黃土地區既有多股道運營鐵路架空體系動力特性研究

張玉偉, 周鵬遠, 宋戰平, 王 劍, 劉 奇

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院, 西安 710055;2.西安建筑科技大學 陜西省巖土與地下空間工程重點實驗室, 西安 710055;3.中鐵二十局集團有限公司, 西安 710016)

隨著城市化進程的加速發展,新建交通路線往往會下穿既有運營路線,如何在新建線路安全施工的同時保證既有線的安全運營成為此類工程的重難點[1-4]。目前新建線路下穿既有運營線常采用既有運營線架空的施工方法,架空體系既需要保障既有運營線路的運營要求,還要同時滿足新建線路的施工要求。因此,架空體系既受到既有運營列車動荷載的影響,同時還受下方新建線路施工擾動帶來的不利作用,架空體系的穩定性至關重要[5-7]。研究新建線路施工擾動條件下架空體系受運營列車動荷載的影響,并評價架空體系的安全性,對新建線路的施工安全和既有運營線的運營安全都具有重要意義。

運營列車動荷載對下方結構物影響明顯,一直以來,各國學者就列車動荷載對下部結構物影響方面開展了諸多研究。前期的研究基本上都是運用解析、半解析法計算列車荷載作用下地面振動響應[8-9]。隨著計算機技術的發展和各精密儀器的制造,之后又出現了諸如有限元法[10]、振動臺比對試驗法[11]、數值模擬[12]等方法,同時也出現了一些借鑒行比較強的理論方法。基于各種方法,前人就各建(構)筑物在列車動荷載影響下的響應進行了一系列研究,如Balendra等[13]采用波函數展開法,研究了列車作用下隧道-土-建筑系統的相互作用。Thusyanthan等[14]對裝有微型加速度計的小型模型隧道進行了動力響應試驗,并提出了能量傳輸比與土壤與隧道襯砌阻抗失配比的關系式。楊文波等[15]采用模型試驗與數值模擬相結合的方法,研究了隧道管片和內部結構的動力響應特性以及振動波在地層中的衰減特性。白冰等[16]利用有限元數值方法,分析了單列列車荷載以及雙列列車荷載作用下土體-隧道結構體系的加速度和內力響應時程曲線。Zhang等[17]采用試驗建模的方法,探討了相鄰平行盾構隧道在不同列車激振荷載作用下的相互作用。Yang等[18]通過物理模型試驗,研究了長期列車荷載對隧道襯砌和周圍土壤動力響應的影響,得出來不同加載循環作用下計算模型的峰值顆粒加速度和頻率響應函數。黃強等[19]對車輛-軌道-隧道-地基模型進行詳細分析,給出軌道平順與否條件下列車荷載的簡化模型。Di等[20]提出了一種改進的隧道模型,用于評價飽和土體中的列車動應力響應。王道遠等[21]綜合考慮列車荷載、埋深、土體彈性模量等因素,采用數值模擬方法分析了地表沉降規律,建立了地表最大沉降量預測公式。綜上所述,列車荷載對既有建(構)筑物有明顯影響,目前有關列車荷載作用下既有鐵路線架空體系動力特性影響的研究較少,特別是大斷面管涵頂進施工的研究較為不足,因此,需要深入研究大斷面管涵頂進施工中列車荷載對既有線架空體系的動力穩定性影響,并對其安全性進行綜合評估。

基于此,本文基于西安市經九路下穿隴海鐵路立交工程5#箱涵頂進段架空工況,針對既有運營鐵路架空轉換中架空體系的受力問題,利用數值模擬和現場監測方法開展系統研究。在確定列車幾何、軸重等參數的基礎上,對兩股道既有線上不同行車速度及不同軸重列車荷載作用下既有線架空體系的動力響應規律進行了數值模擬分析,同時現場監測了架空體系的動力加速度,并與數值模擬結果進行對比驗證。最后對京九路下穿隴海鐵路的架空體系的穩定性進行了評估,研究結果對類似下穿工程具有指導意義。

1 依托工程概況

1.1 工程背景

西安市經九路—隴海鐵路立交工程南起西安市長纓路,向北依次下穿華清路、隴海鐵路、規劃一路,最終與含元路平交,全長1.13 km,研究區間位置如圖1所示。起止里程號為K0+480～K0+575,與隴海鐵路以26.55°斜交,立交橋下穿鐵路既有軌道共計5股,分別為隴海下行線、新建車底走行線1股道、新建機車走行線2股道、改建隴海上行線。

