李梅芳，肖軍華，宮全美，周順華

（同濟大學(xué)道路與交通工程重點實驗室，上海201804）

隨著全國鐵路網(wǎng)的不斷擴大，客運專線的大規(guī)模開工建設(shè)，大部分既有車站需要在維持既有線路運營的情況下進行改擴建，在這些工程中不可避免地存在既有線列車荷載作用下基坑與線路之間的相互影響的問題:一方面新建車站基坑開挖會影響既有線結(jié)構(gòu)變形，從而引起既有線軌道變形，影響行車安全；另一方面輪軌動荷載引起的基坑結(jié)構(gòu)變形也可能會影響基坑的穩(wěn)定性和安全性，因此對這個問題開展研究十分必要。

國內(nèi)學(xué)者針對深基坑開挖及既有線路上的動力響應(yīng)分析做了大量的研究。王衛(wèi)東[1]等對上海地區(qū)預(yù)估深基坑開挖對周邊建筑物影響的簡化分析方法進行了研究。然而，簡化分析方法一般根據(jù)工程人員的經(jīng)驗進行算法與參數(shù)的選取，且無法考慮既有線路上列車動荷載的作用；張晨明等[2]針對新線施工對既有線車站的影響進行了研究，得到不同施工步下既有結(jié)構(gòu)的隆起量，但并未考慮列車荷載的動態(tài)作用。羅錕等[3]對滬寧城際鐵路基坑開挖對既有線的動態(tài)影響進行了研究，分析了3種不同基坑支護方式下既有線路基的動態(tài)沉降值。畢湘利等[4]對列車振動鄰近深基坑的既有站變形進行了研究，主要分析了換乘站基坑開挖過程中，列車動荷載引起的既有車站結(jié)構(gòu)位移變化。但兩者均未對既有線列車荷載作用下基坑與線路之間的動態(tài)相互影響作用進行分析。國內(nèi)外學(xué)者雖然對深基坑開挖及列車振動荷載下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)已經(jīng)進行了一定的研究，但是由于既有線列車荷載作用與鄰近的基坑開挖過程的相互影響是一個受力、變形機理復(fù)雜的問題，目前尚未形成一套較合適的分析理論。因此對鄰近既有線深基坑開挖過程中的動力響應(yīng)研究還有待進一步的深入，以在保證在類似工程施工過程中既有線路及基坑結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

本文利用有限元數(shù)值分析軟件，建立鐵路路基－土體－鄰近線路基坑－支護結(jié)構(gòu)計算模型，對鄰近既有線深基坑開挖過程中，列車振動荷載作用下路基－基坑體系的動力響應(yīng)情況進行分析。由于鄰近鐵路的深基坑施工是按照嚴(yán)格的變形控制要求進行的，結(jié)構(gòu)和周圍土層的變形均屬于小變形的范疇，本文將輪軌接觸荷載對路基和周圍環(huán)境的影響單獨考慮，分析不同開挖步驟下鄰近基坑的鐵路運營線路在列車動載下的變形穩(wěn)定性以及深基坑周圍土體的動力響應(yīng)情況。

1 工程概況

蘇州火車站深基坑長56 m，寬34.1 m，開挖深度17.4 m，基坑采用兩級1∶1放坡開挖，其中一級邊坡高3.85 m，二級邊坡高4.2 m，兩級邊坡中間設(shè)2 m寬平臺?；娱_挖施工支護方案為:上、下級邊坡均采用Ф16錨桿支護，上邊坡錨桿長3.5 m，下邊坡錨桿長6.5 m，縱橫向間距均為1.5 m；兩級邊坡平臺下設(shè)兩排Ф850 mm，間距600 mm水泥攪拌樁，樁長10 m；基坑南、北側(cè)圍護結(jié)構(gòu)均為地下連續(xù)墻，墻厚1 000 mm，入土深度分別為18.7 m，20.2 m；坑底以下采用旋噴樁裙邊加固，加固寬度4 000 mm，深度3 000 mm?？觾?nèi)布置3道支撐:第1道為混凝土支撐，截面高1 000 mm，寬800 mm，縱向間距7.0 m；第2，3道均為鋼支撐，截面尺寸Ф609 mm、t=16mm，縱向間距2.5 m。距基坑南側(cè)地下連續(xù)墻外邊緣16.8 m處有一既有鐵路站線，基坑第一層放坡開挖坡頂距既有線中心8.25 m，基坑及周邊環(huán)境剖面如圖1所示?；邮┕し秶鷥?nèi)各土層的物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

