上海軌道交通11號線花橋段基礎沉降對軌道結構影響研究

仝 煒, 劉 輝, 丁 潮

(昆山市軌道交通投資發展有限公司，215300，昆山//第一作者，工程師)

上海軌道交通11號線北段工程(花橋段)(安亭站—花橋站)施工范圍東起11號線北段支線終點站安亭站，西至花橋巷浦路。跨越的道路主要有曹安公路、兆豐路、漕新路、同三國道、滬寧高速公路、曹浦路、梅浦路、徐公橋路、規劃縱六路—規劃縱一路和沿滬大道等。本項目線路全長約6 km，全線為高架，共設高架車站3座，分別為兆豐路站、光明路站、花橋站。最大站間距3.3 km，最小站間距1.1 km，平均站間距1.9 km。上海軌道交通11號線北段工程是上海市與江蘇省打破行政區劃限制的一次全新嘗試。隨著城市軌道交通的發展，上海軌道交通11號線北段工程還將連接規劃中的蘇州市域軌道交通S1線，最終連接蘇州、昆山、上海，對于促進滬蘇兩地經濟發展具有十分重大的意義。

昆山市的軟土廣泛分布，且厚度不均，昆山市地基土主要由典型軟土構成。上海軌道交通11號線北段工程沿線區間高架上部結構形式主要包括簡支蝶形預制組合小箱梁、預應力混凝土連續梁以及鋼-混凝土疊合梁；下部結構則采用鋼筋混凝土橋墩、φ800 mm鉆孔灌注樁、φ1 200 mm鉆孔灌注樁以及φ600 mm PHC樁。

深厚軟土地基中的道路橋梁樁基礎，在長期運營情況下，會有相當量值的沉降發生。樁基礎的沉降表現是樁體、承臺及樁周圍土體之間力的傳遞及相互作用的綜合結果。對于一座長大的高架線路橋，各個樁基的結構、幾何尺寸、所處地基土條件及施工情況有差別是普遍存在的，因此各個樁基的沉降表現也不會完全相同，各個橋墩的沉降會有差異。軌道交通橋梁樁基之間的差異沉降會引起橋軌面的不平順，樁基間發生過量的差異沉降時，橋軌面的不平順調整會變得非常困難，常難以恢復軌面的設計狀態，因此保持軌面平順性是城市軌道交通軌道設計的關鍵之一。因此，研究軟土地基上長大高架道路橋樁基礎沉降及差異沉降對橋軌面平順性的影響具有重要意義。

上海軌道交通11號線花橋段高架橋梁結構有多種形式，在一般路段、跨兆豐路處、跨曹新路曹安公路處、上跨同三國道處、上跨滬寧高速處、上跨梅浦河處、上跨徐公河處、上跨徐公橋路處、上跨縱二路處的結構形式都不一樣。利用ABAQUS有限元模擬軟件[1-8]建立不同的高架橋梁模型進行數值模擬，分析橋墩沉降與軌道結構內力及線路變化相互映射關系[9-10]。本文選取一般路段、上跨同三國道處和上跨滬寧高速處高架橋梁結構形式，對其進行數值模擬計算。

1 一般路段高架橋梁結構數值模擬計算

在一般路段，區間高架上部結構采用簡支雙線蝶形預制組合小箱梁，選取兆豐路站—安亭站中SDK0+388.000—SDK0+498.000段進行分析。將施工期結束后橋墩的豎直沉降作為外部邊界條件施加到軌道-橋梁耦合模型上，分析重力影響下軌道結構內力及軌道線路變化。本文中施工期結束后橋墩的垂直沉降為鋼軌鋪設完畢一星期至運營期開始前的數據，是由昆山軌道交通公司監測部門監測得到的數據。該段線路5個橋墩的沉降分別為0.38 mm(S15)、0.96 mm(S16)、0.89 mm(S17)、0.28 mm(S18)、0.54 mm(S19)，相鄰橋墩沉降量之差最大為0.61 mm。一般路段高架橋梁結構模型及網格劃分[13-17]如圖1所示，模型參數見表1。

