列車動載作用下偏壓基坑圍護結構的動力響應分析

張學民，石鈺鋒，張自力，3，白 偉，陽軍生，張國亮，3

(1.中南大學 土木工程學院，長沙 410075;2.山地交通災害防治技術國家地方聯合工程實驗室，貴陽 550001;3.中鐵南方投資發展有限公司，深圳 518000;4.中鐵四局第五工程有限公司，九江 332000)

隨著城市軌道交通和高速鐵路的大量修建，國內外學者對列車動載特性開展了大量研究，研究內容主要包括列車動載在軌道結構和路基中的分布和衰減規律以及動載對路基穩定性影響[1]，但嚴格的理論定量分析一直是個難題，僅從理論上仍無法獲得滿意的解答，通常采用理論和現場實測相結合等方法給出半經驗公式[2－4]。

在受列車動載影響的地下工程分析中，常采用現場實測或激勵函數模擬列車荷載[5－9]，或將列車荷載簡化為靜載[10－11]。這些方法很好地解決了動載對地下結構穩定性的影響問題。對于基坑受動載影響方面的研究，已逐步引起關注[12－13]，但限于動力問題的復雜性，目前還缺乏系統深入的研究。

城市軌道交通建設過程中，經常遇到線路交叉或近接問題。深圳地鐵5號線民治站緊鄰平南鐵路，鐵路路基頂面高出基坑開挖面7～9 m，不僅存在偏壓，且受列車動荷載影響，直接影響著民治車站工程的施工安全。為此，以民治車站基坑工程為依托，基于列車動載現場測試，分析了列車動載的衰減規律，并將列車動載作為動力邊界條件引入數值模型，討論了列車動載影響下偏壓基坑圍護結構位移與內力變化規律，對列車動載的影響進行了評價。

1 工程概況

深圳地鐵5號線民治站緊鄰平南鐵路，平行高路堤鐵路長度315.8 m，基坑北側連續墻切入鐵路坡腳2.0 m。平南鐵路與基坑相對關系見圖1。

圖1 民治站基坑與鐵路平面示意圖Fig.1 Layout of Minzhi station foundation pit and railway

圖2 基坑斷面圖(單位:m)Fig.2 Section of station foundation pit(unit:m)

民治站基坑工程典型斷面如圖2所示，鐵路路堤頂部高于基坑開挖地面7～9 m，不僅存在較大偏壓，且受列車動荷載的影響，而基坑開挖又對既有線鐵路安全造成威脅。基坑底板埋深16.9 m，標準斷面基坑寬度19.6 m。車站主體圍護結構采用地下連續墻，北側和南側厚度分別為1.2 m，1.0 m，嵌入深度分別為8.0 m，6.5 m。為保證平南鐵路行車安全，基坑開挖前采用鋼管樁和預應力錨索對鐵路路堤進行防護，并對墻外側地層進行注漿加固。支撐共設4道，第一道為0.8 m×1.0 m(寬×高)鋼筋混凝土支撐，第二、三、四道支撐采用直徑0.6m的鋼管。車站所處土層由上至下依次為素填土、礫質黏性土、全風化花崗巖和中風化花崗巖。

2 列車動載測試

2.1 測點布置方案

現場測試分別選擇未開挖、開挖至基底2個典型斷面，對應里程為DK21+712和DK21+700，每個測點分別布置一個水平向和垂直向941B型拾振器。圖3和圖4分別是振動測點布置圖和列車振動測試現場照片，其中測點D位于混凝土冠梁上表面中部。

通過現場測試，共獲得了12趟列車振動測試結果，其中未開挖斷面4趟、開挖至基底斷面5趟，測試中采用手持式速度計同步對列車運行速度進行跟蹤。通過INV306智能信號自動采集和分析系統，分別得到每個測點的加速度波形和頻譜曲線。

圖3 列車動載測點布置圖Fig.3 Layout of train vibration point

圖4 測點布置及數據采集照片Fig.4 Measuring points and data acquisition

2.2 測試結果

圖5 為列車通過時開挖至基底斷面A測點處典型的加速度和頻譜曲線，垂直和水平向最大加速度分別為 0.98 m/s2，2.2 m/s2，最大幅值對應頻率為51.8 Hz。不同列車動載隨列車型號、通行速度及測點位置不同，數據雖表現出一定差異，總的規律是測點距離輪軌越近，加速度越大，且隨著與輪軌距離的增大而呈非線性衰減。

