商合杭高铁裕溪河特大桥铺设无砟轨道关键技术研究

李秋义 ， 张晓江， 韦合导

（1. 中铁第四勘察设计院集团有限公司，湖北武汉 430063；2. 铁路轨道安全服役湖北省重点实验室，湖北武汉 430063）

1 概述

大跨度桥梁铺设无砟轨道一直是困扰轨道和桥梁工程的技术难题。由于大跨度桥梁在温度荷载作用下变形较大，影响轨道的几何平顺性［1］。现有规范对大跨度桥梁上无砟轨道变形的控制指标和静态验收标准还不完善，相关理论研究和工程经验不足。近年来，国内外在多个高速铁路大跨度桥梁中积极探索无砟轨道铺设技术，如我国广珠城际铁路容桂水道特大桥（108+2×185+115）m、汉十高铁府河特大桥（90+200+90）m、商合杭高铁淮河特大桥（112+228+112）m 等连续刚构拱桥；昌吉赣高铁赣江特大桥（35+40+60+300+60+40+35）m 混合梁斜拉桥［2］；德国纽伦堡—埃尔福特高铁福西格莱斯高架桥和格莱朋高架桥2 座270 m跨度钢筋混凝土拱桥等。

商合杭高铁裕溪河特大桥主桥为（60+120+324+120+60）m 双塔钢箱桁梁斜拉桥，全长686 m。主梁为钢箱桁梁结构，钢箱梁为正交异性板结构，主桁中心距14.0 m，桁高12.0 m。主塔为钢筋混凝土结构，塔顶高程+130.914 3 m。斜拉索为空间双索面，共104 根。主梁在所有桥墩均设竖向和横向约束，塔、梁间使用阻尼器。裕溪河特大桥桥梁布置示意见图1。

裕溪河特大桥铺设CRTSⅢ型板式无砟轨道，轨道结构高度785 mm，自密实混凝土厚度103 mm，主桥自密实混凝土与底座间铺设14 mm橡胶弹性垫层。

2 “桥梁-轨道”协同设计

铺设无砟轨道对大跨度桥梁变形提出更高要求，轨道设计需根据桥梁结构特点进行相应调整［3］。运用系统工程的思想，开展“桥梁-轨道”一体化设计研究，加强了结构设计的系统性、协调性和适应性。

2.1 预拱度

目前，我国对于大跨度桥梁预拱度设置有两种处理方式：一是设置预拱度，预拱度值为“徐变变形+1/2 活载变形值”。但是，该方式成桥后静态轨面线形与线路设计线形不同，在静态验收时存在问题。二是不设置预拱度，纵断面设计成“人字坡+竖曲线”，也可达到预拱效果。该方式线形简单，便于静态验收和养护维修，且利于桥梁和轨道纵向排水。

图1 裕溪河特大桥桥梁布置示意图

裕溪河特大桥主桥采用不设置预拱度的处理方式，采用1.6‰人字坡设计，成桥标高即为桥面设计标高。其桥面设计线形见图2。

2.2 主跨竖向刚度

为了保证无砟轨道具有良好的线形条件，保障高速行驶时列车的舒适性，要求桥梁有较大的竖向刚度（以挠跨比表示）。目前，国内外对于高铁大跨度斜拉桥竖向刚度限值无明确标准［4］。现行规范要求中小跨度简支梁挠跨比小于1/1 500，而大跨度斜拉桥挠跨比要达到1/1 500 非常困难，造价也不经济。根据相关研究成果，主跨300～400 m 的大跨度斜拉桥，1/800 可作为其主跨挠跨比的参考值。

图2 桥面设计线形

裕溪河特大桥采取多项措施提高桥梁竖向刚度：（1）采用斜拉索和钢箱桁梁组合结构增大竖向刚度；（2）边跨混凝土梁增强对主跨的锚固作用，提高结构刚度；（3）设置边跨和辅助跨，减小梁端转角及横向“摆尾”效应。在双线ZK 活载作用下，裕溪河特大桥挠跨比达到1/1 094，在同类桥梁中属于较好的刚度条件。

2.3 竖向变形曲率半径

大跨度桥梁竖向变形的成因非常复杂，包括列车荷载作用、温度、徐变等。为了综合评价桥梁竖向变形对轨道几何平顺性影响程度，引入竖向变形曲率半径这一变形控制指标。大跨度桥梁主梁变形曲线比较光滑圆顺，可按圆曲线拟合方式，将各种荷载按最不利组合得到挠度值，相应的竖向变形曲率半径为：

