暗挖车站洞内地下连续墙施工导洞环境效应分析

薛洪松，朱雅倩，刘希胜，杜昌隆，张志红，李立云*

(1.北京建工集团有限责任公司，北京 100055；2.北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室，北京 100124)

随着中国城市化进程的不断加快，城市地铁等基础设施建设得以迅猛发展。为保证施工开挖面的无水作业，富水地层中进行地下工程施工时往往需要进行大面积抽降水作业，造成大量的水资源浪费。为加强水资源管理和保护，2017年12月北京市人民政府印发《北京市水资源税改革试点实施办法》[1]，明确提出工程建设过程中破坏地下水层、发生地下涌水的活动应征收水资源税。因此，在地铁车站施工建设过程中，寻求非降水施工方法已经迫在眉睫。

作为止水帷幕技术之一的地下连续墙，因止水效果显著，被广泛应用于基坑开挖、地下铁道、水坝等重大工程中，其施工诱发的环境效应一直是关注的焦点。裴尧尧[2]通过对地下连续墙成槽施工过程引起环境效应进行了系统的研究，定量分析出地下连续墙成槽施工过程中周围土体的变形，进一步确定了泥浆参数的取值并为后续施工提供指导意义。张焕荣等[3]以某深基坑地下连续墙支护工程为背景，通过有限元软件对地下连续墙支护条件下深基坑开挖施工建模，分析了其施工过程中对邻近地铁隧道的影响，以此为类似设计和施工提供参考。刘兴旺等[4]结合实际工程，从墙体设计、槽壁加固和成墙施工三个方面分析了地下连续墙成槽施工的环境影响机理，针对设计与施工存在的主要问题，提出了墙体优化设计建议，以及减少槽壁加固和成槽施工环境影响的防治措施。董霄[5]通过有限元模拟软件对基坑开挖过程进行了模拟，结合施工过程中地下连续墙实际监测数据，分析出地下连续墙不同土层条件下的变形特点及趋势。潘林有等[6]、钱铭[7]以某深基坑地下连续墙支护工程为依托，通过室内模型试验，结合现场实测数据，分析得出地下连续墙的变形规律及施工中引起的环境效应。刘鑫鹏[8]以某地区槽式地下连续墙支护工程为依托，通过对地下连续墙建模分析，得出墙体的位移大小及变化规律，进而得到适合该地区的地下连续墙结构设计方案。目前，已有研究仅对开敞空间内地下连续墙施工诱发的环境响应进行了较为系统的探讨，缺乏针对地铁车站洞内地下连续墙施工诱发的环境效应方面的相关研究。

北京地铁16号线看丹站工程，在原有洞桩(pile-beam-arch，PBA)工法的基础上将边导洞内的边桩改为地下连续墙以达到承载和控制地下水的双重目的。暗挖车站局促狭小导洞空间内选用地下连续墙的方式在国内尚属首例，在小型设备研发、施工工序、施工引起的环境效应等方面具有严峻的挑战，需要开展深入系统的研究。为此，依托北京地铁16号线看丹站工程，对边导洞内地下连续墙施工过程进行数值模拟，深入分析暗挖车站洞内地下连续墙施工引起的环境效应，并与导洞初期支护监测数据进行对比验证，从而为地铁车站洞内地下连续墙的推广应用奠定基础。

1 工程概况

1.1 工程简介

北京地铁16号线看丹站位于富丰桥站到榆树庄站之间，工程所在位置如图1所示。看丹站位于看丹南路和看杨路交叉路口处，车站沿看丹南路呈东西向布置，跨路口设置。

图1 工程位置

看丹站总长271.2 m，有效站台中心里程右K20+698.600，车站有效站台中心处轨面高程29.15 m。看丹站为双层三跨岛式车站，车站有效站台宽12 m，结构宽21.3 m，高16.04 m，拱顶覆土约7.2 m，车站东西两端均为矿山法区间隧道。采用三导洞PBA法施工(图2)，边导洞高5.6 m，宽4.6 m，相邻导洞间距3.75 m，洞内地下连续墙在边导洞内施作。

图2 工程地质剖面

1.2 工程地质及水文地质条件

看丹站底板埋深约为23.6 m，开挖深度范围内主要包括：杂填土①层、粉质粉土素填土①3层、细砂～粉砂②1层、圆砾～卵石②层、卵石③层、卵石④层、卵石⑤层、黏土岩⑦层。

