暗挖車站洞內地下連續墻施工導洞環境效應分析

薛洪松，朱雅倩，劉希勝，杜昌隆，張志紅，李立云*

(1.北京建工集團有限責任公司，北京 100055；2.北京工業大學城市與工程安全減災教育部重點實驗室，北京 100124)

隨著中國城市化進程的不斷加快，城市地鐵等基礎設施建設得以迅猛發展。為保證施工開挖面的無水作業，富水地層中進行地下工程施工時往往需要進行大面積抽降水作業，造成大量的水資源浪費。為加強水資源管理和保護，2017年12月北京市人民政府印發《北京市水資源稅改革試點實施辦法》[1]，明確提出工程建設過程中破壞地下水層、發生地下涌水的活動應征收水資源稅。因此，在地鐵車站施工建設過程中，尋求非降水施工方法已經迫在眉睫。

作為止水帷幕技術之一的地下連續墻，因止水效果顯著，被廣泛應用于基坑開挖、地下鐵道、水壩等重大工程中，其施工誘發的環境效應一直是關注的焦點。裴堯堯[2]通過對地下連續墻成槽施工過程引起環境效應進行了系統的研究，定量分析出地下連續墻成槽施工過程中周圍土體的變形，進一步確定了泥漿參數的取值并為后續施工提供指導意義。張煥榮等[3]以某深基坑地下連續墻支護工程為背景，通過有限元軟件對地下連續墻支護條件下深基坑開挖施工建模，分析了其施工過程中對鄰近地鐵隧道的影響，以此為類似設計和施工提供參考。劉興旺等[4]結合實際工程，從墻體設計、槽壁加固和成墻施工三個方面分析了地下連續墻成槽施工的環境影響機理，針對設計與施工存在的主要問題，提出了墻體優化設計建議，以及減少槽壁加固和成槽施工環境影響的防治措施。董霄[5]通過有限元模擬軟件對基坑開挖過程進行了模擬，結合施工過程中地下連續墻實際監測數據，分析出地下連續墻不同土層條件下的變形特點及趨勢。潘林有等[6]、錢銘[7]以某深基坑地下連續墻支護工程為依托，通過室內模型試驗，結合現場實測數據，分析得出地下連續墻的變形規律及施工中引起的環境效應。劉鑫鵬[8]以某地區槽式地下連續墻支護工程為依托，通過對地下連續墻建模分析，得出墻體的位移大小及變化規律，進而得到適合該地區的地下連續墻結構設計方案。目前，已有研究僅對開敞空間內地下連續墻施工誘發的環境響應進行了較為系統的探討，缺乏針對地鐵車站洞內地下連續墻施工誘發的環境效應方面的相關研究。

北京地鐵16號線看丹站工程，在原有洞樁(pile-beam-arch，PBA)工法的基礎上將邊導洞內的邊樁改為地下連續墻以達到承載和控制地下水的雙重目的。暗挖車站局促狹小導洞空間內選用地下連續墻的方式在國內尚屬首例，在小型設備研發、施工工序、施工引起的環境效應等方面具有嚴峻的挑戰，需要開展深入系統的研究。為此，依托北京地鐵16號線看丹站工程，對邊導洞內地下連續墻施工過程進行數值模擬，深入分析暗挖車站洞內地下連續墻施工引起的環境效應，并與導洞初期支護監測數據進行對比驗證，從而為地鐵車站洞內地下連續墻的推廣應用奠定基礎。

1 工程概況

1.1 工程簡介

北京地鐵16號線看丹站位于富豐橋站到榆樹莊站之間，工程所在位置如圖1所示?？吹ふ疚挥诳吹つ下泛涂礂盥方徊媛房谔?，車站沿看丹南路呈東西向布置，跨路口設置。

圖1 工程位置

看丹站總長271.2 m，有效站臺中心里程右K20+698.600，車站有效站臺中心處軌面高程29.15 m?？吹ふ緸殡p層三跨島式車站，車站有效站臺寬12 m，結構寬21.3 m，高16.04 m，拱頂覆土約7.2 m，車站東西兩端均為礦山法區間隧道。采用三導洞PBA法施工(圖2)，邊導洞高5.6 m，寬4.6 m，相鄰導洞間距3.75 m，洞內地下連續墻在邊導洞內施作。

圖2 工程地質剖面

1.2 工程地質及水文地質條件

看丹站底板埋深約為23.6 m，開挖深度范圍內主要包括：雜填土①層、粉質粉土素填土①3層、細砂～粉砂②1層、圓礫～卵石②層、卵石③層、卵石④層、卵石⑤層、黏土巖⑦層。

