上海轨道交通11号线花桥段基础沉降对轨道结构影响研究

仝 炜, 刘 辉, 丁 潮

(昆山市轨道交通投资发展有限公司，215300，昆山//第一作者，工程师)

上海轨道交通11号线北段工程(花桥段)(安亭站—花桥站)施工范围东起11号线北段支线终点站安亭站，西至花桥巷浦路。跨越的道路主要有曹安公路、兆丰路、漕新路、同三国道、沪宁高速公路、曹浦路、梅浦路、徐公桥路、规划纵六路—规划纵一路和沿沪大道等。本项目线路全长约6 km，全线为高架，共设高架车站3座，分别为兆丰路站、光明路站、花桥站。最大站间距3.3 km，最小站间距1.1 km，平均站间距1.9 km。上海轨道交通11号线北段工程是上海市与江苏省打破行政区划限制的一次全新尝试。随着城市轨道交通的发展，上海轨道交通11号线北段工程还将连接规划中的苏州市域轨道交通S1线，最终连接苏州、昆山、上海，对于促进沪苏两地经济发展具有十分重大的意义。

昆山市的软土广泛分布，且厚度不均，昆山市地基土主要由典型软土构成。上海轨道交通11号线北段工程沿线区间高架上部结构形式主要包括简支蝶形预制组合小箱梁、预应力混凝土连续梁以及钢-混凝土叠合梁；下部结构则采用钢筋混凝土桥墩、φ800 mm钻孔灌注桩、φ1 200 mm钻孔灌注桩以及φ600 mm PHC桩。

深厚软土地基中的道路桥梁桩基础，在长期运营情况下，会有相当量值的沉降发生。桩基础的沉降表现是桩体、承台及桩周围土体之间力的传递及相互作用的综合结果。对于一座长大的高架线路桥，各个桩基的结构、几何尺寸、所处地基土条件及施工情况有差别是普遍存在的，因此各个桩基的沉降表现也不会完全相同，各个桥墩的沉降会有差异。轨道交通桥梁桩基之间的差异沉降会引起桥轨面的不平顺，桩基间发生过量的差异沉降时，桥轨面的不平顺调整会变得非常困难，常难以恢复轨面的设计状态，因此保持轨面平顺性是城市轨道交通轨道设计的关键之一。因此，研究软土地基上长大高架道路桥桩基础沉降及差异沉降对桥轨面平顺性的影响具有重要意义。

上海轨道交通11号线花桥段高架桥梁结构有多种形式，在一般路段、跨兆丰路处、跨曹新路曹安公路处、上跨同三国道处、上跨沪宁高速处、上跨梅浦河处、上跨徐公河处、上跨徐公桥路处、上跨纵二路处的结构形式都不一样。利用ABAQUS有限元模拟软件[1-8]建立不同的高架桥梁模型进行数值模拟，分析桥墩沉降与轨道结构内力及线路变化相互映射关系[9-10]。本文选取一般路段、上跨同三国道处和上跨沪宁高速处高架桥梁结构形式，对其进行数值模拟计算。

1 一般路段高架桥梁结构数值模拟计算

在一般路段，区间高架上部结构采用简支双线蝶形预制组合小箱梁，选取兆丰路站—安亭站中SDK0+388.000—SDK0+498.000段进行分析。将施工期结束后桥墩的竖直沉降作为外部边界条件施加到轨道-桥梁耦合模型上，分析重力影响下轨道结构内力及轨道线路变化。本文中施工期结束后桥墩的垂直沉降为钢轨铺设完毕一星期至运营期开始前的数据，是由昆山轨道交通公司监测部门监测得到的数据。该段线路5个桥墩的沉降分别为0.38 mm(S15)、0.96 mm(S16)、0.89 mm(S17)、0.28 mm(S18)、0.54 mm(S19)，相邻桥墩沉降量之差最大为0.61 mm。一般路段高架桥梁结构模型及网格划分[13-17]如图1所示，模型参数见表1。