影响本工程的地下水为潜水，勘察地下水位稳定标高约28.5 m，埋深约22 m(现状地下水位稳定标高约29.5 m，埋深约21 m)。车站底板标高27.5～26.8 m，埋深23.5～24.1 m，车站底板进入地下水2.6～3.1 m。工程地质剖面及地下水分布如图2所示。

1.3 地下连续墙止水方案

看丹站地下连续墙体厚度为0.8 m，深度(最深)为18.5 m，每幅宽度为2.5 m，分节安装，钢筋笼长度为2.5、3.5 m。采用型钢、钢筋机械连接接头，地下连续墙采用C35抗渗混凝土，标号为P8。地下连续墙被划分为111个槽段，其中“一”字形槽段110个，“L”型槽段1个。

地下连续墙采用DJK-68-01型号低净空钻机[9]挖槽，优质泥浆护壁。钢筋笼在加工场制作，用全液压工作DJK-58-01型号吊装机械吊装钢筋笼，钢筋笼采用焊接连接，导管法灌注混凝土。

洞内DJK-68-01型号低净空钻机如图3所示。该设备性能优良，主要体现在：①效率高，施工周期短；②安全可靠，对环境没有污染；③钻机可自由升降高度，满足从竖井进入后，通过导洞可穿行高度约2.8 m的空间；④沉降减少，工期缩短。

图3 DJK-68-01低净空钻机

2 数值计算模型

2.1 模型建立

应用MIDAS/GTS NX软件建立三维数值分析模型，为减少模型截断边界的影响，模型宽度设为80 m，约为4倍的车站跨径，高度为50 m，沿车站纵向长度为40 m。模型前后左右及下部边界均施加法向约束，上部地表为自由边界。所建模型未考虑地下水渗流的影响。整体模型网格剖分如图4(a)所示，导洞及地下连续墙部分网格剖分如图4(b)所示。

图4 数值计算模型网格剖分

2.2 模型参数

相比于Mohr Coulomb本构模型，修正Mohr-Coulomb本构模型可以分别设定土体的加、卸载模量，能有效地控制大断面土体开挖时由于应力释放引起的回弹隆起现象[10-11]，故本文模型中地基土体选用修正Mohr-Coulomb本构模型模拟，模型参数取值于岩土工程勘察报告，如表1所示。导洞初支衬砌和地下连续墙材料采用弹性本构模型模拟；注浆土体的力学性质服从Mohr-Coulomb本构关系。支护结构参数如表2所示。

表1 岩土物理力学参数

表2 支护结构物理力学参数

3 施工工序模拟

地铁暗挖车站地下连续墙施工工序主要分为导洞开挖、初期支护和地下连续墙施作。在导洞开挖过程中，相邻导洞断面开挖距离不小于10 m，导洞开挖进尺设为1 m；开挖前注浆加固，每开挖完成1个进尺后即施作初期支护。导洞具体开挖顺序为：①左右侧导洞开挖0～10 m；②左侧导洞开挖11～20 m，中导洞开挖0～10 m；③右侧导洞开挖11～20 m，左侧导洞开挖21～30 m；④中导洞开挖11～20 m，右侧导洞开挖21～30 m；⑤左侧导洞开挖31～40 m，中导洞开挖21～30 m；⑥右侧导洞开挖31～40 m；⑦中导洞开挖31～40 m。

数值计算过程与地下连续墙实际施工过程保持一致，要根据设计图纸分幅情况，结合现场实际，提前拟定地下连续墙成槽顺序，配备1台成槽机，采用跳槽(跳三打一)施工，先施作右侧地下连续墙后施作左侧地下连续墙。地下连续墙施工幅(槽)段划分如图5所示。数值计算过程中，右侧地下连续墙施工过程模拟如表3所示，左侧地下连续墙施工工序同右侧。单侧地下连续墙施作顺序如图6所示。

图5 地下连续墙施工幅(槽)段划分

表3 导洞内地下连续墙施工工序

图6 单侧地下连续墙施作顺序

4 导洞初期支护数值模拟

4.1 导洞初期支护拱顶沉降

4.1.1 右侧导洞初期支护拱顶沉降

地下连续墙施工前后，右侧导洞初期支护竖向位移云图如图7所示。由图7可知，地下连续墙施工前，右侧导洞拱顶处沉降随开挖断面深入呈明显增大趋势。拱顶沉降较大位置主要集中在导洞拱顶中线左右1 m范围内，大致对称分布。地下连续墙施工完成以后，导洞初期支护拱顶沉降趋势基本不变。拱顶沉降范围明显增大，不再以拱顶中线为中心对称分布，逐渐向右偏移，大致分布在拱顶中线左侧1 m到右侧2 m范围内。拱顶沉降范围向地下连续墙所在侧偏移是因为地下连续墙在导洞底板处并非居中布置，其在施工开挖中引起了所在地层的地层损失，周围地层在弥补地层损失的过程中，发生地层运动，进而引发地层变形和移动。地下连续墙所在地层变形向上传递使得其上方的导洞初期支护结构产生拱顶沉降变形，拱顶沉降变形范围向地连墙所在方向偏移。

