運營高鐵箱梁頂升平移糾偏關鍵控制參數及結構穩定性分析

朱江江,俞 添,陳 占

(中鐵第四勘察設計院集團有限公司,武漢 430063)

引言

在長期運營過程中，高速鐵路受線路周邊堆卸載、抽水、工程建設等多種因素影響，部分高鐵橋梁地段出現了超出扣件系統可調范圍的橫向偏移，嚴重影響了列車正常安全運行。因此，開展無砟軌道橋梁橫向偏移病害整治相關研究，使高速鐵路長期保持安全、平穩、舒適運行具有重要意義[1-2]。

目前，國內外學者針對橋梁地段出現的橫向偏移問題進行了諸多研究。在成因機理方面，王崇淦[3]、董亮[4]、梁育瑋[5]等分析大面積單側堆載對高鐵橋梁墩臺的影響，揭示了單側堆載是無砟軌道橋梁地段出現橫向偏移的重要原因；胡軍[6]、王菲[7]、潘振華[8]等通過數值分析以及現場位移、水位等實時檢測手段，計算了基坑開挖及抽水對高速鐵路橋梁樁基變形的影響規律及范圍；王景春等[9]以某立交匝道橋下穿高速鐵路橋梁為背景，研究了樁基施工與運營階段對高鐵群樁基礎變形的影響。姜惠峰[10]依托京津城際無砟軌道橋梁沉降修復工程，通過理論與實踐相結合的方式，驗證了橋梁沉降頂升修復的可行性。袁新華等[11]依據摩擦阻荷原理設計了一套豎向和橫向頂推聯動裝置，在北郊河橋的糾偏施工中得到了成功應用。陳占等[12-13]在大量文獻調研及工程實踐基礎上，提出一種用于運營高速鐵路橋梁無砟軌道結構糾偏的方法，形成了相關專利，已應用于10余條線路100多片箱梁的糾偏施工。孫明德等[14]以一座在建鐵路連續梁橋橋墩的球型支座，提出了單墩頂升梁體更換支座的整治方案，并采用數值模擬分析了不同頂升高度時的梁體應力。劉競等[15]通過建立無砟軌道結構力學模型，分析了頂推糾偏對無砟軌道各結構層受力與變形的影響。馬慧君等[16]針對無砟軌道橋梁墩身差異沉降，通過實時監測抬梁過程中軌道結構的應力和位移變化情況，評估了無砟軌道和橋梁結構的安全性能。

綜上所述，采用頂升平移的方式進行橋梁地段線路糾偏是一項有效技術措施，并在大量工程實踐中得到了成功應用，但已有研究大多以施工工藝為主，相應的關鍵控制參數研究則較少[17-19]。因此，本文通過建立數值模型，分析不同頂升高度及平移量下軌道結構的應力變化規律，探討糾偏施工中的關鍵控制參數；同時選取最不利工況，對不同偏移量下軌道結構的穩定性進行檢算，以期為運營高鐵箱梁頂升平移糾偏現場施工提供技術指導。

1 頂升平移糾偏技術

無砟軌道橋梁糾偏是采用橋墩自身作為頂升平移糾偏反力系統，通過在梁底和墩頂位置布設聯動裝置，利用豎向千斤頂摩擦力平衡水平千斤頂頂推反力，在不單獨設置反力裝置的情況下，對箱梁進行頂升平移，調整梁體位置，恢復線路線形的新型糾偏技術，其工作原理如圖1所示。

圖1 箱梁頂升平移糾偏工作原理

頂升平移糾偏聯動裝置主要由2組千斤頂組成，每組千斤頂包括多個豎向千斤頂和1個水平千斤頂，豎向千斤頂用于箱梁頂升，水平千斤頂用于箱梁平移。每個豎向千斤頂包含1個偽固定面和1個滑動面，通過豎向千斤頂摩擦力平衡水平千斤頂頂推反力，實現對箱梁的橫向平移。該技術不受軌道結構和場地條件限制，無需單獨布設反力裝置，具有適用性強、施工效率高等技術特點，通過采用PLC多點同步液壓控制系統進行施工，糾偏精度可控制在2 mm以內，在簡支梁地段已取得成功應用。

2 頂升平移糾偏數值模擬

2.1 數值模型建立

現依托某高鐵橋梁偏移整治工程，選取其中4跨簡支梁及CRTSⅢ型板式無砟軌道結構，建立軌-梁-墩實體模型，模型從上至下依次為：鋼軌、軌道板、砂漿層、底座板、箱梁(包括預應力鋼絞線)、支座、橋墩，模型橫斷面如圖2所示[20]。

