城际铁路无砟轨道PC部分斜拉桥变形及线形控制研究

2020-09-24李伟军

铁道标准设计 2020年10期

陈刚,李伟军

(1.中铁第一勘察设计院集团有限公司,西安 710043； 2.中铁十二局集团第一工程有限公司,西安 710038)

无砟轨道具有轨道稳定性、刚度均匀性和耐久性好、平顺性高、维修工作量少等突出优点，因此无砟轨道是高速铁路的主要轨道结构形式，但是高速铁路无砟轨道对轨道平顺性要求极高。桥梁结构在活载作用下的弹性变形和长期恒载作用下的变形都会直接影响到桥上轨道结构的受力、平顺性及行车安全，尤其在水网密集、交通发达地区为满足通航、立交等跨越要求，必须采用大跨度桥梁结构，而大跨度桥梁结构刚度、变形等如何适应无砟轨道要求是控制设计的难点，必须通过合理的设计和有效的施工控制技术综合实现，满足运营安全的要求。孙树礼等[1]介绍了我国第一条时速350 km客运专线无砟轨道桥梁设计情况，提出Ⅱ型板式无砟轨道对桥面的形状和精度要求，王森荣[2]对武广客专桥上铺设无砟轨道关键技术进行了研究，提出大跨度桥梁可采用“列车-无砟轨道-桥梁系统”耦合动力学进行轨道平顺性仿真分析，朱禹等[3-4]分析了温度梯度荷载对无砟轨道变形的影响，李洪学等[5-7]分析了温度效应对桥梁结构的影响，何义斌等[8-10]分析了梁体徐变变形对桥梁结构的影响及控制措施，王安琪等[11-12]分析了梁体预拱度设置对轨道平顺性的影响，康炜等[13-15]对大跨预应力混凝土组合结构在无砟轨道的应用进行了初步研究，王存国等[16-17]分别预估了客运专线连续梁拱和连续刚构后期变形，王常峰等[18-21]从施工控制研究了无砟轨道高速铁路桥梁线形控制技术。

结合工程实例，综合设计和施工控制，对铁路无砟轨道PC部分斜拉桥线形控制进行研究，为后续大跨度组合结构的线形控制提供参考。

1 工程背景(图1)

广佛环城际铁路，线路出张槎站后上跨东平水道，东平水道为国家规划Ⅱ级航道。桥位受通航、防洪、立交、线路高程等控制。经比选，主桥采用一联(96+176+96) m预应力混凝土部分斜拉桥。该工程为时速200 km双线铁路无砟轨道桥梁，主桥总体设计为双塔双索面PC部分斜拉桥；主体结构结构体系为塔梁固结、梁墩分离；主梁设纵、横、竖三向预应力束；桥塔为钢筋混凝土H形塔；拉索扇形布置、在桥塔处采用交叉锚方式。主梁为单箱双室变高度直腹板截面，箱梁顶宽13.50 m，底宽11.0 m，中支点截面高9.60 m，边跨平直段截面高5.60 m，截面高度按二次抛物线变化，箱梁顶板厚35 cm，腹板厚50～90 cm，底板厚50～100 cm；塔横向布置为H形钢筋混凝土结构，塔高25.0 m(梁顶面起算)，塔柱截面为矩形，其尺寸分别为4.8 m×2.5 m(纵×横)；斜拉索采用φ15.2 mm的钢绞线索体、双索面扇形布置，全桥设置8对共32组拉索，梁上拉索水平间距8.0 m。梁体采用悬臂浇筑施工，先合龙边跨，后合龙中跨。

图1 铁路PC部分斜拉桥效果图

2 桥梁变形分析

为研究桥梁变形，利用有限元法建立全桥模型，梁体、塔、墩身采用空间梁单元、索采用桁架单元、基础采用节点弹簧模拟，并采用平面模型进行校核，有限元模型如图2所示。

图2 铁路PC部分斜拉桥有限元模型

2.1 静活载作用下梁体变形

梁体在静活载作用的变形见图3，中跨跨中最大竖向变形为74.3 mm，挠跨比为1/2 369，静活载作用下梁体挠度见图3;梁端转角为0.327‰rad。

图3 静活载作用下梁体挠度曲线

2.2 温度作用下梁体变形

本桥考虑的温度作用包括整体升降温和非均匀升降温两部分，分别为：结构整体升温按25 ℃考虑，整体降温按25 ℃考虑；混凝土梁桥面板非均匀升温按TB 10092—2017《铁路桥涵混凝土结构设计规范》执行；索梁、索塔间温差按±15 ℃计算。

