黃土地區地鐵車站PBA工法導洞形式優化分析

王 博

(1.中鐵第一勘察設計院集團有限公司,西安 710043； 2.陜西省鐵道及地下交通工程重點實驗室(中鐵一院),西安 710043)

1 概述

發展城市軌道交通是提升我國基礎建設水平的重要內容。特別是地鐵工程，為解決城市交通擁堵、分散地面交通壓力作出了巨大貢獻。作為地鐵工程的關鍵組成部分，地鐵車站須保證結構安全與功能合理，并滿足客流、換乘和事故疏散要求[1-3]。地鐵車站施工應綜合考慮城市規劃、周圍環境和工期造價等各類影響因素，通常包括明挖法、蓋挖法和淺埋暗挖法等工藝[4-5]。PBA(pile-beam-arch，樁-梁-拱)工法有效結合了淺埋暗挖法與蓋挖法的施工理念，合理避免了支撐對洞內作業的干擾，克服了工序轉換繁瑣等問題，具有安全性高、靈活性強、施工速度快等優勢，在地鐵車站工程中得到了廣泛應用[6]。

近年來，相關學者著眼于周邊環境響應、施工工藝優化和結構受力變形分析等熱點問題，針對地鐵車站PBA工法施工開展了大量研究[7-14]。隨著地鐵建設的地域分布不斷擴大，采用PBA工法面臨的工程條件愈加復雜且不同工程之間存在明顯區別[15]，導致PBA工法對應的車站結構形式逐漸演變，以適應不同施工環境。自北京地鐵復八線開始，PBA工法在單跨、多跨車站結構中均積累了可觀的成功案例，在導洞數量上也發展出了2導洞、4導洞、6導洞和8導洞等豐富形式[16-19]。結合施工順序的靈活變化，PBA工法已經能夠較好地滿足截面尺寸各異的地鐵車站施工需求。此外，PBA工法機械化程度與施工效率的提升及其在不同地層條件下實踐結果的對比分析也取得了一定成果[20-21]，為進一步提高PBA工法的普適性、促進其應用范圍的拓展，提供了堅實的理論基礎和技術保障。

然而，現階段采用PBA工法時在設計過程中仍以北京地區地鐵車站工程為主要參考，考慮到該地區地層特征的代表性不足，由此獲取的理論與經驗對于其他特殊地層而言必然存在限制。此外，現有PBA工法在工藝優化方面多表現為導洞數量和施工工序變更，缺少導洞結構形式創新，一定程度上降低了PBA工法的適用性。可見，針對黃土地區PBA工法在地鐵車站中的應用，提出科學、合理的優化方式并開展深入研究是十分必要的。

基于西安地鐵8號線新植物園站工程，對PBA工法在黃土地區的應用與優化進行研究，重點分析改變導洞結構形式對車站結構內力和地表沉降等關鍵施工控制參數的影響，并針對PBA工法導洞形式優化方案的最優施工順序及有效加固措施開展探討，為PBA工法在類似工程中的應用提供參考。

2 工程概況

西安地鐵8號線新植物園站位于南三環與公園南路交叉路口，沿南三環東西向敷設。南三環和公園南路均為西安市交通主干線，交通繁忙，車流較大。十字路口西北象限為麗茲公館住宅小區，東北和西南象限目前為荒地，東南象限為西安市植物園新區。新植物園地鐵站為地下二層島式車站，共設2個出入口與2組風亭，采用PBA工法施工。島式站臺寬13 m，長140 m。車站中心里程處軌面埋深32.5 m，覆土厚度15.5～22.4 m。車站全長 248.75 m，其總平面如圖1所示。車站所處地層主要為黃土地層，各土層物理參數如表1所示。

圖1 新植物園站總平面

表1 土層物理力學參數

3 PBA工法導洞結構形式優化

新植物園地鐵站為雙柱三跨結構，結合既有工程案例、工程地質及水文情況，原設計采用8導洞PBA逆筑法施工，實際作業應嚴格貫徹襯砌緊跟，確保在支護下暴露時間短，由此提升施工安全性。車站原設計施工斷面如圖2所示。