式中：R为桥梁竖向变形曲率半径；f为竖向挠度；L为主跨跨度。

竖向变形曲率半径可反映各种荷载作用下桥梁面的整体平顺性。曲率半径越大，轨道平顺性越好，未被平衡离心加速度越小，列车舒适性越好。由于技术及经济原因，竖向变形曲率半径不可能无限大。列车通过时，相当于通过竖向曲线产生未被平衡离心加速度，影响列车舒适性，可根据舒适性条件确定合理的竖向变形曲率半径限值。

根据高铁设计规范及相关研究成果，当行车速度为350 km/h时，竖向变形曲率半径限值为：

式中：v为行车速度。

当满足该条件时，未被平衡离心加速度为0.19 m/s2≤0.4 m/s2，列车舒适性较好。

考虑徐变、温度及列车活载荷载组合下，裕溪河特大桥主跨最大竖向挠度f=181.9 mm，代入式（1），得竖向变形曲率半径R=72 139 m＞49 000 m，满足行车速度350 km/h的舒适性要求。

2.4 无砟轨道设置橡胶弹性垫层

大跨度桥梁在列车、温度荷载作用下变形较大，桥梁与无砟轨道为刚性连接，桥梁变形对轨道结构产生较大影响。为了提高轨道板与底座变形的协调性和跟随性，无砟轨道底座与自密实混凝土之间设置厚度14 mm 的橡胶隔振垫弹性垫层，垫层刚度0.1 N/mm3。计算结果表明，轨道板与底座之间未出现离缝现象，橡胶隔振垫弹性垫层发挥了良好变形调节作用，轨道板与底座板之间跟随性较好，达到“隔而不离”效果［5］。

设置垫层可协调轨道结构层之间及轨道与桥梁之间的变形，起到缓冲和隔离作用，减小桥梁变形对轨道受力变形的影响；在一定程度上避免结构层之间因变形不协调产生的微小离缝，以及在高速列车荷载循环作用下离缝拍击效应导致的结构疲劳和损伤；减小轮轨高频振动和冲击造成桥梁、轨道等结构锚固件松动、脱落现象；有效降低桥梁结构产生的二次结构噪声。

2.5 无砟轨道单元长度

为了减小斜拉索升降温时桥面局部变形对无砟轨道造成不利影响，为与斜拉索12 m 的节间距匹配，将轨道板单元长度设置为6 m，在斜拉索锚固处无砟轨道设置伸缩缝。针对裕溪河特大桥无砟轨道，专门设计了5 900 mm长的非标轨道板。

2.6 无砟轨道与底座连接方式

为了保持无砟轨道结构的稳定性，在钢桥面上焊接连接剪力钉，并铺设厚度153 mm 的混凝土垫层，垫层与无砟轨道底座之间通过预埋钢筋连接。

3 “车辆-轨道-桥梁”动力性能

大跨度桥梁铺设无砟轨道后，在极端温度变形和列车荷载作用下，轨道和桥梁仍应具有良好的动力性能，以满足列车安全性、舒适性要求。因此，针对裕溪河特大桥铺设无砟轨道，开展“车辆-轨道-桥梁”动力仿真分析和安全性、舒适性评价非常必要［6］。建立了“车辆-轨道-桥梁”系统动力学模型，开展了动力性能分析以及行车安全性和舒适性评价。作为双塔钢桁梁斜拉桥，裕溪河特大桥采用精细化有限元模型（见图3），在分析中考虑整体温度变化、拉锁温度变化、桥塔日照变化、钢结构温度变化和钢箱顶板温度变化等因素，叠加全年最高温或最低温变形引起的极端温度变形。

图3 裕溪河特大桥精细化有限元模型

以我国高速铁路无砟轨道不平顺谱为轨道不平顺激励，模拟列车以250～385 km/h 速度通过裕溪河特大桥，得到成桥线形与极端温度变形作用下列车行车安全平稳性、轨道变形以及桥梁振动响应等动力学指标。“车辆-轨道-桥梁”动力仿真分析结果见表1。结果表明，列车高速通过裕溪河特大桥时，各项动力学指标均满足我国高速铁路现行相关规范要求［7］，并具有良好安全性和舒适性。

表1 “车辆-轨道-桥梁”动力仿真分析结果

4 无砟轨道线形控制技术

在大跨度桥梁的施工过程中，受荷载、温度变化影响，桥面线形比较敏感［8］。无砟轨道线形精度要求高，桥面线形变化直接影响无砟轨道的线形状态，进而影响列车平稳运行。通过对裕溪河特大桥的线形控制及无砟轨道施工控制研究，采取多层次措施，确保无砟轨道线形满足要求：

（1）在桥面其他附属设施安装完成后铺设无砟轨道。先铺设边跨，再铺设主跨。该措施可消除边跨及附属设施荷载对中跨轨道线形的影响。对于主跨无砟轨道，从跨中向两侧边跨同时对称铺设，左右线无砟轨道宜同时铺设。

（2）主梁合龙后，预加载并测量主梁竖向位移，获得桥面荷载与主梁变形的精确对应关系。主梁合龙后，以50 kN/m在桥面均匀布置水袋。预加载的主梁桥面竖向位移见图4。如图4 所示，竖向位移理论计算值为100 mm，实测值为96 mm，两值吻合较好。桥梁实际刚度为理论计算值的1.042倍，满足设计要求。

（3）主梁合龙后，根据环境温度变化，测量主梁竖向位移，获得体系温度变化与主梁线形的精确对应关系。在整体升降温作用下，主梁线形发生变化。当整体升温10 ℃，主梁最大变形3 mm。对于斜拉桥，最大变形来自日间太阳辐射造成的拉索单独升温。当拉索升温10 ℃（实际发生约6 ℃），主梁变形约52 mm。

（4）通过调整斜拉索索力，对主梁线形进行系统性和大范围调整，获得更合理的主梁线形。根据第（2）、（3）项实测值，与理论计算值对比，修正分析计算结果。通过调整斜拉索索力，系统调整理论刚度与实际刚度差、施工误差等引起的主梁桥面线形偏差。调整斜拉索索力后的主梁桥面线形示意见图5（a），主梁线形达到比较合理的状态，误差控制在±2 cm。

图4 预加载作用下主梁桥面竖向位移

图5 主梁桥面线形示意图

（5）充分利用桥面垫层消除主梁节段局部线形误差。垫层厚度应考虑实测温度作用下主梁线形的实际变化规律、实测刚度及温度补偿、剩余二恒等因素下的线形。

垫层厚度＝理论垫层线形-目前实测线形-剩余二恒变形-垫层产生变形。

垫层铺设后的主梁桥面线形示意见图5（b），实测值与理论计算值的最大差为2 cm。

（6）充分利用底座板厚度可调节范围，消除主梁线形偏差。底座标高采用倒拆法计算：

底座标高＝成桥标高-剩余附属二恒产生的变形-轨道板二恒产生的变形-底座板实际厚度产生的变形-整体温度补偿。

底座设计厚度220 mm，可调范围-20～+20 mm。通过调整，底座板高程误差控制在±5 mm。

（7）利用自密实混凝土层厚度可调节范围，精调轨道板线形。自密实混凝土层设计厚度103 mm，可调范围-5～+15 mm。在自密实混凝土灌注前，预先计算钢轨、扣件、自密实混凝土及其他未实施桥面附属设施的质量，通过水袋加载进行质量等效，精调轨道板。边浇筑自密实混凝土，边卸载等重水袋质量，尽量消除新增自密实质量对轨道线形的影响。

（8）利用扣件调整量对钢轨线形进行调整，保证钢轨精调后的轨面线形满足要求。

5 无砟轨道施工测量控制技术

CPⅢ精测控制网测设是大跨度桥梁无砟轨道和长钢轨精测与精调的基础，其难点在于：由于荷载、环境温度及风速的变化，主桥上大多数CPⅢ点的三维坐标不稳定，需要根据实际情况，实时修正各CPⅢ点的坐标和高程。对大跨度斜拉桥无砟轨道铺设要求的高精度精测网测设技术系统研究如下［9］：

（1）布设精测网控制点时，应将尽可能多的控制点布设于纵向和竖向均稳定的斜拉桥主塔及其两侧引桥固定支座的防撞墙顶面上，尽量减少不稳定CPⅢ点数量。在裕溪河特大桥主桥上，每隔约60 m 布设1 对，共计12对24个CPⅢ点。