影響本工程的地下水為潛水，勘察地下水位穩定標高約28.5 m，埋深約22 m(現狀地下水位穩定標高約29.5 m，埋深約21 m)。車站底板標高27.5～26.8 m，埋深23.5～24.1 m，車站底板進入地下水2.6～3.1 m。工程地質剖面及地下水分布如圖2所示。

1.3 地下連續墻止水方案

看丹站地下連續墻體厚度為0.8 m，深度(最深)為18.5 m，每幅寬度為2.5 m，分節安裝，鋼筋籠長度為2.5、3.5 m。采用型鋼、鋼筋機械連接接頭，地下連續墻采用C35抗滲混凝土，標號為P8。地下連續墻被劃分為111個槽段，其中“一”字形槽段110個，“L”型槽段1個。

地下連續墻采用DJK-68-01型號低凈空鉆機[9]挖槽，優質泥漿護壁。鋼筋籠在加工場制作，用全液壓工作DJK-58-01型號吊裝機械吊裝鋼筋籠，鋼筋籠采用焊接連接，導管法灌注混凝土。

洞內DJK-68-01型號低凈空鉆機如圖3所示。該設備性能優良，主要體現在：①效率高，施工周期短；②安全可靠，對環境沒有污染；③鉆機可自由升降高度，滿足從豎井進入后，通過導洞可穿行高度約2.8 m的空間；④沉降減少，工期縮短。

圖3 DJK-68-01低凈空鉆機

2 數值計算模型

2.1 模型建立

應用MIDAS/GTS NX軟件建立三維數值分析模型，為減少模型截斷邊界的影響，模型寬度設為80 m，約為4倍的車站跨徑，高度為50 m，沿車站縱向長度為40 m。模型前后左右及下部邊界均施加法向約束，上部地表為自由邊界。所建模型未考慮地下水滲流的影響。整體模型網格剖分如圖4(a)所示，導洞及地下連續墻部分網格剖分如圖4(b)所示。

圖4 數值計算模型網格剖分

2.2 模型參數

相比于Mohr Coulomb本構模型，修正Mohr-Coulomb本構模型可以分別設定土體的加、卸載模量，能有效地控制大斷面土體開挖時由于應力釋放引起的回彈隆起現象[10-11]，故本文模型中地基土體選用修正Mohr-Coulomb本構模型模擬，模型參數取值于巖土工程勘察報告，如表1所示。導洞初支襯砌和地下連續墻材料采用彈性本構模型模擬；注漿土體的力學性質服從Mohr-Coulomb本構關系。支護結構參數如表2所示。

表1 巖土物理力學參數

表2 支護結構物理力學參數

3 施工工序模擬

地鐵暗挖車站地下連續墻施工工序主要分為導洞開挖、初期支護和地下連續墻施作。在導洞開挖過程中，相鄰導洞斷面開挖距離不小于10 m，導洞開挖進尺設為1 m；開挖前注漿加固，每開挖完成1個進尺后即施作初期支護。導洞具體開挖順序為：①左右側導洞開挖0～10 m；②左側導洞開挖11～20 m，中導洞開挖0～10 m；③右側導洞開挖11～20 m，左側導洞開挖21～30 m；④中導洞開挖11～20 m，右側導洞開挖21～30 m；⑤左側導洞開挖31～40 m，中導洞開挖21～30 m；⑥右側導洞開挖31～40 m；⑦中導洞開挖31～40 m。

數值計算過程與地下連續墻實際施工過程保持一致，要根據設計圖紙分幅情況，結合現場實際，提前擬定地下連續墻成槽順序，配備1臺成槽機，采用跳槽(跳三打一)施工，先施作右側地下連續墻后施作左側地下連續墻。地下連續墻施工幅(槽)段劃分如圖5所示。數值計算過程中，右側地下連續墻施工過程模擬如表3所示，左側地下連續墻施工工序同右側。單側地下連續墻施作順序如圖6所示。

圖5 地下連續墻施工幅(槽)段劃分

表3 導洞內地下連續墻施工工序

圖6 單側地下連續墻施作順序

4 導洞初期支護數值模擬

4.1 導洞初期支護拱頂沉降

4.1.1 右側導洞初期支護拱頂沉降

地下連續墻施工前后，右側導洞初期支護豎向位移云圖如圖7所示。由圖7可知，地下連續墻施工前，右側導洞拱頂處沉降隨開挖斷面深入呈明顯增大趨勢。拱頂沉降較大位置主要集中在導洞拱頂中線左右1 m范圍內，大致對稱分布。地下連續墻施工完成以后，導洞初期支護拱頂沉降趨勢基本不變。拱頂沉降范圍明顯增大，不再以拱頂中線為中心對稱分布，逐漸向右偏移，大致分布在拱頂中線左側1 m到右側2 m范圍內。拱頂沉降范圍向地下連續墻所在側偏移是因為地下連續墻在導洞底板處并非居中布置，其在施工開挖中引起了所在地層的地層損失，周圍地層在彌補地層損失的過程中，發生地層運動，進而引發地層變形和移動。地下連續墻所在地層變形向上傳遞使得其上方的導洞初期支護結構產生拱頂沉降變形，拱頂沉降變形范圍向地連墻所在方向偏移。

