楊心怡 蘇永華 班新林 陶曉燕 朱希同 劉文薦 王芳

1.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；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司，北京100081；3.中國國家鐵路集團有限公司工程管理中心，北京100844

截至2020年末，我國鐵路營業(yè)里程近13.9萬km。其中鐵路建成通車橋梁8.8萬余座，近2.7萬km。高速鐵路橋梁1.8萬余座、近1.7萬km，高速鐵路橋梁運營安全保障十分重要。救援列車是鐵路交通行車事故應急救援的專業(yè)裝備?！惰F路技術管理規(guī)程》［1］規(guī)定：“橋上通過重型鐵路救援起重機前，應進行承載能力檢算。”高速鐵路橋梁采用ZK活載設計，救援列車中起重機軸重大，對橋梁產生較大活載效應。受橋梁設計承載能力限制，救援列車通行時須要單獨檢算。

陶曉燕等［2］研究了9種既有救援起重機單機過橋的適應性，發(fā)現國內目前5種100 t和125 t救援起重機單機均不能全速通行ZK活載設計的20 m及以下某些跨度橋梁，國內4種160 t救援起重機單機均不能全速通行ZK活載設計的35 m及以下某些跨度橋梁?；萑绾＃?］研究了一種新型高速鐵路救援起重機在ZK活載設計橋梁上通行及作業(yè)時的橋梁承載能力，認為該型救援起重機在DF4或HXD3機車牽引編組回送時均可全速通行。劉振營［4］研究了鐵路起重機軸重、軸距的改變對其過橋速度的影響，認為采用調節(jié)轉向架軸距能夠改善其回送性能。由于救援列車編組中車輛的類別、順序及數量各有不同，因此針對整列救援列車過橋適應性研究成果較少。既有研究成果僅針對起重機單機或機車+起重機編組通過單線ZK活載設計簡支梁跨的豎向荷載效應。

為進一步了解高速鐵路常用跨度混凝土梁通行NS1600型救援列車的適應性，本文采用對比換算均布活載及內力的方法，研究了整體救援編組單獨通行、與運營車同時通行時雙線簡支梁跨的荷載效應，并研究了整體救援編組單獨通行、與運營車同時通行時箱梁橫框荷載效應，以及單線連續(xù)剛構的荷載效應。研究成果可為NS1600型救援列車通行高速鐵路橋梁提供初步評估數據參考，從而簡化救援列車通行橋梁適應性評估工作。

1 概述

1.1 救援列車

救援列車一般由機車+簡易游車+起重機+吊臂平車+若干其他車輛組成。起重機軸重在220～230 kN，機車軸重在230～250 kN，其他車輛軸重在60～210 kN。救援列車總長可達200 m，通行最高速度可達120 km/h。選取救援起重機主力機型NS1600型進行計算。

1.2 荷載類型

設計活載選擇ZK活載。

救援列車編組：HXD3+簡易游車（NX17K）+NS1600+NS1600吊臂平車+救援車（JY25B）+工具車（XL22）+發(fā) 電 車（XL22）+餐 車（CA23）+宿 營 車（YW22B）。

運營車編組：CRH3頭車+14輛CRH3中間車+CRH3頭車。

1.3 跨度選擇

我國客運專線跨度48 m及以上多采用連續(xù)箱梁，少數采用簡支結構，跨度20 m及以下多采用簡支T梁，跨度24～40 m多采用簡支箱梁。因此，簡支梁通行救援列車的豎向分析跨度L選取8、12、16、20、24、32、40、48、56、64 m，橫向分析選取通橋（2009）2229?IV（雙塊式）雙線簡支箱梁、通橋（2005）2211?Ⅱ單線簡支箱梁跨中截面，另選?。?6+24+16）m連續(xù)剛構進行豎向分析。

1.4 檢算原則與系數取值

1.4.1 檢算原則

1）檢算指標主要為活載系數。不同工況下的活載系數Q為

①單線簡支梁

②雙線簡支梁救援列車單獨通行

③雙線簡支梁救援列車與運營車同時通行

式中：Q為救援列車與設計活載的荷載效應比值；k救援、kZK、k運營分別為救援列車、ZK活載、CRH3運營列車的換算均布活載；（1+μ）客貨、（1+μ）ZK、（1+μ）運營分別為救援列車、ZK活載、運營列車的動力系數。

