第七章-无缝线路.doc

轨道工程 第七章 无缝线路第七章 无缝线路第一节 概述列车通过钢轨接头时会产生很大的轮轨冲击力，对轨道结构产生很大的破坏作用，造成轨道部件破损，同时加剧了机车车辆的振动，加速车辆的破损和增加能耗、降低车辆舒适的度。为了改善钢轨接头的工作状态，曾经从接头的构造上和材质上采取过很多措施，如轨枕的支承形式和尺寸、夹板的形状和长度、增加螺栓个数、轨端淬火等等，但均未能解决接头的缺陷，接头病害依旧存在。直到无缝线路问世，为大量减少钢轨接头创造了条件。1. 世界铁路无缝线路的发展无缝线路既是轨道结构技术进步的重要标志，也是当今世界高速、重载铁路轨道结构的最佳选择，它以无可争议的优越性，得到世界各国铁路的承认。德国是最早采用无缝线路的国家，1926年铺设了一条120m长的试验轨道，1935年又铺设了1km长的一段试验轨道，并在1945年作出了无缝线路为标准线路的规定。至1961年，原联邦德国铁路无缝线路总延长达到了29000km，20世纪80年代，无缝线路里程达到了73900km，占线路总里程的85%，并有79%的道岔焊成了无缝道岔。美国在1933年开始铺设无缝线路，至1936年，约铺设了170km无缝线路，以后发展缓慢。至1970年，美国的无缝线路里程达53200km，以后每年以8000km递增，至20世纪80年代，美国铁路无缝线路里程达120000km，是全世界铺设无缝线路最多的国家。1935年前苏联在莫斯科郊外的车站铺设了一段600m的无缝线路。由于俄罗斯大部分地区的温差较大，最大轨温差达119，影响了无缝线路的发展，直到1956年才正式开始铺设无缝线路。法国也是无缝线路发展较早的国家，在1949年前后，法国进行了大量的铺设试验，至1970年，无缝线路总里程达12900km，并以每年660km速度递增，至20世纪80年代，无缝线路铺设里程达22000km。日本在修建东海道新干线时采用50kg/m钢轨的无缝线路，后来换铺成60kg/m钢轨的无缝线路。表7-1 世界各国无缝线路里程(km)国 别最大轨温幅度()无缝线路总长(km)占营业线比例(%)备 注中国1023988045.0法国702245764.8英国671880057.7德国907600096俄罗斯1193990032.2美国94.411620043.2日本701271629不含新干线加拿大1488019至2002年底，世界铁路路网长约为130万km，无缝线路总长为45.4万km。自1957年我国开始在京门支线(北京)和真西支线(上海)铺设无缝线路以来，经过数十年的不懈努力，无缝线路里程得到较大增长，近几年来，无缝线路铺设里程每年达1000km以上。铺设无缝线路的技术也得到了较大提高，允许60kg/m钢轨的铺设无缝线路的最大轨温差达108；最小曲线半径为400m，站线为350m；并在大桥上铺设了无缝线路。至2003年底，无缝线路总里程已达39880km，占铁路营业里程的45%。近几年来，我国铁路的无缝线路一直处于快速增长阶段。世界各国的无缝线路铺设里程如表7-1所示。2. 无缝线路的类型焊接长钢轨因轨温变化会引起伸缩，按处理方法的不同，可将无缝线路分为温度应力式、定期放散温度应力式和自动放散温度应力式。在温度应力式无缝线路上，长轨条之间铺设24根普通轨(称为缓冲轨)，或钢轨伸缩调节器。长钢轨和普通钢轨之间采用普通钢轨接头，但采用高强度接头螺栓提高钢轨接头阻力。无缝线路铺设后，焊接长钢轨因受扣件及道床纵向阻力的约束，两端自由伸缩受到一定的限制，中间部分的自由伸缩则完全受到限制，因而在钢轨中产生温度力。这种无缝线路铺设简单，养护方便，故得到了广泛应用，但由于钢轨要承受强大的温度力，钢轨的强度和稳定性必须满足设计要求。在定期放散应力式无缝线路上，每年对无缝线路的温度调整或放散12次，以减小长轨条中的温度力。在放散温度力时，将长轨条的所有扣件松开，使它能自由伸缩，放散其内部的温度应力，并在一定的温度条件下重新将全部钢轨扣件扣紧。这种方法主要用于年温差变化幅度较大的寒冷地区(年温差大于100地区)。由于此种方法需要化费较多的人力和物力，工序繁杂，故很少采用。在自动放散应力式无缝线路上，在焊接长钢轨的两端设置伸缩调节器(又称尖轨接头，伸缩接头)来自动释放长钢轨中和温度力。这种形式的无缝线路主要用在高速铁路和桥梁(尤其是大桥)上。20世纪70年代前，法国、英国、比利时、瑞士等国铁路在温度应力式无缝线路上也使用小动程(105180mm)的钢轨伸缩调节器，近10年来，由于跨区间无缝线路的发展，在一般线路上不再使用这种小动程的钢轨伸缩器，但在大桥和一些特殊地段仍旧使用。