大尺寸矩形頂管始發(fā)井反力墻數(shù)值模擬與監(jiān)測

黃章君，楊艷玲，湯東桑，張衛(wèi)中

(1.中鐵隧道集團(tuán)二處有限公司,河北 三河 065201;2.武漢建工集團(tuán)股份有限公司,湖北 武漢 430056)

0 引言

矩形斷面結(jié)構(gòu)可以提高斷面的利用率，降低工程造價(jià)，縮減地下掘進(jìn)面積。因此，基于土壓平衡的矩形頂管技術(shù)被廣泛應(yīng)用于城市地下過街通道工程[1]。頂管工作井需要為頂進(jìn)設(shè)備提供支撐點(diǎn)，因此保持工作井的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定非常重要，這與工作井后背土體的承載力和變形大小密切相關(guān)。頂管工程的設(shè)計(jì)施工中最重要的一步是計(jì)算后背土的極限承載力，當(dāng)頂進(jìn)設(shè)備需要提供較大的頂推力時(shí)，若對后背土的極限承載力估計(jì)過高，則會出現(xiàn)后背土變形過大、頂進(jìn)設(shè)備傳力效率降低，甚至?xí)霈F(xiàn)后背土體破壞的情況。在頂管施工過程中，頂進(jìn)設(shè)備對工作井后背墻的作用力是持續(xù)且變化的，若工作井出現(xiàn)較大的變形，就會導(dǎo)致頂管偏離預(yù)設(shè)的頂進(jìn)線路，對頂管的位置和糾偏產(chǎn)生重大影響。后背土的大變形會導(dǎo)致后靠背出現(xiàn)較高的應(yīng)力集中，若導(dǎo)致工作井井壁的開裂破壞也會造成工作井漏水而無法繼續(xù)施工。目前能夠用來指導(dǎo)工作井設(shè)計(jì)的研究成果較少，在我國相關(guān)的設(shè)計(jì)規(guī)范中也沒有做出明確的規(guī)定和說明，這導(dǎo)致現(xiàn)階段頂管工作井的設(shè)計(jì)主要根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，存在不經(jīng)濟(jì)或不安全的問題。因此，研究墻后土體的應(yīng)力應(yīng)變及對應(yīng)力應(yīng)變進(jìn)行合理的預(yù)測，對判斷反力墻的穩(wěn)定意義重大。

本工程頂管工作井是一種大型的基坑，它的建造和使用是一個(gè)動態(tài)的過程，它的結(jié)構(gòu)空間性更強(qiáng)，受力更復(fù)雜。對工作井的研究，因?yàn)閳龅氐南拗?，在?shí)驗(yàn)室無法模擬它的外部環(huán)境，因此數(shù)值模擬的方法被廣泛應(yīng)用。

目前，針對大尺寸矩形頂管工作井工程方面的研究比較少。文獻(xiàn)[2-6]僅關(guān)注土體壓力計(jì)算和頂推力。文獻(xiàn)[7-8]基于能量耗散原理獲得圓形頂管工程反力墻背土體水平位移的解析模型，同時(shí)，建立反力墻背土體位移的三維有限元分析模型，研究反力墻厚度、土體彈性模量、反作用力沿深度的位置對反力墻后土體的位移、應(yīng)力的影響。文獻(xiàn)[9]運(yùn)用有限元軟件對始發(fā)井進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，分析最大頂推力作用下，工作井縱深方向和法向的水平位移、水平應(yīng)力以及油缸頂力與后靠墻的變形關(guān)系。文獻(xiàn)[7-9]研究成果僅關(guān)注反力墻自身的強(qiáng)度及其對墻后土體位移、應(yīng)力的影響，沒有研究墻后土體防滲帷幕墻、旋噴樁加固體對墻后土體位移、應(yīng)力的影響，也沒有考慮墻后土體超孔隙水壓力的變化及其對土體位移、應(yīng)力的影響。本文在前人研究成果的基礎(chǔ)上，結(jié)合鄭州市軌道交通4號線商都路站2號矩形頂管工程的監(jiān)測數(shù)據(jù)，建立該頂管頂進(jìn)過程的始發(fā)井三維有限元分析模型，研究反力墻后土體應(yīng)力、應(yīng)變、位移、超孔隙水壓力的動態(tài)變化規(guī)律，同時(shí)分析土體彈性模量、反作用力位置、高壓旋噴樁加固體厚度、加固體深度對墻后土體水平位移的影響，以期為大尺寸矩形頂管始發(fā)井的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 矩形頂管工程概述

