1. 引言
随着人们对地下空间的开发需求逐渐高涨，地下建筑施工面临着更为复杂的施工条件和更多变的施工环境，使得地下建筑设计需要将自身结构与周围环境综合考虑。近年来，邻近既有地铁车站建设新站的工程屡见不鲜，郭磊 [1] 的研究表明，新建基坑施工对既有地铁车站影响显著，基坑开挖至基底时影响最大，结构向着基坑开挖临空面产生位移。王志杰等 [2] 结合板壳理论、数值模拟和现场实测，针对综合交叉换乘车站群大型基坑单侧开挖对既有车站变形响应的影响特征问题，指出车站结构整体变形随附加荷载的增大呈线性增大，且结构顶部变形受附加荷载影响较最大变形位置更为敏感。马乾瑛等 [3] 指出，考虑现有计算理论的实际情况，基坑施工过程中需遵循“时空效应”原则，避免大块土体的开挖，引起基坑底部地层应力释放现象过分集中。大量研究表明，深基坑开挖会对邻近既有车站的稳定性产生较大影响 [4] [5] [6] ，现有的研究也多集中于控制既有建筑的结构安全，而既有建筑的存在对深基坑围护结构的影响研究却鲜有涉及。
事实上，新建地铁车站基坑与既有车站结构间存在相互作用关系 [7] [8] [9] ，张国亮等 [10] 的研究表明，既有车站的存在可以减小基坑同侧桩体的变形和钢支撑轴力，而基坑开挖会使既有车站结构产生位移和转动。程玉兰等 [11] 考虑流固耦合作用，研究了软土深基坑与邻近地铁车站的相互变形影响，结果表明，既有地铁车站的存在会使基坑两侧桩体位移呈现非对称变形。
既有建筑的存在使得几何对称基坑处于非对称地应力场中，在一定程度上可以等效为承受偏心荷载，徐健等 [12] 采用数值模拟的方法，研究了半盖挖深基坑承受既有建筑偏压荷载时基坑与支护结构的变形情况，结果表明，既有建筑导致地连墙侧移曲线整体发生向基坑内的移动。针对地铁车站基坑围护结构的局部支护能力被既有管线削弱的问题，李文 [13] 提出采用“地下连续墙 + 钻孔灌注桩”组合支护结构形式，并采用冷冻法进行局部加固。李洪庆等 [14] 利用FLAC对有无既有车站的工况进行了对比模拟分析，结果表明，基坑开挖1倍深度范围内为强影响区，2倍深度范围内为弱影响区，超过2倍深度范围为无影响区。赵平等 [15] 的研究表明，偏压荷载的增加不仅会导致近超载侧围护结构受力变形增长，还会引起远侧围护结构顶部出现远离基坑的位移。本文在前人研究的基础上，探究非对称结构即既有车站作用下深基坑围护结构的受力变形规律。
2. 工程简介
苏州地铁8号线某新建车站采用明挖法施工，基坑标准段深26.5 m，共设置六道支撑；端头井深28.3 m，设置七道支撑，支撑参数见表1。围护结构为地下连续墙，厚度为1 m，埋深50.8 m。基坑几何呈“工”字形关于两中线对称。
注：t为钢管支撑厚度。
新建车站为换乘车站，与既有车站最小距离仅为12.5 m。既有车站为两层三跨框架结构，站厅层层高6.35 m，站台层层高8.35 m。根据地勘报告，土层的地质参数见表2。
Table 2. Geological parameter table of soil stratums
表2. 土层地质参数表
3. 模型介绍
3.1. 计算模型
建立三维有限元模型，考虑结构实际尺寸与边界效应，取模型长450 m，宽350 m，深70 m。既有车站与新建车站深基坑的相对位置及网格划分如图1所示。
Figure 1. Schematic diagram of computational model (unit: m)
图1. 计算模型示意图(单位：m)
土体本构模型选用修正摩尔–库伦模型，其中主压密加载试验切线刚度
近似值取表2中压缩模量ES，取三轴实验割线刚度
，卸载弹性模量
。
模型侧面设置法向位移约束，底面设置X、Y、Z方向的位移约束，顶部为自由表面。
梁、柱、桩、各层支撑采用梁单元模拟，地连墙、角撑、车站楼板、侧墙采用二维板单元模拟，土层采用三维实体单元进行模拟。
3.2. 计算过程
模型就有无既有车站形成两对照工况，分别模拟新建车站深基坑开挖施工工况。定义工况1与工程实际一致，存在既有车站的影响。定义工况2深基坑附近无其他建筑影响。为了消除非对称开挖因素对分析非对称结构作用的干扰，将开挖方案简化为整层开挖。工况1主要计算步骤有：
