洞桩法是将传统的框架结构施工方法和暗挖法进行有机结合的新型工法, 其核心思想是在大部分土体开挖之前, 由边桩、中桩 (柱) 、顶底纵梁、顶拱共同构成初期受力体系, 承受施工荷载, 之后完成车站土体开挖。

拱部土体的开挖及扣拱是洞桩法施工很重要的一个工序。扈世民等^[1]基于变位分配法原理, 将洞桩法施工分为4个“卸载-加载”过程, 研究了各阶段地层变形规律及地表沉降所占比例, 同时对各阶段围岩塑性区范围进行了分析;黄瑞金^[2]以工体北路站扣拱施工为背景, 详细介绍了洞桩法扣拱施工的工法及技术要点, 同时指出了扣拱施工的质量控制要点为初支施工及站厅板施工;罗富荣等^[3]通过对北京地区16座洞桩法施工车站现场监测数据研究表明洞桩法施工车站地表沉降主要发生在导洞施工及扣拱施工阶段, 地表沉降量占总沉降量的90%左右;曾冰海^[4]以实际工程为依托, 着重介绍了洞桩法多跨地铁车站二衬扣拱模板施工、扣拱混凝土及拱部与边墙间反缝施工, 同时利用ANSYS建立三维数值模型, 对施工过程中地表沉降规律进行了分析;晏启祥等^[5]将模型试验研究与数值模拟分析相结合, 对洞桩法车站施工的力学行为特性进行了分析, 并且提出了修正荷载-结构计算模型。

以上研究对认识洞桩法施工中结构内力与地表沉降规律有非常显著的作用, 然而, 目前对洞桩法施工中扣拱顺序对地表沉降的影响机理研究相对较少。因此, 本文以北京地铁6号线田村车站工程为背景, 采用FLAC3D数值分析方法, 建立“车站-土体”弹塑性分析模型, 结合现场地表沉降实测数据, 从地表沉降值、地表沉降影响范围两方面对比分析不同扣拱顺序对地表沉降的影响;最后基于等效隧道理论, 通过分析上覆土体的应力情况及弹塑性状态对沉降差异进行深入分析。

田村站位于田村路和玉泉路、旱河路交叉口, 沿田村路方向跨路口东西向“一”字形布置, 与3号线呈“T”形换乘。车站长288m, 有效站台里程为K8+831.474, 设计起、终点里程分别为K8+727.274和K9+015.274。中部和大里程端为双层双柱三跨框架结构, 小里程端为双层三柱四跨双层框架结构。车站主体采用洞桩法施工, 标准段覆土11.93m, 底板埋深约29m, 结构宽度23.1m, 高度16.6m, 车站主体结构标准断面如图1所示。

田村站地面以下60m勘察范围内地层可分为杂填土 (1) ₁层、卵石 (2) ₅层、卵石 (5) 层、卵石 (7) 层、卵石 (9) 层、卵石 (11) 层。车站结构主要位于卵石 (5) 层、卵石 (7) 层、卵石 (9) 层, 围岩分级为Ⅴ级。勘探表明车站范围地表下赋存1层地下水, 类型为潜水, 含水层主要为卵石 (9) 层, 水位标高为21.020~21.650m, 埋深35.85~36.48m, 未发现上层滞水。车站地质情况如图2所示。

主体结构洞桩法施工应严格遵守“管超前, 严注浆, 短进尺, 强支护, 早封闭, 勤量测”指导方针, 一般施工步骤为: (1) 先开挖下部导洞, 后开挖上部导洞, 先开挖两侧导洞, 后开挖中间导洞; (2) 下导洞内施作底纵梁及条形基础, 上导洞内施作边桩及钢管柱, 然后施作顶纵梁; (3) 开挖拱部土体, 初支扣拱及二衬施工; (4) 开挖下部土体, 顺序施作中板、侧墙、底板; (5) 施工内部结构。

本文重点研究不同扣拱顺序对地表沉降的影响。前期调研发现6号线西延段田村站、廖公庄站扣拱施工采取先边扣拱后中扣拱施工顺序, 西黄村站扣拱施工采取先中扣拱后边扣拱施工顺序。结合上述车站扣拱施工方案, 在扣拱施工阶段选取如下2种方案进行数值计算。

1) 方案1先边后中扣拱顺序, 边导洞内衬砌施工, 回填混凝土, 先同时开挖两边跨拱部土体并进行初支扣拱, 后开挖中跨拱部土体并进行初支扣拱, 中拱施工滞后边拱施工6m。拱部初期支护完成且达到设计强度后, 先施作两边拱二衬, 后施作中拱二衬, 中拱二衬滞后边拱二衬6m。

2) 方案2先中后边扣拱顺序, 边导洞内衬砌施工, 回填混凝土, 先开挖中跨拱部土体并进行初支扣拱, 后同时开挖两边跨拱部土体并进行初支扣拱, 边拱施工滞后中拱施工6m。拱部初期支护完成且达到设计强度后, 先施作中拱二衬, 后施作两边拱二衬, 边拱二衬滞后中拱二衬6m。

