劉熙媛， 張世華， 高立康， 郭子敬

(1. 河北工業(yè)大學土木與交通學院， 天津 300401； 2. 中冀建勘集團有限公司， 河北 石家莊 050200)

0 引言

頂管施工技術(shù)是繼盾構(gòu)法之后發(fā)展起來的地下管道非開挖施工方法。頂管施工具有一定的環(huán)保性和經(jīng)濟性，目前已被廣泛應(yīng)用[1]。頂管工程的主要施工過程在工作井中進行，工作井后背墻承擔了管道沿預(yù)定方向頂進所需要的主要水平推力，水平推力進一步通過后背墻傳至土體中，對結(jié)構(gòu)及周圍土體穩(wěn)定性造成了一定的影響。

目前，關(guān)于頂管的研究多傾向于頂管施工中頂力估算[2-4]和地層損失分析[5-7]等方面。Sun 等[8-9]利用一種基于能量耗散原理的數(shù)值分析方法，對矩形工作井的穩(wěn)定性進行了分析。嚴紹軍等[10]、毛海和[11]、楊成[12]分析討論了軟土層中矩形工作井后背墻土體位移、應(yīng)力變化分布情況。閆治國等[13]對雙向同步頂進工作井的穩(wěn)定性進行了分析，并優(yōu)化了井體設(shè)計方案。黃章君等[14]研究了油缸頂力對土體孔隙水壓力的影響。魏綱等[15]假定了圓形工作井的位移，經(jīng)推導(dǎo)得出了后背墻土體反力的計算公式。雷晗[16]對矩形和圓形工作井后背墻土體抗力計算公式進行了研究，但缺乏實測數(shù)據(jù)驗證。鐘顯奇等[17]和朱龍等[18]認為黏土層中后背墻土體應(yīng)力沿豎直方向線性增加，井體底部處土體應(yīng)力最大。魏麗敏等[19]分別采用規(guī)范公式和有限元對深埋和淺埋圓形工作井位移和應(yīng)力進行了對比分析。程嘉秋[20]研究了圓形工作井開挖和頂進時的應(yīng)力和位移分布特征，但未進行多因素影響分析。

綜上所述，以往的頂管工作井研究中地質(zhì)條件多為軟弱土層，對于Ⅴ級圍巖中圓形頂管工作井的研究較少，且缺乏現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)驗證。與軟黏土相比，Ⅴ級圍巖承載力高且具備極低壓縮性。因此，頂管施工中機頭刀盤開挖更加困難，后背墻將承擔更大的水平頂推力，可能造成后背墻及土體出現(xiàn)較大的應(yīng)力和位移，影響頂管施工。因此，有必要結(jié)合實際工程對Ⅴ級圍巖圓形工作井施工過程中的位移和應(yīng)力進行監(jiān)測，同時建立局部頂管圓形工作井有限元數(shù)值模型，研究頂管施工中圓形工作井后背墻及土體位移和應(yīng)力的空間分布特征，進而判斷后背墻的穩(wěn)定性。通過分析井體結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)和油缸頂力值對后背墻土體水平位移的影響規(guī)律，以期為Ⅴ級圍巖中圓形頂管工作井的初步設(shè)計提供參考。

1 圓形頂管工作井工程概述

1.1 工程概況

本文以枝江市尾礦庫排水管Ⅰ標段頂管工程為背景，該工程豎井施工項目主要包括4個工作井和2個接收井。本次監(jiān)測對象為5號工作井。因逆作法施工能夠靈活地解決管線位置沖突和地下有硬質(zhì)風化巖導(dǎo)致沉井無法下沉等問題，所以工作井采用逆作法施工。工作井實景見圖1。

