大斷面矩形頂管重力錨固基礎(chǔ)力學(xué)特性分析

黃建華　葉劍波

摘要：隨著頂管斷面尺寸的不斷增大，頂管工程對頂推力的需求也在逐步增大。由于濱海軟土具有承載力低且壓縮性高的特點，因此傳統(tǒng)后座墻式的反力結(jié)構(gòu)無法提供安全穩(wěn)定的頂推反力，其已經(jīng)不適用于該類地區(qū)的頂管工程。為此針對濱海軟土地區(qū)的頂管工程創(chuàng)新性地提出了一種新型反力結(jié)構(gòu)——重力錨固基礎(chǔ)。采用三維有限元分析軟件對頂管施工過程中的重力錨固基礎(chǔ)進行模擬，研究重力錨固基礎(chǔ)的力學(xué)特性。結(jié)果表明：頂推反力將會造成基礎(chǔ)底板的局部應(yīng)力集中與非均勻變形；重力錨固基礎(chǔ)利用基礎(chǔ)底板、凸榫、錨桿和復(fù)合地基的組合結(jié)構(gòu)有效抵消了頂推反力，控制了基礎(chǔ)底板的位移與變形；重力錨固基礎(chǔ)會因基礎(chǔ)底板的向上翹曲變形而損失摩擦力，需使用錨桿控制翹曲變形。相關(guān)成果對新型重力錨固基礎(chǔ)的設(shè)計有重要參考價值。

關(guān) 鍵 詞：頂管工程； 重力錨固基礎(chǔ)； 濱海軟土； 數(shù)值分析

中圖法分類號： TU94 文獻標(biāo)志碼： A DOI：10.16232/j.cnki.1001-4179.2023.06.020

0 引 言

頂管技術(shù)與傳統(tǒng)的明挖工藝相比較，具有開挖面積小、能較好控制地表變形、施工進度快、對交通干擾較小、無需降地下水等優(yōu)勢［1-3］。位于濱海軟土地區(qū)的福州市白馬路、工業(yè)路交叉路口頂管工程采用大斷面矩形頂管技術(shù)進行通道建設(shè)，兩條并行通道截面長度約47.25 m，大矩形頂管尺寸為9.02 m×9.26 m，小矩形頂管尺寸為9.02 m×6.26 m，頂管斷面較大，對頂推力的需求較高。然而在濱海軟土地區(qū)，土質(zhì)的低承載力與高壓縮性使得大斷面頂管的頂推力遠超過傳統(tǒng)后背墻的土體允許頂力，在施工的過程中極易產(chǎn)生工程事故［4-8］，因此，傳統(tǒng)后座墻的工作模式已經(jīng)不適用于濱海軟土地基。針對上述工程情況，采用“自重力+錨固力”的原理設(shè)計了重力錨固基礎(chǔ)，即基礎(chǔ)底板、復(fù)合地基（高壓旋噴樁滿堂加固）、錨桿和鋼牛腿的組合共同工作，可以解決濱海軟土地區(qū)大斷面矩形頂管施工過程中傳統(tǒng)反力裝置剛度不足的問題。

國內(nèi)外對頂管相關(guān)的研究較為成熟。李輝等［9］提出了考慮摩擦力、開挖面附加應(yīng)力、土體損失三者共同作用下矩形頂管的地層位移計算方法。鄧長茂等［10］研究了頂推力的大小和土體的損失程度對地表變形的影響。Amir Khademian等［11］研究了各種開挖情況中沉降估算模型的不確定性。頂管技術(shù)的成熟理論使頂管施工方法廣泛應(yīng)用于各種地下工程。商治［12］研究發(fā)現(xiàn)經(jīng)過高壓旋噴樁加固后，地基的連續(xù)性、完整性和穩(wěn)定性都獲得了提升。冒千如等［13］研究發(fā)現(xiàn)高壓旋噴樁技術(shù)在軟土地基的加固效果良好。劉媛等［14］研究發(fā)現(xiàn)錨桿在抗滑移、抗傾覆方面效果卓越。陳崢等［15］研究發(fā)現(xiàn)錨桿對提高圍巖穩(wěn)定性有顯著的幫助。旋噴樁滿堂加固的復(fù)合地基與錨桿在提升重力式錨式基礎(chǔ)的穩(wěn)定性方面尤為重要。

