陳懷偉

（浙江省機(jī)電設(shè)計(jì)研究院有限公司，杭州 310051）

1 研究背景1

隨著我國新一輪基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)高潮期到來，盾構(gòu)隧道憑借其施工安全快速、占地面積少、對(duì)環(huán)境影響小等優(yōu)勢(shì)得到了廣泛應(yīng)用，覆蓋了交通、市政、電力、水利等多個(gè)領(lǐng)域[1]。與此相對(duì)應(yīng)的是我國面臨的嚴(yán)峻地震形勢(shì)，地處太平洋板塊和歐亞板塊交匯部位使我國地震活動(dòng)異常活躍，且當(dāng)前正處于我國幾大地震帶的活躍期，工程抗震問題越發(fā)嚴(yán)峻[2]。從住房和城鄉(xiāng)建設(shè)部頒發(fā)的《市政公用設(shè)施抗震設(shè)防專項(xiàng)論證技術(shù)要點(diǎn)（地下工程篇）》可看出當(dāng)前工程建設(shè)中抗震問題備受關(guān)注[3]。

20世紀(jì)60～70年代，通過地震觀測(cè)及振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究，研究人員逐漸認(rèn)識(shí)到地下結(jié)構(gòu)具有較小視比重，其地震響應(yīng)特性并不取決于結(jié)構(gòu)本身，而是取決于周圍地層的振動(dòng)特性[4]。以此理念進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)的地下結(jié)構(gòu)以美國BART系統(tǒng)最具代表性[5]，日本學(xué)者提出反應(yīng)位移法并一直沿用至今，在日本國內(nèi)鐵道、共同溝、地下停車場(chǎng)等抗震設(shè)計(jì)中廣泛采用[6-7]。我國近年頒布《城市軌道交通結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50909—2014）首次將反應(yīng)位移法作為軌道交通地下結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)方法[8]。國內(nèi)許多學(xué)者采用反應(yīng)位移法開展了研究并對(duì)其進(jìn)行了實(shí)用化的改進(jìn)，如劉晶波等[9]結(jié)合反應(yīng)位移法的物理概念和理論基礎(chǔ)，提出適用于復(fù)雜斷面地下結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析的整體式反應(yīng)位移法；董正方等[10]采用平面彈性理論復(fù)變函數(shù)方法，推導(dǎo)具有小孔無限介質(zhì)在無限遠(yuǎn)處受剪應(yīng)力的水平位移，并將其應(yīng)用于反應(yīng)位移法中地層層位移的求解；賓佳等[11]在現(xiàn)有靜力有限元求解地層彈簧系數(shù)方法的基礎(chǔ)上，通過比較計(jì)算時(shí)不同的施力方式，對(duì)反應(yīng)位移法地層彈簧系數(shù)求解方法進(jìn)行改進(jìn)；張景等[12]針對(duì)雙跨箱形地下結(jié)構(gòu)提出基于地層—結(jié)構(gòu)模型施加強(qiáng)制位移和加速度的反應(yīng)位移法簡(jiǎn)化分析途徑，簡(jiǎn)化其計(jì)算過程并提高了適用性。綜上可知，反應(yīng)位移法歷經(jīng)多年發(fā)展和進(jìn)化仍被廣泛使用，將成為未來一段時(shí)間內(nèi)隧道結(jié)構(gòu)，特別是埋置于土質(zhì)地層中的盾構(gòu)隧道等隨著地層變形的地下結(jié)構(gòu)的主要抗震計(jì)算方法。