1.1 工程概況

鄭州地鐵4號線商都路站位于鄭汴路與中州大道交叉路口西側(cè)，沿中州大道設(shè)置，工程實(shí)景圖如圖1所示。地鐵站中州大道2號過街通道采用矩形頂管施工。矩形頂管通道結(jié)構(gòu)凈空7.8 m×4.2 m，開挖斷面為9.1 m×5.5 m，采用1.5 m長、壁厚0.65 m的鋼筋混凝土預(yù)制管節(jié)，頂管穿越長度為101 m。始發(fā)井結(jié)構(gòu)由內(nèi)到外依次由內(nèi)襯反力墻、鉆孔灌注樁排樁墻、防滲帷幕、反力墻側(cè)高壓旋噴樁加固體(加固體1)、始發(fā)井與隧道過渡段旋噴樁加固體(加固體2)結(jié)構(gòu)組成。始發(fā)井臨測點(diǎn)布置如圖2(a)所示。橫斷面方向在距工作井4 m處地表每隔2.5 m設(shè)置橫斷面監(jiān)測點(diǎn)25個(gè)；縱斷面方向在距工作井4 m處沿深度方向每隔1 m設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)10個(gè)，如圖2(b)所示；在墻后地表中軸線后，每隔2 m設(shè)置1個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，共設(shè)置25個(gè)。管節(jié)模板圖如圖2(c)所示，管節(jié)尺寸為9.1 m×5.5 m。油缸布置如圖2(d)所示，油缸分布在斷面兩側(cè)，延軸線對稱，每邊各15個(gè)，共計(jì)30個(gè)，技術(shù)參數(shù)：主頂油缸最大工作壓力31.5 MPa，單只主頂油缸最大推力2 000 kN，最大工作行程3 500 mm，最大可配30臺主頂油缸，最大總推力60 000 kN。

圖1 鄭州地鐵工程實(shí)景圖Fig.1 Project site photo

(a) 始發(fā)井平面布置及橫斷面監(jiān)測點(diǎn)布置圖

(b) 始發(fā)井剖面布置及縱斷面監(jiān)測點(diǎn)布置圖

(c) 管節(jié)模板圖

(d) 油缸裝置分布圖圖2 始發(fā)井結(jié)構(gòu)參數(shù)及監(jiān)測點(diǎn)布置圖(單位：mm)Fig.2 Structural parameters of launching shaft and layout of monitoring points (unit:mm)

1.2 水文地質(zhì)條件

商都路站場地現(xiàn)狀主要為中州大道西側(cè)綠化帶，地形平坦。1號過街通道場所涉及的地層從上至下為：①雜填土、②1粉質(zhì)黏土、②2粉質(zhì)黏土、②3粉質(zhì)黏土。土層地質(zhì)剖面圖如圖3所示。場地及附近無地表水體分布。地下水水位埋深11.0～11.7 m，該層水賦存于粉土層、砂層中，采用防滲帷幕堵水。

圖3 工程地質(zhì)剖面圖(單位：m)Fig.3 Geological profile (unit:m)

2 數(shù)值模型的建立及運(yùn)行過程

2.1 豎井結(jié)構(gòu)的物理模型

始發(fā)井模型的尺寸參數(shù)與結(jié)構(gòu)參數(shù)一致，如表1所示。排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)等效化為厚度1.0 m的連續(xù)墻，模型中不同結(jié)構(gòu)類型的支護(hù)結(jié)構(gòu)(包括反力墻、排樁墻、帷幕墻、加固體1、加固體2)之間的連接，通過共用節(jié)點(diǎn)的方法實(shí)現(xiàn)，限制6個(gè)方向的自由度，即認(rèn)為不同類型的結(jié)構(gòu)單元之間采用tie接觸，從而實(shí)現(xiàn)6個(gè)自由度上力的傳遞[10-11]。

表1 始發(fā)井結(jié)構(gòu)及模型尺寸參數(shù)Table 1 Parameters of launching shaft structure and model

2.2 結(jié)構(gòu)與土層參數(shù)的取值

始發(fā)井結(jié)構(gòu)采用線彈性模型，結(jié)構(gòu)的參數(shù)取值見表2，反力墻和排樁墻采用C30混凝土對應(yīng)的彈性模量，土層單元設(shè)置為Mohr-Coulomb模型[7-8]，土體分層特征見表3，始發(fā)井結(jié)構(gòu)面與土體之間設(shè)置滑動摩擦接觸，摩擦因數(shù)為0.3[7-8]。

