王元浩 楊希 王波 郭利康 楊榮山 周智強

1.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院，成都 610031；3.中國鐵路成都局集團有限公司，成都 610082

在橋上鋪設無縫線路可以減輕列車車輪對橋梁的沖擊，延長軌道部件和橋梁的使用壽命，是鐵路現(xiàn)代化的主要內容之一［1-3］。我國高速鐵路橋梁占線路里程的50%以上，為了高速、高質量建造橋上無縫線路，大量采用預應力混凝土簡支梁方案，其中32 m 簡支梁是高速鐵路簡支梁的主要結構形式［4］，所以針對32 m簡支梁的養(yǎng)護維修尤為重要。

我國地震頻發(fā)，在地震作用下，簡支梁橋支座處的錨固螺栓會被剪斷［5］，支撐墊石承重面容易受損。為恢復橋梁正常功能，保障列車安全運行，需通過頂梁作業(yè)更換支座螺栓及重新澆筑受損支座支撐墊石，該作業(yè)必然會對橋上無縫線路產生擾動。文獻［6］采用有限元仿真手段分析了城市無砟軌道橋梁更換支座和拆除扣件對無縫線路的影響。文獻［7］建立橋上CRTSⅡ型板式無砟軌道計算模型，基于頂梁時無砟軌道結構應力變化對簡支梁更換支座方案進行了研究。文獻［8-10］考慮橋梁結構受力特性，對多種更換支座的頂升技術方案進行了研究。目前對于橋梁支座更換的研究主要關注無砟軌道結構、橋梁結構的受力特性和頂升技術方案優(yōu)化革新，未涉及頂梁過程中有砟軌道橋上無縫線路鋼軌縱向附加力的變化和作業(yè)完成后對無縫線路擾動的問題。

本文通過現(xiàn)場測試32 m 簡支梁橋頂梁過程中鋼軌縱向應變變化，計算得到鋼軌縱向附加力和鋼軌鎖定軌溫改變量，再結合橋上無縫線路梁軌相互作用模型，驗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縫線路更換簡支梁橋支座施工提供參考。

1 現(xiàn)場測試

現(xiàn)場頂升的橋梁為32 m 簡支梁。軌道結構為一次性鋪設跨區(qū)間無縫線路，平均鎖定軌溫32 ℃（不含隧道）。采用60N/U71Mn/100 m定尺長無孔新鋼軌；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厚特級碎石道砟。

1.1 鋼軌縱向附加力測量方法

采用直接應變法對鋼軌縱向附加力進行測量。將表面式應變計沿鋼軌方向水平貼在軌腰處，連接靜態(tài)應變儀，實時獲取并儲存鋼軌應變變化值，再通過計算得到鋼軌縱向附加力的變化情況。根據(jù)有限元模擬所得結果，在鋼軌附加力最大、最小以及中間點位布設測點，便于研究其縱向附加力變化規(guī)律以及進行模型驗證。

頂梁前將儀器調試無誤，持續(xù)測量頂梁前、頂梁后及落梁后的鋼軌應變。根據(jù)靜態(tài)應變儀測得的鋼軌應變，計算鋼軌縱向附加力P，計算式為

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

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

1.2 鋼軌縱向附加力測試結果及分析

橋梁頂升系統(tǒng)由電動機、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)值模擬的結果，橋梁頂升會對相鄰跨有較大影響，且梁縫處鋼軌附加力變化較大，所有測點均布置在軌腰中性軸位置。橋墩編號由小里程向大里程方向依次增加，0#墩為橋臺。

1.2.1 兩端支座頂升工況

兩端支座頂升時，頂升位置及測點布置見圖1。實測軌溫26 ℃。

圖1 兩端支座頂升工況的頂升位置及測點布置（單位：m）

兩端支座頂升10 mm 及落梁后各測點鋼軌應變差與附加力見圖2?？芍孩賹τ陧斄弘A段，測點4 的應變差最大，為-3.83 × 10-6，鋼軌附加力為-6.14 kN，該點是頂梁階段的最不利位置；測點1的應變差最小，為-0.55 × 10-6，鋼軌附加力為-0.88 kN。②頂梁階段，橋梁頂升產生的鋼軌附加力和應變差成正比，鋼軌應變差絕對值在頂升梁縫位置（測點4）達到最大并向兩邊遞減；相鄰跨中位置（測點1）鋼軌應變差接近0，頂升跨跨中位置（測點6）鋼軌應變差為1.7 × 10-6，這表明頂升跨鋼軌應變差變化更快。落梁階段的鋼軌應變及附加力變化規(guī)律和頂梁階段相反。

圖2 兩端支座頂升工況下鋼軌應變差與附加力測試結果

1.2.2 單邊支座頂升工況

選取1#墩左側支座作為頂升位置。單邊支座頂升時，頂升位置及測點布置見圖3。實測軌溫32 ℃。

圖3 單邊支座頂升工況的頂升位置及測點布置（單位：m）

單邊支座頂升9 mm 及落梁后各測點鋼軌應變差與附加力見圖4。可知：①對于頂梁階段，測點3'的應變差最大，為9.8 × 10-6，鋼軌附加力為14.1 kN；測點1'應變差最小，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（測點3'）向兩邊同時遞減；對比關于梁縫對稱的測點1'、測點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變差與附加力測試結果

