運(yùn)營高鐵箱梁頂升平移糾偏關(guān)鍵控制參數(shù)及結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

朱江江,俞 添,陳 占

(中鐵第四勘察設(shè)計院集團(tuán)有限公司,武漢 430063)

引言

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

目前，國內(nèi)外學(xué)者針對橋梁地段出現(xiàn)的橫向偏移問題進(jìn)行了諸多研究。在成因機(jī)理方面，王崇淦[3]、董亮[4]、梁育瑋[5]等分析大面積單側(cè)堆載對高鐵橋梁墩臺的影響，揭示了單側(cè)堆載是無砟軌道橋梁地段出現(xiàn)橫向偏移的重要原因；胡軍[6]、王菲[7]、潘振華[8]等通過數(shù)值分析以及現(xiàn)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(guī)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(yùn)營階段對高鐵群樁基礎(chǔ)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(fù)工程，通過理論與實踐相結(jié)合的方式，驗證了橋梁沉降頂升修復(fù)的可行性。袁新華等[11]依據(jù)摩擦阻荷原理設(shè)計了一套豎向和橫向頂推聯(lián)動裝置，在北郊河橋的糾偏施工中得到了成功應(yīng)用。陳占等[12-13]在大量文獻(xiàn)調(diào)研及工程實踐基礎(chǔ)上，提出一種用于運(yùn)營高速鐵路橋梁無砟軌道結(jié)構(gòu)糾偏的方法，形成了相關(guān)專利，已應(yīng)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(xù)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(shù)值模擬分析了不同頂升高度時的梁體應(yīng)力。劉競等[15]通過建立無砟軌道結(jié)構(gòu)力學(xué)模型，分析了頂推糾偏對無砟軌道各結(jié)構(gòu)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(jiān)測抬梁過程中軌道結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和位移變化情況，評估了無砟軌道和橋梁結(jié)構(gòu)的安全性能。

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

1 頂升平移糾偏技術(shù)

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(tǒng)，通過在梁底和墩頂位置布設(shè)聯(lián)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(shè)置反力裝置的情況下，對箱梁進(jìn)行頂升平移，調(diào)整梁體位置，恢復(fù)線路線形的新型糾偏技術(shù)，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(lián)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(xiàn)對箱梁的橫向平移。該技術(shù)不受軌道結(jié)構(gòu)和場地條件限制，無需單獨布設(shè)反力裝置，具有適用性強(qiáng)、施工效率高等技術(shù)特點，通過采用PLC多點同步液壓控制系統(tǒng)進(jìn)行施工，糾偏精度可控制在2 mm以內(nèi)，在簡支梁地段已取得成功應(yīng)用。

2 頂升平移糾偏數(shù)值模擬

2.1 數(shù)值模型建立

現(xiàn)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(jié)構(gòu)，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(yù)應(yīng)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(jié)構(gòu)為Hex單元，采用C3D8R單元類型；預(yù)應(yīng)力鋼絞線為Truss單元，采用T3D2單元類型，不設(shè)置普通鋼筋；模型網(wǎng)格劃分如圖3所示。

圖3 網(wǎng)格劃分完成后的軌-梁-墩實體模型

2.2 計算參數(shù)選取

模型中箱梁尺寸參照《預(yù)制無砟軌道后張法預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁(雙線)》(圖號：通橋(2016)2322A-II-1)鐵路工程建設(shè)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(shè)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(shè)方式一致；鋼軌為60 kg/m標(biāo)準(zhǔn)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(cè)橋墩為固定支座，右側(cè)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(jié)構(gòu)雙線布設(shè)，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(jié)構(gòu)自重與二期恒載，頂升和平移施工工況通過施加位移實現(xiàn)。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(jié)構(gòu)的影響，共設(shè)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(shù)值模擬工況如表2所示。

表2 頂升和平移施工數(shù)值模擬工況

3 頂升平移糾偏關(guān)鍵控制參數(shù)

箱梁頂升高度和平移量是頂升平移糾偏施工的關(guān)鍵控制參數(shù)，其大小直接影響軌道結(jié)構(gòu)受力狀態(tài)，現(xiàn)對不同工況下的軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力進(jìn)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(jié)構(gòu)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(xiàn)以頂升10 mm工況為例，分析對軌道結(jié)構(gòu)的影響，計算的各結(jié)構(gòu)層應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 單點頂升10 mm工況各結(jié)構(gòu)層應(yīng)力云圖(單位：Pa)

