端头井基坑施工对紧邻地铁车站的影响和对策

The Influence of the Excavation Construction of Working Shaft on Adjacent Metro Station and Countermeasures

摘要: 地铁端头井基坑开挖深度超过25 m，属于超深基坑。软土地区超深基坑施工必然发生围护墙水平挠曲变形和坑底土层回弹，这将导致周边土体较大的扰动，进而导致紧邻的既有地铁车站结构的变形和应力重分配。本文就常州六号线某车站端头井施工对紧邻既有地铁一号线车站结构的影响，采用有限元软件Midas/GTS-NX进行了计算分析，结果表明，施工导致的底板竖向位移超出地铁维护部门的位移控制标准。如果采取坑内地基加固和打设抗拔桩措施，位移可以减小到标准允许值范围内。在三维数值模拟中，粘性土和水泥土采用修正莫尔–库仑模型(MMC模型)，粉土和砂土采用莫尔–库仑模型(MC模型)，计算结果可与实测结果较好地吻合。

Abstract: Working shaft of metro station needs to dig more than 25 m deep and the excavation is classified as super-deep one. Super-deep excavation in soft soil always leads to deflection of retaining wall and rebound deformation of soil below final excavation line, which will bring disturbance to surrounding soil of the working shaft, and further leads to the deformation and stress re-distribution of the structure of existing metro station adjacent to the working shaft. In this paper, finite element software Midas/GTS-NX is used to calculate and analyze the influence of the excavation construction of working shaft of a station of Line No. 6 Metro Station in Changzhou on the structure of adjacent existing Line No. 1 Metro Station. The results show that the vertical displacement of bottom slab caused by the construction exceeds the displacement control standard of the subway maintenance department. The displacement can be reduced to the standard allowable value if the measures such as introducing ground improvement and adding uplift pile are taken. In the 3D numerical simulation, the Modified Mohr-Coulomb model (MMC model) is adopted for cohesive soil and cement mixed soil, and Mohr-Coulomb model (MC model) for incohesive soil, and the calculation agrees well with the site measurement.

1. 引言

随着城市轨道交通的发展，城市地铁网络越建越完善，新建地铁线路与已建线路相交的情况不断增多，在已建地铁车站毗邻位置再建换乘站的工程案例也日益增加，于是出现了需要重视的技术课题，即新建地铁车站基坑的施工如何保障既有地铁车站的安全运营？

许多换乘站基坑都是超深基坑，开挖深度在20米以上，其中端头井的开挖深度更大，接近30 m。超深基坑的施工，包括地下连续墙的成槽施工、土方开挖的卸载活动，以及支撑的施加和拆除活动，势必导致周围地层扰动和位移，进而对其中的建筑物和构筑物产生不利影响。由于运营地铁对轨道变形的要求高，对紧邻既有地铁的深基坑的变形控制也就更加严格。因此，为了确保既有地铁的安全运营，对紧邻既有地铁车站的深基坑，在其施工前，必须就不利影响进行分析评估，以便采取有效措施。

考虑到地下结构、基坑支护形式和地层在空间分布上的复杂性，关于新建车站基坑的施工对既有车站结构的影响，其分析和评估只有通过三维空间计算才能得到较为满意的结果。采用三维数值计算软件分析基坑施工影响，国内不少学者开展了研究并取得不少成果。林玉燕(2020)结合福州某实际工程，就基坑开挖对紧邻地铁车站结构的影响，采用有限元软件Midas/GTS对基坑开挖全过程进行了数值模拟，分析了基坑开挖导致车站结构位移和内力重分布的规律 [1]。唐长东等人(2013)以某紧贴地铁车站的深基坑工程为背景，采用三维有限元数值分析手段，动态模拟基坑施工全过程，并就多种施工方案进行了系统的模拟和对比分析 [2]。沈辉等人(2011)以临近苏州轨道交通2号线石路站的某深基坑工程为背景，运用FLAC3D软件对其施工进行三维数值仿真分析 [3]。张文超(2017)结合西安地铁五号线换乘厅的施工，采用大型有限元分析软件ABAQUS计算了基坑施工时既有车站的位移和内力，并就其变化规律进行了分析和评估 [4]。