圖2 原設計PBA工法施工斷面(單位：m)

結合北京地區經驗，采用該方案條件下，當車站施工至地下一層結構完成、開挖至基底且底板尚未全部連通時，導洞條基下地基反力最大。經初步分析，根據GB 50007—2011《建筑地基基礎設計規范》計算得到的地基承載力修正值無法滿足要求。此外，若選擇增加樁基礎以補足地基承載力不滿足的部分荷載，該樁基礎需達50 m長度。經綜合論證，將導洞優化為能夠一次性形成較大面積底板的結構形式，即由傳統的“上4小導洞+下4小導洞”改為“上4小導洞+下2大導洞”的施工方法。該方案地基承載力計算值滿足最不利工況要求，導洞結構形式優化后設計工法斷面如圖3所示。

圖3 導洞結構形式優化后PBA工法施工斷面(單位：m)

4 PBA工法導洞結構形式優化數值分析

PBA工法包含多項施工步驟，導洞結構形式變化不僅影響地基承載力的荷載要求，還可能造成車站結構整體或局部受力、地表沉降等關鍵控制參數超限。此外，導洞結構形式優化后，PBA工法各項施工步驟的合理順序與現有工程經驗是否存在差異仍需進一步研究。因此，擬借助數值方法對優化后PBA工法施工全過程進行探討，并與原設計方案開展對比分析，以確保上述優化方式對新植物園地鐵車站工程的適用性。

4.1 計算模型

利用ABAQUS建立囊括地層與車站結構的三維計算模型，以研究原設計和優化后PBA工法施工全過程的各項指標。模型包含的導洞初期支護、車站、維護樁體和回填部分等結構均按設計尺寸考慮。參考既有研究成果，將注漿加固區域視為連續、均勻實體。為避免邊界效應，橫向自維護樁體向外延展2.5倍車站結構寬度值，縱向自車站底板向下延展3倍車站結構高度值，模型總尺寸為160 m×100 m×40 m，地層-車站整體模型與車站細部模型如圖4、圖5所示。

圖4 地層-車站數值模型(單位：m)

圖5 車站結構數值模型

4.2 計算參數

數值計算中各地層視為理想彈塑性材料，采用摩爾-庫倫本構模型，其參數按表1取值。車站主體、中柱、邊樁、注漿材料與回填混凝土均為線彈性材料。其中，初期支護為C25混凝土，邊樁為C30混凝土，車站主體為C35混凝土，中柱為Q235鋼管柱，內澆C50混凝土，洞內回填采用C20混凝土，上述具體參數如表2所示。

表2 車站結構物理力學參數

4.3 施工方案

開挖與支護的施作順序是確定PBA工法施工方案的重要問題，特別是導洞和扣拱的施工順序，對地表沉降、拱頂沉降和管線沉降等監測和控制指標均存在較大影響。通常情況下，扣拱僅涉及“邊、中”的先后順序選擇。相對的，對于本文PBA工法原設計與優化后方案，導洞施工在“上、下”與“邊、中”兩項環節都存在差別。結合工程設計資料與上述關鍵工序存在的差異，共設定16種不同工況進行分析，如表3所示。其余工序施工順序保持一致。

表3 施工方案工況匯總

5 計算結果與分析

5.1 地表沉降分析

5.1.1 導洞形式優化對地表沉降的影響分析

原設計方案與導洞形式優化后方案對應不同工況的計算結果分別如圖6、圖7所示。由圖6、圖7可知，施工順序發生變化時，原設計方案與優化后方案對應的地表沉降累計值均表現出明顯變化。總體來看，采用相同施工順序時，上4小導洞、下2大導洞方案引起的地層沉降累計值相較于上4小導洞、下4小導洞更大。導洞施工選擇“先上后下、先邊后中”、扣拱順序為“先邊后中”時，原設計方案與導洞形式優化后方案對應的地表沉降累積值最小，分別為53.26 mm和67.34 mm。當導洞施工選擇“先下后上、先中后邊”、扣拱順序為“先中后邊”時，兩種方案對應的地表沉降累積值最大，分別為68.44 mm與82.41 mm。其余各工況地表沉降累計值各自分布在S-1、S-8與B-1、B-8之間。通過比較相同施工順序條件下的原設計方案與優化后方案地表沉降累計值可以發現，改變導洞結構形式造成地表沉降值的增長率為20.41%～26.44%。