現(xiàn)有大部分研究成果中均將盾構(gòu)隧道襯砌采用勻質(zhì)圓環(huán)代替，該模型無法直觀、精確地表征盾構(gòu)隧道接頭對(duì)整環(huán)襯砌受力及變形的影響。當(dāng)需要計(jì)算錯(cuò)縫拼裝影響時(shí)，在勻質(zhì)圓環(huán)模型中須引入彎曲剛度有效率η和錯(cuò)縫彎矩傳遞率ξ，來計(jì)算整環(huán)剛度因管片接頭造成的降低以及錯(cuò)縫拼裝時(shí)環(huán)間接頭的彎矩傳遞作用。該方法雖然簡(jiǎn)便，但系數(shù) η、ξ的確定均需由試驗(yàn)確定，設(shè)計(jì)人員常憑經(jīng)驗(yàn)取值，帶有一定的主觀性，地鐵盾構(gòu)隧道設(shè)計(jì)中通常的取值為 η=0.6～0.8、ξ=0.5～0.3[13]。考慮到接頭影響的盾構(gòu)隧道地震內(nèi)力及變形規(guī)律如何，采用勻質(zhì)圓環(huán)模型開展地震內(nèi)力計(jì)算時(shí)誤差大小等問題有待回答，因此，筆者分別采用勻質(zhì)圓環(huán)模型以及梁—彈簧模型對(duì)某盾構(gòu)隧道進(jìn)行反應(yīng)位移法計(jì)算，對(duì)比分析考慮和不考慮接頭作用時(shí)盾構(gòu)隧道地震響應(yīng)的差異，為相似工程的抗震設(shè)計(jì)提供參考。

2 反應(yīng)位移法原理

盾構(gòu)隧道等地下結(jié)構(gòu)在地震作用下最主要的振動(dòng)特性為：1）隧道結(jié)構(gòu)對(duì)地層振動(dòng)具有依賴性和追隨性；2）隧道結(jié)構(gòu)的存在對(duì)地層本身的振動(dòng)影響很小。反應(yīng)位移法即建立在上述振動(dòng)特性的基礎(chǔ)上，其荷載組成分為三部分：結(jié)構(gòu)頂?shù)撞课灰撇?，地層作用于結(jié)構(gòu)周邊的剪應(yīng)力以及結(jié)構(gòu)的慣性力。通常而言結(jié)構(gòu)慣性作用在地震內(nèi)力中占比很?。ú蛔?%），一般均做忽略處理（見圖1）。確定反應(yīng)位移法荷載的關(guān)鍵是求解自由地層位移及剪應(yīng)力分布，通常根據(jù)地層實(shí)際情況可將地層結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化為均勻地層或水平成層地層。

圖1 反應(yīng)位移法Fig. 1 The seismic deformation method

2.1 均勻地層

均勻地層位移分布可假定為三角函數(shù)分布（1/4余弦曲線形式），文獻(xiàn)[8]根據(jù)此假定給出自地表向下沿土層深度方向同一時(shí)刻位移分布及剪應(yīng)力計(jì)算公式：

其中，umax為場(chǎng)地地表最大位移；H為地表至抗震基準(zhǔn)面的深度；Gd為地層動(dòng)剪切模量。

2.2 水平成層地層

土層在深度方向上分層顯現(xiàn)時(shí)，可將其簡(jiǎn)化為水平多層平面模型，根據(jù)一維等效線性理論建立地層位移波動(dòng)方程，土體采用Maxwell黏彈性本構(gòu)，并將實(shí)際地震作為輸入，求解各層地層的位移及剪應(yīng)力響應(yīng)，計(jì)算過程一般通過計(jì)算機(jī)程序?qū)崿F(xiàn)，其中最著名的為SHAKE程序，隨著目前商用軟件的成熟，該方法已經(jīng)成為一種常用的計(jì)算地層位移及剪應(yīng)力的方法，其計(jì)算精度較規(guī)范中的三角函數(shù)分布假定更精確，本文即采用該方法進(jìn)行計(jì)算。

3 計(jì)算模型及其實(shí)現(xiàn)

