青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术分析 77页

青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究4）青藏铁路无缝线路铺设和养护过程中，因路基融沉、冻胀及道床加高等方面的影响，有可能会造成锁定轨温的变化并超出设计范围的情况。因此，分析高原地区无缝线路位移观测及实际锁定轨温计算方法，加强轨温监控，必要时进行应力放散调整，特殊地段可以设计成为定期应力放散式无缝线路，确保线路安全运营。论文在锁定轨温确定、桥上无缝线路结构选型、超高道床影响、路肩加宽方式选择及高寒区长钢轨应力放散等方面取得的研究成果已在青藏铁路换铺无缝线路中得以应用，实践效果良好。关键词：青藏铁路；无缝线路；锁定轨温；挡砟块；无缝道岔；超高道床；应力放散论文类型：应用研究-II-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文AbstractWiththeimprovementofroadnetworkinwesternChina,themileageofQinghai-TibetRailwayandLhasa-Shigatserailwayareincreasing.Railwayinplateauregionischaracterizedbyharshnaturalconditions,complexprojectconditions,lowaverageannualtemperature,largediurnaltemperaturerange,widedistributionoftheperennialpermafrostregion,etc.LayingCWRcaneffectivelyimprovepassengers’comfortandvehicle’sspeed,reducetheworkloadoftrackmaintenanceandthelineoperationcosts,andimprovethetransportefficiency.Inrecentyears,ithasgraduallybeenappliedintheQinghai-TibetRailway.Inordertoenhancethetransportcapacity,comfortandstabilityoflines,reducetrackmaintenanceandrepair,itwasfrom2011thatbegantheCWRtransformationofGeermu-Lhasasegment,basedonlayingCWRinXining–GeermusegmentandthepermafrostregionofGeermu-Lhasasegment.,Qinghai-TibetRailwayisfromGeermuinQinghai,westtoLhasainTibet,whosetotallengthis1,142km,ofwhich,thereare960kmrailway4000mabovesealevel,and550kmrailwayinpermafrostregion.TheextremeweatherconditionsandabroaddistributionofpermafrostregionhaveputforwardhigherrequirementsoflayingCWRinGeermu-Lhasasegment.ItisquiteimportantofimprovingtheCWRdesignleveloftheQinghai-TibetRailway,andensuringthetrafficsafety,toresearchthekeyissuesoflayingCWRdesigninalpineregionfromthedesignofstress-freerailtemperature,selectionoftheCWRstructure,designofthespecialbridgestructure,andthetreatmentofultra-highroadbedinsubgrade,Thepapercarriedouttheresearchmainlyfromthefollowingaspects:1)Thedetermineofstress-freetemperatureshouldconsidertheallowabletemperatureriseandtheallowabletemperaturedrop,topreventtrackbucklingathightemperatureandbreakingatlowtemperature.TheannualtemperatureanddiurnaltemperatureinGeermu-LhasasegmentofQinghai-TibetRailwayarehigherthanthatintheordinarysegment,theinternaltemperatureinlongrailchangewithahighfrequencyandlargeamplitude.CombinedwithrailtemperatureandlineconditionsdataoftheGeermu-Lhasasegment,thepaperresearchedthedeterminingmethodoftheallowabletemperatureriserangandtheallowabletemperaturedroprange,determinedthereasonablestress-freerailtemperatureandselectedappropriatetrackstructure,andresearchedthefeasibilityoflayingseamlessturnoutinQinghai-Tibetrailway,focusedontheconvergencetransitionofP50andP60turnout.2)Becauseofitsuniquegeology,environmentalcharacteristics,therearealotofcharacteristicbridgeswithnumerousstructuretypesinQinghai-Tibetrailway.CWRonbridgeisinfluencedbytheadditionalstretchingforceandbendingforce,whichneedtobeindividuallydesignedinhighaltituderegion.CombinedwiththespecificprojectsoflayingCWRonLhasa–Riversuper-largebridgeinQinghai-Tibetrailway,thepaperresearchedtheselectionproblemsofCWRdesignschemes.ProposedthesolutionsthathowtoexpandCWR-III-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究onbridge,fromimprovingtheallowabletemperatureriserangeandtheallowabletemperaturedroprange,reasonablydeterminingthestress-freerailtemperatureanditsallowablerange.Inaddition,becauseoftheincreaseofrackbedthickness,theheighteningofballastretainingboardshouldbeconsideredduringtheCWRdesignonbridge.Thepaperdesignedtwotypesofballastretainingboardof35cmand45cm,andinspectedandcalculateditsstability.3)Consideredtheincreaseofbedthicknesscausedbythemaintenanceandthesubgradesettlement,thepaperusedfiniteelementmethodtoanalyzeinfluenceofbedthicknessvariationtoCWRstability.Designedschemesofusingsoilsubgradeanddryrubblepiletowidentheshoulderwidth,whichareusedintheactualproject4)DuringthelayingandmaintenanceprocessofCWRinQinghai-Tibetrailway,thestress-freetemperaturemaygetchangedandbeyondthedesignrangefortheinfluenceofsubgradethawsettlement,frostheavingandtheheighteningoftrackbed.Therefore,itisimportanttoanalyzethedisplacementobservationandtheactualstress-freerailtemperaturecalculationmethodofCWRinthealpineregion,strengthentherailtemperaturemonitoring,adjustthestressreliefifnecessary,andinspecialsections,itcanbedesignedtotheregularstressreliefCWR,toensurethesafeoperationofline.Thepaperhaveresearchedonthedetermineofstress-freerailtemperature,structureselectionofCWRonbridge,influenceofultra-highbed,selectionofshoulderwidenmethodsandlongrailstressreliefmethodsinalpineregion,whichhavebeenappliedinpracticeinlayingCWRinQinghai-Tibetrailway,andgotgoodeffect.Keywords:Qinghai-TibetRailway;CWR;stress-freetemperatureofrail;ballastretainingboard;seamlessturnout;ultra-highbed;stressrelief-IV-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文目录摘要.........................................................................................................................................IAbstract..................................................................................................................................III1绪论........................................................................................................................................11.1无缝线路发展概况......................................................................................................11.2研究背景和意义..........................................................................................................21.3论文准备解决的问题..................................