圖1 工作井實景圖

工作井外徑為10.5 m，總深度為12.62 m，安全等級為二級。井體利用液壓破碎錘進行分節(jié)開挖，并采用C30混凝土分節(jié)澆筑，自上至下共11節(jié)井壁，每節(jié)井壁平均高1.1 m。各節(jié)井壁間采用鋼筋搭接并安裝膨脹止水條。井壁厚度沿井深呈梯度變化，第1—3節(jié)、4—6節(jié)、7—11節(jié)的井壁平均厚度分別為0.55、0.65、0.75 m。

井體底板總厚度為0.7 m，上部施作0.4 m厚的C30混凝土配筋區(qū)，下部施作0.3 m厚的C20素混凝土墊層。井體施作完成后再施作中部厚度為1.4 m的后靠背，后靠背采用C30混凝土。后靠背與工作油缸接觸面放置一塊4 m×3 m(寬×高)的鋼板，材質(zhì)為錳鋼Q235，厚度為0.04 m，鋼板埋置深度為8.92～11.92 m。井體尺寸和監(jiān)測點布置見圖2。

(a) 剖面圖

(b) 平面圖

1.2 工程地質(zhì)及水文條件

工作井周圍土層豎向分布見圖2(a)，自上至下分別為 ⑤1全風化泥質(zhì)粉砂巖、⑤2強風化泥質(zhì)粉砂巖、⑤3中風化泥質(zhì)粉砂巖。其中，中風化泥質(zhì)粉砂巖為Ⅴ級圍巖。鉆孔勘探土層厚度分別為0.9、3.3、11 m，勘探深度以下的土層類別為⑤3。場區(qū)穩(wěn)定水位埋深為25.80～40.60 m，工作井的井體埋深均小于穩(wěn)定水位的埋深，故不考慮地下水的影響。

1.3 現(xiàn)場監(jiān)測方案

現(xiàn)場監(jiān)測主要依據(jù)《建筑基坑工程監(jiān)測技術(shù)規(guī)范》等進行實施。根據(jù)規(guī)范可知，井壁水平位移與土體應(yīng)力相對控制值見表1。

表1 井壁水平位移與土體應(yīng)力相對控制值

針對圓形工作井穩(wěn)定性監(jiān)測的內(nèi)容主要包括： 后背墻土體水平應(yīng)力、后背墻井壁深層水平位移和后靠背鋼板水平位移。土壓力盒和測斜管均布置在工作井后背墻范圍內(nèi)。土壓力盒沿豎向分別布置在后靠背鋼板的頂部和中部區(qū)域，每層9個，共計18個。測斜管共計5個，各測斜管長度均為16 m。土壓力盒和測斜管的豎向和水平布置見圖2。

后靠背鋼板水平位移監(jiān)測采用位移計和百分表，監(jiān)測點布置在油缸與后靠背鋼板接觸面附近位置處，位移計和百分表布置見圖3。工作油缸對稱布置在頂進軸線兩側(cè)，頂管頂進距離達到147 m前采用1—4號油缸頂進，油缸合力點深度為10.92 m。頂管頂進距離超過147 m后5號、6號油缸加入工作，油缸合力點深度為10.42 m。

圖3 位移計和百分表布置圖(單位： m)

2 圓形工作井穩(wěn)定性數(shù)值模擬

2.1 模型單元類型及尺寸

數(shù)值模擬采用Midas GTS有限元軟件。根據(jù)工作井施工圖和地質(zhì)勘察報告建立局部頂管圓形工作井模型。頂管施工中，工作井的井壁與管道之間在井壁開洞處存在摩阻力，然其影響遠小于油缸頂力對工作井的影響，因此模型中忽略了管道的作用，但考慮了井壁因管道而開洞造成的尺寸影響。建立的圓形頂管工作井模型見圖4。

