成渝铁路关键桥梁轨道不平顺性分析

敬洪武

（成渝铁路客运专线有限责任公司，四川 成都 610031）

成渝铁路关键桥梁轨道不平顺性分析

敬洪武

（成渝铁路客运专线有限责任公司，四川 成都 610031）

以成渝铁路资阳沱江多线特大桥（主跨为（90+180+90）m连续梁拱）为例，对高速铁路无砟轨道大跨度桥梁轨道不平顺性进行分析。对梁体变形、动力学进行理论计算后，对轨面高程在最不利温度荷载组合作用下静态高低不平顺进行检算，得出影响轨道不平顺性的主要因素；并采用光电传感、应力应变检测等技术手段，结合有限元计算对轨道不平顺性进行分析。在静态荷载与动态实测数据对比分析的基础上，提出山区高速铁路桥梁轨道不平顺性的注意问题和解决办法，对我国山区高速铁路建设和安全服役性能具有理论意义和工程价值，对建立健全高速铁路无砟轨道大跨度桥梁设计标准、轨道养护规程具有借鉴意义。

高速铁路；桥梁；轨道；不平顺性；山区

1 概述

资阳沱江多线特大桥为成渝铁路关键桥梁，位于四川盆地内，属亚热带湿润季风气候。地形属剥蚀丘陵地貌，丘槽相间，地形起伏小。地面高程340～430 m，相对高差30～90 m，自然横坡一般10°～35°，局部较陡，跨越成渝铁路及沱江规划V级航道，线位与成渝铁路交角约54°，与沱江交角约50°，地震动峰值加速度0.05 g，地震动反应谱特征周期0.35 s。主桥为（90+180+90）m连续梁拱，里程为DK79+985.963—DK80+347.900，边支座至梁端距离0.8 m，全长361.6 m。对应墩（台）号为0#—3#，其中0#台高6.0 m，1#墩高34.5 m，2#墩高29.5 m，3#墩高33.0 m。主桥均位于直线上，线路纵坡-12.9‰，线间距5.0 m，连续梁地段铺设CRTSⅠ型双块式无砟轨道。资阳沱江多线特大桥主桥布置见图1。

钢轨采用60 kg/m、100 m定尺长、无螺栓孔U71MnG新轨，钢轨质量符合TB/T 3276—2011《高速铁路用钢轨》规定。钢轨伸缩调节器地段采用与相邻正线相同材质的钢轨。

道床及底座为分块式结构，分块长度为4～7 m，C40钢筋混凝土现场浇筑。底座直接浇筑在桥面上，并与桥面用预埋钢筋连接，每分块底座板上设置2个凹槽，与道床板的限位凸台相匹配。

图1 资阳沱江多线特大桥主桥布置

2 桥梁竖向位移

通过对桥梁结构进行有限元计算，得到梁体的静态变形情况[1-3]。

2.1 荷载及荷载组合

2.1.1 恒载

恒载包括结构自重；二期恒载；预应力及其次内力；混凝土收缩、徐变。

2.1.2 荷载

按TB 10621—2014《高速铁路设计规范》（简称《高铁规范》）取值[4]，采用ZK荷载。

2.1.3 基础不均匀沉降

根据《高铁规范》结合基础设计情况，按5 mm取值。

2.1.4 温度荷载

梁部合龙时间为2013年5月15日，合龙温度为17 ℃。资阳地区1月平均气温4 ℃，7月平均气温28 ℃，极端最高气温40.3 ℃，极端最低气温-4 ℃。计算时，按极端温度计算整体升降温对梁体变形的影响，故主桥整体升温按24 ℃、整体降温按21 ℃计算。

由于各桥墩（台）在升降温时会引起梁体变形，故计入桥墩（台）升降温影响。计算按极端温度整体升降温对梁体变形的影响，即桥墩（台）整体升温23 ℃、降温23 ℃计算。

2.1.5 荷载组合

根据TB 10002.1—2005《铁路桥涵设计基本规范》[5]，计算工况为：（1）ZK荷载；（2）桥墩（台）整体升降温23 ℃；（3）ZK荷载+0.5倍温度荷载；（4）0.63倍ZK荷载+温度荷载。

