魏琦琪 劉在慶 田春香 李糧余

(中鐵二院工程集團(tuán)有限責(zé)任公司， 成都 610331)

20世紀(jì)30年代末鋼管混凝土拱橋結(jié)構(gòu)首次投入工程應(yīng)用后發(fā)展迅速，其在受力性能、靜動(dòng)力響應(yīng)、靜動(dòng)載試驗(yàn)及施工控制等方面已有較為豐富的研究成果[1-5]。隨著高速鐵路工程的發(fā)展，大跨度鋼管混凝土拱橋與高速列車(chē)的相互作用得到了充分的重視[6]，但仍未有涉及車(chē)橋連接紐帶-橋上軌道結(jié)構(gòu)的研究。

本文結(jié)合成渝客運(yùn)專(zhuān)線(xiàn)資陽(yáng)沱江特大橋的工程實(shí)例，研究分析了大跨度鋼管混凝土拱橋結(jié)構(gòu)變形對(duì)橋上軌道結(jié)構(gòu)平順性的影響規(guī)律。

1 工程概況及檢算方法

1.1 工程概況

資陽(yáng)沱江特大橋主橋全長(zhǎng)361.6 m，采用下承式鋼管混凝土系桿拱形式，主跨(90+180+90) m，主拱設(shè)計(jì)矢高f=36.0 m，矢跨比f(wàn)/L=1/5，設(shè)計(jì)拱軸線(xiàn)方程：y=-1/225x2+0.8x，設(shè)計(jì)合攏溫度17 ℃。主橋布置，如圖1所示。

圖1 資陽(yáng)沱江特大橋主橋總布置圖(cm)

橋上無(wú)砟軌道采用分塊式結(jié)構(gòu)，分塊長(zhǎng)4～7 m，結(jié)構(gòu)高度為0.725 m。主橋兩端鋪設(shè)伸縮調(diào)節(jié)器地段采用軌枕埋入式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)，其余地段采用CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道。無(wú)砟軌道底座均直接澆筑在橋面上，并通過(guò)橋面預(yù)埋鋼筋緊密連接。軌道主要組成如圖2和圖3所示。

圖2 CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道(mm)

圖3 伸縮調(diào)節(jié)器地段軌枕埋入式無(wú)砟軌道(mm)

1.2 檢算方法

本文結(jié)合工程特點(diǎn)在平順性檢算中作出以下簡(jiǎn)化和基本假定:

(1)靜態(tài)檢算中不考慮動(dòng)態(tài)的輪軌作用。

(2)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)高度小、分塊短并且與梁體緊密連接，其自身變形可忽略，軌道變形與梁體變形相協(xié)調(diào)。

(3)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)具備足夠的豎向穩(wěn)定性，橋上無(wú)縫線(xiàn)路應(yīng)力對(duì)軌道豎向變形的影響可忽略。

基于以上簡(jiǎn)化和假定，本文提出了大跨度鋼管混凝土拱橋橋上無(wú)砟軌道靜態(tài)高低平順性檢算方法，其步驟如下：

(1)建立梁體變形計(jì)算模型，開(kāi)展大跨度鋼管混凝土拱橋梁體理論變形計(jì)算。

(2)根據(jù)梁體理論變形計(jì)算結(jié)果，按照軌道幾何狀態(tài)測(cè)驗(yàn)方法[7]進(jìn)行理論平順性檢算。

(3)開(kāi)展工程測(cè)量，根據(jù)實(shí)測(cè)工程數(shù)據(jù)計(jì)入軌道初始不平順影響。利用實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)理論檢算數(shù)據(jù)進(jìn)行修正，最終得出無(wú)砟軌道靜態(tài)高低平順性檢算結(jié)果。

2 理論平順性檢算及結(jié)果

2.1 梁體理論變形計(jì)算

2.1.1計(jì)算模型

梁體變形計(jì)算模型，如圖4所示。

圖4 梁體變形計(jì)算模型單元離散圖

橋上吊桿建立為拉索單元，連續(xù)梁梁體及鋼管混凝土拱結(jié)構(gòu)等其余橋梁結(jié)構(gòu)建立為梁?jiǎn)卧?。?jì)算模型中考慮恒載、溫度荷載組合和收縮徐變等荷載。

2.1.2計(jì)算參數(shù)

