王元浩 楊希 王波 郭利康 楊榮山 周智強(qiáng)

1.西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031；2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，成都 610031；3.中國(guó)鐵路成都局集團(tuán)有限公司，成都 610082

在橋上鋪設(shè)無(wú)縫線路可以減輕列車車輪對(duì)橋梁的沖擊，延長(zhǎng)軌道部件和橋梁的使用壽命，是鐵路現(xiàn)代化的主要內(nèi)容之一［1-3］。我國(guó)高速鐵路橋梁占線路里程的50%以上，為了高速、高質(zhì)量建造橋上無(wú)縫線路，大量采用預(yù)應(yīng)力混凝土簡(jiǎn)支梁方案，其中32 m 簡(jiǎn)支梁是高速鐵路簡(jiǎn)支梁的主要結(jié)構(gòu)形式［4］，所以針對(duì)32 m簡(jiǎn)支梁的養(yǎng)護(hù)維修尤為重要。

我國(guó)地震頻發(fā)，在地震作用下，簡(jiǎn)支梁橋支座處的錨固螺栓會(huì)被剪斷［5］，支撐墊石承重面容易受損。為恢復(fù)橋梁正常功能，保障列車安全運(yùn)行，需通過(guò)頂梁作業(yè)更換支座螺栓及重新澆筑受損支座支撐墊石，該作業(yè)必然會(huì)對(duì)橋上無(wú)縫線路產(chǎn)生擾動(dòng)。文獻(xiàn)［6］采用有限元仿真手段分析了城市無(wú)砟軌道橋梁更換支座和拆除扣件對(duì)無(wú)縫線路的影響。文獻(xiàn)［7］建立橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道計(jì)算模型，基于頂梁時(shí)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力變化對(duì)簡(jiǎn)支梁更換支座方案進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)［8-10］考慮橋梁結(jié)構(gòu)受力特性，對(duì)多種更換支座的頂升技術(shù)方案進(jìn)行了研究。目前對(duì)于橋梁支座更換的研究主要關(guān)注無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)、橋梁結(jié)構(gòu)的受力特性和頂升技術(shù)方案優(yōu)化革新，未涉及頂梁過(guò)程中有砟軌道橋上無(wú)縫線路鋼軌縱向附加力的變化和作業(yè)完成后對(duì)無(wú)縫線路擾動(dòng)的問(wèn)題。

本文通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試32 m 簡(jiǎn)支梁橋頂梁過(guò)程中鋼軌縱向應(yīng)變變化，計(jì)算得到鋼軌縱向附加力和鋼軌鎖定軌溫改變量，再結(jié)合橋上無(wú)縫線路梁軌相互作用模型，驗(yàn)證并分析不同頂升工況下鋼軌縱向附加力變化規(guī)律，為橋上有砟軌道橋上無(wú)縫線路更換簡(jiǎn)支梁橋支座施工提供參考。

1 現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試

現(xiàn)場(chǎng)頂升的橋梁為32 m 簡(jiǎn)支梁。軌道結(jié)構(gòu)為一次性鋪設(shè)跨區(qū)間無(wú)縫線路，平均鎖定軌溫32 ℃（不含隧道）。采用60N/U71Mn/100 m定尺長(zhǎng)無(wú)孔新鋼軌；采用Ⅲ型有擋肩混凝土軌枕，1 667根/km；采用彈條Ⅴ型扣件；道床采用單層35 cm厚特級(jí)碎石道砟。

1.1 鋼軌縱向附加力測(cè)量方法

采用直接應(yīng)變法對(duì)鋼軌縱向附加力進(jìn)行測(cè)量。將表面式應(yīng)變計(jì)沿鋼軌方向水平貼在軌腰處，連接靜態(tài)應(yīng)變儀，實(shí)時(shí)獲取并儲(chǔ)存鋼軌應(yīng)變變化值，再通過(guò)計(jì)算得到鋼軌縱向附加力的變化情況。根據(jù)有限元模擬所得結(jié)果，在鋼軌附加力最大、最小以及中間點(diǎn)位布設(shè)測(cè)點(diǎn)，便于研究其縱向附加力變化規(guī)律以及進(jìn)行模型驗(yàn)證。

頂梁前將儀器調(diào)試無(wú)誤，持續(xù)測(cè)量頂梁前、頂梁后及落梁后的鋼軌應(yīng)變。根據(jù)靜態(tài)應(yīng)變儀測(cè)得的鋼軌應(yīng)變，計(jì)算鋼軌縱向附加力P，計(jì)算式為

式中：σ為鋼軌附加應(yīng)力；F為鋼軌橫截面積，取0.007 745 m2；Δε為測(cè)得的鋼軌應(yīng)變差；E為鋼軌彈性模量，取2.1 × 1011N/m2。

