可展式鐵路搶修梁的技術方案研究與力學分析

張非凡，徐光興，李明陽

(1.石家莊鐵道大學河北省交通應急保障工程技術研究中心,石家莊 050043; 2.石家莊鐵道大學安全工程與應急管理學院,石家莊 050043)

引言

鐵路運輸是我國物資和人員運輸?shù)闹е?我國建有全球最大的高鐵網(wǎng)和第二大普鐵網(wǎng),橋梁作為高鐵線路的主要組成部分和普鐵線路的關鍵節(jié)點,其數(shù)量多、分布廣[1-4]。鐵路橋梁在自然災害下可能發(fā)生損毀,在戰(zhàn)時也是敵方重點打擊目標。因而,對損毀的橋梁進行快速搶修歷來是交通應急保障領域的重點研究課題。

我國既有鐵路梁部搶修器材有六四式鐵路搶修梁、八七式鐵路搶修梁、拆裝式桁梁等[5-7]。六四梁是目前常規(guī)跨度鐵路簡支梁橋的搶修器材,為構架式結構,拼裝速度快但存儲運輸占用空間大,在東風4型內燃機車單機隨掛70 kN/m的活載作用下,最大通車速度為40 km/h,可適應16～44 m跨度的鐵路橋梁搶修。八七梁為線性桿件式結構,存儲運輸方便,但拼裝過程復雜,拼架一孔64 m上承式梁約需30 h,在前進型內燃機車單機隨掛70 kN/m的活載作用下,最大通車速度為40 km/h,可適應40～96 m跨度的鐵路橋梁搶修。拆裝梁是用于鐵路橋梁搶修的又一種梁型,適應跨度為12～80 m,在前進型機車單機隨掛60 kN/m的活載作用下除特殊情況外可不限速通過,線性桿件式的設計使其存儲運輸方便,但其桿件及配件種類多達59種,拼架過程繁瑣,拼架一孔32 m跨度的拆裝梁需40 h。

上述分析可知,我國既有梁部搶修器材的技戰(zhàn)術指標是根據(jù)20世紀六七十年代國家經(jīng)濟技術水平和當時戰(zhàn)爭中橋梁搶修的特點和戰(zhàn)術要求確定的,隨著我國鐵路列車軸重的不斷加大、橋梁跨度的不斷調整、通車速度的不斷提高,既有鐵路搶修梁設計荷載低、通車速度慢、拼裝復雜、存儲運輸不便等缺點已不能完全滿足現(xiàn)代鐵路橋梁搶修的需求[8-9]。就我國鐵路搶修梁研發(fā)而言,近30年沒有新的梁部搶修器材列入儲備。因此,研究一種新型鐵路搶修梁就顯得十分迫切與必要。

可展結構是基于機構學理論的一種新型結構,它具有兩種穩(wěn)定的構型:完全折疊狀態(tài)和完全展開狀態(tài)。結構處于完全折疊狀態(tài)時體積較小,便于運輸和存儲;結構展開并鎖定后,可轉變?yōu)閹缀尾蛔凅w系,發(fā)揮其使用功能[10-11]。采用可展結構是解決搶修梁橋節(jié)存儲、運輸狀態(tài)體積大且拼裝復雜等缺點的有效方案,有望成為發(fā)展新型裝配式橋梁的關鍵技術。在交通應急保障領域,國內外已有學者將可展結構應用于公路、人行橋梁的梁部搶修器材中[12-20],但在鐵路橋梁應急搶修領域國內外對此還鮮有研究。本文在既有鐵路搶修梁的基礎上,根據(jù)可展結構特點,提出了一種可展式鐵路搶修梁的技術方案,建立了有限元模型和多體動力學模型,對其力學性能和車橋耦合性能進行了分析。

1 可展式鐵路搶修梁技術方案

1.1 搶修梁的組成和結構形式

如圖1所示,可展式鐵路搶修梁采用上承式簡支鋼桁梁的結構形式,梁高3.3 m,寬2.6 m,梁高可適應我國大部分32 m鐵路簡支梁的梁高標準。整孔搶修梁由兩組空間桁架梁通過上下平縱聯(lián)、橫聯(lián)連接組成,搶修梁頂部簡易橋面系與上平縱聯(lián)通過螺栓連接。每組空間桁梁由2片左傾斜腹桿桁架、1片右傾斜腹桿桁架和1片間斷斜腹桿桁架組成,每片平面桁架的腹桿向同一方向傾斜,相鄰平面桁架的腹桿傾斜方向相反。

