六七式鐵路舟橋在現行客貨共線鐵路列車荷載作用下的適用性研究

胡 君，王振軍，田 宇，張艷萍

(1.陸軍軍事交通學院學員五大隊，天津 300161；2.鐵道戰備舟橋處，山東 齊河 251100；3.陸軍軍事交通學院國防交通系，天津 300161)

鑒于六七式鐵路舟橋具有機動性好，架設、撤收速度快，通行能力大、隱蔽性強等特點，且不需要修建深水橋墩和基礎，因此舟橋保障成為深水大跨度鐵路橋梁保障的有效手段[1]。但隨著鐵路運輸技術的發展，現行鐵路列車荷載已經超出鐵路舟橋的原設計荷載——中-18級，在現行鐵路列車荷載圖式中，客貨共線鐵路列車荷載(簡稱ZKH荷載)是戰時鐵路交通保障需要考慮的重點荷載。本文以某深水鐵路特大橋為舟橋保障對象，對舟橋保障方案的主體部分(包括河中部分和過渡部分)在ZKH荷載作用下的適用性進行研究。

1 保障方案總體結構布置

某深水鐵路特大橋為鋼桁梁橋，總長860 m，由12孔等跨70 m下承式連續鋼桁梁構成。一旦損毀嚴重，在難以進行原橋搶修情況下，由于其跨越河流的河面較寬、河水較深，很難搶建便橋；跨越該河的鐵路橋梁很少，迂回保障困難；鐵公和鐵水倒運不僅難度大，而且運能低，因此利用六七式鐵路舟橋制訂舟橋保障方案成為該橋保障的首選方式。

經現場勘查，該深水鐵路特大橋上游6 km處水流平穩，可見流速3 m/s，河面寬近330 m，平均水深7～8 m，漂浮物少，距鐵路線2 km左右，引線較為方便，滿足鐵路舟橋架設基本條件。其鐵路舟橋保障方案河中部分和過渡部分結構布置如圖1所示。其中河中部分為16孔標準門橋，每孔長16.2 m；過渡部分為每岸1孔邊孔門橋，每孔長34.28 m，整個河中部分和過渡部分共計327.76 m。

圖1 鐵路舟橋保障方案(單位：mm)

2 六七式鐵路舟橋有限元模型的建立與驗證

2.1 基本假設

由于六七式鐵路舟橋結構復雜，利用ANSYS有限元分析軟件建立其河中部分和過渡部分有限元模型，必須基于一定的假設：六七式鐵路舟橋梁部結構是抗彎強度相同的彈性地基梁[2]，不考慮橫向水流和橫向風力的作用；使用彈簧模擬水的浮力，單個彈簧剛度為K=ρgA/n，其中：n為彈簧個數；A為全形舟浸水線面積。

2.2 舟橋有限元模型建立

為了減少單元數量，在建模過程中使用APDL命令流選取河中部分和過渡部分的一半進行建模，然后通過平面對稱得到整個模型。

舟橋梁部主體結構為全焊板梁，主要材料為Q345鋼，各板相當于薄殼結構，因此采用Shell181單元模擬；托架結構各桿件為角鋼，主要材料為Q235鋼，主要承受軸向力，因此采用Link180單元模擬；浮墩作為剛體，主要起到傳遞水的浮力和施加邊界條件的作用，因此選用Solid45單元模擬；將水的浮力簡化成彈簧來模擬浮墩在水中所受的浮力，該彈簧單元只承受軸向壓縮或拉伸，為軸向彈簧，因此選擇Combine14單元[3]。建模過程中，取鋼材彈性模量E=2.1×1011Pa，泊松比ν=0.3，全形舟浸水線面積為79 m2，舟橋恒載為10.5 kN/m。

在整個舟橋兩端施加簡支約束；河中部分和過渡部分連接處為鉸接；河中部分連續梁和托架采用共節點連接；每條全形舟兩端中間節點處約束其沿河流方向的位移，以保持橋軸線順直。建立的舟橋河中部分和過渡部分有限元模型如圖2所示。

圖2 鐵路舟橋有限元模型

2.3 舟橋有限元模型驗證

由于六七式鐵路舟橋原設計荷載為中-18級，故采用該荷載進行仿真模擬，并將仿真模擬結果與六七式鐵路舟橋在中-18級荷載作用下的理論計算結果進行比較，從而對舟橋有限元模型的可靠性進行驗證。具體數據如表1所示。

由表1可以看出，梁部結構上翼緣、下翼緣、槽鋼的最大彎曲正應力、腹板的最大剪應力以及托架各桿最大桿力的仿真模擬結果與理論計算結果相對誤差均不超過10%。由此可知，六七式鐵路舟橋河中部分和過渡部分有限元模型的建立方法、約束和荷載的施加方法是可行、可靠的。

表1 舟橋理論計算與仿真計算結果對比

3 ZKH荷載作用下舟橋的適用性分析

3.1 ZKH荷載的施加

按照我國2016年頒布的《鐵路列車荷載圖式》，ZKH荷載由兩部分組成，即集中荷載和均布荷載。在經過驗證的六七式鐵路舟橋有限元模型上施加ZKH荷載，進行求解計算，提取仿真模擬結果。

3.2 梁部結構應力

在ZKH荷載作用下，梁部結構上翼緣、下翼緣、上翼緣槽鋼最大彎曲正應力和腹板最大剪應力歷程曲線如圖3所示；最大彎曲正應力和腹板最大剪應力的具體數值如表2所示。

圖3 梁部結構各板最大彎曲正應力

表2 ZKH荷載作用下舟橋梁部結構最大應力

從圖3可知：在ZKH荷載作用下，邊孔梁部結構上翼緣、下翼緣和上翼緣槽鋼較河中部分更大，起控制作用。邊孔各板最大彎曲應力值隨著荷載移動，先是迅速增大，然后立即減小并趨于平穩；在荷載移動至另一邊孔門橋時，各板應力值有明顯波動。