地表沉降测点布置依据国家相关规范并结合现场实际情况, 沿车站轴线方向每10m设1个量测断面, 每断面对称布置10个测点。车站标准段地表沉降测点现场布置如图3所示, 选取DB-19-04, DB-21-04, DB-23-04地表点实测沉降值进行沉降规律分析。公路上地表沉降测点采用浅层设点方式布设, 竖井周边硬化场地地表沉降测点采用套筒埋设方式布设, 两种测点布设方式如图4所示。

本次模拟在模型纵向正中15m断面处设置地表沉降测点, 根据预测沉降槽特点, 其结构拱顶正上方地表沉降量最大, 向两侧逐渐减小, 因此测点设置为中间间距小、两侧间距增大, 距车站中线0, 3, 6, 9, 12, 15, 18, 21, 24, 27, 30, 35, 40, 45, 50, 55, 60m两侧分别设置地表沉降测点, 总计33个测点。

本次数值模拟计算中分别进行如下假定与简化。

1) 模型上表面为地表, 下表面取至底板下40m, 总高69m。宽度上取边桩外侧60m, 总宽度145.2m, 长度上取30m。模型上表面为自由边界, 下表面为固定约束, 四周限制各边界的水平位移。

2) 模型地层压力由自重产生, 上方活荷载通过上表面施加20kPa的竖直向下的压力实现。

3) 模型中, 根据地质勘探报告将各地层厚度、物理力学参数进行适当简化调整。

4) 模型均采用实体单元模拟, 桩、柱、拱等采用弹性模型, 土体采用莫尔-库仑模型, 不考虑地下水影响^[6]。

5) 超前小导管注浆加固计算时改变浆液加固部分土体的性质, 等效加固层厚度为1m^[7]。

6) 初期支护模拟采取等效刚度的方法, 即将钢格栅和混凝土的总刚度等效为混凝土的强度, 计算公式如下^[8,9]:

式中:E为等效混凝土弹性模量 (MPa) ;E₀为混凝土材料弹性模量 (MPa) ;S_g为钢架截面面积 (m²) ;E_g为钢材弹性模量 (MPa) ;S₀为混凝土截面面积 (m²) 。

7) 边桩和钢管柱在模拟计算中按等效刚度原则简化为地下连续墙, 计算公式如下^[8,9]:

式中:E为等效混凝土弹性模量 (MPa) ;E₀为混凝土材料弹性模量 (MPa) ;D为边桩、钢管柱的直径 (m) ;t为桩、柱间距 (m) 。

模型中材料的物理力学参数取值以田村站地质勘察资料及主体结构设计说明为基础, 如表1所示, 车站模型如图5所示。

现场监测沉降历时曲线如图6所示, 各测点变化趋势基本相同。实测数据表明至扣拱完毕地表累计沉降值为39.77mm, 其中导洞开挖阶段约184d, 累计沉降值下降明显, 沉降量为24.89mm, 占总沉降的62.58%;之后施作边桩、中柱、条基、冠梁及顶底纵梁, 约148d, 沉降量为4.72mm, 占总沉降的11.87%;然后进行扣拱施工, 约198d, 沉降量为10.16mm, 占总沉降的25.55%。

为确保数值计算的可靠性, 以DB-21-04为例, 将实测值与计算值进行对比分析, 对比分析如图7所示。模拟至扣拱完毕地表累计沉降值为37.32mm。导洞开挖及支护引起地表沉降量为23.68mm, 占总沉降的63.45%;导洞内施作边桩、中柱、条基、冠梁及顶底纵梁引起的地表沉降量为4.67mm, 占总沉降的12.51%;扣拱施工引起的地表沉降量为8.97 mm, 占总沉降的24.04%。

由图7分析可知, 地表沉降的实测值与计算值略有差异, 实测值比计算值大约2mm, 主要是由于在进行数值模拟计算时, 对地层等因素进行了简化。但地表沉降走势基本一致, 各阶段沉降占比基本相等, 可以确定数值计算的合理性。

两种方案数值计算结束后, 不同扣拱顺序下地表沉降槽曲线如图8所示, 先边后中扣拱施工顺序下地表累计沉降值为37.32mm, 先中后边扣拱施工顺序下地表累计沉降值为39.38mm, 通过Origin拟合地表沉降数据结果得出, 先边后中施工顺序的反弯点距离值为9.97m, 先中后边施工顺序的反弯点距离值为9.62m。由此可知, 先边后中扣拱施工顺序引起的地表沉降比先中后边扣拱施工顺序引起的地表沉降小2.06mm, 减小幅度为5.23%, 两者对地表沉降的影响范围大致相同。