图1 一般路段高架桥梁结构模型及网格划分

桥跨结构与桥墩之间的接触采用硬摩擦，法向的行为模型采用硬(hard)接触，主控面(master surface)选择为桥跨结构面，从属面(slave surface)选择为桥墩面，切向的行为模型采用摩擦模型模拟，选用罚刚度算法(Penalty)，允许弹性滑移变形，其中摩擦系数根据经验取为0.8。桥跨结构与道床之间的接触采用硬摩擦，法向的行为模型采用硬接触，主控面选择为桥跨结构面，从属面选择为道床面，切向的行为模型采用摩擦模型模拟，选用罚刚度算法，允许弹性滑移变形，其中摩擦系数根据经验取为0.8。道床与钢轨之间的连接采用弹性连接，对于连接钢轨和道床的扣件系统，考虑其弹性的恢复性能及对动力的缓冲作用，模拟为弹簧-阻尼单元；扣件间距为0.595 m，其横向、垂向、纵向的等效刚度分别为37.5 kN/mm、25.0 kN/mm和37.5 kN/mm，其横向、垂向、纵向的阻尼系数分别为30.0 kN/(m/s)、37.5 kN/(m/s)和30.0 kN/(m/s)。

表1 一般路段高架桥梁结构模型参数表

该路段高架桥梁整体结构的竖向应力云图如图2所示。

图2 一般路段高架桥梁整体结构竖向应力云图

由图2可知，桥墩整体受压力，且沉降量较大的桥墩压应力更大，桥墩下端的压应力较大而上端的压应力相对较小[18-19]。例如：S15下端的压应力为0.85 MPa，上端的压应力为0.37 MPa；S17下端的压应力为1.3 MPa，上端的压应力为0.61 MPa。桥跨结构大部分受压力，局部受拉力，桥跨结构在和桥墩接触的地方拉应力较大，最大达到0.35 MPa。提取道床上端面中间一条线上所有点位的竖向应力数据，道床竖向应力随着里程的变化情况如图3所示。

由图3可知，S15处道床的压应力为0.1 MPa，S16处道床的压应力为0.1 MPa，S17处道床的压应力为0.12 MPa，S18处道床的压应力为0.13 MPa，S19处道床的压应力为0.06 MPa。桥跨结构跨中的道床竖向压应力为0.005 MPa左右。

图3 一般路段道床竖向应力随里程变化曲线图

提取钢轨上端面中间的一条线上所有点位的竖向应力数据，钢轨竖向应力随着里程的变化情况如下图4所示。

图4 一般路段钢轨竖向应力随里程变化曲线图

由图4可知，S15处钢轨的拉应力为0.009 MPa，S16处钢轨的拉应力为0.011 MPa，S17处钢轨的拉应力为0.014 MPa，S18处钢轨的拉应力为0.016 MPa，S19处钢轨的拉应力为0.005 MPa。桥跨结构两跨之间的钢轨的竖向压应力为0.005 MPa。

图5 一般路段整体结构竖向变形云图

该路段高架桥梁结构的竖向变形云图如图5所示。由图5不难发现，由于桥墩基础的不均匀沉降，轨道结构出现了明显的不平顺，桥跨结构、道床、钢轨的竖向弯曲变形类似于正弦曲线。桥墩处桥跨结构的竖向变形相对较小，跨中竖向变形相对较大，桥跨结构的最大变形发生在第二跨。