(a) 土層模型

(b) 井體模型

井壁、土層、后靠背、底板均采用實體單元模擬。鋼板均采用板單元模擬。模型的土層為3層，自上至下分別為⑤1、⑤2、⑤3，土層厚度分別為0.9、3.3、45.8 m。模型沿X方向和Y方向均取為100 m，井壁至模型邊緣距離為44.75 m，約為井體外徑的4倍。模型沿Z方向取為50 m，井體底部距模型底邊界距離為37.38 m，約為井體深度的3倍。JTG/T D70—2010《公路隧道設(shè)計細則》中規(guī)定： 結(jié)構(gòu)側(cè)壁至模型邊界距離至少為3～5倍的結(jié)構(gòu)寬度，結(jié)構(gòu)底部至模型底邊界至少為3倍的結(jié)構(gòu)高度。因此，本模型尺寸符合要求。模型中井壁厚度沿井深分別取為0.55、0.65、0.75 m，與實際井體平均厚度沿井深變化相對應(yīng)。模型總尺寸為100 m×100 m×50 m，共計77 575個單元，50 912個節(jié)點。

本工程中監(jiān)測段頂管施工距離為200 m，頂管單節(jié)長2 m，分別在每節(jié)管道頂進2/3長度時記錄并計算油缸頂力。依據(jù)現(xiàn)場施工工況共建立42個施工步。首先對模型進行初始地應(yīng)力平衡，再通過激活和鈍化對后靠背鋼板依次施加油缸頂力。油缸頂力指向X軸正方向，從頂進距離100 m時開始施加，頂管施工中頂力最大值為13 680 kN，油缸頂力變化曲線如圖5所示。油缸頂力采用集中力，且保證集中力作用位置與實際油缸和鋼板接觸面中心點的位置相近，以期更加真實地模擬頂管施工中工作井的受力和位移變化情況。

圖5 油缸頂力變化曲線

2.2 本構(gòu)模型和參數(shù)選取

本次模擬中土體采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，井壁、后靠背、鋼板、底板采用彈性本構(gòu)模型。工作井結(jié)構(gòu)單元物理力學參數(shù)通過查閱相關(guān)規(guī)范獲得，結(jié)果見表2。土層的重度γ、黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ根據(jù)本工程地質(zhì)勘查報告獲得，彈性模量E和泊松比ν結(jié)合JTG 2232—2019《公路隧道抗震設(shè)計規(guī)范》中表6.4.2-1和表6.4.3-1及實測數(shù)據(jù)通過數(shù)次模型調(diào)試獲得,結(jié)果見表3。

表2 工作井結(jié)構(gòu)單元物理力學參數(shù)

表3 土層物理力學參數(shù)

3 實測結(jié)果及數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 數(shù)值模擬結(jié)果與實測結(jié)果對比

3.1.1 土體應(yīng)力

油缸頂力為5 320 kN時土體應(yīng)力沿頂進方向的水平分布見圖6。由圖可知，工作井后背墻埋深10.45 m和9.35 m處水平面內(nèi)土壓力相對于頂進軸線近似呈對稱分布。受油缸位置影響，同一埋深處土體應(yīng)力最大值出現(xiàn)在距頂進軸線約1.6 m處，與頂進軸線處的土體應(yīng)力相差較小。

(a) 埋深9.35 m

(b) 埋深10.45 m

模擬與實測中的土應(yīng)力水平分布趨勢相似，均大致呈拋物線形式分布?，F(xiàn)場施工中工作井周邊地表受運輸車輛動荷載和不確定荷載影響較多，造成數(shù)值大小存在一定的偏差。

3.1.2 水平位移

不同頂力下4號測斜管處后背墻井壁深層水平位移對比見圖7。由圖可知，4號測斜管處后背墻井壁深層水平位移隨頂力的增加而增大，水平位移指向井外。后背墻井壁深層水平位移沿井深先增加后減小，最大水平位移位于深度為8.92～11.92 m的鋼板處。實測數(shù)據(jù)與模擬數(shù)據(jù)變化趨勢擬合程度較好，整體變化一致，說明模型能反映出實際工作井井壁的位移情況。

