征與機制，以期為淺埋偏壓黃王隧道的抗震設計和優化提供理論參考.

1振動臺模型試驗設計

1.1依托工程概況

依托工程為某典型偏壓大斷面黃土隧道，如圖1（a）所示.該隧道進出口段位于黃土梁昂區，地勢呈西南高、東北低的分布特征.隧道所在區域的海拔為2010～2140m ，圍巖為淺黃色風積黃土，土質濕潤且密實，孔隙較為發育.根據設計資料，該隧道高度為11.75m ，跨度為 14.08m ，采用復合式襯砌結構.初期支護為厚度 0.2m 的C20噴射混凝土，二次襯砌為厚度 0.5m 的C35模筑鋼筋混凝土，隧道橫斷面設計如圖1（b）所示.

圖1某典型偏壓黃土隧道及橫斷面

Fig.1 A typical biasloess tunnel and itscross section

1.2振動臺參數介紹

試驗采用的振動臺臺面尺寸為 4m×6m ，如圖2（a）所示.該振動臺水平向單向加載時最大承載力為 20t 豎直向單向加載時最大承載力為 15t ，水平豎直雙向耦合加載時最大承載力為 15t ；水平向單向加載時最大加速度為 1.7g ，豎直向單向加載時最大加速度為1.2g ，水平豎直雙向耦合加載時最大加速度為 1.2g 試驗使用剛性模型箱，長 2.8m ，寬 1.4m ，高 1.9m 為減弱模型箱邊界對土體的約束作用，同時吸收剛性模型箱反射的地震波，試驗中在模型箱的后壁貼覆一層與箱體大小一致、厚度為 10cm 的聚乙烯泡沫板，以減小“模型箱效應\"的影響.試驗中采用的模型箱如圖2（b）所示.

圖2振動臺臺面及模型箱 Fig.2 Shaking table and model box

1.3相似關系設計

模型試驗中，模型結構與原型結構的尺寸、材料參數及所承受的荷載等需保持一定的比例.然而，由于原型的復雜性和試驗條件的局限性，難以實現所有參數的完全相似性.因此，試驗中通常以主要控制參數為基礎進行相似設計，忽略次要參數的影響.結合振動臺臺面尺寸及原型偏壓隧道的實際情況，最終確定原型與模型的幾何相似比為 25：1. 原型與模型同處重力場中，重力相似系數 S_g=1 ，密度相似比 以幾何尺寸 L_ν 密度 ρ 和輸入加速度 Ψ_a 作為基本控制指標，依據Buckingham π 理論和量綱分析方法推導其余物理量的相似系數[21-22]，最終確定振動臺模型試驗的相似系數如表1所示.按照幾何相似比的要求，試驗中制作了高度為 47.0cm 跨度為 56.0cm 襯砌厚度為 2.0cm 的隧道結構進行振動臺模型試驗.

表1振動臺模型試驗相似系數

Tab.1 List of similarity relations for the shaking tablemodeltest

1.4相似材料配制

試驗中，黃土相似材料的配制參考 Wu 等[23]關于黃土邊坡振動臺模型試驗的配制經驗，并結合室內試驗結果，最終確定其配合比為黃土：水：鋸末：重晶石粉（ 2mm 篩 ）=0.72：0.14：0.02：0.10. 襯砌混凝土采用目前模型試驗廣泛使用的微粒混凝土[22.24].綜合考慮微?；炷翉姸燃傲鲃有缘忍匦?，最后確定其配比為水泥（P32.5）：細砂：水 =1：6：1.5. 模型相似材料的物理力學參數如表2所示.

表2相似材料物理力學參數

Tab.2Physicalandmechanical parametersof similarmaterials

1.5監測方案

模型邊坡總高度為 1.5m ，其中坡高 1.2m ，偏壓角度為 30^° ，隧道淺埋側拱肩至坡面的最小覆土厚度為 0.4m ，坡腳至模型箱底部的距離為 0.3m .在坡面測線等間距布置6個加速度傳感器（編號為 A-1～ A-6），用于分析隧道對坡面加速度變化規律的影響.在隧道中心軸線上設置一條加速度測線，傳感器編號依次為A-10、A-9、A-8和A-5，用于測量從隧道仰拱底至坡面的加速度變化規律.此外，在距離隧道深埋側邊墻 30cm 處設置一條豎向加速度測線，傳感器編號為A-13～A-18，用于記錄坡體內同一豎直面內不同埋深處的加速度變化規律.傳感器具體布置情況如圖3所示.