圖1 基坑剖面圖（單位:mm）Fig.1 Section of the foundation pit（Unit:mm）

表1 主要土層的物理力學(xué)指標(biāo)Tab.1 Mechanical parameters of soil

2 計算理論

本文采用有限元數(shù)值分析方法模擬地鐵列車振動荷載作用下路基－土體－基坑－支護結(jié)構(gòu)體系的相互作用問題。計算時假定[5]:1沿列車行駛方向，各斷面結(jié)構(gòu)及承受荷載情況基本一致。因此，可以將實際的三維問題簡化為二維平面應(yīng)變問題進行分析，簡化計算；2動力荷載作用下各層土之間、土體－基坑結(jié)構(gòu)之間不發(fā)生脫離和相對滑動；3將基坑周圍的土體看作是各向同性的均質(zhì)彈塑性體。由于鄰近基坑的既有線為站線，本文采用列車通過速度45 km·h-1（側(cè)向過岔速度）[6]的計算所得振動荷載。列車荷載作用在路基表面上力[7]的時程曲線如圖2所示。

受計算速度和計算空間限制，所選取的有限元計算區(qū)域為95 m×40 m。將上部地表面設(shè)為自由邊界，計算區(qū)域的底部邊界在2個方向上均為固定約束，左右邊界允許產(chǎn)生豎向位移而無水平向位移。對土體采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則，用平面4節(jié)點等參單元模擬；將鋼筋混凝土及水泥攪拌樁結(jié)構(gòu)視為彈性體，用平面4節(jié)點等參單元模擬；錨桿采用2節(jié)點桿單元模擬；混凝土支撐采用2節(jié)點梁單元模擬。

圖2 路基上作用力時程曲線Fig.2 Time-history curve of force on the roadbed

為了對基坑在不同開挖工況條件下路基及和基坑邊坡在列車動載下的瞬態(tài)穩(wěn)定性進行比較，建立了5種不同工況下的有限元計算模型。

其中，工況1分析基坑土體尚未開挖時列車動載下鐵路線路中心及基坑周圍土體的動變形，與開挖后線路及基坑的變形情況進行對比分析；工況2分析第1級邊坡放坡開挖完成、而錨桿支護尚未施作時線路中心及基坑周圍土體的動變形情況；工況3分析第2級邊坡放坡開挖完成、第1級邊坡錨桿已完成、第2級邊坡錨桿支護尚未施作時線路中心及基坑周圍土體的動變形情況；工況4分析基坑開挖到第2層支撐位置、第1道支撐已完成，但第2道支撐尚未施作時線路中心及基坑周圍土體的動變形情況；工況5分析基坑開挖至底層、第3道支撐及底板尚未施作時線路中心及基坑周圍土體的動變形情況。

實際施工時并不是待每級邊坡開挖完成后才施作錨桿，而是在放坡開挖的同時對邊坡進行支護。因此本文選取施工過程中各最不利工況進行分析，以得到對穩(wěn)定性分析有利的結(jié)論。

本文采用Newmark隱式直接積分法求解運動方程，采用Rayleigh阻尼作為體系的阻尼。資料表明[8]，巖土介質(zhì)的阻尼比一般在ξ=0.02～0.24范圍內(nèi)。本文取ξ=0.02[9]，α=0.24887，β=0.00006。

用有限元法求解時域內(nèi)的動力問題時必須保證計算過程的穩(wěn)定性。如果時間步距Δt選取過小，則計算過程耗費機時，同時累積誤差會影響到計算精度。如果時間步距Δt選取過大，則會損失高頻成份，并使計算精度降低，甚至導(dǎo)致計算不收斂。本文取時間步長Δt＝0.01 s，總共計算600時步，計算總時長6 s。