新建基坑对既有车站结构的影响分析和评估旨在找到因应对策。王印(2008)结合紧贴上海2号线地铁静安寺站的越洋广场二期工程建设，就基坑施工对共用地连墙的影响，开展了监测研究，并对车站和周围土体位移分布和变化进行了有限元计算分析，重点分析了基坑设计参数、施工工艺和坑内土体加固等因素的敏感度，提出了优化设计建议 [5]。文杰(2020)依托广西桂林市某新建地铁车站基坑工程研究了施工对既有地铁车站的影响，并就地下水控制、降压井封堵、地下连续墙施工、基坑支护和地基加固等方面的参数选择提出了若干建议，以确保既有地铁的正常运行 [6]。

本文依托江苏常州地铁六号线某车站东端头井的建设，就施工对既有地铁1号线车站的影响和对策，采用有限元软件Midas/GTS-NX进行了计算分析，其结果将作为后期施工的重要依据之一。

2. 工程概况

江苏常州地铁六号线某车站的东端头井基坑紧邻既有的地铁一号线车站，两者的地下连续墙相距仅0.7 m。东端头井基坑开挖深度为28.9 m，属于超深基坑。采用地下连续墙内支撑支护形式。地铁一号线为二层结构，底板埋深16.75 m，地下连续墙厚0.8 m，深36.75 m。地铁六号线与地铁一号线间隙处采用MJS桩加固，加固范围为地面以下36.95 m。基坑平面和剖面如图1和图2所示。

Figure 1. Layout of east working-shaft of Line No. 6 Metro Station and Line No. 1 Metro Station

图1. 地铁六号线车站东端头井和地铁一号线车站的平面位置

3. 东端头井施工全过程三维有限元分析

3.1. 三维有限元分析模型

计算采用有限元商业软件MIDAS GTS NX。东端头井平面尺寸为33 m × 20.4 m，开挖深度28.95 m；地铁一号线结构底板埋深16.75 m，车站宽度22 m。按弹性力学圣维南原理(Saint-Venant’s Principle)，按边界约束对计算结果影响最小的原则得到计算范围为：西侧至地铁六号线主体结构分隔墙，南北侧为基坑宽度 + 开挖深度的4倍(120 m)，东侧为地铁一号线边墙；深度为2倍底板埋深。图3为有限元网格。

3.2. 土层本构模型

MIDAS GTS NX软件中内置模型包括了修正摩尔–库伦模型(Modified Mohr-Coulomb, MMC模型)和

Figure 2. Profile section of east working-shaft of Line No. 6 Metro Station and Line No. 1 Metro Station (A-A section)

图2. 地铁六号线车站东端头井和地铁一号线车站的剖面(A-A剖面)

Figure 3. 3D-finite element grid model

图3. 三维有限元网格模型

经典摩尔–库伦模型(Classical Mohr-Coulomb, CMC模型)。这两个模型能够表征不同土层在卸载过程的变形受力行为。MMC模型在CMC模型基础上考虑了小应变硬化的特点，可以模拟粘性类土在加卸载过程中的应力应变特性；而在卸载条件下，粉土和砂性土采用CMC模型可以得到与实际较为一致的结果 [7]。

MMC模型的应力–应变关系，如图4所示，其表达式为：

$-{\epsilon }_1=\frac{1}{2E_{50}}\frac{q\cdot q_a}{q_a-q}$ 对于 $q<q_f$ (1)

$E_{50}=E_{50}^{ref}{\left(\frac{c\cdot \cot \phi -{\sigma }_3}{c\cdot \cot \phi -p^{ref}}\right)}^m$ (2)

MMC模型和CMC模型采用相同的破坏准则：

$q_f=\left(c\cdot \cot \phi -{\sigma }_3\right)\frac{2\sin \phi }{1-\sin \phi }$ (3)