為研究偏壓黃土隧道在地震動作用下襯砌的變形與受力特征，在隧道襯砌內外表面沿環向布置混凝土應變片，其布置方式如圖4所示.

圖4隧道襯砌應變片布置示意圖

Fig.4 Tunnel lining strain gauge layout diagram

1.6模型制作

在澆筑微?；炷林埃紫仍谝r砌內膜上綁扎直徑為 1mm 、縱橫向間距為 10mm 的鋼絲網，以模擬二襯配筋.完成配筋綁扎后，進行微?；炷恋臐仓?澆筑過程中，需及時對混凝土進行振搗，以保證混凝土的密實性.混凝土澆筑完成后，經過7d拆模并進行養護，養護滿28d后開展試驗.邊坡模型采用分層填筑法，每層層厚為 10cm ，填筑時通過密度控制壓實度，以確保邊坡結構的穩定性.試驗中，隧道襯砌由兩節長度為 70cm 的節段組成，節段間通過寬 20cm 厚0.5cm 的橡膠連接，以模擬隧道施工縫.襯砌節段安裝及邊坡模型填筑的具體過程如圖5所示.

1.7加載方案

試驗選用了El-Centro波（簡稱EL波）和汶川地震中記錄的湯峪波（簡稱TY波）作為加載地震波.試驗的主要目的是研究淺埋偏壓隧道的震害機理，同時考慮到相似材料并不完全滿足設計相似比，所以加載地震波在輸入時未進行時間壓縮.兩條加載地震波的波形如圖6所示.

圖5偏壓黃土模型制作過程

圖6加載地震波加速度時程

地震波加載峰值范圍為 0.1g～1.2g ，試驗中按照由弱到強的順序逐步加載.在每個峰值下，先加載EL波，后加載TY波，加載方向為 X 向（水平向）其中， X 向是指與隧道縱向相互垂直的方向， Z 向為豎直方向，地震波入射方向為垂直方向.具體加載方案如圖7所示.

圖7地震波加載方案

Fig.7 Seismic wave loading scheme

2試驗結果分析

2.1加速度放大系數分布規律分析

受邊坡局部地形以及隧道結構存在的影響，地震波在傳播的過程中會產生復雜的反射與疊加，導致邊坡及坡體內部產生動力放大效應，對隧道結構產生影響.為分析土體不同位置處加速度放大系數的變化規律，定義坡面的加速度放大系數為坡面各測點加速度峰值與A-1測點加速度峰值的比值.同理，中心測線和豎直測線的加速度放大系數分別為各測點加速度峰值與A-10和A-18測點加速度峰值的比值.

圖8為坡面PGA（最大峰值加速度）放大系數隨坡面高程的變化規律.從圖8可以發現，隧道結構的存在對坡面加速度放大系數分布特征的影響較大.在A-2測點至A-3測點范圍內，坡面加速度放大系數急劇增大，并在A-3測點達到峰值，而從A-3測點至A-5測點范圍內又逐漸減小.由此可知，隧道對坡面加速度響應的影響區域為A-2測點至A-5測點范圍，相對高程為 0.25H～0.80H. 造成這一規律的主要原因在于，A-3測點至A-4測點范圍內坡面至隧道結構的距離最近，覆土厚度最小，且隧道模型斷面尺寸較大，隧道空腔削弱了坡體對坡面土體的約束作用，同時坡面臨空面產生加速度放大效應，使該區域內坡面土體的慣性作用更加顯著，導致土體振動強烈，

圖8水平向加載坡面加速度放大系數

Fig.8 Horizontal loading slope acceleration amplification factor

圖9為在水平地震作用下，隧道軸線上各測點加速度放大系數隨高程的變化規律.從圖9可以看出，隧道中心測線的加速度放大系數隨高程增加呈現出非線性增長趨勢.相較于仰拱部位，拱頂的加速度放大系數增幅更加顯著.

圖9水平向加載隧道中心測線加速度放大系數 Fig.9Acceleration amplification factor along thecentral measuringline in the tunnel under horizontal loading

在EL波加載條件下，仰拱A-9測點的PGA放大系數范圍為 1.09～1.13 ，平均值為1.11;而拱頂A-8測點的PGA放大系數范圍為1.17～1.26，平均值為1.20，平均值增幅達 8.1% 在TY波加載條件下，仰拱A-9測點的PGA放大系數變化范圍為0.95～1.10，平均值為1.04；而拱頂A-8測點的PGA放大系數范圍為1.17～1.21，平均值為1.19，平均值增幅達 14.4% .這一現象的產生主要是由于隧道仰拱部位受土體的約束作用較強，其振動與周圍土體基本同步；而拱頂受隧道空腔的影響，土體對其約束作用較弱，慣性效應更為顯著，導致振動更為強烈.此外，從拱頂A-8測點到坡面A-5測點的PGA放大系數增幅較小，這表明隧道空腔對加速度放大效應的影響顯著高于高程變化對加速度放大的影響.