3.1 計(jì)算模型的選擇

由于盾構(gòu)隧道抗震研究滯后于靜力研究，因此當(dāng)前盾構(gòu)隧道抗震設(shè)計(jì)時(shí)仍以勻質(zhì)模型為主，計(jì)算中的重要參數(shù)彎曲剛度有效率η以及彎矩傳遞率ξ的取值主要基于經(jīng)驗(yàn)，帶有一定的主觀性。由此導(dǎo)致兩方面的問題：首先，模型中不考慮盾構(gòu)隧道接頭時(shí)，對(duì)其地震內(nèi)力及變形是否存在顯著影響；其次，基于勻質(zhì)圓環(huán)模型的計(jì)算結(jié)果精度如何評(píng)價(jià)。因此本文分別采用圖2所示勻質(zhì)圓環(huán)模型及梁—彈簧模型開展盾構(gòu)隧道反應(yīng)位移法計(jì)算，對(duì)上述問題進(jìn)行研究。

圖2（a）所示為一個(gè)具有均勻剛度的圓環(huán)，計(jì)算時(shí)考慮接頭對(duì)整環(huán)剛度的折減；當(dāng)考慮錯(cuò)縫拼裝的影響時(shí)，以彎矩傳遞率系數(shù)ξ對(duì)管片的設(shè)計(jì)彎矩進(jìn)行提高，對(duì)接頭處的設(shè)計(jì)彎矩進(jìn)行折減，調(diào)整后的彎矩分別為（1+ξ）M、（1–ξ）M。圖2（b）所示3環(huán)梁—彈簧模型采用曲梁模擬盾構(gòu)管片，中間為一個(gè)整幅寬環(huán)，兩側(cè)為兩個(gè)半幅寬環(huán)；采用彎曲、拉壓、剪切彈簧模擬環(huán)間接頭，其中以彎曲彈簧起控制作用；采用剪切彈簧模擬環(huán)間螺栓的作用。使用梁—彈簧模型的優(yōu)勢(shì)在于可以根據(jù)管片真實(shí)拼接方式調(diào)整接頭位置，從而實(shí)現(xiàn)考慮接頭影響以及不同拼裝方式下盾構(gòu)隧道管片力學(xué)行為分析。

圖2 勻質(zhì)圓環(huán)模型及梁—彈簧模型Fig. 2 Homogeneous ring model and beam-spring model

3.2 有限元方法實(shí)現(xiàn)

本文數(shù)值計(jì)算的實(shí)現(xiàn)采用了大型通用有限元軟件ANSYS，其中管片襯砌采用梁?jiǎn)卧╞eam3）模擬，環(huán)間接頭以及地層切向彈簧 Kt采用線形彈簧單元（combin14）模擬；管片接頭正負(fù)抗彎剛度Kθ不同，地層法向彈簧拉壓剛度Kr不同，因此采用非線性彈簧（combin39）模擬，有限元模型如圖3所示。進(jìn)行反應(yīng)位移法計(jì)算時(shí)，將地層強(qiáng)制位移施加于地層彈簧的末端（非結(jié)構(gòu)一端），將地層剪應(yīng)力轉(zhuǎn)換為梁?jiǎn)卧墓?jié)點(diǎn)力施加在梁?jiǎn)卧?jié)點(diǎn)上。

