新型磁浮交通路基沉降變形現場監測及數值模擬

李學友 邱睿哲 周鵬飛 潘澤坤 嚴騰飛

(1. 中鐵二局集團有限公司第四工程有限公司,成都 610300; 2. 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室,成都 610031;3. 西南交通大學土木工程學院,成都 610031)

1 概述

北京市中低速磁浮交通S1 線是我國第二條實際運營的中低速磁浮交通線路[1],設計運行速度為100 km/h,該線西起北京門頭溝新城西南角石門營,向東高架跨越西六環、永定河至蘋果園,與地鐵1 號線、6 號線換乘, 線路全長10.235 km。 其中,石門營車輛段內有長度663 m 特殊路基,該線于2011 年2 月28 日動工,2017 年12 月30 日正式投入商業運營。

磁懸浮列車是一種新興的交通技術,具有安全、舒適等優點。 其中,德國TR 高速常導磁浮系統和日本HSST 中低速磁浮系統是目前較為成熟的磁浮交通系統[2-3]。 我國從20 世紀80 年代開始研究磁浮列車技術,包括國防科技大學在長沙建設磁浮列車中試基地、西南交通大學在唐山建成的1.5 km 長的磁浮試驗線路、上海臨港的中低速(城軌)磁浮試驗線、鐵道第三勘察設計院設計的唐山中低速磁浮試驗線等。 學者們探討了中低速磁浮軌道工程的設計要點,根據現有的輪軌規范重新制定中低速磁浮交通標準[4-6],以及與城市軌道交通輪軌工程進行對比,闡明中低速磁浮交通技術在節能環保和安全降噪方面的優越性和適用性[7]。

軌道梁作為磁浮列車的承載體,為懸浮技術提供安全保障,其內力和變形情況直接影響磁浮列車的安全性和舒適性。 德國Emsland(埃姆斯蘭)高速磁浮線(TVE)不論高架線路還是低置線路,全部采用梁式結構,過去30 年,共設計約20 種軌道梁。 其中,梁式結構有預應力混凝土結構和鋼結構兩類,前者在使用性能和造價方面具有一定的優勢,后者則在加工制造精度方面容易保證;日本在超導型磁懸浮線路中多采用混凝土結構,HSST-04 型車采用高架混凝土梁,HSST-04 型車采用單片箱形梁結構;我國首條常導低速磁浮列車線路青城山磁浮列車工程示范線,全線采用高架橋方案,標準跨徑12 m,梁體采用C40 混凝土,梁體長11.94 m,在曲線半徑為250 m 區段上,梁體腹板外緣間距為0.8 m,梁體高1.0 m,這也是目前中低速磁浮普遍采用的形式[8-9]。

目前,世界各國磁懸浮列車線下結構多以高架線路為主,采用跨度16～32 m 的箱形簡支梁或連續梁[10-14]。 我國長沙低速磁懸浮試驗線全長1.691 km,其中800 m 區段采用低置線路[15],即在填筑路基結構上架設軌道梁,全世界范圍內極少有釆取這樣結構形式的案例。 路基軌道梁低置結構有別于傳統橋梁結構及路基結構,是將上部軌道梁放置在由級配碎石填筑的路基面上,由路基均布彈性支撐,形成路基、軌道梁、上部荷載共同作用的受力體系[16]。 為保證全線的連續一致性,發揮箱梁結構抗彎抗扭穩定性強的優勢,腹板處應設置側向導軌支座,以滿足常導型中低速磁懸浮列車所需的運行構造要求。

根據既有研究結果,中低速磁浮交通路基低置結構仍處于初步研究階段,對于新型路基低置結構的設計方案及線下路基結構的力學行為規律尚無明確研究結果。 從磁浮交通新型路基低置結構建造技術著手,提出在路塹雙線地段采用U 形槽結構形式,路塹三線地段采用懸臂式擋墻結構形式,低路堤地段采用U 形槽組合頂板結構形式,以此作為線路分節式承軌梁基礎,構成新型路基低置結構,并在施工階段設計靜力試驗方案,采集靜態數據進行分析測判定設計是否合理,建立磁浮列車荷載、承軌梁臺、低置結構、地基耦合系統的三維有限元靜力模型,獲得中低速磁浮交通新型路基低置結構及承軌梁的力學響應規律,以期為類似工程及后續中低速磁浮路基相關設計規范提供科學參考與有益借鑒。