从图4、表1可知，温度作用最不利组合为：桥面板非均匀升温+整体升温+索梁温差(15 ℃)，最不利组合温度变形值为25.28 mm。

图4 温度作用下梁体挠度曲线

表1 温度作用下中跨跨中挠度汇总

2.3 梁体残余变形

以铺轨时桥梁变形为基准，计算铺轨后至收缩徐变结束为止由于收缩、徐变、预应力损失等引起梁体后期变形。大跨度桥梁铺设无砟轨道与隧道、路基不同，桥梁在活载作用下的弹性变形以及长期恒载作用下的变形都会直接影响到桥上轨道结构的受力、平顺性及行车安全。对于桥上无砟轨道结构而言，由于没有道砟来调节轨道的高程，无砟轨道的永久变形只能通过扣件进行调整以恢复其正常的轨道几何形状。由于扣件的可调节量非常有限，因此要保证轨道的平顺性，就必须控制轨道铺设后混凝土梁的徐变变形。

收缩徐变对混凝土桥梁的影响，主要与时间跨度大小、受力特点、结构形式、构件截面组成方式，以及施工工艺等因素有关。设计阶段分不同施工工况进行结构后期徐变变形计算，用于指导施工。梁体施工工况见表2。

表2 梁体施工工况

从图5可知，梁体残余变形边跨为上拱、中跨为下挠。混凝土张拉龄期同为7 d时，二期恒载上桥时间越长，边跨中徐变上拱变形越小、中跨中徐变下挠变形越大；混凝土不同张拉龄期相比，适当增加混凝土张拉龄期，可减小后期徐变残余变形，工期允许的情况下尽量延长这个时间。结合不同工况数据对比分析和现场施组安排，推荐对中跨徐变残余变形有利的“工况1”，并按推荐施工工况计算恒载变形、据此设置梁体预拱度。

图5 不同施工工况下梁体残余变形曲线

2.4 索对梁体变形的影响

在梯度升温工况下，无斜拉索时，跨中竖向位移为-14.1 mm(向下)；有斜拉索时，跨中竖向位移为-10.9 mm。

在整体升温25 ℃，无斜拉索时，跨中竖向位移为0 mm；有斜拉索时，跨中竖向位移为-3.8 mm。

在竖向静活载作用下，无斜拉索时，跨中竖向位移为-85.4 mm；有斜拉索时，跨中竖向位移为-74.3 mm，斜拉索提供的竖向刚度约14.9%。

收缩徐变残余变形，无斜拉索时，跨中竖向残余变形为-14.1 mm；有斜拉索时，跨中竖向残余变形为-6.9 mm。

从上述分析可知：索对结构竖向刚度贡献占比约14.9%，对跨中桥面板非均匀变形抑制约23%，对跨中收缩徐变残余变形抑制约50%。故无砟轨道大跨度预应力混凝土结构采用组合结构，对梁体加劲是有必要的。

2.5 行车动力特性仿真分析

对铁路PC部分斜拉桥建立了车-桥动力相互作用空间分析模型，它由车辆模型和有限元桥梁模型组合而成。对桥梁的自振频率进行计算分析，主要计算结论如下。

(1)在全部客车工况下，桥梁最大横向动位移仅为0.05 mm(横向挠跨比约为1/3520 000)，最大竖向动位移为11.5 mm(竖向挠跨比约为1/15 304)，最大竖向振动加速度为0.075 m/s2，最大横向振动加速度为0.070 m/s2。桥梁横、竖向振动加速度均低于规范限值，桥梁的动力性能良好。

(2)在德国ICE3型动车组、国产时速300 km动力分散高速列车以及国产先锋号列车以160～240 km/h的速度通过时，桥梁动力性能良好；车辆各项平稳性指标均为良好以上，表明该结构能较好地满足设计时速200 km客车运营安全。

(3)当国产先锋号列车以160～240 km/h速度通过桥梁时，索梁温差±15 ℃引起的桥面竖向变形对桥梁动力响应、桥上车辆的安全性指标、车辆的横向振动加速度、横向Sperling指标影响很小，对桥上车辆的竖向振动加速度及竖向Sperling指标略有影响：升温时车辆的竖向加速度和竖向Sperling指标略有增大，而降温时车辆的竖向加速度和竖向Sperling指标则略有减小。总体说来，索梁温差±15 ℃引起的桥面竖向变形对桥梁的动力性能、桥上车辆的运行性能影响较小。