為進一步研究坡體內同一豎直面上加速度響應的變化規律，提取了坡體豎向測線上各點的PGA放大系數，結果如圖10所示.可以發現，在豎直方向上，坡體的加速度放大系數具有明顯的高程放大效應，即隨坡體高程的增加，坡體的加速度放大系數呈非線性增長趨勢.

在A-18測點至A-15測點范圍內，PGA放大系數增幅較小，放大效應較弱；而從A-15測點至坡頂A-13測點范圍內，PGA放大系數迅速增大，放大效應顯著.具體而言，坡體從底部至中上部（約2/3坡高）區域，加速度的高程放大作用較弱；從坡體中上部（約2/3坡高）至坡頂區域，加速度高程放大效應則顯著增強.這一現象的產生主要是由于坡體中下部土體的水平厚度較大，整體剛度較高，當地震波傳播至此區域時，土體表現出較強的一致振動.此外，地震波從模型底部向上傳播的過程中，部分能量被土體阻尼消耗，高程放大作用不明顯；而當地震波傳播至坡體中上部后，由于土體水平向厚度減小、整體剛度降低，慣性振動效應增強，導致坡體頂部區域的加速度放大作用顯著.

2.2隧道襯砌變形特征分析

根據圖4中襯砌環向應變片的布置位置，提取了隧道結構在水平向地震荷載作用下的應變峰值數據，并分別繪制了EL波和TY波作用下的襯砌環向應變峰值包絡圖，如圖11、圖12所示.

圖11 EL波作用下襯砌環向應變峰值包絡圖（單位： με ） Fig.11 Peak envelope diagram of strain at lining circumferential underEL waveaction（unit： με ）

從圖11、圖12可以看出，對于隧道襯砌外緣，在EL波作用下，右拱腰一左拱腰一左邊墻一左墻腳范圍內的襯砌應變峰值較大，而其他部位的應變峰值相對較小，這表明深埋側隧道襯砌的應變峰值遠大于淺埋側，說明在水平地震作用下，深埋側隧道襯砌外緣承受了更大的受力和變形，且受力和變形具有明顯的偏壓特性；而在TY波作用下，這種偏壓特性在地震動加載幅值較小時較為明顯，隨著地震動加載幅值逐漸增大，該偏壓特性有所減弱，但整體上右邊墻一右拱腰一左拱腰一左邊墻—左墻腳范圍內的襯砌應變峰值較大，其余部位的襯砌應變峰值較小.

圖12TY波作用下襯砌環向應變峰值包絡圖（單位： με ）Fig.12Peak envelope diagram of strainatliningcircumferentialunder TYwave action（unit： με ）

對于隧道襯砌內緣，EL波和TY波作用下襯砌應變峰值的變化規律基本一致，表現為右拱腰、右邊墻和左墻腳范圍內的應變峰值較大，而其余部位的應變峰值較小.同時發現，無論是襯砌內緣還是襯砌外緣，相比于其他部位，右拱腰至左墻腳以及左拱腰至右墻腳的共軛 45^° 方向上襯砌的應變峰值均較大，這表明隧道襯砌在共軛 45^° 方向上產生了明顯的拉壓變形.

2.3偏壓隧道邊坡及隧道結構震害特征分析

圖13為地震波垂直入射下 30^° 偏壓黃王隧道邊坡的震害特征.通過試驗過程及影像資料的觀察可以發現，當地震動加載幅值達到 0.4g 時，邊坡坡面開始出現裂縫；隨著加載幅值逐漸增大，這些裂縫逐步擴展并延伸.當加載幅值達到 0.8g 時，邊坡坡面開始出現松動并伴隨掉塊現象，隧道周圍裂縫迅速發展，逐漸形成從隧道拱頂上方延伸至邊坡坡面的貫通裂縫，同時，淺埋側墻角部位及深埋側拱腰部位的裂縫進一步發育，邊坡坡頂的橫向裂縫也逐漸加寬.隨著地震動加載幅值進一步增大至 1.0g ，邊坡坡頂至深埋側隧道拱腳的圍巖之間形成貫通的圓弧形滑裂面，同時，邊坡坡面局部也開始出現貫通的圓弧形滑裂面.當加載幅值達到 1.2g 時，邊坡坡頂被震潰并發生垮塌，深埋側隧道襯砌受到周圍土體擠壓，隧道內部發生約 3cm 的變形，同時，深埋側拱腰部位出現較寬裂縫，表明深埋側襯砌產生了顯著的變形與破壞.