由于頂升過(guò)程時(shí)間較短，不考慮溫度變化，計(jì)算得到的鋼軌附加力僅為橋梁頂升作業(yè)帶來(lái)的影響。

1.2 鋼軌縱向附加力測(cè)試結(jié)果及分析

橋梁頂升系統(tǒng)由電動(dòng)機(jī)、高壓液壓系統(tǒng)、油箱、操作控制系統(tǒng)、千斤頂、油管、分流器等組成。根據(jù)頂升方式不同，主要有三種工況：兩端支座頂升、單邊支座頂升、單墩支座頂升。根據(jù)數(shù)值模擬的結(jié)果，橋梁頂升會(huì)對(duì)相鄰跨有較大影響，且梁縫處鋼軌附加力變化較大，所有測(cè)點(diǎn)均布置在軌腰中性軸位置。橋墩編號(hào)由小里程向大里程方向依次增加，0#墩為橋臺(tái)。

1.2.1 兩端支座頂升工況

兩端支座頂升時(shí)，頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖1。實(shí)測(cè)軌溫26 ℃。

圖1 兩端支座頂升工況的頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置（單位：m）

兩端支座頂升10 mm 及落梁后各測(cè)點(diǎn)鋼軌應(yīng)變差與附加力見(jiàn)圖2。可知：①對(duì)于頂梁階段，測(cè)點(diǎn)4 的應(yīng)變差最大，為-3.83 × 10-6，鋼軌附加力為-6.14 kN，該點(diǎn)是頂梁階段的最不利位置；測(cè)點(diǎn)1的應(yīng)變差最小，為-0.55 × 10-6，鋼軌附加力為-0.88 kN。②頂梁階段，橋梁頂升產(chǎn)生的鋼軌附加力和應(yīng)變差成正比，鋼軌應(yīng)變差絕對(duì)值在頂升梁縫位置（測(cè)點(diǎn)4）達(dá)到最大并向兩邊遞減；相鄰跨中位置（測(cè)點(diǎn)1）鋼軌應(yīng)變差接近0，頂升跨跨中位置（測(cè)點(diǎn)6）鋼軌應(yīng)變差為1.7 × 10-6，這表明頂升跨鋼軌應(yīng)變差變化更快。落梁階段的鋼軌應(yīng)變及附加力變化規(guī)律和頂梁階段相反。

圖2 兩端支座頂升工況下鋼軌應(yīng)變差與附加力測(cè)試結(jié)果

1.2.2 單邊支座頂升工況

選取1#墩左側(cè)支座作為頂升位置。單邊支座頂升時(shí)，頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖3。實(shí)測(cè)軌溫32 ℃。

圖3 單邊支座頂升工況的頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置（單位：m）

單邊支座頂升9 mm 及落梁后各測(cè)點(diǎn)鋼軌應(yīng)變差與附加力見(jiàn)圖4。可知：①對(duì)于頂梁階段，測(cè)點(diǎn)3'的應(yīng)變差最大，為9.8 × 10-6，鋼軌附加力為14.1 kN；測(cè)點(diǎn)1'應(yīng)變差最小，為-0.8 × 10-6，鋼軌附加力為1.3 kN。②頂梁階段，鋼軌附加力從梁縫位置（測(cè)點(diǎn)3'）向兩邊同時(shí)遞減；對(duì)比關(guān)于梁縫對(duì)稱的測(cè)點(diǎn)1'、測(cè)點(diǎn)6'位置的鋼軌附加力，顯然頂升跨的鋼軌附加力衰減更快。落梁階段的鋼軌應(yīng)變與附加力變化規(guī)律和頂梁階段相反。

圖4 單邊支座頂升工況下鋼軌應(yīng)變差與附加力測(cè)試結(jié)果

1.2.3 單墩支座頂升工況

選取3#墩所有支座作為頂升位置。單墩支座頂升時(shí)，頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置見(jiàn)圖5。實(shí)測(cè)軌溫25 ℃。

圖5 單墩支座頂升工況的頂升位置及測(cè)點(diǎn)布置（單位：m）

單墩頂升11 mm 及落梁后各測(cè)點(diǎn)鋼軌應(yīng)變差與附加力見(jiàn)圖6?？芍孩賹?duì)于頂梁階段，測(cè)點(diǎn)5″的應(yīng)變差最大，為16.3 × 10-6，鋼軌附加力為26.1 kN；測(cè)點(diǎn)1″應(yīng)變差最小，為-9.9 × 10-6，鋼軌附加力為-15.84 kN。②頂梁階段，鋼軌附加力關(guān)于梁縫（測(cè)點(diǎn)5″）對(duì)稱，并向兩邊同時(shí)遞減，在相鄰梁縫（測(cè)點(diǎn)2″）處衰減到最小，為-22.2 kN。相鄰梁上的鋼軌附加力為負(fù)值，并從梁縫向遠(yuǎn)離頂升位置的方向遞增。落梁階段的鋼軌附加力變化規(guī)律和頂梁階段相反。