目前日本仍然广泛使用伸缩调节器，在新干线上，每1.5km长无缝线路设置带绝缘接头的伸缩调节器，在既有线上，隧道进出口、小半径曲线头尾也设置伸缩调节器。从理论上说，无缝线路的轨条长度可无限长，为了最大限度地减少钢轨普通接头，延长轨条长度。根据焊接长钢轨的长度不同，分为普通无缝线路、全区间无缝线路和跨区间无缝线路。普通无缝线路的轨条长度一般为12km，在两长轨条之间铺设24根25m长的标准轨组成缓冲区。虽然普通无缝线路的钢轨普通接头大大减少，但在缓冲区仍存在钢轨普通接头。近年来，我国铁路积极推广和铺设全区间无缝线路和跨区间无缝线路。全区间无缝线路是整个区间无钢轨普通接头，但与车站道岔仍用普通钢轨组成的缓冲区隔开。跨区间无缝线路是将连续几个区间的钢轨焊接起来，区间线路也与道岔焊接或用胶接接头，信号闭塞区间用胶接绝缘接头，至2004年9月底，上海铁路局已铺设完成上海至南京303公里长的我国最长的一条跨区间无缝线路。3. 无缝线路的技术经济效果无缝线路的综合技术经济效果突出，已为世界各国铁路实践所证实。无缝线路可延长钢轨使用寿命。美国圣太菲铁路在堪萨斯州横贯大陆的干线区间，东行为无缝线路，西行为普通线路，AREA设立的CWR(Continuous Welded Rails)专门委员会对该线路进行10年的运营期间钢轨使用情况进行统计分析，发现无缝线路较普通线路的钢轨使用寿命长40%。日本对既有线年货运密度接近30Mt.km/km的无缝线路和普通线路进行调查统计，当累积通过总重达300Mt时，钢轨接头的伤损率分别为1/40000和1/10000。而日本原国铁规定是50kg/m钢轨的换轨大修周期为累积通过总重400Mt，而东海道新干线使用50N型钢轨无缝线路实际通过总重达550Mt后才更换为60kg/m钢轨。俄罗斯铁道运输科学研究院对年货运密度为5055Mt.km/km的线路，使用P65型钢轨，当累积通过总重达500Mt时，无缝线路的钢轨更换数小于2.4根/km，而普通线路为45根/km。中国铁道科学研究院对我国京山、长大、京包、哈长使用50kg/m的无缝线路与普通线路大修周期进行调查，发现无缝线路的钢轨使用寿命延长1.25倍，轨枕寿命延长1.26倍。无缝线路可减少养护维修劳力和材料。美国AREA设立的CWR专门委员会对圣太菲铁路东行无缝线路和西行普通线路进行调查统计证明，每年每英里无缝线路节约线路养护劳力149.3个人工。日本50kg/m钢轨无缝线路和普通线路，每年每公里养护维修材料、人力费用分别为54.7万日元和283万日元。俄罗斯50Mt.km/km线路，钢轨为P65型，每年每公里钢轨混凝土无缝线路和木枕普通线路投入的养护维修劳力分别为120和264个人工，材料费用分别为3120和8360卢布。无缝线路可减少列车运行能耗。据俄罗斯铁道运输科学研究院统计计算，年货运密度为3637Mt.km/km的无缝线路，每年10000km可节约35kt柴油燃料。我国东风型内燃机车，每年10000km无缝线路可节约30kt柴油，提高运输能力18%。铺设无缝线路的附加费用较少。据铁路合作组织第九委员会统计，无缝线路为普通线路铺设费用的95.5108.6%，工资支出为97120%。19992000年北京、郑州铁路局统计，铺设1km无缝线路焊接、铺设的附加费约为1.82.0万元。综合以上所述，无缝线路是一项投资少，收益高的先进技术，因而受到世界各国的普遍重视。4. 无缝线路关键技术的发展趋势无缝线路的发展是经过了一段较长的时间，在这一过程中，无缝线路的各项有关技术得到了发展。一般无缝线路的轨条长度为12km，两长轨条之间有缓冲区，长轨条两端又有伸缩区，所以轨条长度为1km的无缝线路，缓冲区和伸缩区的长度就要占3040%。在这一区段，线路的维修养护工作与普通线路相差无几。我国近几年发展的跨区间无缝线路，则可大大减少伸缩区和缓冲区，从而减少线路的维修养护工作量。钢轨是轨道结构的重要部件，随着铁路运量的增加、列车速度的提高和机车车辆轴重的增加，对钢轨也提出了更高的要求。提高钢轨质量的最终目标是延长使用寿命，并减少使用过程中的伤损。为此，世界各国都对钢轨的冶炼工艺技术和钢轨机械性能进行研究。目前国际上通常采用合金钢轨，以提高钢轨的抗拉强度。我国主要干线上大量使用U74和U71Mn钢种热轧钢轨，相应的抗拉强度为784MPa和882MPa。这类钢轨在使用过程中表现出耐磨、耐压溃性能不足，产生剥离、掉块和波形磨耗。近几年来我国铁路推广使用U71V(原称PD3)钢种钢轨其抗拉强度达980MPa，淬火后其抗拉强度达1265MPa，而且抗疲劳及耐磨性能明显提高。