熊聰聰 潘 朋 張朋寬

(中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司 成都 610031)

伴隨著龐大規(guī)模的軌道交通建設(shè)，密集的地鐵網(wǎng)絡(luò)如血脈一般貫通整個(gè)城市，鄰近地鐵的建設(shè)活動(dòng)日益增多。對(duì)于高架結(jié)構(gòu)，臨近開挖卸荷難免會(huì)擾動(dòng)地層，進(jìn)而引發(fā)橋梁基礎(chǔ)沉降和水平變形，并引起橋上線路產(chǎn)生附加軌道不平順，影響列車運(yùn)行的安全性和舒適性。

近年來(lái)，研究橋梁基礎(chǔ)變形及其對(duì)軌道平順的影響成為了熱點(diǎn)。Wang等[4]提出隨機(jī)反分析法預(yù)測(cè)基坑開挖引起的鄰近建筑潛在損壞的可能性。一些研究針對(duì)橋梁基礎(chǔ)沉降引起軌道附加不平順進(jìn)而引發(fā)列車-軌道-橋梁動(dòng)力相互作用開展了部分工作[5-8]。蔡小培等[9]、趙立寧等[10]和仝煒[11]采用數(shù)值計(jì)算法分析地面沉降對(duì)軌道結(jié)構(gòu)平順性的影響規(guī)律。吳楠等[12]和De等[13]基于單元板式無(wú)砟軌道分析了橋墩不同變形模式和量值對(duì)高速鐵路行車的影響。毛建紅等[14]采用三維有限元，并將溫度效應(yīng)納入計(jì)算，提出相鄰墩高差合理取值范圍的擬合計(jì)算公式。

上述研究采用解析、半解析及數(shù)值分析等手段，結(jié)合大量工程實(shí)踐，對(duì)高速鐵路橋墩基礎(chǔ)變形與軌道幾何狀態(tài)的關(guān)系已有較清晰的認(rèn)識(shí)，但并不適用于橋梁形式、軌道結(jié)構(gòu)等發(fā)生變化的其它線路。為進(jìn)一步加強(qiáng)對(duì)該問(wèn)題的了解和認(rèn)識(shí)，本文以上海市軌道交通11號(hào)線花橋段為例，從橋墩變形對(duì)既有線路的影響入手進(jìn)行分析和探索，以期為實(shí)際工程提供有益參考。

1 工程概況

軌道交通11號(hào)線花橋段東起上海軌道交通11號(hào)線北段支線終點(diǎn)站安亭站，西至花橋巷浦路，線路全長(zhǎng)約6 km，全線為高架橋，共設(shè)高架車站3座，分別為兆豐路站、光明路站、花橋站。運(yùn)營(yíng)后的上海軌道交通11號(hào)線單線里程達(dá)到了72 km，是全國(guó)首條跨省軌道交通。

(1)箱梁

一般路段，區(qū)間高架上部結(jié)構(gòu)采用與11號(hào)線北段一期一致的簡(jiǎn)支雙線蝶形預(yù)制組合小箱梁(局部路段采用上、下行線分開的單線組合小箱梁)[15]，標(biāo)準(zhǔn)跨徑分別為25 m和30 m,梁體混凝土強(qiáng)度等級(jí)取C55，橋墩混凝土強(qiáng)度等級(jí)取C30。雙線簡(jiǎn)支梁樁基主要為12～16根Φ800鉆孔灌注樁，樁長(zhǎng)45～57 m。

短軌枕式承軌臺(tái)整體道床是一種與基礎(chǔ)連成一體并縱向鋪設(shè)在每股鋼軌下面的條形鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)[15]。整體道床分塊布置，一般每隔5個(gè)軌枕設(shè)置1道伸縮縫，伸縮縫寬100 mm。橋梁橫截面如圖1所示。

圖1 30 m跨徑簡(jiǎn)支梁跨中截面圖[15](單位：mm)Fig.1 Mid span section of 30 m simply-supported beam(unit:mm)

(2)支座

簡(jiǎn)支梁支座采用TGPZ-1500盆式橡膠支座，支座平面布置按圖 2進(jìn)行。采用彈簧單元對(duì)支座進(jìn)行模擬，各類支座彈簧剛度見表 1。

圖2 簡(jiǎn)支箱梁支座布置圖Fig.2 Floor plans for bearings of the simply-supported bridge

表1 彈簧剛度Table 1 Spring stiffness

(3)扣件

高架區(qū)間正線采用60 kg/m鋼軌、無(wú)縫線路。高架線采用WJ-2型有螺栓彈性分開式扣件?？奂捎萌蚍蔷€性彈簧單元進(jìn)行模擬，可全面考慮扣件的縱向阻力、橫向剛度和垂向剛度，并采用多根彈簧進(jìn)行模擬，以真實(shí)模擬軌下墊板尺寸效應(yīng)，同時(shí)降低軌道板上扣件位置處的應(yīng)力集中。WJ-2A型扣件參數(shù)如表 2所示。