提取圖7中右側導洞拱頂沉降計算結果，匯總于圖8。地下連續墻施工前、施工中及施工后的右側導洞拱頂沉降曲線如圖8(a)所示，地下連續墻施作引起的附加拱頂沉降曲線如圖8(b)所示。由圖8(a)可知，地下連續墻施工前，右側導洞初期支護拱頂沉降最大值約4.5 mm。右側地下連續墻施工完成后右側導洞初期支護拱頂沉降最大值約7.3 mm，左側地下連續墻施工完成后即兩側地下連續墻施工完成后拱頂沉降量最大值增加至7.9 mm。右側地連墻施作對上方右側導洞拱頂沉降影響最大，左側地連墻施作階段右側導洞拱頂沉降量略有增加。由圖8(b)可知，地下連續墻施工后，初期支護拱頂沉降量最大沉降量增加3.8 mm，約占總沉降的48%，位于開挖斷面約22 m處。

圖7 右側導洞初期支護豎向位移云圖

圖8 右側導洞拱頂沉降曲線

4.1.2 左側導洞初期支護拱頂沉降

地下連續墻施工前后，左側導洞初期支護豎向位移云圖如圖9所示。由圖9(a)可知，地下連續墻施工前，左側導洞拱頂處沉降隨開挖斷面深入呈明顯增大趨勢。拱頂沉降較大位置主要集中在導洞拱頂中線左右1.5 m范圍內，大致對稱分布。由圖9(b)可知，地下連續墻施工完成以后，左導洞初期支護拱頂沉降趨勢基本不變。拱頂沉降范圍明顯增大，不再以拱頂中線為中心對稱分布，逐漸向左偏移，大致分布在拱頂中線左側2.5 m到右側1.5 m范圍內。

圖9 左導洞初期支護豎向位移云圖

提取圖9中左側導洞拱頂沉降計算結果，匯總于圖10。地下連續墻施工前、施工中及施工后的左側導洞拱頂沉降曲線如圖10(a)所示，地下連續墻施作引起的附加拱頂沉降曲線如圖10(b)所示。由圖10(a)可知，地下連續墻施工前，左側導洞初期支護拱頂沉降最大值約4.5 mm。右側地下連續墻施工后，左側導洞拱頂沉降略有增加，拱頂沉降量最大值約5.2 mm。左側地下連續墻施工完成后，左側導洞拱頂沉降量明顯增加，最大值約8.1 mm。由圖10(b)可知，地下連續墻施工后，初期支護拱頂沉降量最大沉降量增加4.0 mm，約占總沉降的48%，位于開挖斷面約22 m處。

圖10 左側導洞拱頂沉降曲線

4.1.3 中導洞初期支護拱頂沉降

地下連續墻施工前后，中導洞初期支護豎向位移云圖如圖11所示。分析圖11(a)可知，地下連續墻施工前，由于中導洞存在中隔壁，使得拱頂部位沉降明顯小于左右側小導洞拱頂沉降。隨開挖面深入，左右側小導洞拱頂沉降量增大，沉降范圍擴大。分析圖11(b)可知，地下連續墻施工完成后，左右側小導洞拱頂沉降范圍變化不大，拱頂沉降量有所增加。

圖11 中導洞初期支護豎向位移云圖

提取圖11導洞拱頂沉降結果匯總于圖12。地下連續墻施工前后，中導洞右側小導洞拱頂沉降曲線如圖12(a)所示，中導洞左側小導洞拱頂沉降曲線如圖12(b)所示。由圖12可知，左右側小導洞拱頂沉降最大值基本相同約為7.5 mm。左右側小導洞拱頂沉降最大值分別為10.6 mm和11.2 mm。由地下連續墻施作引起的中導洞左右側小導洞拱頂沉降量增量最大值約為3.5 mm和3.7 mm，約占總沉降量的35%。