钢轨的强韧化，将是发展我国铁路无缝线路的长期目标。钢轨焊接是无缝线路的关键技术。我国最早采用电弧焊，后来采用了铝热焊，继而又采用了气压焊和接触焊，钢轨接头的质量不断提高。电接触焊的质量最高，成本也相对较低；德国和法国的拉伊台克铝热焊质量也较高。近几年，我国积极引进和应用现场移动接触焊，大大提高了钢轨产接头的焊接质量，为我国大力发展跨区间无缝线路提供了设备和技术保障。钢轨胶接绝缘接头也是铺设跨区间无缝线路的关键技术之一，世界上一些工业发达的国家，大力发展和推广使用胶接绝缘接头。美国3M公司的胶接绝缘接头质量最优，其用于132RE钢轨的胶接绝缘接头整体剪切强度达2948.4kN，钢轨与夹板的相对位移不超过0.25mm。日本铁路研究开发的一种以变性橡胶环氧树脂为主要成分的60kg/m钢轨胶接绝缘接头，其整体剪切强度达1800kN。俄罗斯铁路研制的钢轨胶接绝缘接头，整体剪切试验值为2900kN，并广泛用于跨区间无缝线路上。世界各国铁路都十分重视区间线路长钢轨与道岔相的焊联问题，这是因为道岔部位结构复杂，轨道电路也较为复杂，而站内道岔与信号机之间距离较短，如采用缓冲区，则站内短轨太多，钢轨接头也就很多，影响列车速度的提高和增加线路的维修养护工作量。目前一般采用道岔区钢轨直接与区间线路钢轨焊联和采用胶接绝缘接头两种方法。而区间线路长钢轨与道岔焊联的主要技术难点是无缝线路的纵向力造成道岔的纵向位移和增大道岔所受的附加纵向力，影响道岔区域轨道安全运行，此外道岔所用的钢材与区间钢轨所用的钢材也不相同，造成两种不同钢种钢轨的焊联，技术要求较高。日本既有线与新干线有3万组道岔与无缝线路连成一体；德国有11万组无缝道岔；法国TGV东南线、大西洋线的可动心轨道岔用UIC60A钢轨组合制作，与无缝线路的长轨条焊接。第二节 无缝线路温度力计算由于无缝线路长轨条受到扣件阻力和道床阻力的约束，当轨温发生变化时，在长钢轨中就会产生轴向温度力，轨温上升，长轨条中产生轴向压力；轨温下降，长轨条中产生轴向拉力。为了保证无缝线路安全运行，无缝线路长钢轨中的温度力必须满足强度和稳定性的要求。1 温度力的计算当轨温变化时而自由伸缩时，一根长为l的钢轨伸缩量为(7-1)式中，为钢轨的线膨胀系数，取0.0118.mm/m；为钢轨长度(m)；为轨温变化幅度()，又称轨温差。如果钢轨受到阻力而不能随轨温的变化而自由伸缩时，则在钢轨中产生温度应力，由虎克定律可得钢轨的温度应力为：(7-2)式中，E为钢的弹性模量，取MPa；为钢轨的温度应变。据此可算得钢轨中的温度应力和温度力为(MPa)，(N)(7-3)式中，为钢轨截面积(mm2)。由式(7-3)可知，长钢轨中的温度力只与轨温变化幅度有关，而与钢轨长度无关，这也跨区间无缝线路的理论依据，所以控制长钢轨中温度力大小的关键是控制轨温的变化幅度。从式(7-3)可知，钢轨中的温度力大小与钢轨截面积有关，在同样轨温变化幅度条件下，钢轨截面积越大，钢轨中的温度力也越大。2 轨温表7-1 全国各地区的最高、最低轨温、中间轨温和最大轨温差地 区最高轨温最低轨温中间轨温最大轨温差地 区最高轨温最低轨温中间轨温最大轨温差北 京62.6-27.417.690昆 明52.3-5.423.557.7天 津65.0-22.921.187.9贵 阳61.3-7.826.869.1石家庄62.7-26.518.189.2济 南62.5-19.721.482.2太 原61.4-29.516.090.9青 岛56.6-20.518.177.1呼和浩特58.0-36.210.994.2南 京63.0-14.024.577.0沈 阳59.3-33.113.192.4上 海60.3-12.124.172.4大 连56.1-21.117.577.2杭 州62.1-10.525.872.6长 春59.5-36.511.596.0合 肥61.0-20.620.281.6哈尔滨59.1-41.48.9100.5福 州59.8-2.528.762.3齐齐哈尔60.1-39.510.399.6厦 门58.5-2.028.360.5郑 州63.0-17.922.680.9广 州58.7-0.329.259.0武 汉63.1-18.122.581.2衡 阳61.3-7.926.769.2西 安65.2-20.622.385.8长 沙63.0-11.325.974.3兰 州59.1-23.317.982.4南 宁60.4-2.129.262.5西 宁53.5-26.613.580.1柳 州59.2-3.827.763.0银 川59.3-30.614.489.9拉 萨49.4-16.516.565.9乌鲁木齐60.7-41.59.6102.2香 港56.10.028.156.1成 都60.1-5.927.166.0蚌 埠64.5-19.422.683.9重 庆64.0-2.530.866.5南 昌60.6-9.325.769.9台 北58.6-2.028.360.6轨温要受到气温、日照、风力、气候条件、线路走向等影响。