表2 始發(fā)井結(jié)構(gòu)材料參數(shù)Table 2 Structural material parameters of launching shaft

表3 土體分層特征Table 3 Soil stratification features

2.3 三維數(shù)值模型的建立

為了消除邊界的影響，模型的尺寸設(shè)置為200 m×200 m×45 m。由于墻后土體為重點(diǎn)研究區(qū)域，故對墻后土體網(wǎng)格加密。整體模型見圖4，始發(fā)井結(jié)構(gòu)模型見圖5。設(shè)定邊界初始約束條件：土體表面為自由面，底部約束x、y、z3個(gè)方向的位移，圖4中x軸方向表面為x方向約束邊界，y軸方向表面為y方向約束表面。施加初始地應(yīng)力場，考慮到土體滲流作用，固結(jié)模式采用瞬態(tài)固結(jié)模式，土體表面及基坑表面設(shè)置孔壓為0，原始孔壓沿深度方向采用線性分布，基坑外、基坑內(nèi)地下水位深度為0，模擬在連續(xù)降雨情況下，水位達(dá)到地面、基坑底面時(shí)墻后土體超孔隙水壓力變化的情況[14]。初始地應(yīng)力場為自重應(yīng)力場，模型運(yùn)行達(dá)到初始平衡狀態(tài)。模型節(jié)點(diǎn)數(shù)、單元數(shù)、單元類型見表4。對反力墻區(qū)域分68個(gè)分析步循環(huán)添加如圖6所示的頂推力來模擬頂管施工中68節(jié)管節(jié)的依次推進(jìn)。

圖4 整體模型Fig.4 Overall model

表4 模型單元參數(shù)統(tǒng)計(jì)Table 4 Statistics of model unit parameters

(a) 整體結(jié)構(gòu)

(b) 反力墻結(jié)構(gòu)(單位：m)圖5 始發(fā)井結(jié)構(gòu)模型Fig.5 Structure models of launching shaft

圖6 頂管頂推力監(jiān)測曲線Fig.6 Monitored jacking forces

3 數(shù)值模型結(jié)果分析

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)測值比較

圖6為頂管頂推力監(jiān)測曲線，正常段頂管推進(jìn)過程中，頂管推力隨著掘進(jìn)距離的增大呈線性增加，在始發(fā)段、到達(dá)段頂進(jìn)推力發(fā)生突變，主要是端頭加固和泥漿泄露等原因造成的。

橫斷面土體表面水平位移如圖7所示。由圖7可知：土體表面水平位移監(jiān)測數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬結(jié)果均表現(xiàn)為反力加載區(qū)域的地表水平位移較大，遠(yuǎn)離加載區(qū)域的兩側(cè)地表水平位移較小。監(jiān)測數(shù)據(jù)的水平位移最大值為-29.88 mm，數(shù)值模擬的水平位移最大值為-32.72 mm。墻后軸線兩側(cè)不完全對稱，主要原因是軸線與剖面線不完全垂直，同時(shí)頂管在推進(jìn)時(shí)其方向也在不斷調(diào)整，同樣千斤頂施加部位也是有所不同的。

圖7 橫斷面土體表面水平位移對比圖Fig.7 Comparison diagram of horizontal displacement

縱斷面土體水平位移如圖8所示。由圖8可知：土體水平位移在深度方向，位移沿橫坐標(biāo)小于0，表示變形沿頂推力方向，偏離反力墻，數(shù)值模擬結(jié)果與監(jiān)測曲線都表現(xiàn)為先增大后減小的趨勢，最大位移發(fā)生在施加反作用力(H=8.645 m)的部位附近，監(jiān)測數(shù)據(jù)的水平位移最大值在深度9 m處，為-34.92 mm，數(shù)值模擬結(jié)果的水平位移最大值在深度8.72 m處，為-36.48 mm。

圖8 縱斷面土體水平位移對比圖Fig.8 Comparison diagram of horizontal displacement of longitudinal cross-section

