高速铁路大高差桥墩竖向温度变形对行车舒适性和安全性影响研究

2019-10-10柏华军

铁道标准设计 2019年10期

柏华军

(中铁第四勘察设计院集团有限公司,武汉 430063)

1 概述

山区高速铁路受地形、地质等因素控制，桥梁跨越“V”形沟谷时不可避免地形成大高差桥墩.这类桥墩在受到荷载作用时，结构变形会产生较大的差异，尤其基础整体沉降、温度变形、收缩徐变变形等[1-3]。规范要求桥梁设计时对墩台基础整体变形进行检算，但对桥墩温度变形、收缩徐变变形没有明确规定。

环境温度的变化引起桥墩膨胀或收缩，导致墩身高度的变化，变形大小与墩身高度、温差幅度成正比。当相邻桥墩高差较大时，桥墩温度变形造成桥面凸起或下凹，进而引起轨面不平顺，对高速铁路的行车安全和舒适性造成不可忽略的影响[4-7]。相关研究表明[8]，当相邻桥墩高差较大时，仅温度效应引起的轨道结构竖向变形达±10 mm，接近甚至超过无砟轨道的静态验收误差标准。因此，对相邻大高差桥墩因温度效应引起的竖向变形效应进行研究，对保证高速铁路安全性和舒适性具有重要意义。以合福高铁巷坑大桥为例，通过理论分析、动力仿真及现场监测等多种措施，研究了相邻大高差桥墩温度效应下的墩顶竖向位移差对高速铁路安全性和舒适性的影响，并参考现有规范对墩顶竖向位移的要求，探讨了相邻大高差桥墩的竖向位移温度效应影响。本研究可为同类桥梁结构设计、研究及验收提供一定的参考借鉴。

2 规范对桥墩竖向变形限值要求

根据TB10621—2014《高速铁路设计规范》要求，在桥梁下部结构的检算中，墩台基础的沉降应按恒载计算，工后沉降量值不应超过表1的规定。特殊条件下无砟轨道梁无法满足沉降要求时，可采取预留调整措施的方法满足轨道平顺要求。

表1 静定结构墩台基础工后沉降限值[10]

根据TB10002—2017《铁路桥涵设计规范》要求，无砟轨道静定结构墩台基础工后沉降限值应满足表2规定。

表1、表2附注中补充说明，超静定结构相邻墩台沉降量之差除满足表中规定外，尚应根据沉降差对结构产生附加应力的影响确定。

表2 无砟轨道静定结构墩台基础工后沉降限值[11]

在运营阶段，当相邻桥墩高差较大时，温差效应引起的墩台结构竖向变形差会造成轨道不平顺，从而对车辆通过桥梁时的安全性和舒适性造成影响。因此在桥墩沉降检算中，除了对单个桥墩的沉降进行检算外，还需对相邻桥墩的变形差值进行检算，这种变形差普通桥梁仅基础沉降差；当相邻桥墩高差较大时，理论上还应增加桥墩温度变形差。

根据TB10621—2014《高速铁路设计规范》对轨道结构的要求，时速250 km及以上高速铁路，无砟轨道静态铺轨精度标准应符合表3要求。

表3 无砟轨道静态铺轨精度标准[10]

注：轨向、高低栏中的a为无砟轨道扣件节点间距。

3 工程简介

3.1 工程概况

合肥至福州铁路客运专线(简称合福高铁)线路设计时速300～350 km，采用无砟轨道。其中巷坑大桥位于安徽省黄山市，桥址处为低山丘陵及山间谷地，地势呈“V”形。桥跨布置为(72+72) m T形刚构+24 m简支梁，①号桥墩与⓪号桥台最大高差达50.5 m(含梁高)，见图1。

图1 巷坑大桥现场实景

3.2 气温气象

黄山市处于亚热带季风气候区内，年均气温7.9 ℃，夏季最高气温28 ℃，冬季最低气温-22 ℃，黄山地区的7月份平均气温与1月平均气温的温差约为19.9 ℃。

3.3 工程地质

本桥工程地质条件、地层岩性、基本承载力、岩土施工工程分级见表4。

表4 桥梁工程地质参数

3.4 结构设计

巷坑大桥主体结构为(72+72) m T形刚构，箱梁截面，顶宽12.0 m，底宽6.7 m。边支点处梁高4.5 m，中支点处梁高8.0 m，梁高按圆曲线变化，R=388.036 m。见图2、图3。

