劉 飛，李善坡，劉 寧，李可佳

(中國鐵道科學研究院集團有限公司 運輸及經濟研究所，北京 100081)

T型預應力混凝土梁[1-2]是我國鐵路橋梁建設中最常用的關鍵部件，常見于速度160 km/h和200 km/h 的客貨共線鐵路橋梁。T型預應力混凝土梁屬于超長、超限貨物，常采用2輛及以上車輛跨裝運輸，其中混凝土梁轉向架是跨裝運輸必備的裝載加固裝置[3]。 目前我國鐵路建設需要的32.6 m長T型預應力混凝土梁重達148 t，既有混凝土梁轉向架主要用于質量不大于130 t梁的運輸[4-5]，不能滿足運輸需求。DL1型專用車組雖然可用于大于130 t梁的運輸，但其按長大貨車管理，運輸成本較高。隨著27 t軸重普通平車的研制成功，為開發(fā)大承載能力的普通平車混凝土梁轉向架提供了條件，亟需研究設計基于27 t軸重的NX80型平車的新型混凝土梁轉向架。

1 新型混凝土梁轉向架設計

新型混凝土梁轉向架的設計要充分利用NX80型平車載重能力，滿足質量不大于148 t、長度不大于32.6 m的T型預應力混凝土梁運輸。以速度為 200 km/h、跨度為32 m的客貨共線T型梁中梁為例，全長32.6 m、重148 t，單個支點承重不低于74 t，需跨裝運輸。根據NX80型平車容許載質量可知，地板負重面長度為6 m時可達到滿載，轉向架跨距按照3 m設計，承重即可達到80 t，能夠滿足使用要求?？缪b運輸時，一般需2輛車負重，中間加掛1輛游車。受車組在運輸過程中車鉤緩沖器壓縮量變化影響，跨裝支距在運輸過程為動態(tài)變化值，貨物轉向架需設計具有長圓孔的活心盤，長圓孔孔距長度不得小于300 mm。T型梁高2.7 m，邊/中梁頂寬2.28 m/ 1.9 m，邊/中梁垂向重心高1 561 mm/1 530 mm，下緣寬度0.88 m，在運輸過程中有傾覆風險，需設計斜支撐及旁承以防止運輸過程中梁的傾覆。

在滿足上述要求的基礎上，新型混凝土梁轉向架的設計需結合既有橋梁轉向架使用經驗，在結構上進行加強和優(yōu)化，使操作性更優(yōu)。同時盡可能使用高性能材料，提高承載能力，減少一次性材料的使用，提高經濟環(huán)保性。結合使用實際，需重點從以下幾個方面進行優(yōu)化升級。

（1）優(yōu)化力傳導徑路，改善車輛受力。既有8149型混凝土梁轉向架的旁承均安裝在兩橫梁之間的車地板上，旁承的受力直接傳遞到跨距內的車地板上，對車輛的集重有一定的影響。新型混凝土梁轉向架旁承直接搭架在橫梁上，保留旁承功能性作用的同時將旁承的受力直接傳遞到橫梁上，轉向架跨距內的車地板上不再承受梁體的重量，有利于改善車體的集重。旁承與橫梁連接示意圖如圖1所示。

圖1 旁承與橫梁連接示意圖Fig.1 Connection diagram of side bearing and cross beam

（2）使用高性能材料，提高主要受力部件承載能力。對橋梁轉向架各部件受拉、受壓、受彎、受扭情況做全面分析，提高主要受力部件材料性能等級，諸如下架體、上架體上部支承板等，可采用性能更優(yōu)的Q355材料。

（3）對局部結構進行加強，提高橋梁轉向架整體壽命。在橋梁轉向架結構中，運輸過程中中心銷軸對下架體上、下蓋板銷軸孔和上架體銷軸孔不斷擠壓，受擠壓部位容易發(fā)生變形，材料失效，影響轉向架整體使用壽命。下架體上、下蓋板銷軸孔和上架體銷軸孔部位均需進行加強。

（4）減少一次性加固材料使用，提高環(huán)保性。橋梁轉向架在運梁時，需在上架體上加墊防滑墊木和橡膠墊，由于其一次性使用，既不經濟又不環(huán)保，可通過將橡膠板采用螺釘緊定方式固定在上架體表面，既能降低轉向架承載面高度，又能減少一次性加固材料的使用。

（5）采用可調式斜支撐，提高操作便利性?，F(xiàn)有8149型混凝土梁轉向架的斜支撐長度不可調整，不同高度的梁需要匹配不同規(guī)格斜支撐。通過將固定長度斜支撐改進為可調節(jié)式斜支撐，能適應不同高度T型梁，提高操作便利性。

基于上述設計和優(yōu)化思路，新型混凝土梁轉向架按照許用應力法進行了整體結構強度設計，同時要滿足撓跨比不大于1/500的剛度要求，新型混凝土梁轉向架結構示意圖如圖2所示，主要包括橫梁、下架體、旁承、上架體、中心銷和斜支撐，每副自重7.27 t (包括斜支撐)。單個轉向架承重74 t，考慮10%的超載系數(shù)，單個轉向架設計載重設為81.5 t，總設計載重163 t。