工序一(Step 1)：激活既有车站结构；
工序二(Step 2)：施作深基坑地连墙、抗拔桩和格构柱；
工序三(Step 3)：深基坑开挖第一层土，厚度为3.00 m，施作冠梁及第一道混凝土支撑；
工序四(Step 4)：深基坑开挖第二层土，厚度为3.00 m；
工序五(Step 5)：深基坑开挖第三层土，厚度为3.35 m，施作第二道钢管支撑；
工序六(Step 6)：深基坑开挖第四层土，厚度为2.85 m，施作第三道钢管支撑；
工序七(Step 7)：深基坑开挖第五层土，厚度为3.40 m，施作腰梁及第四道混凝土支撑；
工序八(Step 8)：深基坑开挖第六层土，厚度为3.90 m，施作第五道钢管支撑；
工序九(Step 9)：深基坑开挖第七层土，厚度为3.00 m，施作第六道钢管支撑；
工序十(Step 10)：深基坑开挖第八层土，厚度为4.00 m，施作第七道钢管支撑；
工序十一(Step 11)：深基坑开挖第九层土，厚度为1.75 m。
4. 计算结果分析
4.1. 计算结果与实测对比分析
深基坑地连墙两对称轴线位置侧移监测点如图2所示，现场实测数据与工况1计算结果对比如图3所示。
Figure 2. Schematic diagram of location of monitoring points for lateral displacement of Earth-retaining wall
图2. 地连墙侧移监测点位置示意图
(a) CX-1 (b) CX-18
(c) CX-10 (d) CX-11
Figure 3. Comparison graph of measured values and calculated values
图3. 实测值与计算值对比图
如图3所示，测点CX-1处地连墙实测最大侧移为26.72 mm，位于20.5 m深度处，最大侧移计算值为24.25 mm，位于26.2 m深度处，实际工程中该测点受附近换乘通道基坑施工影响，故最大侧移值相差9.2%。测点CX-18处地连墙实测最大侧移为26.60 mm，位于25.0 m深度处，最大侧移计算值为25.63 mm，位于26.2 m深度处。分析两测点地连墙顶、底面侧移实测值与计算值存在差异的原因为：实际工程中连接既有车站与新建车站的换乘通道结构对深基坑在该方向的移动起约束作用。
测点CX-10处地连墙实测最大侧移为27.92 mm，位于26.0 m深度处，最大侧移计算值为29.25 mm，位于26.8 m深度处；测点CX-11处地连墙实测最大侧移为27.73 mm，位于20.0 m深度处，最大侧移计算值为29.42 mm，位于26.8 m深度处。两测点处实测值与计算值较为吻合，故针对工程采用的施工方法，模型计算结果能够反映不同工况下深基坑结构的受力变形特征。
4.2. 非对称结构作用下深基坑地连墙受力分析
对既有车站的周围环境进行分区处理，定义距离既有车站0.5倍基坑深度范围内为区域1，2倍基坑深度范围内为区域2，大于2倍基坑深度范围为区域3，如图4所示。1-1断面与2-2断面相对于基坑中线对称，分别位于区域1与区域3，3-3断面与4-4断面、5-5断面与6-6断面均相对于基坑中线对称分布，分别处于区域2、区域3。
Figure 4. Schematic diagram of the zoning of influence areas for existing stations
图4. 既有车站影响区分区示意图
施工完成后，工况2深基坑地连墙受力情况如图5所示。最大主应力以受拉为主，最小主应力以压应力为主，压应力最大值为19.98 MPa，坑底内及基坑边角附近出现应力集中。工况2不受既有车站的影响，此时深基坑地连墙受力关于两中线呈对称分布。
(a) 最大主应力
(b) 最小主应力
Figure 5. Stress cloud map of deep excavation Earth-retaining wall under working condition 2
图5. 工况2深基坑地连墙应力云图