图2 桥梁总体布置(单位：cm)

图3 (72+72) m T形刚构梁截面布置(单位：cm)

⓪号桥台采用矩形空心桥台，台长6.73 m，台高6.5 m。③号桥台采用矩形实体桥台，台长2.0 m，台高4.5 m。①号桥墩高48.0 m，为矩形空心墩，墩顶纵宽6.6 m，壁厚1.2 m；墩顶横宽7.7 m，墩壁厚1.25 m。纵向外坡90∶1，横向外坡22.5∶1，纵横内坡均为直坡(图4)。②号墩高8.5 m，采用圆端形实体桥墩。巷坑大桥高度参数见表5。

图4 ①号墩墩身构造(单位：cm)

表5 巷坑大桥高度参数 m

注：因现场CPⅢ观测点布置在桥面，变形计算按桥面至墩底范围高度考虑。

4 年温差效应下的墩顶竖向变形

桥墩温度效应主要为日照升温、寒潮降温、年温度变化等3个因素。年温差效应是指常年缓慢变化的整体温度，它对结构的影响主要导致桥梁梁部的纵向位移或桥墩的竖向变形。日照辐射升温和寒潮骤然降温则属于局部温度影响，往往通过温度梯度来表示结构所处的温度场，并进行桥墩温度应力和温度变形的计算分析，同时还应考虑太阳侧晒，墩身朝阳面与背阴面温差使墩身挠曲对桥梁结构的影响，相比局部温度，整体温度对结构的影响更为明显和重要。所以为验证均匀升降温对结构的影响，将只计年温差下的温度效应。

4.1 计算理论

4.1.1 竖向变形差确定

年温差引起的相邻桥墩竖向变形差可以通过下列公式进行计算[14-15]

δmax=α(H1-H2)ΔTumax

(1)

δmin=α(H1-H2)ΔTdmax

(2)

ΔTumax=T7-T铺min

(3)

ΔTdmax=T铺max-T1

(4)

式中，δmax和δmin分别为相邻桥墩升温和降温竖向变形差；α为线膨胀系数，混凝土材料取1.0×10-5m-1；H1和H2分别为两个相邻桥墩中的高墩墩高+对应梁高和矮墩墩高+对应梁高；ΔTumax和ΔTdmax分别为桥梁运营过程中可能发生的气温最大升温幅度和最大降温幅度；T铺min和T铺max分别为铺轨平均气温温度下限值和上限值；T1和T7分别为当地1月份平均气温和7月份平均气温。

桥墩温度效应下轨面高程变化示意见图5。

图5 桥墩温度效应下轨面高程变化示意

4.1.2 铺轨气温确定

无砟轨道铁路设计锁定轨温宜按下式计算

Te=(Tmax+Tmin)/2±ΔTk

(5)

式中，Tmax和Tmin分别为当地最高轨温和最低轨温；ΔTk为设计锁定轨温的修正值，可取0～5 ℃。

由上述公式计算所得的设计锁定轨温Te为轨道结构的温度，并非气温。为统一计算尺度，这里定义轨道锁定气温为

(6)

(7)

所以，铺轨气温范围为

(8)

(9)

根据式(1)～式(4)、式(8)、式(9)计算T铺max=8 ℃，T铺min=-2 ℃。见表6。

表6 铺轨平均气温 ℃

4.1.3 桥面竖向变形理论差

①号墩、②号墩在年平均升温温度引起的墩顶竖向位移差为8.288 mm；年平均降温引起的墩顶竖向位移差为-4.42 mm，见表7。

表7 墩台变形高差

注：升(降)温温差指年平均升(降)温温差。

4.2 墩顶实测竖向变形

巷坑大桥①号墩墩身2013年8月开始施工，2013年11月完成。②号墩墩身2013年2月开始施工，同年4月完成。全桥合龙时间为2014年8月。为计算温度效应下的墩顶竖向位移，施工后共进行3次CPⅢ测量。