后靠背鋼板水平位移變化曲線見圖8。由圖可知，實測中各位移計數(shù)據(jù)相差較大，但變化趨勢相似。實際施工中，頂進距離達到147 m前采用1—4號油缸頂進，油缸頂力較小且后靠背鋼板處整體剛度較大，油缸頂力變化不足以對鋼板水平位移產(chǎn)生較大的影響。因此，位移計監(jiān)測數(shù)據(jù)未發(fā)生較大的變化，后靠背鋼板水平位移穩(wěn)定在1 mm左右。

(a) 頂力5 320 kN

(b) 頂力6 840 kN

圖8 后靠背鋼板水平位移變化曲線

施工頂進至137 m時井內(nèi)輸漿管開裂，10號、12號位移計上部遮擋物掉落，泥漿迸濺至10號、12號位移計探針處，導(dǎo)致10號位移計測得的位移大幅增長，12號位移計出現(xiàn)零值。當頂進至147 m時，為提升頂管頂進速度，增加了5號、6號油缸，后靠背鋼板最大水平位移達到4 mm。同時，鋼板受到油缸吊裝碰撞的影響，造成9號、11號位移計的水平位移出現(xiàn)較大的波動。數(shù)值模擬中后靠背鋼板水平位移隨頂管頂進距離的增加呈線性增加，水平位移最大可達到4 mm。由于后靠背鋼板橫向抗彎剛度較大，使得處于同一水平線上的各位移計測點水平位移模擬值相差微小，變化趨勢相同。位移計處后靠背鋼板水平位移實測結(jié)果與模擬結(jié)果變化趨勢相似。

3.2 后背墻土體應(yīng)力和位移的空間分布特征

現(xiàn)場監(jiān)測過程中，受施工技術(shù)和施工環(huán)境的影響，出現(xiàn)了監(jiān)測點被破壞的現(xiàn)象。因此，需要利用數(shù)值模擬方法對圓形工作井后背墻及土體的應(yīng)力、位移進行深入研究。

當施工中頂力達到最大時，頂進軸線處后背墻土體水平位移沿井深的分布云圖見圖9。由圖可知： 1)工作井周圍土體水平位移主要出現(xiàn)在后背墻后部的土體中，沿井深先增加后減小； 2)水平位移最大值(4.1 mm)出現(xiàn)在油缸頂力作用范圍內(nèi)，為井深的0.03%，遠小于表1中基坑井壁水平位移控制值0.4%H。因此，工作井整體抗側(cè)移剛度較大，后背墻土體穩(wěn)定性良好。

圖9 后背墻土體水平位移沿井深的分布云圖(單位： m)

井體側(cè)壁土體水平位移沿井深的分布云圖見圖10。受井體自身剛度約束和位移影響，當后背墻出現(xiàn)指向井外的水平位移時，井體兩側(cè)壁則產(chǎn)生指向井內(nèi)的收縮位移。其中，底板對側(cè)壁的位移起到一定的約束作用，因此靠近底板處的土體沿Y方向的位移較小。側(cè)壁土體位移首先集中出現(xiàn)在中部偏下且靠近后靠背鋼板的區(qū)域，接著沿著井深向上發(fā)展。側(cè)壁土體最大水平位移不足1 mm，頂管施工中側(cè)壁土體始終處于安全穩(wěn)定的狀態(tài)下。

頂進軸線處后背墻土體水平應(yīng)力沿井深的分布云圖見圖11。由圖可知: 1)受油缸頂力影響后靠背鋼板處土體出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中； 2)后背墻土體水平應(yīng)力沿井深先增加后減小，水平應(yīng)力最大值(220 kPa)出現(xiàn)在頂力作用范圍內(nèi)，約為朗肯被動土壓力的16%，小于表1中的控制值，說明后背墻土體未發(fā)生破壞，始終處于安全狀態(tài)下。

圖10 井體側(cè)壁土體水平位移沿井深的分布云圖(單位： m)