圖1 可展搶修梁結構(單位:mm)Fig.1 Deployable emergency repair beam structure (unit: mm)

圖2為右傾斜腹桿桁架示意,右傾斜腹桿桁架的工作狀態(tài)分為完全展開狀態(tài)和半展開狀態(tài),分別對應不同的搶修梁高。由圖2(a)可知,完全展開狀態(tài)的32 m跨右傾斜腹桿桁架由1個1號端構架、1個2號端構架和3個中間構架通過上下弦桿的螺栓連接而成,梁跨組成為(4.2+8×3+4.2) m。中間構架為一平行四邊形多連桿可變機構,由4根平行設置的斜腹桿和上、下弦桿通過鋼銷鉸接而成,在伸縮裝置的作用下,中間構架可實現(xiàn)展開/折疊,分別對應工作狀態(tài)和存儲、運輸狀態(tài)。端構架由上下弦桿、斜腹桿、端豎桿組成,1號、2號端構架上下弦桿長度略有不同,拔出端豎桿與上弦桿的連接鋼銷后,端構架成為一平行四邊形多連桿機構,可實現(xiàn)折疊。左傾斜腹桿桁架與右傾斜腹桿桁架形式相同,可由右傾斜腹桿桁架調頭得到。由圖2(b)可知,半展開狀態(tài)的24 m跨右傾斜腹桿桁架由1個L1號端構架、1個L2號端構架和3個中間構架通過上下弦桿的螺栓連接而成,梁跨組成為(2+8+4+8+2) m。與完全展開狀態(tài)的右傾斜腹桿桁架相同,中間構架和端構架在解除連接部位和鎖定部位后均變?yōu)槠叫兴倪呅味噙B桿可變機構,可實現(xiàn)折疊/展開。同樣的,半展開狀態(tài)左傾斜腹桿桁架與右傾斜腹桿桁架形式相同,可由右傾斜腹桿桁架調頭得到。

圖2 右傾斜腹桿桁架(單位:mm)Fig.2 Right inclined web member truss (unit: mm)

由端構架、若干中間構架連接而成的左、右傾斜腹桿桁架,拔出端部桿件與上弦桿的連接鋼銷后,整片桁架也是一個多連桿可變機構。桁架展開到位后,連接相鄰片間弦桿上的連接螺栓并固定端豎桿與上弦桿的連接鋼銷,可使空間桁架梁成為幾何不變的結構體系,承受荷載的作用。

圖3所示為間斷斜腹桿構架,每個間斷斜腹桿構架長8 m,其主要作用是兼做導梁,輔助搶修梁的架設。間斷斜腹桿構架第3根斜腹桿可沿上下弦桿滑動,其與上下弦桿有兩個連接銷孔位置,與左側孔位連接時呈展開(工作)狀態(tài),與右側孔位連接時呈折疊(存儲、架設)狀態(tài)。

圖3 間斷斜腹桿構架Fig.3 Interrupted oblique web member frame

上、下平縱聯(lián)采用同一結構,每組上、下平縱聯(lián)由2根橫梁、2根“X”形布置的斜撐組成(圖1),拔出“X”形斜撐與2根橫梁一端的連接鋼銷,上、下平縱聯(lián)可折疊并攏,便于存儲、運輸。橫聯(lián)包括橫聯(lián)斜撐和橫聯(lián)水平撐,分別用于工作狀態(tài)和架設狀態(tài)。

1.2 搶修梁的主要技術性能指標

(1)適應跨度:32,24 m。

我國鐵路簡支梁橋跨度以32 m為主,24 m等跨度作為輔助調跨。完全展開狀態(tài)和半展開狀態(tài)的可展式鐵路搶修梁梁高分別為3.0 m和2.3 m,通過不同長度主桁構架和端構架的組合可分別適應32 m跨度和24 m跨度的鐵路橋梁搶修。

(2)設計活載:東風4+70 kN/m活載、ZK活載、ZKH活載。

根據(jù)《鐵路橋梁搶修(建)技術規(guī)程(試行)》(以下簡稱“《規(guī)程》”),采用東風4型內燃機車單機隨掛70 kN/m活載。為滿足現(xiàn)代鐵路橋梁搶修需求,還考慮了高鐵ZK活載和客貨共線鐵路ZKH活載。

