胡 君，王振军，田 宇，张艳萍

(1.陆军军事交通学院学员五大队，天津 300161；2.铁道战备舟桥处，山东 齐河 251100；3.陆军军事交通学院国防交通系，天津 300161)

鉴于六七式铁路舟桥具有机动性好，架设、撤收速度快，通行能力大、隐蔽性强等特点，且不需要修建深水桥墩和基础，因此舟桥保障成为深水大跨度铁路桥梁保障的有效手段[1]。但随着铁路运输技术的发展，现行铁路列车荷载已经超出铁路舟桥的原设计荷载——中-18级，在现行铁路列车荷载图式中，客货共线铁路列车荷载(简称ZKH荷载)是战时铁路交通保障需要考虑的重点荷载。本文以某深水铁路特大桥为舟桥保障对象，对舟桥保障方案的主体部分(包括河中部分和过渡部分)在ZKH荷载作用下的适用性进行研究。

1 保障方案总体结构布置

某深水铁路特大桥为钢桁梁桥，总长860 m，由12孔等跨70 m下承式连续钢桁梁构成。一旦损毁严重，在难以进行原桥抢修情况下，由于其跨越河流的河面较宽、河水较深，很难抢建便桥；跨越该河的铁路桥梁很少，迂回保障困难；铁公和铁水倒运不仅难度大，而且运能低，因此利用六七式铁路舟桥制订舟桥保障方案成为该桥保障的首选方式。

经现场勘查，该深水铁路特大桥上游6 km处水流平稳，可见流速3 m/s，河面宽近330 m，平均水深7～8 m，漂浮物少，距铁路线2 km左右，引线较为方便，满足铁路舟桥架设基本条件。其铁路舟桥保障方案河中部分和过渡部分结构布置如图1所示。其中河中部分为16孔标准门桥，每孔长16.2 m；过渡部分为每岸1孔边孔门桥，每孔长34.28 m，整个河中部分和过渡部分共计327.76 m。

图1 铁路舟桥保障方案(单位：mm)

2 六七式铁路舟桥有限元模型的建立与验证

2.1 基本假设

由于六七式铁路舟桥结构复杂，利用ANSYS有限元分析软件建立其河中部分和过渡部分有限元模型，必须基于一定的假设：六七式铁路舟桥梁部结构是抗弯强度相同的弹性地基梁[2]，不考虑横向水流和横向风力的作用；使用弹簧模拟水的浮力，单个弹簧刚度为K=ρgA/n，其中：n为弹簧个数；A为全形舟浸水线面积。

2.2 舟桥有限元模型建立

为了减少单元数量，在建模过程中使用APDL命令流选取河中部分和过渡部分的一半进行建模，然后通过平面对称得到整个模型。

舟桥梁部主体结构为全焊板梁，主要材料为Q345钢，各板相当于薄壳结构，因此采用Shell181单元模拟；托架结构各杆件为角钢，主要材料为Q235钢，主要承受轴向力，因此采用Link180单元模拟；浮墩作为刚体，主要起到传递水的浮力和施加边界条件的作用，因此选用Solid45单元模拟；将水的浮力简化成弹簧来模拟浮墩在水中所受的浮力，该弹簧单元只承受轴向压缩或拉伸，为轴向弹簧，因此选择Combine14单元[3]。建模过程中，取钢材弹性模量E=2.1×1011Pa，泊松比ν=0.3，全形舟浸水线面积为79 m2，舟桥恒载为10.5 kN/m。

在整个舟桥两端施加简支约束；河中部分和过渡部分连接处为铰接；河中部分连续梁和托架采用共节点连接；每条全形舟两端中间节点处约束其沿河流方向的位移，以保持桥轴线顺直。建立的舟桥河中部分和过渡部分有限元模型如图2所示。

图2 铁路舟桥有限元模型

2.3 舟桥有限元模型验证

由于六七式铁路舟桥原设计荷载为中-18级，故采用该荷载进行仿真模拟，并将仿真模拟结果与六七式铁路舟桥在中-18级荷载作用下的理论计算结果进行比较，从而对舟桥有限元模型的可靠性进行验证。具体数据如表1所示。

由表1可以看出，梁部结构上翼缘、下翼缘、槽钢的最大弯曲正应力、腹板的最大剪应力以及托架各杆最大杆力的仿真模拟结果与理论计算结果相对误差均不超过10%。由此可知，六七式铁路舟桥河中部分和过渡部分有限元模型的建立方法、约束和荷载的施加方法是可行、可靠的。

表1 舟桥理论计算与仿真计算结果对比

3 ZKH荷载作用下舟桥的适用性分析

3.1 ZKH荷载的施加

按照我国2016年颁布的《铁路列车荷载图式》，ZKH荷载由两部分组成，即集中荷载和均布荷载。在经过验证的六七式铁路舟桥有限元模型上施加ZKH荷载，进行求解计算，提取仿真模拟结果。

3.2 梁部结构应力

在ZKH荷载作用下，梁部结构上翼缘、下翼缘、上翼缘槽钢最大弯曲正应力和腹板最大剪应力历程曲线如图3所示；最大弯曲正应力和腹板最大剪应力的具体数值如表2所示。

图3 梁部结构各板最大弯曲正应力

表2 ZKH荷载作用下舟桥梁部结构最大应力

从图3可知：在ZKH荷载作用下，边孔梁部结构上翼缘、下翼缘和上翼缘槽钢较河中部分更大，起控制作用。边孔各板最大弯曲应力值随着荷载移动，先是迅速增大，然后立即减小并趋于平稳；在荷载移动至另一边孔门桥时，各板应力值有明显波动。