2 新型路基低置結構設計方案

2.1 承軌梁臺設計

北京市S1 線示范線車輛段特殊路基段位于半徑100 m、縱坡4.5%的曲線上, 全長334.242 m。 在該路段中,在特殊路基擋墻結構底板上設置小型分節承軌梁,承軌梁呈倒U 形結構,共計361 節。 承軌梁頂寬1.5 m,底寬1.3 m,高度隨底板高程和軌面高程變化(0.93～1.562 m),單節長度根據軌排型式變化(1.3～2.9 m),按結構類型可分為2.5 m 標準承軌梁、2.5 m接頭型承軌梁、非標準承軌梁3 種結構形式,見圖1。

圖1 承軌梁臺示意

承軌梁的長度以公稱里程長度計量,在縱坡地段線路實際長度與公稱長度(投影長)存在幾何差,故在設計時應綜合考慮坡度、路基分段長度的影響,在坡度小、分段的地段忽略幾何差的影響,其他地段計算時考慮投影效應。 同時,因磁懸浮列車為“抱軌”運行,為提高列車曲線通過速度及乘坐舒適性,曲線梁采用梁體繞軌面中心點旋轉一定角度形成(圓曲線傾角4°,緩和曲線地段線性變化),承軌梁節間間距為0.3 m/0.7 m。

2.2 復合地基設計

選用傳統軟土應用技術相對成熟的高壓旋噴樁、素混凝土樁等分區對地基予以處理。 對于試車線,SDK0+000.00～SDK0+251.00 段基坑開挖后坑底采用旋噴樁加固,樁徑0.6 m,矩形布置,橫向、縱向樁間距均為1.5 m;SDK0+251.00～SDK0+329.51 段U 形槽基底采用C35 素混凝土鉆孔灌注樁加固處理,樁徑0.6 m,橫向間距1.8 m,縱向間距2.0 m。

對于出入段線,RDK0+172.4～RDK0+506.4 段基坑開挖后基坑底以下采用旋噴樁加固,樁徑0.6 m,矩形布置,橫向和縱向樁間距均為1.5 m。 另外,在基坑底設置0.5 m 厚碎石墊層,碎石頂部設置0.1 m 厚C20 混凝土墊層。

2.3 特殊路基結構設計

特殊路基場地位于低山丘陵前的坡洪積地帶,場地內主要分布填土及漂石土。 填土層普遍分布,一般厚3.4～5.8 m。 主要成分為松散-稍密狀粉土,孔隙比大,壓縮性高,抗剪強度低,力學性質較差;漂石土層中漂石粒徑最大為1.5 m 左右,且分布隨機,不易破碎,對施工影響較大。

綜合考慮線路設計高程、建設用地、施工可行性、工程造價等因素,考慮設計懸臂式擋土墻、U 形槽、U形槽+頂板等3 種不同的特殊路基結構[17]。 懸臂式擋墻通常用做擋土墻,主要用于抵抗側向土壓力,在路基中,其鋼筋混凝土底板可作為承軌梁工作平臺,與承軌梁、承軌臺共同分擔列車荷載;對于U 形槽路基,能夠減小占地,便于在相對狹小有限的空間中進行施工;對于線路高程較高區域,在U 形槽內部回填時,結構為回填土提供有效的側向約束力。

根據線路高程,先確定路基斷面形式(路塹或低路堤);然后根據區間路基所分布線路的股數(即路基寬度)確定合理的特殊路基結構。

(1)針對出入段線RDK0+172.4～RDK0+300 段,因線路為雙線并行,故采用U 形槽的路塹結構。

(2)針對出入段線RDK0+300～RDK0+506.64 段與試車線SDK0+000～SDK0+221,線路為三線,且試車線與出入段線間距較遠,故采用懸臂式擋土墻的路塹結構。