2）通行判別標準為

①當Q≤1時，即救援列車荷載效應不大于設計活載時則無需限速。

②當Q>1時，即救援列車荷載效應大于設計活載，針對不同橋梁類型分別討論，連續(xù)梁可建立梁單元模型進一步分析負彎矩影響，簡支梁可依據鐵運函〔2004〕120號《鐵路橋梁檢定規(guī)范》［5］第12.0.3節(jié)對救援列車動力系數限速折減，計算式為

式中：v救援為限制速度，km/h。

③當限速至5 km/h且Q>1時，不宜通行。

1.4.2 系數取值

1）偏載系數。關于偏載系數，公路混凝土箱梁橋中偏載引起的約束扭轉和畸變正應力約為相應彎曲正應力的15%，偏載引起的剪應力為相應彎曲剪應力的5%［6］。參照公路橋梁中荷載橫向分布系數的定義［7］，通過空間結構計算的某一片結構上的最大效應除以每片結構平均荷載效應，則得到偏載系數［8］。既有研究成果表明：雙線箱梁在單線、雙線UIC活載作用下，L≤40 m的撓度比為0.6，L>40 m的撓度比為0.55，因撓度比理論值為0.5，則L≤40 m、L>40 m的雙線箱梁偏載系數分別為1.2、1.1。

2）動力系數

①設計活載與救援列車動力系數按TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規(guī)范》［9］計算，救援列車動力系數同ZKH活載取值。

②運營動力系數按TG/GW 209—2014《高速鐵路橋梁運營性能檢定規(guī)定（試行）》［10］4.4.1計算。

對于L≤32 m的動力運營系數計算式為

式中：u'、μ″均為中間參數。μ′=K/(1-K+K4)，K=

其中，v為動車組列車速度，km/h，按《鐵路技術管理規(guī)程》［1］第289條規(guī)定取160 km/h；n0為實測簡支箱梁一階豎向自振頻率，Hz。當L<24 m時，豎向一階自振頻率按TB 10002—2017取值；當L=24，32 m時，按通橋（2009）2229系列圖紙取值。

對于L>32 m的動力運營系數計算式為

3）系數取值。動效應系數見表1。

表1 動效應系數

2 豎向內力分析

2.1 救援列車通行單線簡支梁

救援列車與ZK活載、ZKH活載及中-活載的靜荷載效應見圖1。可見，救援列車荷載效應在100 m跨度以下均大于ZK活載。救援列車通行高速鐵路橋梁的受限跨度范圍較大。中-活載設計橋梁的受限跨度范圍為L≤40 m，ZKH活載為L≤24 m。

圖1 救援列車活載系數（靜效應）

救援列車靜效應、動效應及限速5 km/s后的活載系數見圖2。可見，常用跨度20～40 m內梁端剪力換算均布活載超過設計活載更明顯，救援列車降速5 km/h時通行32 m跨度的活載系數為1.17。

圖2 通行單線簡支梁救援列車活載系數

限速效果見表2。可見，限速后16～90 m跨度范圍內活載系數大于1。

表2 通行單線簡支梁跨時救援列車限速效果（梁端剪力）

2.2 救援列車通行雙線簡支梁

救援列車通行雙線簡支梁時分2種工況：①單獨通行雙線梁跨；②與運營車（下稱CRH3列車）同時通行雙線梁跨。

2.2.1 救援列車單獨通行雙線梁跨

雙線梁具有雙倍設計活載的儲備，救援列車單獨通行雙線簡支梁活載系數見圖3。可知，當救援列車單獨通行時靜效應、動效應均小于設計活載。就豎向受力而言無需限速。

圖3 救援列車單獨通行雙線簡支梁活載系數

2.2.2 救援列車與CRH3列車同時通行雙線簡支梁

救援列車荷載效應為CRH3列車的2.5倍，考慮偏載效應，偏載系數取值同單獨通行雙線梁跨工況。救援列車與CRH3列車同時通行雙線簡支梁活載系數見圖4?？芍?，動效應活載系數在跨度12～40 m范圍內大于1，限速60 km/h可將活載系數控制在0.95以下。