(3)架設速度:4小時展開架設一孔32 m搶修梁。

可展式搶修梁采用構件一體化的設計理念,與既有搶修梁相比,可顯著縮短拼裝時間。通過設計合理的展開方案并結合內嵌導梁的架設方法,可實現(xiàn)4小時內架設一孔32 m搶修梁。

(4)存儲性能:存儲空間小、運輸裝載系數(shù)高。

由于搶修梁節(jié)段可折疊/展開的特點,存儲時占用空間小,運輸時可采用鐵路平板車或卡車直接運輸,增大了運輸裝載系數(shù)。與既有構架式搶修梁相比,其存儲、運輸性能優(yōu)良。

1.3 搶修梁的架設方法

搶修梁的架設方法是搶修梁設計研究的關鍵內容之一,與搶修梁的技術方案相輔相成,共同決定了搶修梁的綜合性能。利用既有線路配合小型機具或器材配套裝備進行搶修梁的架設,是橋梁應急搶修時優(yōu)先考慮的技術方案,其具有準備工作量小、操作簡單、作業(yè)環(huán)境適應性強等特點。

本文結合可展式鐵路搶修梁的特點,提出了一種內嵌導梁的架設方案。外側各3片左、右傾斜腹桿桁架與上、下平縱連共同構成一個“口”字形封閉結構(下稱“口字結構”),內部兩片間斷斜腹桿平面桁架通過橫聯(lián)連接,嵌在口字結構內(圖1)。當搶修梁處于折疊狀態(tài)時,間斷斜腹桿桁架和橫聯(lián)構成的空間結構可沿順橋向滑出,作為搶修梁架設時的導梁,搶修梁的架設方法如下。

(1)由圖4(a)可知,運輸搶修梁構件至待架孔橋頭,第一輛平板車上裝有可旋轉落梁支腿、滑輪系統(tǒng)和簡易起升裝置等設備,后幾輛平板車上裝載折疊狀態(tài)的搶修梁構件和橋面系構件。

圖4 搶修梁架設流程Fig.4 Construction process of emergency repair beam

(2)由圖4(b)可知,在橋頭支好可旋轉支腿并在主線路兩側鋪設供簡易起重機移動的臨時鋼軌。首先,利用縱向連接螺栓和橫向連接螺栓拼組折疊狀態(tài)的左、右傾斜腹桿桁架和下平縱聯(lián),并在搶修梁左端部下平縱聯(lián)上安裝配重,暫不拼組上平縱聯(lián),利用位于既有梁內側的兩臺簡易起重機吊起拼組好的桁架并向前移動,將其送至待架孔1/3跨度處。其次,在處于折疊狀態(tài)且?guī)缕娇v聯(lián)的主桁空間內拼組間斷斜腹桿桁架,使用橫聯(lián)水平撐連接兩片間斷斜腹桿桁架,在間斷斜腹桿桁架左端和懸臂端上弦桿上連接加長弦桿以輔助架設,并在間斷斜腹桿桁架左端部安裝配重。利用牽引繩將位于橋頭的簡易起重機和間斷斜腹桿桁架懸臂端連接,以調整懸臂端方向。最后,利用位于既有梁內側的兩臺簡易起重機吊起拼組好的間斷斜腹桿桁架并向前移動,當間斷斜腹桿桁架懸臂端將要移動至對面梁上方時,落下被吊起的桁架并利用千斤頂頂推間斷斜腹桿桁架尾部,使其懸臂端至對面梁梁端上方,并拼組上平縱聯(lián)和橋面系,使平縱聯(lián)和主桁形成“口”字結構。

(3)由圖4(c)可知,使用簡易起重機吊起搶修梁左端部并利用牽引繩調整間斷斜腹桿桁架懸臂端,將懸臂端搭在對面梁端部。向前移動位于既有梁內側的簡易起重機,將“口”字形結構送入向外伸出的導梁結構。

(4)由圖4(d)可知,撤掉配重和牽引間斷斜腹桿桁架懸臂端的牽引繩,并利用牽引繩連接位于梁端的簡易起重機和間斷斜腹桿桁架左端部上弦桿,連接間斷斜腹桿桁架與傾斜構架間的上弦桿。