在钢轨不同部位测量，轨温也不相同。在无缝线路温度力计算过程中，要涉及到最高轨温、最低轨温、中间轨温和锁定轨温。根据国内外的大量研究资料表明，最高轨温比当地最高气温高20，最低轨温与当地最低气温相同。根据我国历年长期观测的气象资料，全国各地的最高轨温和最低轨温如表7-1所示。中间轨温是最高轨温和最低轨温的平均值，最大轨温差是最高轨温与最低轨温之差。锁定轨温，又称零应力轨温。设计、施工、运营情况不同，运用锁定轨温的概念不同。设计确定的锁定轨温称为设计锁定轨温，施工确定的锁定轨温称为施工锁定轨温，无缝线路的运行过程中处于温度力为零状态时的轨温称为实际锁定轨温。这3个概念不能混淆，否则会产生误解。如常说锁定轨温发生变化，是指实际锁定轨温发生变化，而设计锁定轨温和施工锁定轨温，一旦设计和施工完成，记入技术档案，作为日后线路养护维修的依据，不允许随意改变。锁定轨温确定后，与最高轨温之差称为最大升温幅值；与最低轨温之差称为最大降温幅值。无缝线路长钢轨锁定轨温的确定由两项因素确定，一是强度问题，二是稳定问题。线路上的钢轨要受到轮轨作用力、爬行力、列车牵引和制动力、桥梁伸缩力等共同作用，再加上温度力，钢轨的强度要满足要求。对于钢轨受拉，只要满足强度要求即可，所以钢轨的降温幅度是由钢轨的抗拉强度控制。对于钢轨受压，一般是在达到钢轨屈服应力前，钢轨就失稳，所以一般钢轨的升温幅值是由轨道的稳定性控制，而并非由强度控制。为了保证夏天无缝线路轨道的稳定性，一般是考虑尽量用足钢轨的抗拉强度，降低钢轨的升温幅度，所以我国铁路的大部分地区的无缝线路锁定轨温都略高于中间轨温。但在北方，由于高温天气出现时间短，而低温天气出现时间长，最大轨温差又较大，所以一般将锁定轨温接近中间轨温或稍低于中间轨温，以防冬天钢轨拉断。对于普通无缝线路，锁定轨温的确定还要考虑无缝线路伸缩区和缓冲区的钢轨接头轨缝设置问题，即在冬天轨缝不大于构造轨缝，在夏天轨缝不顶死。此外锁定轨温的确定还需要考虑长轨条固定区与伸缩区之间的温度力峰值。3. 最大最小温度力图7-1 设计锁定轨温计算图设计锁定轨温不是一个确定的值，如果是一个确定的值，在铺轨施工作业时一定要在这一锁定轨温时将所有扣件拧紧，这是很难做到的。所以在设计无缝线路确定锁定轨温时，应有一个范围，在这一范围内的任一轨温锁定钢轨，都能满足长钢轨的强度和稳定性要求。设计锁定轨温记为,根据无缝线路的稳定性和强度计算，可以求得允许温升和允许温降，再根据当地30年内的最高轨温和最低轨温、中间轨温，则可得设计锁定轨温。 (7-4)式中，为中和温度修正值，取05。通常情况：设计锁定轨温上下限值为：；，困难情况：设计锁定轨温上下限值为：；。求得的、必须满足以下条件：；。允许温升和允许温降的计算在以第五节中介绍。长轨条始端或终端落槽时，分别测量两次轨温的平均值作为施工锁定轨温，如此时的轨温不在设计锁定轨温范围内，则必须进行应力放散或应力调整，并重新锁定钢轨。左右两股钢轨的施工锁定轨温差不得超过5，曲线外股钢轨的锁定轨温不得高于内轨的锁定轨温。施工锁定轨温必须准确记入技术挡案，作为工务部门对无缝线路维修养护的重要依据。在线路运行过程中，长钢轨中的应力状态可能改变，所以实际锁定轨温也在变化，但也必须要求实际锁定轨温在设计锁定轨温范围内。在无缝线路运行过程中，必须加以监测，以保证无缝线路的安全应用。设计锁定轨温确定后，就可计算最大温度压力和最大温度拉力。最大温度压力： ，最大升温幅值：；最大温度拉力： ，最大降温幅值：。例：上海地区，选定，则；。由此得：，。对于60kg/m钢轨，cm2，则得最大温度压力为(kN)，最大温度拉力为(kN)。 第三节 线路纵向阻力和无缝线路温度力分布当轨温变化时，钢轨两端的线路纵向阻力抵抗无缝线路的伸缩。线路阻力分接头阻力、扣件阻力和道床阻力。图7-2夹板受力图1接头阻力钢轨两端接头处由夹板通过螺栓拧紧，产生了阻止钢轨纵向位移的阻力，称为接头阻力。接头阻力由钢轨与夹板之间的摩擦力和螺栓的抗剪力提供，为了安全，我国铁路轨道的接头阻力仅考虑由钢轨与夹板间的摩阻力。式中，s为一个螺栓提供的摩阻力；n为接头一端螺栓个数，对于6孔夹板，n=3。 每个螺栓产生的摩阻力与螺栓的拉力P和钢轨与夹板之间的摩擦系数有关，夹板的受力如图7-2所示。