................................................................32青藏线无缝线路结构设计....................................................................................................52.1青藏线无缝线路设计..................................................................................................52.1.1无缝线路钢轨强度检算....................................................................................52.1.2无缝线路轨道稳定性检算................................................................................72.1.3青藏线换铺无缝线路锁定轨温确定................................................................82.2无缝道岔铺设可行性分析........................................................................................122.2.1无缝道岔概述..................................................................................................122.2.2无缝道岔的计算参数......................................................................................142.2.3无缝道岔计算理论..........................................................................................142.2.4青藏线半焊无缝道岔可行性研究..................................................................232.3本章小结.....................................................................................................................273青藏线桥上无缝线路设计方法..........................................................................................283.1桥上无缝线路设计方法............................................................................................283.1.1桥上无缝线路纵向力计算..............................................................................293.1.2桥上无缝线路纵横向阻力...............................................................................373.2拉萨河特大桥铺设无缝线路方案比选....................................................................413.2.1线桥概况..........................................................................................................413.2.2桥上无缝线路伸缩力计算模型......................................................................423.2.3桥上无缝线路方案研究..................................................................................433.2.3结语..................................................................................................................463.3青藏线桥上无缝线路挡砟块....................................................................................473.3.1挡砟块设计......................................................................................................473.3.2挡砟块检算......................................................................................................483.3.3桥头挡砟墙设计..............................................................................................513.4扩大桥上无缝线路铺设范围的方法........................................................................533.4.1提高轨道允许升温幅度..................................................................