根據(jù)計算結(jié)果，鋼軌最大應(yīng)力出現(xiàn)在頂升點上方，鋼軌頂面最大拉應(yīng)力為30.12 MPa；軌道板最大應(yīng)力出現(xiàn)在相鄰橋墩上方梁縫處，最大拉壓應(yīng)力分別為0.57 MPa和1.86 MPa；砂漿層最大應(yīng)力出現(xiàn)部位與軌道板一致，最大拉壓應(yīng)力分別為0.13 MPa和2.53 MPa；底座板最大應(yīng)力出現(xiàn)在頂升點兩側(cè)的梁跨中部，最大拉壓應(yīng)力分別為1.63 MPa和9.34 MPa。各軌道結(jié)構(gòu)層應(yīng)力均小于C40混凝土抗拉壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值2.39 MPa和26.8 MPa，并以抗拉強(qiáng)度為控制指標(biāo)，因此后續(xù)分析中僅考慮拉應(yīng)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(yīng)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(yīng)材料的強(qiáng)度值。

3.2 橫向平移對軌道結(jié)構(gòu)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(jìn)行，平移量分別為0，5，10，15，20和30 mm，現(xiàn)以平移10 mm工況為例，分析對軌道結(jié)構(gòu)的影響，計算的各結(jié)構(gòu)層應(yīng)力云圖如圖5所示。

圖5 單點平移10 mm工況各結(jié)構(gòu)層應(yīng)力云圖(單位：Pa)

根據(jù)計算結(jié)果，鋼軌最大應(yīng)力出現(xiàn)在平移點上方，鋼軌頂部側(cè)面最大拉應(yīng)力為54.32 MPa；軌道板最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在相鄰橋墩上方梁縫處，最大值為0.74 MPa；砂漿層最大拉應(yīng)力出現(xiàn)部位與軌道板一致，最大值為0.20 MPa；底座板最大拉應(yīng)力出現(xiàn)在平移點兩側(cè)的梁跨中部，最大值為1.78 MPa；各軌道結(jié)構(gòu)層應(yīng)力均小于C40混凝土抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)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(yīng)材料的強(qiáng)度值。

3.3 現(xiàn)場實測數(shù)據(jù)對比分析

為檢驗數(shù)值模擬的計算結(jié)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(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行了現(xiàn)場監(jiān)測，根據(jù)實測數(shù)據(jù)繪制的軌道板和底座板的應(yīng)力變化規(guī)律如圖6所示。

圖6 軌道板和底座板實測應(yīng)力變化規(guī)律

由圖6可知，頂升平移糾偏對軌道結(jié)構(gòu)的影響不大，施工引起的軌道板和底座板應(yīng)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(shù)值模型計算的軌道板和底座板應(yīng)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(shù)值模型及計算結(jié)果較為可靠。

3.4 單次最大頂升及平移量確定

根據(jù)不同頂升工況下的計算結(jié)果，各軌道結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)力與頂升高度之間的關(guān)系曲線如圖7所示。

圖7 不同頂升工況下各結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)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(jié)構(gòu)拉應(yīng)力逐漸增大，并且隔墩頂升工況下的應(yīng)力略大于單點頂升工況。當(dāng)頂升高度在30 mm以內(nèi)時，鋼軌和軌道結(jié)構(gòu)拉應(yīng)力均未超過強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；但頂升高度大于10 mm后，各結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)力顯著增大。同時現(xiàn)場實際施工表明，頂升高度達(dá)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(jié)構(gòu)的影響，建議最大頂升高度為10 mm，極值控制在30 mm以內(nèi)。

在頂升10 mm狀態(tài)下，根據(jù)不同平移工況下的計算結(jié)果，各軌道結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)力與平移量之間的關(guān)系曲線如圖8所示。