(1)恒載

①結(jié)構(gòu)自重：容重按26.5 kN/m3。

②二期恒載：q=118 kN/m。

③預(yù)應(yīng)力及其次內(nèi)力。

④混凝土收縮、徐變：環(huán)境條件取野外一般條件，相對(duì)濕度取80%。

(2)單項(xiàng)溫度荷載

①整體升降溫：資陽(yáng)地區(qū)極端最高氣溫40.3 ℃，極端最低氣溫-4 ℃，整體升溫24 ℃，降溫21 ℃，計(jì)入橋墩升降溫影響。

②主梁日照溫差：按指數(shù)為5，頂板10 ℃考慮。

③拱肋與主梁溫差：拱肋截面日照溫差按梯度溫度取8 ℃～0 ℃，拱肋與主梁溫差效應(yīng)取+4 ℃。拱肋日照反溫差為正溫差乘以-0.5。

④吊桿與主梁溫差：升溫溫差按+9 ℃考慮，降溫溫差按-5 ℃考慮。

(3)溫度荷載組合

①升溫組合：按整體升溫、拱肋日照溫差、吊桿升溫及主梁日照溫差進(jìn)行組合。

②降溫組合：按整體降溫、吊桿降溫、拱肋日照溫差及主梁日照溫差進(jìn)行組合。

2.1.3梁體變形計(jì)算結(jié)果

本橋主橋采用超大跨度鋼管混凝土系桿拱結(jié)構(gòu)，溫度敏感性強(qiáng)。梁體靜態(tài)變形主要考慮收縮徐變、溫度荷載組合和單日極端天氣影響。

(1)收縮徐變作用下的梁體變形

2013年5月15日主橋梁部合龍，2014年9月15日無(wú)砟軌道施工。2015年9月以后每一年收縮徐變引起的梁體變形和垂向變形極值，如圖5、圖6所示。

圖5 各年收縮徐變引起的梁體變形圖

圖6 收縮徐變引起的梁體年垂向變形極值圖

由圖5、圖6可知，收縮徐變荷載初期對(duì)垂向變形影響較大，后期逐步減小，截止2018年10月，收縮徐變引起的年上拱幅度已不足2 mm，年下?lián)戏纫巡蛔? mm。

(2)溫度荷載作用下的梁體變形

①單項(xiàng)溫度荷載引起的梁體變形

各單項(xiàng)溫度荷載計(jì)算參數(shù)帶入模型中檢算所得的梁體變形情況，如表1所示。

由表1可知，拱肋升溫溫差對(duì)主梁垂向變形影響最大，對(duì)梁拱及吊桿整體溫度變化影響最小。橋墩整體溫度變化影響較大且主跨與邊跨變形方向一致。

②溫度荷載組合引起的梁體變形

考慮以下5種實(shí)際工況的溫度荷載組合：

A.夏季白天升溫(有日照)：拱梁及吊桿整體升溫+墩整體升溫+拱肋升溫溫差+吊桿升溫溫差+主梁日照溫差。

表1 單項(xiàng)溫度荷載引起的橋梁垂向變形檢算結(jié)果統(tǒng)計(jì)表

注：表中上拱位移為正，下?lián)衔灰茷樨?fù)

B.夏季夜間升溫(無(wú)日照)：拱梁及吊桿整體升溫+墩整體升溫+拱肋降溫溫差+吊桿降溫溫差。

C.冬季白天降溫(有日照)：拱梁及吊桿整體降溫+墩整體降溫+拱肋升溫溫差+吊桿升溫溫差+主梁日照溫差。

D.冬季白天降溫(無(wú)日照)：拱梁及吊桿整體降溫+墩整體降溫。

E.冬季夜間降溫(無(wú)日照)：拱梁及吊桿整體降溫+墩整體降溫+拱肋降溫溫差+吊桿降溫溫差。

溫度荷載組合下梁體變形計(jì)算結(jié)果如圖7所示。

圖7 溫度荷載組合引起的梁體變形圖

由計(jì)算結(jié)果可知：

夏季白天升溫(有日照)工況為最不利升溫組合，最大垂向位移為12.2 mm(上拱)，位于主跨跨中位置。冬季夜間降溫(無(wú)日照)工況為最不利降溫組合，最大垂向位移為-10.7 mm(下?lián)?，位于主跨跨中位置。

③單日極端天氣引起的梁體變形

表2 單日極端天氣

根據(jù)表2中2012-2015年極端天氣數(shù)據(jù)對(duì)單日最高溫、最低溫及最大溫差3種溫度荷載情況進(jìn)行梁體變形計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 極端天氣下梁體垂向變形