提取道床正下方中间桥面一条线上所有点位竖向变形数据，竖向变形随着里程的变化曲线图如图6所示。由图6可知，桥面的最大竖向变形为1.75 mm，发生在第二跨。

图6 一般路段桥面竖向变形随里程变化曲线图

2 上跨同三国道处高架桥梁结构数值模拟计算

上跨同三国道高速处位于兆丰路站—光明路站区间，高架桥上部结构采用41.5 m+68.5 m+41.5 m变高度预应力混凝土连续箱梁。仍然将施工期结束后桥墩的竖直沉降作为外部边界条件施加到轨道-桥梁耦合模型上，分析重力影响下轨道结构内力及轨道线路变化，4个桥墩的沉降分别为2.255 mm(S21)、1.35 mm(S22)、2.2 mm(S23)、1.04 mm(S24)，相邻桥墩沉降量之差最大为1.16 mm。上跨同三国道处高架桥梁结构模型及网格划分如图7所示，模型参数见表1。

图7 上跨同三国道处高架桥梁结构模型及网格划分

该路段高架桥梁整体结构的竖向应力云图如图8所示。

由图8可知，桥墩整体受压力，且沉降量较大的桥墩的压应力更大。桥跨结构有些部分受压力，有些部分受拉力，桥跨结构和桥墩接触的地方桥跨结构受压力。提取道床上端面中间的一条线上的所有点位的竖向应力数值，道床竖向应力随着里程的变化情况如图9所示。

图8 上跨同三国道处高架桥梁整体结构竖向应力云图

图9 上跨同三国道处道床竖向应力随里程变化曲线图

由图9可知，S21处道床的压应力为0.183 MPa，S22处道床的压应力为0.136 MPa，S23处道床的压应力为0.128 MPa，S24处道床的压应力为0.300 MPa。桥跨结构跨中的道床竖向压应力在0.010 MPa左右波动。

提取钢轨上端面中间的一条线上的所有点位竖向应力数值，钢轨竖向应力随着里程的变化情况如图10所示。

由图10可知，S21处钢轨的拉应力为0.06 MPa，S22处钢轨的拉应力为0.08 MPa，S23处钢轨的拉应力为0.07 MPa，S24处钢轨的拉应力为0.095 MPa。桥跨结构跨中的钢轨压应力在0.01 MPa左右波动。

图10 钢轨竖向应力随里程变化曲线图

该路段高架桥梁结构的竖向变形云图如图11所示。

图11 上跨同三国道处整体结构竖向变形云图

由图11不难发现，由于桥墩基础的不均匀沉降，轨道结构出现了明显的不平顺，桥跨结构、道床、钢轨的竖向弯曲变形类似于正弦曲线。桥跨结构的最大变形发生在第二跨，原因是跨径较大。

提取道床正下方中间桥面的一条线上的所有点位竖向变形数值，桥面竖向变形随着里程的变化情况如图12所示。

由图12可知，桥墩处的桥跨结构的变形都比较小，S23处桥面的竖向变形为2.9 mm，S24处桥面的变形为1.5 mm。桥面的最大变形量为4.8 mm。

图12 上跨同三国道处桥面竖向变形随里程变化曲线图

3 上跨沪宁高速处高架桥梁结构数值模拟计算

上跨沪宁高速处位于兆丰路站—光明路站区间SDK2+054.000—SDK2+334.000段，采用一跨跨越的布跨方式。跨径布置为75.5 m+129 m+75.5 m，桥梁上部结构采用大跨径预应力变高度连续箱梁。将施工期结束后桥墩的竖直沉降作为外部边界条件施加到轨道-桥梁耦合模型上，分析重力影响下轨道结构内力及轨道线路变化，4个桥墩的沉降分别为12.980 mm(S33)、10.110 mm(S34)、7.595 mm(S35)、8.575 mm(S36)，相邻桥墩沉降量之差最大为2.87 mm。该路段模型及网格划分如图13所示，模型参数见表1。

