杨继勇

(中铁十八局集团第一工程有限公司 河北保定 072750)

1 引言

随着我国城市轨道交通建设的快速发展和线网的逐步完善，密集的地下交通线网使得多条线路在同一地铁站交汇换乘的工程案例逐渐增多，换乘车站在优化地下交通网络及提高出行效率的同时，建设期间也面临着要保证既有车站安全运营和新建车站施工安全的双重考验，对新建车站的设计和施工均提出了较高要求。换乘车站施工涉及邻近基坑开挖和结构回筑，针对该类工况进行的研究有:刘美麟等[1]基于现场实测数据，研究了十字换乘车站深基坑开挖时围护结构、墙后地表和既有车站的变形规律；冯国健[2]从地铁保护的角度详细介绍了采取分期分区施工、土层加固、设置抗拔桩、隧道正上方抽条开挖、堆载反压等有效控制地铁结构变形的施工方案；王立新等[3]采用数值模拟，研究了湿陷性黄土地区新建基坑引起既有地铁结构的位移变化规律和控制标准；王志杰等[4]结合板壳理论、数值模拟和现场实测，探究了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影响特征；王其升[5]结合有限元和监测结果对比分析了换乘车站改造过程中结构破除、开挖支护等施工方案的可行性。

本文依托郑州地铁4号线国基路站在富水砂层十字换乘既有2号线沙门站工程，从变形预测、控制标准制定、施工监测控制等方面入手，研究换乘车站施工时开挖工况合理设置、抗浮技术措施和既有车站变形规律，以期为后续类似工程提供参考。

2 工程概况

2.1 新建4号线国基路站和既有2号线沙门站概况

新建国基路站位于郑州市花园北路与国基路交叉口东侧，沿国基路东西向布置，与既有沙门站十字型换乘，地下三层三跨框架结构，东侧标准段基坑深约23.4 m，西侧端头井段基坑深约25.22 m，基坑采用1 m厚地下连续墙联合内支撑支护。沙门站为地下两层(换乘区域三层)三跨框架结构，轨行区位于地下二层。换乘区域剖面见图1。

图1 换乘节点剖面图

2.2 工程水文地质条件及基坑支护方案

根据地勘报告，新建国基路站场地地面下53 m深度地层以黏质粉土、粉细砂和粉质黏土为主。场地内潜水主要赋存于②33、②34黏质粉土层等弱透水土层中，前期勘察报告显示地下水稳定水位为10.0～11.7 m，变幅2.0～3.0 m。微承压水主要赋存于②41粉砂、②51细砂含水土层中。

国基路站标准段地连墙长38.92 m，插入坑底15.5 m；端头井段长39.72 m，插入坑底14.5 m。标准段共设置五道内支撑，规格见图2。端头井段设置五道内支撑和一道换撑，内支撑类型同标准段，换撑采用φ609，t＝16 mm的钢管支撑。施工期间采用坑内管井降水，确保降至坑底以下不小于1.0 m。

图2 标准段基坑支护结构剖面图

3 工程重、难点及现状情况

3.1 工程重难点

(1)换乘车站施工期间，既有运营车站对变形控制要求较高，需加强监测和做好变形控制措施。

(2)周围管线密布，需做好施工前改迁和施工过程中变形控制。既有沙门站东侧一条污水管线改迁困难，导致东西两侧基坑无法对称开挖。

(3)富水砂层换乘车站施工，新旧车站及围护结构接缝如处置不当，极易发生涌水、涌砂风险。

3.2 既有沙门站现状调查

既有沙门站已于2016年8月载客试运营，施工前先对既有沙门站可能受施工影响段进行全面检测评估。由于该区域存在松散的新生界地层，且车站所在范围处在地下水强烈开采地段，由沙门站工后沉降数据可知主体结构沉降仍在累积。

3.3 既有沙门站抗浮稳定性验算

既有沙门站换乘区域上部覆土厚3 m，中柱纵向间距为9 m。新建基坑开挖时既有车站换乘区域围护结构(压顶梁、排桩等)随挖随拆。在不考虑该区域既有围护结构自重情况下，每延米沙门站主体结构自重和上覆土重共计约4 579 kN。基坑开挖前期西端头井附近坑外水位监测井DSW-1和DSW-6的初始水位高程为72.0 m，计算每延米结构受到水浮力为1 873 kN。此时抗浮安全系数K＝T/F＝4 579/1 873＝2.4＞1.05，满足抗浮要求，说明在现状工程水文地质条件下，即使拆除既有车站围护结构，既有车站抗浮性能仍安全可靠。