第一次CPⅢ测量是梁部预应力终张拉完成后8d，环境温度为28 ℃，第二次CPⅢ测量是铺轨完成后3 d，环境温度为28 ℃，第三次CPⅢ测量时终张拉完成后55 d，环境温度为10 ℃。测量结果如表8所示。

第一次CPⅢ测量与第二次CPⅢ测量温差差距较小，因此取第一次和第三次CPⅢ测量结果进行位移对比。

现场观测桥墩处桥面高程见表8。

表8 现场观测桥墩处桥面高程

注：CPⅢ点号340301、340302对应的里程分别为DK340+039.935、DK340+039.858，①号墩中心里程为DK340+038.850。

根据表8，①号墩两次CPⅢ测量间隔93 d，降温温差18 ℃，实测的两桥墩墩顶竖向变形差在9.5(8.8)-1.9=7.6(7.2) mm(括号外为①号墩340302测点的数据，括号内为①号墩340301测点的数据)。

需要说明的是，随着施工进行，桥面上进行轨道结构施工，增加二期恒载，这会引起桥墩的弹性压缩变形，且桥墩混凝土的收缩徐变也会引起桥墩的变形，所以上述桥墩的变形差主要由降温变形、二期恒载和收缩徐变三部分组成，为考虑后两者的影响，需要进行理论反演。

4.3 墩顶竖向变形理论反演

借助有限元模型，为进一步考虑二期恒载和收缩徐变对桥墩变形的影响，对巷坑大桥全桥变形进行反演分析。限于篇幅，列出①号墩在各时程节点的墩顶处桥面竖向变形，详见表9。

表9 ①号墩处桥面竖向变形结果(负值为向下)

注：未考虑温度效应影响。

表9反演结果表明，①号墩从第一次CPⅢ测量时刻至第三次CPⅢ测量时刻时间段内收缩徐变和二期恒载引起墩身变形为19.19-21.63=-2.44 mm；预估从第三次CPⅢ测量时刻至铺轨后10年时间段内收缩徐变和二期恒载引起墩身最大变形为9.1 mm(向下)。

4.4 墩顶竖向变形对比分析

根据公式(2)，施工降温温差为18 ℃，对应①号墩、②号墩墩顶竖向理论变形差为7.65 mm，加上反演测算的收缩徐变和二期恒载引起压缩变形2.44 mm，变形总计10.09 mm；表8实测数据竖向位移差在7.6～7.2 mm。理论值与实测值基本一致，同时验证了有限元模型的可靠性，且理论和实测结果都超出规范[10-11]中相邻墩台沉降差5 mm的限值要求。

表9反演分析表明，以终张拉完成时间节点的测量结果为参考点(该点以前变形，可通过施工调平到理论高程)，①号墩墩顶至铺轨后10年内二期恒载和收缩徐变引起墩顶最大沉降量变形理论值为9.1 mm，加上温度效应引起的墩顶变形理论值8.288 mm(按最不利年平均降温19.5 ℃考虑)，总变形17.388 mm，虽满足规范[10-11]中(表1、表2)无砟轨道桥梁墩台工后整体沉降要求，但该值接近限值20 mm。如考虑其他不确定因素，安全富裕偏小。需要说明是，因为基础位于600 kPa千枚状粉砂岩中，不考虑其工后沉降。

现场观测结果仅反映了①号墩与②号墩竖向变形差的情况，相比之下，0号桥台与①号墩高差更大(表8)。根据表7，增加量为(9.848-8.288) mm=1.56 mm竖向变形差达到(17.388+1.56) mm=18.948 mm，情况更为严重。巷坑大桥为T形刚构，相邻桥墩(台)梁面至墩底高差达50.5 m，竖向变形差将引起梁跨(70+70) m范围轨面随同桥面一起产生凸起(均匀升温)或下凹(均匀降温)，造成线路轨面不平顺，对行车安全和舒适性造成一定影响。因此，有必要对本桥进行车桥动力仿真分析，并考虑温度效应影响，评估列车行车的安全性和舒适性。

5 考虑温度效应的桥梁动力仿真分析

为考虑温度效应对车桥耦合结果的影响，基于国内权威车桥耦合软件《西南交通大学桥梁结构动力分析软件BDAP》，针对巷坑大桥建立空间梁单元模型，对全桥进行车桥耦合动力仿真分析，见图6。