為了分析重力錨固基礎(chǔ)的力學(xué)特性，本文建立了重力錨固基礎(chǔ)的數(shù)值模型，對頂管施工的不同階段進行模擬分析。研究了重力錨固基礎(chǔ)對頂推反力的抵消方式及傾覆力矩和偏心力矩的控制，得出重力錨固基礎(chǔ)在頂管施工過程中的工作原理，并對重力錨固基礎(chǔ)在頂管頂進過程中產(chǎn)生的隱患提出解決方法，為后續(xù)類似頂管工程提供經(jīng)驗與借鑒。

1 工程概況

本文中的頂管工程位于福州市一交叉路口，該路口車流量較大，且附近管線遷動困難，綜合考慮城市環(huán)境保護、交通管制、工期等因素，采用大斷面矩形頂管技術(shù)進行通道建設(shè)（見圖1）。頂管通道為兩條并行通道，采用兩通道分別頂進的方法進行施工，在完成大矩形頂管的頂進后進行小矩形頂管的頂進，兩條并行通道截面長度約47.25 m，大矩形頂管尺寸為9.02 m×9.26 m，小矩形頂管尺寸為9.02 m×6.26 m，使用多刀盤土壓平衡矩形頂管機進行掘進。

頂管的斷面為大矩形斷面，頂進時所需總頂力較大，且附近土層多為中砂與淤泥，傳統(tǒng)頂推反力裝置設(shè)置較難。為解決頂管施工過程中頂力過大、始發(fā)井場地小等問題，使用重力錨固基礎(chǔ)作為反力裝置來提供頂推力。

1.1 工程地質(zhì)情況

由現(xiàn)場勘探資料可知，重力式錨固基礎(chǔ)附近區(qū)域的土層主要分為：① 中砂（含薄層淤泥）（Qal+pl4），淺灰、灰色砂土，多為中密狀態(tài)，飽和，主要成分為石英砂，層厚0.80～2.10 m。② 淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土（Qm4），深灰色淤泥，流塑-軟塑狀態(tài)，較為飽和，主要由黏、粉粒組成，含有機質(zhì)及腐植質(zhì)，層厚2.60～19.80 m。

工程區(qū)域內(nèi)地表水主要來自臨近的白馬河，勘測期間水深約為1.0～1.5 m。淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土透水性差，土層賦存的地下水較為集中于中砂層中。

1.2 重力錨固基礎(chǔ)

重力錨固基礎(chǔ)主要由基礎(chǔ)底板、鋼牛腿、復(fù)合地基和錨桿4個部分組成，如圖2所示。

基礎(chǔ)底板尺寸為58 m（頂進軸線方向）×19.64 m，厚為1.2 m。地基加固采用高壓旋噴樁滿堂加固，加固后土體強度為6～10 MPa，加固厚度為6 m。鋼牛腿通過高強螺栓固定在基礎(chǔ)底板之上，千斤頂則由鋼牛腿提供支撐力，產(chǎn)生頂推力來頂進頂管的箱涵?；A(chǔ)底板下方設(shè)置了9個與底板一體化的凸榫，且采用錨桿與高壓旋噴樁滿堂加固的復(fù)合地基連接，如圖2所示。

施工期間，重力錨固基礎(chǔ)會承受來自頂推裝置的頂推反力。頂推反力在基礎(chǔ)底板上的分布并不均勻，由此產(chǎn)生的偏心力矩將會造成基礎(chǔ)底板的翹曲變形與轉(zhuǎn)動。錨桿產(chǎn)生的錨固力會與摩擦力、被動土壓力一同限制底板的位移與變形。