圖11 頂進軸線處后背墻土體水平應(yīng)力沿井深的分布云圖(單位： kN/m2)

假定頂管施工前后背墻土體水平位移為0，土體應(yīng)力為靜止土壓力，則后背墻不同埋深處土體水平位移和應(yīng)力增量模擬值分布分別如圖12和圖13所示。由圖可知： 1)后背墻土體水平位移和應(yīng)力增量相對于頂進軸線均呈拋物線形式分布; 2)頂進軸線處土體位移最大，對應(yīng)的應(yīng)力增量也最大; 3)距離頂進軸線越遠，土體水平位移越小，應(yīng)力增量越小。

當與頂進軸線的距離超過-5.07～5.07 m時，水平位移出現(xiàn)負值，說明土體位移指向井內(nèi)，土體受拉，對應(yīng)范圍內(nèi)的土體應(yīng)力增量也為負值。由此可知，后背墻土體水平受壓區(qū)距頂進軸線的距離為-5.07～5.07 m，土體受壓區(qū)邊緣沿半徑的夾角為150°，受壓范圍沿頂進軸線對稱。

圖12 后背墻土體水平位移分布

圖13 后背墻土體水平應(yīng)力增量分布

3.3 后背墻水平應(yīng)力分布特征

后背墻水平應(yīng)力沿井厚的分布云圖如圖14所示。規(guī)定后背墻未與土層接觸的面為內(nèi)側(cè)面，反之為外側(cè)面。由圖14可知，后背墻水平應(yīng)力沿頂進軸線呈對稱分布，井壁內(nèi)側(cè)與外側(cè)的水平應(yīng)力分布存在一定差異。

后背墻內(nèi)側(cè)面中，頂力通過后靠背傳遞至井壁，集中荷載通過后靠背均勻分布在對應(yīng)范圍的井壁上，且在后靠背與井壁間連接的剛度變化處出現(xiàn)壓應(yīng)力較大的區(qū)域。同時，井體給予后靠背的反力與油缸頂力對后靠背作用的不平衡，造成后靠背產(chǎn)生傾斜的趨勢，使得壓應(yīng)力最大值出現(xiàn)在后靠背鋼板端部的井壁處。

由于井體底板對井壁位移的限制，導(dǎo)致距離后靠背鋼板左右邊外側(cè)2.5 m范圍內(nèi)的后背墻出現(xiàn)拉應(yīng)力集中現(xiàn)象，拉應(yīng)力最大值為1.34 MPa，小于混凝土抗拉強度標準值，因此井壁未發(fā)生破壞。拉應(yīng)力集中區(qū)域沿井深集中在后靠背鋼板深度范圍內(nèi)，并沿井深向上傳播擴散。此區(qū)域內(nèi)的井壁為后背墻井壁薄弱處，在設(shè)計時可以通過提高其局部厚度或增大配筋面積等方式來減小拉應(yīng)力集中現(xiàn)象，降低出現(xiàn)破壞的可能性。在施工時保持實時監(jiān)測，防止其出現(xiàn)裂縫，以免影響施工安全和效率。

(a) 井壁內(nèi)側(cè)

(b) 井壁外側(cè)

后背墻外側(cè)面中的井壁拉壓應(yīng)力范圍與內(nèi)側(cè)面的拉壓應(yīng)力范圍相對應(yīng)。井體側(cè)壁中，由于側(cè)壁向井內(nèi)出現(xiàn)水平位移，因此井體側(cè)壁外側(cè)混凝土受壓，內(nèi)側(cè)混凝土受拉。側(cè)壁外側(cè)壓應(yīng)力區(qū)域出現(xiàn)在后靠背鋼板上部區(qū)域，約為井深中部處。側(cè)壁拉應(yīng)力主要由后靠背鋼板的兩側(cè)井壁拉應(yīng)力傳遞產(chǎn)生。