图6 巷坑大桥车桥耦合动力仿真分析模型

5.1 车桥耦合模型

根据黄山地区气温，仿真分析中桥墩按20 ℃温差考虑，并假定由二期恒载和收缩徐变仅引起桥面变形差，造成的轨面变形差通过轨道结构调整到理论高程，短期内对轨面不平顺不会造成影响。桥梁采用空间梁-杆系有限元分析模型，梁与墩之间的联结根据实际约束条件采用主从关系来处理；采用一致质量矩阵，阻尼为比例阻尼，阻尼的取值为：混凝土桥0.02，钢桥0.01。桥面二期恒载按质量分配到梁单元。

国际上主流理论，对于行驶过程中的高速列车主要通过脱轨系数、轮重减载率对其安全性进行评价；通过车体的横、竖向加速度值和Sperling系数对乘客的舒适度进行评价。我国规范与国际基本一致，对速度大于200 km/h的客车的安全性和舒适性评价指标见表10、表11。

表10 舒适性指标Sperling系数限值[12-13]

表11 列车安全性指标限值[12-13]

CRH2动车组采用编组为(动+拖+动+动+动+动+拖+动)×2的形式，速度等级取160，180，200，220，250 km/h；国产CRH3动车组采用列车编组为：(动+拖+动+动+动+动+拖+动)×2的形式，速度梯度取250，275，300，325，350，375，400，420 km/h。限于篇幅，本文仅列出采用CRH2、CRH3动车组作用下的模拟结果。

5.2 年温差20 ℃桥梁响应

限于篇幅，列出桥面升温、降温20 ℃的两种工况，国产CRH3和国产CRH2动车组作用下巷坑大桥跨中位移响应(表12、表13)和跨中加速度响应(表14、表15)。

表12 升温20 ℃动车组经过时桥梁位移响应

表12、表13表明，上述动车组作用下，升温工况桥梁竖向位移响应略小于降温工况。例如，国产CRH3以车速250～420 km/h运行时，升温20 ℃时，T构主跨跨中横向和竖向振动位移最大值分别为0.284,3.215 mm；降温20 ℃时，对应的振动位移最大值则分别为0.285,3.234 mm。

表13 降温20 ℃动车组通过时桥梁位移响应

表14 升温20 ℃动车组经过时桥梁加速度响应

表15 降温20 ℃动车组经过时桥梁加速度响应

表14、表15表明，上述动车组作用下升温工况桥梁横向、竖向加速度响应略大于降温工况，且均小于规范限值0.13g、0.1g。

5.3 年温差20 ℃车辆响应

限于篇幅，列出桥面升温、降温20 ℃的两种工况，国产CRH3和国产CRH2动车组作用下巷坑大桥车桥耦合动力分析评价结果，见表16、表17。

表16 升温20 ℃动车组经过时的车辆响应

表17 降温20 ℃下动车组经过大桥时的车辆响应

表16、表17表明，在CRH3动车组在速度250～350 km/h通过时，车辆横向、竖向舒适性均能达到“优”；在速度375～420 km/h超速通过时，车辆横向、竖向舒适性基本为“良”。在CRH2动车组在速度160～200 km/h通过时，车辆的横向、竖向舒适性达到“优”；在速度220～250 km/h速度范围超速通过时，车辆的竖向舒适性达到“优”，横向舒适性基本为“良”。且车辆的脱轨系数、轮重减载率等各项安全性指标系数均在规范限值以内，说明高速列车运行的安全性得到保障。

6 综合分析

本文研究未同时考虑桥墩在梯度温度作用下墩顶横桥向变形对轨道平顺性的影响，需另文研究。

仅由墩台竖向变形造成的轨面竖向不平顺在相邻两桥墩之间是均匀线性变化的。虽合福高铁巷坑大桥(72+72) m T构①号墩、②号墩竖向变形满足规范要求的无砟轨道桥梁墩台整体工后沉降限值20 mm；但由于桥墩高差较大，①号、②号桥墩考虑年温差效应后，相邻桥墩墩顶竖向变形差远超过规范限值5 mm要求。