圖3 梁—彈簧模型反應(yīng)位移法計(jì)算Fig. 3 Seismic deformation method of beam-spring model

4 計(jì)算實(shí)例

4.1 工程概況

以杭州地鐵2號(hào)線二期工程勾—新盾構(gòu)區(qū)間為研究對(duì)象，該區(qū)間隧道采用單層裝配式混凝土管片襯砌，外徑6 200 mm，內(nèi)徑5 500 mm，管片厚度350 mm，幅寬1 200 mm，標(biāo)準(zhǔn)環(huán)采用1塊封頂塊（22.5°）、2塊臨界塊（67.5°）、3塊標(biāo)準(zhǔn)塊（67.5°）的分塊方式（見圖4），管片混凝土等級(jí)為C50，整環(huán)管片采用12根M30環(huán)向螺栓以及16根M30縱向螺栓連接。因缺少動(dòng)力實(shí)測(cè)參數(shù)且材料應(yīng)變速率較低，因此本次計(jì)算參數(shù)均選取靜力參數(shù)，管片接頭處抗彎剛度Kθ正負(fù)抗彎剛度分別為 5×107kN·m/rad 及 3×107kN·m/rad，當(dāng)不考慮管片環(huán)之間的錯(cuò)動(dòng)時(shí)，環(huán)間接頭的剪切剛度通常認(rèn)為是無窮大，數(shù)值計(jì)算中為求收斂快速可將其設(shè)置為比管片接頭剛度高若干數(shù)量級(jí)的值。按照參考文獻(xiàn)[8]中給出的地層彈簧單元?jiǎng)偠热≈捣椒?，將地層基床系?shù)與單元作用面積的乘積作為剛度值，本次計(jì)算地層法向壓縮剛度Kr取為1.72×107N/m，切向拉壓剛度Kt取為 5.74×106N/m。

圖4 管片分塊Fig. 4 Segment assembling type

對(duì)3種錯(cuò)縫拼裝方式進(jìn)行計(jì)算，同時(shí)單設(shè)一組工況采用勻質(zhì)圓環(huán)模型，作為梁—彈簧模型計(jì)算結(jié)果的對(duì)照，工況劃分如表1所示，其中錯(cuò)縫拼裝時(shí)，中間環(huán)封頂塊位于拱頂，前后環(huán)與中間環(huán)錯(cuò)動(dòng)某一角度，真實(shí)的勻質(zhì)圓環(huán)模型中彎曲剛度有效率及彎矩傳遞系數(shù)取值需根據(jù)室內(nèi)實(shí)驗(yàn)確定，本文僅取一組常用數(shù)值進(jìn)行計(jì)算。

表1 工況計(jì)算Tab. 1 Calculation cases

4.2 計(jì)算斷面

該區(qū)間隧道縱向穿越多種黏土、粉質(zhì)黏土地層，計(jì)算中選取圖5所示地層為計(jì)算斷面，該斷面內(nèi)隧道埋深12 m，位于黏土⑤21地層中，根據(jù)規(guī)范[8]規(guī)定選取隧道底部3倍洞徑處為抗震基準(zhǔn)面，各土層的物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

圖5 計(jì)算斷面分層Fig. 5 Calculation cross section of the stratum

4.3 地震參數(shù)

根據(jù)《中國地震動(dòng)參數(shù)區(qū)劃圖》規(guī)定，本地區(qū)設(shè)計(jì)地震動(dòng)峰值加速度為0.05 g，由于本工程場(chǎng)地為軟弱土，建筑場(chǎng)地類別為III類，于抗震不利，故設(shè)計(jì)文件中規(guī)定“本工程區(qū)間隧道按照7度設(shè)防烈度進(jìn)行抗震驗(yàn)算”。因此選用本地區(qū)峰值加速度為0.1 g的人工合成地震波進(jìn)行計(jì)算，地震波加速度時(shí)程如圖 6所示。

表2 地層物理力學(xué)參數(shù)Tab. 2 Physical and mechanical parameters of the stratum

圖6 人工合成地震波加速度時(shí)程曲線Fig. 6 Acceleration time history of synthetic seismic waves