(3)溫度荷載與收縮徐變共同作用下的梁體變形

綜合溫度荷載與收縮徐變計(jì)算結(jié)果，截止至2018年10月，收縮徐變荷載與最不利溫度荷載組合后橋梁垂向變形曲線(xiàn)如圖8所示。

圖8 溫度荷載組合與收縮徐變影響下梁體垂向變形

2.2 軌道理論平順性檢算

2.2.1軌道高低平順性評(píng)價(jià)指標(biāo)

軌道高低平順性由軌道矢高偏差值決定，其容許偏差應(yīng)符合表4的要求。

表4 高低平順性評(píng)價(jià)指標(biāo)表

注：a為無(wú)砟軌道扣件節(jié)點(diǎn)間距

矢高偏差值計(jì)算公式如下：

偏差值Δh=設(shè)施矢高差Δ設(shè)計(jì)-測(cè)量矢高差Δ實(shí)測(cè)

矢高差檢算點(diǎn)間距不等價(jià)于弦長(zhǎng)或基線(xiàn)長(zhǎng)， 10 m弦長(zhǎng)和基線(xiàn)長(zhǎng)30 m標(biāo)準(zhǔn)的矢高差檢算點(diǎn)間距均為 5 m，基線(xiàn)長(zhǎng)300 m標(biāo)準(zhǔn)的矢高差檢算點(diǎn)間距為150 m。

2.2.2軌道理論平順性檢算結(jié)果

將梁體垂向變形數(shù)據(jù)帶入軌道平順性迭代計(jì)算得到軌道理論平順性檢算結(jié)果如表5～表7所示。

表5 最不利溫度荷載組合下軌道平順性檢算結(jié)果

表6 單日極端天氣下軌道平順性檢算結(jié)果

表7最不利溫度荷載組合與收縮徐變影響下軌道平順性檢算結(jié)果

編號(hào)工況平順性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)檢算結(jié)果/mm容許偏差/mm評(píng)價(jià)123夏季白天升溫(有日照)+收縮徐變10 m弦長(zhǎng)0.1242滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.3682滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)13.40010不滿(mǎn)足456冬季夜間降溫(無(wú)日照)+收縮徐變10 m弦長(zhǎng)0.0982滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.2092滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)5.09510滿(mǎn)足

由表5～表7可知除最不利升溫溫度荷載和收縮徐變共同作用下，300 m基線(xiàn)長(zhǎng)高低不平順值(13.4 mm)超標(biāo)外，軌道理論高低不平順評(píng)價(jià)指標(biāo)均滿(mǎn)足規(guī)范要求。

2.3 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)及初始不平順

2.3.1施工復(fù)測(cè)數(shù)據(jù)

2014年9月5日無(wú)砟軌道施工完成， 2015年1月27-28日進(jìn)行的施工復(fù)測(cè)中軌道高程實(shí)測(cè)偏差值，如圖9所示。

圖9 施工復(fù)測(cè)鋼軌高程偏差曲線(xiàn)圖

由圖9可知，此時(shí)軌道高程已出現(xiàn)較大偏差，左線(xiàn)偏差最大值為-20.51 mm，右線(xiàn)-11.09 mm。

2.3.2精調(diào)復(fù)測(cè)數(shù)據(jù)

在2015年5月-7月間工務(wù)部門(mén)進(jìn)行的3次精調(diào)期間，軌道高程偏差均有較大變化。 2015年7月7日夜間最后一次軌道精調(diào)完成，精調(diào)氣溫均為22 ℃，最高整體溫升為20 ℃，最高整體溫降為26 ℃。精調(diào)后實(shí)測(cè)軌道高程偏差，如圖10所示。

圖10 精調(diào)完成后鋼軌高程偏差曲線(xiàn)圖

2.3.3軌道初始不平順

施工復(fù)測(cè)及精調(diào)復(fù)測(cè)數(shù)據(jù)表明軌道平順性受時(shí)間作用影響明顯，因此軌道平順性研究應(yīng)首先明確時(shí)間段落。在初始研究時(shí)間節(jié)點(diǎn)上軌道的幾何形位狀態(tài)即可稱(chēng)作軌道初始不平順。

精調(diào)完成是軌道幾何形態(tài)穩(wěn)定的重要標(biāo)志，而此時(shí)的軌道幾何形態(tài)也是靜態(tài)驗(yàn)收的重要標(biāo)準(zhǔn)。因此，本文選擇精調(diào)完成作為研究的初始時(shí)間節(jié)點(diǎn)，此時(shí)軌道的幾何形位狀態(tài)即為軌道初始不平順。該數(shù)據(jù)包含了結(jié)構(gòu)施工誤差，軌道部件制造及組裝誤差，軌道施工完成前的收縮徐變影響等工程因素，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)表明初始不平順不可忽略，應(yīng)作為理論計(jì)算結(jié)果的必要修正。