无砟轨道静态铺轨精度标准要求每间隔10 m弦长，轨面竖向高程差应控制在2 mm内。巷坑大桥时0号桥台与①号墩间距72 m仅考虑温度效应一项因素，当温差19.5 ℃竖向变形差达到9.848 mm，换算为每隔10 m弦长，轨面竖向高程差为±1.368 mm(Δ=10 m)，满足无砟轨道静态铺轨精度2 mm限值要求；考虑温差、收缩徐变、二期恒载等因素后，0号桥台与①号墩竖向变形差达到18.95 mm，换算为每隔10 m弦长，轨面竖向高程差为±2.63 mm(Δ=10 m)，将超出无砟轨道静态铺轨精度2 mm限值要求。

现有规范[10]对相邻桥墩变形差指标采用固定数值，与结构的相邻跨径无关，这一点是不科学合理的。根据德国专家对武广高铁咨询意见，相邻桥墩的变形差建议采用1.5·L0.5，按该指标控制，本桥满足12.7 mm即可，大大超过现有规范的5 mm限制。TB10621—2014《高速铁路设计规范》[10]6.4.2条规定：无砟轨道路基工后沉降应符合线路平顺性、结构稳定性和扣件调整能力的要求。工后沉降不宜超过15 mm；沉降比较均匀并且调整轨面高程后的竖曲线半径符合公式(10)时，允许的工后沉降为30 mm。

(10)

式中，Rsh为线路竖曲线半径；Vsj为线路的设计速度。

结合本条条文说明和5.3.4条以及条文说明，该公式的本质为控制竖向加速度，公式(10)相当于满足竖向加速度不超过0.02g时的最小竖向曲率半径；根据规范，满足列出舒适性的竖向加速度限值一般为0.04g，困难条件下为0.05g；满足安全运营的竖向加速度限值一般为0.13g。

假定变形后的曲线为圆曲线，则曲率半径与跨度、挠度的关系为

(11)

式中，f为线路竖曲线的矢高；L为线路竖曲线矢高对应的弦长。

当线路竖曲线为抛物线、正弦曲线时，也可以推算出类似的公式，仅仅系数有点微调。

这是本桥相邻变形差超限情况下实际运营列车满足舒适性和安全性指标的主要原因，但不排除规范限值有一定安全储备的原因。建议《高速铁路设计规范》桥梁章节中补充：高速铁路的特殊桥梁(大跨度、相邻大高差墩)结构轨面高程应均匀变化，考虑结构变形、沉降差、温度变形、收缩徐变等综合作用时，困难条件下应根据具体情况进行专题研究，竖向变形相关指标可适当放松，可按竖曲线的曲率半径满足公式(10)、(11)控制。

合福高铁巷坑大桥在施工过程及静态验收时，施工单位根据监测数据上报反馈本桥高程指标超标，引起上海铁路局和合福公司的高度重视，并多次组织项目参建设计单位、咨询单位、监理单位、施工单位，邀请铁路行业内专家开展原因分析会，设计院根据车桥耦合仿真分析结论、专题研讨，并结合其他项目的工程经验提出设计方的初步意见，认为规范在大跨度桥梁时，相邻桥墩的变形指标要求过严甚至不合理，本桥可根据具体情况适当放宽，并应在后期加强观测；专家研讨意见是加强观测，建议开展相关课题的研究，并为规范的修订积累可靠的数据；考虑到高铁安全，业主和建设单位持谨慎态度，要求严格按照规范验收，所以该问题一直存在争论，直到联调联试后，铁科院的检测报告反馈各项指标正常，争议才得以平息。合福高铁自2015年6月28日开通运营以来，经历了2016年的极端高温考验，当时上海铁路局对所在区域的杭长高铁、杭黄高铁、合福高铁等大高差桥墩进行了重点排查监控。根据铁科院的检测报告和铁路局的排查反馈，合福高铁整体运营状况良好，达到了预期设计要求，本桥一切指标正常。本研究对突破规范限制，在大跨度桥梁铺设无砟轨道具有重要的意义，对类似工程如昌吉赣客运专线赣江特大桥工程(35+40+60+300+60+40+35) m混合梁斜拉桥，采用300 m大跨度桥上铺设无砟轨道技术具有一定的参考借鉴意义。