工况1中图4所示深基坑地连墙1-1断面、3-3断面在开挖过程中不同埋深处应力变化如图6所示(受拉为正值，受压为负值)。1-1断面最大主应力为拉应力7.42 MPa，拉应力大于C35混凝土抗拉强度标准值，钢筋起到主要分担作用。断面最小主应力为9.78 MPa，位于26.7 m深度附近，压应力满足混凝土抗压强度标准值。
(a) 1-1断面最大主应力 (b) 1-1断面最小主应力
(c) 3-3断面最大主应力 (d) 3-3断面最小主应力
Figure 6. Stress distribution diagram of cross-section of Earth-retaining wall in excavation
图6. 基坑地连墙断面应力分布图
3-3断面最大拉应力为8.97 MPa，最大压应力为11.07 MPa，开挖步9拉压应力存在大幅度增长。最大主应力与最小主应力均位于基坑底部深度附近，且各层支撑对于基坑地连墙受力起到了明显的约束作用。
图4中标注了三组地连墙的对称截面，截面间应力差如图7所示，非对称结构既有车站的影响使得三组对称截面应力差值表现呈现差异。1-1断面拉应力整体大于2-2断面，最大差值达1.05 MPa，基坑深度范围内压应力小于2-2断面，最大差值为0.75 MPa，坑底以下压应力大于2-2断面，最大差值为0.74 MPa。5-5与6-6断面的受力差值明显小于1-1与2-2断面。3-3断面拉应力大于4-4断面，压应力差值正负值交替分布。而3-3与4-4断面受力差值几乎为零，该处地连墙受既有车站影响较小，应力呈现对称分布特征。
4.3. 非对称结构作用下深基坑地连墙侧移分析
施工完成后，工况2深基坑地连墙变形如图8所示。对称面变形呈对称分布，标准段最大变形为30.95 mm，端头井最大变形为27.73 mm。
既有车站的存在，使得工况1地连墙对称截面产生非对称变形。图9(a)中1-1断面变形量整体小于2-2断面，且随着开挖的推进，非对称变形程度逐渐增加，差值最大处位于13.97 m深度处，差值大小为3.00 mm，占该处侧移量的23.8%。
(a) 最大主应力 (b) 最小主应力
Figure 7. Distribution diagram of differential stress on symmetrical section
图7. 对称截面应力差分布图
(a) X方向变形
(b) Y方向变形
Figure 8. Deformation cloud map of deep excavation Earth-retaining wall under working condition 2
图8. 工况2深基坑地连墙变形云图
(a) 1-1与2-2断面 (b) 3-3与4-4断面
(c) 5-5与6-6断面 (d) 截面组对比图
Figure 9. Variation maps of differential deformation of symmetrical section with excavation under working condition 1
图9. 工况1对称截面变形差随开挖变化图
3-3与4-4断面、5-5与6-6断面同样遵循非对称变形量随开挖推进逐渐增大的规律。5-5断面、1-1断面变形分别大于6-6断面、2-2断面的原因为：地下结构横向刚度较大，对土体位移产生反向的遮拦作用，从而反向作用于基坑围护墙，使得与既有车站距离较近处地连墙变形量较小。如图4所示，3-3断面与4-4断面均处于距离既有车站大于两倍基坑深度的区域，如图9(d)所示非对称变形量较小。
5. 结论
1) 新建车站基坑开挖施工，对称围护墙结构受既有车站的影响呈现出非对称的受力变形特征。
2) 既有车站对于基坑围护结构受力的影响程度与其所处位置与既有车站的距离有关，基坑纵向的对称截面更能体现这一特征。既有车站的存在使得邻近侧地连墙拉应力增大，基坑深度范围内压应力减小，坑底以下压应力增大。
3) 既有车站的遮拦效应使得邻近侧地连墙变形量小于对侧地连墙，且非对称变形程度随着开挖的推进逐渐增加，最大差值位于约1/2基坑深度处。
4) 建议在车站设计阶段考虑非对称结构的影响，避免因按照对称简化设计而造成严重的安全风险。