2.6 小结

静活载作用下中跨中竖向变形-74.3 mm；温度作用下中跨中竖向最不利组合为：桥面板非均匀升温+整体升温+索梁温差(15 ℃)，最不利组合温度变形值为-25.28 mm。故按规范“竖向静活载+0.5倍的温度挠度”值为-86.94 mm，挠跨比为1/2 024，表明本桥具有良好的竖向刚度。

梁体在静活载作用下梁端转角为0.327‰rad，满足规范要求。

在推荐施工工况(“工况1”)下，经计算边跨最大残余变形5.5 mm，中跨中残余变形-6.9 mm，均满足规范要求。

经计入索梁温差影响的行车动力特性仿真分析，索梁温差对桥上车辆的运行性能影响较小，结构动力性能良好，能较好地满足设计时速200 km客车运营安全需求。

3 桥梁线形施工控制及验证

按理论计算推荐的施工工况为：悬臂阶段混凝土张拉龄期7 d，二期恒载上桥时间60 d，混凝土弹性模量与设计值的比值100%。据此分析大跨度预应力混凝土桥梁无砟轨道线形控制施工现状，结合本桥实际情况，提出一种“无砟轨道单元化、动态化线形控制施工技术”，克服了常规的预压得出实测变形值误差较大的问题和通过模拟计算一次浇筑无砟轨道带来的成本增加和缺少验证环节的问题。

3.1 无砟轨道单元化、动态化线形控制施工技术

该工艺主要内容为：加强施工控制(包括材料质量控制、实施质量和施工过程施工监控控制等)，主要实施过程分阶段，二期恒载单元化实施，动态化管理和修正线形控制数据、过程中消除施工误差。通过这一系列的施工工艺控制，使得施工立模高程准确，箱梁受力和线形控制满足规范要求，为后期的无砟轨道线形控制奠定了基础。

“主梁线形控制”，是施工线形控制的首要环节，主要控制梁体立模高程、斜拉索张拉力和主梁截面的应力，分混凝土浇筑前后、张拉前后、挂篮行走前后、拉索施加拉力前后8个工况，动态及时反馈实测数据，修正理论数据、减小施工误差和测量误差，确保各项数据满足规范要求。

“拉索线形控制”，不仅影响结构受力，也对桥梁线形影响较大。控制目标为：需准确测定索力，索力调整到设计允许误差以内。

“二期恒载单元化实施”，二期恒载分4次实施，多次通过施工前后的实测变形值与理论变形值对比，验证合龙状态下计算模型的合理性。

(1)“二恒一”是初次验证计算模型的合理性。

(2)“二恒二”是进一步验证计算模型的合理性和消除悬臂施工过程中梁面高程误差的关键环节。

(3)“二恒三”是线形控制末端最重要、最关键的环节，是消除前期各个阶段累计误差的最后环节、同时考虑“二恒四”变形值的影响(提前预留本阶段的预拱度)。该阶段将总长369 m的道床板分7个各不相等的单元，从单元1到单元7依次施工，施工过程中通过上一单元的实测变形值修正下一单元的预拱度，实现单元化施工、动态化监控，最终实现无砟轨道轨顶高程毫米级的高程误差控制。道床板单元划分示意如图6所示。

图6 道床板单元划分示意(单位：cm)

(4)“二恒四”是无砟轨道线形控制的最后一步，通过前期施工对模型计算参数进行修正，保证了模型和现场实际的吻合度，确保无砟轨道施工完成后轨顶高程与设计轨顶高程一致。

梁体主要实施过程及二期恒载分单元实施内容见表3。

表3 梁体主要实施过程及二期恒载分单元实施内容

3.2 实测数据与理论数据对照分析

全桥二期恒载施工完成后，通测全桥轨顶高程，与设计轨顶高程相对比，检验无砟轨道单元化、动态化线形控制施工的精度。

经统计主梁竖向变形理论值与实测值最大误差：“二恒一”最大值为0.78 mm(图7)；“二恒二”最大值为1.07 mm(图8)；“二恒三”最大值为0.78 mm；“二恒四”中“单元1”为0.28 mm、“单元2”为2.9 mm、“单元3”经修正后为0.4 mm、“单元4”为0.2 mm、“单元5”为0.3 mm、“单元6”为0.6 mm、“单元7”为0.1 mm(图9)。