錨桿與鋼牛腿的分布如圖3所示。為方便分析，按圖3邊界位置所示，將基礎(chǔ)底板四邊分為上邊界、下邊界、左邊界和右邊界；錨桿按布置圖分為5排9列共有45根。凸榫與錨桿的編號一致，共有9個，每一個凸榫上布有5根錨桿。鋼牛腿每次頂進僅有一列，以靠近左邊界的一列為起始位置，每頂進一定距離就把鋼牛腿向右邊界方向前移6 m，再次固定使用，依此類推再進行6次頂管箱涵的頂推。大矩形頂管工況與小矩形頂管工況的鋼牛腿布設(shè)位置沿基礎(chǔ)底板長中軸線對稱。

2 三維有限元模型

2.1 模型邊界條件

運用ABAQUS有限元分析軟件對重力錨固基礎(chǔ)進行數(shù)值模擬。模型各部件的最終尺寸如下：基礎(chǔ)底板長56.45 m，寬19.64 m，厚1.20 m；凸榫長1.00 m，寬19.64 m，厚0.50 m；旋噴樁滿堂加固的復(fù)合地基深為6 m；鋼牛腿上底為0.60 m，下底為1.20 m，高0.55 m，厚0.70 m；錨桿長5 m，直徑為32 mm。整體模型尺寸取61.00 m×21.00 m×7.75 m。數(shù)值模型如圖4所示。

模型邊界條件如下：復(fù)合地基上表面設(shè)置為自由邊界，下表面設(shè)置XYZ 3個方向位移約束，左右邊界設(shè)置了X方向位移約束，前后邊界設(shè)置了Y方向位移約束。

2.2 模型計算參數(shù)確定

基礎(chǔ)底板采用C40混凝土，結(jié)構(gòu)單元屬性設(shè)置為彈性模型；鋼牛腿采用Q345b鋼材，結(jié)構(gòu)單元屬性設(shè)置為彈性模型；錨桿采用HRB400鋼材，結(jié)構(gòu)單元類型為桁架。復(fù)合地基的土體本構(gòu)模型選擇硬化土本構(gòu)模型，該模型綜合了摩爾-庫倫模型與鄧肯-張模型的優(yōu)點，既考慮了土體彈性階段的非線性變化，也能反映塑性階段的剪切硬化與體積硬化［16］。

基礎(chǔ)底板下方主要為中砂與淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土。結(jié)合地質(zhì)勘探報告與數(shù)值模擬的相關(guān)經(jīng)驗，復(fù)合地基的模型參數(shù)如表1所列。表2給出了基礎(chǔ)底板、錨桿與鋼牛腿的模型參數(shù)。

通過施加在鋼牛腿對應(yīng)面上的壓力模擬頂管頂進過程中產(chǎn)生的頂推反力。在鋼牛腿前方基礎(chǔ)底板工作區(qū)域上施加壓力來模擬頂管箱涵對基礎(chǔ)底板的壓力。

3 結(jié)果分析

3.1 結(jié)構(gòu)的變形與應(yīng)力分析

為比較不同施工進度下基礎(chǔ)底板的變形與應(yīng)力變化情況，現(xiàn)將不同分析步下的基礎(chǔ)底板總位移與應(yīng)力值數(shù)據(jù)整理為圖5與圖6。D1～D9位置如圖3標(biāo)注所示，D1～D3分布在大矩形頂管半?yún)^(qū)，D4～D6分布在中軸線，D7～D9分布在小矩形頂管半?yún)^(qū)。分析步1～7為大矩形頂管的施工分析步，分析步8～14為小矩形頂管的施工分析步。

