编组NS1600型起重机的救援列车通行高速铁路常用跨度混凝土梁荷载效应分析

杨心怡 苏永华 班新林 陶晓燕 朱希同 刘文荐 王芳

1.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；2.中国铁道科学研究院集团有限公司，北京100081；3.中国国家铁路集团有限公司工程管理中心，北京100844

截至2020年末，我国铁路营业里程近13.9万km。其中铁路建成通车桥梁8.8万余座，近2.7万km。高速铁路桥梁1.8万余座、近1.7万km，高速铁路桥梁运营安全保障十分重要。救援列车是铁路交通行车事故应急救援的专业装备。《铁路技术管理规程》［1］规定：“桥上通过重型铁路救援起重机前，应进行承载能力检算。”高速铁路桥梁采用ZK活载设计，救援列车中起重机轴重大，对桥梁产生较大活载效应。受桥梁设计承载能力限制，救援列车通行时须要单独检算。

陶晓燕等［2］研究了9种既有救援起重机单机过桥的适应性，发现国内目前5种100 t和125 t救援起重机单机均不能全速通行ZK活载设计的20 m及以下某些跨度桥梁，国内4种160 t救援起重机单机均不能全速通行ZK活载设计的35 m及以下某些跨度桥梁。惠如海［3］研究了一种新型高速铁路救援起重机在ZK活载设计桥梁上通行及作业时的桥梁承载能力，认为该型救援起重机在DF4或HXD3机车牵引编组回送时均可全速通行。刘振营［4］研究了铁路起重机轴重、轴距的改变对其过桥速度的影响，认为采用调节转向架轴距能够改善其回送性能。由于救援列车编组中车辆的类别、顺序及数量各有不同，因此针对整列救援列车过桥适应性研究成果较少。既有研究成果仅针对起重机单机或机车+起重机编组通过单线ZK活载设计简支梁跨的竖向荷载效应。

为进一步了解高速铁路常用跨度混凝土梁通行NS1600型救援列车的适应性，本文采用对比换算均布活载及内力的方法，研究了整体救援编组单独通行、与运营车同时通行时双线简支梁跨的荷载效应，并研究了整体救援编组单独通行、与运营车同时通行时箱梁横框荷载效应，以及单线连续刚构的荷载效应。研究成果可为NS1600型救援列车通行高速铁路桥梁提供初步评估数据参考，从而简化救援列车通行桥梁适应性评估工作。

1 概述

1.1 救援列车

救援列车一般由机车+简易游车+起重机+吊臂平车+若干其他车辆组成。起重机轴重在220～230 kN，机车轴重在230～250 kN，其他车辆轴重在60～210 kN。救援列车总长可达200 m，通行最高速度可达120 km/h。选取救援起重机主力机型NS1600型进行计算。

1.2 荷载类型

设计活载选择ZK活载。

救援列车编组：HXD3+简易游车（NX17K）+NS1600+NS1600吊臂平车+救援车（JY25B）+工具车（XL22）+发 电 车（XL22）+餐 车（CA23）+宿 营 车（YW22B）。

运营车编组：CRH3头车+14辆CRH3中间车+CRH3头车。

1.3 跨度选择

我国客运专线跨度48 m及以上多采用连续箱梁，少数采用简支结构，跨度20 m及以下多采用简支T梁，跨度24～40 m多采用简支箱梁。因此，简支梁通行救援列车的竖向分析跨度L选取8、12、16、20、24、32、40、48、56、64 m，横向分析选取通桥（2009）2229⁃IV（双块式）双线简支箱梁、通桥（2005）2211⁃Ⅱ单线简支箱梁跨中截面，另选取（16+24+16）m连续刚构进行竖向分析。