圖6 原設計方案地表沉降結果

圖7 優化后方案地表沉降結果

分析可知，對于導洞結構形式優化后的車站施工，盡管開挖下部導洞時能夠保證每一工序完成后均可形成封閉結構，但由于下部導洞面積增大，開挖過程中引起土體擾動的范圍也隨之擴大，且對土體的擾動次數同樣有所提升。因此，導洞結構形式優化造成地表沉降值增大的主要原因為土體擾動程度的變化。

5.1.2 不同施工階段地表沉降分析

為進一步探明導洞結構形式優化后施工過程各階段引起的地表沉降值變化特征，以S-8與B-8兩種工況為例，繪制各階段對應的地表沉降值如圖8所示(其余工況對比規律基本相同)。

圖8表明，在PBA工法施工過程中，導洞開挖階段造成的地表沉降值占比最大，其次為扣拱階段引起的地表沉降值。對于原設計方案，導洞、樁梁、扣拱及內部土體開挖施工造成的地表沉降值占比依次為59.64%、10.33%、25.72%和3.31%。導洞結構形式進行優化后，上述比例發生一定變化，分別為63.65%、9.87%、23.42%和2.46%。可以看到，導洞結構形式優化造成的地表沉降值變動主要分散于導洞、樁梁和扣拱施工3個階段，其中導洞施工造成的變化最大，相比原設計方案提升了28.52%。上述結果再次說明，導洞形式優化所造成的沉降值增大主要來源于導洞開挖階段對地層擾動的擴大。

圖8 不同施工階段對應的地表沉降值

值得注意的是，盡管扣拱階段沉降值變化比例(9.65%)小于樁梁施工階段(15.13%)，但該階段沉降變化絕對值更大，這與扣拱施工對應的沉降值與總沉降值的比例規律是一致的。此外，內部土體開挖和側墻二次襯砌施工階段的沉降值有所降低，其下降比例為10.62%。這是由于扣拱施工結束后樁-梁-拱體系已經成型，極大地限制了該階段施工對土體的擾動，且導洞形式優化后車站底板在施工過程中形成整體的進程更快，能夠更好地傳遞內部土體、二次襯砌施工時引起的下部土體回彈，一定程度上減小了地表沉降值。然而，內部土體開挖和二次襯砌施工造成的沉降仍是占比較小的作業階段，由于導洞形式優化在該階段造成的沉降減小值基本可以忽略。

5.2 導洞形式優化對車站結構內力的影響分析

圖9與圖10所示為工況S-3與B-3對應的車站結構主應力云圖，其余工況車站結構內力分布特征與之基本相同。可以看到，原設計方案車站結構中柱所受壓力較大，最大壓應力位于中柱底端位置，約為4.76 MPa。其余部位中，中板壓應力最大，可達到3.25 MPa，且沿橫向分布較為均勻。由圖9(b)可知，車站結構兩邊拱內側與底板上部中間位置受拉，最大拉應力約為2.20 MPa，其他部位所受拉應力較小。此外，板與梁的接觸部位、側墻底部等部位存在應力集中現象。

圖9 原設計車站結構主應力云圖(單位:MPa)

圖10 導洞形式優化后車站結構主應力云圖(單位:MPa)