由圖5～6可知，基礎(chǔ)底板的最大總位移與最大應(yīng)力值皆出現(xiàn)在分析步7的D3點，此時作用于基礎(chǔ)底板的頂推反力最大，且箱涵已經(jīng)基本頂進完成，無箱涵壓力限制基礎(chǔ)底板的翹曲變形，為頂管施工的最不利工況。

分析步1～7中最大總位移與最大應(yīng)力值皆出現(xiàn)在大矩形頂管半?yún)^(qū)的D1～D3，分析步8～14各步的最大總位移與最大應(yīng)力值則出現(xiàn)在小矩形頂管半?yún)^(qū)的D7～D9。由此可知，大小矩形頂管施工所造成的影響主要集中在各自工作的半?yún)^(qū)；分析步1～7的變化曲線高于分析步8～14的變化曲線，且二者變化規(guī)律基本相同。綜上所述，為了更加詳細地分析重力錨固基礎(chǔ)的力學(xué)特性，后續(xù)的數(shù)據(jù)分析皆使用大矩形頂管工況的模擬數(shù)據(jù)。

3.1.1 基礎(chǔ)底板的變形與應(yīng)力分析

重力錨固基礎(chǔ)在工作中需維持整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。將重力錨固基礎(chǔ)的工況主要分為前中后3個主要階段，分析其變形特征。

在頂管工程中，兩條通道的箱涵并非同時頂進，而是一側(cè)箱涵頂進結(jié)束后，再頂進另一側(cè)箱涵。這就造成了頂推反力在基礎(chǔ)底板上的分布不均勻，因此產(chǎn)生的偏心力矩與傾覆力矩將會造成基礎(chǔ)底板的翹曲變形與轉(zhuǎn)動。將基礎(chǔ)底板分為兩個部分，有鋼牛腿的半?yún)^(qū)為工作區(qū)，無鋼牛腿的半?yún)^(qū)為非工作區(qū)。

圖7為基礎(chǔ)底板的總位移云圖。由圖可知，基礎(chǔ)底板變形主要集中在工作區(qū)，非工作區(qū)基本無變形；基礎(chǔ)底板變形都集中在鋼牛腿區(qū)域附近，第一階段變形最大值出現(xiàn)在3號凸榫處，值為2.91 mm；第二、第三兩個階段變形最大值皆出現(xiàn)在剛牛腿基面的右下方，最大值為9.86，17.90 mm。

圖8為基礎(chǔ)底板工作區(qū)與非工作區(qū)中軸線上各點的豎向位移圖。工作區(qū)中軸線翹曲變形最大值分別為2.21，8.10 mm與16.20 mm；箱涵壓力促使基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基接觸更緊密，其分布的區(qū)域豎向位移值為-0.08 mm。

為比較不同階段下基礎(chǔ)底板的頂推方向位移，現(xiàn)將不同階段的基礎(chǔ)底板上下邊界位移數(shù)據(jù)整理為圖9。由基礎(chǔ)底板側(cè)邊位移數(shù)據(jù)可知，偏心力矩使基礎(chǔ)底板出現(xiàn)了下邊界負方向、上邊界正方向的轉(zhuǎn)動（左邊界往右邊界為正方向），且下邊界移動幅度大?；A(chǔ)底板轉(zhuǎn)動主要發(fā)生在鋼牛腿的附近，3個階段的最大側(cè)邊位移皆出現(xiàn)在鋼牛腿基面。第一階段與第二階段轉(zhuǎn)動幅度較小，第三階段轉(zhuǎn)動幅度較大。

為分析應(yīng)力在基礎(chǔ)底板上的分布規(guī)律，選取工作區(qū)與非工作區(qū)的中軸線上的應(yīng)力值數(shù)據(jù)整理為圖10。由圖可知：基礎(chǔ)底板應(yīng)力主要集中在工作區(qū)，非工作區(qū)應(yīng)力較??；3個階段的應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在鋼牛腿基面處，最大值分別為3.19，4.01，6.11 MPa；隨著頂推反力的不斷增大，基礎(chǔ)底板的應(yīng)力最大值也不斷增加，應(yīng)力分布較為集中。