土體表面沉降如圖9所示。由圖9可知：反力墻側(cè)地面除0 m附近出現(xiàn)較小沉陷外，其他位置均表現(xiàn)為隆起，監(jiān)測數(shù)據(jù)的隆起最大值在墻后14 m處，為2.38 mm，數(shù)值模擬結(jié)果隆起最大值在墻后20.4 m處，為1.82 mm。地面隆起呈平行“波痕”狀，遠(yuǎn)離墻體的地表面受反力荷載影響較小，隨著墻后距離增加，隆起逐步減小達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定值，但仍然保持“波痕形狀”。

圖9 土體表面沉降對比圖Fig.9 Comparison diagram of soil surface settlement

數(shù)值模擬結(jié)果和工程實(shí)際監(jiān)測結(jié)果所描繪的曲線圖基本上是吻合的，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的精確性和可靠性。

3.2 變形特征及位移監(jiān)測曲線分析

以反力墻、排樁墻、帷幕墻、加固體1為研究對象，4個(gè)結(jié)構(gòu)沿厚度方向的中截面與墻體沿長度方向?qū)ΨQ面的交線沿深度方向設(shè)置的監(jiān)測點(diǎn)作為該模型墻后土體變形分析的敏感點(diǎn)。

3.3 反力墻側(cè)土體的變形規(guī)律

在敏感點(diǎn)位置，分別選取距離加固體側(cè)墻面0、4、8、12、16、20 m位置的土體繪制水平位移-深度變化關(guān)系曲線(見圖10)。由圖10可知：反力荷載合力作用點(diǎn)位置對應(yīng)的土體深度處(8.645 m)水平位移最大；遠(yuǎn)離合力作用點(diǎn)深度位置的土體水平位移逐漸減小，形成一個(gè)向墻外凸出的弧形曲線。

圖10 敏感點(diǎn)位置水平位移-深度變化Fig.10 Horizontal displacement of sensitive point vs.depth

分別選取距墻側(cè)0、4、8、12、16、20 m等橫斷面的土體繪制距墻側(cè)不同距離的地表土體水平位移變化關(guān)系曲線(見圖11)。由圖11可知：反力加載區(qū)域(軸線附近)的地表水平位移較大，遠(yuǎn)離加載區(qū)域(遠(yuǎn)離軸線)的兩側(cè)地表水平位移較小，而隨著斷面距離反力墻越遠(yuǎn)，土體受到的影響越來越小，軸線兩側(cè)45 m以外的土體水平位移小于10 mm，故可認(rèn)為本工作井的橫向最大影響范圍為45 m；軸線兩側(cè)16.32～19.28 m處有輕微突變，這是因?yàn)楣ぷ骶畠?nèi)部4個(gè)角處都進(jìn)行加固。

圖11 土體表面水平位移分布Fig.11 Horizontal displacement distribution of soil surface

圖12為敏感點(diǎn)處土體表面水平位移與墻距離變化關(guān)系曲線。由圖12可知：反力荷載對地表土體水平位移的影響主要集中在墻后20 m以內(nèi)的范圍，20 m以外的范圍影響較小，到80 m左右影響消失。

圖12 敏感點(diǎn)土體表面水平位移分布Fig.12 Horizontal displacement distribution of soil surface at sensitive point

3.4 應(yīng)力特征與應(yīng)力監(jiān)測曲線

土體的土壓力已經(jīng)達(dá)到被動土壓力狀態(tài)，根據(jù)加載的幅值曲線，繪制頂進(jìn)0、15、30、45、60、75、90、101 m距離的墻后敏感位置土體水平應(yīng)力隨深度變化關(guān)系曲線(見圖13)。由圖13可知：墻后土體的水平應(yīng)力隨深度變化呈線性增大的關(guān)系，與被動土壓力曲線的變化關(guān)系趨于一致；隨著頂進(jìn)距離的增大，反力荷載越來越大，但在始發(fā)井結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定的前提下，反力墻側(cè)土體水平應(yīng)力的變化很小，基本趨于穩(wěn)定。說明反力荷載經(jīng)過反力墻、排樁墻、帷幕墻、旋噴樁加固體的擴(kuò)散作用，以隨深度線性增加的荷載分布形式整體分布在加固體側(cè)面墻，進(jìn)而作用于土體，并使得土體形成作用于側(cè)面墻的被動土壓力，反力荷載只是改變墻后土體的土壓力類型，沒有改變土壓力的分布形態(tài)。

圖13 反力墻側(cè)土體水平應(yīng)力-深度變化Fig.13 Horizontal stress-depth variation of soil on side of reaction wall