................53-V-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究3.4.2增大轨道允许降温幅度..................................................................................543.4.3合理确定锁定轨温及其容许范围..................................................................543.5本章小结....................................................................................................................554超厚道床阻力分析及处理措施..........................................................................................564.1路基及道床几何变形对无缝线路影响....................................................................564.2道床厚度不同对道床横向阻力影响........................................................................574.2.1计算模型..........................................................................................................584.2.2计算结果比较...................................................................................................594.3路基加固措施............................................................................................................634.4本章小结.....................................................................................................................665无缝线路长轨条温度力调整方法......................................................................................675.1加强现场锁定轨温监控............................................................................................675.2应力放散方法............................................................................................................695.3应力放散方案及放散量计算....................................................................................705.3.1应力放散工艺..................................................................................................705.3.2放散量计算......................................................................................................715.3.3技术标准及质量保证措施..............................................................................725.4本章小结....................................................................................................................72结论..........................................................................................................................................73致谢..........................................................................................................................................74参考文献..................................................................................................................................75攻读学位期间的研究成果......................................................................................................77-VI-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文1绪论1.1无缝线路发展概况普通线路由于采用标准长度的钢轨，因此在线路上每公里就会有160个或者80个[1]钢轨接头。众所周知钢轨接头是铁路线路的一个薄弱环节，由于轨缝的存在，列车通过接头时在该处间断，轨道发生强迫振动，影响行车的平稳性和舒适性，同时加速轨道结构的破坏，增加养护维修工作量，增大列车运营费用。