2.2 理论计算

以桥梁博士V3.0作为主算程序，计算模型见图2。全桥共209个单元，除吊杆为拉索单元，其他均为梁单元。

2.3 计算结果

根据《高铁规范》检算在不同工况下梁体竖向位移。其中主梁竖向位移分含桥墩、不含桥墩2种情况考虑。在计算含桥墩工况时，按桥墩升温9 ℃、降温15 ℃进行计算。

图2 计算模型

（1）ZK荷载作用下主梁竖向位移见图3。

图3 ZK荷载作用下主梁竖向位移

由图3可知，在ZK荷载作用下，主跨跨中最大竖向位移为36.8 mm，按规范计算容许值为132.0 mm；边跨跨中最大竖向位移为18.8 mm，按规范计算容许值为66.0 mm，均满足《高铁规范》7.3.2第1条规定。

（2）根据《高铁规范》7.3.2第2条：拱桥、刚架及连续梁桥的竖向挠度，除应考虑列车竖向ZK荷载作用外，尚应计入温度影响。桥墩（台）整体升降温23 ℃时主梁竖向位移见图4。

图4 桥墩（台）整体升降温23 ℃时主梁竖向位移

由图4可知，桥墩整体升温荷载作用下，主跨最大竖向位移为7.85 mm（上拱），最大值位于主跨靠近小里程侧主墩附近；边跨最大竖向位移为6.70 mm（上拱），最大值位于大里程侧边墩位置。

桥墩整体降温荷载作用下，主跨最大竖向位移为-6.87 mm（下挠），最大值位于主跨靠近小里程侧主墩附近；边跨最大竖向位移为-5.87 mm（下挠），最大值位于大里程侧边墩位置。

（3）ZK荷载+0.5倍温度荷载作用下主梁竖向位移见图5。

图5 ZK荷载+0.5倍温度荷载作用下主梁竖向位移

（4）0.63倍ZK荷载+温度荷载作用下主梁竖向位移见图6。ZK荷载与温度荷载组合作用下主梁竖向位移见表1。

由图4—图6、表1可见，在ZK荷载与温度荷载组合作用下，主跨跨中最大竖向位移为39.8 mm，按规范计算容许值为132.0 mm；边跨跨中最大竖向位移为19.7 mm，按规范计算容许值为66.0 mm，均满足《高铁规范》7.3.2第2条规定。

3 桥梁动力学检算

根据车桥耦合振动分析理论，运用桥梁结构动力分析程序BDAP V2.0，针对该桥连续梁拱3种桥面线形曲线（设计成桥线形、升温+收缩徐变曲线、降温+收缩徐变曲线）进行分析，采用空间有限元方法建立其全桥动力分析模型。模型考虑桩土相互作用，对该桥的空间自振特性进行计算；同时，对在CRH3型动车组作用下的车桥空间耦合振动进行分析。主要结论如下：

（1）桥梁自振特性。拱肋一阶侧倾频率为0.482 Hz，墩、梁、拱体系一阶横向弯曲频率为0.797 Hz。

（2）桥梁振动性能。梁体的竖向和横向振动位移较小，墩顶横向振动位移也较小，桥梁竖向和横向振动加速度以及桥墩横向振动加速度均小于规范规定的限值，桥梁的振动性能良好。

（3）列车行车安全性。在CRH3型动车组以速度200～450 km/h通过时，动车与拖车的脱轨系数、轮重减载率、轮轨横向力等安全性指标均在限值以内，说明高速列车运行的安全性得到保障。

（4）列车行车舒适性。在CRH3型动车组以速度200～450 km/h通过时，车辆竖向舒适性、横向舒适性均能达到“优”。

（5）温度与收缩徐变变形对车桥动力响应的影响。车-线-桥动力仿真分析结果表明，温度与收缩徐变变形，对车桥系统横向动力响应几乎为0；对桥梁竖向振动位移有一定影响，但影响较小；对车辆行车安全性指标（轮重减载率、脱轨系数）影响很小。