Figure 4. Stress-strain relation of MMC model

图4. 修正摩尔–库伦模型应力应变关系

上述各式中：

${\epsilon }_1$ ——土体垂直方向应变；q——土体剪应力(kPa)， $q={\sigma }_1-{\sigma }_3$ ； $q_a$ ——土体抗剪强度极限值， $q_a=\frac{q_f}{R_f}$ ， $q_f$ ——土体抗剪强度； $R_f$ ——破坏比，取值0.9；c、 $\phi$ ——土体粘聚力(kPa)和内摩擦角(˚)； ${\sigma }_3$ ——最小主应力(kPa)。 $E_{50}$ —— $q=q_f$ 时的割线刚度； $E_{50}^{ref}$ ——参考割线刚度；m——指数； $p^{ref}$ ——参考围压压力，取 $p^{ref}=100\text{kPa}$ 。

本工程所处地层自上而下为：① 填土、③₁ 黏土、④₁ 粉质黏土夹粉土、④₂ 粉土夹粉质黏土、⑤₁ 黏质粉土、⑥₂ 粉质黏土、⑥₃ 黏土、⑥₄ 粉质黏土、⑧₁ 粉质黏土夹粉土、⑧₂ 粉砂夹粉土、⑨₂ 粉质黏土、⑨₃ 粉质黏土。各土层本构模型的计算参数如表1所示。

3.3. 基坑支护结构、车站结构的本构模型和计算参数

东端头井基坑支护结构包括地下连续墙、钢筋混凝土支撑、钢支撑，端头井主体结构和地铁一号线结构均为钢筋混凝土结构。计算时，上述结构材料均按照线弹性模型进行模拟。其物理力学参数如表2所示。

Table 1. Calculation parameters of soil layer of constitutive model

表1. 土层本构模型计算参数

Table 2. Mechanical parameters of excavation supporting structure and metro station structure

表2. 基坑支护结构和车站结构的力学参数

3.4. 计算工况

东端头井基坑施工全过程包括土方开挖、支撑安装、结构混凝土浇筑、换撑和拆撑等工序。按其施工工序，计算工况如表3所示。

Table 3. Schedule of working cases

表3. 计算工况一览表

3.5. 计算结果

计算得到关键工况即工况7和工况10时地铁一号线结构的受力变形结果。工况7为第七道钢管支撑安装后开挖至基坑底；工况10为地下一层底板混凝土浇筑后，拆除第二、一道支撑。

3.5.1. 地铁一号线外墙变形

地铁一号线墙体变形计算时包括东端头井施工前即初始工况的变形和东端头井施工各工况的变形(附加变形)。本文只分析东端头井施工后各工况的附加变形。图5为工况10时地铁一号线因东端头井施工的附加水平位移云图。

Figure 5. Cloud of horizontal displacement increment of diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station (10^th work case)

图5. 地铁一号线地下连续墙附加水平位移云图(工况10)

地铁一号线车站结构上选取了三个典型断面(1-1、2-2、A-A，如图1所示)，得到工况7和工况10时地铁一号线的水平附加位移随深度变化的曲线。分别如图6和图7所示。三个断面水平附加位移最大值如表4所示。

从图6和图7及表4可以看出，地铁一号线地下连续墙的最大变形主要发生在端头井中部对应位置(即A-A断面)，最大值为7.58 mm。然后递减，到端头井边缘处(2-2断面)已经很小了，至端头井外15 m (即

Figure 6. Curves of horizontal displacement increment for diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station (7^th work case)

图6. 地铁1号线地下连续墙附加水平位移曲线(工况7)

Figure 7. Curves of horizontal displacement increment for diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station (10^th work case)

图7. 地铁一号线地下连续墙附加水平位移曲线(工况10)

Table 4. Maximum of horizontal displacement increment of each section at the 7th and 10th work case

表4. 各断面在工况7和工况10时水平附加位移最大值(mm)

注：一号线墙体变形指向端头井方向。

1-1断面)已不受端头井施工的影响了。结果表明，端头井基坑施工对既有车站的影响在坑边跨中所对位置表现显著，至坑边端部，由于角区约束作用，此影响迅速衰减，到0.5倍开挖深度(约15 m)的距离远处，影响可忽略不计。