(5)由圖4(e)、圖4(f)可知,伸長左、右傾斜腹桿桁架上、下弦桿之間的伸縮裝置,逐漸展開左、右傾斜腹桿桁架,安裝各片桁架下弦桿間的橫向連接螺栓,使之成為幾何不變結構體系。利用位于梁端的簡易起重機將搶修梁端部下落,將搶修梁兩端落在落梁千斤頂上。展開間斷斜腹桿平面桁架,安裝間斷斜腹桿平面桁架與左、右傾斜腹桿桁架下弦桿間的橫向連接螺栓,安裝兩片間斷斜腹桿平面桁架之間的橫聯(lián)斜撐,拆除位于間斷斜腹桿桁架兩端的加長上弦桿,利用落梁千斤頂將搶修梁整體落梁到位,完成一孔搶修梁的架設。

2 搶修梁力學性能分析

2.1 荷載作用下?lián)屝蘖毫W性能分析

搶修梁主要構件全部采用H形焊接截面,Q345D材質,銷軸采用42CrMo材質。其中,上、下弦桿截面250 mm×200 mm×25 mm×25 mm,右傾斜腹桿截面200 mm×150 mm×20 mm×20 mm,左傾斜腹桿、間斷腹桿截面200 mm×150 mm×12 mm×12 mm;銷軸為半徑40 mm的圓形截面。

利用ANSYS軟件建立32m跨度搶修梁的有限元模型,上下弦桿、腹桿、平縱聯(lián)等構件通過Beam188梁單元模擬,釋放腹桿和上下弦桿連接銷軸處的轉動自由度,對非必要構件適當簡化,同時采用增加密度的方法來彌補簡化構件的自重。本文搶修梁兼顧搶修荷載、客貨共線荷載和高鐵荷載作用,因此,施加的活載包括東風4型內燃機車外掛70 kN/m的豎向活載、ZKH活載和ZK活載;列車橫向搖擺力取100 kN,以集中荷載的形式作用于主梁跨中上弦桿位置;橫向風壓取0.5 kPa,以均布荷載形式施加于上弦桿。活載考慮1.29的沖擊系數(shù),荷載按最不利工況進行組合:自重+活載+列車搖擺力+橫向風力。搶修梁有限元模型如圖5所示。

圖5 搶修梁有限元模型Fig.5 Finite element model of the emergency repair beam

表1給出了荷載最不利組合下?lián)屝蘖褐饕芰嫾膽涂缰形灰魄闆r。僅自重作用下,搶修梁主要受力桿件的應力較小,跨中各向位移遠低于TB 10002—2017《鐵路橋涵設計規(guī)范》(下文簡稱“《規(guī)范》”)規(guī)定的豎向位移35.5 mm、橫向位移8 mm的限值要求。

表1 荷載最不利組合下?lián)屝蘖簯涂缰形灰芓able 1 Stress and mid-span displacement of the emergency repair beam under the most unfavorable load combination

在ZK組合的作用下,搶修梁各主要受力桿件的應力和跨中各向位移略大于東風4組合,各項指標均滿足《規(guī)范》要求。搶修梁可適應高鐵列車通過時的荷載工況。

ZKH荷載最不利組合下?lián)屝蘖旱母黜椓W指標最大,跨中上弦桿和梁端右傾斜腹桿應力分別為-79.0 MPa和-105.0 MPa,但遠低于Q345D鋼材的容許軸向應力;梁端部銷軸的剪切應力與彎曲應力分別為177.2 MPa和612.2 MPa,滿足42CrMo鋼材的強度要求;搶修梁跨中豎向和橫向最大位移分別為34.9 mm和3.51 mm,滿足《規(guī)范》要求。ZKH荷載作用下?lián)屝蘖旱膹姸群蛣偠葷M足使用要求。

2.2 搶修梁模態(tài)分析

表2給出了搶修梁的前6階自振頻率和對應的振型。搶修梁前3階自振頻率對應的振型分別為橫彎、豎彎和扭轉,說明搶修梁的橫向抗彎剛度最弱、豎向抗彎剛度次之、抗扭剛度其后。搶修梁一階橫彎對應的自振頻率為5.965 Hz,滿足《鐵路橋梁檢定規(guī)范》(下文簡稱“《檢規(guī)》”)規(guī)定的對于無橋面系的普通鋼桁梁橫向自振頻率f>100/L、對應32 m簡支梁3.20 Hz的要求。

