王風 袁磊 王新讓 許良善 李銳

1.國能朔黃鐵路發(fā)展有限責任公司，河北肅寧 062350；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京 100081

朔黃鐵路是我國早期建設的主要重載鐵路之一。重載鐵路由于列車軸重與牽引質量大、貨物列車密度高，在重載列車的長期作用下位于曲線上的橋梁易出現(xiàn)較大的線橋偏心，而小曲線半徑上的橋梁該問題更加突出。朔黃鐵路曲線半徑最小的恢河特大橋線橋偏心值最大達311 mm，遠遠超出TG/GW 103—2018《普速鐵路橋隧建筑物修理規(guī)則》［1］的規(guī)定：運營橋上線路中線與梁跨設計中線的偏差，圬工梁不應大于70 mm。

本文就恢河特大橋線梁大偏心對橋梁和軌道結構的影響進行了測試分析，在此基礎上擬定了線梁大偏心整治方案，并對整治過程中的線橋結構進行了對比測試，驗證了整治效果，可為同類橋梁病害的處理提供借鑒。

1 恢河特大橋線梁大偏心分布

恢河特大橋全長936.29 m，橋跨布置28×32 m。橋梁位于曲線半徑R=400 m的圓曲線、緩和曲線和直線上，曲線為左轉曲線，圓緩點位于21#墩附近，緩直點位于24#墩附近；線路縱坡-5.0‰、-1.3‰和-9.0‰，變坡點分別位于8#墩和25#墩附近。橋墩左右線錯孔布置，梁體斜置。主梁采用預應力混凝土簡支T梁，梁端設鋼支座，下部結構采用T形橋臺、圓柱墩、擴大基礎。

在重載列車長期作用下恢河特大橋有砟道床無縫線路逐步出現(xiàn)了向曲線內(nèi)側（左側）的偏移，見表1。線橋偏心以運行重車的上行線更為嚴重，最大偏心值311 mm，出現(xiàn)在第1孔，運行輕車的下行線偏心程度相對較小，最大偏心值102 mm，出現(xiàn)在第2孔。從全橋范圍來看，上行線橋偏心超過限值70 mm的區(qū)段主要出現(xiàn)在第1~22孔和第28孔，多為圓曲線段，并以第1、2孔偏心值最大，均大于200 mm。

表1 恢河特大橋典型孔跨實測線橋偏心值

2 線橋偏心原因分析

橋上軌道結構在列車橫向力作用下逐漸偏離設計中線，出現(xiàn)線橋偏心，是曲線特別是小半徑曲線橋梁的典型病害。主要原因分析如下。

1）曲線超高與列車運行速度不適應

對于曲線上的軌道結構，曲線外軌超高根據(jù)均衡車速設置。當實際運營列車以不同速度通過時會產(chǎn)生過超高或欠超高，過超高時產(chǎn)生未被平衡的向心加速度，欠超高時產(chǎn)生未被平衡的離心加速度［2］，形成作用于軌道結構的不平衡水平力。

恢河特大橋曲線半徑400 m，曲線超高100 mm，計算均衡車速為58.2 km/h。對運營期間58趟列車的運行速度進行了統(tǒng)計分析，實測列車運行速度14.3~62.1 km/h，其中小于58.2 km/h的趟次占比82.7%。分別選取列車運行速度為15.6、27.1、33.9、39.6、49.4、60.0 km/h時的輪軸橫向力進行統(tǒng)計分析，見表2。表中負值表示輪軸橫向力朝向曲線外側，正值表示輪軸橫向力朝向曲線內(nèi)側。

表2 不同車速下輪軸橫向力統(tǒng)計

由表2可知：①朝向曲線外側的輪軸橫向力隨速度增加而增加，而朝向曲線內(nèi)側的輪軸橫向力隨列車速度的變化不明顯，不同速度下朝向曲線內(nèi)側的輪軸橫向力基本一致。②當速度為15.6~49.4 km/h時，整列車所有輪對平均輪軸橫向力均為正值，說明列車通過時軌道整體受到朝向曲線內(nèi)側的橫向力。③當速度為15.6~27.1 km/h時，90.9%~99.5%的輪軸橫向力朝向曲線內(nèi)側；當速度為33.9~49.4 km/h時，該比例為63.6%~73.3%；當速度為60 km/h時，該比例為59.8%。

恢河特大橋列車實際運行速度低于現(xiàn)狀超高下的均衡車速，運營狀態(tài)軌道結構承受較大的朝向曲線內(nèi)側的橫向力，是該橋出現(xiàn)向曲線內(nèi)側線梁大偏心的直接原因。因而合理設置橋上線路外軌超高、擬定適當?shù)牧熊囘\行速度［3］對橋上軌道結構來說是必要的。

