朔黄铁路小半径曲线桥梁大偏心评估与整治技术

王风 袁磊 王新让 许良善 李锐

1.国能朔黄铁路发展有限责任公司，河北肃宁 062350；2.中国铁道科学研究院集团有限公司铁道建筑研究所，北京 100081

朔黄铁路是我国早期建设的主要重载铁路之一。重载铁路由于列车轴重与牵引质量大、货物列车密度高，在重载列车的长期作用下位于曲线上的桥梁易出现较大的线桥偏心，而小曲线半径上的桥梁该问题更加突出。朔黄铁路曲线半径最小的恢河特大桥线桥偏心值最大达311 mm，远远超出TG/GW 103—2018《普速铁路桥隧建筑物修理规则》［1］的规定：运营桥上线路中线与梁跨设计中线的偏差，圬工梁不应大于70 mm。

本文就恢河特大桥线梁大偏心对桥梁和轨道结构的影响进行了测试分析，在此基础上拟定了线梁大偏心整治方案，并对整治过程中的线桥结构进行了对比测试，验证了整治效果，可为同类桥梁病害的处理提供借鉴。

1 恢河特大桥线梁大偏心分布

恢河特大桥全长936.29 m，桥跨布置28×32 m。桥梁位于曲线半径R=400 m的圆曲线、缓和曲线和直线上，曲线为左转曲线，圆缓点位于21#墩附近，缓直点位于24#墩附近；线路纵坡-5.0‰、-1.3‰和-9.0‰，变坡点分别位于8#墩和25#墩附近。桥墩左右线错孔布置，梁体斜置。主梁采用预应力混凝土简支T梁，梁端设钢支座，下部结构采用T形桥台、圆柱墩、扩大基础。

在重载列车长期作用下恢河特大桥有砟道床无缝线路逐步出现了向曲线内侧（左侧）的偏移，见表1。线桥偏心以运行重车的上行线更为严重，最大偏心值311 mm，出现在第1孔，运行轻车的下行线偏心程度相对较小，最大偏心值102 mm，出现在第2孔。从全桥范围来看，上行线桥偏心超过限值70 mm的区段主要出现在第1~22孔和第28孔，多为圆曲线段，并以第1、2孔偏心值最大，均大于200 mm。

表1 恢河特大桥典型孔跨实测线桥偏心值

2 线桥偏心原因分析

桥上轨道结构在列车横向力作用下逐渐偏离设计中线，出现线桥偏心，是曲线特别是小半径曲线桥梁的典型病害。主要原因分析如下。

1）曲线超高与列车运行速度不适应

对于曲线上的轨道结构，曲线外轨超高根据均衡车速设置。当实际运营列车以不同速度通过时会产生过超高或欠超高，过超高时产生未被平衡的向心加速度，欠超高时产生未被平衡的离心加速度［2］，形成作用于轨道结构的不平衡水平力。

恢河特大桥曲线半径400 m，曲线超高100 mm，计算均衡车速为58.2 km/h。对运营期间58趟列车的运行速度进行了统计分析，实测列车运行速度14.3~62.1 km/h，其中小于58.2 km/h的趟次占比82.7%。分别选取列车运行速度为15.6、27.1、33.9、39.6、49.4、60.0 km/h时的轮轴横向力进行统计分析，见表2。表中负值表示轮轴横向力朝向曲线外侧，正值表示轮轴横向力朝向曲线内侧。

表2 不同车速下轮轴横向力统计

由表2可知：①朝向曲线外侧的轮轴横向力随速度增加而增加，而朝向曲线内侧的轮轴横向力随列车速度的变化不明显，不同速度下朝向曲线内侧的轮轴横向力基本一致。②当速度为15.6~49.4 km/h时，整列车所有轮对平均轮轴横向力均为正值，说明列车通过时轨道整体受到朝向曲线内侧的横向力。③当速度为15.6~27.1 km/h时，90.9%~99.5%的轮轴横向力朝向曲线内侧；当速度为33.9~49.4 km/h时，该比例为63.6%~73.3%；当速度为60 km/h时，该比例为59.8%。

恢河特大桥列车实际运行速度低于现状超高下的均衡车速，运营状态轨道结构承受较大的朝向曲线内侧的横向力，是该桥出现向曲线内侧线梁大偏心的直接原因。因而合理设置桥上线路外轨超高、拟定适当的列车运行速度［3］对桥上轨道结构来说是必要的。

