雷 浩， 吳紅剛， 孟慶一， 何長江， 李德柱

(1. 蘭州交通大學土木工程學院， 甘肅 蘭州 730070； 2. 中鐵西北科學研究院有限公司， 甘肅 蘭州 730070； 3. 中鐵九局集團有限公司大連分公司， 遼寧 大連 116031)

0 引言

由于受到圍巖的約束，在地震作用下隧道及地下工程的動力響應較其他結構而言存在較大差異[1]。許多大地震發(fā)生后，對大量隧道結構造成了不同程度的損壞，眾多學者對隧道工程在地震荷載作用下的動力響應問題有不同的見解[2-4]。立體交叉隧道由于其特殊性，在地震荷載作用下同一時刻往往受到入射、反射、繞射等多種地震波的相互影響[5]，發(fā)生地震破壞時將會影響整條線路。因此，對立體交叉隧道在地震荷載下的動力響應進行研究顯得尤為重要。

在隧道結構的抗震性能研究中，國內外學者目前主要集中于單線隧道及地鐵隧道的動力響應[6-12]，而對于立體交叉隧道的動力響應研究較少，且研究手段以理論分析及數值模擬為主。在數值模擬方面，文獻[13-14]采用有限單元法和Newmark直接積分法分別研究了在淺埋及軟土地基中立體交叉隧道的地震動力響應，結果表明立體交叉隧道中最大變形量及加速度都出現在上部隧道拱頂位置處； 朱正國等[15]對影響交叉隧道動力響應的不同因素進行研究，通過數值模擬得到地震作用對交叉隧道影響敏感性大小依次為圍巖級別、隧道凈距和隧道埋深。在關于立體交叉隧道振動臺試驗方面，Chen等[16]采用石膏隧道模型對重疊隧道開展了大型的振動臺試驗，試驗結果表明隧道模型結構兩側的峰值應變和損傷程度沿高度呈“S”形分布，此外地震反應在隧道各部位均表現出顯著的空間效應； 牌立芳等[17]對立體交叉隧道的地震動力響應特性進行了初步分析，得到了立體交叉下穿隧道的加速度和應變響應，研究結果表明隧道拱頂為地震荷載作用下的薄弱環(huán)節(jié)。

當前對于立體交叉隧道的研究在理論分析及數值模擬方面較為廣泛，而開展試驗較少，同時針對立體交叉隧道在地震荷載作用下的動力響應特性研究還未取得實質性突破[18]。因此，為了研究立體交叉隧道的動力響應，通過大型振動臺試驗，在加載X單向及XZ雙向El-Centro波時，對斜交型立體隧道中上跨和下穿隧道及交叉區(qū)段坡體內部加速度峰值的分布規(guī)律進行研究，以期為此類立體交叉隧道的抗震設計提供基礎試驗參考。

1 試驗設計

1.1 工程背景

盤道嶺隧道[19]位于遼寧省丹東市振興區(qū)，全長4 870 m，為單線隧道，隧道內埋深17～106 m； 草莓溝1#隧道位于遼寧省丹東市草莓溝村，全長3 205 m，為單洞雙線隧道，洞身最大埋深約105 m。草莓溝1#隧道在DK250+865～+915處上跨盤道嶺隧道，相交處軌面高差為14.19 m，結構凈距為4.24 m，其交叉段空間位置如圖1所示。

圖1 立體交叉隧道示意圖

通過TRT6000超前地質探測器來預測交叉影響區(qū)的地質條件，發(fā)現交叉區(qū)段圍巖主要由不同風化程度的混合花崗巖組成，節(jié)理裂隙發(fā)育，巖體呈碎塊狀及塊狀。圍巖中的波速vs為1 000 m/s，vp為2 600 m/s，根據相關圍巖劃分標準交叉區(qū)段圍巖為Ⅳ級圍巖。根據GB 18306—2015《中國地震動參數區(qū)劃圖》，場地區(qū)域屬于Ⅶ級基本地震烈度范圍內，可能發(fā)生破壞性地震。因此，對該場地進行相應的地震響應模型試驗是十分有必要的。

1.2 相似關系設計

本次振動臺試驗綜合考慮隧道埋深、斷面尺寸及振動臺尺寸等，并結合結構在地震作用下應考慮的相關參數，分別取長度、密度、彈性模量的相似參數Cl=1/50、Cρ=1/1.0、CE=1/30為基本參數。根據相似原理可以推導出其他相似關系[20]，具體推導如表1所示。