圖5 開挖至基底斷面A測點測試結果Fig.5 Results of point A for excavation section

圖6 和圖7分別為開挖至基底斷面5趟列車水平和豎向激振加速度分布曲線，對應列車速度在50～60 km/h之間。測試結果顯示，水平加速度大于垂直加速度，并隨著離列車輪軌豎向距離和水平距離的增大而呈非線性衰減，且豎向振動相比水平向衰減更快。與未開挖工況對比，基坑開挖對列車激振荷載具有一定的放大效應，特別是對于混凝土支撐和地連墻結構的水平振動加速度，放大效應較為明顯，施工中應引起重視。列車激發的振動大小影響因素較多，主要受列車載重、速度、線路的平順度[9]等影響，不同地層衰減程度有所差別，就民治站所處風化花崗巖地層而言，在水平方向5 m之外和埋深方向3 m以下，振動強度衰減達90%以上。

圖6 振動加速度沿水平向衰減規律Fig.6 Attenuation law of horizontal acceleration peak

圖7 振動加速度沿深度方向衰減規律Fig.7 Attenuation law of vertical acceleration peak

3 列車振動響應數值分析

3.1 動力計算模型建立

選取DK21+570斷面作為計算斷面，該斷面地質條件如圖2所示。采用FLAC數值軟件建立平面應變動力分析模型，為保證模型邊界不受基坑開挖和平南鐵路的影響，模型X方向取150 m，Y方向取58 m。土體、連續墻與支撐、鋼管樁、預應力錨索分別采用實體單元、梁單元、樁單元、錨索單元模擬，建模中同時考慮了空間不連續效應。為避免網格發生異常扭曲變形，采用FLACFISH工具Gentabletop協助生成模型網格。列車振動源位于輪軌上，根據文獻[16]中有關動力模型邊界條件的說明，兩側采用自由場邊界條件，底部微風化花崗巖作為剛性地基，定義為固定邊界，如圖8所示。

圖8 模型尺寸及邊界條件Fig.8 Dimension and boundary condition of model

3.2 動力分析步驟與計算工況

嚴格按照實際工序進行模擬:① 重力作用下，彈性模型計算平衡;② 加固平南鐵路，施做連續墻，施加列車荷載，在M－C屈服準則下計算平衡(以下工序相同);③開挖至混凝土支撐下0.5 m，施做冠梁及混凝土支撐;④ 開挖6 m;⑤ 開挖10 m，施做第一道鋼支撐;⑥ 開挖14 m施做第二道鋼支撐;⑦ 開挖至基坑底;⑧逐次拆除支撐，施做主體結構。

分別進行了列車時速為60 km/h、80 km/h和120 km/h時列車激勵動載作用下的計算分析，并與列車動載轉換為等效靜載和不考慮列車動載兩種靜力分析工況進行比對。時速60 km/h工況直接采用現場實測結果，同時考慮水平和垂直方向動載作用，將水平和垂直加速度分別記錄在ACCH.HIS和ACCV.HIS文件中，作為動力邊界條件直接導入動力分析模型，持續時間為40 s。列車時速80 km/h和120 km/h計算工況，根據國內已有成果，通過數學分析確定。

針對滯后阻尼計算速度比較快，但滯后阻尼不能完全衰減高頻部分的特點，動力模型中同時添加了滯后阻尼聯合瑞利阻尼進行計算。采用參數L1=－3.156、L2=1.904，通過 FLAC 默認滯后模型計算，并引入主頻40 Hz的0.5%巖土瑞利阻尼，主頻40 Hz的2%混凝土結構瑞利阻尼。限于問題的復雜性，動力分析過程中未考慮列車動載的長期累積效應和疲勞效應對圍護結構變形和內力累計損傷的影響。

3.3 動力計算參數選取

以深圳地鐵民治站深基坑工程地質鉆孔勘察報告為依據，確定巖土體物理力學參數，地下連續墻、注漿加固區等參數按設計規范取值，具體參數見表1。

表1 動力模型中地層與結構物理力學參數Tab.1 Parameters of stratums and structures in dynamic model

3.4 動力模擬結果分析

通過數值計算，分別獲得5種工況下基坑兩側地層及圍護結構的變形和內力響應極限值分布曲線。

(1)基坑連續墻外側地層變位規律

圖9 5種工況地表沉降曲線對比Fig.9 Ground subsidence curve of five conditions

圖9 是5種工況下基坑開挖至基底后相應的最終地表沉降曲線。由圖可知，遠離鐵路側的地層沉降受列車動載變化影響很小，不同工況下沉降曲線基本重合，而緊鄰鐵路側地表沉降差異顯著，不考慮列車荷載工況地表沉降量最小，而考慮列車荷載后沉降明顯增大。其中時速60 km/h與等效土柱靜載工況沉降量比較接近，差值在5%之內，這表明列車時速低于60 km/h時，列車荷載按文獻[14]建議的等效土柱法轉化為靜載考慮比較合適。但隨著列車時速增加，地層沉降量逐步變大，時速為120 km/h時，最大沉降達到32.4 mm，相比等效靜載工況增加了49%。