圖12 中導洞拱頂沉降曲線

4.2 導洞初期支護水平凈空收斂

4.2.1 右側導洞初期支護水平凈空收斂

地連墻施工前后，右導洞初期支護水平位移云圖13所示。地下連續墻成槽施工過程是圍巖產生卸載的過程，其開挖形成臨空面導致收斂變形的發生。由圖13(a)可知，地下連續墻施工前，右導洞初期支護水平方向變形主要集中在導洞側壁位置，表現為側壁向洞內進行收斂。導洞初期支護水平凈空收斂較大值集中分布在初支側壁底部上方1.8～2.8 m范圍內。由圖13(b)可知，地下連續墻施工完成后，右導洞初期支護水平凈空收斂較大值集中分布在初支側壁處。

圖13 右導洞初期支護水平位移云圖

提取圖13中右導洞水平凈空收斂計算結果，匯總于圖14。地下連續墻施工前后的右導洞水平凈空收斂曲線如圖14(a)所示，地下連續墻施作引起的附加水平凈空收斂曲線如圖14(b)所示。由圖14(a)可知，地下連續墻施工前后，右側導洞初期支護水平凈空收斂最大值由2.9 mm增至4.3 mm。由圖14(b)可知，地下連續墻施工后，右側導洞水平凈空收斂增值較大值主要分布在導洞縱向開挖斷面10～30 m處，水平收斂值增值最大值為2.2 mm，約占總水平收斂值的51%，位于開挖斷面約25 m處。

圖14 右導洞水平凈空收斂曲線

4.2.2 左側導洞初期支護水平凈空收斂

地連墻施工前后，左導洞初期支護水平位移云如圖15所示。由圖15(a)可知，地下連續墻施工前，左導洞初期支護水平方向變形主要集中在導洞側壁位置，表現為側壁向洞內進行收斂。導洞初期支護水平凈空收斂較大值集中分布在初支側壁底部上方1.8～2.8 m。由圖15(b)可知，地下連續墻施工完成后，左導洞初期支護水平凈空收斂較大值集中分布在初支側壁處。

圖15 左導洞初期支護水平位移云圖

提取圖15中左導洞水平凈空收斂計算結果，匯總于圖16。地下連續墻施工前后的左導洞水平凈空收斂曲線如圖16(a)所示，地下連續墻施作引起的附加水平凈空收斂曲線如圖16(b)所示。由圖16(a)可知，地下連續墻施工前后，左側導洞初期支護水平凈空收斂最大值由3.0 mm增至4.1 mm。由圖16(b)可知，地下連續墻施工后，左側導洞水平凈空收斂增值較大值主要分布在導洞縱向開挖斷面10～30 m處，水平收斂值增值最大值為2.0 mm，約占總水平收斂值的49%，位于開挖斷面約25 m處。

圖16 左導洞水平凈空收斂曲線

4.2.3 中導洞初期支護水平凈空收斂

地下連續墻施工前后，中導洞初期支護水平位移云圖如圖17所示。由圖17(a)可知，地下連續墻施工前，中導洞初期支護水平變形較大位置主要集中在中隔壁處。中導洞初期支護左右側壁水平位移較小，左右小導洞水平變形比較明顯。主要表現在左側小導洞水平凈空變形為擴展，最大值約8.4 mm；右側小導洞水平凈空變形為收斂，最大值約7.8 mm。由圖17(b)可知，地下連續墻施工完成后，左右側小導洞水平凈空位移最大值分別為8.5 mm和8.3 mm。

圖17 中導洞初期支護水平位移云圖

提取圖17中左導洞水平凈空收斂計算結果，匯總于圖18。地下連續墻施作引起的中導洞左右小導洞初期支護水平凈空變形如圖18所示。由圖18可知，地下連續墻施工前后，中導洞左右小導洞水平凈空變形很小，基本保持不變，可知地下連續墻施作對中導洞初期支護水平位移變化影響不大。

圖18 中導洞初期支護拱頂沉降曲線

導洞開挖支護完成以后，原有土體承載的周邊壓力由導洞初襯結構承擔，形成一個完整閉合的平衡體系，周圍土體變形趨于穩定。導洞內地下連續墻施工破壞了初期支護結構，使得初襯結構不再完整閉合，周圍土體受到擾動，使周圍巖土體穩定性遭到破壞，巖土體在達到新的穩定狀態過程中會向地下連續墻成槽臨空面產生蠕動變形，這個過程引發了地層損失和收斂變形，從而導致拱頂沉降和凈空收斂變形。因地下連續墻成槽開挖斷面中，豎向寬度18.5 m大于水平向寬度1 m，使得周圍土體豎向沉降變形較水平向收斂變形明顯，即使得導洞拱頂沉降變形大于導洞凈空收斂變形。所以在施工過程中，導洞部位監測可以拱頂沉降監測為主，水平收斂為輔。

