明挖施工對近接地鐵車站結構影響效應研究

何鳳 蘇波 任刃

文章依托成都市某換乘服務中心項目的近接既有地鐵車站明挖基坑工程，利用三維有限元模型，研究了基坑深度與近接既有地鐵車站結構穩定性的關系。驗算結果表明，近接地鐵車站的應力場明顯受基坑開挖的影響，從模擬數據來看：明挖基坑越深，近接地鐵車站變形越大。不同開挖深度下，既有地鐵車站的豎向位移、水平位移及內力變化規律基本一致。為類似近接既有線結構的基坑施工提供參考 。

近接既有線; 明挖基坑; 變形; 有限元分析

U455.45?? A

[定稿日期]2021-08-13

[作者簡介]何鳳（1984～），男，本科，高級工程師，從事水利水電、工業與民用建筑、市政、公路工程等的施工與技術管理工作;蘇波（1989～），男，碩士，工程師，從事建設工程施工技術與管理工作;任刃（1987～），男，本科，工程師，從事建設工程施工技術與管理工作。

1 工程概況

成都市某換乘服務中心項目位于高新南區，項目占地面積約12.7 ha，總建筑面積約27×104 m2，涵蓋軌道交通A線、B線車站及部分明挖區間，與強近接的C線既有線某車站形成三條線路換乘車站。

1.1 地質情況

基坑開挖深度范圍內主要有<3-8-3>卵石土、<5-1-2>強風化泥巖、<5-1-3>中風化泥巖。A線站臺及明挖區間、B線站臺基底位于中風化泥巖，泥質結構，中厚層狀構造，產狀平緩，節理、裂隙較發育，巖體較完整—完整，巖體屬含石膏地層，巖面可見灰綠色斑點或條帶，巖體中夾斑點狀、條帶狀及團塊狀石膏，局部夾芒硝，局部巖體在地下水的作用下差異風化夾層比較發育，巖體呈碎裂結構，碎塊狀、角礫狀構造，巖體風化呈碎塊狀、局部風化呈半巖半土狀，巖芯遇水易軟化，失水崩解，巖質軟—較軟，巖土施工工程分級為Ⅳ級軟質巖。B線基底存在強風化泥巖夾層。C線既有線某車站埋深范圍內主要有<2-2>黏土層、<3-8-3>卵石土、<5-1-3>中風化泥巖，基底位于中風化泥巖。

1.2 設計概況

A線、B線、C線組成三條線路換乘站，三座車站兩兩相交，呈三角形布置。C線為南北走向既有線，站臺位于地下四層，埋深約32 m;A線位于C線東側，為西南—東北走向，站臺層為地下三層，底板埋深24.3～24.5 m;B線位于C線東側、A線北側，為西北—東南走向，站臺層位于地下五層，底板埋深約41 m。A、B、C三條線路圍成的三角換乘區域開挖深度約24 m（圖1）。

根據CJJT202-2013《城市軌道交通結構安全保護技術規范》附錄A，近接程度為：非常接近;外部作業影響分區為：強烈影響區;外部作業等級為：特級。

A線、B線及三角換乘區與C線剛接，其明挖施工可能對既有線C線車站主體結構造成影響，需進行安全性驗算。

1.3 控制標準確定

C線結構變形監測最大累計變化量及變化速率監控報警值如表1所示。

由于C線施工完成時間已久，現階段三角區域施工所影響的C線位移變形量應進行折減，選取折減系數0.5，基于安全性考慮，本次三角區域開挖施工的C線變形控制值為5 mm。

2 既有C線車站結構變形安全計算分析

2.1 施工數值模型

項目工程結構復雜（坑內分布不同開挖深度的基坑），為準確分析并預測基坑后續施工的安全影響，并考慮基坑開挖的空間效應，因此采用Midas GTS NX計算軟件進行三維數值分析，建立三維有限元模型。土體采用修正摩爾—庫倫本構。該土體本構可模擬初次加載—卸載—再加載之間的剛度差別（圖2）。

在模擬計算中，X方向對應南北方向，此時正值表示位移向南側發展，負值表示位移向北側發展;Y方向對應東西方向，此時正值表示位移向東側發展，負值表示位移向西側發展;Z方向對應豎直方向，Z方向位移正值表示隆起，負值表示沉降。

模型X、Y方向的左、右、前、后4個邊界采用水平約束的滑動支座邊界條件，模型底面采用固定支座邊界條件，模型上表面為自由邊界。

根據基坑開挖的全過程中各施工步驟，采用“激活—鈍化”的方式模擬基坑開挖全過程，最終對圍護結構、既有地鐵車站和周邊地層的變形和內力作出合理的預測[2]。

2.2 既有C線車站結構豎向變形分析

經過計算得到C線既有車站結構豎向變形云圖如圖3所示。

由圖3可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖會造成C線既有車站結構產生一定的豎向沉降。當三角區區域開挖3 m和6 m時，C線既有車站結構豎向沉降區域集中在圖示位置，主要位于基坑開挖位置上方。經數據統計處理，獲得整個過程的豎向變形總量如表2所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m造成C線既有車站結構產生1.76 mm豎向沉降。開挖6 m時，C線既有車站結構豎向沉降達到2.04 mm。位移變化量0.28 mm，增大了16 %。依據控制標準可知，2.04 mm<5 mm，施工方案設計滿足設計要求。