圖1 工程位置示意圖Fig.1 Schematic diagram of project location

立交橋下穿鐵路段為(4.5 m+5.0 m+15.5 m+15.0 m+4.5 m)鋼筋混凝土結構,沿經九路道路中心全橋長95 m。西側長109.24 m,東側長84 m,總體俯瞰呈梯形,正交寬度50.5 m,斜交寬度56.45 m。立交橋整體共分為9節框架箱涵,由南向北依次劃分為第1～第9節段。其中,第1、第5節段采用預制頂進法施工,預制第1節段框架箱涵的工作坑位于隴海下行線南側,由南向北頂入施工下穿隴海下行線;第5節段下穿新建隴海上行線和新建機車走行線右線,預制工作坑在拆除車輛段線和北郊專用線后置于隴海上行線北側,由北向南頂入施工。第4節段采用線下架空現澆法施工,第2、第3、第6～第9節段采用原位現澆法施工,1～9號框架箱涵與既有5股道平面位置關系如圖2所示。工程涉及到目前西北地區橫斷面最大的箱涵結構,本文以5#箱涵架空頂進施工開展研究,進行多股道運營鐵路架空體系動力特性分析。

圖2 現場平面布置圖(mm)Fig.2 Site layout plan(mm)

圖3 5#箱涵結構圖(m)Fig.3 Structural drawing of 5# frame box culvert(m)

1.2 工程地質與水文地質條件

圖4 依托工程區間地質剖面圖Fig.4 Interval geological section of the supporting project

工程所在區域地幾乎無地表水,地下水為第四系孔隙潛水,地下水補給主要有大氣降水、側向徑流及局部水管滲漏等,地下水位埋深約9.80～13.50 m,對應高程394.34 ～397.90 m。根據水質分析報告,工點范圍內地下水對混凝土具有硫酸鹽及氯鹽侵蝕性,環境作用等級為H1,L1。

1.3 既有線架空體系

由于工程所處地下水位在原地面以下13 m,水位線以下為飽和軟黃土不良地質。現場選取了2根L=23 m Φ1.25 m基坑支護樁作為人工挖孔試樁進行試驗,由于水位線以下土質飽和度大于100%,處于流溯狀態,無法成樁,所以在降水施工后再進行人工挖孔施工,降水深度大于12 m。

在各箱涵施工前,進行:①過渡架空,對既有線進行過渡架空,采用直徑1.25 m,長12 m人工挖孔樁,7跨跨徑16 m的I100工字鋼梁連續架空;②架空施工完成后,在基坑東西兩側施作拉槽;③在拉槽內施作直徑1 m、深18 m、間距1.5 m的支護樁,施作冠梁,形成預支護,并在拉槽內施作降水井;④正式架空的人工挖孔樁施工,采用樁徑1.5 m、長24 m、間距8 m的人工挖孔樁,混凝土護壁逆作法施工。架空樁與箱涵平面及立面位置關系如圖5所示。現場架空施工圖,如圖6所示。

圖5 架空樁布置示意圖Fig.5 Layout of pile installation of overhead support

圖6 現場架空施工圖Fig.6 Site overhead construction

本工程各段箱涵施工順序為:①先進行5#預制箱涵頂進施工;②然后進行1#預制箱涵頂進施工;③當5#和1#箱涵頂進施工完成后,進行2～4#箱涵原位現澆;④當1～5#箱涵施工完成后,進行6～9#箱涵的原位現澆。由于本項目采用了臨時架空樁到正式架空樁的轉換體系,正式架空樁未投入工作前的臨時架空樁工作時為最不利工況,因此本文選擇臨時架空體系中5#箱涵頂進施工完成時的工況為研究對象,開展列車荷載影響下的動力分析。

2 架空體系動力響應數值模擬

2.1 數值模型及邊界條件

本文借助Revit對結構模型稍作簡化后,導入Midas GTS得到實體模型。當整體模型范圍取3倍～5倍的結構尺寸時可基本消除邊界條件的影響,因此,為滿足有限元分析精度要求,本文取模型整體尺寸長150 m、寬 130 m、高50 m,地層由上至下主要包括雜填土、素填土、黏質黃土層、飽和軟黃土層、古土壤層、粉質黏土層。架空體系按照前述描述進行設置,樁長為12 m,間距為8 m,樁徑為1.25 m。