圖8 不同平移工況下各結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)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(jié)構(gòu)拉應(yīng)力逐漸增大，并且隔墩平移工況下的應(yīng)力略大于單點平移工況。以隔墩平移工況下軌道板拉應(yīng)力作為控制條件，最大平移量不應(yīng)超過20 mm?？紤]平移量大于10 mm后各結(jié)構(gòu)層拉應(yīng)力顯著增大，同時為盡量減小施工對軌道結(jié)構(gòu)的影響，建議采用多次少量的方式進(jìn)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(nèi)，并加強(qiáng)對軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)的監(jiān)測。

4 頂升平移糾偏結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

根據(jù)頂升平移糾偏施工工藝，施工過程中橋梁結(jié)構(gòu)歷經(jīng)幾種不同受力狀態(tài)，通過對比整個施工過程，選取最不利工況分析橋梁結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性。

4.1 橋梁結(jié)構(gòu)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(dān)時(臨時支座間距2.5 m)，橋梁結(jié)構(gòu)處于最不利狀態(tài)。根據(jù)我國高速鐵路機(jī)車車輛主要技術(shù)參數(shù)，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(dāng)一車廂位于箱梁中部，前車廂的后轉(zhuǎn)向架與后車廂的前轉(zhuǎn)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(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，分別計算了正常條件、臨時支座支撐狀態(tài)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(yīng)力以及支座反力的變化規(guī)律。

4.2 數(shù)值模型荷載施加

根據(jù)TB 10002—2017《鐵路橋涵設(shè)計規(guī)范》，計算時荷載應(yīng)考慮主力與一個方向(順橋或橫橋方向)的附加力相結(jié)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(shù)確定，根據(jù)文獻(xiàn)[21]中ZK和ZC活載，計算的高速鐵路和城際鐵路橋梁結(jié)構(gòu)動力系數(shù)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(yīng)考慮列車豎向靜活載產(chǎn)生的離心力，當(dāng)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(nèi)列車豎向靜活載的10%計算，雙線橋梁按任一線考慮；根據(jù)ZK標(biāo)準(zhǔn)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(yīng)力狀態(tài)分析

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

圖9 最不利工況下箱梁應(yīng)力云圖(偏移80 mm)(單位：Pa)

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

圖10 兩種工況下墩身應(yīng)力云圖(單位：Pa)

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

根據(jù)不同工況下的計算結(jié)果，箱梁和墩身應(yīng)力與偏移量之間的關(guān)系曲線如圖11所示。

圖11 不同工況下箱梁和墩身應(yīng)力變化規(guī)律

由圖11可知，箱梁和墩身應(yīng)力隨支座支撐狀態(tài)和偏移量的增大逐漸增加，當(dāng)偏移量達(dá)到80 mm后，箱梁拉應(yīng)力發(fā)生顯著變化，已超過C50混凝土抗拉強(qiáng)度2.64 MPa。但即使偏移量增大至200 mm，墩身拉壓應(yīng)力1.80 MPa和19.13 MPa，也未超過C35混凝土抗拉壓強(qiáng)度2.2 MPa和23.4 MPa。因此，頂升平移糾偏過程中箱梁的拉應(yīng)力為控制條件，在列車不降速運(yùn)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(yīng)重點監(jiān)測箱梁底部拉應(yīng)力。

4.4 軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

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

圖12 不同工況下支座反力變化規(guī)律

由圖12所示，在上部結(jié)構(gòu)和列車荷載作用下，隨支座支撐狀態(tài)和偏移量的增大，位于同側(cè)的1號和3號支座反力逐漸增大，相應(yīng)的另一側(cè)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(dāng)偏移量達(dá)到80 mm后，1號和3號支座反力發(fā)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?xí)斜粌A覆風(fēng)險。因此，為保證軌道結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，頂升移梁糾偏時的最大平移量應(yīng)控制在80 mm以內(nèi)。

5 結(jié)論

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

(1)單點平移10 mm工況下，數(shù)值計算的軌道板和底座板應(yīng)力分別為0.74 MPa和1.78 MPa，現(xiàn)場施工實測的應(yīng)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(shù)值模型及計算結(jié)果較為可靠。

(2)隨著頂升高度和平移量增加，軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力逐漸增大，為盡量減小糾偏施工對軌道結(jié)構(gòu)的影響，建議最大頂升高度為10 mm，極值控制在30 mm以內(nèi)，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(nèi)。

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