表2 WJ-2A型扣件參數(shù)Table 2 Parameters of SJ-2A fastener

2 橋墩-支座-橋梁-軌道靜力分析

2.1 軌道平順性控制標(biāo)準(zhǔn)

墩頂?shù)奈灰浦苯油ㄟ^(guò)梁體反映到軌道結(jié)構(gòu)上，從而影響橋上線路平順性。對(duì)于軌道的平順性，規(guī)范[16]中規(guī)定的城市軌道交通結(jié)構(gòu)安全控制指標(biāo)如表 3所示，其中指標(biāo)值不包括測(cè)量、施工等的誤差。

表3 安全控制指標(biāo)Table 3 Safety control index

2.2 橋墩變形控制指標(biāo)

利用有限元軟件ABAQUS建立了軌道-橋梁上部結(jié)構(gòu)-支座-橋墩的有限元模型，計(jì)算鋼軌隨橋墩變形的附加變形曲線?？紤]邊界效應(yīng)的影響，建立四跨簡(jiǎn)支梁(4 m×30 m)進(jìn)行模擬，通過(guò)對(duì)橋墩底部節(jié)點(diǎn)施加強(qiáng)制位移模擬橋墩沉降及橫向變形。計(jì)算模型如圖3所示。

2.2.1 橋墩橫向變形控制指標(biāo)

(1)位移傳遞分析

對(duì)圖3中3號(hào)橋墩取橫向位移8 mm進(jìn)行計(jì)算。結(jié)果表明，在該橋墩墩頂固定支座上方處箱梁最大橫向位移為8.07 mm，大于橋墩產(chǎn)生位移，截取梁端底板剖面圖位移并將比例放大夸張顯示(如圖4所示)，箱梁除了由于固定支座隨橋墩橫向位移帶動(dòng)下產(chǎn)生橫向移動(dòng)，梁端還會(huì)產(chǎn)生一定的轉(zhuǎn)動(dòng)，因此橫向位移比下部橋墩位移更大。

圖3 4跨簡(jiǎn)支梁計(jì)算模型Fig.3 Calculation model for 4-span simply supported beam bridge

圖4 梁端底部轉(zhuǎn)角Fig.4 Bottom corner of beam end

由于承軌臺(tái)與橋梁梁部連成一體，承軌臺(tái)結(jié)構(gòu)與箱梁位移接近，最大橫向位移為8.05 mm。在扣件橫向剛度約束下，鋼軌橫向最大變形為7.95 mm，小于軌道結(jié)構(gòu)及箱梁變形。

圖5 中鋼軌3、鋼軌4為發(fā)生橫向位移側(cè)線路鋼軌，鋼軌1、鋼軌2為另一側(cè)線路鋼軌。可以看出橋墩發(fā)生橫向位移處鋼軌3、鋼軌4受拉，最大拉應(yīng)力為18.47 MPa，橫向位移發(fā)生另一側(cè)線路鋼軌1、鋼軌2則受壓，最大壓應(yīng)力為8.54 MPa。發(fā)生橫向位移3# 橋墩處相鄰兩跨橋梁端部(遠(yuǎn)離3# 橋墩側(cè))鋼軌則受壓。

圖5 鋼軌應(yīng)力Fig.5 Rail stress

(2)軌道平順性分析

如圖6 所示，橋墩橫向變位對(duì)軌向不平順造成的影響最大，最大軌向不平順為1.26 mm，而其余3項(xiàng)不平順指標(biāo)雖然在橋墩橫向位移作用下有小幅變動(dòng)，幅值均在0.04 mm以內(nèi)，后續(xù)分析工況僅對(duì)軌向不平順進(jìn)行分析。分別計(jì)算8種橫向位移工況(橫向位移1，2，4，6，8，12，14，16 mm)，軌向不平順最大值隨橋墩橫向位移值變化如圖 7所示，橋墩橫向位移與軌向不平順最大值呈線性關(guān)系。

圖6 軌道不平順Fig.6 Track irregularity

圖7 橋墩不同橫向位移情況下的軌向不平順Fig.7 Track irregularity under different lateral displacements of piers

根據(jù)CJJ/T 202—2013[16]中軌向不平順控制指標(biāo)：預(yù)警值<2 mm，控制值<4 mm，可以得到橋墩橫向位移預(yù)警值應(yīng)控制在12.7 mm以內(nèi)，控制值應(yīng)控制在25.4 mm以內(nèi)。

2.2.2 橋墩垂向變形控制指標(biāo)

(1)位移傳遞分析

對(duì)圖3中3號(hào)橋墩取沉降8 mm進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，在發(fā)生位移橋墩處箱梁頂面最大垂向位移為8.1 mm，大于橋墩產(chǎn)生位移，截取梁端板剖面圖垂向位移并將比例放大顯示(如圖8所示)，可以看出箱梁除了由于固定支座隨橋墩豎向位移帶動(dòng)下產(chǎn)生垂向移動(dòng)，梁端還會(huì)發(fā)生一定的轉(zhuǎn)動(dòng)，因此梁端頂面距梁底面豎向距離比原來(lái)的梁高小，箱梁頂面位移比下部橋墩位移大。