圖2 軌-梁-墩實體模型橫斷面

模型中軌道和橋梁結構為Hex單元，采用C3D8R單元類型；預應力鋼絞線為Truss單元，采用T3D2單元類型，不設置普通鋼筋；模型網格劃分如圖3所示。

圖3 網格劃分完成后的軌-梁-墩實體模型

2.2 計算參數選取

模型中箱梁尺寸參照《預制無砟軌道后張法預應力混凝土簡支箱梁(雙線)》(圖號：通橋(2016)2322A-II-1)鐵路工程建設通用參考圖，長度為32.6 m，梁縫寬0.1 m，底座板與箱梁等長；每片箱梁上布設4塊5.6 m和2塊4.925 m長的軌道板，板間縫隙0.07 m，砂漿層與軌道板布設方式一致；鋼軌為60 kg/m標準軌，總長130.7 m；扣件垂向、橫向、縱向剛度分別為35，50，15 MN/m；每跨簡支梁左側橋墩為固定支座，右側橋墩為活動支座，支座尺寸按《鐵路橋梁球型支座(TJQZ)安裝圖》(圖號：TJQZ-8360)取值，橋墩為雙柱墩形式；軌道結構雙線布設，模型部件尺寸及材料屬性如表1所示。

表1 模型部件尺寸及材料屬性

2.3 荷載及邊界條件

由于頂升平移糾偏在“天窗點”期間施工，計算時不考慮列車荷載作用，僅有結構自重與二期恒載，頂升和平移施工工況通過施加位移實現。模型中鋼軌與軌道板之間的扣件采用彈簧阻尼單元模擬，扣件間距0.63 m，其余各部件之間采用綁定約束；固定支座在X、Y和Z方向固定，縱向活動支座在X和Y方向固定、Z方向自由，橋墩底面完全固定U=R=0，線路兩端在X、Y和Z方向固定。

2.4 施工工況模擬

為分析頂升和平移對軌道結構的影響，共設置24種不同工況，頂升和平移施工分為單點和隔墩2種方式，頂升高度和平移量大小共6種，數值模擬工況如表2所示。

表2 頂升和平移施工數值模擬工況

3 頂升平移糾偏關鍵控制參數

箱梁頂升高度和平移量是頂升平移糾偏施工的關鍵控制參數，其大小直接影響軌道結構受力狀態，現對不同工況下的軌道結構應力進行分析，確定施工過程中的單次最大頂升及平移量。

3.1 豎向頂升對軌道結構影響分析

豎向頂升計算工況分為單點頂升和隔墩頂升，頂升高度分別為0，5，10，15，20 mm和30 mm，現以頂升10 mm工況為例，分析對軌道結構的影響，計算的各結構層應力云圖如圖4所示。

圖4 單點頂升10 mm工況各結構層應力云圖(單位：Pa)

根據計算結果，鋼軌最大應力出現在頂升點上方，鋼軌頂面最大拉應力為30.12 MPa；軌道板最大應力出現在相鄰橋墩上方梁縫處，最大拉壓應力分別為0.57 MPa和1.86 MPa；砂漿層最大應力出現部位與軌道板一致，最大拉壓應力分別為0.13 MPa和2.53 MPa；底座板最大應力出現在頂升點兩側的梁跨中部，最大拉壓應力分別為1.63 MPa和9.34 MPa。各軌道結構層應力均小于C40混凝土抗拉壓強度標準值2.39 MPa和26.8 MPa，并以抗拉強度為控制指標，因此后續分析中僅考慮拉應力的影響。

隔墩頂升10 mm工況下，鋼軌、軌道板、砂漿層和底座板的最大拉應力分別為32.87，0.59，0.14 MPa和1.64 MPa，與單點頂升工況下相差不大，并均小于相應材料的強度值。

3.2 橫向平移對軌道結構影響分析

橫向平移計算工況分為單點平移和隔墩平移，兩種平移方式均在頂升高度為10 mm條件下進行，平移量分別為0，5，10，15，20和30 mm，現以平移10 mm工況為例，分析對軌道結構的影響，計算的各結構層應力云圖如圖5所示。

圖5 單點平移10 mm工況各結構層應力云圖(單位：Pa)

根據計算結果，鋼軌最大應力出現在平移點上方，鋼軌頂部側面最大拉應力為54.32 MPa；軌道板最大拉應力出現在相鄰橋墩上方梁縫處，最大值為0.74 MPa；砂漿層最大拉應力出現部位與軌道板一致，最大值為0.20 MPa；底座板最大拉應力出現在平移點兩側的梁跨中部，最大值為1.78 MPa；各軌道結構層應力均小于C40混凝土抗拉強度標準值。