提取图7中右侧导洞拱顶沉降计算结果，汇总于图8。地下连续墙施工前、施工中及施工后的右侧导洞拱顶沉降曲线如图8(a)所示，地下连续墙施作引起的附加拱顶沉降曲线如图8(b)所示。由图8(a)可知，地下连续墙施工前，右侧导洞初期支护拱顶沉降最大值约4.5 mm。右侧地下连续墙施工完成后右侧导洞初期支护拱顶沉降最大值约7.3 mm，左侧地下连续墙施工完成后即两侧地下连续墙施工完成后拱顶沉降量最大值增加至7.9 mm。右侧地连墙施作对上方右侧导洞拱顶沉降影响最大，左侧地连墙施作阶段右侧导洞拱顶沉降量略有增加。由图8(b)可知，地下连续墙施工后，初期支护拱顶沉降量最大沉降量增加3.8 mm，约占总沉降的48%，位于开挖断面约22 m处。

图7 右侧导洞初期支护竖向位移云图

图8 右侧导洞拱顶沉降曲线

4.1.2 左侧导洞初期支护拱顶沉降

地下连续墙施工前后，左侧导洞初期支护竖向位移云图如图9所示。由图9(a)可知，地下连续墙施工前，左侧导洞拱顶处沉降随开挖断面深入呈明显增大趋势。拱顶沉降较大位置主要集中在导洞拱顶中线左右1.5 m范围内，大致对称分布。由图9(b)可知，地下连续墙施工完成以后，左导洞初期支护拱顶沉降趋势基本不变。拱顶沉降范围明显增大，不再以拱顶中线为中心对称分布，逐渐向左偏移，大致分布在拱顶中线左侧2.5 m到右侧1.5 m范围内。

图9 左导洞初期支护竖向位移云图

提取图9中左侧导洞拱顶沉降计算结果，汇总于图10。地下连续墙施工前、施工中及施工后的左侧导洞拱顶沉降曲线如图10(a)所示，地下连续墙施作引起的附加拱顶沉降曲线如图10(b)所示。由图10(a)可知，地下连续墙施工前，左侧导洞初期支护拱顶沉降最大值约4.5 mm。右侧地下连续墙施工后，左侧导洞拱顶沉降略有增加，拱顶沉降量最大值约5.2 mm。左侧地下连续墙施工完成后，左侧导洞拱顶沉降量明显增加，最大值约8.1 mm。由图10(b)可知，地下连续墙施工后，初期支护拱顶沉降量最大沉降量增加4.0 mm，约占总沉降的48%，位于开挖断面约22 m处。

图10 左侧导洞拱顶沉降曲线

4.1.3 中导洞初期支护拱顶沉降

地下连续墙施工前后，中导洞初期支护竖向位移云图如图11所示。分析图11(a)可知，地下连续墙施工前，由于中导洞存在中隔壁，使得拱顶部位沉降明显小于左右侧小导洞拱顶沉降。随开挖面深入，左右侧小导洞拱顶沉降量增大，沉降范围扩大。分析图11(b)可知，地下连续墙施工完成后，左右侧小导洞拱顶沉降范围变化不大，拱顶沉降量有所增加。

图11 中导洞初期支护竖向位移云图

提取图11导洞拱顶沉降结果汇总于图12。地下连续墙施工前后，中导洞右侧小导洞拱顶沉降曲线如图12(a)所示，中导洞左侧小导洞拱顶沉降曲线如图12(b)所示。由图12可知，左右侧小导洞拱顶沉降最大值基本相同约为7.5 mm。左右侧小导洞拱顶沉降最大值分别为10.6 mm和11.2 mm。由地下连续墙施作引起的中导洞左右侧小导洞拱顶沉降量增量最大值约为3.5 mm和3.7 mm，约占总沉降量的35%。