综上所述，资阳沱江多线特大桥连续梁拱具有足够的竖向和横向刚度，温度变化与收缩徐变引起的桥面变形，满足成渝铁路列车运行安全性和行车舒适性的要求。

图6 0.63倍ZK荷载+温度荷载作用下主梁竖向位移

表1 ZK荷载与温度荷载组合下主梁竖向位移 mm

4 轨道变形检测

4.1 施工完成时

资阳沱江多线特大桥无砟轨道于2014年9月5日施工完成，并于2015年1月27—28日进行无砟轨道施工复测，复测高程偏差值见图7。

图7 复测高程偏差值

无砟轨道完工时轨道高程偏差较大，左右线均超过10.00 mm（左线偏差最大值-20.51 mm，右线偏差最大值-11.09 mm），且左右线偏差较大。轨道高低不平顺见图8。

2015年1月27—28日施工复测的轨道静态不平顺较为明显，10 m弦长和30 m、300 m基线长的静态高低不平顺均超过静态验收标准。左线10 m弦长高低不平顺最大值为3.18 mm；30 m基线长高低不平顺最大值为3.42 mm；300 m基线长高低不平顺最大值为14.36 mm。右线10 m弦长高低不平顺最大值为3.56 mm；30 m基线长高低不平顺最大值为3.22 mm；300 m基线长高低不平顺最大值为5.20 mm。

图8 轨道高低不平顺

4.2 精调完成时

无砟轨道施工完成后进行3次精调，左线时间分别为2015年5月25日、6月13日和6月29日；右线时间分别为2015年5月25日、6月13日和7月7日。根据工务部门提供的精调数据，几次精调间的轨面高程变动较大，具体情况以左线实测数据进行说明。左线轨面高程测量数据汇总见图9。

由图10可知，6月13日精调前全桥轨面高程相对于5月25日精调完成时呈曲线波动，小里程边跨和主跨跨中附近变动较大，最大值达-5.55 mm；6月29日精调前全桥轨面高程相对于6月13日精调完成时普遍下降，小里程方向梁端附近变动最大，达-6.30 mm。小里程方向梁端位置（伸缩调节器位置）在后2次精调前均有明显的异常下沉现象，在后期调试过程中应加强监测。

图9 左线轨面高程测量数据汇总

图10 左线轨面高程变动

7月7日最后一次精调完成后，轨道静态高低不平顺满足静态验收标准（见图11），10 m弦长和30 m、300 m基线长标准均不超限。轨道高程实测数据及静态不平顺情况见图12。

7月7日无砟轨道精调完成后，10 m弦长和30 m、300 m基线长的高低不平顺均满足静态验收标准。左线10 m弦长高低不平顺最大值为0.52 mm；30 m基线长高低不平顺最大值为0.53 mm；300 m基线长高低不平顺最大值为2.13 mm。右线10 m弦长高低不平顺最大值为0.54 mm；30 m基线长高低不平顺最大值为0.52 mm；300 m基线长高低不平顺最大值为1.14 mm。

图11 7月7日精调完成后轨面高程

图12 300 m基线长轨道高低不平顺

5 轨道不平顺性分析

根据桥梁变形计算及轨道精调记录结果，对轨道不平顺性进行分析，主要结论如下：

（1）桥梁最不利升降温组合工况下，10 m弦长和30 m、300 m基线长高低不平顺值均满足《高铁规范》要求（10 m弦长和30 m基线长容许偏差值为2 mm，300 m基线长容许偏差值为10 mm），但300 m基线长高低不平顺最大值为9.349 mm，接近规范容许偏差值。

（2）单日极端气候工况下，10 m弦长和30 m、300 m基线长高低不平顺值均满足《高铁规范》要求，但300 m基线长高低不平顺值较大。最高气温日、最低气温日和最大温差日的300 m基线长高低不平顺最大值分别为8.552 mm、7.652 mm和7.255 mm。

（3）无砟轨道施工完成后的前3年混凝土收缩徐变对轨道高低不平顺的影响较大，其中对10 m弦长和30 m基线长轨道不平顺影响相对较小，对300 m基线长影响相对较大。在无砟轨道施工完成至桥梁合龙1 500 d的收缩徐变影响下，300 m基线长高低不平顺最大值为13.4 mm，超过规范容许偏差值（10 mm）。