夹板螺栓拧紧后，在夹板与钢轨的上下接触面上产生水平反力T，P越大，T也越大(P=2T)。N为钢轨与夹板接触面的法向力，R为N与T的合力。据此可知，从图7-2可知，为夹板与钢轨接触面的斜率，60kg/m钢轨为1/3，50kg/m钢轨为1/4。当钢轨与夹板之间发生相对移动时，两者接触面就会产生摩擦力F，F将阻止钢轨与夹板的相对移动。摩阻力的计算式为每块夹板有轨头和轨底两个接触面，两块夹板就有4个接触面，所以一个螺栓产生的摩阻力为钢与钢的磨擦系数一般为0.25，可得，所以可得60kg/m钢轨，50kg/m钢轨，即一个螺栓产生的摩阻力接近一个螺栓的拉力。所以接头阻力为 (7-5)接头阻力与螺栓直径、材质、拧紧程度和夹板孔数有关。在其他条件不变的情况下，螺栓拧得越紧，接头越大。螺栓的扭力矩与螺栓拉力的关系可用经验公式表示。 (7-6)式中，T为扭力矩(N.m)；K为扭矩系数，取0.180.24；D为螺栓直径(mm)；P为螺栓拉力(kN)。列车通过钢轨接头时产生振动，会使钢轨接头阻力下降。根据国内测定，最低的接头阻力可降低到静力测定值的4050%。所以要定期检查接头螺栓，使之保持良好工作状态。维修规则规定，无缝线路钢轨接头采用10.9级螺栓，扭矩应保持在700900N.m之间。 表7-2为我国铁路计算时采用的接头阻力值。表7-2 不同扭矩时的钢轨接头阻力Rj(kN)接头扭矩(N.m)300400500600700800900100050kg/m钢轨，10.9级24螺栓15020025030037043049060kg/m钢轨，10.9级24螺栓1301802302803404905105702. 扣件阻力扣件阻力就是钢轨和轨枕之间的阻力。试验表明，有螺栓扣件的阻力与螺栓扭矩和摩擦系数的大小有关，扣件扭矩越大，扣压力越大，扣件能提供有阻力也越大。对于无螺栓扣件，由弹条的变形量确定扣件的扣压力。一般情况下，可实测扣件的扣压力与扣件阻力之间的关系。钢轨与轨枕的相对位移和扣件阻力之间的关系也并非线性，在钢轨发生初始位移时，扣件阻力的增长率最大，随着位移的增大，阻力的增长率减小，当钢轨位移达2mm时，扣件阻力的增长率就很小。扣件垫板压缩和磨损、无螺栓扣件弹条的徐变都可导致扣压力下降，扣件阻力也随之下降。此外，列车通过时的振动，会使螺帽松动，导致扣压力下降。铁路线路维修规则规定，扣板扣件扭矩应保持在80120N.m；弹条扣件为100150N.m。各类扣件的扣压力如表7-3所示。表7-3 各类扣件的扣件阻力值(每组)(N)扣件类型初始状态扣件转矩(N.m)垫板压缩1mm时扣件扭矩(N.m)以往采用计算值(N)建议采用值(N)70801401507080140150弹条扣件11900219009030116000900070型1250019000422067503000400067型10100180006230980055006000K型75001500075007500道钉混合式扣件500400500防爬器1600020000150003. 道床纵向阻力图7-3 道床纵向阻力与轨枕位移的关系曲线道床纵向阻力是指道床抵抗轨道框架纵向位移的阻力。一般是以每根轨枕阻力R或每延米分布阻力r表示。道床纵向阻力是抵抗钢轨伸缩，防止轨道纵向爬行的重要数据。道床纵向阻力要受到道碴材质、颗粒大小、道床断面、道床密实度、脏污程度、轨道框架质量等因素的影响。只要钢轨与轨枕间的扣件阻力大于道床阻力，则无缝线路长钢轨的温度力将完全由道床阻力和接头阻力承担。道床阻力由轨枕底与道床顶面的阻力和枕木盒中的道碴阻力所组成。从图7-3可知，在正常状态下，单根轨枕的纵向阻力随着位移的增大而增加，当轨枕位移达到一定值后，枕木盒中道碴颗粒之间的啮合被破坏，因此，位移再增大，阻力也不再增大。在正常条件下，混凝土轨枕位移小于2mm，木枕位移小于1mm，道床纵向阻力呈现线性增长，位移超过此临界值后，纵向阻力增加减缓甚至下降。在无缝线路设计中，采用轨枕位移为2mm时相应的道床纵向阻力值，见表7-4。表中数据是单根轨枕的实测结果，据国外资料介绍，如采用整个轨道框架实验，则纵向阻力将比单根轨枕测得的结果大得多，对混凝土轨枕轨道，平均提高80%。表7-4 道床纵向阻力表道床特征单根轨枕的道床纵向阻力R(N)一股钢轨下单位道床纵向阻力r(N/mm)1840根轨枕/km1760根轨枕/km木枕线路70006.46.1混凝土轨枕线路100009.18.7此外，线路的维修养护作业在一定程度上破坏了道床的原状，使得道床阻力降低，需要通过一定运量后，线路得到列车的碾压，道床阻力才能恢复到原有值。