從表2、圖3可以看出，舟橋邊孔梁部結構下翼緣最大彎曲拉應力和上翼緣槽鋼最大彎曲壓應力均超過了Q345鋼材的容許彎曲應力210 MPa。由此可知，邊孔門橋梁部結構強度不滿足ZKH荷載通行要求，需采取有效措施進行加強。河中部分梁部結構各板最大彎曲應力和舟橋梁部結構腹板的最大剪應力均小于容許應力值，滿足ZKH荷載的通行要求。

3.3 托架桿力

在ZKH荷載作用下，邊孔門橋和河中部分托架立桿、斜桿的最大桿力仿真模擬結果如圖4和表3所示。

圖4 ZKH荷載作用下托架立桿和斜桿最大桿力

由表3和圖4可知，在ZKH列車荷載下，邊孔托架各桿桿力要大于河中托架，起控制作用；邊孔托架立桿和斜桿整體穩定性不足，不滿足ZKH荷載通行要求，需要采取有效措施進行加強；邊孔托架上下弦桿桿力遠小于立桿和斜桿桿力，其強度均滿足ZKH荷載通行要求；河中部分托架各桿桿力較邊孔部分均較小，滿足ZKH荷載通行要求。

表3 邊孔和河中部分托架各桿加固前后受力分析

3.4 梁部結構豎向位移和浮墩下沉

在ZKH荷載作用下，梁部結構最大豎向位移和浮墩最大下沉的仿真模擬結果如圖5所示。

圖5 梁部結構最大豎向位移和浮墩下沉歷程曲線

根據ZKH荷載的施加方式，在集中荷載上橋之前，全橋已布滿ZKH均布荷載，舟橋梁部結構河中部分初始撓度為873.225 mm，當最右端集中荷載移動至距舟橋左端38 m和296 m處，其豎向位移達到較大值，分別為1 019.25 mm、1 019.75 mm，均超過了梁部結構豎向允許撓度值820.15 mm，不滿足剛度要求。

全形舟設計最大吃水為1 200 mm，恒載作用下河中全形舟最大吃水為371 mm[4]，在ZKH荷載作用下，浮墩最大下沉為1 003.14 mm，再加上恒載作用下的吃水，大于設計吃水，不滿足荷載通行要求。

4 舟橋加固方案

六七式鐵路舟橋作為一種制式器材，如對其梁部結構和托架選用強度更高的鋼材，則需要重新生產制造舟橋梁部和托架結構件，時間和經濟成本過高。相較而言，通過增加浮墩數量，調整浮墩布置，可以提供更大的浮力，有效改善舟橋梁部結構撓度和浮墩下沉；同時增加浮墩的數量，托架桁數量也隨之增加，每片托架桁受力也就會隨之減??；梁的跨度會減小，梁部結構的彎曲應力也會隨之減小。舟橋的標準梁節每間隔1.35 m，在下翼緣加勁肋兩側預留有安裝托架的螺栓孔，因此可以很方便地調整托架和浮墩位置。綜上，本文擬采用增加浮墩數量、調整浮墩布置的方式，來改進舟橋的受力情況，提高其承載能力。

如圖6所示，河中部分加固方案是將1孔標準門橋的2條全形舟增加至3條，舟間距由原方案的8.1 m調整為5.4 m。邊孔門橋加固方案是在原方案大浮墩河側位置增加1條全形舟來提供浮力，使大浮墩全形舟由原方案的4條增加為5條；同時在岸邊支座和大浮墩之間增加1個由2條全形舟組成的輔助墩，為該處梁部結構提供支撐。

圖6 舟橋加固方案(單位：mm)

5 加固后舟橋ZKH荷載適用性分析

5.1 梁部結構應力

由于河中部分梁部結構各板彎曲應力要小于邊孔門橋，不起控制作用，故著重對邊孔門橋梁部結構上翼緣、下翼緣、上翼緣槽鋼的最大彎曲應力進行分析。在ZKH荷載作用下，加固后梁部結構應力仿真模擬結果見表2，相關數據均小于Q345鋼材的容許應力值，滿足ZKH荷載通行要求。

5.2 托架桿力

在ZKH荷載作用下，托架上下弦桿桿力較托架立桿和斜桿明顯要小，不起控制作用，故著重對托架立桿和斜桿進行分析。加固后舟橋方案托架立桿和斜桿最大桿力、應力的仿真模擬結果見表3，加固后托架各桿的最大桿力明顯減小，均滿足ZKH荷載通行要求。

5.3 梁部結構最大豎向位移和浮墩下沉

在ZKH荷載作用下，加固后舟橋方案全橋梁部結構最大豎向位移和浮墩下沉較原方案有明顯改善。加固后邊孔門橋與河中部分門橋鉸接位置處梁部結構豎向位移最大值669.7 mm，小于容許撓度值820.15 mm，滿足ZKH荷載通行要求；浮墩最大下沉為664.34 mm，再加上恒載下吃水，小于浮墩設計吃水1 200 mm，滿足ZKH荷載通行要求。

6 結束語

本文僅考慮了豎向列車荷載，未考慮風載、列車搖擺力等附加荷載，且沒有考慮在列車荷載作用下舟橋的動力特性，今后還需要進一步研究；有條件時，還需借助荷載試驗進行六七式鐵路舟橋在現行鐵路列車荷載作用下的適用性分析。