圖8 梁端底部轉(zhuǎn)角Fig.8 Bottom corner of beam end

由圖 9可以看出，鋼軌1-鋼軌4在橋墩發(fā)生沉降處鋼軌均受拉，最大拉應(yīng)力為3.45 MPa。發(fā)生橫向位移3# 橋墩處相鄰兩跨橋梁端部(遠(yuǎn)離3# 橋墩側(cè))鋼軌則受壓，最大壓應(yīng)力為3.32 MPa。

圖9 鋼軌應(yīng)力Fig.9 Rail stress

(2)軌道平順性分析

如圖10所示，橋墩垂向位移對(duì)高低不平順造成的影響最大，最大值為1.24 mm，而對(duì)軌向、水平、軌距不平順的影響均在0.02 mm以內(nèi)。因此，可認(rèn)為橋墩垂向位移對(duì)加劇水平、軌距及軌向不平順作用不明顯，后續(xù)分析工況僅需對(duì)高低不平順進(jìn)行分析。

圖10 軌道不平順Fig.10 Track irregularity

分別計(jì)算8種橋墩垂向位移工況，高低不平順最大值隨橋墩垂向位移值變化如圖 11所示，橋墩垂向位移與軌向不平順最大值呈線性關(guān)系。根據(jù)規(guī)范[16]中高低不平順控制指標(biāo)：預(yù)警值<2 mm，控制值<4 mm，因此橋墩垂向位移預(yù)警值應(yīng)控制在12.9 mm以內(nèi)，控制值應(yīng)控制在25.8 mm以內(nèi)。

圖11 橋墩不同垂向位移情況下的高低不平順Fig.11 Track irregularity of bridge piers with different vertical displacements

2.2.3 橋墩縱向變形控制指標(biāo)

(1)鋼軌應(yīng)力分析

對(duì)圖3中3號(hào)橋墩取順橋向位移8 mm進(jìn)行計(jì)算。由于鋼軌扣件縱向采用的是小阻力扣件，因此鋼軌縱向變形約束小，鋼軌縱向最大變形為2.52 mm，且在縱向擠壓作用下會(huì)產(chǎn)生一定的橫向變形。

如圖12所示，鋼軌在1#-3# 橋墩位置處均受拉，最大拉應(yīng)力為15.23 MPa。處于3#-5# 橋墩位置的鋼軌則受壓，最大壓應(yīng)力為23.29 MPa。短軌枕式承軌臺(tái)受鋼軌作用最大拉應(yīng)力為2.01 MPa，發(fā)生在縱向位移方向箱梁端部，小于C40混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.43 MPa。

圖12 鋼軌應(yīng)力Fig.12 Rail stress

(2)軌道平順性分析

在橋墩縱向位移8 mm的情況下，引起的高低不平順最大為0.33 mm、軌向不平順最大值為0.19 mm、水平及軌距不平順均小于0.12 mm，可認(rèn)為橋墩縱向位移對(duì)加劇高低、軌向、水平及軌距不平順作用不明顯，后續(xù)工況需對(duì)承軌臺(tái)拉應(yīng)力進(jìn)行分析。

分別計(jì)算8種橋墩縱向位移工況，承軌臺(tái)最大應(yīng)力變化值隨橋墩縱向位移變化如圖13所示。橋墩縱向位移達(dá)到10 mm時(shí)，軌道板頂面最大拉應(yīng)力為2.51 MPa，稍大于承軌臺(tái)C40混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.43 MPa要求。因此，建議承軌臺(tái)式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)橋梁橋墩順橋向位移不大于9.7 mm。

圖13 不同縱向位移情況下承軌臺(tái)最大拉應(yīng)力Fig.13 Maximum tensile stress of rail bearing platform under different longitudinal displacements

3 結(jié)論

本文以軌道交通11號(hào)線花橋段為研究對(duì)象，通過(guò)建立短軌枕式整體承軌臺(tái)軌道結(jié)構(gòu)-橋梁上部結(jié)構(gòu)-支座-橋墩耦合模型，就橋梁橋墩產(chǎn)生1～14 mm沉降、橫向、縱向變形時(shí)，分析了鋼軌、承軌臺(tái)變形內(nèi)力分布規(guī)律及軌道平順性，得出以下結(jié)論：(1)鋼軌應(yīng)力在跨與跨交界處數(shù)值較大，橋墩在發(fā)生順橋向變形時(shí)，承軌臺(tái)表面受力較大；(2)橋墩橫向位移對(duì)軌道軌向不平順影響最大，橋墩垂向位移對(duì)軌道高低不平順影響較大，橋墩順橋向位移對(duì)軌道縱向位移影響均較小；(3)對(duì)于短軌枕式承軌臺(tái)軌道結(jié)構(gòu)橋墩橫向位移監(jiān)測(cè)警戒值和控制值分別為12.7，25.4 mm；垂向位移監(jiān)測(cè)警戒值和控制值分別為12.9，25.8 mm；順橋向位移監(jiān)測(cè)警戒值和控制值分別為5.8，9.7 mm。