4. 长轨条的温度力分布温度力沿长轨条的纵向分布规律，常用温度力分布图来表示。温度力分布图的横坐标表示钢轨的长度，纵坐标表示钢轨的温度力。钢轨内部温度力和其外部的阻力随时保持平衡是温度力分布的基本条件。一根长轨条中的温度力分布是不均匀的，它不仅要受到阻力和温度力变化幅度的影响，还要受到温度力的变化过程的影响。(1) 长轨条的约束条件长轨条的约束分接头阻力和道床阻力约束条件。为简化钢轨内部温度力纵向分布的计算，通常假定钢轨接头阻力Rj为一常量。当长轨条中的温度力Pt小于接头阻力Rj时，钢轨与夹板之间不发生任何相对位移。温度力与接头阻力相等是钢轨与夹板发生相对移动的临界状态，只有当温度力大于接头阻力时，两者才发生相对移动。据此可知钢轨与夹板发生相对移动的轨温变化幅度为。当轨温反向变化时，长轨条中的温度力减小，当温度力变化幅度小于接头阻力时，接头阻力不反向；当温度力变化幅度大于接头阻力时，接头阻力开始反向，但钢轨与夹板不发生相对反向移动；当长轨条中的温度力反向变化幅度大于2倍接头阻力时，钢轨与夹板才发生相对反向移动。接头阻力被克服后，如温度力继续上升，则钢轨产生位移，道床阻力开始阻止钢轨的伸缩。但道床纵向阻力的产生是体现在道床对轨枕的相对位移阻力，随着轨枕位移根数的增加，道床阻力也相应增大。为了计算方便，将单根轨枕的阻力换算成钢轨单位长度的阻力r，并取常量，所以道床纵向阻力是以阻力梯度的形式分布，在钢轨的各个截面，温度力是不相等的。(2) 温度力图无缝线路锁定后，轨温单向变化时，温度力沿钢轨纵向分布的规律称为基本温度力图，图7-4是钢轨锁定后，轨温下降后的基本温度力图。图7-4 长轨条中的基本温度力图当轨温等于锁定轨温时，在长轨条中没有温度力，即Pt=0，如图中的A-A线。当轨温下降，时，轨端无位移，温度力在整个长轨条中仍均匀分布，如图中的B-B线。当轨温进一步下降，时，道床阻力开始发挥作用，轨端出现收缩位移，在x长度范围内放散部分温度力，温度力线为B-C-C-B。当轨温降至最低轨温时，钢轨中产生最大温度拉力，此时x达到最大值，即为无缝线路伸缩区长度。温度力线为B-C- D-D-C-B。此时的固定区内的钢轨温度拉力达最大，即。伸缩区长度为 (7-7)(3) 轨温反向变化时的温度力图图7-5 轨温反向变化时的温度力图前述为轨温从单向变化时，长轨条中温度力的变化情况。当轨温达到最低后，气温开始回升，轨温也就开始升高，所以轨温是随气温循环往复变化的。这时长轨条中的温度力变化与前述的轨温单向变化有所差别，而且与锁定轨温的取值也有关系。在图7-5所示的温度力图，是锁定轨温大于中间轨温的条件下，轨温变化的方向是。轨温最低时的温度力线为B-C-D-D。轨温上升幅度小于时，整条温度力线平移，钢轨接头所受的拉力也同时减小。当轨温上升幅度等于时，钢轨接头阻力为零，温度力线为A-E-E。轨温上升幅度大于，钢轨接头的受力开始反向，即受压。温度力线继续平移。当轨温变化幅度达2时，钢轨接头达到受压的接头阻力，固定区的温度力仍为温度拉力，道床阻力仍未反向。温度力线为F-G-G。轨温上升幅度大于2，钢轨接头阻力被完全克服，钢轨开始伸长，道床阻力开始局部反向，如F-N段所示。轨温上升至最高轨温时，由于，所以，固定区只能达到H-H线，而达不到T点，N-H段的道床阻力仍不能反向，于是F-N线和N-H线相交，形成温度力峰值，如图7-5所示，其值大小为。 (7-8)式(7-8)说明，温度压力峰值的大小与锁定轨温无关。温度力峰值位置为 (7-9)温度力峰值的出现与锁定轨温和中间轨温有关。当，轨温变化为时，则就会在伸缩区出现温度压力峰值(如前述)。当，轨温变化为时，则就会在伸缩区出现温度拉力峰值。当，轨温变化为时，或，都不会在伸缩区出现温度压力峰值。在轨温上升过程中，在伸缩区会出现温度力峰值，但小于。温度压力峰值是引起无缝线路失稳的重要隐患，特别是在春夏之交，发生的概率最大，所以在线路养护维修作业时，应特别注意伸缩区无缝线路的稳定性。5. 缓冲区轨缝的计算在长轨条的两端，存在一些缓冲区，缓冲区一般由24根25m长的普通钢轨组成，如图7-6所示，所以在缓冲区就存在有钢轨接头。从温度力图可知，当钢轨温度力大于接头阻力时，伸缩区的钢轨产生纵向位移，所以就要对长轨与普通轨，普通轨与普通轨之间的轨缝进行检算。图7-6 无缝线路缓冲区示意图如图7-6所示，长轨条与普通轨之间的钢轨接头预留轨缝为大小为，其大小由长轨条一端钢轨的伸缩量和普通轨一端的伸缩量之和控制；普通轨之间的钢轨接头预留轨缝为，其大小由一根普通轨的伸缩量控制。