數值模擬中,根據實際列車型號,賦予軸間距和軸荷載具體數值來定義列車類型,同時將列車動力荷載要通過的節點選擇,并指定開始和結束節點,從而模擬列車荷載的施加過程。對于研究列車振動荷載的動力計算,網格數量會影響到計算時長。對于網格單元尺度范圍對計算結果質量的影響,通過廖振鵬[22]的研究可知,為保證計算精確度,應將網格單元的長度保持在1/8～1/6計算波長內。據此提出了以土的剪切波長λs作為網格尺寸Δl控制的要求,如式(1)

(1)

考慮到實際工況中研究內容的主次之分,為防止網格單元數過多而無法求解運算,優先將架空結構、軌道路基及箱涵等靠近振源范圍內的網格進行精密劃分,遠離中心影響范圍的土層結構適當粗分。根據以上方法,最終5#箱涵頂進架空段共劃分為232 734個六面體單元,171 035個節點,路基及周圍土層均采用摩爾-庫倫準則,架空及鐵路結構均采用彈性準則,架空體系與地層和箱涵結構接觸關系均設置界面單元,數值模型,如圖7所示。

圖7 有限元數值模型(m)Fig.7 Finite element numerical models under two working conditions(m)

2.2 模型參數選取

表1 架空結構物理力學參數

表2 土體物理力學參數

2.3 研究工況

隴海線運營列車包括客車和貨車,列車滿載與空載條件下標準軸重荷載分別為147 kN(15 t)和107.8 kN(11 t),為分析滿載和空載兩種情況下架空施工動力響應規律,數值分析中取滿載荷載150 kN、空載荷載110 kN進行模擬。另外,考慮到施工影響,列車運營速度限速60 km/h,則本文分別以列車軸重為110 kN,150 kN,列車運行速度分別為30 km/h,60 km/h的各組合為工況進行模擬分析,研究既有線架空結構的動力響應規律,分別討論行車速度和列車軸重對結構動力響應的影響。

根據現場施工工況,臨時架空體系下方為有序掏槽布置,故三維有限元模型選取其中一組作為典型分析工況,分別監測鋼枕、橫抬梁和架空樁的動力特性,用測點一、測點二、架空樁端和橫抬梁表示測點位置,測點位置示意圖如圖8所示,鋼枕1為測點一,鋼枕2為測點二,需要注意的是橫抬梁在臨時架空體系下尚未進入工作狀態,在正式架空后的箱涵頂進過程中才正式工作,因此本文分析不考慮橫抬梁動力響應。

圖8 架空結構特征點示意圖Fig.8 Schematic diagram of feature points of overhead structures

3 數值結果分析及討論

3.1 不同車速下架空結構動力響應

不同車速下架空結構動力響應計算條件:隴海鐵路上行線單線加載,列車軸重取110 kN,選擇列車運行速度分別為30 km/h和60 km/h時進行動力響應對比研究,考慮列車長度及運行速度,計算時長取一趟列車通過的時間分別取35 s和20 s。

3.1.1 加速度響應分析

不同列車運行速度下各測點的加速度時程曲線變化規律如圖9所示。由圖9可知,在不同列車運行速度下,相同測點的振動加速度時程曲線變化規律趨勢相似,加速度響應都是隨著時間的增加而上下波動并在宏觀上出現逐漸衰減現象。并且隨著列車運行速度的增加各特征分析點的振動加速度幅值會相應增大。當列車運行速度從30 km/h變化到60 km/h時,測點一加速度時程曲線的峰值分別為1.46g和1.95g,加速度峰值增加約33.6%;測點二加速度時程曲線的峰值分別為1.26g和1.83g,加速度峰值增加約45.3%;架空樁加速度時程曲線的峰值分別為0.19g和0.48g,加速度峰值增加約125.3%。可以看出,在相同列車運行速度下,架空結構不同位置處振動加速度響應也存在著較為明顯的差異,統一表現為測點一較大,測點二次之,架空樁端最小。鋼枕的動力響應要比架空樁大差不多一個數量級,但對于列車速度變化影響下的加速度幅值變化速率方面,可以看出,相對于鋼枕,架空樁對列車速度的變化更為敏感。