4 后背墻土體水平位移影響因素分析

4.1 結(jié)構(gòu)厚度

不同結(jié)構(gòu)厚度(井壁厚度、后靠背中部厚度以及底板厚度)下后背墻頂進軸線處的土體水平位移沿豎直方向的分布情況如圖15所示。由圖可知，結(jié)構(gòu)厚度的改變對后背墻土體水平位移沿豎向的分布形態(tài)影響較小，土體水平位移最大值始終出現(xiàn)在頂力作用范圍內(nèi)。

(a) 井壁厚度W

(b) 后靠背中部厚度T

(c) 不同底板厚度S

由圖15可知，后靠背中部厚度和底板厚度的改變僅對油缸頂力作用范圍內(nèi)的土體水平位移產(chǎn)生影響，而井壁厚度整體增加或減小則影響了整個井深范圍內(nèi)的土體水平位移。因此，可以認為局部結(jié)構(gòu)厚度的變化僅影響油缸頂力作用范圍內(nèi)的土體。同時，各結(jié)構(gòu)厚度的增加導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體剛度增大，結(jié)構(gòu)與土體間的剛度比值增大，造成井壁頂端土體水平位移和土體最大水平位移之間的差值不斷減小。

井壁厚度W分別增加 -0.2、0、0.2、0.4 m時的后背墻土體最大水平位移分別為4.6、4.1、3.8、3.6 mm。后靠背中部厚度分別為0.4、1.4、2.4、3.4 m時后背墻土體最大水平位移分別為4.3、4.1、3.8、3.7 mm。井體底板厚度分別為0.35、0.70、1.40 m時后背墻土體最大水平位移分別為4.3、4.1、3.8 mm。因此各結(jié)構(gòu)厚度減小將造成土體水平位移增大，但土體均處于穩(wěn)定安全狀態(tài)下。

圖15(a)和15(b)中，當井壁厚度和后靠背中部厚度分別超過W+0.2 m(即0.95 m)和2.4 m時，結(jié)構(gòu)厚度的變化對限制后背墻土體水平位移的影響變小。因此認為工作井設(shè)計時應(yīng)選擇適當?shù)木诤穸群秃罂勘持胁亢穸?，厚度過大對提高后背墻土體的穩(wěn)定性影響較小，反而造成施工成本增加。

對比不同井壁厚度、后靠背中部厚度和底板厚度下土體最大水平位移變化情況可知： 當土體最大位移由4.1 mm降至3.8 mm時(降低7.3%)，井壁厚度需增加0.3倍，后靠背中部厚度需增大0.7倍，底板厚度需增加1.0倍。因此，井壁厚度增加對限制土體水平位移影響最大，后靠背中部厚度影響次之，底板厚度影響最小。

實際施工中，井壁厚度增加引起的施工成本高于后靠背中部厚度增加引起的施工成本，且不同結(jié)構(gòu)尺寸影響下土體最大水平位移始終出現(xiàn)在后靠背鋼板范圍內(nèi)，因此，僅對局部結(jié)構(gòu)厚度進行優(yōu)化更為有利。所以當通過優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸減小土體水平位移時，應(yīng)優(yōu)先考慮增大后靠背中部厚度。

4.2 井壁嵌巖深度

不同工作井井壁嵌巖深度l下后背墻土體水平位移模擬值變化曲線如圖16所示。

圖16 不同井壁嵌巖深度下后背墻土體水平位移模擬值變化曲線

由圖16可知: 井壁嵌巖深度變化對后背墻土體水平位移的豎向分布形態(tài)影響并不明顯，后背墻土體水平位移豎向分布最大值始終出現(xiàn)在油缸頂力作用范圍內(nèi)。井壁嵌巖深度l分別為0.0、0.7、1.4、2.1 m時后背墻土體最大水平位移分別為4.1、3.9、3.8、3.7 mm。因此可知，在井壁嵌巖的情況下，嵌固端能夠一定程度地限制井體整體位移，但由于周圍土體土質(zhì)較硬，造成嵌固端對土體水平位移的限制不明顯，使得各嵌巖深度下土體最大水平位移差值較小。由此可見，對于中風化泥質(zhì)粉砂巖層中的頂管施工，工作井井壁嵌巖深度的改變對后背墻土體水平位移影響不大，井壁可不作嵌巖處理。