1.3 相似材料配比正交設計

對于圍巖相似材料的選擇，參考丁祖德等[21]對Ⅳ級圍巖相似材料的研究，并考慮實際材料的經濟性及可行性，本次試驗以Ⅳ級圍巖為例，材料主要選取水泥、粗砂、水、土等。采用正交試驗設計方法及室內試驗[22]，為了提高效率每次只進行單一參量的改變，共設計了5組配比試驗，具體配比及其力學參數如表2所示。

表1 相似參數設計

表2 相似材料配比正交設計

經過上述正交試驗及相似換算，可以看出方案4(水泥∶粗砂∶土∶水=0.5∶12∶5∶2)相似材料的變形模量E、黏聚力c、內摩擦角φ及密度ρ等都滿足Ⅳ級圍巖的相似比； 另外采用石膏∶石英砂∶水=1∶1.5∶2來模擬隧道襯砌，其相似關系也都滿足相似設計。

1.4 模型設計

本次振動臺試驗在甘肅省地震局黃土地震工程實驗室進行，實驗室采用VPS-600ES-2雙向(X向、Z向)振動臺，振動臺尺寸為4 m×6 m，最大負荷量為250 kN，工作頻率為0.1～50.0 Hz，最大位移X向為250 mm，Z向為100 mm，如圖2所示。

圖2 振動臺系統(tǒng)

為了同時分析不同交叉形式立體隧道的響應，試驗設計為左右2幅，左幅為正交型立體交叉隧道，右幅為斜交型立體交叉隧道。本文僅對右幅斜交型立體交叉隧道進行分析，左幅立體交叉隧道響應將在其他文章進行敘述。

試驗中將隧道模型的初期支護與二次襯砌視作整體結構(下文簡稱襯砌結構)，同時在隧道洞口兩端分別放置1層厚30 mm聚苯乙烯塑料泡沫板，用以消除箱體側壁的約束，以防隧道由于箱體原因而產生振動。隧道模型如圖3(a)所示。

振動臺模型箱是由有機玻璃、U型鋼及聚苯乙烯塑料泡沫板組成頂面敞開的可視化箱體，設計尺寸為2.8 m×1.4 m×1.8 m，如圖3(b)所示。為了減小試驗中模型的邊界效應，采取了以下措施： 1)在模型箱水平振動方向兩側內壁加1層50 mm厚的高強度聚苯乙烯塑料泡沫板以減小振動波的反射； 2)為減少模型箱側壁摩擦，在試驗箱兩側均勻涂抹凡士林并在箱底鋪設粗砂材料，將其處理成摩擦邊界，以減小箱底和土體的相對位移。經過驗證，模型箱的邊界效應基本在可接受誤差范圍內。布置完成的試驗模型如圖3(c)所示。兩隧道空間中以小角度斜交，交角為20°，根據幾何相似比1∶50，模型中兩隧道的凈間距為8 cm。為了便于敘述，下文將草莓溝1#隧道稱為上跨隧道，盤道嶺隧道稱為下穿隧道。

1.5 測試斷面及傳感器布置

本次試驗主要研究模型箱右幅斜交型立體交叉隧道影響區(qū)段、圍巖及坡體內部的動力響應特性，所以主要在隧道拱頂及仰拱軸向、兩隧道交叉影響段及坡體內部共布設16個加速度傳感器。具體加速度傳感器布設方式(見圖4)如下：

1)分別以上跨和下穿隧道交叉中線斷面的拱頂及仰拱為中心，沿軸向在中心及兩側各布設1個加速度傳感器，其布設間距取30 cm(上跨及下穿隧道分別以SA和XA編號，且交叉中心斷面為Ⅰ、Ⅰ′，影響區(qū)段兩側斷面為Ⅱ、Ⅲ及Ⅱ′、Ⅲ′)。

2)在兩隧道交叉段中線位置沿豎向布置1個加速度傳感器，由于2隧道凈間距為8 cm，此處傳感器間距取4 cm。

3)在上跨隧道拱頂沿交叉中心斷面豎向布設2個加速度傳感器，下穿隧道仰拱底沿交叉中心斷面豎向布設1個加速度傳感器，為了與隧道交叉段形成對比，此處布設間取10 cm(交叉段及坡體內部以PA編號)。