因此，普通线路不能够满足铁路高速化、重载化的发展模式。为了消灭或减少线路上的接头轨缝，最有效的方法就是铺设无缝线路。20世纪10年代起，无缝线路在欧洲起步，在其有轨电车线路使用长度为100~200m的焊接轨条；20世纪30年代，无缝线路的优点得到世界各国的认可，并于该时期世界各国开始研究无缝线路的设计、施工、养护技术；20世纪50~60年代，由于钢铁行业的焊接技术的不断前进，各国开始大范围的应用无缝线路。以德国为代表，1926年德国铺设120m长的无缝线路试验段，1935年成功铺设1km长的无缝线路试验段，随后，德国开始大范围铺设无缝线路。1945年德国无缝线路里程约为29000km，1974年底达到53000km。1935年，前苏联铺设600m长轨条的无缝线路试验段，1961无缝线路铺设里程约为1500km，前苏联因其经纬度限制，无缝线路轨条温度变化幅度大，因此至今仍有部分区段采用自动放散应力式无缝线路。铁路隧道内，轨条温度容易保持稳定状态，因此在1930年美国率先将无缝线路试验段铺设在隧道内，1955年开始大量换铺无缝线路。作为板式无砟轨道高速铁路的代表国家，日本非常注重无缝线路的应用，从20世纪50年代就开始铺设无缝线路，到60年代其在东海道新干线高速铁路采用了连入式铺设方法，但日本无缝线路不是全线无缝线路，为释放长钢轨内部的温度力，每隔一定间隔布置钢轨伸缩调节器。中国于1957年试铺1km无缝线路，1961年底无缝线路铺设里程约为150Km，由于特殊路段无缝线路轨条受力受到线路建筑物的影响，如桥上无缝线路受桥梁附加伸缩力、挠曲力的影响，我国于60~70年代对在特殊路段无缝线路理论进行研究，提出计算模型，并修建试验段验证，最终取得成功，解决了无缝线路连续铺设[6]的难题。至今京广、京沪、京哈、陇海等主要干线均已铺成无缝线路。采用无缝线路后，在一定的长度范围内消除了因钢轨接头带来的不便。所以无缝线路不仅仅具有会使行车平稳，提高旅客舒适度，减少材料的消耗，降低维修费用，延长了线路设备以及机车车辆的使用寿命和维修周期的优点，同时还改善了列车行车条件，适应高速行车的要求等优点。其以其高平顺性、高连续性、少维修的结构特点，近年来已在国内外大范围[1]铺设。随着高速、重载铁路的发展，要求强化铁路轨道结构，线路的平顺性和稳定性需进-1-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究一步提高，普通无缝线路以及区间无缝线路的结构形式不能满足现代运输模式的需求，因此，应消除普通无缝线路的缓冲区和道岔区钢轨接头，实现线路的彻底无缝化。随着焊接工艺、施工工艺的提高，我国已经形成完善的全区间无缝线路的设计、施工、养护维修体系。自20世纪80年代，以北京交通大学为代表开始研究基于简易法的无缝道岔温度力检算理论。近年来，西南交通大学考虑钢轨、轨枕、道床之间的耦合作用，建立ANSYS轨道结构力学模型，分析全焊以及半焊无缝道岔内部温度力分布规律。2001年，我国跨区间无缝线路首次成功铺设。目前，日本、德国及其他欧美国家的正线基本上都已实现全线铺设无缝线路。日本已经实现曲线半径225m曲线地段成功铺设无缝线路；德国也在温差超过90℃地区成[2]功铺设无缝线路。我国目前有97%的正线已铺设无缝线路，在兰州局管段内也在300m的曲线半径地段和大温差地区成功铺设了跨区间无缝线路。普通线路无缝线路设计及施工已经有很成熟的规范及经验，但特殊区段的无缝线路铺设仍缺乏设计施工经验。尤其是青藏铁路为代表的一些特殊地域无缝线路设计尚无成熟的经验可以借鉴。1.2研究背景和意义无缝线路的铺设受温度控制的影响较大。我国幅员辽阔，存在一些以青藏铁路为代表的高寒地区大温差线路，在这些地区铺设无缝线路尚无成功经验可以借鉴。我国寒冷地区铁路干线的总延长近2万公里，其中包括已经运营管理的京哈线、青藏线、兰新线、北疆线、南疆线等主要干线，准备开通的哈大客运专线、津秦客运专线、北疆铁路复线、[5]南疆铁路复线、兰青复线等都担负着繁重的客货运输任务。在高寒地区铺设无缝线路是提高和改善轨道结构技术发展和进步的重要标志，也是满足高速、安全、重载轨道结构的最优选择，但在铺设和养护维修过程中的一些关键技术问题尚待深入研究。因此，针对高寒地区所处的气候状况、自然环境的特殊性，以及对轨道结构的特殊要求，研究高寒地区铺设无缝线路有其必要性和可行性，由此对有关新建、改建无缝线路的专门研究就显得十分必要。青藏铁路是世界海拔最高、线路最长的高原铁路。2006年7月1日正式通车运营。青藏铁路的建成不仅能够改变青藏高原原先贫困落后的面貌，而且同时增进我国各民族团结进步和促进西藏经济与青海乃至全国社会又快又好的发展。青藏铁路东边起点为青[3]海西宁，西边至拉萨，全长1956公里。其中，西宁至格尔木段全长814公里海拔较低，于先期完成无缝线路的换铺工作。青藏铁路格尔木至拉萨段，全长1142公里，全线海拔3000米以上，高原大温差及冻土区对无缝线路轨道受力不利，因此换铺无缝线路并未展开。随着青藏线在长期运营下路基沉降等病害趋于稳定，铁科院、中南大学等科研单位的研究成果表明该路段换铺温度应力式无缝线路是可行的，青藏公司从2011年开始逐步进行格拉段无缝线路的换铺工作。2012年10月，青藏铁路格尔木至拉萨段完成-2-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文200余Km的无缝线路换铺工作，为后期青藏铁路格拉段非冻土区段无缝线路换铺工作的开展奠定了坚实基础。为进一步发挥青藏线潜在运能，提高线路运行的平顺性、舒适性及安全性，降低养护维修工作量，需对青藏线高海拔地区600余Km线路完成无缝化改造。青藏线格拉段平均海拔3000米以上，属于高海拔地区，如图1.1所示。年平均最高气温5~6℃，年平均最低气温为-16~-20℃，年平均气温在0℃以下；年日照时长2600~30002小时，日照百分率为50％~80％，太阳辐射平均年总量6700~9200MJ/m，居全国之最。格拉段具有海拔高、年温差大、日温差大、干旱、气压低、日照长、辐射强等特点，因此，青藏线无缝线路设计中锁定轨温设计、桥上无缝线路设计、岔区无缝线路设计等环节应充分考虑青藏线所处自然环境，保证无缝线路运营质量。此外，格拉段部分区段经行多年冻土区域，据统计，青藏线冻土区冻结指数大于融化指数，路基长期处于冻结状态，因此冻土区路基状态理论上完全可铺设无缝线路。