黄土地区地铁车站PBA工法导洞形式优化分析

2020-04-26王博

铁道标准设计 2020年4期

王博

(1.中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043； 2.陕西省铁道及地下交通工程重点实验室(中铁一院),西安 710043)

1 概述

发展城市轨道交通是提升我国基础建设水平的重要内容。特别是地铁工程，为解决城市交通拥堵、分散地面交通压力作出了巨大贡献。作为地铁工程的关键组成部分，地铁车站须保证结构安全与功能合理，并满足客流、换乘和事故疏散要求[1-3]。地铁车站施工应综合考虑城市规划、周围环境和工期造价等各类影响因素，通常包括明挖法、盖挖法和浅埋暗挖法等工艺[4-5]。PBA(pile-beam-arch，桩-梁-拱)工法有效结合了浅埋暗挖法与盖挖法的施工理念，合理避免了支撑对洞内作业的干扰，克服了工序转换繁琐等问题，具有安全性高、灵活性强、施工速度快等优势，在地铁车站工程中得到了广泛应用[6]。

近年来，相关学者着眼于周边环境响应、施工工艺优化和结构受力变形分析等热点问题，针对地铁车站PBA工法施工开展了大量研究[7-14]。随着地铁建设的地域分布不断扩大，采用PBA工法面临的工程条件愈加复杂且不同工程之间存在明显区别[15]，导致PBA工法对应的车站结构形式逐渐演变，以适应不同施工环境。自北京地铁复八线开始，PBA工法在单跨、多跨车站结构中均积累了可观的成功案例，在导洞数量上也发展出了2导洞、4导洞、6导洞和8导洞等丰富形式[16-19]。结合施工顺序的灵活变化，PBA工法已经能够较好地满足截面尺寸各异的地铁车站施工需求。此外，PBA工法机械化程度与施工效率的提升及其在不同地层条件下实践结果的对比分析也取得了一定成果[20-21]，为进一步提高PBA工法的普适性、促进其应用范围的拓展，提供了坚实的理论基础和技术保障。

然而，现阶段采用PBA工法时在设计过程中仍以北京地区地铁车站工程为主要参考，考虑到该地区地层特征的代表性不足，由此获取的理论与经验对于其他特殊地层而言必然存在限制。此外，现有PBA工法在工艺优化方面多表现为导洞数量和施工工序变更，缺少导洞结构形式创新，一定程度上降低了PBA工法的适用性。可见，针对黄土地区PBA工法在地铁车站中的应用，提出科学、合理的优化方式并开展深入研究是十分必要的。

基于西安地铁8号线新植物园站工程，对PBA工法在黄土地区的应用与优化进行研究，重点分析改变导洞结构形式对车站结构内力和地表沉降等关键施工控制参数的影响，并针对PBA工法导洞形式优化方案的最优施工顺序及有效加固措施开展探讨，为PBA工法在类似工程中的应用提供参考。

2 工程概况

西安地铁8号线新植物园站位于南三环与公园南路交叉路口，沿南三环东西向敷设。南三环和公园南路均为西安市交通主干线，交通繁忙，车流较大。十字路口西北象限为丽兹公馆住宅小区，东北和西南象限目前为荒地，东南象限为西安市植物园新区。新植物园地铁站为地下二层岛式车站，共设2个出入口与2组风亭，采用PBA工法施工。岛式站台宽13 m，长140 m。车站中心里程处轨面埋深32.5 m，覆土厚度15.5～22.4 m。车站全长 248.75 m，其总平面如图1所示。车站所处地层主要为黄土地层，各土层物理参数如表1所示。

图1 新植物园站总平面

表1 土层物理力学参数

3 PBA工法导洞结构形式优化

新植物园地铁站为双柱三跨结构，结合既有工程案例、工程地质及水文情况，原设计采用8导洞PBA逆筑法施工，实际作业应严格贯彻衬砌紧跟，确保在支护下暴露时间短，由此提升施工安全性。车站原设计施工断面如图2所示。

图2 原设计PBA工法施工断面(单位：m)

结合北京地区经验，采用该方案条件下，当车站施工至地下一层结构完成、开挖至基底且底板尚未全部连通时，导洞条基下地基反力最大。经初步分析，根据GB 50007—2011《建筑地基基础设计规范》计算得到的地基承载力修正值无法满足要求。此外，若选择增加桩基础以补足地基承载力不满足的部分荷载，该桩基础需达50 m长度。经综合论证，将导洞优化为能够一次性形成较大面积底板的结构形式，即由传统的“上4小导洞+下4小导洞”改为“上4小导洞+下2大导洞”的施工方法。该方案地基承载力计算值满足最不利工况要求，导洞结构形式优化后设计工法断面如图3所示。