圖1 一般路段高架橋梁結構模型及網格劃分

橋跨結構與橋墩之間的接觸采用硬摩擦，法向的行為模型采用硬(hard)接觸，主控面(master surface)選擇為橋跨結構面，從屬面(slave surface)選擇為橋墩面，切向的行為模型采用摩擦模型模擬，選用罰剛度算法(Penalty)，允許彈性滑移變形，其中摩擦系數根據經驗取為0.8。橋跨結構與道床之間的接觸采用硬摩擦，法向的行為模型采用硬接觸，主控面選擇為橋跨結構面，從屬面選擇為道床面，切向的行為模型采用摩擦模型模擬，選用罰剛度算法，允許彈性滑移變形，其中摩擦系數根據經驗取為0.8。道床與鋼軌之間的連接采用彈性連接，對于連接鋼軌和道床的扣件系統，考慮其彈性的恢復性能及對動力的緩沖作用，模擬為彈簧-阻尼單元；扣件間距為0.595 m，其橫向、垂向、縱向的等效剛度分別為37.5 kN/mm、25.0 kN/mm和37.5 kN/mm，其橫向、垂向、縱向的阻尼系數分別為30.0 kN/(m/s)、37.5 kN/(m/s)和30.0 kN/(m/s)。

表1 一般路段高架橋梁結構模型參數表

該路段高架橋梁整體結構的豎向應力云圖如圖2所示。

圖2 一般路段高架橋梁整體結構豎向應力云圖

由圖2可知，橋墩整體受壓力，且沉降量較大的橋墩壓應力更大，橋墩下端的壓應力較大而上端的壓應力相對較小[18-19]。例如：S15下端的壓應力為0.85 MPa，上端的壓應力為0.37 MPa；S17下端的壓應力為1.3 MPa，上端的壓應力為0.61 MPa。橋跨結構大部分受壓力，局部受拉力，橋跨結構在和橋墩接觸的地方拉應力較大，最大達到0.35 MPa。提取道床上端面中間一條線上所有點位的豎向應力數據，道床豎向應力隨著里程的變化情況如圖3所示。

由圖3可知，S15處道床的壓應力為0.1 MPa，S16處道床的壓應力為0.1 MPa，S17處道床的壓應力為0.12 MPa，S18處道床的壓應力為0.13 MPa，S19處道床的壓應力為0.06 MPa。橋跨結構跨中的道床豎向壓應力為0.005 MPa左右。

圖3 一般路段道床豎向應力隨里程變化曲線圖

提取鋼軌上端面中間的一條線上所有點位的豎向應力數據，鋼軌豎向應力隨著里程的變化情況如下圖4所示。

圖4 一般路段鋼軌豎向應力隨里程變化曲線圖

由圖4可知，S15處鋼軌的拉應力為0.009 MPa，S16處鋼軌的拉應力為0.011 MPa，S17處鋼軌的拉應力為0.014 MPa，S18處鋼軌的拉應力為0.016 MPa，S19處鋼軌的拉應力為0.005 MPa。橋跨結構兩跨之間的鋼軌的豎向壓應力為0.005 MPa。

圖5 一般路段整體結構豎向變形云圖

該路段高架橋梁結構的豎向變形云圖如圖5所示。由圖5不難發現，由于橋墩基礎的不均勻沉降，軌道結構出現了明顯的不平順，橋跨結構、道床、鋼軌的豎向彎曲變形類似于正弦曲線。橋墩處橋跨結構的豎向變形相對較小，跨中豎向變形相對較大，橋跨結構的最大變形發生在第二跨。

提取道床正下方中間橋面一條線上所有點位豎向變形數據，豎向變形隨著里程的變化曲線圖如圖6所示。由圖6可知，橋面的最大豎向變形為1.75 mm，發生在第二跨。

圖6 一般路段橋面豎向變形隨里程變化曲線圖

2 上跨同三國道處高架橋梁結構數值模擬計算

上跨同三國道高速處位于兆豐路站—光明路站區間，高架橋上部結構采用41.5 m+68.5 m+41.5 m變高度預應力混凝土連續箱梁。仍然將施工期結束后橋墩的豎直沉降作為外部邊界條件施加到軌道-橋梁耦合模型上，分析重力影響下軌道結構內力及軌道線路變化，4個橋墩的沉降分別為2.255 mm(S21)、1.35 mm(S22)、2.2 mm(S23)、1.04 mm(S24)，相鄰橋墩沉降量之差最大為1.16 mm。上跨同三國道處高架橋梁結構模型及網格劃分如圖7所示，模型參數見表1。