4 变形预测分析

数值分析既能模拟复杂土层的力学特性和基坑开挖过程，也能定量求取土体和周边环境的变形，广泛应用于评估基坑开挖对周边环境的影响[6]。

4.1 数值计算模型

根据设计方案和工筹调整后的施工方案，建立三维有限元模型对结构变形进行预测分析。模型整体尺寸160 m×180 m×60 m(X×Y×Z)，见图3。结合工程地质勘察报告将现场土层简化为三层，自上而下分别取黏质粉土、细砂和粉质黏土，压缩模量分别为10 MPa、25 MPa和19 MPa。选择修正Mohr-Coulomb模型进行分析，土体加载切线模量和割线刚度模量均取1倍压缩模量，卸荷弹性模量取2.5倍压缩模量。

图3 数值计算模型

除岩土体外，其他结构体均采用弹性本构模型。建模时基于抗弯刚度相等的原则，将既有2号线车站基坑排桩等效为具有一定厚度的墙体[7]，同新建国基路站地下连续墙一起采用2D板单元模拟，内支撑、冠梁、腰梁、中间立柱及立柱桩均采用1D梁单元模拟，既有车站和新建车站主体结构均采用实体单元模拟。模型四周限制法向位移，底部限制X、Y、Z三个方向的位移，立柱和立柱桩限制旋转自由度Rz。在模型中按地下水位高程72 m设置初始水头边界，同时在坑底以下1 m设置零孔压边界以模拟开挖前的降水过程。

4.2 工况及参数设置

为确保工筹方案调整后施工组织和监测控制指标制定的合理性，同时实现动态调整、优化施工过程的目的，建立三组数值模型进行预测分析和变形控制研究，其中模型二进行换乘节点负三层堆载反压，模型三进行新建基坑坑底土体加固，模型一既不进行堆载反压，也不进行坑底土体加固。

模型一:按表1对各关键施工工况进行模拟。

表1 关键施工工况设置

模型二:由于换乘区域基坑开挖和既有结构的复杂性，堆载反压荷载往往需要结合监测数据动态调整，预测分析阶段暂取4 000 kN，在工况1按均布荷载施加在负三层底板顶部。

模型三:常用的坑内土体加固措施有注浆、水泥搅拌桩和高压旋喷桩，高压旋喷桩处理深基坑更有优势。将水泥土考虑成线弹性材料，重度取20 kN/m3，泊松比取0.2。黄绍铭等[8]提出水泥土的割线模量Eref50与无侧限抗压强度qu呈线性关系，比例系数为126。另外结合郑州地区高含水率、粉土地层qu与水泥掺量的关系[9]，并考虑水泥土压缩模量可近似取割线模量的一半及弹性模量是压缩模量3倍的经验关系，同时兼顾旋喷质量，qu保守取2 MPa时水泥土弹性模量为380 MPa。模拟时坑底旋喷桩加固(厚度取3 m)和地连墙施作在同一阶段进行，开挖工况设置按表1执行。

4.3 计算结果对比分析

既有沙门站变形缝距换乘点较远，车站以整体变形为主，且三个模型上下行线横向变形最大值均不超过2 mm，限于篇幅，下面仅对三模型中分别靠近端头井侧的下行线道床测点1、靠近标准段侧的上行线道床测点2竖向变形进行对比分析，历时曲线对比见图4，由图可知:

图4 三个模型下行线、上行线测点竖向变形对比曲线

(1)对于下行线测点1，在工况5端头井开挖见底时，模型一、二和三分别上浮6.9 mm、5.1 mm、3.5 mm；在结构回筑阶段，模型一和二均在工况9标准段开挖见底时上浮达最大值10.9 mm和7.3 mm。由于坑底加固可有效控制坑底卸荷回弹，且受到端头井结构回筑的有利作用，模型三在工况6完成后即达上浮稳定值3.8 mm。因此相较模型一，采用堆载反压可降幅33%，坑底旋喷桩加固可降幅65%。另外模型二下行线工况5上浮约占工况9最大上浮值的69.9%。