通過上述數(shù)據(jù)分析可知，基礎(chǔ)底板在3個階段都發(fā)生了翹曲變形與轉(zhuǎn)動。按照作用在底板上的方向可將其分為兩類：豎直方向的傾覆力矩與水平向的偏心力矩。3個階段基礎(chǔ)底板的最大翹曲變形都出現(xiàn)在鋼牛腿的前方，翹曲變形的主要原因是作用在鋼牛腿處的傾覆力矩使底板產(chǎn)生了豎向的位移。而水平向偏心力矩則會使基礎(chǔ)底板發(fā)生轉(zhuǎn)動，鋼牛腿附近區(qū)域轉(zhuǎn)動幅度最大?；A(chǔ)底板應(yīng)力主要集中在工作區(qū)的鋼牛腿基面處，最大值為6.11 MPa。

3.1.2 復(fù)合地基的變形與應(yīng)力分析

基礎(chǔ)底板的結(jié)構(gòu)剛度遠大于旋噴樁滿堂加固的復(fù)合地基，所以基礎(chǔ)底板的擠壓對復(fù)合地基的影響巨大。3個階段工作區(qū)的位移絕對值都遠大于非工作區(qū)的位移，這使得基礎(chǔ)底板對復(fù)合地基的擠壓主要集中在工作區(qū)。

圖11給出了頂管施工過程中復(fù)合地基的位移云圖。從圖中位移分布可以看出，復(fù)合地基的形變主要集中在與基礎(chǔ)底板工作區(qū)對應(yīng)的區(qū)域。3個階段位移最大值分別為0.25，0.27，0.46 mm，位移方向與基礎(chǔ)底板工作區(qū)位移方向相同。

相比于第三階段，第一階段與第二階段復(fù)合地基的形變幅度較小但擾動范圍更大，主要原因是基礎(chǔ)底板較小的翹曲變形幅度與箱涵壓力的限制，使得基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基接觸較為緊密，頂推反力可以較為均勻地傳遞到復(fù)合地基中去。而第三階段頂力較大，基礎(chǔ)底板局部變形大，且無箱涵壓力限制鋼牛腿后方的翹曲變形，頂推反力會較集中地作用在7號、8號和9號凸榫擠壓的復(fù)合地基處。

圖12為不同凸榫處復(fù)合地基的應(yīng)力值數(shù)據(jù)。復(fù)合地基應(yīng)力主要集中在工作區(qū)一側(cè)，非工作區(qū)基本無應(yīng)力分布；3個階段復(fù)合地基應(yīng)力最大值都出現(xiàn)在鋼牛腿基面后方最近的凸榫處，最大值分別為1.03，1.41，2.15 MPa；復(fù)合地基的應(yīng)力來自凸榫的擠壓，其分布規(guī)律與地基位移分布規(guī)律基本一致。整個頂管頂進過程中，復(fù)合地基的應(yīng)力最大值為2.15 MPa，小于土體加固后強度，復(fù)合地基整體較為安全。

3.2 受力規(guī)律分析

3.2.1 頂推反力的抵消方式

重力錨固基礎(chǔ)抵消頂推反力主要通過鋼牛腿、基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基三者的組合來實現(xiàn)。錨固在基礎(chǔ)底板上的鋼牛腿承受來自千斤頂?shù)捻斖品戳?，然后將其傳遞給底板，最后由復(fù)合地基來抵消反力。以頂推反力最大的第三階段為研究對象，以左邊界為起始選取工作區(qū)中軸線上的10個點，分別提取相應(yīng)位置處基礎(chǔ)底板背面的剪應(yīng)力大小與翹曲變形距離。