1.4 检算原则与系数取值

1.4.1 检算原则

1）检算指标主要为活载系数。不同工况下的活载系数Q为

①单线简支梁

②双线简支梁救援列车单独通行

③双线简支梁救援列车与运营车同时通行

式中：Q为救援列车与设计活载的荷载效应比值；k救援、kZK、k运营分别为救援列车、ZK活载、CRH3运营列车的换算均布活载；（1+μ）客货、（1+μ）ZK、（1+μ）运营分别为救援列车、ZK活载、运营列车的动力系数。

2）通行判别标准为

①当Q≤1时，即救援列车荷载效应不大于设计活载时则无需限速。

②当Q>1时，即救援列车荷载效应大于设计活载，针对不同桥梁类型分别讨论，连续梁可建立梁单元模型进一步分析负弯矩影响，简支梁可依据铁运函〔2004〕120号《铁路桥梁检定规范》［5］第12.0.3节对救援列车动力系数限速折减，计算式为

式中：v救援为限制速度，km/h。

③当限速至5 km/h且Q>1时，不宜通行。

1.4.2 系数取值

1）偏载系数。关于偏载系数，公路混凝土箱梁桥中偏载引起的约束扭转和畸变正应力约为相应弯曲正应力的15%，偏载引起的剪应力为相应弯曲剪应力的5%［6］。参照公路桥梁中荷载横向分布系数的定义［7］，通过空间结构计算的某一片结构上的最大效应除以每片结构平均荷载效应，则得到偏载系数［8］。既有研究成果表明：双线箱梁在单线、双线UIC活载作用下，L≤40 m的挠度比为0.6，L>40 m的挠度比为0.55，因挠度比理论值为0.5，则L≤40 m、L>40 m的双线箱梁偏载系数分别为1.2、1.1。

2）动力系数

①设计活载与救援列车动力系数按TB 10002—2017《铁路桥涵设计规范》［9］计算，救援列车动力系数同ZKH活载取值。

②运营动力系数按TG/GW 209—2014《高速铁路桥梁运营性能检定规定（试行）》［10］4.4.1计算。

对于L≤32 m的动力运营系数计算式为

式中：u'、μ″均为中间参数。μ′=K/(1-K+K4)，K=

其中，v为动车组列车速度，km/h，按《铁路技术管理规程》［1］第289条规定取160 km/h；n0为实测简支箱梁一阶竖向自振频率，Hz。当L<24 m时，竖向一阶自振频率按TB 10002—2017取值；当L=24，32 m时，按通桥（2009）2229系列图纸取值。

对于L>32 m的动力运营系数计算式为

3）系数取值。动效应系数见表1。

表1 动效应系数

2 竖向内力分析

2.1 救援列车通行单线简支梁

救援列车与ZK活载、ZKH活载及中-活载的静荷载效应见图1。可见，救援列车荷载效应在100 m跨度以下均大于ZK活载。救援列车通行高速铁路桥梁的受限跨度范围较大。中-活载设计桥梁的受限跨度范围为L≤40 m，ZKH活载为L≤24 m。

图1 救援列车活载系数（静效应）

救援列车静效应、动效应及限速5 km/s后的活载系数见图2。可见，常用跨度20～40 m内梁端剪力换算均布活载超过设计活载更明显，救援列车降速5 km/h时通行32 m跨度的活载系数为1.17。

图2 通行单线简支梁救援列车活载系数

限速效果见表2。可见，限速后16～90 m跨度范围内活载系数大于1。

表2 通行单线简支梁跨时救援列车限速效果（梁端剪力）

2.2 救援列车通行双线简支梁

救援列车通行双线简支梁时分2种工况：①单独通行双线梁跨；②与运营车（下称CRH3列车）同时通行双线梁跨。

2.2.1 救援列车单独通行双线梁跨

双线梁具有双倍设计活载的储备，救援列车单独通行双线简支梁活载系数见图3。可知，当救援列车单独通行时静效应、动效应均小于设计活载。就竖向受力而言无需限速。

图3 救援列车单独通行双线简支梁活载系数

2.2.2 救援列车与CRH3列车同时通行双线简支梁

救援列车荷载效应为CRH3列车的2.5倍，考虑偏载效应，偏载系数取值同单独通行双线梁跨工况。救援列车与CRH3列车同时通行双线简支梁活载系数见图4。可知，动效应活载系数在跨度12～40 m范围内大于1，限速60 km/h可将活载系数控制在0.95以下。