圖2 新型混凝土梁轉向架結構示意圖Fig.2 Structural diagram of new concrete beam turning rack

2 新型混凝土梁轉向架結構強度計算

根據《鐵路貨物裝載加固規(guī)則》，運輸過程中作用在貨物上的慣性力計算如下。

縱向慣性力T的計算公式為

式中：t0為每噸貨物的縱向慣性力，取值為5.88 kN/t；Q為設計最大承載能力，取值為163 t。

因此，T= 5.88×163 = 958.44 kN。

橫向慣性力N的計算公式為

式中：n0為每噸貨物的橫向慣性力，取值為2.82 kN/t。

因此，N=n0×Q= 2.82×163 = 459.66 kN。

縱向慣性力Q垂的計算公式為

式中：q0為每噸貨物的垂向慣性力，取值為3.54 kN/t。

因此，Q垂=q0×Q= 3.54×163 = 577.02 kN。

轉向架所受到的力主要如下。①梁重：G= 9.8× 163 = 1 597.4 kN，每個轉向架承受798.7 kN。②垂 向慣性力：貨物的垂向慣性力直接傳遞到2個轉向架上，每個轉向架承受288.51 kN。③縱向慣性力：貨物的縱向慣性力通過死心盤上架體傳遞到中心銷，再由中心銷傳遞到下架體，由單個轉向架承受，大小為958.44 kN。④橫向慣性力：貨物的橫向慣性力直接傳遞到2個轉向架上，每個轉向架承受 229.83 kN。

2.1 中心銷剪切和擠壓強度校核

中心銷設計直徑為100 mm，在縱向慣性力和橫向慣性力的作用下，中心銷所承受的縱向、橫向剪應力和組合剪應力計算公式如下。

式中：τ縱為中心銷所承受的縱向剪應力，MPa；r為中心銷軸半徑，取值為50 mm。

式中：τ橫為中心銷所承受的橫向剪應力，MPa。

式中：τ組為中心銷所承受的組合剪應力， MPa 。

中心銷材料為45號鋼，其許用應力[σ]為250 MPa，許用剪應力為[τ] = 0.6[σ] = 150 MPa，因而剪切強度滿足要求。

在縱向慣性力和橫向慣性力的作用下，中心銷所承受縱向、橫向和組合擠壓應力計算公式如下。

式中：σbs縱為中心銷所承受的縱向擠壓應力，MPa；S為中心銷與上、下架體中心銷孔處最小接觸面積，取值為2 600 mm2。

式中：σbs橫為中心銷所承受的橫向擠壓應力，MPa。

式中：σbs為中心銷所承受的組合擠壓應力，MPa。

中心銷的許用擠壓應力為[σbs] = 1.7[σ] = 425 MPa，因而擠壓強度滿足要求。

2.2 斜支撐強度和穩(wěn)定性校核

考慮最危險工況：貨物的橫向慣性力、過曲線時外軌超高引起的重力分量和風力W同時起作用。這些力主要傳遞到一側的斜支撐上，同時斜支撐調節(jié)到最大長度L= 2 520 mm，混凝土梁通過曲線裝載示意圖如圖3所示。

圖3 混凝土梁通過曲線裝載示意圖Fig.3 Loading diagram of concrete beam passing through curve

風力W的計算公式為

式中：q為側向計算風壓，取值為0.49 kN/m2；F為側向迎風面的投影面積，取值為89.65 m2。

因此，W=q×F= 0.49×89.65 = 43.93 kN。

根據力矩平衡，斜支撐受到的最大壓力P為

式中：h為梁體重心距梁底最大高度，取值為1 557 mm；α為最大傾角，取值為6°；H為梁體高度，取值為2 700 mm；B為梁體底面寬度，取值為880 mm；l偏為重心橫向最大偏移，取值為22 mm；l為旋轉支點S到斜支撐中心線的距離，取值為1 134 mm。

因此，性和強度滿足要求。

2.3 支撐銷剪切和擠壓強度校核

支撐銷剪切τ銷的計算公式為

式中：T銷為由斜支撐傳遞給支撐銷的最大剪切力，取值為81.74 kN；r銷為斜支撐與上架體連接的支撐銷半徑，取值為21 mm。

支撐銷材料為45號鋼，其許用應力[σ]為250 MPa，許用剪應力為[τ] = 0.6[σ] = 150 MPa，所以剪切強度滿足要求。

在斜支撐作用下，支撐銷承受擠壓，擠壓應力σbs銷的計算公式為

式中：S銷為支撐銷承壓面積，取值為1 680 mm2。

斜支撐最小截面處的壓應力σ計算公式為

式中：D為斜支撐外直徑，取值為95 mm；d為斜支撐內直徑，取值為85 mm。

斜支撐的最小臨界載荷Pcr的計算公式為

式中：E為材料彈性模量，取值為210 GPa；I為斜支撐的最小截面慣性矩，取值為1 435 764 mm4；L為斜支撐長度，取值為2 520 mm。

單根斜支撐可以承受的力為Pcr= 468.57 kN大于需要承載的力P= 81.74 kN，斜支撐最小截面處的壓應力57.82 MPa小于許用應力160 MPa，斜支撐穩(wěn)定