(2)連續墻水平位移變化規律

圖10是5種工況下基坑開挖至基底兩側連續墻最終水平位移曲線。

圖10 5種工況連續墻水平位移對比Fig.10 Displacement of diaphragm wall of five conditions

受高路堤偏壓及列車動載共同影響，開挖過程中緊鄰鐵路側墻體位移明顯大于遠離鐵路側墻體，開挖至一定深度后，遠離鐵路側墻體上部向基坑外側移動，反向最大水平位移約5 mm，與實測規律一致[15]。

基坑開挖至基底后，隨著列車時速增加，緊臨鐵路側墻體水平位移增大，而遠離鐵路側墻體位移減小。時速60 km/h與等效土柱靜載工況相比，緊鄰鐵路側墻體最大水平位移僅增加約3.5%。時速為120 km與不考慮列車荷載工況相比，緊鄰鐵路側墻體最大水平位移由23.1 mm增至26.6 mm，增長15%。

(3)連續墻彎矩變化規律

5種工況計算結果(如圖11)表明，隨著列車時速的增加，緊鄰鐵路側連續墻彎矩增大，而遠離鐵路側墻體彎矩有所減小。基坑開挖至基底時，時速60 km/h與等效土柱靜載工況相比，計算結果比較接近，說明該工況下列車動載影響較小。列車時速120 km/h相比不考慮列車荷載工況，緊鄰鐵路側最大彎矩由1 655 kN·m增至1824 kN·m，增幅為10.2%。

(4)內撐軸力變化規律

對比表2中數據可知，5種工況下混凝土支撐軸力整體上呈減小趨勢，而鋼管支撐軸力均表現出逐步增大的變化趨勢，但減小或增大幅值較小。如等效土柱靜載工況相比不考慮列車荷載時，混凝土支撐軸力減小0.9%，而第一、二道鋼管支撐軸力分別增大4.4%、14%。時速60km/h工況相比不考慮列車荷載時，三道支撐軸力分別增大0.6%、6.3%、21.4%。從計算結果看，各支撐軸力遠小于極限承載力。

圖11 5種工況下連續墻彎矩對比圖Fig.11 Bending moment of diaphragm wall for five conditions

表2 5種工況下計算支撐軸力Tab.2 Axial force of internal support for five conditions

(5)圍護結構的動力響應

如圖12所示，模擬過程中對列車動載作用下圍護結構關鍵點的動力響應進行記錄，限于篇幅，僅給出了豎向加速度的動力響應曲線。

圖13為實測時速60 km/h工況下基坑開挖至坑底時連續墻上A1、A2點加速度時程曲線，各點幅值見圖14。

圖12 記錄點位置示意圖Fig.12 Layout of record point

圖13 豎向加速度衰減時程曲線Fig.13 Vertical acceleration rule with computing time

圖14 豎向加速度峰值分布規律Fig.14 Vertical peak acceleration of the record points

由圖14可知，基坑兩側連續墻距離鐵路中心線分別為15 m、35 m，與輪軌處相比動載已大幅度衰減，基坑圍護結構的振動響應幅值較小，約為鐵路軌道振動幅值的5%～10%，數值上相差一個數量級。但基坑開挖過程中，振動衰減仍表現出明顯的分布規律?；娱_挖前，緊鄰鐵路側連續墻豎向加速度最大幅值約為0.28 m/s2，而遠離鐵路側連續墻最大幅值在0.1～0.12 m/s2之間。當基坑開挖至基底時，緊鄰鐵路側連續墻各測點處豎向加速度存在明顯的放大效應，由開挖前的 0.28 m/s2增至 0.32 ～ 0.36 m/s2，增長了14%～29%。同時，基坑開挖對列車振動有顯著的阻隔作用，遠離鐵路側連續墻豎向振動加速度由開挖前的0.1 ～ 0.12 m/s2減小至 0.05 ～ 0.06 m/s2，減少了約50%。根據車站主體結構施做完成覆土回填后的振動響應分析，主體結構對列車振動衰減存在放大作用，遠離鐵路側振動加速度幅值相比開挖前增長了約40%～67%。