圖9 不同行車速度下架空結構各測點加速度時程曲線Fig.9 Acceleration time history curves of each measuring point of overhead structure under different driving speeds

列車荷載作用下,架空結構的鋼枕部位處的振動加速度響應相比其他部位尤為明顯。在列車變化情況下,鋼枕部位變化基本可以忽略,但架空樁對于列車速度變化的影響較為明顯,如果上部列車速度有變化,應更關注于架空樁部分。但無論列車速度為30 km/h或是60 km/h,在整個列車運行過程中,全部測點所產生的振動加速度峰值不大,對架空體系的影響較小。

3.1.2 位移響應分析

不同列車運行速度下各測點的豎向位移時程曲線變化規律,如圖10所示。與振動加速度規律相同,在不同列車運行速度下相同測點的豎向位移時程曲線變化規律趨勢相似,位移響應都是隨著時間的增加而上下波動并在宏觀上出現逐漸衰減現象。由于列車速度不同,施加的荷載也不同,并且隨著列車運行速度的增加各特征點的豎向位移幅值會相應增大。當列車運行速度從30 km/h變化到60 km/h時,測點一豎向位移時程曲線的峰值分別為-5.23 mm和-6.58 mm,位移增加約25.8%;測點二豎向位移時程曲線的峰值分別為-4.72 mm和-6.17 mm,位移增加約30.7%;架空樁測點豎向位移時程曲線的峰值分別為-3.17 mm和-3.85 mm,位移增加約21.5%。不同速度下鋼枕測點一的豎向位移響應最為明顯,測點二的豎向位移響應與之相差不大,而架空樁測點的豎向位移響應最小。同時可以看出,對于列車速度變化的敏感性方面,鋼枕位移和架空樁位移對于速度變化的敏感性差別不大。

圖10 不同行車速度下架空結構各測點位移時程曲線Fig.10 The displacement time history curves of each measuring point of overhead structure under different driving speeds

無論列車速度為30 km/h或是60 km/h,全部測點所產生的豎向位移峰值在鐵道及架空結構容許范圍值內,由此說明,上述情況下運行列車對架空結構產生的豎向位移較小,整個架空體系較為安全。

3.1.3 動應力響應分析

不同列車運行速度下各特征點的軸應力時程曲線變化規律,如圖11所示(正值表示受拉,負值受壓)。可以看出,當列車以不同速度通過測點位置時,架空結構同一測點的動應力時程曲線變化規律相似,不同之處在于當行車速度為60 km/h時,對于鋼枕測點,在列車行駛后期其軸應力衰減較快,而架空樁在不同速度下的軸應力響應沒太大變化。對于軸應力峰值方面,當列車速度由30 km/h變化到60 km/h時,測點一總體表現為處于受拉狀態,軸應力峰值從754.40 kN/m2變為795.54 kN/m2,增加約5.5%;測點二總體表現為處于受拉狀態,軸應力峰值從684.99 kN/m2變為724.41 kN/m2,增加約5.8%;架空樁測點總體表現為受壓狀態,軸應力峰值從-55.21 kN/m2變為-74.40 kN/m2,增加約34.8%。根據分析可知,鋼枕可視為假設在路面的梁結構,當上部有列車荷載時,其受力邊表現為受拉,而由于測點一遠離橫抬梁,受到橫抬梁較小的約束影響,故測點一應力幅值要略大于測點二;而架空樁在上部列車荷載和鋼枕自重下,表現為受壓狀態,但由于上部鋼枕及橫抬粱等結構作用,以及樁周圍土體對于上部荷載的承載作用,使得樁所受壓應力較低。

圖11 不同行車速度下架空結構測點一動應力時程曲線Fig.11 Time-history curves of dynamic stress at measuring point 1 of overhead structure at different running speeds

總的來說,當列車通過架空結構測點位置時,架空結構的拉、壓應力遠小于架空結構材料的強度限值,因此,該工況列車荷載作用下不會對架空結構安全性造成破壞。

3.2 不同軸重下架空結構動力響應

不同軸重列車荷載作用下架空結構動力響應計算條件:隴海鐵路上行線單線加載,列車軸重取110 kN和150 kN。由于本工程段上部列車行駛速度一般為45 km/h左右,因此本節選取列車運行速度45 km/h為固定參數。考慮列車長度及運行速度,計算時長取一趟列車通過的時間為30 s。