(3)針對試車線SDK0+221～SDK0+329.509 段,線路高程較高,考慮采用低路堤結構,同時考慮節約用地,故采用“U 形槽+頂板”的低路堤結構。

3 種特殊路基的結構設計示意見圖2。

圖2 特殊路基結構設計示意

3 中低速磁浮新型路基沉降試驗及靜力試驗

為更好地了解中低速磁浮交通新型路基及承軌梁臺結構的實施效果,開展路基沉降、路基及承軌梁臺結構的靜力學響應現場試驗研究。 通過現場試驗,驗證該新型路基結構及承軌梁臺結構的實施效果,以期為后續類似工程積累豐富的數據成果與實踐經驗。

3.1 試驗設計及流程

路基段元器件布置見圖3。

圖3 路基元器件布置示意(單位:m)

(1)單點沉降計

在試車線、出入段線路基SDK0+170 處以及RDK0+450 處分別新鉆3 個φ10 cm 的孔洞,孔深分別為10 m、5 m、3 m,縱向間距1 m,成孔后在樁底放置單點沉降計,并使用水泥砂漿將孔內泥漿擠出。

(2) 沉降觀測標

在試車線SDK0 + 170、SDK0 + 182,出入段線RDK0+438、RDK0+450 路基結構擋墻墻踵、墻趾及墻頂分別預埋沉降觀測標,每處3 個,左右斷面對稱布置,共計6 處。

(3)土壓力計

安裝在試車線路基結構底板與樁基礎接觸面位置處,其中,樁頂、樁間各1 個,左右斷面對稱布置,共4 處。

3.2 試驗結果分析

(1)沉降試驗結果分析

沉降觀測標數據統計見表1。 由表1 可知,施工完成后至2017 年12 月中旬,沉降值增長幅度明顯變緩,并趨于穩定;路基結構的總沉降值為2～5 mm,工后沉降、不均勻沉降等滿足要求;出入段線的不均勻沉降情況較試車線好,主要是由于出入線段的地基條件較好。

表1 沉降觀測標數據統計分析

(2)靜力試驗結果分析

試車線土壓力計試驗數據見表2,土壓力計統計數據表明:樁間土壓力隨著沉降的發展而減小;樁頂土壓力隨著沉降的發展也減小。

表2 土壓力計數據統計分析kPa

4 中低速磁浮新型路基數值分析

4.1 模型建立

根據試驗測試方案分析施工過程中結構受力和變形特征,采用COMSOL 有限元軟件建立數值計算模型,并與現場實測數據進行對比分析,模型計算模型見圖4。 其中,設順線路長度方向為y軸,橫斷面方向為x軸,豎直方向為z軸。 模型的計算區域尺寸為:45 m(長)×5.7 m(寬)×32 m(高)。 計算模型劃分網格時,巖土單元采用“摩爾-庫倫” (Mohr-Coulomb)本構;加固樁采用彈性梁結構單元,并和周圍土體共節點模擬協調變形;其他結構部件采用3D 實體單元,以六面體單元為主,金字塔單元過渡。 在整體計算模型中,地基土體模型的兩側邊界設為側向約束,底邊邊界設為固定約束。 靜力荷載將換算后的列車荷載以均布荷載形式施加于軌道梁表面。 各部件及土層的計算參數見表3、表4[18-19]。

表3 模型各部件計算參數

表4 模型土層計算參數

圖4 數值計算模型示意

4.2 數值模擬結果分析

圖5 為SDK0+170 斷面從開始施工到靜力荷載施加的左右兩側沉降變化曲線,根據數值模擬計算結果及實測結果 (沉降值取3 個位置沉降觀測標平均值),數值模型計算的沉降觀測標位置固結沉降變化規律與實測數據變化規律基本吻合。 由圖5 可知,SDK0+170 斷面施工期間固結沉降變化速率較快,在上部路基結構施工期間SDK0+170 固結沉降約為4.1 mm,靜置期間基本無明顯變化,上部軌道梁施工后沉降隨時間繼續增大,增加至5.4 mm 左右基本穩定。 由此可知,靜置后的工后沉降甚小,遠低于CJJT262—2017《中低速磁浮交通設計規范》中工后沉降限值(30 mm)。