不同扣拱顺序下扣拱阶段计算值对比如图9所示, 先边后中扣拱顺序下地表沉降值37.32mm, 扣拱阶段沉降量为8.97mm, 占最终沉降比例的24.04%, 计算时步3 000步左右扣拱初支施工完毕, 至扣拱初支完成地表沉降量为7.27mm, 占扣拱阶段沉降的81.05%;先中后边扣拱顺序下地表沉降量为39.38mm, 扣拱阶段沉降量为11.03mm, 占最终沉降比例的28.01%, 至扣拱初支完成地表沉降量为9.19mm, 占扣拱阶段沉降的83.32%。

由图9对比分析可知, 扣拱阶段先边后中比先中后边地表沉降小2.06mm, 至初支扣拱完成先边后中比先中后边地表沉降小1.92mm, 占总值的93.20%;至扣拱二衬完成先边后中比先中后边地表沉降小0.14mm, 占总值的6.80%。

综合上述分析可知, 扣拱阶段地表沉降主要由初支扣拱拱部土体开挖引起, 并且不同扣拱顺序对地表沉降的影响差异主要发生在初支扣拱施工阶段。

在对不同扣拱顺序引起的地表沉降差异进行理论分析时, 将边跨及中跨初支扣拱施工等效为隧道施工, 上中导洞等效为中间岩柱。等效示意如图10所示。

单孔隧道开挖后围岩应力重新分布, 当岩体强度小于围岩二次应力, 局部区域围岩的拉应力达到抗拉强度, 产生受拉破坏。局部区域围岩剪应力超出岩体的抗剪强度, 使这部分围岩进入塑性状态, 其余围岩仍处于弹性状态。塔罗勃 (J Talober) 、卡斯特奈 (H Kastner) 等给出了弹塑性围岩中的应力分布, 如图11所示。塑性区内圈应力低于初始应力, 该区域称为松动区。松动区内应力应力及强度下降明显, 裂隙扩张, 围岩向隧道内位移, 形成作用于支护结构上的荷载。塑性区外圈应力高于初始应力, 它与弹性区应力升高部分区域合在一起称为围岩承载区^[10]。

并行隧道施工时, 由于隧道应力释放相互影响, 会出现与开挖单一隧道时不同的二次应力状态, 两隧道之间岩柱上应力轨迹不仅会有集中现象, 岩柱间应力亦有相对提高^[11]。Obert和Duvall (1967) 以光弹理论进行平行圆孔开挖间的应力分布试验^[12]。岩柱腰部水平上的垂直应力分布情况如图12所示, 两圆孔间岩柱垂直应力的平均值可用下式表示:

式中:W₀为隧道直径 (m) ;W_p为岩柱宽度 (m) ;P_Z为垂直作用力 (Pa) 。

依据Obert和Duvall (1967) 研究结果, 由公式3求出边跨等效隧道A、隧道B并行施工时作用在中间岩柱及隧道C上主应力为322.17kPa, 应力增量为71.71kPa, 应力分布情况如图13所示。由上述分析计算可知, 边跨扣拱施工会对中跨土体产生影响, 使中跨土体应力增高, 应力增高量与边拱跨度、边拱间距及车站埋深有关, 与边拱跨度、车站埋深呈正相关, 与边拱间距呈负相关。

综上所述, 边跨扣拱施工会使中跨土体应力增高, 从而沉降量增大。先边后中扣拱施工顺序下, 中跨扣拱施工滞后, 中跨上覆土体未经扰动, 大部分土体仍处于弹性状态, 能有效抵御边跨扣拱施工产生的附加应力, 沉降量较小;与之相反, 先中后边扣拱施工顺序下, 中跨扣拱施工超前, 中跨上覆土体受开挖影响大部已进入塑性状态, 边跨扣拱施工经过时, 在应力增量相同的情况下, 沉降量较大。基于上述分析可知, 先边后中扣拱施工顺序下引起的地表沉降要比先中后边扣拱施工顺序下引起的地表沉降小。

1) 先边后中扣拱施工顺序下地表沉降比先中后边扣拱施工顺序下地表沉降小2.06mm, 减小幅度为5.23%, 两者对地表沉降影响范围大致相同, 建议扣拱施工采用先边扣拱后中扣拱施工顺序。

2) 边跨扣拱施工使中跨土体应力升高71.71kPa, 先边后中扣拱顺序下, 中跨大部土体仍处于弹性状态, 边跨应力影响时沉降量较小;先中后边扣拱顺序下, 土体受开挖影响大部已进入塑性状态, 边跨应力影响时沉降量较大。

3) 初支扣拱地表沉降占整个扣拱施工阶段地表沉降的80%左右, 不同扣拱顺序对地表沉降的影响差异主要发生在初支扣拱施工阶段。

4) 边跨扣拱施工会使中跨土体应力增高, 应力增高量与边拱跨度、两边拱间距及车站埋深有关, 与边拱跨度、车站埋深呈正相关, 与两边拱间距呈负相关。中跨扣拱施工应适当提高支护强度。

5) 先边后中施工顺序下, 边跨扣拱施工与中跨扣拱施工最优施工间距有待后续深入研究。