从图7-7的长轨条温度力图可知，图中阴影部分是温度力克服接头和道床阻力后，释放掉的温度力，所以长轨条的伸长量就是由于这部分被释放温度力引起的。阴影部分的面积为ABC。根据材料力学理论，可知长轨条一端的伸长量为 图7-7长轨条伸缩量计算图 图7-8普通轨条伸缩量计算图 (7-10)式中，E为钢的弹性模量；F为钢轨的截面积。从图7-8的普通轨温度力图可知，普通轨一端的伸长量为图中阴影部分的面积BHGC除以EF，即 (7-11)设冬天长钢轨的收缩量为，普通轨的收缩量为，则长钢轨和普通轨之间钢轨接头的轨缝扩大量为，普通轨之间钢轨接头的轨缝扩大量为。设夏天长钢轨的伸长量为，普通轨的伸长量为，则长钢轨和普通轨之间钢轨接头的轨缝缩小量为，普通轨之间钢轨接头的轨缝缩小量为。设预留轨缝宽度为和，构造轨缝为，为保证冬天轨缝不大于构造轨缝，夏天轨缝不顶死，则要求长钢轨与普通钢轨之间接头的预留轨缝宽度须满足条件：； (7-12)两普通钢轨之间接头的预留轨缝宽度须满足条件： 。 (7-13)第四节 无缝线路稳定性1 概述无缝线路作为一种新型的轨道结构，其最大特点是在夏季高温季节在钢轨中存在有巨大的温度压力。而这一温度压力是引起无缝线路胀轨跑道的主要原因。研究分析无缝线路的稳定性具有重要的理论与实践意义。无缝线路稳定性分析的目的是研究温度压力、轨道原始不平顺、道床横向阻力以及轨道框架刚度之间的关系。从大量的室内模型试验、现场实际轨道稳定性试验以及对现场事故的观察分析表明，无缝线路的胀轨跑道可分为三个阶段，即持稳阶段、胀轨阶段和跑道阶段，如图7-9所示。图中纵坐标为钢轨压力Pt，横坐标为轨道横向弯曲变形矢度，为钢轨的原始弯曲矢度。胀轨跑道总是从轨道的薄弱地段(即有原始弯曲不平顺) 开始。在持稳阶段，即图中的AB段，随着轨温的升高，温度压力随之增加，但轨道不增大横向弯曲变形，B点的温度力PKA称为第一临界温度力。胀轨阶段，即图中的BK段，随着轨温的进一步升高，温度压力也进一步增加，轨道出现微小的横向弯曲变形，目视不甚明显。跑道阶段，当温度压力达到临界值PK时，这时轨温稍有升高或轨道稍受外部干扰时，轨道就会突然发生横向臌曲，使积蓄于轨道中的能量突然释放，道碴抛出，轨枕裂损，钢轨发生较大变形，此为跑道阶段，即图中K点以后段，此时轨道稳定性完全丧失，其变形矢度可达3050cm。跑道导致轨道严重破坏，甚至颠覆列车，造成严重后果。跑道后的线路状态如图7-10所示。 图7-9 无缝线路胀轨跑道过程图 7-10 无缝线路的胀轨跑道我国1977年提出的“统一无缝线路稳定性计算公式”中，假定钢轨的初始变形波长和轨道臌曲变形后的波长相等。考虑到PK力是临界温度力，显然不能作为无缝线路温度力的控制值，否则将严重威胁行车安全。如用PKA作为温度力控制值，则能允分保证无缝线路的稳定性，但是无缝线路的允许温升就很小。实际的做法是把温度压力控制在C点的Pn，相应的轨道变形矢度为2mm。其目的是既能保证线路不产生过大的变形积累，又不致于过分限制温度压力，从而可使我国大部分地区可铺设无缝线路。然后再将Pn值除以安全系数K(一般取1.25)后得出的P，即作为保证无缝线路稳定性的允许温度压力。图7-11 混凝土轨枕道床横向阻力与位移关系曲线实线为实测值，虚线为计算值a作业回填后捣固密实；b破底清筛后道床较松散；c逆向拨道后道床松散。中国铁道科学研究院卢耀荣研究员经过对无缝线路20多年的研究，提出了钢轨的初始变形波长和轨道臌曲变形后的波长不相等的无缝线路稳定性计算公式，并对无缝线路胀轨跑道事故进行分析研究。认为P值的确定应以限制轨道积累变形为基本条件，取变形矢度f=0.2mm时的温度力作为允许温度力P，但不除以安全系数。本章主要介绍不等波长的无缝线路稳定性计算公式。2 影响无缝线路稳定性的因素对无缝线路大量调查后表明，大部分胀轨跑道并非是温度力过大所致，而是对无缝线路起稳定作用的因素认识不足，在维修养护中破坏了这些稳定因素而导致无缝线路的胀轨跑道。因此，我们必须要研究使得无缝线路稳定的因素和不稳定的因素，并注意发展有利因素，克服不利因素，从而提高无缝线路的稳定性，发挥无缝线路的优越性。(1) 无缝线路稳定因素无缝线路稳定的因素有a. 道床横向阻力；b. 轨道框架刚度。道床抵抗轨道框架横向位移的阻力称为道床横向阻力。它是保证无缝线路稳定性的主要因素之一。前苏联的研究资料表明，稳定轨道框架的力，65%是由道床提供的，钢轨为25%，扣件为10%。道床横向阻力是由道床肩部的推力、轨枕两侧和底部与道碴颗粒之间的摩擦力所组成。在多种线路状态下，实测的混凝土轨枕横向阻力如图7-11所示。根据试验结果的数据拟合，可得道床横向阻力的回归曲线方程式为 (N/cm) (7-14)式中，为拟合参数，如表7-5所示。