圖5 SDK0+170 斷面沉降曲線

圖6(a)、圖6(b)分別為斷面RDK0+450 和RDK0+438 沉降觀測標位置固結沉降變化曲線,與實測數據變化規律基本吻合。 由圖6 可知,施工期間固結沉降變化速率較快,在上部路基結構施工期間RDK0+450 固結沉降分別為2.8 mm、3.0 mm,靜置期間基本無明顯變化,上部軌道梁施工后沉降隨時間繼續增大,增加至3.1 mm、3.4 mm 左右基本穩定,由此可知,靜置后工后沉降較小,滿足規范要求。 對于RDK0+438 斷面,上部路基結構施工期間其左右沉降分別為3.7 mm、3.9 mm,同樣,在靜置期間基本變化較小,上部軌道梁施工后沉降分別增至4.2 mm 和4.4 mm,沉降變化幅度較小,說明該地基加固措施合理,且施工工藝能夠滿足沉降控制要求。

圖6 出入段線沉降曲線

圖7(a)為SDK0+170 斷面單點沉降計位置不同沉降變化規律,單點沉降計埋設深度分別為3.0 m、5 m、10 m,上部路基結構施工期間,施工期間測試最大值分別為3.24 mm、3.70 mm、3.77 mm。 由此可知,路基壓縮主要發生在復合地基加固區,上部軌道梁施工后沉降分別增至4.26 mm、5.12 mm、5.16 mm,變化幅度有限,滿足工后沉降要求。

圖7(b)為RDK0+450 斷面單點沉降計位置不同深度沉降變化規律,施工期間測試最大值分別為1.89 mm、2.51 mm、2.52 mm,上部軌道梁施工后沉降分別增至2.2 mm、2.9 mm、2.92 mm。

圖7 不同深度單點沉降曲線

單點沉降計現場監測數據見表5。 由表5 可知,承軌梁施工完成后,監測期間各深度處沉降無明顯變化。 沿深度方向,深度10 m 處沉降最小,深度3 m 和5 m 處沉降相近,表明路基壓縮主要發生在復合地基加固區,與數值模擬趨勢相同。

表5 單點沉降計數據統計分析mm

圖8 為SDK0+170 斷面土壓力變化曲線,上部路基結構施工期間和靜置期樁頂應力和樁間土應力變化不明顯,樁頂計算值為11 kPa,樁間土壓力為2 kPa,上部軌道梁施工后樁頂應力增加明顯,樁土應力比有所增加,樁頂壓力逐漸增至21.5 kPa,樁間土應力逐漸增至3.5 kPa。

圖8 SDK0+170 斷面土壓力變化曲線

5 結論

對中低速磁浮新型路基低置結構不同設計方案及適用條件進行介紹,并根據現場試驗及數值模型對新型路基沉降及靜力加載時的力學行為進行分析,得出以下結論。

(1)根據區間路基所分布線路的股數及路基斷面形式確定采用特殊路基結構設計,如為三線并列(路基較寬),宜選用懸臂式擋土墻結構;如為兩線并列(路基較窄),宜選用U 形槽結構;如線路高程較高,宜采用低路堤結構;同時考慮節約用地,也可以采用U形槽組合頂板的低路堤結構。

(2)路基結構的總沉降值為2～5 mm,遠低于CJJ/T 262—2017《中低速磁浮交通設計規范》要求工后沉降(≤30 mm),沉降主要發生在施工期間以及施加靜力荷載后。 施工完成后,路基結構在自重作用下基本不發生沉降。

(3)路基壓縮主要發生在復合地基加固區,樁頂和樁間土壓力隨自重引起沉降的增大而減小;施加靜力荷載后,旋噴樁能充分發揮作用,并承擔較大荷載,此時樁土應力比增大。