5 計(jì)算結(jié)果分析

5.1 地層位移及剪應(yīng)力分布

圖7 地層動(dòng)力計(jì)算結(jié)果Fig. 7 Dynamic calculation results of the stratum

結(jié)構(gòu)頂?shù)撞课灰撇钭畲髸r(shí)刻的地層位移峰值分布曲線及地層剪應(yīng)力分布曲線如圖7所示。據(jù)圖可知，從抗震基準(zhǔn)面起，隨著埋深減小，地層位移峰值逐漸增大，而地層剪應(yīng)力則逐漸減小。由于地層的非均勻性，地層位移及剪應(yīng)力的分布曲線并非簡(jiǎn)單的線性或三角函數(shù)形式，曲線斜率與地層特性相關(guān)。該斷面內(nèi)結(jié)構(gòu)頂?shù)撞孔畲笪灰撇顬?.002 8 m，此時(shí)結(jié)構(gòu)頂?shù)撞康貙蛹魬?yīng)力分別為62.31 kPa和82.53 kPa。如圖8所示，將地層位移差、剪應(yīng)力按照結(jié)構(gòu)模型中地層彈簧與模型底面的距離進(jìn)行線性差值計(jì)算，并將差值后的水平位移分解在隧道外表面的法向和切向，以強(qiáng)制位移的形式作用于地層彈簧非結(jié)構(gòu)端，剪應(yīng)力可按照類似的方式差值后轉(zhuǎn)化為節(jié)點(diǎn)力施加于結(jié)構(gòu)上，從而可以求出結(jié)構(gòu)最大地震內(nèi)力及變形。

圖8 地層強(qiáng)制位移施加Fig. 8 Method for the seismic deformation application

5.2 結(jié)構(gòu)地震內(nèi)力分析

圖9 所示為勻質(zhì)圓環(huán)模型地震內(nèi)力計(jì)算結(jié)果。由于未考慮接頭的影響，整環(huán)結(jié)構(gòu)采用連續(xù)梁模型，故橫斷面地震內(nèi)力分布連續(xù)，其中彎矩、軸力近似反對(duì)稱分布，管片環(huán)共軛 45°方向上出現(xiàn)最大值，由于地震作用往復(fù)循環(huán)，左右拱肩、拱腳位置將交替出現(xiàn)彎矩、軸力最大值，且管片內(nèi)外側(cè)將交替承受拉壓應(yīng)力作用；從圖9（b）可知工況1整環(huán)管片全斷面受壓，拱肩部位軸力最小，而此處彎矩最大，因而偏心距最大，為橫斷面內(nèi)抗震最薄弱部位；斷面內(nèi)剪力呈近似對(duì)稱分布，其對(duì)稱軸相比豎直方向產(chǎn)生輕微偏轉(zhuǎn)是由于地層法向彈簧不受拉僅受壓的緣故。圖10～12為3種錯(cuò)縫拼裝方式下結(jié)構(gòu)地震內(nèi)力，地震內(nèi)力分布規(guī)律大致相同，但由于接頭的存在，內(nèi)力分布與接頭位置相關(guān)，對(duì)比工況1～4的彎矩分布可知，當(dāng)模型中考慮了管片接頭作用時(shí)，橫斷面彎矩在剛度較小的接頭會(huì)有顯著的降低，在彎矩圖上表現(xiàn)為“內(nèi)凹”，而勻質(zhì)圓環(huán)模型則體現(xiàn)不出管片、接頭之間的差異；軸力與剪力的分布則因環(huán)間接頭的傳力作用而發(fā)生突變，此外，拱肩、拱腳部位的軸力還有可能因接頭存在而改變正負(fù)號(hào)，而這一點(diǎn)是勻質(zhì)圓環(huán)模型中未出現(xiàn)的。

圖9 勻質(zhì)圓環(huán)模型地震內(nèi)力結(jié)果Fig.9 Seismic internal force of the tunnel using the homogeneous ring model

圖10 錯(cuò)縫22.5°拼裝地震內(nèi)力結(jié)果Fig. 10 Seismic internal force of the staggered assembling by 22.5°

圖11 錯(cuò)縫90°拼裝地震內(nèi)力結(jié)果Fig. 11 Seismic internal force of the staggered assembling by 90°

圖12 錯(cuò)縫180°拼裝地震內(nèi)力結(jié)果Fig. 12 Seismic internal force of the staggered assembling by 180°