但自青藏线开通至今，冻土区仍出现路基不均匀沉降等病害，因此会引起道床厚度增加，甚至出现超厚道床情况，无缝线路换铺设计中还需考虑路基不均匀沉降引起的道床厚度增加等处理措施。图1.1青藏线因此，依托青藏线换铺无缝线路工程，研究高寒大温差地区无缝线路锁定轨温设计、大温差地区桥上无缝线路结构选型、道床厚度增加引起的问题及处理方法对于提高青藏铁路格拉段无缝线路设计及管理水平具有十分重要作用。1.3论文准备解决的问题（1）高寒大温差地区锁定轨温设计方法青藏铁路沿线海拔均超过3000m，属于高海拔铁路。由于目前尚没有在如此高海拔地区换铺无缝线路的成功经验，而且该地区的最高最低温差可以达到90℃，最低温度接近零下40℃。锁定轨温的确定应该考虑最大允许温升及最大允许温降、考虑当地极端轨温，保证-3-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究夏季高温钢轨不跑道，冬季低温钢轨不折断。青藏线锁定轨温设计要综合考虑年最大温差及最大日温差的变化对轨道受力影响，要如何结合线路具体特点，研究合理的锁定轨温设计方法。（2）高寒大温差地区桥上换铺无缝线路当桥上铺设无缝线路时，不仅可以改善桥梁的受力条件，减少轨道维修工作量，同时能延长线路设备和桥梁的使用寿命。在高寒、大温差地区铺设桥上无缝线路有着更为复杂的技术要求。如何提高温度应力式无缝线路的应用范围，控制桥上无缝线路纵向附加力和桥梁墩台水平力值，确保桥梁和线路设备运营安全，尤其是对一些特殊结构的桥上无缝线路设计方案比选就显得尤为重要。（3）青藏线冻土区在运营过程中路基出现较大沉降，后期以补砟方式保证轨道几何形位。此外，大机养护也会引起每年3~5cm的道床厚度的增加，需对对道床厚度增加引起的道床横向阻力参数变化及内部应力分布进行研究，确保道床位移控制在合理范围之内。文中运用ANSYS软件模拟轨枕与道床，分析路基及道床几何形变对无缝线路的影响以及对横向阻力的影响。（4）青藏铁路无缝线路铺设和养护过程中，因路基融沉、冻胀及道床加高等方面的影响，有可能会造成锁定轨温的变化并超出设计范围的情况。因此，文中结合普通地区无缝线路养护维修办法，结合高寒地区气候条件以及青藏线冻土区域分布情况，提出无缝线路养护维修及应力放散办法，保障线路运营安全。-4-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文2青藏线无缝线路结构设计青藏铁路是世界海拔最高、线路最长的高原铁路。2006年7月1日正式通车运营。青藏铁路的建成不仅能够改变青藏高原原先贫困落后的面貌，而且同时增进我国各民族团结进步和促进西藏经济与青海乃至全国社会又快又好的发展。青藏铁路东边起点为青[3]海西宁，西边至拉萨，全长1956公里。其中，西宁至格尔木段全长814公里海拔较低，于先期完成无缝线路的换铺工作。青藏铁路格尔木至拉萨段，全长1142公里，全线海拔3000米以上，高原大温差及冻土区对无缝线路轨道受力不利，因此换铺无缝线路并未展开。可是青藏铁路穿越无人区，养护维修十分不方便。因此到2012年，青藏线在长期运营下路基沉降等病害趋于稳定，并由铁科院等科研单位的对该地区钢轨焊接条件、年最大气温轨温差、最高轨温与最高气温的关系、道床密实度、道床阻力、扣件纵向阻力、梁体日温差等参数进行了系统的论证评价。研究成果得出格拉段可以考虑换铺无缝线路，但由于青藏线线路条件的不同，故需针对青藏线换铺无缝线路提出合理的设计方法。2.1青藏线无缝线路设计无缝线路结构设计应进行钢轨强度检算、轨道稳定性的检算以及设计锁定轨温的确定等。青藏线所处地区普遍存在最低气温偏低，最高气温偏高的气候特点（区段温度表如表2.1），属于高寒大温差区域，无缝线路的设计要根据线路的具体特点，从而科学合理的确定锁定轨温，以确保行车安全。表2.1各区段气象极端温度表格尔木五道梁安多那曲当雄拉萨最高气温35.5℃22.4℃23.5℃24.2℃27℃30.4℃最低气温-33.6℃-37.7℃-36.7℃-41.2℃-36℃-16.5℃2.1.1无缝线路钢轨强度检算[7]（1）车轮动荷载及钢轨动弯矩检算轨道各部件的破坏强度时，车轮动荷载采用当量静荷载最大可能值。考虑速度及偏载的因素，车轮动荷载按式2.1计算；在车轮动荷载作用下的钢轨动弯矩M可按d式2.2计算。P1P（式2.1）dj式中P—车轮作用于钢轨上的垂直动轮载；dP—静轮载；j—速度系数。取值如表2.2所示。-5-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究表2.2速度系数值电力牵引内燃牵引v160km/h0.6v/1000.4v/100v＞160km/h1.01.0MM1（式2.2）d0式中—速度系数；—偏载系数。（2）钢轨动弯应力d在车轮动荷载作用下钢轨边缘的最大可能动弯应力可按式2.3和2.4计算：Md轨头边缘最大可能动弯应力f（式2.3）头dW头Md轨底边缘最大可能动弯应力f（式2.4）底dW底式中f—轨道横向水平力系数。（3）钢轨最大温度拉应力t无缝线路固定区钢轨最大温度拉应力可按式2.5计算：tET（式2.5）tdmax5式中—钢轨钢线膨胀系数，取1.1810/℃；T—无缝线路最大降温幅度。dmax（4）钢轨最大附加拉应力f与区间路基、隧道地段铺设无缝线路不同，桥上无缝线路除承受温度力作用之外还承受因梁温度变化和列车荷载作用而产生的附加纵向力，无缝道岔导轨的伸缩通过联结件和岔枕对基本轨施加附加纵向力，桥上无缝线路和无缝道岔强度检算应考虑钢轨最大附加拉应力。桥上无缝线路钢轨最大附加应力可按式2.6计算：Pf（式2.6）fF式中P—桥上无缝线路钢轨附加纵向力，取桥上无缝线路挠曲力、伸缩力的较大f值。（5）钢轨强度检算无缝线路设计应该进行钢轨强度检算，作用在钢轨上的应力应满足式2.7的要求：-6-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文s（式2.7）底dtfZK2.1.2无缝线路轨道稳定性检算无缝线路轨道的稳定性应满足钢轨最大升温幅度T小于或等于允许温升T的u要求；桥上无缝线路允许温升T应计入伸缩力或挠曲力的影响，无缝道岔地段允许u温升T应计入基本轨附加纵向力的影响。u有砟轨道的允许温升受无缝线路稳定性控制，可采用“统一无缝线路稳定性计算公式”计算。