(a) 隧道模型

(a) 傳感器布置方式

1.6 加載工況設計

試驗中主要輸入的地震波為正弦波及El-Centro波，加載方向主要為X向(水平向)及XZ雙向耦合(水平-豎直雙向)。對其臺面所輸入的El-Centro波進行0.5～40 Hz帶通濾波后，其地震波的加速度時程曲線如圖5所示。同時在試驗開始前、結束后及每次改變輸入地震波幅值大小時，都輸入0.05g的正弦波進行掃頻來測試系統(tǒng)的動力響應情況[23]。加載工況如圖6所示。

圖5 El-Centro波加速度時程曲線

圖6 地震波加載工況圖

2 試驗結果分析

2.1 X向加載時加速度峰值分析

2.1.1 上跨隧道加速度峰值分布

在加載X向El-Centro波時，為了對比隧道拱頂及仰拱軸向加速度在同一工況下的不同動力響應，將拱頂及仰拱結果繪制在同一圖中。其中下軸及上軸分別表示仰拱及拱頂的測試斷面位置，而左軸及右軸分別為仰拱及拱頂的加速度峰值分布，繪制其加速度峰值分布，如圖7所示。

圖7 X向上跨隧道加速度峰值分布

由圖7可知，上跨隧道軸向加速度峰值分布及變化呈現出一定的規(guī)律性： 隨著加載工況的增大，各測試斷面位置處的加速度峰值隨之增大； 對于上跨隧道拱頂，交叉段中心Ⅰ號斷面處加速度峰值最大，影響區(qū)段兩側Ⅱ、Ⅲ號斷面加速度峰值基本相等，近似呈“拋物線”分布； 而對于上跨隧道仰拱，交叉段中心Ⅰ號斷面處加速度峰值減小，其大小依次為： Ⅱ號斷面<Ⅰ號斷面<Ⅲ號斷面，近似呈“斜直線”分布； 同時也可以看出，Ⅰ號斷面仰拱處加速度峰值明顯小于拱頂處，較其他2個斷面變化較大。以0.4gEl波工況為例，Ⅰ號斷面拱頂峰值加速度為仰拱處的1.43倍，而Ⅱ、Ⅲ號斷面拱頂峰值加速度分別為仰拱處的91%、95%。這是由于上跨隧道埋深較淺，拱頂對地震波的吸收較少，其加速度響應較為強烈； 而隧道仰拱由于下穿隧道的存在，使土體擠壓，使仰拱處土體更為緊密，從而對地震波吸收明顯，使仰拱處的加速度有明顯減小。

為了更加明顯地表達不同工況下隧道拱頂及仰拱的變化趨勢，以0.1gEl波工況為基準，分析其他工況下的加速度放大系數，其中0.1gEl波工況下Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ號斷面拱頂(仰拱)的加速度峰值分別為2.33、0.79、0.84 m/s2(0.95、0.83、1.36 m/s2)，結果如圖8所示。由圖8可以看出，拱頂處各個斷面加速度峰值隨加載工況變化較為敏感，容易成為整條線路的抗震薄弱環(huán)節(jié)； 而仰拱處各個斷面的變化較為平穩(wěn)，且在0.2g～0.4g加速度放大效應增幅較小，加速度放大系數最大為2.55，而在0.4g以后其放大系數出現了明顯的突增，最大達5.01。

由于交叉區(qū)段為重點研究對象，所以同時也分析了交叉段中心Ⅰ號斷面仰拱處(SA5測點)在不同加載工況下的加速度時程曲線，如圖9所示。通過時程曲線也可以看出，隨著加載El波幅值的增大，上跨隧道仰拱處加速度響應越強烈。在加載0.1g～0.6gEl波時，其峰值加速度分別為0.95、1.78、2.39、3.06、4.75 m/s2，且加速度峰值基本出現在加載后20～40 s。

圖8 X向上跨隧道加速度峰值放大系數

(a) 0.05g正弦掃頻

2.1.2 下穿隧道加速度峰值分布

對下穿隧道拱頂及仰拱軸向加速度峰值進行同樣分析，以上下橫軸為拱頂及仰拱的不同斷面位置，左右縱軸為加速度峰值，繪制其加速度峰值分布，如圖10所示。

圖10 X向下穿隧道加速度峰值分布

由圖10可知： 下穿隧道軸向加速度峰值分布也呈現出明顯的規(guī)律性： 隨著加載工況的增大，各測試斷面位置處的加速度峰值隨之增大；對于下穿隧道拱頂，交叉段中心Ⅰ′號斷面處加速度峰值最大，其次為影響區(qū)段Ⅲ′號斷面，Ⅱ′號斷面加速度峰值最小，且同一工況下不同斷面處的分布也近似呈“拋物線”分布； 對于下穿隧道仰拱，交叉段中心Ⅰ′號斷面處加速度峰值最小，影響區(qū)段兩側Ⅱ′、Ⅲ′號斷面處加速度峰值基本相等，且同一工況下不同斷面處加速度峰值變化不大； 這也說明在地震過程中受到圍巖等的擠壓， 隧道拱頂外側的振動往往更劇烈，應重點關注拱頂外側的抗震設計。