图12 中导洞拱顶沉降曲线

4.2 导洞初期支护水平净空收敛

4.2.1 右侧导洞初期支护水平净空收敛

地连墙施工前后，右导洞初期支护水平位移云图13所示。地下连续墙成槽施工过程是围岩产生卸载的过程，其开挖形成临空面导致收敛变形的发生。由图13(a)可知，地下连续墙施工前，右导洞初期支护水平方向变形主要集中在导洞侧壁位置，表现为侧壁向洞内进行收敛。导洞初期支护水平净空收敛较大值集中分布在初支侧壁底部上方1.8～2.8 m范围内。由图13(b)可知，地下连续墙施工完成后，右导洞初期支护水平净空收敛较大值集中分布在初支侧壁处。

图13 右导洞初期支护水平位移云图

提取图13中右导洞水平净空收敛计算结果，汇总于图14。地下连续墙施工前后的右导洞水平净空收敛曲线如图14(a)所示，地下连续墙施作引起的附加水平净空收敛曲线如图14(b)所示。由图14(a)可知，地下连续墙施工前后，右侧导洞初期支护水平净空收敛最大值由2.9 mm增至4.3 mm。由图14(b)可知，地下连续墙施工后，右侧导洞水平净空收敛增值较大值主要分布在导洞纵向开挖断面10～30 m处，水平收敛值增值最大值为2.2 mm，约占总水平收敛值的51%，位于开挖断面约25 m处。

图14 右导洞水平净空收敛曲线

4.2.2 左侧导洞初期支护水平净空收敛

地连墙施工前后，左导洞初期支护水平位移云如图15所示。由图15(a)可知，地下连续墙施工前，左导洞初期支护水平方向变形主要集中在导洞侧壁位置，表现为侧壁向洞内进行收敛。导洞初期支护水平净空收敛较大值集中分布在初支侧壁底部上方1.8～2.8 m。由图15(b)可知，地下连续墙施工完成后，左导洞初期支护水平净空收敛较大值集中分布在初支侧壁处。

图15 左导洞初期支护水平位移云图

提取图15中左导洞水平净空收敛计算结果，汇总于图16。地下连续墙施工前后的左导洞水平净空收敛曲线如图16(a)所示，地下连续墙施作引起的附加水平净空收敛曲线如图16(b)所示。由图16(a)可知，地下连续墙施工前后，左侧导洞初期支护水平净空收敛最大值由3.0 mm增至4.1 mm。由图16(b)可知，地下连续墙施工后，左侧导洞水平净空收敛增值较大值主要分布在导洞纵向开挖断面10～30 m处，水平收敛值增值最大值为2.0 mm，约占总水平收敛值的49%，位于开挖断面约25 m处。

图16 左导洞水平净空收敛曲线

4.2.3 中导洞初期支护水平净空收敛

地下连续墙施工前后，中导洞初期支护水平位移云图如图17所示。由图17(a)可知，地下连续墙施工前，中导洞初期支护水平变形较大位置主要集中在中隔壁处。中导洞初期支护左右侧壁水平位移较小，左右小导洞水平变形比较明显。主要表现在左侧小导洞水平净空变形为扩展，最大值约8.4 mm；右侧小导洞水平净空变形为收敛，最大值约7.8 mm。由图17(b)可知，地下连续墙施工完成后，左右侧小导洞水平净空位移最大值分别为8.5 mm和8.3 mm。

图17 中导洞初期支护水平位移云图

提取图17中左导洞水平净空收敛计算结果，汇总于图18。地下连续墙施作引起的中导洞左右小导洞初期支护水平净空变形如图18所示。由图18可知，地下连续墙施工前后，中导洞左右小导洞水平净空变形很小，基本保持不变，可知地下连续墙施作对中导洞初期支护水平位移变化影响不大。

图18 中导洞初期支护拱顶沉降曲线

导洞开挖支护完成以后，原有土体承载的周边压力由导洞初衬结构承担，形成一个完整闭合的平衡体系，周围土体变形趋于稳定。导洞内地下连续墙施工破坏了初期支护结构，使得初衬结构不再完整闭合，周围土体受到扰动，使周围岩土体稳定性遭到破坏，岩土体在达到新的稳定状态过程中会向地下连续墙成槽临空面产生蠕动变形，这个过程引发了地层损失和收敛变形，从而导致拱顶沉降和净空收敛变形。因地下连续墙成槽开挖断面中，竖向宽度18.5 m大于水平向宽度1 m，使得周围土体竖向沉降变形较水平向收敛变形明显，即使得导洞拱顶沉降变形大于导洞净空收敛变形。所以在施工过程中，导洞部位监测可以拱顶沉降监测为主，水平收敛为辅。