(2)对于上行线测点2，在工况5端头井开挖见底时，模型一、二和三分别上浮5.7 mm、4.0 mm、2.5 mm，之后竖向变形进入快速增加阶段；在工况9模型一、二和三上浮分别达最大值13.0 mm、9.2 mm和5.1 mm。故相较模型一，采用堆载反压可降幅29.2%，坑底旋喷桩加固可降幅60.8%。另外模型二上行线工况5阶段上浮约占工况9最大上浮的43.5%。

(3)综上，坑底旋喷桩加固可有效减小坑底回弹，进一步减弱其对既有车站上浮的带动作用，控制上浮效果最为显著。负三层堆载反压措施在一定程度上也能明显减弱既有车站的上浮，但堆载量受施工空间、结构底板承载性能及坑底动态回弹量等综合影响，较难定量控制，需结合施工动态调整。

5 变形控制标准

既有沙门站采用单趾弹条Ⅲ型扣件，其轨距调整量为+12 mm、-18 mm，高低调整量为+20 mm。结合国内外变形控制要求[10]，同时考虑既有车站工后沉降和郑州地铁类似工程经验，在变形预测分析基础上，从累计变化值和变化速率角度[11]对既有沙门站提出如下控制标准:车站结构和道床竖向变形控制值为±10 mm，车站结构和道床水平变形控制值为±10 mm，且变化速率控制值均为1 mm/d。

基于控制标准，在充分考虑施工安全性和经济性的前提下，按模型二方案进行施工。考虑地下结构施工工序复杂、不确定因素较多，其对周围地层和邻近建(构)筑物的影响是一个动态变化、不断累积的过程，因此将既有沙门站变形控制标准分解到新建车站关键施工工序中，将更有利于风险把控。考虑上浮占比及变形冗余度等因素，以道床隆沉进行变形控制的标准如下:(1)在关键工况5，下行线和上行线分别为+5.3 mm、+4.4 mm；(2)在关键工况9，下行线和上行线分别为+7.5 mm、+10 mm。由于现场施工的复杂性、监测误差等因素，将各关键施工工况的60%作为预警值，80%作为报警值。

6 现场施工及监测

6.1 施工措施

(1)针对沙门站东侧污水管线改迁困难问题，施工期间在花园路东50 m左右增设南北向止水隔断(φ850@600三轴搅拌桩，深度由绝对标高81.50 m至59.00 m)，基坑调整为自东向西开挖。

(2)为控制新旧车站衔接位置渗漏水风险，施工中创新性地采用预注浆止水结构[12]，即对基坑内侧进行周全注浆封堵。

(3)为控制既有车站上浮，既有沙门站负三层堆载采用分级叠放砂袋的方式进行反压作业，每级堆码0.5 m(约400 t)，共四级，时间间隔48 h。

6.2 监测方案

为全面掌握换乘车站施工期间既有车站的变形情况，采用测量机器人三维坐标监测、静力水准竖向位移监测和人工定期校核相结合的方式进行现场监测。对既有沙门站轨行区上行线(左线)、下行线(右线)站台板下侧墙、道床及主体结构侧墙各布置19个监测断面，监测点布置和编号(DM06示意)见图5。施工期间对基坑开挖过程同步监测。

图5 新建4号线基坑和既有2号线车站监测点平面布置

7 数据分析

7.1 数值计算与现场监测结果分析

考虑受施工影响较为明显的区域主要集中在换乘点附近，下面选取测点右DM11-3(对应数值模型测点1)、左DM11-3(对应数值模型测点2)，就竖向和横向变形与数值模拟结果进行对比分析，见图6和图7。由图可知:

图6 数值模拟与现场监测竖向变形历时对比

图7 数值模拟与现场监测横向变形历时对比

(1)2018年12月17日工况5施工完成时，右DM11-3测点实测上浮4.22 mm，左DM11-3测点实测上浮3.94 mm；2019年3月21日工况9施工完成时，右DM11-3测点实测上浮6.48 mm，左DM11-3测点实测上浮8.38 mm。可得下行线、上行线的工况5上浮值分别约占工况9上浮的65.1%和47.0%，与变形预测阶段模拟结果69.9%和43.5%相近。与数值模拟趋势略有不同的是，下行线右DM11-3实测结果在工况10达到最大上浮6.96 mm；而上行线在工况10略有回落后，上浮又开始呈增加趋势，但变幅较小，至顶板浇筑和上覆土回填完成上浮达最大值9.0 mm，均小于关键工序和最终的竖向变形控制标准，不影响安全运营。

(2)既有车站横向变形明显小于竖向变形，且上下行线均未超过变形控制值。右DM11-3监测最大横向变形-1.61 mm，整体变化规律与数值模拟结果近似；左DM11-3监测最大横向变形+1.3 mm，变化规律与数值模拟结果略有差异，主要是由于数值模型存在一定简化，而现场施工干扰因素较多。

7.2 立柱和地下连续墙顶部竖向变形分析

施工期间坑外水位监测井DSW-1和DSW-6的水位高程变幅较小，分别为-0.02～-0.28 m和+0.52～+0.66 m，对既有沙门站抗浮稳定性影响不大。

为进一步分析既有车站受基坑开挖卸荷的影响，选取2个现场监测断面进行分析，见图8。由图可知:

图8 立柱顶和墙顶竖向变形历时曲线

(1)监测分析断面1位于西端头井，紧邻既有2号线沙门站主体结构。在端头井基坑开挖见底时，立柱LZC-1隆起量为5.1 mm；2019年2月26日端头井段完成下中板、部分侧墙浇筑后，LZC-1隆起至8.5 mm；至2019年3月21日标准段开挖见底(端头井段未施工)时，LZC-1隆起增至12.3 mm；2019年4月20日完成标准段底板浇筑(此时端头井段正在浇筑上中板)，LZC-1达到最大隆起14.6 mm。两侧地连墙隆起量较小，北侧ZQC-29在标准段开挖见底时最大隆起仅3.9 mm。

(2)监测分析断面2位于既有沙门站东侧约31 m处。立柱LZC-3隆起始终大于两侧ZQC-27、ZQC-4，ZQC-27与ZQC-4隆起相差不大。在2019年3月21日标准段开挖见底时，立柱LZC-3隆起第一次达峰值22.2 mm，之后隆起增至最大值30.8 mm并稳定，北侧ZQC-27最大隆起19 mm，南侧ZQC-4最大隆起21.5 mm。

将以上数据与图6和图7对比分析可知:既有车站变形与基坑开挖导致坑底隆起密切相关，如LZC-1隆起规律同下行线右DM11-3类似，均在标准段浇筑底板时达到峰值；LZC-3隆起规律同上行线左DM11-3类似，均在标准段开挖见底时第一次达到峰值。但因端头井开挖区域较小，且受斜撑、对撑、地连墙和既有车站结构围合作用，立柱最大隆起值要明显小于标准段。基于此，也可间接验证该类十字换乘车站采用非对称开挖方案的可实施性。

8 结论

(1)坑底加固能有效减少卸荷开挖引起的坑底回弹，控制既有车站上浮效果最为显著，属主动控制措施；堆载反压主要是减小坑底回弹对既有车站的上浮带动作用，属被动控制，较为经济和灵活。

(2)在富水砂层进行换乘车站施工时，应高度重视换乘节点接缝位置封闭止水措施，切断渗水通道可有效控制渗漏水发生和既有车站变形风险。

(3)既有车站的竖向变形大于横向，且均未超过控制值。基坑开挖卸荷造成坑底隆起，对既有车站的竖向带动作用是引起结构产生上浮的主要原因。换乘区域既有围护结构随基坑开挖逐层破除，使整个抗浮结构体系的自重减小，同时富水砂层中水浮力的影响，对既有沙门站上浮也产生不利作用。

(4)在现状调查、变形预测、变形占比分析基础上制定的变形控制标准对施工安全控制具有一定参考价值，后期类似项目施工应结合工程地质、施工方法和以往工程经验，在变形预测分析基础上，基于分步、分级的原则制定相应的控制标准，并通过信息化施工，根据被保护对象的实际状态调控、优化基坑开挖和结构回筑，可有效确保既有结构安全运营。