3 計算結(jié)果及分析

圖3與圖4為鄰近鐵路的深基坑工程在不同開挖工況下，列車動載下路基中心點位置的水平和豎向動位移時程曲線。工況一下路基中心點位置的最大豎向動位移約為1.4 mm，這與鐵科院、西南交大、中南大學(xué)、北京交大等單位對多條線路路基及過渡段的動力特性測試分析結(jié)果:基床動變形最大值約為1 mm[10]接近。因此可以認(rèn)為本文數(shù)值模擬計算所選取的參數(shù)是合理的，繼續(xù)對后續(xù)各工況進行數(shù)值模擬分析。從圖3中可以看出，前3個工況下路基中心點位置的水平動位移比較接近，最大值約0.3 mm；工況4路基中心點位置的水平動位移突然增大，最大值約為0.67 mm；較前3個工況增大123.3%；工況5路基中心點位置的水平動位移與工況4基本相當(dāng)。

從圖4中可以看出，路基中心位置的豎向動位移也有類似規(guī)律:前3個工況下路基中心點位置的豎向動位移比較接近，最大值約1.4 mm；工況4與工況4路基中心點位置的豎向動位移基本相當(dāng)，最大值約為2.0 mm，比前3個工況的最大動位移增大43.8%，但均不超過我國鐵路路基動變形3.5 mm的控制標(biāo)準(zhǔn)[11]。

圖5與圖6為鄰近鐵路的深基坑工程在不同開挖工況下，列車動載下坡頂?shù)乃胶拓Q向動位移曲線。從圖中可以看出，不同開挖工況列車動載下基坑邊坡坡頂?shù)呢Q向位移規(guī)律與路基中心點位置的變化規(guī)律是類似的。前3個工況下坡頂?shù)乃健⒇Q向動位移均比較接近，坡頂最大水平動位移為0.24 mm，工況4和工況5坡頂?shù)乃絼游灰戚^為接近，最大動位移約為0.6 mm，較前3個工況下增大150%。前3個工況下坡頂?shù)淖畲筘Q向動位移為0.72 mm，工況4和工況5坡頂?shù)呢Q向動位移均比較接近，最大豎向動位移約為1.0 mm，較前3個工況下增大38.9%。

圖3 路基中心點水平向動位移時程曲線Fig.3 The horizontal displacement of the subgrade centre

圖4 路基中心點豎向動位移時程曲線Fig.4 The vertical displacement of the subgrade centre

圖5 坡頂水平向動位移時程曲線Fig.5 The horizontal displacementof the slope crest

圖6 坡頂豎向向動位移時程曲線Fig.6 The horizontal displacement of the slope crest

由以上數(shù)據(jù)可知:與周圍介質(zhì)未開挖、非擾動狀態(tài)下路基豎向和水平動位移相比，兩級放坡開挖過程中，鄰近基坑的鐵路路基中心及邊坡坡頂處的豎向和水平動變形并無明顯變化，說明水泥土攪拌樁和錨桿支護兩項地基和邊坡的加固措施對控制路基中心及基坑周圍土體在列車動載下的變形有較好的作用。當(dāng)基坑開挖至第2道支撐位置處，第1道支撐施作完成時（工況4），鄰近基坑的鐵路路基中心處及邊坡坡頂處的動位移顯著增大。當(dāng)基坑開挖至第3層支撐位置處，第1道支撐施作完成時（工況5）時，鄰近基坑的鐵路路基中心及邊坡坡頂處的豎向和水平動變形與上一工況相比無明顯變化。

4 結(jié)論

前述分析表明，不同開挖工況下，列車荷載引起的路基－基坑體系的動位移存在差異:基坑開挖過程中，路基中心及基坑邊坡坡頂?shù)乃胶拓Q向動位移均呈增大趨勢；路基中心處的豎向動位移最大為2.0 mm，小于鐵路路基動位移3.5 mm的控制標(biāo)準(zhǔn)，說明施工過程中采用的各項保護措施是有效的。同時，水平動位移增長率大于豎向動位移增長率，但從絕對值而言，仍以豎向動位移為主。此外，當(dāng)坑內(nèi)第1道支撐施作完成，開挖至第2道支撐以下時，路基中心及邊坡坡頂處的動位移顯著增大；當(dāng)基坑內(nèi)第2道支撐施作完成，開挖至第3道支撐位以下時，路基中心及邊坡坡頂處的豎向和水平動變形與上一工況相比并無明顯變化，說明開挖坑內(nèi)第1層土?xí)r是基坑施工過程中較為危險的時刻。為此，施工過程中應(yīng)加強監(jiān)測，嚴(yán)格控制位移變化。

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