圖7 上跨同三國道處高架橋梁結構模型及網格劃分

該路段高架橋梁整體結構的豎向應力云圖如圖8所示。

由圖8可知，橋墩整體受壓力，且沉降量較大的橋墩的壓應力更大。橋跨結構有些部分受壓力，有些部分受拉力，橋跨結構和橋墩接觸的地方橋跨結構受壓力。提取道床上端面中間的一條線上的所有點位的豎向應力數值，道床豎向應力隨著里程的變化情況如圖9所示。

圖8 上跨同三國道處高架橋梁整體結構豎向應力云圖

圖9 上跨同三國道處道床豎向應力隨里程變化曲線圖

由圖9可知，S21處道床的壓應力為0.183 MPa，S22處道床的壓應力為0.136 MPa，S23處道床的壓應力為0.128 MPa，S24處道床的壓應力為0.300 MPa。橋跨結構跨中的道床豎向壓應力在0.010 MPa左右波動。

提取鋼軌上端面中間的一條線上的所有點位豎向應力數值，鋼軌豎向應力隨著里程的變化情況如圖10所示。

由圖10可知，S21處鋼軌的拉應力為0.06 MPa，S22處鋼軌的拉應力為0.08 MPa，S23處鋼軌的拉應力為0.07 MPa，S24處鋼軌的拉應力為0.095 MPa。橋跨結構跨中的鋼軌壓應力在0.01 MPa左右波動。

圖10 鋼軌豎向應力隨里程變化曲線圖

該路段高架橋梁結構的豎向變形云圖如圖11所示。

圖11 上跨同三國道處整體結構豎向變形云圖

由圖11不難發現，由于橋墩基礎的不均勻沉降，軌道結構出現了明顯的不平順，橋跨結構、道床、鋼軌的豎向彎曲變形類似于正弦曲線。橋跨結構的最大變形發生在第二跨，原因是跨徑較大。

提取道床正下方中間橋面的一條線上的所有點位豎向變形數值，橋面豎向變形隨著里程的變化情況如圖12所示。

由圖12可知，橋墩處的橋跨結構的變形都比較小，S23處橋面的豎向變形為2.9 mm，S24處橋面的變形為1.5 mm。橋面的最大變形量為4.8 mm。

圖12 上跨同三國道處橋面豎向變形隨里程變化曲線圖

3 上跨滬寧高速處高架橋梁結構數值模擬計算

上跨滬寧高速處位于兆豐路站—光明路站區間SDK2+054.000—SDK2+334.000段，采用一跨跨越的布跨方式。跨徑布置為75.5 m+129 m+75.5 m，橋梁上部結構采用大跨徑預應力變高度連續箱梁。將施工期結束后橋墩的豎直沉降作為外部邊界條件施加到軌道-橋梁耦合模型上，分析重力影響下軌道結構內力及軌道線路變化，4個橋墩的沉降分別為12.980 mm(S33)、10.110 mm(S34)、7.595 mm(S35)、8.575 mm(S36)，相鄰橋墩沉降量之差最大為2.87 mm。該路段模型及網格劃分如圖13所示，模型參數見表1。