从表2、图3可以看出，舟桥边孔梁部结构下翼缘最大弯曲拉应力和上翼缘槽钢最大弯曲压应力均超过了Q345钢材的容许弯曲应力210 MPa。由此可知，边孔门桥梁部结构强度不满足ZKH荷载通行要求，需采取有效措施进行加强。河中部分梁部结构各板最大弯曲应力和舟桥梁部结构腹板的最大剪应力均小于容许应力值，满足ZKH荷载的通行要求。

3.3 托架杆力

在ZKH荷载作用下，边孔门桥和河中部分托架立杆、斜杆的最大杆力仿真模拟结果如图4和表3所示。

图4 ZKH荷载作用下托架立杆和斜杆最大杆力

由表3和图4可知，在ZKH列车荷载下，边孔托架各杆杆力要大于河中托架，起控制作用；边孔托架立杆和斜杆整体稳定性不足，不满足ZKH荷载通行要求，需要采取有效措施进行加强；边孔托架上下弦杆杆力远小于立杆和斜杆杆力，其强度均满足ZKH荷载通行要求；河中部分托架各杆杆力较边孔部分均较小，满足ZKH荷载通行要求。

表3 边孔和河中部分托架各杆加固前后受力分析

3.4 梁部结构竖向位移和浮墩下沉

在ZKH荷载作用下，梁部结构最大竖向位移和浮墩最大下沉的仿真模拟结果如图5所示。

图5 梁部结构最大竖向位移和浮墩下沉历程曲线

根据ZKH荷载的施加方式，在集中荷载上桥之前，全桥已布满ZKH均布荷载，舟桥梁部结构河中部分初始挠度为873.225 mm，当最右端集中荷载移动至距舟桥左端38 m和296 m处，其竖向位移达到较大值，分别为1 019.25 mm、1 019.75 mm，均超过了梁部结构竖向允许挠度值820.15 mm，不满足刚度要求。

全形舟设计最大吃水为1 200 mm，恒载作用下河中全形舟最大吃水为371 mm[4]，在ZKH荷载作用下，浮墩最大下沉为1 003.14 mm，再加上恒载作用下的吃水，大于设计吃水，不满足荷载通行要求。

4 舟桥加固方案

六七式铁路舟桥作为一种制式器材，如对其梁部结构和托架选用强度更高的钢材，则需要重新生产制造舟桥梁部和托架结构件，时间和经济成本过高。相较而言，通过增加浮墩数量，调整浮墩布置，可以提供更大的浮力，有效改善舟桥梁部结构挠度和浮墩下沉；同时增加浮墩的数量，托架桁数量也随之增加，每片托架桁受力也就会随之减小；梁的跨度会减小，梁部结构的弯曲应力也会随之减小。舟桥的标准梁节每间隔1.35 m，在下翼缘加劲肋两侧预留有安装托架的螺栓孔，因此可以很方便地调整托架和浮墩位置。综上，本文拟采用增加浮墩数量、调整浮墩布置的方式，来改进舟桥的受力情况，提高其承载能力。

如图6所示，河中部分加固方案是将1孔标准门桥的2条全形舟增加至3条，舟间距由原方案的8.1 m调整为5.4 m。边孔门桥加固方案是在原方案大浮墩河侧位置增加1条全形舟来提供浮力，使大浮墩全形舟由原方案的4条增加为5条；同时在岸边支座和大浮墩之间增加1个由2条全形舟组成的辅助墩，为该处梁部结构提供支撑。

图6 舟桥加固方案(单位：mm)

5 加固后舟桥ZKH荷载适用性分析

5.1 梁部结构应力

由于河中部分梁部结构各板弯曲应力要小于边孔门桥，不起控制作用，故着重对边孔门桥梁部结构上翼缘、下翼缘、上翼缘槽钢的最大弯曲应力进行分析。在ZKH荷载作用下，加固后梁部结构应力仿真模拟结果见表2，相关数据均小于Q345钢材的容许应力值，满足ZKH荷载通行要求。

5.2 托架杆力

在ZKH荷载作用下，托架上下弦杆杆力较托架立杆和斜杆明显要小，不起控制作用，故着重对托架立杆和斜杆进行分析。加固后舟桥方案托架立杆和斜杆最大杆力、应力的仿真模拟结果见表3，加固后托架各杆的最大杆力明显减小，均满足ZKH荷载通行要求。

5.3 梁部结构最大竖向位移和浮墩下沉

在ZKH荷载作用下，加固后舟桥方案全桥梁部结构最大竖向位移和浮墩下沉较原方案有明显改善。加固后边孔门桥与河中部分门桥铰接位置处梁部结构竖向位移最大值669.7 mm，小于容许挠度值820.15 mm，满足ZKH荷载通行要求；浮墩最大下沉为664.34 mm，再加上恒载下吃水，小于浮墩设计吃水1 200 mm，满足ZKH荷载通行要求。

6 结束语

本文仅考虑了竖向列车荷载，未考虑风载、列车摇摆力等附加荷载，且没有考虑在列车荷载作用下舟桥的动力特性，今后还需要进一步研究；有条件时，还需借助荷载试验进行六七式铁路舟桥在现行铁路列车荷载作用下的适用性分析。