3.5 孔隙水壓力的變化特征

敏感點(diǎn)位置距離墻面4 m處不同頂進(jìn)距離工況下孔隙水壓力隨深度變化關(guān)系見圖14(a)。由圖14(a)可知：1)工作井開挖前，孔隙水壓力分布均勻，隨深度線性增加。2)工作井開挖后，使支護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生水平位移，坑底隆起，工作井周圍土體產(chǎn)生位移，引起地面沉降，改變了土中孔隙水狀態(tài)[16]，相比于工作井開挖前，基坑開挖顯著影響范圍(0～20 m深度)，孔隙水壓力迅速降低；基坑開挖顯著影響范圍外(20 m深度以下)，孔隙水壓力深度變化曲線與開挖前孔隙水壓力深度變化曲線幾乎平行，降低幅度趨向一致。由圖14(a)還可以看出：頂管頂進(jìn)距離對墻側(cè)土體孔隙水壓力狀態(tài)的影響很小，各工況下的孔壓變化曲線幾乎重合，說明頂推反力的大小對墻后土體孔壓的影響很小，引起土體內(nèi)孔壓變化的主要原因是工作井開挖卸荷。

敏感點(diǎn)位置距離墻面4、8、12、16、20 m處在頂推完成時(shí)孔隙水壓力隨深度變化關(guān)系見圖14(b)。由圖14(b)可知：距離工作井越近，土體孔壓值減小幅度越大；距離工作井越遠(yuǎn)，土體孔壓值減小幅度越小，距離墻面20 m處，孔壓變化曲線與工作井開挖前幾乎重合?？紫端畨毫Φ葎菥€如圖15所示，由圖15可知：孔壓等勢線云圖表現(xiàn)出了同樣的趨勢。

(a) 不同工況

(b) 不同位置圖14 敏感點(diǎn)位置孔隙水壓力隨深度變化關(guān)系Fig.14 Pore water pressure at sensitive point vs.depth

(a) 工作井開挖完成時(shí)

(b) 頂管頂推結(jié)束時(shí)圖15 孔隙水壓力等勢線(單位：Pa)Fig.15 Equipotential line of pore water pressure (unit:Pa)

3.6 主要參數(shù)對土體水平位移的影響

3.6.1 反力荷載合力作用點(diǎn)深度

圖16—17示出不同反力荷載合力作用點(diǎn)深度對加固體1后土體側(cè)向位移的影響。H表示反力荷載作用點(diǎn)深度，H=8.645 m為工程中的實(shí)際位置，H=6.145、11.145 m分別為將原始位置向上挪動2.5 m、向下挪動2.5 m的距離。H=6.145、8.645、11.145 m時(shí)墻后土體表面水平位移分別為43.59、36.24、27.73 mm，深度方向的最大水平位移分別為44.71、43.61、42.57 mm。反向頂推力位置變化對側(cè)向位移有較大的影響：增大H，可以有效減小墻后土體表面的水平位移，輕微減小墻后土體沿深度方向的最大水平位移；H值越小，墻后土體表面的水平位移與墻后土體沿深度最大水平位移的差值就越小。

圖16 反力墻加載位置對墻后土體水平位移的影響Fig.16 Effect of loading position of reaction wall on horizontal displacement of soil behind wall

圖17 反力荷載作用點(diǎn)深度Fig.17 Depth of reaction load point

3.6.2 加固體厚度

圖18繪制了加固體厚度對墻后土體水平位移的影響曲線，旋噴樁厚d=3.5 m是工程的實(shí)際厚度。土體水平位移以同樣的方式分布但大小不同，墻側(cè)土體水平位移隨著旋噴樁厚度減小而增大，最大水平位移發(fā)生在頂推力位置附近，分別為46.76(d=2.5 m)、49.44(d=1.5 m)、45.69(d=3 m)、48.13(d=2 m)、43.61 mm(d=3.5 m)，可以看出旋噴樁厚度對墻后土體水平位移只有輕微影響，且厚度變化對土體水平位移的影響主要集中在反向頂推力附近。

圖18 加固體厚度對土體水平位移的影響Fig.18 Effect of solid thickness on horizontal displacement of soil