表2 搶修梁前6階自振頻率及振型Table 2 Natural vibration frequencies and modes of the first six orders of the emergency repair beam

3 搶修梁車橋耦合振動分析

3.1 車輛模型建立

使用多體動力學軟件UM建立了C70敞車和CRH380A高鐵動車的車輛模型。兩種車輛的輪對、轉向架和車體均考慮6個方向的自由度,每節(jié)車輛共42個自由度,兩種車型均采用8輛編組形式。C70敞車車輪采用LM踏面,CRH380A高鐵動車采用LMA踏面,軌道均采用60軌。計算時,將軌道視為無質量的黏彈性力單元并忽略軌道的扭轉剛度。搶修梁與車輛的相互作用力通過設置在鋼軌軌頭和軌底的彈簧和阻尼器進行傳遞,軌底彈簧和軌頭彈簧剛度系數(shù)依據(jù)CRTSⅡ型板的扣件剛度[21],分別取5×107N/m、3×107N/m,軌底阻尼器和軌頭阻尼器的阻尼系數(shù)分別取6.0×104N·s/m、5.0×104N·s/m。采用Kalker簡化理論計算輪軌接觸力。采用美國五級軌道譜作為車橋系統(tǒng)的激勵源。橋梁結構采用瑞利阻尼,根據(jù)JTG/T 3360-01—2018《公路橋梁抗風設計規(guī)范》對于鋼桁架主梁阻尼比的規(guī)定,取0.005。車輛的多體動力學模型如圖6所示。

圖6 C70敞車及CRH380A列車多體動力學模型Fig.6 Multi-body dynamics model of C70 and CRH380A train

3.2 貨車作用下?lián)屝蘖旱能嚇蝰詈戏治?/h3>

將貨運列車以全列重車、全列空車和2重+2空+2重+2空的編組形式進行編組,使其分別通過搶修梁并進行車橋耦合分析。圖7～圖9給出了貨運列車以不同的編組形式通過搶修梁時,搶修梁和車輛最大響應隨車速的變化情況。

圖7 跨中最大位移響應Fig.7 Maximum displacement response in midspan

對于搶修梁響應,由圖7(a)可知,搶修梁跨中最大豎向動位移隨車重提高而增加,隨車速的提高變化不明顯。由圖7(b)可知,全列重車對搶修梁跨中最大橫向動位移的影響最大,重空編組次之,全列空車最小;3種編組方式對搶修梁跨中最大橫向動位移的影響隨車速的變化趨勢相同;3種編組方式作用下,搶修梁跨中最大橫向動位移均滿足《檢規(guī)》規(guī)定的32 m跨鋼桁梁橫向振幅最大不超過5.818 mm要求。

由圖8(a)和圖8(b)可知,列車以不同編組形式通過搶修梁時,搶修梁跨中最大橫向和豎向加速度均隨車速的提高而增大;重空編組列車對跨中加速度的影響最大,全列重車次之,全列空車最小;當車速>80 km/h時,在重空編組列車的作用下,搶修梁跨中最大橫向加速度為1.483 m/s2,已超出《檢規(guī)》規(guī)定的橋梁最大橫向加速度不超過1.4 m/s2的要求;搶修梁跨中最大豎向加速度滿足《規(guī)范》規(guī)定的列車通過時跨中最大豎向加速度不超過0.5g的要求。

圖8 跨中最大加速度響應Fig.8 Maximum acceleration response in midspan

根據(jù)《規(guī)范》,保證車輛安全運行的關鍵指標為輪對橫向力、脫軌系數(shù)和輪重減載率。由圖9(a)可知,在車速一定時,重車的輪對橫向力要普遍大于空車;輪對橫向力隨車速的提高而增大,且空車的增長趨勢明顯高于重車;當車速為90 km/h時,全列空車最大輪對橫向力為35.682 kN,滿足《規(guī)范》中規(guī)定的客貨共線鐵路列車輪對橫向力≯80 kN的要求。由圖9(b)和圖9(c)可知,車輛輪重減載率和脫軌系數(shù)均隨車速的提高而非線性增長且空車的響應要明顯大于重車;當車速達到70 km/h時,車輛最大輪重減載率為0.607,當車速達到80 km/h時,車輛最大脫軌系數(shù)為0.984,均已超出《規(guī)范》規(guī)定的客貨共線鐵路車輛輪重減載率<0.6、脫軌系數(shù)<0.8的限值要求。