在车辆荷载作用下，在两转向架之间的轨道框架浮起，此时道床阻力下降，如表7-5所示。表7-5 道床横向阻力系数线 路 状 态作业后道床回填，捣固密实22381.51103.0破底清筛后道床较松散20281.5802.5逆向拨道后道床松散1831.7452.5列车作用下轨排浮起3.5mm(波峰波谷值)23631.21062.5影响道床横向阻力的因素较多，主要有道床的饱满程度，道床肩宽，道床肩部堆高，道碴材质，维修作业方法等。道床饱满程度关系到道碴与轨枕接触面积的大小，对道床的横向阻力有很大的影响。试验研究表明，对于木枕线路，枕底占阻力占22%，枕侧占3553%，枕端占3032%；对于混凝土轨枕线路(匈牙利和英国资料)，枕底占阻力占3050%，枕侧占2250%，枕端占1028%；适当的道床肩宽可提供一定的横向力，但并不是肩宽越宽，能提供的阻力越大。轨枕端部的横向阻力是轨枕横移挤动碴肩道碴棱体时的阻力。如图7-12所示，轨枕挤动道床肩部，最终的破裂面是BC，且与轨枕端面的夹角为，滑动体的宽度可用下式计算。图7-12 轨枕端部道床破裂面示意图式中，H为轨枕埋入道床的深度；为道碴内摩擦角，一般取3550。对于混凝土轨枕，H=228mm, ，则可得b=470mm。道床肩部宽度在550mm以上对增加道床横向阻力作用不大。在道床肩部堆高道碴，加大了道碴滑动体的重量，增加了道床横向阻力，道床肩部的堆高形式如图7-13所示。(a)、(b) 和(c) 图的堆高形式可增加道床横向阻力分别为29%，34%和40%。(a) (b) (c)图7-13 道床肩部堆高示意图 不同的道碴材质具有不同的粘聚力和内摩擦角，因而道碴的摩阻力也不相同。如砂砾石道碴的阻力要比碎石道碴的阻力低3040%。道碴粒径对横向阻力也有影响，在一定粒径范围内，道碴粒径大，则横向阻力也大。线路维修作业中，凡扰动道床，如起道捣固、清筛等改变道碴间或与轨枕间的接触状态，都会导致道床阻力下降。表7-6是道床作业前后的阻力对比。表7-6 维修作业对道床横向阻力的影响作 业 项 目作业前扒碴捣固回填夯拍逆向拨道10mm道床横向阻力(N/根)848075205440600064002480作业后降低百分数%1136292571轨道框架刚度是抵抗轨道横向臌曲的另一重要因素。轨道框架刚度为在水平面内，两股钢轨的横向刚度加上钢轨与轨枕节点间的阻矩之和。两股钢轨的横向刚度即为(为一根钢轨对竖直轴的惯性矩)。扣件阻矩与轨枕类型、扣件类型、扣压力及钢轨相对于轨枕的转角有关。阻矩M可表示为 (N.cm/cm) (7-15)式中，为阻矩系数。对于弹条I型扣件，螺母扭矩为100N.m，则H=2.2104，。(2) 丧失稳定因素丧失无缝线路稳定的因素有a. 钢轨中的温度压力；b. 轨道的初始横向弯曲。由于温升引起钢轨中的轴向温度压力是无缝线路稳定问题的根本原因，而轨道初始横向弯曲则是影响无缝线路稳定的直接原因。胀轨跑道多发生在轨道的初始弯曲处。因此，控制轨道的初始弯曲矢度对提高无缝线路的稳定性有重要作用。初始弯曲一般可分为弹性初始弯曲和塑性初始弯曲。现场调查表明，大量塑性初始弯曲矢度为34mm，测量的波长为47m，塑性初始弯曲矢度占总初始弯曲矢度的58.33%。3 不等波长的无缝线路稳定性计算公式80年代，铁道科学研究员卢耀荣研究员提出了轨道变形弦长与初始弯曲弦长不等的计算模型，推导了相应的稳定性计算公式，称之为卢耀荣公式，以下介绍不等波长下的无缝线路稳定性计算公式。不等波长公式的基本假设为轨道框架是处在弹性均匀介质中的无限长梁，梁具有初始弯曲，在温度压力作用下，变形曲线与初始弯曲波形相似，但波长不相等，如图7-14所示。图7-14 轨道初始弯曲及变形波长曲线初始弯曲的线形函数为正弦曲线，即 (7-16) 该函数满足如下边界条件：当或时，当初始弯曲位于曲线半径等于的曲线轨道上时，初始弯曲中包括圆曲线在内的线性函数为 (7-17)式中，为轨道初始弯曲矢度；为轨道原始弯曲波长(或称弦长)；为与坐标原点距离为处的纵坐标，如图7-14所示。在温度力的作用下，轨道将在初始弯曲处变形。变形后的曲线仍保持连续，变形曲线的线性与初始弯曲的线性相似，但弦长不等，即： (7-18)式中，为变形曲线矢度；为变形曲线的弦长。变形后的曲线仍保持连续，用函数表示。 (7-19)相对图7-14的坐标系，初始弯曲的表达式应改为：同理，圆曲线的函数表达式可写成则有 (0xl) (7-20)根据以上基本假设，运用势能驻值原理，推求的稳定性计算公式表达时，钢轨受的总势能如下式所示。式中，为钢轨压缩变形能；为梁的弯曲变