表3所示為不同工況內(nèi)力峰值統(tǒng)計(jì)，工況1中管片彎矩值為經(jīng)彎矩傳遞系數(shù)（1+ξ）M修正后的結(jié)果。從表2中可看出，模型中是否考慮接頭對(duì)橫斷面地震內(nèi)力分布影響顯著，具體而言，采用勻質(zhì)圓環(huán)模型時(shí)，經(jīng)修正的最大設(shè)計(jì)正彎矩為102.75 kN·m，錯(cuò)縫時(shí)最大正彎矩平均值為97.57 kN·m，二者相差5.3%，而最大負(fù)彎矩則相差 19.2%；在軸力方面，軸壓最大值二者相差21.84%，但在軸力最小值方面，勻質(zhì)圓環(huán)模型中軸力均為壓力，但錯(cuò)縫拼裝的梁—彈簧模型，軸力均出現(xiàn)了拉力，差異顯著；在剪力方面，最大正、負(fù)剪力分別相差11.9%、19.1%，差別也較為明顯。

表3 不同工況內(nèi)力峰值Tab. 3 Peak internal force of different cases

采用梁—彈簧模型且錯(cuò)縫角度不同時(shí)，結(jié)構(gòu)地震內(nèi)力峰值也略有差別。在本文給定的計(jì)算實(shí)例中，錯(cuò)縫 90°拼裝地震內(nèi)力峰值最小，而錯(cuò)縫 180°時(shí)最大；就具體數(shù)值而言，彎矩、軸力、剪力分別相差20.7%、15.4%以及26.4%，而這一差異需在設(shè)計(jì)中引起重視。

5.3 結(jié)構(gòu)變形分析

盾構(gòu)隧道地震響應(yīng)主要取決于地層的振動(dòng)特性，反應(yīng)位移法中的主要荷載為地層位移差以及剪應(yīng)力，各工況中結(jié)構(gòu)變形結(jié)果很好地印證了這一點(diǎn)。圖 13所示為工況1結(jié)構(gòu)位移矢量圖，不同工況下位移矢量圖形類似，僅最大數(shù)值略不相同。從圖14中可知各工況中最大位移相差很小，模型中接頭是否存在并不顯著影響結(jié)構(gòu)的最大變形量。其中最大值0.003 61 m和最小值0.003 43 m僅相差4.99%，并且其數(shù)值接近地震荷載中的地層位移差為0.002 8 m；而5.2節(jié)的分析顯示管片內(nèi)力差異則達(dá)到20%左右，可見地震作用下是地層位移對(duì)結(jié)構(gòu)變形起到控制作用，結(jié)構(gòu)自身剛度在其變形量上并未起控制作用。

5.4 接頭內(nèi)力及變形

圖13 整環(huán)襯砌變形矢量圖Fig. 13 Deformation vector diagram of tunnel ring

圖14 不同工況襯砌變形最大值Fig. 14 Maximum deformation of lining in different cases

圖15 中間環(huán)接頭編號(hào)Fig. 15 Number of segmental joints

表4 各工況中接頭彎矩及轉(zhuǎn)角最大值Tab. 4 Maximum moment and rotation angle of the segmental joints