2.3 C線車站結構水平變形分析

經過計算得到C線既有車站結構水平變形云圖如圖4所示。

由圖4可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖會造成C線既有車站結構側墻產生一定的側向位移，三角區開挖3 m和6 m深度后，C線既有車站結構頂板出現較大的側向位移。主要分布在圖示負一層、北端10 m的C線負二層位置（范圍33 m）。經數據統計處理，獲得整個過程的水平變形總量如表3所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m造成C線既有車站結構側墻產生0.208 mm側向位移。開挖6 m造成C線既有車站結構側墻產生0.261 mm側向位移。兩個方案位移量相差0.053 mm，增幅達到了25.2 %。依據控制標準可知，0.261 mm<5 mm，施工方案設計滿足設計要求。

2.4 既有C線車站結構最大主應力分析

經過計算得到C線既有車站結構最大主應力云圖如圖5所示。

由圖5可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生較大應力，整個工序進行過程中，最大主應力值保持相對穩定。經數據統計處理，獲得整個過程C線既有車站結構最大主應力總量如表4所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生1.126 MPa拉應力，開挖6 m會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生1.124 MPa拉應力。兩者相差0.00181 MPa，增幅僅為0.16 %，但在施工過程中，還是要進行嚴密檢測，重點觀察車站側墻與頂板相接處是否發生較大變形。

2.5 既有C線車站結構最小主應力分析

經過計算得到C線既有車站結構最小主應力云圖如圖6所示。

由圖6可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生較大應力，整個工序進行過程中，最小主應力值保持相對穩定。經數據統計處理，獲得整個過程C線既有車站結構最小主應力總量如表5所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生7.487 76 MPa壓應力，開挖6 m會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生7.489 65 MPa壓應力。兩者相差0.001 89 MPa，增幅僅為0.03 %，但在施工過程中，還是應進行嚴密檢測，重點觀察車站側墻與頂板相接處是否發生較大變形。

2.6 既有C線車站結構彎矩內力分析

經過計算得到C線錦城廣場站既有車站結構彎矩內力云圖如圖7所示。

由圖7可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m造成C線既有車站結構頂板處產生較大彎矩。經數據統計處理，獲得整個過程C線既有車站結構彎矩內力總量如表6所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m會造成C線既有車站結構頂板處產生2 959.65 kN·m的彎矩內力。開挖6 m會造成C線既有車站結構頂板處產生2 963.71 kN·m的彎矩內力。兩者相差4.06 kN·m，增幅僅為0.14 %，但在施工過程中，還是應進行嚴密檢測，重點觀察車站頂板東側是否發生較大變形。

2.7 既有C線車站結構剪力內力分析

經過計算得到C線既有車站結構剪力內力云圖如圖8所示。

由圖8可知，三角換乘區域施工過程中，土體開挖會造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生較大剪力內力，整個工序進行過程中，最大剪力內力值保持相對穩定。經數據統計處理，獲得整個過程C線既有車站結構剪力內力總量如表7所示。

三角換乘區域施工過程中，土體開挖3 m造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生2 112.54 kN的剪力內力。開挖6 m造成C線既有車站結構側墻靠近頂板處產生2 113.65 kN的剪力內力。兩者相差1.11 kN，增幅僅為0.05 %，但在施工過程中，還是應進行嚴密檢測，重點觀察車站側墻與頂板相接處是否發生大變形。

3 結束語

本文通過Midas GTS NX建立了三維有限元模型，分析了不同深度的近接明挖基坑施工對進階既有線車站的影響[3]：

（1）近接地鐵車站的應力場明顯受基坑開挖的形象，從模擬數據來看：明挖基坑越深，近接車站變形越大。

（2）不同近接開挖深度下，既有線車站的豎向位移、水平位移及內力變化規律基本一致。

（3）數值模擬僅為預測的一種手段，在施工工程中，需合理考慮不同的監測手段，進行嚴密的監督控制，一旦發生變形值過大，應立即采取有效措施控制，避免造成人員傷亡及財產損失。

參考文獻

[1] 徐騰飛. 基坑開挖對近接地鐵車站影響的數值分析[J]. 土工基礎，2019，33（4）：418-423.

[2] 余曉琳，施成華.鄰近基坑施工對既有地鐵結構影響的分析[J].巖土工程技術，2010（4）.202-206.

[3] 張培森.基坑開挖對已有地鐵變形影響數值分析[J].地下空間與工程學報，2009（z1）：1375-1378.

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