2）道床橫向阻力偏低

道床橫向阻力偏低是橋上出現(xiàn)線梁大偏心的根本原因。對恢河特大橋橋頭路基段和橋上普通Ⅲ型軌枕的道床橫向阻力進行了對比測試，實測路基段和橋上道床橫向阻力平均值分別為9.0、9.1 kN/枕。橋上道床橫向阻力略高于路基段，主要與橋上護軌的作用有關，實際橋上道床提供的橫向阻力應小于測試值，且該測試值也不滿足TB 10082—2017《鐵路軌道設計規(guī)范》［2］規(guī)定的重載鐵路道床橫向阻力不小于12 kN/枕的要求。

恢河特大橋道床橫向阻力偏低的客觀原因有：①道砟超厚導致道床面抬高、擋砟墻位于道床底部，道床肩部的擋砟塊只能勉強保持肩部道砟不溜塌，無法為軌道提供有效橫向阻力；②橋上道床厚度的增加導致道床橫向剛度減?。?-4］，道床對軌道結構的約束能力降低；③曲線內(nèi)側道床砟肩寬度和堆高不足，部分區(qū)段肩寬約30 cm，部分軌枕端部道砟低于軌枕端頭頂面10 cm左右。由于擋砟塊的不穩(wěn)定和道床肩部形狀無法保持，道床內(nèi)側結構無法為軌道結構提供足夠的橫向阻力。

3 線橋結構狀態(tài)

1）橋上軌道結構狀態(tài)

大軸重列車通行產(chǎn)生的較大輪軸橫向作用力會加劇鋼軌側磨病害，進而使得軌道幾何尺寸難以保持，最終造成軌道幾何尺寸超限、軌距加寬，導致曲線正矢的改變。此外，橋上道床結構板結、臟污等劣化嚴重，道床豎向支承剛度增大，相應地軌道結構相對剛度減小，不利于軌道幾何尺寸的保持。

恢河特大橋除了鋼軌嚴重側磨以外，還存在由于輪軌接觸疲勞以及列車沖擊荷載導致的剝離掉塊和接頭傷損、鋼軌頂面不平順導致的接頭附近波磨，見圖1。相關病害主要出現(xiàn)在軸重、運量及線橋偏心更大的上行線。

圖1 恢河特大橋上行線鋼軌病害

2）橋梁結構狀態(tài)

線橋偏心影響橋梁上下部結構的受力性能，使得偏心側梁體和墩樁活載效應明顯增大，造成兩片梁體受力不均勻，并導致橫隔板受力增大。在大軸重、大運量條件下可能導致梁體抗裂安全性和抗傾覆穩(wěn)定性降低、橫隔板斷裂，嚴重時可能危及運營安全。

該橋的設計控制條件為外梁的受力?，F(xiàn)場實測結果表明，線橋偏心狀態(tài)下的橋梁實際受力已變?yōu)閮?nèi)梁受力控制。計算設計“中-活載”作用下偏心狀態(tài)受力較不利的內(nèi)梁檢定承載系數(shù)為0.97，小于規(guī)范限值1.00。

4 整治方案

橋梁線梁大偏心的整治應從如下三方面展開：

1）消除線橋偏心。常用的有移梁法和撥道法。移梁法主要在橋面以下作業(yè)，通過豎向頂升和水平頂推梁體實現(xiàn)梁體相對軌道結構的移位，京秦線289號橋［5］線橋偏心的整治即采用移梁法。撥道法直接在橋面進行作業(yè)，通過調整軌排幾何線形降低線橋偏心，作業(yè)難度低于移梁法，京九下行線茨園特大橋等［6-8］的線橋偏心整治采用撥道法。

2）減小軌道結構不平衡水平力。主要通過設置與實際列車運行速度相適應的曲線外軌超高來實現(xiàn)，曲線外軌超高應根據(jù)均方根速度計算并設置。均方根速度V j計算式為［2］

式中：N i為一晝夜各類列車趟數(shù)；Q i為各類列車質量；Vi為實測各類列車速度。

3）提高軌道結構橫向穩(wěn)定性。采用的主要方式有：通過加密軌枕、配套采用加強型扣件［9］提高軌排的橫向剛度；通過增設枕端帽提高道床橫向阻力；采用聚氨酯或道砟膠固化技術提升道床穩(wěn)定性；對于橋面道砟超厚的區(qū)段，通過降低道床厚度來提高枕肩橫向阻力。

恢河特大橋現(xiàn)階段首先采取撥道法調整軌道平面線形，并通過道床機械清篩適當調整線路縱向斷面，消除線橋偏心和道砟超厚病害。

由于線橋偏心整治撥道量大，涉及專業(yè)多，且工序復雜，按先易后難的原則，分多次進行撥道整治。首先整治偏心量相對較小的下行線，再對偏心量較大的上行線進行整治。下行線一次撥道，上行線分兩次撥道。

上行線最大撥道量305 mm（第一次撥道量158 mm，第二次撥道量147 mm，見圖2），下行線最大撥道量115 mm。撥道后上行曲線鋼軌伸長337 mm，下行曲線鋼軌伸長176 mm，因而在偏心整治前的應力放散時，在最大撥道量所在的單元軌條上加設臨時緩沖區(qū)。緩沖區(qū)的短軌預留一定伸長量，該伸長量按撥道造成的本條曲線的鋼軌總伸長量擬定。