通過圖10可以發現，導洞結構形式優化后車站結構的最大應力值、分布情況與原設計方案相比存在差別。上層中柱外側與下層中柱內側部分的壓應力較大，約為5.26 MPa。中板的壓應力值相對減小，均未超過2.14 MPa。中間底板上側受拉較明顯，最大值約為2.41 MPa。相對的，兩側底板上部與拱內側受拉大幅減小。車站結構應力集中部位以側墻和底板的交接部為主，中板和側墻結合部位的應力集中現象與原設計方案相比有所減緩。

總體來看，導洞結構形式優化后的車站主體結構內力極值表現出增大趨勢，但提高值有限，可以認為車站內力的增長對結構安全影響不大。但是，拉壓應力在底板上側、拱內側等部位的分布情況出現變化，且應力集中的位置同樣有所改變，應注意導洞形式優化后車站結構可能需要加固的部位與原設計方案是不同的。

6 PBA工法導洞形式優化施工加固措施

PBA工法導洞形式優化方案一方面有效解決了地基承載力的不足，同時也改變了車站結構的內力分布特征與施工造成的地表沉降。考慮到內力變化范圍均滿足結構的正常受力要求，主要應采取措施改善由于導洞結構形式變化引起的地表沉降值增大問題。PBA工法施工對地表沉降影響的減小可通過在相應區域增強加固措施實現。綜合上4小導洞、下2大導洞的結構特征，擬選擇增加鎖腳錨桿和下部大導洞改用管棚支護兩種方式作為進一步加固措施，如圖11所示。

圖11 PBA工法導洞形式優化施工加固措施

由分析結果可知，PBA工法導洞形式優化后施工采用導洞順序“先上后下、先邊后中”、扣拱順序為“先邊后中”時造成的地層沉降最少(對應工況B-1)。因此，以B-1施工順序為基礎，補充上述加固措施進行對比分析。小導管、大管棚及鎖腳錨桿均采用共節點桿單元模擬，以充分體現鋼管和水泥漿的組合效應。各工況地表沉降累積值計算結果如表4所示。

表4 不同加固措施地表沉降計算值 mm

由表4可知，單獨采用鎖腳錨桿的加固效果并不理想，沉降值僅減小3.24 mm。下導洞采用大管棚注漿支護是最有效的單獨加固措施，可將地表沉降最大值降低10.61 mm。鎖腳錨桿結合大管棚注漿使用可提高其加固效果。最理想的加固方案為“上導洞小導管注漿+下導洞管棚注漿(間隙小導管注漿)+鎖腳錨桿”。從計算結果來看，通過引入合理的加固措施，可有效控制和解決PBA工法由于導洞形式優化造成的地表沉降值增大問題。因此，黃土地區地鐵車站PBA工法施工面臨地基承載力不足時，可采用本文提出的導洞形式優化方式處理。

7 結論

針對黃土地區地鐵車站PBA工法導洞形式優化造成的車站內力、地表沉降變化及合理施工順序與加固措施等開展了分析，主要結論如下。

(1)相同條件下，PBA工法采用上4小導洞、下2大導洞施工引起的地表沉降值與車站結構內力最值均大于傳統的上4小導洞、下4小導洞施工。這與導洞開挖造成的土體擾動范圍具有直接關系。

(2)采用上4小導洞、下4小導洞與上4小導洞、下2大導洞兩種導洞形式的PBA工法施工時，應按導洞“先上后下、先邊后中”、扣拱“先邊后中”的順序進行開挖，以降低地表沉降值與車站結構內力。

(3)下部導洞大管棚注漿為最有效單獨加固措施。綜合運用鎖腳錨桿與其他加固方式可有效提升其加固效果。“上導洞小導管注漿+下導洞管棚注漿(間隙小導管注漿)+鎖腳錨桿”為最理想加固方案，可有效降低地表沉降值。

(4)對于PBA工法在黃土地區地鐵車站應用中面臨的地基承載力不足的問題，可采用本文提出的下部導洞形式優化作為處理思路。但應注意車站結構內力分布和地表沉降變化，并利用合理、有效的加固措施改善由于導洞形式優化帶來的負面影響。