3.5.2. 地铁一号线底板变形

计算得到工况7和工况10时地铁一号线底板的竖向附加位移。图8所示为工况7时竖向附加位移云图。图9为三个断面在工况7时竖向位移曲线。图10为三个断面在工况10时竖向位移曲线。三个断面竖向附加位移最大值如表5所示。

Figure 8. Cloud of vertical displacement increment of bottom slab of Line No. 1 Metro Station at the 10^th work case

图8. 地铁1号线底板在工况7时的竖向附加位移云图

从图8、图9和图10及表5可以看出，地铁一号线底板的最大竖向附加位移是隆起位移，主要发生在端头井中部对应断面位置(即A-A断面)，最大值为13.19 mm，而且随其到端头井的距离增加而减小，至另一侧地下连续墙处减小至0。底板竖向位移在开挖到坑底时隆起最大，回筑工况完成后略有减小。在端头井边缘处(2-2断面)已经很小了，至端头井外15 m (即1-1断面)已不受端头井施工的影响了。

端头井开挖深度28.9 m，属超深基坑，且所处土层为粘土类型，从表1可知，各层土的回弹模量值比较大，且随速度增加。已有的工程实践和理论研究都表明，超深基坑开挖的卸载回弹效应明显。上述

Figure 9. Curves of vertical displacement increment for diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station (7^th work case)

图9. 地铁1号线地下连续墙附加竖向位移曲线(工况7)

Figure 10. Curves of vertical displacement increment for diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station (10^th work case)

图10. 地铁1号线地下连续墙附加竖向位移曲线(工况10)

Table 5. Maximum of vertical displacement increment of each section at the 7th and 10th work case (mm)

表5. 各断面在工况7和工况10时竖向附加位移最大值(mm)

注：竖向位移均为隆起。

计算结果再次表明，端头井基坑开挖将导致很大的地基回弹，其结果致使围护墙及其周围的土层产生隆起位移。周围土层的隆起又导致邻近的地铁一号线底板隆起。但这种回弹将随着水平距离增大而衰减，对于已建的地铁一号线，由于地下连续墙的遮帘阻挡作用和抗拔作用，此衰减速度更为快速，到0.5倍开挖深度(约15m)的距离远处，影响可忽略不计。

3.5.3. 地铁一号线影响程度讨论

前述计算表明，在端头井施工阶段，其对紧邻地铁一号线的影响主要在土方开挖阶段。由于土方开挖，地铁一号线地下连续墙(即结构外墙)发生水平挠曲，最大挠曲位移为7.58 mm，发生在端头井围护墙中部对应位置。另外，由于土方开挖的卸载作用，坑内土体回弹，受此影响，基坑所在区域土体出现隆起上抬，带动地下连续墙和地铁一号线底板发生隆起位移。地铁一号线底板最大隆起量达到13.19 mm，位于端头井围护墙中部对应位置。

根据常州地铁维护单位提供的既有地铁线路的安全运营的相关规定，针对邻近地铁轨道的一切工程施工，既有线路的位移控制执行如下标准：1) 地铁结构设施绝对沉降及水平位移量 ≤ 20 mm (包括各种加载和卸载最终位移量)；2) 隧道变形曲线半径R ≥ 15,000 m；3) 相对弯曲 ≤ 1/2500。

虽然东端头井施工导致地铁一号线结构的位移增量未超过20 mm，但上述位移控制标准之1)，指的是累计绝对值，因无初始值，仅仅从增量值难以判断其满足与否。但按标准之3)，即轨道相对弯曲≤1/2500，由此推算，沿轨道纵向，A-A断面位置与2-2断面位置相距16.5 m，两处竖向附加位移差值应不得大于6.6 mm。而目前计算结果为6.9 mm，显然，不满足这一标准，因此，需要采取措施进行控制。

4. 因应对策——坑内土体加固和打设抗拔桩

4.1. 方案设计

为了减小东端头井基坑施工对紧邻地铁一号线结构的不利影响，采取两项措施：1) 在坑内采用三轴水泥土搅拌桩满堂加固，搅拌桩直径850 mm，水泥掺量20%。加固范围为地面以下2 m至坑底以下3 m。目的是提高坑内土体的抗力，减少基坑开挖阶段侧墙的变形和坑外土体沉降，也可一定程度上减小土方开挖的回弹量；2) 在坑内打设抗拔桩。抗拔桩包括支撑立柱的基桩、结构柱的基桩和端头井抗拔桩。桩为钻孔灌注桩，直径1 m，有效桩长30 m。目的是减小基坑土方开挖的回弹量。坑内加固和抗拔桩布置如图11所示。