剪應(yīng)力的變化規(guī)律如圖13所示。由圖可知，在翹曲變形距離為正值時（距左邊界距離為45，51，57 m），剪應(yīng)力為0，此時基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基之間并無緊密接觸，無法產(chǎn)生摩擦力。翹曲變形距離在距左邊界距離為39 m處開始轉(zhuǎn)為負值，值為-0.1 mm，剪應(yīng)力出現(xiàn)；在距左邊界距離為27 m處底板豎向位移距離開始穩(wěn)定為-0.4 mm，剪應(yīng)力也穩(wěn)定在10.5 kPa。在基礎(chǔ)底板豎向位移距離不為正值的區(qū)域，基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基會產(chǎn)生摩擦力去抵消頂推反力。摩擦力的損失主要集中在鋼牛腿區(qū)域附近。

基礎(chǔ)底板的翹曲變形會導(dǎo)致摩擦力的損失，因此控制基礎(chǔ)底板的翹曲變形十分關(guān)鍵。在相同工況中，越大的頂推反力會造成更嚴重的基礎(chǔ)底板翹曲變形，損失的摩擦力也就越多，這使得重力錨固基礎(chǔ)設(shè)計時需要使用較為保守的安全系數(shù)?；A(chǔ)底板變形模擬值與實測值曲線較為擬合，出現(xiàn)偏差的原因可能是實際工程中剛牛腿與底板中的預(yù)設(shè)鋼筋相連接，基礎(chǔ)底板受力較為均勻，變形較小，曲線平緩。為減少損失的摩擦力，可向錨桿施加預(yù)應(yīng)力，使基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基接觸更密切，進一步控制底板的翹曲變形。

以邊界位移最大的第三階段為研究對象。頂管施工第三階段9個凸榫位移與復(fù)合地基應(yīng)力值關(guān)系如圖14所示。由圖可知，復(fù)合地基的應(yīng)力值與基礎(chǔ)底板凸榫的位移呈正相關(guān)，復(fù)合地基的最大應(yīng)力值處與基礎(chǔ)底板凸榫的最大位移處重合，應(yīng)力最大值為2.153 MPa，位移最大值為0.46 mm。基礎(chǔ)底板凸榫處的位移增大，復(fù)合地基應(yīng)力值隨之增大，變化趨勢基本重合。

基礎(chǔ)底板發(fā)生位移時，復(fù)合地基將產(chǎn)生被動土壓力限制位移?；A(chǔ)底板工作區(qū)沿頂推反力方向的位移最大，擠壓復(fù)合地基的程度最劇烈，這部分復(fù)合地基提供了充足的被動土壓力去平衡未被摩擦力抵消的剩余頂推反力。

綜上所述，重力錨固基礎(chǔ)主要通過兩部分來抵消頂推力：① 基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基之間產(chǎn)生的摩檫力，② 底板凸榫擠壓復(fù)合地基產(chǎn)生的被動土壓力。土體的加固對于復(fù)合地基來說至關(guān)重要，不僅要為底板提供足夠的豎向承載力，還要承受來自基礎(chǔ)底板的水平向反力。

3.2.2 傾覆力矩與偏心力矩的控制

不均勻的頂推反力造成的傾覆力矩與偏心力矩使得基礎(chǔ)底板發(fā)生翹曲變形與轉(zhuǎn)動，傾覆力矩造成基礎(chǔ)底板的翹曲變形，水平向偏心力矩則造成基礎(chǔ)底板的轉(zhuǎn)動。上述復(fù)合地基應(yīng)力值與基礎(chǔ)底板位移的關(guān)系可證明用被動土壓力限制基礎(chǔ)底板的轉(zhuǎn)動是有效的，復(fù)合地基產(chǎn)生的被動土壓力抵抗了基礎(chǔ)底板的擠壓。