隔墩平移10 mm工況下，鋼軌、軌道板、砂漿層和底座板的最大拉應力分別為58.35，1.12，0.75 MPa和1.80 MPa，與單點平移工況下相差不大，并均小于相應材料的強度值。

3.3 現場實測數據對比分析

為檢驗數值模擬的計算結果，在某高鐵秦淮河3號特大橋橋梁偏移整治工程中，對軌道結構的應力狀態進行了現場監測，根據實測數據繪制的軌道板和底座板的應力變化規律如圖6所示。

圖6 軌道板和底座板實測應力變化規律

由圖6可知，頂升平移糾偏對軌道結構的影響不大，施工引起的軌道板和底座板應力變化范圍分別為-0.23～0.79 MPa和-1.15～0.57 MPa。在單點平移工況下，采用數值模型計算的軌道板和底座板應力分別為0.74 MPa和1.78 MPa。通過對比分析，計算值與實測值基本接近，表明所建數值模型及計算結果較為可靠。

3.4 單次最大頂升及平移量確定

根據不同頂升工況下的計算結果，各軌道結構層拉應力與頂升高度之間的關系曲線如圖7所示。

圖7 不同頂升工況下各結構層拉應力

由圖7可知，在不同頂升工況下，隨著頂升高度增加，鋼軌和軌道結構拉應力逐漸增大，并且隔墩頂升工況下的應力略大于單點頂升工況。當頂升高度在30 mm以內時，鋼軌和軌道結構拉應力均未超過強度標準值；但頂升高度大于10 mm后，各結構層拉應力顯著增大。同時現場實際施工表明，頂升高度達到5～8 mm時，既有支座與支撐墊石已能較好分離，可滿足橫向平移要求。因此，為盡量減小施工對軌道結構的影響，建議最大頂升高度為10 mm，極值控制在30 mm以內。

在頂升10 mm狀態下，根據不同平移工況下的計算結果，各軌道結構層拉應力與平移量之間的關系曲線如圖8所示。

圖8 不同平移工況下各結構層拉應力

由圖8可知，在不同平移工況下，隨著平移量增加，鋼軌和軌道結構拉應力逐漸增大，并且隔墩平移工況下的應力略大于單點平移工況。以隔墩平移工況下軌道板拉應力作為控制條件，最大平移量不應超過20 mm?？紤]平移量大于10 mm后各結構層拉應力顯著增大，同時為盡量減小施工對軌道結構的影響，建議采用多次少量的方式進行箱梁平移，單次最大平移量為10 mm，單個“天窗點”累計平移量控制在20 mm以內，并加強對軌道結構應力狀態的監測。

4 頂升平移糾偏結構穩定性分析

根據頂升平移糾偏施工工藝，施工過程中橋梁結構歷經幾種不同受力狀態，通過對比整個施工過程，選取最不利工況分析橋梁結構穩定性。

4.1 橋梁結構受力最不利工況

頂升平移糾偏過程中，在箱梁橫向平移完成、既有支座灌漿定位前，上部荷載全由臨時支座承擔時(臨時支座間距2.5 m)，橋梁結構處于最不利狀態。根據我國高速鐵路機車車輛主要技術參數，動車組車輛全長在25 m時，車輛定距和固定軸距可分別取17.5 m和2.5 m；由于箱梁長32.6 m，當一車廂位于箱梁中部，前車廂的后轉向架與后車廂的前轉向架均位于此箱梁上時，為最不利工況。為分析頂升平移糾偏過程中橋梁結構穩定性，分別計算了正常條件、臨時支座支撐狀態以及箱梁偏移10，30，50，80，120 mm和200 mm共計8種工況下，箱梁和橋墩應力以及支座反力的變化規律。

4.2 數值模型荷載施加

根據TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規范》，計算時荷載應考慮主力與一個方向(順橋或橫橋方向)的附加力相結合。主力主要包括列車豎向動力作用、離心力和橫向搖擺力；附加力為順橋向制動力。列車豎向動力作用可按豎向靜活載乘以動力系數確定，根據文獻[21]中ZK和ZC活載，計算的高速鐵路和城際鐵路橋梁結構動力系數為1.08，列車軸重取17 t，則列車豎向動力作用為183.6 kN。曲線上橋梁應考慮列車豎向靜活載產生的離心力，當曲線半徑取7 000 m時，列車離心力為44.2 kN，水平向外作用于鋼軌頂面以上1.8 m處。高速鐵路橫向搖擺力為80 kN，多線橋梁可僅計算任一線，橫向搖擺力作為一個集中荷載取最不利位置，以水平方向垂直線路中線作用于鋼軌頂面。列車制動力按計算長度內列車豎向靜活載的10%計算，雙線橋梁按任一線考慮；根據ZK標準活載圖式計算的制動力為173.4 kN，作用于鋼軌頂面以上2 m處。