图3 导洞结构形式优化后PBA工法施工断面(单位：m)

4 PBA工法导洞结构形式优化数值分析

PBA工法包含多项施工步骤，导洞结构形式变化不仅影响地基承载力的荷载要求，还可能造成车站结构整体或局部受力、地表沉降等关键控制参数超限。此外，导洞结构形式优化后，PBA工法各项施工步骤的合理顺序与现有工程经验是否存在差异仍需进一步研究。因此，拟借助数值方法对优化后PBA工法施工全过程进行探讨，并与原设计方案开展对比分析，以确保上述优化方式对新植物园地铁车站工程的适用性。

4.1 计算模型

利用ABAQUS建立囊括地层与车站结构的三维计算模型，以研究原设计和优化后PBA工法施工全过程的各项指标。模型包含的导洞初期支护、车站、维护桩体和回填部分等结构均按设计尺寸考虑。参考既有研究成果，将注浆加固区域视为连续、均匀实体。为避免边界效应，横向自维护桩体向外延展2.5倍车站结构宽度值，纵向自车站底板向下延展3倍车站结构高度值，模型总尺寸为160 m×100 m×40 m，地层-车站整体模型与车站细部模型如图4、图5所示。

图4 地层-车站数值模型(单位：m)

图5 车站结构数值模型

4.2 计算参数

数值计算中各地层视为理想弹塑性材料，采用摩尔-库伦本构模型，其参数按表1取值。车站主体、中柱、边桩、注浆材料与回填混凝土均为线弹性材料。其中，初期支护为C25混凝土，边桩为C30混凝土，车站主体为C35混凝土，中柱为Q235钢管柱，内浇C50混凝土，洞内回填采用C20混凝土，上述具体参数如表2所示。

表2 车站结构物理力学参数

4.3 施工方案

开挖与支护的施作顺序是确定PBA工法施工方案的重要问题，特别是导洞和扣拱的施工顺序，对地表沉降、拱顶沉降和管线沉降等监测和控制指标均存在较大影响。通常情况下，扣拱仅涉及“边、中”的先后顺序选择。相对的，对于本文PBA工法原设计与优化后方案，导洞施工在“上、下”与“边、中”两项环节都存在差别。结合工程设计资料与上述关键工序存在的差异，共设定16种不同工况进行分析，如表3所示。其余工序施工顺序保持一致。

表3 施工方案工况汇总

5 计算结果与分析

5.1 地表沉降分析

5.1.1 导洞形式优化对地表沉降的影响分析

原设计方案与导洞形式优化后方案对应不同工况的计算结果分别如图6、图7所示。由图6、图7可知，施工顺序发生变化时，原设计方案与优化后方案对应的地表沉降累计值均表现出明显变化。总体来看，采用相同施工顺序时，上4小导洞、下2大导洞方案引起的地层沉降累计值相较于上4小导洞、下4小导洞更大。导洞施工选择“先上后下、先边后中”、扣拱顺序为“先边后中”时，原设计方案与导洞形式优化后方案对应的地表沉降累积值最小，分别为53.26 mm和67.34 mm。当导洞施工选择“先下后上、先中后边”、扣拱顺序为“先中后边”时，两种方案对应的地表沉降累积值最大，分别为68.44 mm与82.41 mm。其余各工况地表沉降累计值各自分布在S-1、S-8与B-1、B-8之间。通过比较相同施工顺序条件下的原设计方案与优化后方案地表沉降累计值可以发现，改变导洞结构形式造成地表沉降值的增长率为20.41%～26.44%。

图6 原设计方案地表沉降结果

图7 优化后方案地表沉降结果

分析可知，对于导洞结构形式优化后的车站施工，尽管开挖下部导洞时能够保证每一工序完成后均可形成封闭结构，但由于下部导洞面积增大，开挖过程中引起土体扰动的范围也随之扩大，且对土体的扰动次数同样有所提升。因此，导洞结构形式优化造成地表沉降值增大的主要原因为土体扰动程度的变化。

5.1.2 不同施工阶段地表沉降分析

为进一步探明导洞结构形式优化后施工过程各阶段引起的地表沉降值变化特征，以S-8与B-8两种工况为例，绘制各阶段对应的地表沉降值如图8所示(其余工况对比规律基本相同)。

图8表明，在PBA工法施工过程中，导洞开挖阶段造成的地表沉降值占比最大，其次为扣拱阶段引起的地表沉降值。对于原设计方案，导洞、桩梁、扣拱及内部土体开挖施工造成的地表沉降值占比依次为59.64%、10.33%、25.72%和3.31%。导洞结构形式进行优化后，上述比例发生一定变化，分别为63.65%、9.87%、23.42%和2.46%。可以看到，导洞结构形式优化造成的地表沉降值变动主要分散于导洞、桩梁和扣拱施工3个阶段，其中导洞施工造成的变化最大，相比原设计方案提升了28.52%。上述结果再次说明，导洞形式优化所造成的沉降值增大主要来源于导洞开挖阶段对地层扰动的扩大。