圖4 救援列車與CRH3列車同時通行雙線簡支梁活載系數

救援列車與CRH3列車同時通行雙線梁跨限速效果見表3。

表3 救援列車與CRH3列車同時通行雙線梁跨限速效果

3 橫向內力分析

起重機為救援列車編組中的控制車輛。NS1600型救援起重機軸重、軸距分別為230 kN、1.1 m，相比ZK特種活載的荷載集度更密集，需進行橫框分析。單線偏心活載控制箱梁頂板、底板橫向應力，截面應力分布不均情況以跨中截面最為明顯［11］。取縱向1 m區(qū)段跨中橫框，約束于兩腹板與底板交界處，實際約束為整截面，橫框模型理論結果偏于保守，起重機荷載不考慮偏載系數。

3.1 32 m雙線箱梁橫框檢算

32 m雙線箱梁橫框依據通橋（2009）2229?IV（雙塊式）截面建模計算，設計活載為ZK荷載的特種活載。梁單元模型共有68個節(jié)點，66個單元，材料采用C50混凝土，雙線箱梁橫框模型見圖5。

圖5 雙線箱梁橫框模型

建立左線ZK活載、右線ZK活載、左線起重機、右線運營車4個靜力工況，通過相加組合模擬兩種情形：①救援列車單獨通行；②救援列車與CRH3列車同時通行。相關試驗測試結果表明，單個軸重縱向分布長度實測值比規(guī)范計算值增大了1.2 m，鄰軸之間軸重疊加。因此縱向活載換算為橫向活載時，單個軸重縱向分布長度取值原則為：實際軸距大于1.2 m時取1.2 m；實際軸距小于1.2 m時取實際軸距。雙線橫框荷載取值見表4。

表4 雙線橫框荷載取值

ZK活載下橫框彎矩包絡圖見圖6，包括單線活載與雙線活載工況。救援列車通行工況橫框彎矩見圖7。

圖6 ZK活載下橫框彎矩包絡圖（含動力系數）（單位：kN·m）

圖7 救援列車單獨通行、與CRH3列車同時通行雙線簡支梁橫框彎矩圖（縱向1.0 m分布，含動力系數，單位：kN·m）

起重機軸重按實際軸距1.1m縱向分配計算時，32 m雙線箱梁在2種通行工況下橫向受力均小于設計荷載效應，活載系數最大值為0.92。

對比彎矩與剪力可知，起重機軸重按1.0 m縱向分配計算時，救援列車單獨通行雙線箱梁時超過設計活載的截面范圍更大，主要為截面10—12上緣、截面14—16下緣、截面22—23上緣、截面43—50外側、截面54—61內側，降速至60 km/h時可將活載系數控制在0.95及以下。

救援列車單獨通行雙線箱梁時荷載超出量較小，約為設計活載1%，對鋼筋應力影響較小。以截面14—16下緣為例，高速鐵路箱梁橫框在主力+附加力設計荷載作用下，該位置設計彎矩為90 kN?m，設計鋼筋應力為210 MPa（恒載+ZK活載+附加力），1.01倍（救援列車活載下橫框彎矩/ZK活載下橫框彎矩=1.01）情況下（恒載+附加力）救援列車單獨通行時該位置總應力為212 MPa，小于容許值270 MPa。同理底板頂面與底面彎矩絕對值在80 kN·m以下，應力在180 MPa以下，單獨通行救援列車時鋼筋應力為182 MPa，同樣小于容許值270 MPa。