圖13 30^° 偏壓黃土隧道邊坡震害特征Fig.13 Seismic damage characteristics of 30^° biasloess tunnel slope

隨著輸入地震動加速度峰值的逐步提高，隧道結構破壞逐漸累積，最終呈現如圖14所示的震害現象．從圖14可以看出，在地震波垂直入射條件下，淺埋偏壓大斷面黃土隧道的左右拱腰和左右墻腳部位是震害的易發區域，而拱頂和仰拱部位幾乎未受損壞.在水平地震動作用下，深埋側土體受到水平慣性力的影響，產生朝向坡面臨空面的位移，導致深埋側襯砌被擠入隧道內部，擠入深度達 3cm 與此同時，淺埋側襯砌則向坡體表面方向擠出，在左右拱腰和左右墻腳位置形成了縱向貫通裂縫，其中深埋側襯砌內緣以及淺埋側襯砌外緣的裂縫較寬.此外，深埋側襯砌邊墻外表面也出現縱向貫通裂縫，并伴隨節段連接帶的斷裂，但內表面及淺埋側邊墻未見明顯裂縫.由此可見，地震波垂直入射下，淺埋偏壓黃土隧道的左右拱腰和左右墻腳是地震易損區域，且深埋側的震害程度明顯高于淺埋側.因此，在進行抗震設計時，應特別關注這些關鍵區域，以提高隧道結構的抗震能力.

圖14 30^° 偏壓黃土隧道襯砌震害特征 Fig.14 Seismic damage characteristics of 30^° bias loess tunnel lining

3邊坡與隧道結構的震害模式及震害機制分析

通過分析試驗后隧道邊坡的震害特征，得出了地震波垂直入射下小角度淺埋偏壓黃土隧道邊坡的震害模式（圖15）及震害機制.

從圖15可知，對于小角度偏壓的淺埋偏壓黃土隧道邊坡，在強震作用下坡面的整體穩定性較好，其破壞形式主要有兩點：一是坡體內部從坡頂延伸至深埋側隧道拱腳范圍的連續滑移面；二是坡體表面的局部滑移和坡頂的局部坍塌.

圖15小角度淺埋偏壓黃土隧道邊坡震害模式 Fig.15Seismicdamagemodeof small angleshallowburied bias loess tunnel slope

其震害機制分析如下：首先，局部地形對地震動具有顯著的放大效應.在地震過程中，水平向加速度呈瞬時動態變化，方向不斷交替，使坡體產生反復的水平向慣性力.在坡表土體經受反復的張拉應力作用后，土體逐漸被震松，在坡肩幾何突變的位置發生局部垮塌.由于坡面和隧道空腔雙臨空面的存在，坡表局部滑裂面周圍土體的約束作用減弱，而慣性作用則顯著增強.這種雙重放大效應最終導致坡表局部滑裂面的出現.

其次，對于坡體內部滑裂面，其形成機理與地震慣性力和巖土體重力的合力方向密切相關.以不利于坡體穩定為前提，當假定地震產生水平向右的慣性力時，該慣性力與巖土體的重力共同作用，產生朝向坡腳的合力.由于坡度較小且坡腳覆土較厚，坡腳位置土體具有較好的穩定性，因此未能形成貫通坡腳的連續滑裂面.相反，隧道空腔的存在削弱了周圍土體的約束能力，為上覆土體下滑提供了通道.當地震荷載達到一定閾值后，坡體深部土體沿著坡頂至隧道深埋側墻腳的路徑發生滑動，最終形成貫通坡頂和隧道深埋側墻腳的連續滑裂面.

根據淺埋偏壓黃土隧道邊坡的震害機制，可以得到偏壓黃土隧道襯砌結構的震害機制，如圖16所示.