2）道床横向阻力偏低

道床横向阻力偏低是桥上出现线梁大偏心的根本原因。对恢河特大桥桥头路基段和桥上普通Ⅲ型轨枕的道床横向阻力进行了对比测试，实测路基段和桥上道床横向阻力平均值分别为9.0、9.1 kN/枕。桥上道床横向阻力略高于路基段，主要与桥上护轨的作用有关，实际桥上道床提供的横向阻力应小于测试值，且该测试值也不满足TB 10082—2017《铁路轨道设计规范》［2］规定的重载铁路道床横向阻力不小于12 kN/枕的要求。

恢河特大桥道床横向阻力偏低的客观原因有：①道砟超厚导致道床面抬高、挡砟墙位于道床底部，道床肩部的挡砟块只能勉强保持肩部道砟不溜塌，无法为轨道提供有效横向阻力；②桥上道床厚度的增加导致道床横向刚度减小［3-4］，道床对轨道结构的约束能力降低；③曲线内侧道床砟肩宽度和堆高不足，部分区段肩宽约30 cm，部分轨枕端部道砟低于轨枕端头顶面10 cm左右。由于挡砟块的不稳定和道床肩部形状无法保持，道床内侧结构无法为轨道结构提供足够的横向阻力。

3 线桥结构状态

1）桥上轨道结构状态

大轴重列车通行产生的较大轮轴横向作用力会加剧钢轨侧磨病害，进而使得轨道几何尺寸难以保持，最终造成轨道几何尺寸超限、轨距加宽，导致曲线正矢的改变。此外，桥上道床结构板结、脏污等劣化严重，道床竖向支承刚度增大，相应地轨道结构相对刚度减小，不利于轨道几何尺寸的保持。

恢河特大桥除了钢轨严重侧磨以外，还存在由于轮轨接触疲劳以及列车冲击荷载导致的剥离掉块和接头伤损、钢轨顶面不平顺导致的接头附近波磨，见图1。相关病害主要出现在轴重、运量及线桥偏心更大的上行线。

图1 恢河特大桥上行线钢轨病害

2）桥梁结构状态

线桥偏心影响桥梁上下部结构的受力性能，使得偏心侧梁体和墩桩活载效应明显增大，造成两片梁体受力不均匀，并导致横隔板受力增大。在大轴重、大运量条件下可能导致梁体抗裂安全性和抗倾覆稳定性降低、横隔板断裂，严重时可能危及运营安全。

该桥的设计控制条件为外梁的受力。现场实测结果表明，线桥偏心状态下的桥梁实际受力已变为内梁受力控制。计算设计“中-活载”作用下偏心状态受力较不利的内梁检定承载系数为0.97，小于规范限值1.00。

4 整治方案

桥梁线梁大偏心的整治应从如下三方面展开：

1）消除线桥偏心。常用的有移梁法和拨道法。移梁法主要在桥面以下作业，通过竖向顶升和水平顶推梁体实现梁体相对轨道结构的移位，京秦线289号桥［5］线桥偏心的整治即采用移梁法。拨道法直接在桥面进行作业，通过调整轨排几何线形降低线桥偏心，作业难度低于移梁法，京九下行线茨园特大桥等［6-8］的线桥偏心整治采用拨道法。

2）减小轨道结构不平衡水平力。主要通过设置与实际列车运行速度相适应的曲线外轨超高来实现，曲线外轨超高应根据均方根速度计算并设置。均方根速度V j计算式为［2］

式中：N i为一昼夜各类列车趟数；Q i为各类列车质量；Vi为实测各类列车速度。

3）提高轨道结构横向稳定性。采用的主要方式有：通过加密轨枕、配套采用加强型扣件［9］提高轨排的横向刚度；通过增设枕端帽提高道床横向阻力；采用聚氨酯或道砟胶固化技术提升道床稳定性；对于桥面道砟超厚的区段，通过降低道床厚度来提高枕肩横向阻力。

恢河特大桥现阶段首先采取拨道法调整轨道平面线形，并通过道床机械清筛适当调整线路纵向断面，消除线桥偏心和道砟超厚病害。

由于线桥偏心整治拨道量大，涉及专业多，且工序复杂，按先易后难的原则，分多次进行拨道整治。首先整治偏心量相对较小的下行线，再对偏心量较大的上行线进行整治。下行线一次拨道，上行线分两次拨道。