（4）以2015年7月7日无砟轨道最后一次精调后的轨道状态为基础进行检算，当最不利温度荷载和一年的收缩徐变影响共同作用时，轨道左线300 m长波不平顺最大值将达到13.92 mm，右线将达到12.75 mm，超过规范容许偏差值（10 mm）。因此需要根据日常动态检测数据和轨道几何状态测量情况适时进行精调，确保安全舒适运行。

6 轨道变形动态检测

2015年9月25—27日CRH380AJ-0202综合检测列车以最高330 km/h速度通过，动态检测数据表明本桥上下行线均无Ⅳ、Ⅲ级偏差，无验收Ⅰ、Ⅱ级偏差。上下行线动力学检测数据见表2、表3。

表2 上行线动力学检测数据

表3 下行线动力学检测数据

数据表明：用于检测列车运行安全性评价的脱轨系数、轮重减载率、轮轴横向力测试最大值均未超出限度值；构架横向加速度未连续6次超过8 m/s²；轮轨垂向力测试最大值未超出最大允许值；车辆动力学响应垂向和横向平稳性指标均为“优”。

理论计算和试验数据对比可以看出：理论计算产生的主跨跨中竖向位移与实际测量的数据变化趋势较为吻合，最大上拱值及最大下挠值计算出现时间与测量出现时间基本一致；单日变化幅值及测量时间段内最大变化幅值两者基本接近。但由于测量每2 h 1次，部分极端测量最大值受外部荷载影响，且由于所选取的基准点、测量误差以及温度荷载的差异（实际作用在结构上的温度荷载与理论计算值有差别）等因素，导致测量数据与理论计算略有差异。

7 结论

（1）现行规范对桥梁结构的变形控制，能够满足高速铁路无砟轨道不平顺性对大跨度桥梁的要求。

（2）温度荷载单独作用下，桥梁整体温度变化对轨道线形影响较小，日照升温引起拱肋和主梁温差造成的主梁竖向变形相对最大。

（3）前3年收缩徐变对轨道线形的影响较大，因此运营后应加强对轨道长波不平顺的监测，根据日常动态检测数据和轨道几何状态测量情况适时精调，以满足相关规定的要求。

[1] 黄艳红, 高晓蓉, 杜路泉. 光纤光栅传感器在桥梁缺陷检测和结构健康监测中的应用[J]. 铁道技术监督，2007，35(11)：17-20.

[2] 张启伟. 大型桥梁健康监测概念与监测系统设计[C]//中国土木工程学会桥梁及结构工程学会第十四届年会.南京：中国土木工程学会，2000：908-913.

[3] 潘超. 新型轨道不平顺波形检测系统研究[J]. 中国铁路，2013(3)：55-57.

[4] TB 10621—2014 高速铁路设计规范[S].

[5] TB 10002.1—2005 铁路桥涵设计基本规范[S].

责任编辑 李葳

On Track Irregularity of Key Bridges along Chengdu-Chongqing Railway

JING Hongwu
（Chengdu-Chongqing Railway Passenger Dedicated Line Co Ltd，Chengdu Sichuan 610031，China）

This paper studies track regularity of long-span bridges with ballastless HSR tracks with Ziyang Tuojiang multi-track grand bridge (with the main span of (90+180+90)m and continuous beam arches) as an example. After the theoretical calculation of the beam deformation and dynamics, the static and horizontal irregularities of the rail surface elevation under the combination of the most unfavorable temperature load are checked and calculated, and the main factors afecting the track irregularity are obtained. Also, photoelectricity test, stress and strain detection and other technical means, together with fnite element calculation, are used to analyze the track smoothness. Based on the comparative analysis of static load and dynamic measured data, this paper puts forward the problems of and solutions thereon for track irregularity on high-speed railway bridges in mountainous areas, which are of theoretical and engineering signifcance to the construction and safe service performance of high-speed railways in mountainous areas in China and can serve as a reference for developing standards for designing large-span bridges with ballastless HSR tracks and track maintenance rules.

high speed railway；bridge；track；smoothness；mountainous area

TU312

：A

：1001-683X（2017）06-0036-07

10.19549/j.issn.1001-683x.2017.06.036

2016-12-21

铁道部科技研究开发计划项目（2010G007-K）

敬洪武（1969—），男，成渝铁路客运专线有限责任公司总工程师，高级工程师。

E-mail：yyk36336@163.com