[7]（1）计算温度力Pw根据势能驻值原理，两股钢轨的计算温度压力可按下列统一稳定性计算公式计算：2ff0e422EIQly23lP（式2.8）w24lff0e3"R24Qt22fEI3y2fl（式2.9）4Qt3f式中—轨道框架刚度系数，有砟轨道可取1.0；l—轨道弯曲变形半波长，ll；0f—轨道弯曲变形矢度，取0.2cm；f—轨道原始弹性弯曲矢度；根据现场调查资料统计分析，轨道原始弯曲0ef06相对曲率2.10310，其中塑性弯曲占83％，弹性弯曲占17％。2lQ—等效道床横向阻力；111"RRR0pR—曲线半径；1f0p5R—钢轨原始塑性弯曲半径，81.3963910；0p2Rl0p242EIyt3"；Rfoet—轨道原始弹性弯曲的相对曲率，t；2l0-7-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究根据式2.9计算轨道稳定性临界波长l及弹性弯曲矢度f，代入式2.8计算临界温oe度压力P。w（2）两股钢轨的允许温度压力P可按式2.10计算：PwP（式2.10）K式中K—安全系数，去K=1.3。（3）允许温升T可按下式计算：uPT(式2.11)u2EF5式中—钢轨钢线膨胀系数，取1.1810/℃；2.1.3青藏线换铺无缝线路锁定轨温确定无缝线路锁定轨温的确定需要综合考虑当地气象条件、轨道强度、轨温变化幅度、无缝线路稳定性和断缝允许值等因素。其设计锁定轨温按式2.12计算：TTttmaxmindutctk（式2.12）22式中：t、t——允许降温和允许温升；duT、T——当地历史最高、最低轨温；maxmint——设计锁定轨温修正值，一般取0~5℃。k无缝线路的稳定性和强度是影响无缝线路锁定轨温确定的最重要的两个因素，在确定锁定轨温时，需考虑温度压力、轨道的几何状态、列车的动荷载作用、钢轨的断缝允许值、钢轨焊缝的强度以及特殊地段附加纵向力等多方面的影响。对于像青藏线这样的高寒大温差地区，其锁定轨温的范围也将受到限制，因此修正值通常选择为负值，但是也需要根据允许温升和温降以及其它因素综合考虑，需根据具体的情况确定。以青藏线k1795-k1955换铺无缝线路为例，该地段所属区域为拉萨市和当雄县，该地区气温资料如表2.1所示，具体的确定过程如下：（1）强度计算青藏线k1795-k1955地段钢轨采用60Kg/m，100m定尺长钢轨，屈服强度4800MPa，钢轨断面对水平轴的惯性矩I3217cm。轨枕为Ⅱ型混凝土枕，每公sx里配置1760根，轨枕间距57cm。钢轨支座刚度D=30000N/m。采用NJ2内燃机车如图2.1，其轮种轴距如图2.2所示，设计时速为120km/h。-8-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文图2.1NJ2型内燃机车图2.2NJ2轴重图首先计算允许温降：1）计算刚比系数：D300001k440.001183mm544EIxa42.1103217105702）计算静弯矩M：021kxMPeicoskxsinkx010iii4ki1111500040.0011830.00118320001ecos0.0011832000sin0.00118320000.0011834000ecos0.0011834000sin0.001183400021295285Nmm-9-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究21kxMPeicoskxsinkx020iii4ki1111500040.0011830.00118320001ecos0.0011832000sin0.00118320000.0011832000ecos0.0011832000sin0.001183200017851480Nmm21kxMPeicoskxsinkx030iii4ki1111500040.0011830.00118320001ecos0.0011832000sin0.00118320000.0011834000ecos0.0011834000sin0.001183400021295285NmmMMaxM，M，M21295285Nmm00102033）计算动弯应力0.4v0.4120R=600m，f1.6，取偏载系数β=0.15，速度系数0.48，所100100以：M1M10.480.152129528534711314.55Nmmd03查得60轨的轨底断面系数W396cm，得：1Mdf140.25MpadW14）计算允许温降国产60kg/m的U75V钢轨，其屈服强度472MPa考虑安全系数K，取K=1.3,s则有：/K472/1.3363Mpasdf363.08140.2510所以，T85.89Cd55E2.1101.1810（2）计算允许温升fop6其次计算允许温升：轨道原始塑性弯曲相对曲率1.7454910，轨道原始弹2lfoe7性弯曲相对曲率3.57510，允许轨道变形矢度f0.2cm，单根钢轨对垂直轴的2l442惯性矩I52410mm，钢轨断面积F7745mm，轨道框架刚度换算系数1.0，y等效道床横向阻力取Q8.5N/mm，按照最小曲线半径800m计算。-10-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文11115511）1.39639103.0630510mm"RRR60000op21122）2EI2.17210Ncmyfoe73）t3.575102l02411754）2EIyt3"2.172103.5751100.1293.0630510R935881.02545）24Qt22fEI3y2f2l222451.036cm4Qt3f所以l471.62cm26）ftl0.079526245oe2ff0e422EIQly23l7）P2408.2kNw24lff0e3"RPwP1852494N1.3P1852494所以T48.3Cu2EF22.11.187745（3）结构选型综合考虑最大允许温升、最大允许温降、当地历史极端最高以及最低轨温等方面影响，拉萨市历史最高气温为1998年的+30℃，历史最低气温为1968年的－17℃。当雄县历史最高气温为1995年的+27℃，历史最低气温为1968年的－36℃。o[T]+[T]=134.19>TT1096Cdumaxmin根据上式可知该地段可以铺设温度应力式全区间无缝线路。温度应力式无缝线路，其锁定轨温应保证夏季不胀轨跑道，冬季不折断钢轨，锁定轨温设置按照如图2.3进行。因此，在该地段铺设无缝线路，锁定轨温设计主要由稳定性条件控制，强度在任何情况下均满足要求。