4.3 油缸頂力

為分析不同油缸頂力下土體水平位移的變化規(guī)律，分別對后靠背鋼板施加0.3F、0.6F、1.0F、1.3F、1.6F的作用力。其中，F(xiàn)為實際施工中達到的最大油缸頂力13 680 kN。不同油缸頂力下后背墻土體水平位移模擬值變化曲線如圖17所示。由圖17可知，隨著油缸頂力增加，頂力范圍內(nèi)以及井壁頂端處的土體水平位移與頂力均呈線性增加的關(guān)系，油缸頂力范圍內(nèi)的土體水平位移增加趨勢較快。經(jīng)過擬合得出如表4所示的方程式，通過方程式可以根據(jù)油缸頂力估算土體水平位移變化值。

圖17 不同油缸頂力下后背墻土體水平位移模擬值變化曲線

表4 擬合方程

5 結(jié)論與討論

本文對Ⅴ級圍巖頂管施工中工作井后背墻及土體的位移和應(yīng)力進行了現(xiàn)場實測和數(shù)值模擬，得出的主要結(jié)論如下：

1)實測和數(shù)值模擬結(jié)果表明，后背墻土體水平位移和應(yīng)力沿豎直方向先增加后減小，最大值均出現(xiàn)在油缸頂力作用范圍內(nèi)；水平位移和應(yīng)力均相對于頂進軸線呈拋物線形式分布。由分析可知，工作井井壁抗側(cè)移剛度較大，整體穩(wěn)定性良好，后背墻土體未發(fā)生破壞。

2)后背墻水平應(yīng)力相對于頂進軸線呈對稱分布，井壁內(nèi)側(cè)的水平應(yīng)力分布與井壁外側(cè)的水平應(yīng)力分布存在一定的差異。距離后靠背鋼板左右邊2.5 m范圍內(nèi)的后背墻出現(xiàn)拉應(yīng)力集中區(qū)域，拉應(yīng)力區(qū)域沿井深集中在后靠背鋼板深度范圍內(nèi)。此范圍為后背墻井壁薄弱處，在設(shè)計和施工時應(yīng)著重關(guān)注，防止其出現(xiàn)裂縫，以免影響施工安全和效率。

3)井壁厚度、后靠背中部厚度、底板厚度和井壁嵌巖深度的變化不會改變后背墻土體水平位移沿豎直方向的分布形態(tài)。井壁厚度對限制土體水平位移影響最大，后靠背中部厚度影響次之，底板厚度影響最小。綜合考慮后背墻土體的安全穩(wěn)定和施工成本，建議當采用優(yōu)化結(jié)構(gòu)尺寸提高后背墻土體穩(wěn)定性時，應(yīng)優(yōu)先考慮增大后靠背中部厚度。

4)數(shù)值模擬結(jié)果表明，對于在中風化泥質(zhì)粉砂巖層中的頂管施工時，工作井井壁嵌巖深度的改變對后背墻土體水平位移影響不大，井壁可不作嵌巖處理。后背墻土體位移與油缸頂力呈近似線性關(guān)系，擬合出的方程式可為工程快速估算土體穩(wěn)定性提供方便。

實際工程中，后靠背鋼板處的油缸頂力為反復(fù)荷載，當管道進行頂進施工時，井周能夠感受到較強的震動感，因此后背墻土體處于反復(fù)被擠壓的狀態(tài)。本文將油缸頂力簡化為靜載，并未考慮時間的影響，因此，后期可以考慮進行基于時程分析法的工作井位移、應(yīng)力研究。