支撐銷的許用擠壓應力為[σbs銷] = 1.7[σ] = 425 MPa，因而擠壓強度滿足要求。

3 新型混凝土梁轉向架有限元分析

在有限元分析中，根據轉向架實際使用情況，可按照以下工況進行加載。工況1：單獨重力(梁)作用(垂向fy= 798.7 kN)。工況2：梁重力和垂向慣性力共同作用(fy= 1 087.21 kN)。

工況3：梁重力和縱向慣性力(fy= 798.7 kN，fz= 958.44 kN)。

工況4：梁重力和橫向慣性力(fy= 798.7 kN，fx= 229.83 kN)。

3.1 上架體結構有限元分析

上架體采用有限元方法進行分析，節(jié)總數(shù) 31 547，單元總數(shù)17 727，上架體網格劃分示意圖如圖4所示。工況1仿真結果如圖5所示，工況2仿真結果如圖6所示，工況3仿真結果如圖7所示，工況4仿真結果如圖8所示，上架體最大應力為161.9 MPa，發(fā)生在梁重力和縱向力共同作用下，下蓋板材料為Q355，小于材料許用應力245 MPa，強度滿足要求。

圖4 上架體網格劃分示意圖Fig.4 Upper frame meshing

圖5 工況1仿真結果Fig.5 Simulations of Case 1

圖6 工況2仿真結果Fig.6 Simulations of Case 2

圖7 工況3仿真結果Fig.7 Simulations of Case 3

圖8 工況4仿真結果Fig.8 Simulations of Case 4

3.2 下架體結構有限元分析

下架體采用有限元方法進行分析，節(jié)總數(shù) 20 209，單元總數(shù)10 593，下架體網格劃分示意圖如圖9所示。工況1仿真結果如圖10所示，工況2仿真結果如圖11所示，工況3仿真結果如圖12所示，工況4仿真結果如圖13所示，下架體最大應力為213.6 MPa，出現(xiàn)在上蓋板加強板銷軸孔周邊，撓度最大為2.42 mm，下架體材料為Q355，最大應力小于材料許用應力245 MPa，強度、剛度均滿足 要求[6-8]。

圖9 下架體網格劃分示意圖Fig.9 Lower frame meshing

圖10 工況1仿真結果Fig.10 Simulation results of Case 1

圖11 工況2仿真結果Fig.11 Simulations of Case 2

圖12 工況3仿真結果Fig.12 Simulations of Case 3

圖13 工況4仿真結果Fig.13 Simulations of Case 4

4 新型混凝土梁轉向架靜載試驗

對新型混凝土梁轉向架進行了靜載試驗，下架體應力測點布置示意圖如圖14所示，靜態(tài)檢測測點布置位置如表1所示。采用液壓逐級加載的方式，從70 t開始計數(shù)，以20 t為一個級別，逐步加載到110 t (單個轉向架允許載重的1.4倍)。靜載試驗測點應力值如表2所示，靜載試驗測點撓度值如表3所示。

表1 靜態(tài)檢測測點布置位置Tab.1 Positions of static detection points

圖14 下架體應力測點布置示意圖Fig.14 Layout of stress measuring points of the lower frame

表2 靜載試驗測點應力值Tab.2 Stress values of measuring points in a static load test

表3 靜載試驗測點撓度值Tab.3 Deflection values of measuring points in a static load test

下架體加載質量達到110 t時，下架體4號測點應力最大，為73.6 MPa，下架體所用材料為Q345，許用應力為245 MPa，強度滿足要求；在靜載試驗時，下架體加載質量達到110 t時，下架體位移測點處(4號測點)最大位移為3 mm，撓跨比約為 1/1 000，小于1/500，剛度滿足要求。

5 結束語

基于27 t軸重平車的新型混凝土梁轉向架能夠充分利用車輛承載能力，適應普通貨車軸重提升至27 t、 載重80 t的發(fā)展趨勢，滿足時速160 km和200 km客貨共線橋梁、重達148 t的32.6 m長T型預應力混凝土梁運輸需求。理論計算、有限元分析和靜載試驗結果表明，新型混凝土梁轉向架的強度、剛度、穩(wěn)定性滿足《鐵路貨物裝載加固規(guī)則》和《鐵路貨物裝載加固材料和裝置第1部分：貨物轉向架》相關要求。新型混凝土梁轉向架在結構形式、結構強度等方面進行了優(yōu)化，整體性強，車輛承載方式合理，設計承載能力為163 t，既可滿足質量148 t以下預應力混凝土T型梁采用軸重27 t普通平車運輸要求，又可避免既有混凝土梁轉向架采用軸重27 t普通平車運輸虧噸問題。同時與大噸位混凝土梁采用DL1型專用車運輸相比，運輸成本大幅降低。目前，27 t 軸重普通平車未正式使用，新型混凝土梁轉向架設計研究作為技術儲備，可隨27 t軸重普通平車投入運用。