圖6 單墩支座頂升工況下鋼軌應(yīng)變差與附加力測(cè)試結(jié)果

1.3 鋼軌鎖定軌溫變化

支座修復(fù)完成后將梁落回原來(lái)的高度，落梁后鋼軌內(nèi)部仍存在殘余附加力，引起鋼軌鎖定軌溫的改變。相應(yīng)鎖定軌溫變化量Δt的計(jì)算式為

式中：α為鋼軌的線膨脹系數(shù)，取0.118 ℃·mm/m。

對(duì)于不同頂升工況，落梁后鋼軌鎖定軌溫變化量見(jiàn)圖7?？芍?jiǎn)味罩ё斏淞汉箐撥墯堄喔郊恿ψ畲螅i定軌溫最大增量為0.36 ℃；單邊支座頂升工況次之，落梁后鎖定軌溫最大增量為0.11 ℃；兩端支座頂升落梁后鋼軌殘余附加力趨近于0，鎖定軌溫基本沒(méi)有改變。根據(jù)TB/ T 2098—2007《無(wú)縫線路鋪設(shè)及養(yǎng)護(hù)維修方法》，無(wú)縫線路相鄰軌條之間鎖定軌溫相差不得大于5 ℃，三種工況落梁后鎖定軌溫改變均在允許范圍內(nèi)，不需要進(jìn)行鋼軌應(yīng)力放散。

圖7 落梁后鋼軌鎖定軌溫變化

2 數(shù)值模擬

2.1 建立橋上無(wú)縫線路梁軌相互作用模型

橋上無(wú)縫線路梁軌相互作用模型包括橋梁模型和軌道模型?；炷亮翰捎昧?jiǎn)卧M，固定支座處墩臺(tái)縱向剛度使用線性彈簧單元模擬，不考慮活動(dòng)支座的摩擦阻力作用，不對(duì)縱向進(jìn)行約束。采用單層阻力模型對(duì)軌道進(jìn)行簡(jiǎn)化，鋼軌采用梁?jiǎn)卧M，將鋼軌向邊跨外延伸100 m，并在鋼軌端部施加全部約束以消除邊界效應(yīng)影響。道床縱向阻力作用采用非線性彈簧單元模擬，道床垂向、橫向阻力采用線性彈簧單元模擬。鋼軌-道床-橋梁耦合模型見(jiàn)圖8［1，11-12］。

圖8 鋼軌-道床-橋梁耦合模型

在頂梁作業(yè)區(qū)段進(jìn)行道床阻力測(cè)試，根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)擬合道床縱向阻力參數(shù)，見(jiàn)圖9。

圖9 道床縱向阻力及擬合曲線

采用基于雙線性阻力參數(shù)的橋上無(wú)縫線路單層阻力模型，對(duì)頂梁作業(yè)引起的鋼軌附加力展開(kāi)計(jì)算。由圖9 可知，隨著軌枕位移增加道床縱向阻力增加變緩。依據(jù)TB 10015—2012《鐵路無(wú)縫線路設(shè)計(jì)規(guī)范》，以2 mm 作為道床縱向阻力彈塑性分界點(diǎn)進(jìn)行簡(jiǎn)化，得到雙線性阻力計(jì)算式，即

式中：q為道床縱向阻力，kN/枕；x為梁軌相對(duì)縱向位移，mm。

2.2 鋼軌縱向附加力數(shù)值計(jì)算結(jié)果及與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果的對(duì)比

2.2.1 兩端支座頂升工況

兩端支座頂升10 mm 時(shí)，計(jì)算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果對(duì)比，見(jiàn)圖10。其中128 m 處對(duì)應(yīng)1#墩臺(tái)?？芍孩俑鶕?jù)計(jì)算結(jié)果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于梁縫外側(cè)，為-2.61 kN；鋼軌縱向附加拉力最大值位于梁縫內(nèi)側(cè)，為3.29 kN。②計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果變化趨勢(shì)一致，但差值較大，這是由于現(xiàn)場(chǎng)兩端支座頂升會(huì)引起橋梁錯(cuò)臺(tái)，對(duì)梁縫處有砟碎石道床擾動(dòng)較大。