3.6.3 加固體深度

圖19示出旋噴樁加固體深度對土體水平位移的影響。旋噴樁深度h=20.35 m是工程的實(shí)際深度。墻后土體地表水平位移分別為31.17(h=11.35 m)、33.23(h=14.35 m)、34.75(h=17.35 m)、36.24 mm(h=20.35 m)；沿深度方向最大水平位移分別為47.01(h=11.35 m)、45.04(h=14.35 m)、44.19(h=17.35 m)、43.61 mm(h=20.35 m)。由圖19可以看出：旋噴樁深度對墻后土體水平位移只有輕微影響，減小h，可以輕微減小墻后土體地表水平位移，而增大深度最大水平位移，且深度變化對土體水平位移的影響也主要集中在反向頂推力附近，深度h越大，墻后土體表面的水平位移與墻后土體深度最大水平位移的差值就越小。

圖19 加固體深度對土體水平位移的影響Fig.19 Effect of depth of consolidation on horizontal displacement of soil

3.6.4 土體彈性模量

圖20繪制了土體彈性模量對施工過程中墻后土體沿深度方向水平位移的影響曲線。在圖20中，E為土體彈性模量，E=20 MPa為工程中的實(shí)際參數(shù)。墻后土體沿深度方向最大水平位移分別為43.61(E)、60.86(0.7E)、83.81(0.5E)、137.44 mm(0.3E)，彈性模量對土體水平位移的影響很大，土體位移隨著E的降低而急劇增加。綜合考慮施工成本及安全，在基礎(chǔ)施工前做大范圍的地基處理，可采用堆載預(yù)壓法、真空堆載聯(lián)合預(yù)壓等相對經(jīng)濟(jì)的地基處理方式對土體進(jìn)行加固，可有效增大周圍土體的彈性模量和其他物理力學(xué)參數(shù)，然后再進(jìn)行基坑開挖和頂管頂進(jìn)。

圖20 土體彈性模量對墻后土體水平位移的影響Fig.20 Effect of soil elastic modulus on horizontal displacement of soil behind wall

4 結(jié)論與討論

4.1 結(jié)論

1)數(shù)值模擬結(jié)果和工程實(shí)際監(jiān)測結(jié)果所描繪的曲線圖基本上是吻合的，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的精確性和可靠性。反力荷載僅影響對應(yīng)的部分土體區(qū)域，反力加載區(qū)域附近的土體水平位移變化大，遠(yuǎn)離加載區(qū)域的土體水平位移變化小。反力墻側(cè)地面除0 m附近出現(xiàn)較大沉陷外，其他位置地面均表現(xiàn)為隆起，且地面隆起呈平行“波痕”狀。

2)反力荷載經(jīng)過反力墻、排樁墻、帷幕墻、旋噴樁加固體的擴(kuò)散作用，以隨深度線性增加的荷載分布形式整體分布在加固體側(cè)面墻，進(jìn)而作用于土體，并使得土體形成作用于側(cè)面墻的被動土壓力，反力荷載只是改變墻后土體的土壓力類型，沒有改變土壓力的分布形態(tài)。工作井墻后土體的孔壓狀態(tài)的改變主要由工作井開挖卸荷導(dǎo)致的土體豎向位移引起。頂管頂進(jìn)過程中，頂推反力荷載引起的土體位移主要為水平位移，頂推反力的大小對土體孔壓的變化影響輕微。

3)反向頂推力位置變化對土體側(cè)向位移有較大的影響。增大反向頂推力合力作用點(diǎn)深度，可以有效減小墻后土體表面的水平位移，輕微減小墻后土體沿深度的最大水平位移；旋噴樁加固體厚度和加固深度對墻后土體水平位移只有輕微影響；采用高壓旋噴樁加固墻后土體時(shí)，可以適當(dāng)降低旋噴樁的加固厚度和加固深度，節(jié)約工程成本；土體位移隨著土體彈性模量的降低而急劇增加，在基礎(chǔ)施工前做大范圍的地基處理，可采用堆載預(yù)壓法、真空堆載聯(lián)合預(yù)壓等相對經(jīng)濟(jì)的地基處理方式對土體進(jìn)行加固，可有效增大周圍土體的彈性模量和其他物理力學(xué)參數(shù)，然后再進(jìn)行基坑開挖和頂管頂進(jìn)。

4.2 討論

實(shí)際的頂管施工中，可能會出現(xiàn)頂管糾偏、彎曲頂進(jìn)等情況，造成反力的偏移，本文僅將頂推力簡化為固定方向的荷載，后期研究時(shí)可以考慮荷載發(fā)生空間偏移造成土體變形和受力的影響。