為了更加明顯地表達不同工況下隧道拱頂及仰拱的變化趨勢，以0.1gEl波工況為基準，分析其他工況下的加速度放大系數，其中0.1gEl波工況下Ⅰ′、Ⅱ′、Ⅲ′號斷面拱頂(仰拱)的加速度峰值分別為3.94、0.78、0.94 m/s2(0.77、0.93、0.90 m/s2)，結果如圖11所示。由圖可以看出，交叉段中心Ⅰ′號斷面拱頂處加速度峰值變化基本不大，各工況下其放大系數在1.0附近徘徊，這是由于結構模型在試驗過程中逐漸產生損傷，剛度降低，變形能力增強，耗能能力增強，使得其加速度放大系數相對較低。

同時也分析了交叉段中心Ⅰ′號斷面拱頂處(XA2測點)在不同加載工況下的加速度時程曲線，如圖12所示。通過時程曲線也可以看出，隨著加載El波幅值的增大，下穿隧道拱頂處加速度響應變化較為平穩(wěn)。在加載0.1g～0.6gEl波時，其峰值加速度分別為4.04、3.94、4.02、4.12、4.20 m/s2且加速度峰值基本出現在加載后20～40 s。

圖11 X向下穿隧道加速度峰值放大系數

2.1.3 坡體內部加速度峰值分布

為了對比坡體內部有無隧道部位加速度響應的異同，沿隧道交叉段豎向中線位置進行分析，即坡體內部豎向中心線PA1～PA4測點。其加速度峰值分布如圖13所示。

由圖13可知，坡體內部各測點(除兩隧道交叉中心段測點PA3外)加速度峰值沿高程存在放大效應； 且在同一工況下，交叉中心段測點PA3的加速度峰值均大于坡體其他部位； 同時可以看出在輸入El波峰值為0.1g～0.3g時，其放大效應不明顯，而在0.3g以后，其沿高程放大效應較為明顯； 以PA4測點為基準點，在工況0.4g及0.6g時，可以得出PA2及PA1測點加速度放大系數分別為1.05、1.16及1.07、1.23，即加速度放大系數在坡底處較小，而在坡頂處較大。

(a) 0.05g正弦掃頻

2.2 XZ耦合雙向加載時加速度峰值分析

2.2.1 上跨隧道加速度峰值分布

在加載XZ耦合雙向El-Centro波時，上跨隧道軸向加速度峰值分布如圖14所示。

XZ雙向耦合加載時上跨隧道軸向加速度峰值分布及變化與X向加載時的規(guī)律性基本相似： 上跨隧道拱頂處加速度峰值近似呈“拋物線”分布； 仰拱處加速度峰值在同一工況下由Ⅱ、Ⅰ、Ⅲ號斷面逐漸增加，近似呈“斜直線”分布。另外可以看出，交叉段中心Ⅰ號斷面仰拱處加速度峰值明顯小于拱頂處，且在各工況下同一斷面測點處其加速度峰值都大于X向加載。

同理，以0.1gEl波工況為基準，分析其他工況下的加速度放大系數，其中0.1gEl波工況下Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ號斷面拱頂(仰拱)的加速度峰值分別為3.81、0.63、0.86 m/s2(1.05、0.92、1.92 m/s2)，結果如圖15所示。

圖13 X向坡體內部加速度峰值及其放大系數分布

圖14 XZ向上跨隧道軸向加速度峰值分布

圖15 XZ向上跨隧道加速度峰值放大系數

由圖15可以看出，各工況下Ⅰ號斷面拱頂處的加速度放大系數最小，而其次隧道仰拱處，從地震波傳遞的角度來考慮，由于結構地震作用是由模型箱底部傳遞到隧道仰拱—拱頂， 這也是導致這一現象產生的原因之一。且在0.2g～0.4g加速度放大效應增幅較小，加速度放大系數最大為3.33； 而在0.4g以后其加速度放大系數出現了明顯的突增，最大達到6.93。