以翹曲變形幅度最大的第三階段為研究對象。錨桿按照圖3的標(biāo)注進行編號。由圖15可知，錨桿軸力最大值出現(xiàn)在第1排第9列，值為632.1 kN。由第三階段基礎(chǔ)底板變形特征可知，隨距左邊界的距離不斷增加，基礎(chǔ)底板的翹曲變形逐漸變大。每一排錨桿的軸力隨基礎(chǔ)底板翹曲變形的增大而逐步增大，錨桿的軸力大小與基礎(chǔ)底板翹曲變形程度呈正相關(guān)。在基礎(chǔ)底板發(fā)生翹曲變形時，錨桿發(fā)揮了限制位移的作用。

綜上所述，重力錨固基礎(chǔ)主要通過兩部分來控制傾覆力矩與偏心力矩的影響：① 使用錨桿加固基礎(chǔ)底板與復(fù)合地基的連接，利用錨桿的軸力來控制基礎(chǔ)底板的翹曲變形。② 利用凸榫擠壓復(fù)合地基產(chǎn)生的被動土壓力限制基礎(chǔ)底板的轉(zhuǎn)動。

4 結(jié) 論

本文分析了重力錨固基礎(chǔ)的變形特征與力學(xué)特性，主要得到以下結(jié)論：

（1） 重力錨固基礎(chǔ)在頂管施工的前兩個階段形變較小，頂推反力傳遞較為均勻，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定；第三階段的重力錨固基礎(chǔ)形變幅度最大，頂推反力傳遞較為集中，需注意結(jié)構(gòu)的失穩(wěn)。

（2） 傾覆力矩會造成基礎(chǔ)底板的翹曲變形，水平向偏心力矩則造成基礎(chǔ)底板的轉(zhuǎn)動，重力錨固基礎(chǔ)利用錨桿的軸力與復(fù)合地基的被動土壓力有效控制了變形，基礎(chǔ)底板最大位移值為17.90 mm，最大應(yīng)力值為6.11 MPa，基礎(chǔ)底板整體穩(wěn)定。

（3） 重力錨固基礎(chǔ)使用基礎(chǔ)底板、凸榫和復(fù)合地基的組合抵消了頂推反力，復(fù)合地基提供的摩擦力與被動土壓力尤為重要，復(fù)合地基最大應(yīng)力值為2.15 MPa，小于土體加固后強度，復(fù)合地基未出現(xiàn)剪切破壞。

（4） 重力錨固基礎(chǔ)會因翹曲變形過大而損失摩擦力，須使用錨桿控制翹曲變形，設(shè)計時需要使用較為保守的安全系數(shù)。后續(xù)優(yōu)化設(shè)計中可使用預(yù)應(yīng)力錨桿或抗拔樁等措施進一步控制變形。

參考文獻：

［1］賈連輝.矩形頂管在城市地下空間開發(fā)中的應(yīng)用及前景［J］.隧道建設(shè)，2016，36（10）：1269-1276.

［2］金華，馬西峰，趙立鋒，等.復(fù)雜工程條件下淺埋矩形大斷面頂管關(guān)鍵技術(shù)與應(yīng)用研究［J］.鐵道標(biāo)準設(shè)計，2016，60（11）：90-95.

［3］劉荊，鄒亮，羊婭萍.城市地下空間綜合管理關(guān)鍵問題研究［J］.地下空間與工程學(xué)報，2020，16（3）：656-664.

［4］黃建華，王蘊晨，楊鹿鳴.濱海軟土淺埋大斷面矩形頂管施工力學(xué)分析［J］.福建工程學(xué)院學(xué)報，2020，18（3）：211-217，222.

［5］周小淇，史培新，劉維，等.富水軟弱地層矩形混凝土頂管施工地表沉降研究［J］.北京交通大學(xué)學(xué)報，2021，45（3）：69-76.

［6］高毅，馮超元，程鵬.淺埋矩形頂管的“整體背土效應(yīng)”研究［J］.巖土工程學(xué)報，2018，40（10）：1936-1942.

［7］SUN Y，SHEN S L，XU Z L，et al.Prediction of lateral displacement of soil behind the reaction wall caused by pipe jacking operation［J］.Tunneling and Underground Space Technology，2014，47：210-217.