圖13 上跨滬寧高速處高架橋梁結構模型及網格劃分

該路段高架橋梁整體結構的豎向應力云圖如圖14所示。

圖14 上跨滬寧高速處高架橋梁整體結構豎向應力云圖

由圖14可知，橋墩整體受壓力，S34、S35橋墩的壓應力較大。橋跨結構有些部分受壓力，有些部分受拉力，橋跨結構和橋墩接觸的地方橋跨結構受壓力。

提取道床上端面中間一條線上所有點位的豎向應力數值，道床豎向應力隨著里程的變化情況如圖15所示。

圖15 上跨滬寧高速處道床豎向應力隨里程變化曲線圖

由圖15可知，S33處道床的壓應力為0.38 MPa，S34處道床的壓應力為0.22 MPa，S35處道床的壓應力為0.23 MPa，S36處道床的壓應力為0.45 MPa。橋跨結構兩跨之間的道床豎向拉應力在0.05 MPa左右波動。

提取鋼軌上端面中間一條線上所有點位的豎向應力數值，鋼軌豎向應力隨著里程的變化情況如圖16所示。

由圖16可知，S33處鋼軌的拉應力為0.280 MPa，S34處鋼軌的拉應力為0.160 MPa，S35處鋼軌的拉應力為0.16 MPa，S36處鋼軌的拉應力為0.332 MPa。橋跨結構跨中的鋼軌壓應力在0.05 MPa左右波動。

圖16 上跨滬寧高速處鋼軌豎向應力隨里程變化曲線圖

該路段高架橋梁整體結構的豎向變形云圖如圖17所示。

圖17 上跨滬寧高速處高架橋梁整體結構豎向變形云圖

由圖17不難發現，由于橋墩基礎的不均勻沉降，軌道結構出現了明顯的不平順，橋跨結構、道床、鋼軌的豎向彎曲變形類似于正弦曲線。橋跨結構的最大變形發生在第二跨，原因是其跨徑很大，跨徑為129 m。

提取道床正下方中間橋面的一條線上的所有點位的豎向變形數值，橋面豎向變形隨著里程的變化情況如圖18所示。

從圖18可以看到，橋墩處的橋面的豎向變形相對比較小，S33處橋面的變形為13.6 mm，S36處橋面的變形為9.4 mm。橋面的最大變形量為17.85 mm。

圖18 上跨滬寧高速處橋面豎向變形隨里程變化曲線圖

根據監測結果，相鄰橋墩的沉降量之差最大為2.87 mm，發生上跨滬寧高速處的跨中；根據計算結果，橋跨結構橋面的最大變形為17.85 mm，發生在上跨滬寧高速處的跨中。根據《上海市城市軌道交通設計規范》[20]要求，墩臺工后總沉降量不能超過50 mm，而監測得到工后立柱的最大沉降量為17.52 mm，滿足規范要求。《上海市城市軌道交通設計規范》同時指出，相鄰墩臺均勻沉降量之差不得超過20 mm，而監測得到的上海軌道交通11號線花橋段相鄰橋墩的沉降量之差最大值僅為2.87 mm，滿足規范要求。根據《鐵路橋涵設計規范》[21](《上海市城市軌道交通設計規范》 中指出，在本設計規范中針對橋面工后沉降變形量并沒有作出明確的規定，均參照《鐵路橋涵設計規范》中的規定)要求，橋面工后沉降變形量不得超過40 mm，而計算結果表明上海軌道交通11號線花橋段工后橋面的最大變形量為17.85 mm，亦滿足規范要求。

綜上所述，上海軌道交通11號線花橋段基礎沉降對軌道結構的影響均滿足設計規范限值要求，在此軌道結構下行車是安全的。

4 結語

利用ABAQUS有限元模擬軟件重點針對上海軌道交通11號線花橋段的一般路段、上跨同三國道處、跨滬寧高速處建立模型并進行數值計算，模擬基礎沉降對軌道結構內力及軌道線路變化的影響。計算結果表明基礎沉降引起道床主要受壓力、鋼軌主要受拉力、橋墩處的橋跨結構橋面豎向變形相對比較小，而跨中橋面豎向變形比較大。

根據監測結果，相鄰橋墩的沉降量之差最大為2.87 mm，工后立柱的最大沉降量為17.52 mm；根據計算結果，橋跨結構橋面的最大豎向變形為17.85 mm。這表明，上海軌道交通11號線花橋段基礎沉降對軌道結構的影響均滿足設計規范限值要求，在此軌道結構下行車是安全的。