4.3 導洞初期支護內力分析

4.3.1 導洞初期支護最大主應力分布

地下連續墻施工前后，導洞初期支護最大主應力分布如圖19所示。分析圖19可知，導洞初期支護結構最大主應力為拉應力。地下連續墻施工前，導洞初期支護形成一個封閉環，圍巖壓力主要施加在導洞初期支護上，導洞初期支護最大主應力主要集中在導洞拱頂處和導洞側壁底角處，最大值約1.4 MPa。地下連續墻施工完成后，導洞初期支護封閉環被破壞，周圍土體受擾動，產生應力重分布，圍巖應力由導洞初期支護和地下連續墻共同承擔。導洞初期支護最大主應力分布范圍擴大，左右導洞初期支護底板處擴大最為明顯，向地下連續墻處延伸，大致呈條帶分布。地下連續墻施作后，導洞初期支護最大主應力值增加，最大值增加至1.6 MPa。

圖19 導洞初期支護最大主應力分布云圖

4.3.2 導洞初期支護最小主應力分布

地下連續墻施工前后，導洞初期支護最小主應力分布如圖20所示。分析圖20可知，導洞初期支護結構最小主應力為壓應力。地下連續墻施工前，導洞初期支護最小主應力主要集中在導洞側壁處和中導洞中隔壁下方處，左右導洞內側壁較外側壁分布更為明顯，導洞初期支護最小主應力最大值約4.4 MPa。地下連續墻施工完成后，導洞初期支護最大主應力分布范圍擴大，左右導洞初期支護底板處擴大更加明顯。地下連續墻施作后，導洞初期支護最大主應力值增加，最大值增加至4.6 MPa。

圖20 導洞初期支護最小主應力分布云圖

5 數值模擬結果與監測結果對比

導洞拱頂沉降監測點平面布置如圖21所示，模型監測斷面如圖22所示，導洞拱頂沉降現場監測與數值模擬結果對比如表4所示。4#導洞拱頂沉降時程曲線如圖23所示。由表4分析可知，現場監測結果與數值模擬結果基本一致，4#導洞內6幅地下連續墻的施作對3#和4#導洞初期支護拱頂變形影響較大，對1#和2#導洞初期支護拱頂變形影響不明顯。

圖21 沉降監測點平面布置圖

圖23 4#導洞拱頂沉降時程曲線

目前施工階段是4#導洞內施作了6幅地下連續墻，導洞初期支護拱頂沉降監測值相對于其他導洞變化明顯。為了減少模型邊界尺寸的影響，選取4#導洞初期支護中斷面拱頂沉降現場監測結果與數值模擬結果進行對比。拱頂沉降時程曲線(圖23)對比分析表明：數值模擬結果與實測結果趨勢基本吻合。

6 結論

以北京地鐵16號線看丹站洞內施工地下連續墻為工程背景，應用現場實測與數值模擬相結合的方法，對洞內地下連續墻施工前后的導洞環境效應進行分析。得出如下主要結論。

(1)地下連續墻施工前，地下連續墻上方導洞拱頂處沉降隨開挖斷面深入呈明顯增大趨勢。拱頂沉降較大位置主要以導洞拱頂中線為中心，大致

對稱分布。地下連續墻施工完成以后，拱頂沉降范圍增大，不再以拱頂中線為中心對稱分布，向導洞外側有所偏移。地下連續墻施工后，地下連續墻上方導洞拱頂沉降量增量最大值約3.8 mm，約占總沉降的48%，位于縱向開挖斷面中部。

(2)單側地下連續墻施作對該側地下連續墻正上方邊導洞拱頂沉降影響最大，對另一側邊導洞拱頂沉降影響不明顯。雙側地下連續墻施工完成后，左右側邊導洞拱頂沉降基本以車站中線為中心對稱分布。

(3)地下連續墻施工完成后，上方導洞初期支護水平凈空收斂較大值集中分布在初支側壁處，水平凈空收斂值增值最大值為2.2 mm，約占總水平收斂值的51%。地下連續墻施作對中導洞初期支護水平位移變化影響不大。地下連續墻施工主要引起導洞拱頂沉降的變化，導洞水平凈空收斂較為穩定。

(4)地下連續墻施工前，導洞初期支護最大主應力表現為拉應力，主要集中在導洞拱頂處和側壁底角處。地下連續墻施工完成后，導洞初期支護最大主應力分布范圍擴大，左右導洞初期支護底板處擴大最為明顯，向地下連續墻處延伸，大致呈條帶分布。