［8］潘偉強.軟土地區(qū)管幕群頂管施工地面沉降監(jiān)測與分析［J］.巖土工程學(xué)報，2019，41（增1）：201-204.

［9］李輝，楊貴陽，宋戰(zhàn)平，等.矩形頂管施工引起土體分層變形計算方法研究［J］.地下空間與工程學(xué)報，2019，15（5）：1482-1489.

［10］鄧長茂，彭基敏，沈國紅.軟土地區(qū)矩形頂管施工地表變形控制措施探討［J］.地下空間與工程學(xué)報，2016，12（4）：1002-1007.

［11］AMIRK，HAMED，RAHEBB，et al.Model uncertainty of various settlement estimation estimation method in shallow tunnel excavation；case study：Qom subway tunnel［J］.Journal of African Earth Science，2017，134：658-644.

［12］商治.高壓旋噴樁加固巖溶空洞軟弱地基的作用機理及應(yīng)用關(guān)鍵技術(shù)研究［D］.西安：西安建筑科技大學(xué)，2021.

［13］冒千如，李永紅，余芒，等.高壓旋噴樁加固濱海地區(qū)軟土地基沉降分析［J］.礦冶工程，2017，37（3）：27-30.

［14］劉媛，吳顯偉，閻波，等.垂直預(yù)應(yīng)力錨桿式擋墻在高填方邊坡防護中的應(yīng)用［J］.工程勘察，2020，48（2）：30-34，44.

［15］陳崢，何平，顏杜民，等.超前支護下隧道掌子面穩(wěn)定性極限上限分析［J］.巖土力學(xué)，2019，40（6）：2154-2162.

［16］羅翔.土體加固對基坑支護結(jié)構(gòu)性狀和鄰近船閘的影響研究［D］.廣州：華南理工大學(xué)，2020.

（編輯：鄭 毅）

Mechanical properties of gravity anchored foundation for large rectangular pipe jacking

HUANG Jianhua1，2，YE Jianbo1

（1.College of Civil Engineering，F(xiàn)ujian University of Technology，F(xiàn)uzhou 350118，China； 2 Fujian Province Key Laboratory of Underground Engineering，F(xiàn)ujian University of Technology，F(xiàn)uzhou 350118，China）

Abstract： With the increasing of pipe jacking section size，the demand for jacking force is also increasing in pipe jacking projects.Since the coastal soft soil is characterized by low bearing capacity and high compressibility，the traditional backseat wall can not provide sufficient push-back force in coastal soft soil area and not suitable for the pipe jacking projects in this area.Therefore，aiming at the pipe jacking projects of coastal soft soil area，a new type of reaction structure，gravity anchorage foundation was proposed.A three dimensional finite element analysis was used to simulate the gravity anchored foundation in the construction stage of pipe jacking，so the mechanical properties of the gravity anchored foundation was obtained.The results show that push-back force can cause local stress concentration and non-uniform deformation of the foundation slab.Gravity anchored foundation uses the combined structure of foundation plate，dowel，anchor and composite foundation to effectively offset the push-back force and control the displacement and deformation of foundation plate.Gravity anchored foundation would lose friction due to upward bending deformation of foundation plate，and anchored bars were used to control the bending deformation.The results can provide reference for the design of the novel gravity anchorage foundation.

Key words： pipe jacking project；gravity anchorage foundation；coastal soft soil；numerical analysis

收稿日期：2022-03-28

基金項目：國家自然科學(xué)基金項目（51678153）；福建省自然科學(xué)基金項目（2021J011064）；校產(chǎn)學(xué)合作開發(fā)基金項目（GY-Z17145）

作者簡介：黃建華，男，教授，博士，研究方向為特殊土力學(xué)、凍結(jié)圍護結(jié)構(gòu)、地下結(jié)構(gòu)與圍護工程等。E-mail：huangjh@fjut.edu.cn