3.2.1 加速度響應分析

不同列車運行荷載下各分析測點的加速度時程曲線,如圖12所示。從加速度時程曲線可以看出,不同軸重下鋼枕測點加速度響應幅值都呈現先減小后增大的規律,而架空樁加速度時程曲線波動較為平緩。同時,當軸重從110 kN變為150 kN時,測點一加速度峰值由1.67g變為2.01g,測點二加速度峰值由1.42g變為1.70g,架空樁測點加速度峰值由0.39g變為0.45g,各測點加速度變化較小,且數值也較低,就加速度響應而言,列車軸重的改變對于架空體系的加速度響應影響不大。

圖12 不同軸重列車作用下架空結構各測點加速度時程曲線Fig.12 Acceleration time history curves of the overhead structure at each measuring point under the action of different axle load trains

3.2.2 位移響應分析

不同列車運行荷載下各分析測點的豎向位移時程曲線如圖13所示。從加速度時程曲線可以看出,不同軸重下各測點豎向位移都表現為剛開始急劇增大,在第5 s左右會有所減小,之后20 s內曲線呈較為平穩狀態,而在第25 s左右急劇減小。這分別對應于列車駛入、列車平穩運行和列車駛出階段。而當軸重從110 kN變為150 kN時,測點一最大豎向位移由-6.29 mm變為-7.05 mm,位移增加約12.1%;測點二最大豎向位移由-5.96 mm變為-6.54 mm,位移增加約9.7%;架空樁測點最大豎向位移由-4.08 mm變為-4.33 mm,位移增加約6.1%。可以看出,軸重的改變對于列車豎向位移的影響可以忽略,同時在整個列車運行過程中,全部測點所產生的豎向位移峰值在鐵道及架空結構容許范圍值8 mm內,就豎向位移響應而言,架空結構較為安全。

圖13 不同軸重列車作用下架空結構測點一位移時程曲線Fig.13 Displacement time history curve of measuring point 1 of overhead structure under different axle load trains

3.2.3 動應力響應分析

不同列車運行荷載下各分析測點的軸應力時程曲線如圖14所示。可以看出,不同軸重下,架空結構同一測點的動應力時程曲線變化規律相似。對于軸應力峰值方面,當列車速度由30 km/h變化到60 km/h時,測點一、測點二都表現為處于受拉狀態,軸應力峰值從926.54 kN/m2變為921.79 kN/m2,測點二軸應力峰值均為815.18 kN/m2,架空樁測點受壓且其軸應力峰值均為-77.27 kN/m2。顯然,軸重的改變對于各架空體系測點整個階段軸應力峰值影響幾乎可以忽視。

圖14 不同軸重列車作用下架空結構各測點動應力時程曲線Fig.14 The time-history curves of dynamic stress at each measuring point of overhead structure under the action of different axle load trains

但在列車平穩行駛階段(即5～25 s),當列車速度從30 km/h變化到60 km/h時,測點一在此階段軸應力峰值由696.23 kN/m2變為912.34 kN/m2,增加約31%;測點二在此階段軸應力峰值由615.84 kN/m2變為877.78 kN/m2,增加約42.5%。可見,軸重的改變對于整個列車行駛階段最大峰值的影響是可忽略的,其影響主要在于軸重的增加在列車平穩形式階段會相應增大架空結構各部件的所受軸力大小。但總的來說,當列車通過架空結構測點位置時,架空結構的拉、壓應力遠小于架空結構材料的強度限值,因此,該工況列車荷載作用下不會對架空結構安全性造成破壞。

3.3 現場監測對比

通過采集現場列車通過時測點的豎向振動加速度時程曲線,可以實時掌握架空體系動力響應,并根據現場情況及時采取安全防治措施[23-26]。本工程中,采用SDY400數據采集分析系統對5號箱涵頂進段進行動力監測,其監測系統包括含16個16位高精度AD采集通道的WS-U60116數據采集器,以及采用SD135-1內裝集成電路的傳感器,其低頻特性優越,可做長期振動監測使用。頂進期間,應于圖8所示測點,對5#箱涵頂進階段進行了現場動力響應監測,分別對鋼枕、架空樁以及橫抬梁在列車動荷載下的加速度變化進行現場監測,以驗證數值模擬的合理性,并給施工提供指導作用,監測流程如圖15所示。