2.4 數(shù)據(jù)修正及檢算結(jié)果

2.4.1修正后溫度荷載組合作用下的軌道平順性

利用初始不平順數(shù)據(jù)修正后最不利溫度荷載作用下的鋼軌變形曲線(xiàn)，如圖11所示。對(duì)以上變形數(shù)據(jù)進(jìn)行軌道平順性迭代檢算，計(jì)算結(jié)果如表10所示。

圖11 初始不平順與最不利溫度荷載組合下鋼軌垂向變形

表10修正后溫度荷載作用下軌道平順性檢算結(jié)果

編號(hào)工況平順性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)檢算結(jié)果/mm容許偏差/mm評(píng)價(jià)123左線(xiàn)10 m弦長(zhǎng)0.5712滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.5452滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)11.28610不滿(mǎn)足456右線(xiàn)10 m弦長(zhǎng)0.5532滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.5972滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)10.18810不滿(mǎn)足

修正后資陽(yáng)沱江特大橋軌道短波和中波平順性仍滿(mǎn)足規(guī)范，但長(zhǎng)波不平順超限。

2.4.2修正后溫度荷載和收縮徐變共同作用下的軌道平順性

利用初始不平順數(shù)據(jù)修正后，最不利溫度組合和精調(diào)后一年的收縮徐變共同作用下的鋼軌變形曲線(xiàn)如圖12所示。對(duì)以上變形曲線(xiàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行軌道平順性迭代檢算，計(jì)算結(jié)果如表11所示。

圖12 初始不平順+溫度荷載組合+收縮徐變下鋼軌垂向變形圖

表11修正后溫度荷載和收縮徐變共同作用下軌道平順性檢算結(jié)果

編號(hào)工況平順性評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)檢算結(jié)果/mm容許偏差/mm評(píng)價(jià)123左線(xiàn)10 m弦長(zhǎng)0.5752滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.6152滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)13.92010不滿(mǎn)足456右線(xiàn)10 m弦長(zhǎng)0.5562滿(mǎn)足30 m基線(xiàn)長(zhǎng)0.6722滿(mǎn)足300 m基線(xiàn)長(zhǎng)12.75310不滿(mǎn)足

修正后資陽(yáng)沱江特大橋軌道短波和中波平順性仍滿(mǎn)足規(guī)范，但長(zhǎng)波不平順超限。

3 檢算結(jié)論

根據(jù)上述大跨度鋼管混凝土拱橋橋上軌道平順性檢算數(shù)據(jù)可得出以下結(jié)論：

(1)橋梁變形對(duì)軌道長(zhǎng)波平順性影響最為明顯，對(duì)短波、中波平順性影響較小。

(2)橋梁初期收縮徐變對(duì)軌道高低不平順的影響較為明顯,后期逐步減小，且其影響具有單向不可逆性。

(3)橋梁變形的溫度敏感性強(qiáng)，受氣溫、溫差、日照等條件影響大，結(jié)構(gòu)的局部溫差作用大于整體溫度變化作用。

4 優(yōu)化建議

本文通過(guò)上述研究提出以下軌道平順性?xún)?yōu)化建議：

(1)開(kāi)展橋梁-軌道一體化設(shè)計(jì)，統(tǒng)籌設(shè)計(jì)梁體合攏溫度、系桿拉伸溫度、無(wú)砟軌道施工溫度及無(wú)縫線(xiàn)路鎖定溫度，減小溫度變形引起的軌道長(zhǎng)波不平順，提高運(yùn)行舒適性。

(2)執(zhí)行設(shè)計(jì)-施工-維護(hù)一體化理念，通過(guò)設(shè)計(jì)中優(yōu)化施工溫度，施工中嚴(yán)控施工條件，減小收縮徐變荷載影響和軌道初始不平順；通過(guò)選擇恰當(dāng)?shù)木S修養(yǎng)護(hù)時(shí)間，有效消除前期收縮徐變影響。

(3)設(shè)計(jì)中考慮建立自動(dòng)化監(jiān)測(cè)系統(tǒng)進(jìn)一步研究橋梁部件溫差對(duì)變形的影響。

(4)運(yùn)營(yíng)中加強(qiáng)高溫季節(jié)及溫度突變情況下的養(yǎng)護(hù)維修檢查工作。