短軌枕式整體道床高架結(jié)構(gòu)變形控制指標(biāo)分析

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)活動日益增多。對于高架結(jié)構(gòu)，臨近開挖卸荷難免會擾動地層，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，研究橋梁基礎(chǔ)變形及其對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]基于單元板式無砟軌道分析了橋墩不同變形模式和量值對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，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)對該問題的了解和認(rèn)識，本文以上海市軌道交通11號線花橋段為例，從橋墩變形對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號線花橋段東起上海軌道交通11號線北段支線終點(diǎn)站安亭站，西至花橋巷浦路，線路全長約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)營后的上海軌道交通11號線單線里程達(dá)到了72 km，是全國首條跨省軌道交通。

(1)箱梁

一般路段，區(qū)間高架上部結(jié)構(gòu)采用與11號線北段一期一致的簡支雙線蝶形預(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)度等級取C55，橋墩混凝土強(qiáng)度等級取C30。雙線簡支梁樁基主要為12～16根Φ800鉆孔灌注樁，樁長45～57 m。

短軌枕式承軌臺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。采用彈簧單元對支座進(jìn)行模擬，各類支座彈簧剛度見表 1。

圖2 簡支箱梁支座布置圖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^梁體反映到軌道結(jié)構(gòu)上，從而影響橋上線路平順性。對于軌道的平順性，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，建立四跨簡支梁(4 m×30 m)進(jìn)行模擬，通過對橋墩底部節(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

對圖3中3號橋墩取橫向位移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下產(chǎn)生橫向移動，梁端還會產(chǎn)生一定的轉(zhuǎn)動，因此橫向位移比下部橋墩位移更大。

圖3 4跨簡支梁計(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

由于承軌臺與橋梁梁部連成一體，承軌臺結(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?？梢钥闯鰳蚨瞻l(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，幅值均在0.04 mm以內(nèi)，后續(xù)分析工況僅對軌向不平順進(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

對圖3中3號橋墩取沉降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下產(chǎn)生垂向移動，梁端還會發(fā)生一定的轉(zhuǎn)動，因此梁端頂面距梁底面豎向距離比原來的梁高小，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，橋墩垂向位移對高低不平順造成的影響最大，最大值為1.24 mm，而對軌向、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

對圖3中3號橋墩取順橋向位移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)工況需對承軌臺拉應(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，建議承軌臺式無砟軌道結(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號線花橋段為研究對象，通過建立短軌枕式整體承軌臺軌道結(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)，承軌臺表面受力較大；(2)橋墩橫向位移對軌道軌向不平順影響最大，橋墩垂向位移對軌道高低不平順影響較大，橋墩順橋向位移對軌道縱向位移影響均較小；(3)對于短軌枕式承軌臺軌道結(jié)構(gòu)橋墩橫向位移監(jiān)測警戒值和控制值分別為12.7，25.4 mm；垂向位移監(jiān)測警戒值和控制值分別為12.9，25.8 mm；順橋向位移監(jiān)測警戒值和控制值分別為5.8，9.7 mm。