譚社會, 夏海濤, 張建強, 洪劍

（1.中國鐵路上海局集團有限公司 工務部, 上海 200071；2.中國鐵路上海局集團有限公司 科學技術研究所, 上海 200071）

0 引言

我國高速鐵路無砟軌道包括CRTSⅠ型、CRTSⅡ型、CRTSⅢ型板式及雙塊式[1-2］等類型, 其中板式無砟軌道運營里程約1.3萬km。隨著服役時間延長, 在列車荷載、外部環(huán)境、線下基礎結構變形等因素作用下, 部分軌道板出現(xiàn)裂紋、起鼓、掉塊等病害, 個別嚴重情況已影響結構穩(wěn)定[3］, 需進行更換以恢復結構強度, 保障高速鐵路行車安全。

高速鐵路板式無砟軌道標準板主要參數(shù)見表1, 鑒于其結構尺寸大、自重大, 換板作業(yè)采用移開鋼軌—吊裝軌道板的方式進行, 由于鋸軌方式換板破壞了無縫線路連續(xù)性并增加了鋼軌焊接、探傷等工作量及焊接接頭潛在傷損等安全風險, 目前主要通過撥軌法換板, 即以待更換軌道板為中心, 沿線路方向在前后一定范圍內利用撥軌裝置[4］把2股鋼軌橫向撥開, 提供吊裝作業(yè)空間后, 運用換板主平臺[5］或軌道吊等起重設備把舊軌道板吊出、新軌道板吊入的施工方法。

表1 板式無砟軌道標準板主要參數(shù)

目前基于換板主平臺（軌道吊）、撥軌裝置的施工工法在現(xiàn)場得以大量應用, 總體使用情況良好, 但在超高120 mm及以上曲線區(qū)段（簡稱大超高區(qū)段）[6］, 由于曲線地段上股鋼軌外撥（下股鋼軌復位）應力增大, 撥軌困難；吊裝時起重設備相對地面不垂直, 存在傾覆風險。為此, 需對高速鐵路大超高區(qū)段軌道板更換技術進行改進。

1 大超高區(qū)段撥軌技術

1.1 撥軌受力分析

撥軌過程撥軌力示意見圖1。大超高區(qū)段鋼軌與水平面呈一定角度α, 該工況下?lián)苘壛椋?/p>

圖1 撥軌過程撥軌力示意圖

式中：GX為鋼軌重力沿軌道板橫向方向分力；GY為鋼軌重力沿軌道板垂向方向分力；P1′為撥軌過程單側撥軌加載點鋼軌溫度力橫向分力（簡稱回彈力）,PY為鋼軌溫度力垂向分力；μ為鋼軌與支承滑道摩擦系數(shù)。

大超高區(qū)段曲線半徑一般在1 000 m以下, 撥軌扣件松開長度[7］一般為90~130 m, 加載點跨度[7］一般為6~8 m, 因松開扣件長度與曲線半徑比極小, 可近似為直線,β為撥軌加載點單側鋼軌對應圓心角,θ為松開扣件鋼軌長度一半對應圓心角, 加載點跨度與扣件松開長度相比較小, 則β≈θ。

撥軌初始時鋼軌加載點一側長度為L, 鋼軌撥開后被拉長至L′, 則拉伸量ΔL為：

式中：R為曲線半徑；L為加載點單側松開扣件鋼軌長度；L′為加載點單側松開扣件鋼軌撥軌過程長度；h為撥軌量；Pt為溫度力；ΔT為軌溫差；h0為鋼軌中和軸距離鋼軌軌底面距離；e為一半軌底寬。

為避免脹軌風險, 撥軌換板施工一般在實際軌溫低于線路鎖定軌溫時進行[9-10］, 由式（5）可知, 曲上股鋼軌外撥過程中, 回彈力P1′隨縱向拉伸量ΔL增大而增加, 存在鋼軌回彈風險。由式（6）、式（7）可知, 曲上股鋼軌外撥過程中鋼軌翻轉力矩M隨撥軌距離h增大而增加, 當M翻＞M穩(wěn)時, 鋼軌出現(xiàn)翻轉, 且由于GX存在, 鋼軌較直線段更易發(fā)生扭轉。曲下股鋼軌復位近似于曲上股鋼軌外撥, 但由于L為曲下股鋼軌復位終值, 所以鋼軌復位過程中需克服的鋼軌回彈力要小于曲上股鋼軌外撥回彈力。

1.2 撥軌技術方案

大超高區(qū)段鋼軌約束措施示意見圖2。如圖2（a）所示, 扣件松開前, 曲線上下股鋼軌各采用8個均勻分布的質量1.5 kg的小型手拉葫蘆分別與擋砟墻連接形成約束。如圖2（b）所示, 曲上股鋼軌利用手拉葫蘆預緊合力Ft11抵消P1′和GX, 曲下股類似, 可避免鋼軌回彈力導致的鋼軌回彈及翻轉。撥軌過程中, 曲上股鋼軌利用手拉葫蘆收緊實現(xiàn)外撥, 曲下股鋼軌通過釋放手拉葫蘆實現(xiàn)鋼軌外撥, 避免鋼軌外撥過程鋼軌回彈、扭轉失穩(wěn)風險。鋼軌復位時則為以上逆過程。