圖9 保證車輛安全運行的關鍵指標Fig.9 Key indicators of safe operation of vehicles

3.3 高鐵列車作用下?lián)屝蘖旱能嚇蝰詈戏治?/h3>

表3和表4分別給出了高鐵列車通過時,搶修梁和車輛相應指標的最大響應值。由表3可知,搶修梁跨中最大豎向動位移隨車速的變化不明顯,搶修梁跨中最大橫向動位移隨車速的提高有先減小后增大的趨勢;搶修梁跨中最大橫向和豎向加速度均隨車速的提高呈非線性增長的趨勢。當高鐵列車以低于120 km/h的車速通過搶修梁時,搶修梁跨中最大橫向動位移和跨中最大豎向、橫向加速度均滿足相關規(guī)范要求,但高鐵列車以110 km/h的速度通過搶修梁時,搶修梁跨中橫向振動加速度為1.362 m/s2,已經(jīng)十分接近1.4 m/s2的限值要求;當高鐵列車以130 km/h的速度通過搶修梁時,搶修梁跨中最大橫向加速度為1.643 m/s2,已超出《檢規(guī)》的限值要求。

表3 不同車速通過時搶修梁最大動力響應Table 3 Maximum dynamic response of the emergency repair beam when passing at different vehicle speeds

表4 不同車速通過時車輛最大動力響應Table 4 Maximum dynamic response of the vehicle when passing at different vehicle speeds

由表4可知,從車輛運行安全角度看,脫軌系數(shù)、輪重減載率和輪對橫向力這3個指標均隨車速的提高而增大。當高鐵列車以低于120 km/h的車速通過搶修梁時,車輛脫軌系數(shù)、輪重減載率均滿足《規(guī)范》規(guī)定的高鐵列車脫軌系數(shù)≯0.8,輪重減載率≯0.6的限值要求;當高鐵列車以130 km/h的車速通過搶修梁時,車輛最大輪重減載率為0.817,已超出限值要求。《規(guī)范》中規(guī)定:高鐵列車輪對橫向力Q應滿足Q≤10+P0/3(其中P0為軸重),對于CRH380A高鐵為Q≤59 kN的要求。故當列車以低于130 km/h的車速通過搶修梁時,其輪對橫向力均滿足《規(guī)范》要求。

4 結論

本文將可展結構應用于鐵路橋梁搶修領域,提出了一種可展式鐵路搶修梁的技術方案和架設方法,并對其進行了靜力學和車橋耦合振動分析。主要結論如下。

(1)確定了可展式搶修梁的結構形式、桿件截面尺寸、構件類型等關鍵設計參數(shù)并提出了模塊化拼組,一體化架設的技術方案。通過不同數(shù)量構架的拼組并調整構架的展開狀態(tài),可使搶修梁適應不同跨度、不同梁高的橋梁搶修。

(2)搶修梁跨中上弦桿、梁端右傾斜腹桿和梁端部銷軸對搶修梁的安全性起控制作用。在可展搶修梁的設計中,應格外重視銷軸節(jié)點部位的受力情況以保證荷載作用下?lián)屝蘖旱陌踩?/p>

(3)ZKH荷載組合作用下?lián)屝蘖旱氖芰η闆r最不利,ZK荷載次之,東風4荷載最后。在新型搶修梁設計研發(fā)過程中,應在兼顧傳統(tǒng)搶修荷載的同時,亦應考慮現(xiàn)代鐵路橋梁的標準荷載,以滿足現(xiàn)代鐵路搶修的需求。

(4)車輛載重對車橋耦合響應影響顯著。貨運列車通過搶修梁時,重車對搶修梁的響應不利,空車對車輛的響應不利。決定搶修梁和車輛運行安全性的關鍵指標均隨車速的提高呈非線性增長的趨勢。

(5)搶修梁和車輛的響應共同決定了搶修梁的最大通車速度。根據(jù)相關規(guī)范,為保證行車安全,貨運列車能夠以最高60 km/h的車速通過搶修梁,高鐵列車能夠以最高100 km/h的車速通過搶修梁。