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，頂升位置及測點布置見圖5。實測軌溫25 ℃。

圖5 單墩支座頂升工況的頂升位置及測點布置（單位：m）

單墩頂升11 mm 及落梁后各測點鋼軌應變差與附加力見圖6?？芍孩賹τ陧斄弘A段，測點5″的應變差最大，為16.3 × 10-6，鋼軌附加力為26.1 kN；測點1″應變差最小，為-9.9 × 10-6，鋼軌附加力為-15.84 kN。②頂梁階段，鋼軌附加力關于梁縫（測點5″）對稱，并向兩邊同時遞減，在相鄰梁縫（測點2″）處衰減到最小，為-22.2 kN。相鄰梁上的鋼軌附加力為負值，并從梁縫向遠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變差與附加力測試結果

1.3 鋼軌鎖定軌溫變化

支座修復完成后將梁落回原來的高度，落梁后鋼軌內部仍存在殘余附加力，引起鋼軌鎖定軌溫的改變。相應鎖定軌溫變化量Δt的計算式為

式中：α為鋼軌的線膨脹系數(shù)，取0.118 ℃·mm/m。

對于不同頂升工況，落梁后鋼軌鎖定軌溫變化量見圖7。可知：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，鎖定軌溫基本沒有改變。根據(jù)TB/ T 2098—2007《無縫線路鋪設及養(yǎng)護維修方法》，無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，不需要進行鋼軌應力放散。

圖7 落梁后鋼軌鎖定軌溫變化

2 數(shù)值模擬

2.1 建立橋上無縫線路梁軌相互作用模型

橋上無縫線路梁軌相互作用模型包括橋梁模型和軌道模型?；炷亮翰捎昧簡卧M，固定支座處墩臺縱向剛度使用線性彈簧單元模擬，不考慮活動支座的摩擦阻力作用，不對縱向進行約束。采用單層阻力模型對軌道進行簡化，鋼軌采用梁單元模擬，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)段進行道床阻力測試，根據(jù)實測數(shù)據(jù)擬合道床縱向阻力參數(shù)，見圖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)的橋上無縫線路單層阻力模型，對頂梁作業(yè)引起的鋼軌附加力展開計算。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《鐵路無縫線路設計規(guī)范》，以2 mm 作為道床縱向阻力彈塑性分界點進行簡化，得到雙線性阻力計算式，即

式中：q為道床縱向阻力，kN/枕；x為梁軌相對縱向位移，mm。

2.2 鋼軌縱向附加力數(shù)值計算結果及與現(xiàn)場測試結果的對比

2.2.1 兩端支座頂升工況

兩端支座頂升10 mm 時，計算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場測試結果對比，見圖10。其中128 m 處對應1#墩臺。可知：①根據(jù)計算結果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于梁縫外側，為-2.61 kN；鋼軌縱向附加拉力最大值位于梁縫內側，為3.29 kN。②計算結果與現(xiàn)場測試結果變化趨勢一致，但差值較大，這是由于現(xiàn)場兩端支座頂升會引起橋梁錯臺，對梁縫處有砟碎石道床擾動較大。

圖10 兩端支座頂升時鋼軌附加力數(shù)值計算與測試結果對比

2.2.2 單邊支座頂升工況

單邊支座頂升9 mm 時，計算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場測試結果對比，見圖11。其中32 m 處對應1#墩臺?？芍孩俑鶕?jù)計算結果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于被頂升梁體左側梁端，為-15.68 kN；鋼軌附加拉力最大值位于被頂升梁體右側梁端，為13.04 kN，比現(xiàn)場測試結果小7.5%。②計算結果與現(xiàn)場測試結果變化趨勢一致，吻合較好。

圖11 單邊支座頂升時鋼軌附加力數(shù)值計算與測試結果對比

2.2.3 單墩支座頂升工況

單墩支座頂升11 mm 時，計算鋼軌附加力，并與現(xiàn)場測試結果對比，見圖12。其中，96 m 處對應3#墩臺。可知：①根據(jù)計算結果，鋼軌縱向附加壓力最大值位于梁端處，為-18.13 kN，比現(xiàn)場測試結果小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)場測試結果小17.6%。②計算結果與現(xiàn)場測試結果變化趨勢一致。

圖12 單墩支座頂升時鋼軌附加力數(shù)值計算與測試結果對比

綜上，本文建立的數(shù)值模型較為可靠，能夠準確預測鋼軌縱向附加力分布趨勢，但橋上無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，導致采用雙線性阻力模型的理論計算值與現(xiàn)場測試結果存在偏差。

根據(jù)計算結果，頂梁作業(yè)對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，影響范圍在一跨簡支梁內；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)場作業(yè)需要重點關注該區(qū)域內鋼軌穩(wěn)定性。

2.3 頂梁方案評價

為評價頂梁方案的優(yōu)劣，改變頂升高度，計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，見圖13?？芍簩τ谌N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?？梢姡瑑啥酥ё斏痄撥壙v向附加力變化最小，且根據(jù)測試結果，該工況落梁后對無縫線路鎖定軌溫擾動最小。因此，建議采用兩端支座頂升方案進行更換支座施工。

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，不需要進行應力放散。

2）頂梁作業(yè)對鋼軌縱向附加力影響范圍在頂升橋梁的相鄰一跨簡支梁以內；不同頂梁方式產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)過程中需重點關注該區(qū)域內鋼軌穩(wěn)定性。

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