（2）严格控制CPⅢ测设环境条件，尽量减少外部因素干扰。通过同一天不同温度下及连续两天夜间同一温度下的变形量分析，得到以下规律：同一时间段（凌晨）环境温度相近时，梁体温度变化引起的变形接近；连续两天的竖向和水平位移变化量满足小于3 mm精度要求。

（3）由于风速、日照梯度温差、大气温差等环境因素对大跨度桥梁变形影响较大，CPⅢ成果主要采用“现场动态提供”方案，为施工单位各施工阶段提供实时的测量基准，并加强各阶段采集数据的分析工作。

（4）CPⅢ测设及轨道板精调时，应保持桥面荷载稳定，确保测量人员和设备到位，尽量缩短测量时间。该工作宜选择相同的、温度比较稳定的时间段，一般在00：00—03：00，主桥324 m 长轨道板精调一次完成，自密实灌注过程仅做测量校核，无特殊情况不做二次精调。

6 无砟轨道几何不平顺静态验收标准

大跨度桥梁由于受温度、混凝土收缩和徐变变形影响，形成初始轨道长波几何不平顺，且该不平顺随温度和时间变化。基于绝对测量和矢距差法的高铁轨道长波几何不平顺静态管理值已不适用于大跨度桥无砟轨道，采用目前的规范值（10 mm/基线长300 m）对大跨度桥梁无砟轨道进行静态验收过于严苛，已成为制约大跨度桥梁铺设无砟轨道的因素。因此，需结合裕溪河特大桥变形特点，开展大跨桥梁无砟轨道长波几何不平顺静态验收标准研究，为无砟轨道的验收及养护维修提供依据。

通过动力仿真和实测，得出影响“车辆-轨道-桥梁”系统动力学指标的轨道高低和轨向长波不平顺的敏感波长范围为120～160 m，基于相对测量提出中点弦测法的检测弦长值为60 m，计算得到350 km/h 时车体垂向加速度幅值与不平顺的关系，进而获得裕溪河特大桥无砟轨道静态长弦测量控制限值建议值［10］：轨道高低控制建议值7 mm/60 m，轨向控制建议值6 mm/60 m。

为了验证静态验收标准的适用性，对裕溪河特大桥自密实浇筑后轨道板顶面线形进行评估。裕溪河特大桥在全桥自密实浇筑后轨道板顶面高程见图6，轨道板顶面标高与理论计算差值见图7。

图6 轨道板顶面高程

图7 轨道板顶面标高与理论计算差值

根据图7中的数据，采用中点弦测法，计算裕溪河特大桥无砟轨道60 m 弦长波高低不平顺波形。无砟轨道60 m弦长波高低不平顺波形示意见图8。

如图8 所示，60 m 弦长波高低不平顺最大值为5.9 mm，满足7 mm 限值要求。由此可见，采用基于相对测量和中点弦测法的静态验收标准可行。由于裕溪河特大桥钢轨尚未铺设，目前仅通过轨道板线形数据进行初步计算验证，有待在钢轨精调中进一步现场实测验证。

图8 无砟轨道60 m弦长波高低不平顺波形示意图

7 结论

（1）通过“桥梁-轨道”一体化设计研究，加强结构设计的系统性、协调性和适应性。纵断面设计为人字坡，简化线形；竖向挠跨比达1/1 094，具有较好的竖向刚度条件；竖向变形换算曲率半径为72 139 m，满足行车速度350 km/h的舒适性要求；自密实混凝土与底座中间设置弹性垫层，可起到缓冲和隔离作用；协调轨道结构层间变形，降低桥梁结构产生的二次结构噪声。

（2）动力仿真结果表明，列车高速通过裕溪河特大桥时，各项动力学指标均满足要求，并具有良好安全性和舒适性。

（3）建立裕溪河大跨度斜拉桥高精度测量控制网，基于CPⅢ成果“现场动态提供”方案，为施工单位各施工阶段提供实时测量基准。通过无砟轨道施工方案、工序等一系列优化措施，使无砟轨道施工线形得到较好控制。

（4）无砟轨道几何不平顺静态验收标准采用中点弦测法，轨道高低控制值为7 mm/60 m，轨向控制值为6 mm/60 m。