上行线最大拨道量305 mm（第一次拨道量158 mm，第二次拨道量147 mm，见图2），下行线最大拨道量115 mm。拨道后上行曲线钢轨伸长337 mm，下行曲线钢轨伸长176 mm，因而在偏心整治前的应力放散时，在最大拨道量所在的单元轨条上加设临时缓冲区。缓冲区的短轨预留一定伸长量，该伸长量按拨道造成的本条曲线的钢轨总伸长量拟定。

图2 恢河特大桥上行线两次拨道量示意

5 整治效果

对恢河特大桥线梁大偏心整治期间与整治后的轨道和桥梁结构受力进行观测。

1）轨道结构受力

轨道结构观测共进行了四次，分别为第一次拨道前后，第二次拨道后和拨道完成后6个月。测试内容为轮轨力参数和轨道结构稳定性参数。

①轮轨力参数。拨道前后四次测试的桥上第一孔跨中断面轮轨力参数最大值见表3。可见：拨道前后轮重减载率基本相当，脱轨系数、轮轴横向力略有减小，且拨道完成半年后基本稳定。

表3 两次拨道前后实测轮轨力参数最大值

②轨道结构稳定性参数。拨道前后四次测试的桥上第一孔跨中断面轨道结构稳定性参数最大值见表4。可见：第一次拨道后轨道状态还未稳定，内轨横移、外轨横移、轨距变化量均有一定幅度增加；第二次拨道在轨道结构相对稳定后进行动态测试，与第一次拨道前相比，桥上断面钢轨横移最大值从1.81 mm降低到1.58 mm，动态轨距扩大量从3.02 mm降低到2.90 mm，轨道结构稳定性有一定改善。第四次测试时桥上断面外轨横移及动态轨距量较大，可能与扣件及轨距拉杆状态有关。

表4 两次拨道前后实测轨道结构稳定性参数最大值 mm

2）桥梁结构受力

桥梁结构观测共进行了四次，分别为第一次拨道前后和第二次拨道前后。测试内容为梁体振动参数和挠度、应力。

①梁体振动参数。两次拨道前后第一孔跨中断面梁体实测振动参数最大值见表5。可见：实测梁体跨中横向振幅、横向加速度和竖向加速度最大值均小于规范限值；与第一次拨道前相比，第二次拨道后梁体跨中横向振幅和竖向加速度最大值总体减小，横向加速度在第一次拨道前后变化不大，但第二次拨道后有所增大。

表5 两次拨道前后实测梁体振动参数最大值

②梁体挠度与应变。两次拨道前后第一孔跨中断面实测左梁和右梁的挠度与应变对比见图3，挠度比和应变比最大值见表6。可见：随着轨道由曲线内侧（左侧）向外侧（右侧）调整，左、右梁挠度比和应变比均呈减小的趋势，以第一次拨道完成后最为明显。挠度比最大值由1.126减小为1.082，运营40 d后再次测试时继续减小至1.045，第二次拨道完成后测试时增大至1.092；应变比最大值则由1.109减小为第二次拨道后的0.963。

图3 拨道前后实测跨中左、右梁挠度和应变对比

表6 两次拨道前后实测梁体挠度比和应变比

3）轨枕位置观测

对拨道完成后轨枕横向位置的观测结果表明，拨道完成一年后轨道结构又发生了向曲线内侧的偏移，偏移量为69~94 mm，平均值为83 mm，说明仅调整轨道几何形位不能达到彻底消除小半径曲线桥梁线梁大偏心问题。在拨道、落道的同时，采取调整外轨超高、道砟胶固化等措施减小运营列车作用下轨道结构的不平衡水平力、提高轨道结构横向稳定性是必要的。

6 结论

1）线桥偏心是小半径曲线上桥梁的典型病害之一，相应轨道结构存在较为严重的侧磨、剥离及波磨，桥梁结构内外梁活载分配有变化，大偏心时对偏心侧梁体受力较为不利，且影响横隔板受力。

2）曲线超高与运营列车速度不适应是小半径曲线桥梁线梁大偏心的直接原因，道床横向阻力偏低是该病害出现的根本原因。

3）恢河特大桥采用拨道、落道的方式对线梁大偏心进行整治，整治完成后的道床稳定性得到了一定改善，偏心侧梁体受力改善明显，但轨道结构的长期稳定性仍难以保持。轨道结构几何形位的调整不足以彻底解决小半径曲线桥梁线梁大偏心问题，需进一步采取措施减小运营状态轨道结构不平衡水平力，提高其横向稳定性。