图13 上跨沪宁高速处高架桥梁结构模型及网格划分

该路段高架桥梁整体结构的竖向应力云图如图14所示。

图14 上跨沪宁高速处高架桥梁整体结构竖向应力云图

由图14可知，桥墩整体受压力，S34、S35桥墩的压应力较大。桥跨结构有些部分受压力，有些部分受拉力，桥跨结构和桥墩接触的地方桥跨结构受压力。

提取道床上端面中间一条线上所有点位的竖向应力数值，道床竖向应力随着里程的变化情况如图15所示。

图15 上跨沪宁高速处道床竖向应力随里程变化曲线图

由图15可知，S33处道床的压应力为0.38 MPa，S34处道床的压应力为0.22 MPa，S35处道床的压应力为0.23 MPa，S36处道床的压应力为0.45 MPa。桥跨结构两跨之间的道床竖向拉应力在0.05 MPa左右波动。

提取钢轨上端面中间一条线上所有点位的竖向应力数值，钢轨竖向应力随着里程的变化情况如图16所示。

由图16可知，S33处钢轨的拉应力为0.280 MPa，S34处钢轨的拉应力为0.160 MPa，S35处钢轨的拉应力为0.16 MPa，S36处钢轨的拉应力为0.332 MPa。桥跨结构跨中的钢轨压应力在0.05 MPa左右波动。

图16 上跨沪宁高速处钢轨竖向应力随里程变化曲线图

该路段高架桥梁整体结构的竖向变形云图如图17所示。

图17 上跨沪宁高速处高架桥梁整体结构竖向变形云图

由图17不难发现，由于桥墩基础的不均匀沉降，轨道结构出现了明显的不平顺，桥跨结构、道床、钢轨的竖向弯曲变形类似于正弦曲线。桥跨结构的最大变形发生在第二跨，原因是其跨径很大，跨径为129 m。

提取道床正下方中间桥面的一条线上的所有点位的竖向变形数值，桥面竖向变形随着里程的变化情况如图18所示。

从图18可以看到，桥墩处的桥面的竖向变形相对比较小，S33处桥面的变形为13.6 mm，S36处桥面的变形为9.4 mm。桥面的最大变形量为17.85 mm。

图18 上跨沪宁高速处桥面竖向变形随里程变化曲线图

根据监测结果，相邻桥墩的沉降量之差最大为2.87 mm，发生上跨沪宁高速处的跨中；根据计算结果，桥跨结构桥面的最大变形为17.85 mm，发生在上跨沪宁高速处的跨中。根据《上海市城市轨道交通设计规范》[20]要求，墩台工后总沉降量不能超过50 mm，而监测得到工后立柱的最大沉降量为17.52 mm，满足规范要求。《上海市城市轨道交通设计规范》同时指出，相邻墩台均匀沉降量之差不得超过20 mm，而监测得到的上海轨道交通11号线花桥段相邻桥墩的沉降量之差最大值仅为2.87 mm，满足规范要求。根据《铁路桥涵设计规范》[21](《上海市城市轨道交通设计规范》 中指出，在本设计规范中针对桥面工后沉降变形量并没有作出明确的规定，均参照《铁路桥涵设计规范》中的规定)要求，桥面工后沉降变形量不得超过40 mm，而计算结果表明上海轨道交通11号线花桥段工后桥面的最大变形量为17.85 mm，亦满足规范要求。

综上所述，上海轨道交通11号线花桥段基础沉降对轨道结构的影响均满足设计规范限值要求，在此轨道结构下行车是安全的。

4 结语

利用ABAQUS有限元模拟软件重点针对上海轨道交通11号线花桥段的一般路段、上跨同三国道处、跨沪宁高速处建立模型并进行数值计算，模拟基础沉降对轨道结构内力及轨道线路变化的影响。计算结果表明基础沉降引起道床主要受压力、钢轨主要受拉力、桥墩处的桥跨结构桥面竖向变形相对比较小，而跨中桥面竖向变形比较大。

根据监测结果，相邻桥墩的沉降量之差最大为2.87 mm，工后立柱的最大沉降量为17.52 mm；根据计算结果，桥跨结构桥面的最大竖向变形为17.85 mm。这表明，上海轨道交通11号线花桥段基础沉降对轨道结构的影响均满足设计规范限值要求，在此轨道结构下行车是安全的。