图8 不同施工阶段对应的地表沉降值

值得注意的是，尽管扣拱阶段沉降值变化比例(9.65%)小于桩梁施工阶段(15.13%)，但该阶段沉降变化绝对值更大，这与扣拱施工对应的沉降值与总沉降值的比例规律是一致的。此外，内部土体开挖和侧墙二次衬砌施工阶段的沉降值有所降低，其下降比例为10.62%。这是由于扣拱施工结束后桩-梁-拱体系已经成型，极大地限制了该阶段施工对土体的扰动，且导洞形式优化后车站底板在施工过程中形成整体的进程更快，能够更好地传递内部土体、二次衬砌施工时引起的下部土体回弹，一定程度上减小了地表沉降值。然而，内部土体开挖和二次衬砌施工造成的沉降仍是占比较小的作业阶段，由于导洞形式优化在该阶段造成的沉降减小值基本可以忽略。

5.2 导洞形式优化对车站结构内力的影响分析

图9与图10所示为工况S-3与B-3对应的车站结构主应力云图，其余工况车站结构内力分布特征与之基本相同。可以看到，原设计方案车站结构中柱所受压力较大，最大压应力位于中柱底端位置，约为4.76 MPa。其余部位中，中板压应力最大，可达到3.25 MPa，且沿横向分布较为均匀。由图9(b)可知，车站结构两边拱内侧与底板上部中间位置受拉，最大拉应力约为2.20 MPa，其他部位所受拉应力较小。此外，板与梁的接触部位、侧墙底部等部位存在应力集中现象。

图9 原设计车站结构主应力云图(单位:MPa)

图10 导洞形式优化后车站结构主应力云图(单位:MPa)

通过图10可以发现，导洞结构形式优化后车站结构的最大应力值、分布情况与原设计方案相比存在差别。上层中柱外侧与下层中柱内侧部分的压应力较大，约为5.26 MPa。中板的压应力值相对减小，均未超过2.14 MPa。中间底板上侧受拉较明显，最大值约为2.41 MPa。相对的，两侧底板上部与拱内侧受拉大幅减小。车站结构应力集中部位以侧墙和底板的交接部为主，中板和侧墙结合部位的应力集中现象与原设计方案相比有所减缓。

总体来看，导洞结构形式优化后的车站主体结构内力极值表现出增大趋势，但提高值有限，可以认为车站内力的增长对结构安全影响不大。但是，拉压应力在底板上侧、拱内侧等部位的分布情况出现变化，且应力集中的位置同样有所改变，应注意导洞形式优化后车站结构可能需要加固的部位与原设计方案是不同的。

6 PBA工法导洞形式优化施工加固措施

PBA工法导洞形式优化方案一方面有效解决了地基承载力的不足，同时也改变了车站结构的内力分布特征与施工造成的地表沉降。考虑到内力变化范围均满足结构的正常受力要求，主要应采取措施改善由于导洞结构形式变化引起的地表沉降值增大问题。PBA工法施工对地表沉降影响的减小可通过在相应区域增强加固措施实现。综合上4小导洞、下2大导洞的结构特征，拟选择增加锁脚锚杆和下部大导洞改用管棚支护两种方式作为进一步加固措施，如图11所示。

图11 PBA工法导洞形式优化施工加固措施

由分析结果可知，PBA工法导洞形式优化后施工采用导洞顺序“先上后下、先边后中”、扣拱顺序为“先边后中”时造成的地层沉降最少(对应工况B-1)。因此，以B-1施工顺序为基础，补充上述加固措施进行对比分析。小导管、大管棚及锁脚锚杆均采用共节点杆单元模拟，以充分体现钢管和水泥浆的组合效应。各工况地表沉降累积值计算结果如表4所示。

表4 不同加固措施地表沉降计算值 mm

由表4可知，单独采用锁脚锚杆的加固效果并不理想，沉降值仅减小3.24 mm。下导洞采用大管棚注浆支护是最有效的单独加固措施，可将地表沉降最大值降低10.61 mm。锁脚锚杆结合大管棚注浆使用可提高其加固效果。最理想的加固方案为“上导洞小导管注浆+下导洞管棚注浆(间隙小导管注浆)+锁脚锚杆”。从计算结果来看，通过引入合理的加固措施，可有效控制和解决PBA工法由于导洞形式优化造成的地表沉降值增大问题。因此，黄土地区地铁车站PBA工法施工面临地基承载力不足时，可采用本文提出的导洞形式优化方式处理。