Figure 11. Layout and profile of tri-axial cement mixing pile and uplift pile

图11. 三轴水泥土搅拌桩和抗拔桩平面和剖面图

4.2. 土层加固和抗拔桩设置后的计算分析

4.2.1. 水泥土本构模型和参数

土层经三轴搅拌桩加固后，力学性质发生显著的变化。段尚磊(2020)针对三轴水泥土搅拌桩在基坑土体加固中的效果，利用MMC模型进行了数值模拟分析 [8]。本计算采用了他推荐的相关参数，如表6所示。

Table 6. Calculation parameters of MMC model for tri-axial cement mixing pile

表6. 三轴水泥土搅拌桩的MMC模型计算参数

4.2.2. 计算结果

计算表明，坑内三轴水泥土搅拌桩加固土层和抗拔桩设置的效果主要反映在工况1~7。以下比较工况7时加固前后的位移变化。

1) 地铁一号线外墙变形

采取加固措施后，工况7时地铁一号线地下连续墙的水平附加位移随深度变化的曲线如图12所示。三个断面水平附加位移最大值如表7所示。

Figure 12. Curves of horizontal displacement increment for diaphragm wall of Line No. 1 Metro Station after soil improvement (7^th work case)

图12. 加固后地铁一号线地下连续墙附加水平位移曲线(工况7)

Table 7. Maximum of horizontal displacement increment of each section at the 7th work case before and after soil improvement (mm)

表7. 土体加固前后各断面在工况7时地墙水平附加位移最大值(mm)

注：一号线墙体变形朝向端头井方向。

从图12和表7可以看出，采取加固措施后，地铁一号线地下连续墙的变形有显著减小，A-A断面处墙体最大挠曲减为5.02 mm，减少了25.4%。这表明，土层加固提高了坑内被动土的水平基床刚度，使得基坑开挖时围护墙水平挠曲位移得以减少。

2) 地铁一号线底板变形

采取加固措施后，计算得到了工况7时地铁一号线底板的竖向附加位移，如表8所示。

Table 8. Maximum of vertical displacement increment of each section at the 7th work case before and after soil improvement (mm)

表8. 土体加固前后各断面在工况7时底板竖向附加位移最大值(mm)

注：一号线底板竖向位移表现为隆起。

从表8可以看出，采取加固措施后，地铁一号线底板的变形有显著减小，A-A断面处底板的最大隆起量减为5.22 mm，减少了60.4%。这表明，由于土层地基加固和抗拔桩设置，坑内土体回弹趋势得到明显遏制，最终达到减少回弹的目的。从轨道纵向看，相对弯曲满足小于1/2500的要求。

5. 结论

1) 软土地区端头井基坑对紧邻既有地铁车站的不利影响表现在外墙朝基坑方向的侧移和底板的隆起变形。

2) 三维有限元数值计算在模拟分析基坑对紧邻结构的影响时，粘土类地层及水泥土采用MMC模型可以较好地反映加卸载本构特性，这一模型在本工程中再次得到成功应用。

3) 端头井基坑挖深近30米，处于软土地层，坑底被动抗力较低是导致围护墙水平挠曲的根本原因，也是紧邻地铁车站结构外墙侧移的主要原因。计算表明，坑内土层加固在提高被动土体抗力、减小墙体侧移方面的效果明显。

4) 端头井基坑挖深近30米，土方开挖卸荷效应明显，坑底以下土层的卸载回弹是导致基坑周边土体隆起上抬的根本原因，也是紧邻地铁车站结构底板出现隆起的主要原因。坑内打设抗拔桩对于减小土体回弹、抑制紧邻结构底板隆起弯曲，效果显著。

致 谢

本文撰写得到同济大学土木工程学院赖允瑾同志的帮助，特此致谢。