為了能夠更加詳細地表現El波在XZ耦合雙向加載時加速度的動力響應，對交叉段中心Ⅰ號斷面仰拱處(SA5測點)在不同加載工況下的加速度峰值進行了分析，如表3所示。由表3可以看出，隨著加載El波幅值的增大，上跨隧道仰拱處加速度響應也越強烈。在加載0.1g～0.6gEl波時，其峰值加速度分別為1.05、2.33、3.29、4.39、6.85 m/s2，且峰值加速度基本出現在加載后20～50 s。

表3 XZ向上跨隧道仰拱處(SA5測點)加速度峰值

2.2.2 下穿隧道加速度峰值分布

在加載XZ耦合雙向El-Centro波時，下穿隧道具體加速度峰值分布如圖16所示。

由圖16可知，在XZ雙向加載時，下穿隧道軸向加速度峰值分布與X單向加載時呈現出相同的規(guī)律： 對于下穿隧道拱頂，交叉段中心Ⅰ′號斷面處加速度峰值最大，其次為影響區(qū)段Ⅱ′號、Ⅲ′號斷面，且同一工況下不同斷面處的分布也近似呈“拋物線”分布； 而對于下穿隧道仰拱，交叉段中心Ⅰ′號斷面處加速度峰值最小，影響區(qū)段兩側Ⅱ′、Ⅲ′號斷面處加速度峰值基本相等，且同一工況下不同斷面處加速度峰值變化不大； 在0.1g～0.4g工況下，各斷面拱頂處的加速度峰值均大于仰拱，而在0.4g～0.6g工況下，Ⅱ′及Ⅲ′斷面拱頂處的加速度峰值小于仰拱。

以0.1gEl波工況為基準，分析其他工況下的加速度放大系數，其中0.1gEl波工況下Ⅰ′、Ⅱ′、Ⅲ′號斷面拱頂(仰拱)的加速度峰值分別為5.94、0.84、1.18 m/s2(0.96、1.04、0.97 m/s2)，結果如圖17所示。

圖16 XZ向下穿隧道軸向加速度峰值分布

圖17 XZ向下穿隧道加速度峰值放大系數

由圖17可以看出，各工況下各斷面測點呈現出明顯的規(guī)律性，其加速度放大系數由大至小依次為： Ⅱ′號拱頂>Ⅲ′號仰拱>Ⅱ′號仰拱>Ⅰ′號仰拱>Ⅲ′號拱頂>Ⅰ′號拱頂； 且在0.2g～0.4g加速度放大效應增幅較小，加速度放大系數最大僅為3.30，而在0.4g以后其加速度放大系數出現了明顯的突增，最大達到了7.02。產生這一現象的原因是： 地震響應的增大導致結構剛度減小，致使其對隧道的作用有所增大，從而導致峰值加速度響應突變。

為了能夠更加詳細地表現El波在XZ耦合雙向加載時加速度的動力響應，對交叉段中心Ⅰ′號斷面拱頂處(XA2測點)在不同加載工況下的加速度峰值進行了分析，如表4所示。由表4可以看出，隨著加載El波幅值的增大，下穿隧道拱頂處加速度響應變化不大； 在加載0.1g～0.6gEl波時，其峰值加速度分別為5.90、5.94、5.86、5.97、6.00 m/s2，且峰值加速度基本出現在加載后30～40 s。

表4 XZ向下穿隧道拱頂處(XA2測點)加速度峰值

2.2.3 坡體內部加速度峰值分布

為了對比坡體內部有無隧道部位加速度響應的異同，對隧道交叉段豎向中線位置進行分析，即坡體內部豎向中心線PA1～PA4測點。其加速度峰值分布如圖18所示。

圖18 XZ向坡體內部加速度峰值及其放大系數分布

由圖18可知，坡體內部各測點(除在工況0.2gEl波外)加速度峰值沿高程存在放大效應； 在輸入El波峰值較小時，其放大效應不明顯，而在工況0.4g～0.6gEl波時，其放大效應較為明顯； 以PA4測點為基準點，在工況0.4g及0.6g時，可以得出PA3、PA2、PA1測點的加速度放大系數分別為1.01、1.05、1.10及1.02、1.05、1.12倍。加速度放大系數在埋深較淺處較大，與高峰等[24]在研究不同埋深單一隧道的地震響應時，所得出加速度放大系數隨著埋深的增大逐漸減小的理論相吻合。同時也可以看出，坡體內部在XZ向加載時各工況下加速度響應均大于X單向加載時。