图4 救援列车与CRH3列车同时通行双线简支梁活载系数

救援列车与CRH3列车同时通行双线梁跨限速效果见表3。

表3 救援列车与CRH3列车同时通行双线梁跨限速效果

3 横向内力分析

起重机为救援列车编组中的控制车辆。NS1600型救援起重机轴重、轴距分别为230 kN、1.1 m，相比ZK特种活载的荷载集度更密集，需进行横框分析。单线偏心活载控制箱梁顶板、底板横向应力，截面应力分布不均情况以跨中截面最为明显［11］。取纵向1 m区段跨中横框，约束于两腹板与底板交界处，实际约束为整截面，横框模型理论结果偏于保守，起重机荷载不考虑偏载系数。

3.1 32 m双线箱梁横框检算

32 m双线箱梁横框依据通桥（2009）2229⁃IV（双块式）截面建模计算，设计活载为ZK荷载的特种活载。梁单元模型共有68个节点，66个单元，材料采用C50混凝土，双线箱梁横框模型见图5。

图5 双线箱梁横框模型

建立左线ZK活载、右线ZK活载、左线起重机、右线运营车4个静力工况，通过相加组合模拟两种情形：①救援列车单独通行；②救援列车与CRH3列车同时通行。相关试验测试结果表明，单个轴重纵向分布长度实测值比规范计算值增大了1.2 m，邻轴之间轴重叠加。因此纵向活载换算为横向活载时，单个轴重纵向分布长度取值原则为：实际轴距大于1.2 m时取1.2 m；实际轴距小于1.2 m时取实际轴距。双线横框荷载取值见表4。

表4 双线横框荷载取值

ZK活载下横框弯矩包络图见图6，包括单线活载与双线活载工况。救援列车通行工况横框弯矩见图7。

图6 ZK活载下横框弯矩包络图（含动力系数）（单位：kN·m）

图7 救援列车单独通行、与CRH3列车同时通行双线简支梁横框弯矩图（纵向1.0 m分布，含动力系数，单位：kN·m）

起重机轴重按实际轴距1.1m纵向分配计算时，32 m双线箱梁在2种通行工况下横向受力均小于设计荷载效应，活载系数最大值为0.92。

对比弯矩与剪力可知，起重机轴重按1.0 m纵向分配计算时，救援列车单独通行双线箱梁时超过设计活载的截面范围更大，主要为截面10—12上缘、截面14—16下缘、截面22—23上缘、截面43—50外侧、截面54—61内侧，降速至60 km/h时可将活载系数控制在0.95及以下。

救援列车单独通行双线箱梁时荷载超出量较小，约为设计活载1%，对钢筋应力影响较小。以截面14—16下缘为例，高速铁路箱梁横框在主力+附加力设计荷载作用下，该位置设计弯矩为90 kN∙m，设计钢筋应力为210 MPa（恒载+ZK活载+附加力），1.01倍（救援列车活载下横框弯矩/ZK活载下横框弯矩=1.01）情况下（恒载+附加力）救援列车单独通行时该位置总应力为212 MPa，小于容许值270 MPa。同理底板顶面与底面弯矩绝对值在80 kN·m以下，应力在180 MPa以下，单独通行救援列车时钢筋应力为182 MPa，同样小于容许值270 MPa。