采用勻質(zhì)圓環(huán)模型不能直觀地求出管片接頭處的內(nèi)力及變形，須經(jīng)彎矩傳遞系數(shù)（1–ξ）M修正得出彎矩后，再計(jì)算出接頭處的轉(zhuǎn)角。采用梁—彈簧模型可以方便地求出各接頭處的地震內(nèi)力及變形。圖15為中間環(huán)接頭編號(hào)，表 4所示為各工況管片接頭彎矩、轉(zhuǎn)角最大值及其位置。地震作用下，位置3、4處的接頭變形最大，而這兩個(gè)位置分別接近左右 45°拱腳部位，與前述內(nèi)力分析中襯砌彎矩最大值分布位置吻合。勻質(zhì)圓環(huán)模型得出接頭最大轉(zhuǎn)角分別為 1.38×10–3及–1.65×10–3rad，3 種錯(cuò)縫拼裝時(shí)的平均值則為 7.63×10–4和–1.35× 10–3rad，勻質(zhì)圓環(huán)模型較梁—彈簧模型轉(zhuǎn)角計(jì)算結(jié)果分別為 44.7%及 18.2%，錯(cuò)縫不同角度拼裝造成的轉(zhuǎn)角差異最大可達(dá)8.2%，可見地震作用下雖然各工況整環(huán)變形相差不大，但接頭轉(zhuǎn)角計(jì)算結(jié)果卻因接頭的存在與否相差較大，也會(huì)因錯(cuò)縫角度不同而略有不同。證明考慮接頭影響對(duì)盾構(gòu)隧道地震動(dòng)力響應(yīng)主要的影響是管片內(nèi)力和接頭受力及轉(zhuǎn)角，對(duì)整環(huán)變形影響很小。

6 結(jié)論

基于工程實(shí)例分別采用勻質(zhì)圓環(huán)模型及梁—彈簧模型，考慮不同拼裝方式對(duì)盾構(gòu)隧道地震響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算分析，得出以下結(jié)論：

1）在地震作用下，盾構(gòu)隧道橫斷面地震彎矩、軸力為近似反對(duì)稱分布，在橫斷面上左右拱肩、拱腳位置出現(xiàn)彎矩、軸力最大值，剪力分布近似對(duì)稱分布，勻質(zhì)圓環(huán)模型與梁—彈簧模型揭示出相同的規(guī)律，但就分布形狀而言，梁—彈簧模型中的接頭會(huì)導(dǎo)致管片內(nèi)力圖形在接頭部位的內(nèi)凹或突變。

2）計(jì)算模型中是否考慮接頭影響對(duì)結(jié)構(gòu)盾構(gòu)隧道整環(huán)內(nèi)力峰值影響顯著；同時(shí)，管片錯(cuò)縫拼裝時(shí)因錯(cuò)縫角度不同也會(huì)造成地震內(nèi)力峰值的差異。采用本文工程實(shí)例參數(shù)計(jì)算結(jié)果顯示：勻質(zhì)圓環(huán)模型所得地震內(nèi)力峰值與梁—彈簧模型相差約 20%，并且拱肩、拱腳部位的軸力會(huì)因接頭而改變拉壓性；錯(cuò)縫 90°拼裝與錯(cuò)縫180°拼裝時(shí)內(nèi)力峰值差異也可達(dá)20%以上，可見計(jì)算盾構(gòu)隧道地震內(nèi)力時(shí)考慮管片接頭影響的必要性。

3）地震作用下，盾構(gòu)整環(huán)的變形并不隨著拼裝方式的變化而表現(xiàn)出明顯的差異，勻質(zhì)圓環(huán)模型、梁—彈簧模型計(jì)算所得整環(huán)變形差異不足 5%，結(jié)構(gòu)整體變形接近反應(yīng)位移法計(jì)算時(shí)輸入的地層位移差，證明地層的變形對(duì)結(jié)構(gòu)整環(huán)變形起到支配作用。

4）當(dāng)采用勻質(zhì)圓環(huán)模型與梁—彈簧模型時(shí)，管片接頭轉(zhuǎn)角在地震作用下的差異最大可達(dá)40%以上，梁—彈簧模型中不同錯(cuò)縫角度時(shí)的最大差異約 8%，可見計(jì)算模型中是否考慮接頭以及拼裝方式對(duì)管片接頭轉(zhuǎn)角影響較大，而勻質(zhì)圓環(huán)模型受計(jì)算參數(shù)限制，當(dāng)需要精確計(jì)算接頭轉(zhuǎn)角時(shí)不再適用。