圖2 大超高區(qū)段鋼軌約束措施示意圖

2 大超高區(qū)段換板技術

2.1 吊裝受力分析

換板過程中起重裝備依靠液壓支腿增加吊裝跨距, 提升作業(yè)穩(wěn)定性。以換板主平臺為例, 起重裝備在超高175 mm工況下工作, 其液壓支腿、回轉中心中心線與水平面理論偏角為6.618°, 由于車輛重心偏移導致轉向架兩側彈簧下壓不均勻, 實測角度γ約為7°（見圖3）, 該傾角的存在可能會導致?lián)Q板主平臺吊裝時關鍵結構或部位失穩(wěn), 因此需核算支腳盤與枕木及枕木與枕木之間的自鎖角度、支腿油缸受力及吊機回轉中心回轉力矩等安全風險點。

圖3 大超高工況下不同行別換板主平臺支腿情況

2.1.1 自鎖角度核算

超高工況支腿-枕木-枕木自鎖角度核算示意見圖4,γ為支腿與枕木夾角,φ為自鎖角度,FN為支腿正壓力,FRY為枕木支反力。液壓支腿在超高工況下支腿作業(yè),F1=FN·tanγ,FRX=FRY·tanφ[11］, 由于FN=FRY, 即γ＜φ時, 支腿支腳盤與枕木之間不會發(fā)生相對滑動, 吊裝作業(yè)支腿-枕木結構處于穩(wěn)定狀態(tài)。由圖4所示, 支腳盤與枕木結構實際處于多層結構, 構成支腳盤-枕木-枕木結構, 所以在進行自鎖角度對比時應取支腳盤與枕木、枕木與枕木之間自鎖角度較小的情況。不同超高工況下的自鎖角度核算見表2。

圖4 超高工況支腿-枕木-枕木自鎖角度核算示意圖

表2 自鎖角度核算

由表2可知, 支腳盤與枕木理論核算自鎖角度為11.3°, 枕木與枕木理論核算自鎖角度為14.0°, 在超高120~175 mm區(qū)間時, 支腳盤與枕木夾角為[4.78°, 7.00°］, 理論上該種工況下吊裝時支腳盤與枕木、枕木與枕木之間不會出現(xiàn)相對滑動。但實際施工過程中存在枕木潮濕或油污造成的摩擦系數(shù)下降、箱梁表面不平等因素, 存在大幅度降低自鎖角度可能, 有失穩(wěn)風險。

2.1.2 支腿徑向受力分析

超高工況下液壓支腿與水平面呈一定角度, 如圖3所示不同行別支腿吊裝時, 液壓支腿徑向力為Fr1、Fr2, 以質量較輕的CRTSⅠ型板為例, 核算吊裝質量為6.7 t, 計算支腿徑向受力情況見表3。

表3 支腿受力情況

由表3可知, 超高120 mm時, 在不同行別情況下?lián)Q板主平臺支腿最大徑向力分別為1.47 t和2.02 t。因此, 大超高工況下起重設備支腿承受較大徑向力, 存在液壓支腿折損及吊裝時整車失穩(wěn)風險。

2.1.3 回轉力矩計算

由圖3可知, 在超高工況下吊機回轉中心中心線與豎直方向呈一定角度, 該工況下吊機吊裝軌道板直接回轉會出現(xiàn)回轉中心負載爬行或負載制動情況。以CRTSⅠ型板為例, 核算不同超高工況下回轉中心負載情況見表4。

表4 回轉中心負載情況

由表4可知, 換板主平臺在超高120 mm工況時, 吊裝CRTSⅠ型板式的阻力矩為43 084 N·m, 已接近其回轉動力矩。因此, 超高達到一定值時, 吊機在不同行別吊裝時存在動力矩不足或制動力矩不足問題, 可能導致吊裝失穩(wěn)。

對自鎖角度、液壓支腿受力及回轉中心回轉力矩的分析表明, 大超高區(qū)段采用既有吊裝裝備存在安全風險, 3種不利因素疊加可能會導致受力更為惡化, 造成安全事故, 因此優(yōu)化軌道板吊裝設備極為關鍵。

2.2 換板技術方案

2.2.1 換板主平臺自調平

在換板主平臺與平車之間加裝調平機構（見圖5）, 調平機構卡扣于平車上方并通過螺栓與平車拴柱進行剛性連接[11］, 調平機構帶回轉功能一側與換板主平臺栓接, 頂升一側沿平車長度方向安裝調平油缸同步頂升, 使換板主平臺圍繞調平機構回轉側回轉角度γ, 達到換板主平臺調至水平目的。換板主平臺調平后其液壓支腿與地面垂直, 在超高工況下吊裝時不存在支腳盤相對枕木滑移可能, 可避免液壓支腿承受徑向力及回轉中心負載回轉、負載制動。