高速铁路桥梁梁体状态不一，保守考虑救援列车通行32 m双线箱梁宜限速60 km/h。

3.2 32 m单线箱梁横框检算

32 m单线箱梁横框依据通桥（2005）2211⁃Ⅱ截面建模计算，桥面横向设计活载为ZK特种活载，跨中梁高2.8 m，横桥向支座中心距3.0 m。因单线箱梁列车活载关于箱梁中心线对称，因此直接对比横向均布活载大小即可得到荷载效应比值。计算横向均布活载时：横向分布宽度考虑道砟厚度0.35 m，按1∶1自枕底扩散后为3.3 m；纵向分布宽度为设计活载1.2 m，起重机活载分别考虑1.1，1.0 m；动力系数依据TB 10002—2017取值，横向支撑跨度取3.5 m，起重机活载动力系数为1.358，ZK活载动力系数为1.667。单线横框荷载取值及活载系数见表5。可见，由于ZK活载动力系数较大，纵向分布宽度按保守轴距1.0 m计算时的NS1600起重机活载效应依旧小于ZK活载。

表5 单线横框荷载取值及活载系数

4 （18+24+18）m单线钢筋混凝土连续刚构内力检算

由2.1节可知，救援列车限速5 km/h通行跨度16～90 m单线简支梁跨时Q>1。为进一步了解该跨度范围的连续梁荷载效应，建模检算（18+24+18）m单线连续刚构。该刚构设计活载为ZK活载，桥身采用C40混凝土、基础采用C35混凝土。模型共79个节点，76个单元，两端为活动支座，中间为固结。计算了ZK活载、ZK活载特种活载，救援列车编组（见1.2节）3个工况。各截面动力系数按实际跨度取值。连续刚构梁跨最大、最小弯矩活载系数见图8。

图8 连续刚构梁跨最大、最小弯矩活载系数

由图8可知，救援列车限速5 km/h时，最大弯矩活载系数小于1。最小弯矩活载系数在中跨1/4、3/4处为1.19，ZK活载、救援列车活载下最小弯矩分别为1 077，1 281 kN∙m；最小弯矩活载系数在边跨1/4处为1.36，ZK活载、救援列车活载下最小弯矩分别为181，247 kN∙m，边跨弯矩相对较小。因此中跨1/4、3/4处更为不利。

连续刚构梁跨最大剪力活载系数及最大剪力见图9。可知，救援列车限速5 km/h时的最大剪力与ZK活载包络最大剪力十分接近。虽然边跨1/4处最大剪力活载系数为1.52，但最大剪力相比支承处小。而在中跨大部分区域内最大剪力活载系数大于1.0（最大值为1.17）且量值较大，ZK活载、救援列车活载下最大剪力分别在1 050～1 347、1 120～1 458 kN。因此中跨较边跨更为不利。除此之外，连续刚构下部结构各项内力活载系数小于0.93。

图9 限速5 km/h时连续刚构梁跨最大剪力

综合最小弯矩及剪力结果考虑，认为钢筋混凝土连续刚构的中跨近支承处最为不利，通行救援列车应进一步分析计算该范围应力和裂缝。

5 结论

综合考虑竖向、横向荷载效应，得到NS1600救援列车通行常用跨度混凝土梁限速情况。结论如下：

1）NS1600救援列车通行单线16～90 m跨度梁限速5 km/h时超过设计活载荷载效应，若通行须进一步检算。

2）NS1600救援列车通行（18+24+16）m单线钢筋混凝土连续刚构时，中跨近支承处最为不利，应进一步分析计算该范围应力和裂缝。

3）NS1600救援列车单独通行双线梁时，竖向活载系数小于1，横框荷载效应超过设计活载1%，保守考虑宜限速60 km/h。

4）NS1600救援列车与CRH3列车同时通行双线梁时，救援列车限速60 km/h时跨度12～40 m竖向活载系数小于1，横框荷载效应超过设计活载1%，救援列车应限速60 km/h。

具体应用时，应根据线路条件、桥梁结构状态和救援起重机、运营列车的具体运行要求，综合制定救援列车的运行条件。