從圖16可以發現，淺埋偏壓黃土隧道左右拱腰和左右墻腳是地震作用下的易損部位.對于深埋側隧道，上方下滑土體自重對隧道襯砌產生顯著擠壓作用，使深埋側拱腰部位遭受嚴重破壞.具體表現為：襯砌外側受到擠壓力形成擠壓裂縫，內側則因拉力作用產生拉裂縫，擠壓與拉伸的共同作用導致拱腰部位襯砌產生朝向隧道內部的變形；此外，地震荷載產生的水平推力進一步加劇了深埋側隧道的變形，尤其在拱腰和拱墻部位，襯砌向隧道內部的變形明顯增強，這導致深埋側拱腳部位承受較大彎矩，形成拱腳外側張拉裂縫與內側擠壓裂縫的典型破壞模式.

圖16小角度偏壓黃土隧道襯砌震害機制 Fig.16Seismic damage mechanism of small angle bias loess tunnel lining

對于淺埋側隧道，受地震水平推力和上覆土體下滑共同作用，襯砌產生朝向坡面的擠出變形.淺埋側拱腰部位由于覆土厚度薄弱，擠出變形最為顯著，破壞程度也更為嚴重，其中襯砌外側承受張拉力形成張拉裂縫，內側則受擠壓力作用產生擠壓裂縫.同時，淺埋側拱腳部位因承受上覆土體自重和水平地震推力的共同作用，同樣形成較大彎矩，其襯砌內側表現為張拉裂縫，外側表現為擠壓裂縫.

相比之下，隧道仰拱部位因位于水平位置，能有效抵抗水平地震荷載的作用，受力相對均勻.因此，仰拱部位的襯砌未見明顯裂縫，震害程度較輕，與拱腰和拱腳部位的顯著破壞形成鮮明對比.

綜上所述，黃土隧道由于高孔隙度、低黏聚力以及特殊的地質結構，在地震作用下的震害特征和機理具有顯著的特殊性.具體而言，黃土隧道在地震作用下更易發生局部坍塌和貫通滑裂等震害現象，尤其是在坡體表面和隧道周圍區域.這主要源于黃土材料的結構特性，使得震害集中于左右拱腰及墻腳等薄弱部位，而拱頂和仰拱部位由于圍巖的約束作用較強，震害較輕.

此外，與巖質偏壓隧道相比，由于土質偏壓隧道上覆圍巖對隧道結構的約束作用較弱，使得土質隧道對地震波的放大效應更為敏感，尤其是在高程增加和隧道空腔存在的情況下，坡面和隧道周圍的動力響應顯著增強，表現為局部滑移、貫通裂縫以及邊坡局部坍塌等破壞形式.而巖質隧道由于圍巖對隧道結構的約束作用較強，使得其加速度放大效應相對較小，其動力響應更多依賴巖體和支護結構的耦合作用，破壞形式主要表現為地震波在層間傳播引發的剪切滑移和局部張裂等[25-26].因此，偏壓黃土隧道相較于巖質偏壓隧道的震害更為嚴重，震災風險更高，應在抗震設計中予以重點關注.

4結論

通過振動模型試驗，對淺埋偏壓大斷面黃土隧道邊坡及坡體內部加速度放大系數的分布特征、隧道襯砌的受力變形特征、邊坡與隧道襯砌的震害特征以及震害機制進行了分析，得出以下結論.

1隧道空腔對淺埋偏壓黃土隧道邊坡表面加速度放大效應的影響較為顯著，主要影響區域集中在坡體高度的 0.25H～0.80H 范圍內.隨著坡面與隧道結構距離的減小，土體的慣性作用增強，振動愈加劇烈.

2）坡體內部加速度放大系數受隧道空腔和坡體高程共同影響.加速度放大系數隨高程增加呈現出非線性增大趨勢，隧道空腔對加速度放大效應的影響顯著高于高程變化對加速度放大系數的影響.

3）在水平地震荷載作用下，淺埋偏壓隧道襯砌的應變峰值具有明顯的偏壓特性，深埋側襯砌應變峰值遠大于淺埋側.左右拱腰和左右墻腳是地震作用下的薄弱部位，沿右拱腰至左墻腳以及左拱腰至右墻腳的共軛 45^° 方向產生了明顯的拉壓裂縫與擠壓變形.

4）淺埋偏壓黃土隧道邊坡在小角度偏壓條件下的破壞形式主要為坡體內部從坡頂延伸至深埋側隧道拱腳范圍的連續滑移面，以及坡體表面的局部滑移和坡頂的局部坍塌.地震慣性力與巖土體重力產生的斜向合力是隧道襯砌深埋側擠入變形、淺埋側擠出變形的根本原因.

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