2.3 不同的加載方式下加速度響應的異同

為了探究不同加載方式下隧道主要位置(拱頂及仰拱)的響應特征，選取斷面Ⅰ及Ⅰ′的拱頂、仰拱及交叉段的典型測點SA2、SA5、PA3、XA2、XA5對由于加載方向不同而帶來的差異性進行分析。具體如圖19所示。

圖19 不同加載方式下隧道各位置的加速度響應

由圖19可以看出，在加載X單向及XZ雙向El波時，立體交叉隧道的動力響應表現出的規(guī)律基本一致： 在隧道的拱頂處其加速度響應較大，且下穿隧道拱頂由于疊加效應，其地震響應最大； 而仰拱處的加速度響應相較于拱頂較小，且下穿隧道仰拱由于圍巖對地震波的吸收作用較強，其加速度峰值最小。由此表明，立體交叉隧道拱頂地震響應較為強烈，易成為立體交叉隧道抗震的薄弱環(huán)節(jié)。

為了更加清晰地表達加載X單向及XZ向時測點加速度響應的異同，提取出0.1g～0.6g工況下各測點的加速度峰值，并定義加速度比率

(1)

式中：axz為xz方向加載；ax為x方向加載。

即在同一工況下加載XZ雙向與X單向地震波時測點加速度峰值的比值，計算出各工況下Δa的值如表5所示。

表5 同一工況下隧道各位置的加速度比率

由表5可知，在加載XZ雙向地震波時，其同一測點在不同工況下的動力響應相較于只加載X單向時也顯著增加； 在0.1g～0.3g時這種增長現象較為緩慢，而在0.4g～0.6g時變化幅度較大。以SA5為例，在加載0.1g～0.6g X向及XZ向地震波時其加速度峰值分別為0.95、1.78、2.42、3.10、4.75m/s2及1.05、2.33、3.29、4.39、6.85m/s2，對應加速度比率Δa分別為1.10、1.30、1.35、1.42、1.44，表明XZ雙向耦合高地震烈度El波對于立體交叉隧道結構更為敏感。

此外，由表5還可以看出立體交叉隧道仰拱處的加速度比率Δa基本都大于拱頂處，說明地震波加載方向的改變對仰拱處地震響應產生更大的影響，而坡體內部加速度響應受到地震波加載方向的影響相對較小。

3 結論及建議

3.1 結論

通過立體交叉隧道振動臺試驗，分別研究了加載X單向及XZ雙向El波時，上跨和下穿隧道及交叉區(qū)段坡體內部加速度峰值的分布規(guī)律，得到以下結論：

1)上跨隧道拱頂加速度峰值在交叉段中心斷面處最大，影響區(qū)段兩側斷面加速度峰值基本相等，呈現出“拋物線”分布，表明拱頂易成為立體交叉隧道抗震的薄弱環(huán)節(jié)； 由于下穿隧道的存在限制了上跨隧道仰拱處的變形，對上跨隧道仰拱交叉段中心斷面處地震響應有明顯的削弱作用。

2)對于立體交叉隧道工程而言，拱頂破壞模式表現為交叉區(qū)段中心斷面—影響區(qū)段兩側斷面的傳遞演化形式，而仰拱的地震響應正好與之相反，即影響區(qū)段兩側斷面>交叉區(qū)段中心斷面。

3)由于立體交叉隧道在地震波作用下兩隧道之間往往會產生復雜的反射及折射現象，坡體內部交叉中心段的加速度響應存在疊加效應，表現最為強烈。同時坡體內部各測點加速度峰值沿高程存在著放大效應，且加速度放大系數隨著測點埋深的增大而逐漸減小。

4)在輸入XZ雙向El波時，其同一測點在不同工況下的動力響應相較于只加載X單向時較為顯著，且在0.1g～0.3g時這種增長現象較為緩慢，而在0.4g～0.6g時變化幅度較大。此外，地震波加載方向的改變對仰拱處地震響應會產生更大的影響。

3.2 建議

目前僅對斜交型立體交叉隧道的地震動力響應進行了初步探索，后續(xù)針對正交型立體交叉隧道的研究及2種不同交叉形式差異的動力響應還有待更進一步研究。