圖2 恢河特大橋上行線兩次撥道量示意

5 整治效果

對恢河特大橋線梁大偏心整治期間與整治后的軌道和橋梁結構受力進行觀測。

1）軌道結構受力

軌道結構觀測共進行了四次，分別為第一次撥道前后，第二次撥道后和撥道完成后6個月。測試內(nèi)容為輪軌力參數(shù)和軌道結構穩(wěn)定性參數(shù)。

①輪軌力參數(shù)。撥道前后四次測試的橋上第一孔跨中斷面輪軌力參數(shù)最大值見表3?？梢姡簱艿狼昂筝喼販p載率基本相當，脫軌系數(shù)、輪軸橫向力略有減小，且撥道完成半年后基本穩(wěn)定。

表3 兩次撥道前后實測輪軌力參數(shù)最大值

②軌道結構穩(wěn)定性參數(shù)。撥道前后四次測試的橋上第一孔跨中斷面軌道結構穩(wěn)定性參數(shù)最大值見表4?？梢姡旱谝淮螕艿篮筌壍罓顟B(tài)還未穩(wěn)定，內(nèi)軌橫移、外軌橫移、軌距變化量均有一定幅度增加；第二次撥道在軌道結構相對穩(wěn)定后進行動態(tài)測試，與第一次撥道前相比，橋上斷面鋼軌橫移最大值從1.81 mm降低到1.58 mm，動態(tài)軌距擴大量從3.02 mm降低到2.90 mm，軌道結構穩(wěn)定性有一定改善。第四次測試時橋上斷面外軌橫移及動態(tài)軌距量較大，可能與扣件及軌距拉桿狀態(tài)有關。

表4 兩次撥道前后實測軌道結構穩(wěn)定性參數(shù)最大值 mm

2）橋梁結構受力

橋梁結構觀測共進行了四次，分別為第一次撥道前后和第二次撥道前后。測試內(nèi)容為梁體振動參數(shù)和撓度、應力。

①梁體振動參數(shù)。兩次撥道前后第一孔跨中斷面梁體實測振動參數(shù)最大值見表5?？梢姡簩崪y梁體跨中橫向振幅、橫向加速度和豎向加速度最大值均小于規(guī)范限值；與第一次撥道前相比，第二次撥道后梁體跨中橫向振幅和豎向加速度最大值總體減小，橫向加速度在第一次撥道前后變化不大，但第二次撥道后有所增大。

表5 兩次撥道前后實測梁體振動參數(shù)最大值

②梁體撓度與應變。兩次撥道前后第一孔跨中斷面實測左梁和右梁的撓度與應變對比見圖3，撓度比和應變比最大值見表6。可見：隨著軌道由曲線內(nèi)側（左側）向外側（右側）調整，左、右梁撓度比和應變比均呈減小的趨勢，以第一次撥道完成后最為明顯。撓度比最大值由1.126減小為1.082，運營40 d后再次測試時繼續(xù)減小至1.045，第二次撥道完成后測試時增大至1.092；應變比最大值則由1.109減小為第二次撥道后的0.963。

圖3 撥道前后實測跨中左、右梁撓度和應變對比

表6 兩次撥道前后實測梁體撓度比和應變比

3）軌枕位置觀測

對撥道完成后軌枕橫向位置的觀測結果表明，撥道完成一年后軌道結構又發(fā)生了向曲線內(nèi)側的偏移，偏移量為69~94 mm，平均值為83 mm，說明僅調整軌道幾何形位不能達到徹底消除小半徑曲線橋梁線梁大偏心問題。在撥道、落道的同時，采取調整外軌超高、道砟膠固化等措施減小運營列車作用下軌道結構的不平衡水平力、提高軌道結構橫向穩(wěn)定性是必要的。

6 結論

1）線橋偏心是小半徑曲線上橋梁的典型病害之一，相應軌道結構存在較為嚴重的側磨、剝離及波磨，橋梁結構內(nèi)外梁活載分配有變化，大偏心時對偏心側梁體受力較為不利，且影響橫隔板受力。

2）曲線超高與運營列車速度不適應是小半徑曲線橋梁線梁大偏心的直接原因，道床橫向阻力偏低是該病害出現(xiàn)的根本原因。

3）恢河特大橋采用撥道、落道的方式對線梁大偏心進行整治，整治完成后的道床穩(wěn)定性得到了一定改善，偏心側梁體受力改善明顯，但軌道結構的長期穩(wěn)定性仍難以保持。軌道結構幾何形位的調整不足以徹底解決小半徑曲線橋梁線梁大偏心問題，需進一步采取措施減小運營狀態(tài)軌道結構不平衡水平力，提高其橫向穩(wěn)定性。