圖5 換板主平臺自調平示意圖

（1）雙線作業(yè)時, 可將軌道車編組停至傷損軌道板鄰線, 換板主平臺調平后進行新舊軌道板的吊裝更換（見圖6）。

圖6 基于換板主平臺鄰線換板示意圖

（2）單線作業(yè)時, 可將車載換板主平臺先行解編, 換板主平臺吊機側停至傷損軌道板處, 調平支腿后, 將新板吊至傷損軌道板鄰板上, 換板主平臺和軌道車駛離撥軌區(qū)域, 利用移動式龍門吊完成新舊軌道板的更換（見圖7）。

圖7 基于換板主平臺本線換板示意圖

2.2.2 移動式龍門吊+運板小車

（1）雙線作業(yè)時（見圖8）, 先在鄰線利用軌道車在超高小于120 mm線路區(qū)段將新板吊至運板小車上, 使用運板小車將新板在鋼軌上推行至換板區(qū)段, 然后利用移動式龍門吊將新板放置傷損軌道板一側（圖8鄰板1處）, 橫向撥軌完成后, 利用移動式龍門吊將傷損軌道板吊至另一側（圖8鄰板2處）, 再利用移動式龍門吊進行新板的吊挪和鋪放, 待鋼軌復位后將換下傷損軌道板運送、吊裝至軌道車上。

圖8 移動式龍門吊+運板小車鄰線方案

（2）單線作業(yè)時（見圖9）, 軌道車編組與運板小車、移動龍門吊在同一線路, 需通過軌道車編組解編完成軌道板的下放, 平車及軌道車向大超高方向駛過撥軌區(qū)域, 利用運板小車將新軌道板運至傷損軌道板一側（圖9鄰板1處）完成換板作業(yè)。

圖9 移動式龍門吊+運板小車本線方案

2.2.3 固定式龍門吊+軌道車

固定式龍門吊+軌道車換板方案在雙線、單線線路均于本線作業(yè), 即首先在傷損軌道板兩側澆筑混凝土基座, 并將龍門吊固定在混凝土基座上方。橫向撥軌后, 利用固定式龍門吊將傷損軌道板提升至軌道車可通行的高度, 之后利用木枕替代軌道板, 將鋼軌復位。軌道車駛至傷損軌道板下方, 通過龍門吊卸下傷損軌道板、吊裝新軌道板。待軌道車駛離撥軌區(qū)域后, 再次橫向撥軌, 拆除過渡木枕, 鋪設新軌道板。

3 大超高區(qū)段換板工程實踐

大超高區(qū)段換板現(xiàn)場見圖10。如圖10（a）所示, 改進后的撥軌方案通過手拉葫蘆預緊鋼軌的方式使撥軌過程穩(wěn)定可靠, 增加手拉葫蘆作業(yè)、撥軌作業(yè)可與起重軌道車支腿等準備工作并行, 未增加總的換板作業(yè)時間；圖10（b）（c）（d）分別為3種換板方案均可完成換板作業(yè), 其優(yōu)缺點對比見表5。移動式龍門吊+運板小車是在超高小于120 mm區(qū)段上進行軌道板吊裝, 增大了軌道板運送距離, 未從根本上解決大超高區(qū)段軌道板吊裝問題。固定式龍門吊+軌道車方案存在準備工作時間長、作業(yè)流程復雜、適用范圍有限等不足。綜合比較, 換板主平臺自調平方案能較高效地完成軌道板更換。

圖10 大超高區(qū)段換板現(xiàn)場

表5 3種換板方案優(yōu)缺點對比

4 結論

（1）通過分析曲線半徑、撥軌量等因素對撥軌受力的影響可知, 隨著曲線地段撥軌量增加, 鋼軌回彈力增大、鋼軌扭轉風險增大。提出手拉葫蘆預緊、收放鋼軌方法, 相比于液壓油缸撥軌更為安全可靠。

（2）大超高區(qū)段軌道板吊裝時存在支腿-枕木結構自鎖角度失效、液壓支腿承受徑向力失穩(wěn)、回轉中心動力矩不足等問題, 提出并實踐了換板主平臺自調平方案、移動式龍門吊+運板小車換板方案、固定式龍門吊+軌道車換板方案?，F(xiàn)場應用表明, 換板主平臺自調平方案能較高效地完成鄰線、本線軌道板更換。

（3）我國高速鐵路大部件更換[12］裝備機械化水平不高, 為適應大超高、長大坡道、單線及隧道等不同工況的多類型軌道板更換, 需進一步研制集成化、自動化、智能化的換板裝備, 為我國高速鐵路無砟軌道養(yǎng)護維修提供裝備保障。