4.3 箱梁和橋墩應力狀態分析

最不利工況下軌道結構受力狀態變化不大，因此只檢算臨時支座支撐運行情況下，箱梁和墩身的應力?，F以偏移量80 mm工況為例，分析橋梁結構受力狀態，箱梁的應力云圖(S22)如圖9所示。

圖9 最不利工況下箱梁應力云圖(偏移80 mm)(單位：Pa)

由圖9可知，在臨時支座支撐狀態下，當偏移量為80 mm時，箱梁最大應力出現在與臨時支座的接觸部位，不考慮因支座剛度較大導致的應力集中現象，箱梁的最大拉應力為1.64 MPa，略小于C50混凝土的抗拉強度設計值1.89 MPa，抗拉強度滿足規范設計要求。計算得到的墩身應力云圖(S22)如圖10所示。

圖10 兩種工況下墩身應力云圖(單位：Pa)

由圖10可知，在正常條件下，橋墩頂部最大應力位于既有支座墊石附近，墩身應力呈對稱分布；臨時支座支撐狀態下，橋墩頂部最大應力位于臨時支座墊石附近，且墩身應力向一側轉移。正常條件下橋墩主要承受豎向壓應力，僅在橋墩底端出現微小拉應力，最大拉壓應力分別為0.17 MPa和8.95 MPa；臨時支座支撐狀態下，偏移量為80 mm時，最大拉壓應力則增加至1.80 MPa和15.57 MPa；但仍小于C35混凝土抗拉壓強度標準值2.2 MPa和23.4 MPa。

根據不同工況下的計算結果，箱梁和墩身應力與偏移量之間的關系曲線如圖11所示。

圖11 不同工況下箱梁和墩身應力變化規律

由圖11可知，箱梁和墩身應力隨支座支撐狀態和偏移量的增大逐漸增加，當偏移量達到80 mm后，箱梁拉應力發生顯著變化，已超過C50混凝土抗拉強度2.64 MPa。但即使偏移量增大至200 mm，墩身拉壓應力1.80 MPa和19.13 MPa，也未超過C35混凝土抗拉壓強度2.2 MPa和23.4 MPa。因此，頂升平移糾偏過程中箱梁的拉應力為控制條件，在列車不降速運行情況下，可實施的最大糾偏量為80 mm，此時墩身不開裂，但應重點監測箱梁底部拉應力。

4.4 軌道結構穩定性分析

根據不同工況下支座的受力狀態，繪制支座反力與偏移量之間的關系曲線如圖12所示。

圖12 不同工況下支座反力變化規律

由圖12所示，在上部結構和列車荷載作用下，隨支座支撐狀態和偏移量的增大，位于同側的1號和3號支座反力逐漸增大，相應的另一側2號和4號支座反力逐漸減小，但支座反力總和均在14 910 kN附近。當偏移量達到80 mm后，1號和3號支座反力發生顯著變化，已超過鐵路橋梁常用TGPZ-5000-0.10g型盆式橡膠支座的承載能力，甚至會有被傾覆風險。因此，為保證軌道結構穩定性，頂升移梁糾偏時的最大平移量應控制在80 mm以內。

5 結論

針對部分高鐵橋梁地段出現的橫向偏移問題，本文通過建立軌-梁-墩實體數值模型，探討了糾偏施工中的關鍵控制參數，同時選取最不利工況，檢算了不同偏移量下橋梁結構的穩定性，得到了以下結論。

(1)單點平移10 mm工況下，數值計算的軌道板和底座板應力分別為0.74 MPa和1.78 MPa，現場施工實測的應力變化范圍分別為-0.23～0.79 MPa和-1.15～0.57 MPa，計算值與實測值基本接近，所建數值模型及計算結果較為可靠。

(2)隨著頂升高度和平移量增加，軌道結構應力逐漸增大，為盡量減小糾偏施工對軌道結構的影響，建議最大頂升高度為10 mm，極值控制在30 mm以內，單次最大平移量為10 mm，單個“天窗點”累計平移量控制在20 mm以內。

(3)箱梁和墩身應力以及支座反力隨支撐狀態和偏移量的增大逐漸增加，以箱梁拉應力和支座反力作為控制條件，為保證軌道結構的穩定性，在高鐵列車不降速運行情況下，可實施的最大糾偏量為80 mm，同時應重點監測箱梁底部拉應力。