圖10 兩端支座頂升時(shí)鋼軌附加力數(shù)值計(jì)算與測(cè)試結(jié)果對(duì)比

2.2.2 單邊支座頂升工況

單邊支座頂升9 mm 時(shí)，計(jì)算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果對(duì)比，見(jiàn)圖11。其中32 m 處對(duì)應(yīng)1#墩臺(tái)。可知：①根據(jù)計(jì)算結(jié)果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于被頂升梁體左側(cè)梁端，為-15.68 kN；鋼軌附加拉力最大值位于被頂升梁體右側(cè)梁端，為13.04 kN，比現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果小7.5%。②計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果變化趨勢(shì)一致，吻合較好。

圖11 單邊支座頂升時(shí)鋼軌附加力數(shù)值計(jì)算與測(cè)試結(jié)果對(duì)比

2.2.3 單墩支座頂升工況

單墩支座頂升11 mm 時(shí)，計(jì)算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果對(duì)比，見(jiàn)圖12。其中，96 m 處對(duì)應(yīng)3#墩臺(tái)?？芍孩俑鶕?jù)計(jì)算結(jié)果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于梁端處，為-18.13 kN，比現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果小18.3%；鋼軌縱向附加拉力最大值為21.5 kN，位于頂升處，比現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果小17.6%。②計(jì)算結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果變化趨勢(shì)一致。

圖12 單墩支座頂升時(shí)鋼軌附加力數(shù)值計(jì)算與測(cè)試結(jié)果對(duì)比

綜上，本文建立的數(shù)值模型較為可靠，能夠準(zhǔn)確預(yù)測(cè)鋼軌縱向附加力分布趨勢(shì)，但橋上無(wú)縫線路道床阻力呈不均勻區(qū)域分布［13］，且有砟道床受到頂梁作業(yè)擾動(dòng)，導(dǎo)致采用雙線性阻力模型的理論計(jì)算值與現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果存在偏差。

根據(jù)計(jì)算結(jié)果，頂梁作業(yè)對(duì)上部鋼軌影響范圍有限，各工況鋼軌縱向附加力在鄰跨梁端趨近于0，影響范圍在一跨簡(jiǎn)支梁內(nèi)；各工況下鋼軌縱向附加力峰值均位于頂升位置和梁端位置，現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)需要重點(diǎn)關(guān)注該區(qū)域內(nèi)鋼軌穩(wěn)定性。

2.3 頂梁方案評(píng)價(jià)

為評(píng)價(jià)頂梁方案的優(yōu)劣，改變頂升高度，計(jì)算得到不同工況下鋼軌最大附加拉力隨頂升高度變化的曲線，見(jiàn)圖13?？芍簩?duì)于三種頂升工況，鋼軌最大附加拉力均隨頂升高度增加而線性增加，較小的頂升高度引起的梁軌相互作用并不顯著，有砟道床的整體變形未達(dá)到塑性階段；其中單墩支座頂升工況下鋼軌最大附加拉力隨頂升高度增加最快，為1.95 kN/mm；單邊支座頂升次之，為1.45 kN/mm；兩端支座頂升最小，為0.33 kN/mm?？梢?jiàn)，兩端支座頂升引起鋼軌縱向附加力變化最小，且根據(jù)測(cè)試結(jié)果，該工況落梁后對(duì)無(wú)縫線路鎖定軌溫?cái)_動(dòng)最小。因此，建議采用兩端支座頂升方案進(jìn)行更換支座施工。

圖13 鋼軌附加拉力最大值隨頂升高度的變化曲線

3 結(jié)論

1）單墩支座頂升落梁后鋼軌殘余附加力最大，鎖定軌溫最大增量為0.36 ℃；單邊支座頂升工況次之，落梁后鎖定軌溫最大增量為0.11 ℃；兩端支座頂升落梁后鋼軌殘余附加力趨近于0，鎖定軌溫基本沒(méi)有改變。各工況引起鋼軌鎖定軌溫改變均在規(guī)范限值5 ℃內(nèi)，不需要進(jìn)行應(yīng)力放散。

2）頂梁作業(yè)對(duì)鋼軌縱向附加力影響范圍在頂升橋梁的相鄰一跨簡(jiǎn)支梁以內(nèi)；不同頂梁方式產(chǎn)生的鋼軌縱向附加力峰值均位于頂升位置和梁端位置，作業(yè)過(guò)程中需重點(diǎn)關(guān)注該區(qū)域內(nèi)鋼軌穩(wěn)定性。

3）兩端支座頂升對(duì)無(wú)縫線路鋼軌縱向附加力和鎖定軌溫影響最小，建議采用該方案進(jìn)行橋梁支座更換施工。