4 討論

為了全面分析不同計算工況下偏壓基坑圍護結構的受力和變形特征，表3列出了不同工況下計算結果，并給出了各工況相對規范等效土柱靜載的增幅。對比表中數據可知，不同工況下圍護結構內力波動范圍較小，而對變形影響較大。列車時速超過60 km/h后，墻體外側地表沉降及墻體水平位移明顯增加，如80 km/h和120 km/h時速時，地表沉降變形相對等效靜載工況分別增加了19.82%和49.31%。確定偏壓基坑圍護結構體系設計參數時，如不考慮列車荷載的影響，分析結果將偏于不安全，特別是對于基坑開挖過程中地連墻水平位移和鐵路路基沉降存在較大的誤差，直接影響基坑穩定和既有鐵路的運行安全。

表3 5種不同工況下計算結果對比Tab.3 Calculation results for five different conditions

綜合比較5種工況下基坑圍護結構的靜動力響應，列車時速60 km/h和等效土柱靜載兩種工況下的圍護結構變形和受力偏差較小，且小于30 mm的變形控制標準。因此，當列車時速低于60 km/h時，列車動載對偏壓基坑圍護結構體系穩定性的影響，可根據文獻[14]附錄A建議的“列車和軌道荷載換算土柱高度及分布寬度”采用換算土柱法按靜載考慮。當列車時速超過60 km/h時，動載對基坑施工力學行為存在明顯的影響，如不考慮動載影響將使得計算結果偏于不安全，威脅基坑穩定和列車運營安全。設計過程中須考慮列車動載的直接影響或者靜力分析中考慮列車振動的動力放大系數1.1 ～1.2。

根據計算結果和現場實測數據[15]，既有鐵路高路堤靜載和列車動載的共同作用，主要影響緊臨鐵路側圍護結構墻體的內力和水平變形以及地表沉降，而對遠離鐵路側墻體內力和變形影響不大，隨著偏壓荷載的增加(即運行時速的提高)，遠離鐵路側墻體的變形和受力反而減小。因此，設計和施工中應重點加強對緊臨鐵路側結構支護和監測。在民治車站偏壓基坑工程中，采取了以下技術措施:

(1)基坑兩側圍護結構采用不對稱設計。緊臨和遠離鐵路兩側連續墻厚度分別為1.2 m，1 m，嵌入深度分別為 8 m，6.5 m，兩側冠梁分別為 1.8 m ×1.0 m 和1.6 m×1.0 m。為保證平南鐵路行車安全，采用鋼管排樁和預應力錨索對鐵路路堤進行加固，墻外側地層進行袖閥管注漿，緊臨鐵路側連續墻中部增設2排預應力錨索。具體設計參數詳見圖2。

(2)對既有線平南鐵路采取限速和養道防護措施。通過與深圳平南鐵路有限公司協商，對過往列車限速60km/h以下。同時加強跟蹤監測，適當加密對平南鐵路的監測頻率，當既有線沉降差達到沉降變形預警值時，對有砟軌道采取養道抬升措施抬高軌枕標高至運營安全標準范圍內。

(3)優化加強車站基坑施工工序控制。特別是嚴格控制基坑土方分段分層開挖范圍，避免縱向大范圍開挖，減小既有線沉降及水平變形。

通過實施上述技術措施，確保了既有線行車安全和基坑穩定。

5 結論

(1)現場實測和動力分析結果顯示，列車激發的水平加速度大于垂直加速度，隨著測點與輪軌之間距離及深度的增大呈非線性迅速衰減，水平方向5 m之外和埋深方向3 m以下，列車激振荷載衰減達90%以上。但基坑開挖后，緊臨鐵路側連續墻和支撐結構振動響應幅值存在一定的放大效應，車站結構施做完畢覆土回填后，緊臨鐵路側振動加速度變化不大，而遠離鐵路側振動幅值相比開挖前增長了約40%～67%。

(2)列車時速低于60 km/h時，列車動載可根據文獻[14]建議的換算土柱法轉化為60 kPa的均布靜載考慮進行穩定性驗算，計算結果可滿足變形控制標準。當列車時速超過60 km/h時，設計中應考慮列車動載對基坑施工力學行為的影響，以保證基坑穩定性和既有線鐵路的正常運營。

(3)針對靜、動載作用下偏壓基坑受力和變形特點，設計和施工中對基坑兩側圍護結構采用不對稱支護設計，同時采取既有線列車限速60 km/h的減震措施，是有效且必要的手段，可為類似工程參考。

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