圖15 監測流程圖Fig.15 Monitoring steps

圖16 鋼枕測點一時程曲線對比Fig.16 Comparison of time history curves of steel sleeper measuring point 1

圖17 鋼枕測點二時程曲線對比Fig.17 Comparison of time history curves of steel sleeper measuring point 2

圖18 架空樁測點時程曲線對比Fig.18 Comparison of time history curves of overhead pile measuring point

3.3.1 鋼枕測點時程曲線對比

可以看出,對于測點一,實測數據顯示其加速度最大值約1.62g,出現在第3 s。而數值模擬結果中,加速度最大值約1.74g,出現在第2 s。之后測點加速度變化幅值有所減小,而在20～25 s時加速度有所增加,最后隨著列車的駛離,加速度減小到0。

對于測點二,實測數據顯示其加速度最大值約1.33g,出現在第3 s。而數值模擬結果中,加速度最大值約1.32g,出現在第2 s。中間測點加速度變化幅值有所減小,而分別在第20 s和第25 s時,實測結果和數值結果有所增加,最后隨著列車的駛離,加速度減小到0。

3.3.2 架空樁測點時程曲線對比

從架空樁測點時程曲線對比可知,實測加速度最大值約3.5g,出現在第5 s。數值結果中加速度最大值約4.1g,出現在第3 s。之后加速度幅值有所減小,并且實測數據在2.5g內波動,數值結果在2.2g內波動。最后分別在28 s和26 s后,兩結果中加速度逐漸降低,直至為0。

從各測點實測結果和數值結果對比可以看出,與數值模擬相比,由于現場實測受到諸多環境因素的影響,比如施工中設備振動、千斤頂液壓機振動、環境噪音等的存在都會對監測結果有所影響,相對來說數值模擬是理想型的,所以導致實測數據的變化頻率高于數值模擬,這也導致了兩者的頻響差異。但數值模計算和實測數據所得的加速度峰值都在一個數量級,各測點實測數據和數值模擬結果不但在數值大小上接近,并且時程曲線規律基本相同,數值模擬結果在振動加速度響應規律上與現場實測規律吻合較好,由此可基本判斷數值模擬在該方法下可較好模擬現場實際工況。

3.4 既有線架空結構體系的穩定性評價

由動力模型數值計算結果可知,在不同列車運行速度和列車軸重荷載作用下,各特征分析點的加速度、位移值及軸應力峰值均在容許范圍內,即正常情況下施工結構是安全的。由計算結果可知,隨著列車運行速度和列車軸重的增加,架空結構結構體系的動力響應越明顯,同時考慮到既有線列車的運輸能力和運輸秩序,故將既有線客貨運列車通過架空段時的運行速度限制在45 km/h,同時需對架空結構體系進行嚴格現場監測并加強施工控制,以免因響應超限造成上部鐵路線路無法運營和后期施工的不便。

4 結 論

本研究基于經九路—隴海鐵路立交工程5#箱涵頂進段架空工況,針對既有線架空體系的動力問題,采用數值模擬和現場測試方法,對兩股道既有線上不同行車速度及不同軸重的列車作用下的鐵路架空結構的動力響應規律進行了研究。主要的研究結論如下:

(1) 架空體系各部位在不同列車運行速度和列車荷載下的各動力響應,即振動加速度、豎向位移和軸應力響應時程曲線變化規律基本相同,主要都表現為列車駛入階段動力響應急劇增大,列車平穩行駛階段各動力響應曲線較為平穩,而在列車駛出遠離階段動力響應逐漸減小,并且各動力響應峰值主要出現在列車駛入階段。

(2) 架空體系各部位的動力響應基本上都是隨著列車車速的增大而增大,隨著列車荷載的增大而增大,但相對而言,架空體系的動力響應對列車速度變化的敏感性要比對列車荷載的敏感性強。同時,相同條件下,架空樁動力響應對行車速度和行車荷載改變的敏感性要比鋼枕強。所以,相比于行車荷載的改變,實際中應更多注意行車速度改變引起架空體系的動力響應的變化情況,且應將架空樁動力響應變化情況列為重點變化指標。

(3) 通過數值分析和現場實際監測數據分析可知,對于整個臨時架空體系,各測點的加速度響應時程曲線規律基本相同,模擬結果和監測結果較為接近,同時各數值大小都在工程允許范圍之內,架空體系較為穩定。