4.3 导洞初期支护内力分析

4.3.1 导洞初期支护最大主应力分布

地下连续墙施工前后，导洞初期支护最大主应力分布如图19所示。分析图19可知，导洞初期支护结构最大主应力为拉应力。地下连续墙施工前，导洞初期支护形成一个封闭环，围岩压力主要施加在导洞初期支护上，导洞初期支护最大主应力主要集中在导洞拱顶处和导洞侧壁底角处，最大值约1.4 MPa。地下连续墙施工完成后，导洞初期支护封闭环被破坏，周围土体受扰动，产生应力重分布，围岩应力由导洞初期支护和地下连续墙共同承担。导洞初期支护最大主应力分布范围扩大，左右导洞初期支护底板处扩大最为明显，向地下连续墙处延伸，大致呈条带分布。地下连续墙施作后，导洞初期支护最大主应力值增加，最大值增加至1.6 MPa。

图19 导洞初期支护最大主应力分布云图

4.3.2 导洞初期支护最小主应力分布

地下连续墙施工前后，导洞初期支护最小主应力分布如图20所示。分析图20可知，导洞初期支护结构最小主应力为压应力。地下连续墙施工前，导洞初期支护最小主应力主要集中在导洞侧壁处和中导洞中隔壁下方处，左右导洞内侧壁较外侧壁分布更为明显，导洞初期支护最小主应力最大值约4.4 MPa。地下连续墙施工完成后，导洞初期支护最大主应力分布范围扩大，左右导洞初期支护底板处扩大更加明显。地下连续墙施作后，导洞初期支护最大主应力值增加，最大值增加至4.6 MPa。

图20 导洞初期支护最小主应力分布云图

5 数值模拟结果与监测结果对比

导洞拱顶沉降监测点平面布置如图21所示，模型监测断面如图22所示，导洞拱顶沉降现场监测与数值模拟结果对比如表4所示。4#导洞拱顶沉降时程曲线如图23所示。由表4分析可知，现场监测结果与数值模拟结果基本一致，4#导洞内6幅地下连续墙的施作对3#和4#导洞初期支护拱顶变形影响较大，对1#和2#导洞初期支护拱顶变形影响不明显。

图21 沉降监测点平面布置图

图23 4#导洞拱顶沉降时程曲线

目前施工阶段是4#导洞内施作了6幅地下连续墙，导洞初期支护拱顶沉降监测值相对于其他导洞变化明显。为了减少模型边界尺寸的影响，选取4#导洞初期支护中断面拱顶沉降现场监测结果与数值模拟结果进行对比。拱顶沉降时程曲线(图23)对比分析表明：数值模拟结果与实测结果趋势基本吻合。

6 结论

以北京地铁16号线看丹站洞内施工地下连续墙为工程背景，应用现场实测与数值模拟相结合的方法，对洞内地下连续墙施工前后的导洞环境效应进行分析。得出如下主要结论。

(1)地下连续墙施工前，地下连续墙上方导洞拱顶处沉降随开挖断面深入呈明显增大趋势。拱顶沉降较大位置主要以导洞拱顶中线为中心，大致

对称分布。地下连续墙施工完成以后，拱顶沉降范围增大，不再以拱顶中线为中心对称分布，向导洞外侧有所偏移。地下连续墙施工后，地下连续墙上方导洞拱顶沉降量增量最大值约3.8 mm，约占总沉降的48%，位于纵向开挖断面中部。

(2)单侧地下连续墙施作对该侧地下连续墙正上方边导洞拱顶沉降影响最大，对另一侧边导洞拱顶沉降影响不明显。双侧地下连续墙施工完成后，左右侧边导洞拱顶沉降基本以车站中线为中心对称分布。

(3)地下连续墙施工完成后，上方导洞初期支护水平净空收敛较大值集中分布在初支侧壁处，水平净空收敛值增值最大值为2.2 mm，约占总水平收敛值的51%。地下连续墙施作对中导洞初期支护水平位移变化影响不大。地下连续墙施工主要引起导洞拱顶沉降的变化，导洞水平净空收敛较为稳定。

(4)地下连续墙施工前，导洞初期支护最大主应力表现为拉应力，主要集中在导洞拱顶处和侧壁底角处。地下连续墙施工完成后，导洞初期支护最大主应力分布范围扩大，左右导洞初期支护底板处扩大最为明显，向地下连续墙处延伸，大致呈条带分布。