高速鐵路橋梁梁體狀態(tài)不一，保守考慮救援列車通行32 m雙線箱梁宜限速60 km/h。

3.2 32 m單線箱梁橫框檢算

32 m單線箱梁橫框依據通橋（2005）2211?Ⅱ截面建模計算，橋面橫向設計活載為ZK特種活載，跨中梁高2.8 m，橫橋向支座中心距3.0 m。因單線箱梁列車活載關于箱梁中心線對稱，因此直接對比橫向均布活載大小即可得到荷載效應比值。計算橫向均布活載時：橫向分布寬度考慮道砟厚度0.35 m，按1∶1自枕底擴散后為3.3 m；縱向分布寬度為設計活載1.2 m，起重機活載分別考慮1.1，1.0 m；動力系數依據TB 10002—2017取值，橫向支撐跨度取3.5 m，起重機活載動力系數為1.358，ZK活載動力系數為1.667。單線橫框荷載取值及活載系數見表5。可見，由于ZK活載動力系數較大，縱向分布寬度按保守軸距1.0 m計算時的NS1600起重機活載效應依舊小于ZK活載。

表5 單線橫框荷載取值及活載系數

4 （18+24+18）m單線鋼筋混凝土連續(xù)剛構內力檢算

由2.1節(jié)可知，救援列車限速5 km/h通行跨度16～90 m單線簡支梁跨時Q>1。為進一步了解該跨度范圍的連續(xù)梁荷載效應，建模檢算（18+24+18）m單線連續(xù)剛構。該剛構設計活載為ZK活載，橋身采用C40混凝土、基礎采用C35混凝土。模型共79個節(jié)點，76個單元，兩端為活動支座，中間為固結。計算了ZK活載、ZK活載特種活載，救援列車編組（見1.2節(jié)）3個工況。各截面動力系數按實際跨度取值。連續(xù)剛構梁跨最大、最小彎矩活載系數見圖8。

圖8 連續(xù)剛構梁跨最大、最小彎矩活載系數

由圖8可知，救援列車限速5 km/h時，最大彎矩活載系數小于1。最小彎矩活載系數在中跨1/4、3/4處為1.19，ZK活載、救援列車活載下最小彎矩分別為1 077，1 281 kN?m；最小彎矩活載系數在邊跨1/4處為1.36，ZK活載、救援列車活載下最小彎矩分別為181，247 kN?m，邊跨彎矩相對較小。因此中跨1/4、3/4處更為不利。

連續(xù)剛構梁跨最大剪力活載系數及最大剪力見圖9。可知，救援列車限速5 km/h時的最大剪力與ZK活載包絡最大剪力十分接近。雖然邊跨1/4處最大剪力活載系數為1.52，但最大剪力相比支承處小。而在中跨大部分區(qū)域內最大剪力活載系數大于1.0（最大值為1.17）且量值較大，ZK活載、救援列車活載下最大剪力分別在1 050～1 347、1 120～1 458 kN。因此中跨較邊跨更為不利。除此之外，連續(xù)剛構下部結構各項內力活載系數小于0.93。

圖9 限速5 km/h時連續(xù)剛構梁跨最大剪力

綜合最小彎矩及剪力結果考慮，認為鋼筋混凝土連續(xù)剛構的中跨近支承處最為不利，通行救援列車應進一步分析計算該范圍應力和裂縫。

5 結論

綜合考慮豎向、橫向荷載效應，得到NS1600救援列車通行常用跨度混凝土梁限速情況。結論如下：

1）NS1600救援列車通行單線16～90 m跨度梁限速5 km/h時超過設計活載荷載效應，若通行須進一步檢算。

2）NS1600救援列車通行（18+24+16）m單線鋼筋混凝土連續(xù)剛構時，中跨近支承處最為不利，應進一步分析計算該范圍應力和裂縫。

3）NS1600救援列車單獨通行雙線梁時，豎向活載系數小于1，橫框荷載效應超過設計活載1%，保守考慮宜限速60 km/h。

4）NS1600救援列車與CRH3列車同時通行雙線梁時，救援列車限速60 km/h時跨度12～40 m豎向活載系數小于1，橫框荷載效應超過設計活載1%，救援列車應限速60 km/h。

具體應用時，應根據線路條件、橋梁結構狀態(tài)和救援起重機、運營列車的具體運行要求，綜合制定救援列車的運行條件。