考虑高海拔变化对轨温的影响以及小半径曲线的分布，可以分段确定锁定轨温，设计K1795+000～K1885+750锁定轨温为15±5℃，K1885+920～K1955+000为18±4℃，强度及稳定性检算合理。-11-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图2.3锁定轨温设置图（4）注意问题由于青藏铁路行经地区气温常年处于低温状态，年平均气温低于0℃，加之日照强度大，轨温日变化幅度大。在锁定轨温设计中最大程度利用钢轨自身强度，设计锁定轨温范围偏低。青藏线换铺无缝线路长钢轨采用百米定尺轨，线下通过气压焊方式焊接为500米长钢轨，线上以铝热焊方式焊连，而铝热焊焊接接头强度受高海拔缺氧等因素的影响，焊接强度会有一定损失，因此要结合焊缝的抗拉及冲击实验，考虑一定的安全系数，确定锁定轨温，对于部分区段可以考虑采用应力放散式无缝线路。合理确定锁定轨温仅仅是保障铁路运营安全的基本要求，在设计时要对小半径曲线地段的线路外侧道床同时进行加宽和加高，用以增加道床的横向阻力，在特殊的区段为了保障线路良好的状态以及为线路提供充足的抵抗轨道弯曲变形和保持稳定性的能力还要设置钢轨加固桩和线路防爬设备。在日常的运营过程中要加强轨温的监控，保持锁定轨温的准确性。在某些由于线路爬行或者是其他的原因所引起的锁定轨温变化的路段，要及时的做好应力放散工作从而保证线路轨温在设计锁定轨温的范围内。2.2无缝道岔铺设可行性分析2.2.1无缝道岔概述各种轨道结构的应用和发展，主要取决于运营的效果。现代铁路为实现重载、高速运输，而改善轨道结构的最佳措施，当属超长无缝线路的发展与应用。跨区间无缝线路是指轨条长度跨越多个区间甚至全区间，且与无缝道岔相焊联的铁路无缝线路。而跨区间无缝线路的难点是无缝道岔。无缝道岔内所有的钢轨接头都被焊接或胶结，并在道岔两端与无缝线路长轨条焊在一起。这样，当轨温升降时，无缝道岔两端将承受温度力，通过道岔的有关部件传递，岔区无缝线路钢轨还将承受附加温度力的作用，同时道岔尖轨也将产生较大的伸缩位移，从而使岔区无缝线路显现复杂状况。道岔时薄弱环节，其受力与变形较为复杂。因此，不管在实际还是试验都证明焊接道岔是有利的，当跨区间无缝线路穿越车站时，道场两端还与长轨条焊接在一起。这时道岔的受力状况将发生变化，道岔两端将承受巨大的温度力，它将影响着道岔的受力与变形。所以，具有无缝道岔是跨区间无缝线路的基本结构特点，也是跨区间无缝线路设计、施工与养护维修的重-12-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文点之一。无缝道岔与长轨条一样要承受无缝线路的温度力的作用，半焊式受力如图2.4所示。图2.4半焊式无缝道岔受力图无缝道岔中彻底消除了钢轨接头，其具有以下优点：1）提高轨道结构强度由于跨区间无缝线路轨条长度贯通区间，并与车站道岔焊联，取消或减少了缓冲区，最大限度地消除了作为轨道薄弱环节的钢轨接头，减少了钢轨接头病害的发生和发展，从而全面提高了轨道的整体结构强度和平顺性。2）优化行车条件跨区间无缝线路由于大量消除了普通钢轨接头，尤其是道岔的无缝化，进一步优化了列车运行的工况。3）减少养护维修材料和劳力消耗铺设跨区间无缝线路由于取消或减少了缓冲区，因而轨料消耗、养护维修工作量将显著减少，产生明显的经济效益。但是，由于道岔两端承受巨大的温度力，道岔也许要适当加强与改进：扣件需要换成扣压力大的放开式扣减和弹条扣件；岔枕应为较大断面的混凝土枕；岔区内道床应饱满密实并且有与无缝线路相同的道床肩宽与堆高。为限制在温度力作用下道岔尖轨的过量伸缩，辙跟结构应为限位器结构以便传递温度力。跨区间无缝线路中的道岔，把道岔中所有的钢轨接头都焊接(或胶接)起来，道岔两端也与区间无缝线路的长轨条焊联(或胶接)在一起，使无缝道岔成为跨区间无缝线路的一部分。跨区间无缝线路中的道岔钢轨不但承受巨大的温度力，而且里侧轨线两端的受力状况不同，一端承受温度力，另一端没有温度力。这种温度力的不平衡状态将使无缝道岔钢轨的受力与变形。位移发生变化，这一特点成为无缝道岔设计、铺设和养护的难点，也是铁路线路提速的技术难点之一。跨区间无缝线路中无缝道岔的焊连方式有全焊连和半焊连两种方式。全焊连道岔是指可动心无缝道岔的钢轨接头除绝缘接头采用胶接绝缘接头外，其余接头应全部焊接；固定型无缝道岔的钢轨接头除绝缘接头采用胶接绝缘接头，辙叉前后4个接头及曲股接-13-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究头可采用冻结接头外，其余接头应全部焊接。半焊连道岔是指可动心无缝道岔的直股钢轨接头除绝缘接头采用胶接绝缘接头外，直股其余接头应全部焊接；固定型无缝道岔的直股钢轨接头除绝缘接头采用胶接绝缘接头，辙叉前后4个接头可采用冻结接头外，直股其余接头应全部焊接。2.2.2无缝道岔的计算参数无缝道岔计算理论是否符合实际情况，除了计算模型应正确、合理以外，选用计算参数是否符合实际且不带随意性就显得十分重要。（1）辙跟阻力道岔尖轨与基本轨之间的重要联结部件是辙跟结构。目前我国道岔辙跟结构有两种：螺栓间隔铁结构和限位器结构，现就限位器结构作一介绍。限位器结构是比较适合无缝道岔的一种辙跟结构，因而在我国提速与高速道岔上得到广泛应用。在限位器子母块贴靠以前，辙跟不限制钢轨伸缩，辙跟的摩阻力P0。m当子、母块贴靠后，将完全阻止道岔里股钢轨（尖轨）伸缩，里轨被锁定。不难理解，，辙跟阻力具有双重作用，既可限制尖轨伸缩，也可传递温度力给道岔基本轨。（2）无缝道岔道床纵横向阻力为得到符合实际的道岔道床纵横向阻力参数，在众多试验数据的基础上，确定出无缝道岔道床纵横向阻力。1）无缝道岔纵向阻力众所周知，道岔中岔枕的长度是各不相同的。为计算与使用方便，在无缝道岔的计算中采用单位岔枕长的道床阻力作为计算参数。在这取r29.8N/cm。02）无缝道岔横向阻力考虑到无缝道岔辙跟（限位器）前面区段为其稳定性薄弱地段，因此重点考虑了2.6m长岔枕的道床横向阻力。因此，我们用2.6m长岔枕的道床横向阻力来检算无缝道岔的稳定性是合适的，也是偏于安全的。（3）钢轨扣件推移阻力与阻矩由于无缝道岔计算理论中要涉及钢轨扣件推移阻力和阻矩这两个计算参数，通过试验测得Ⅱ、Ⅲ型弹性扣件的阻矩M1020N/cm。2.2.3无缝道岔计算理论（1）无缝道岔里轨伸缩位移的计算理论1）计算参数阻止里股钢轨伸缩的影响因素较多，但主要有三个；道床阻力、岔枕刚度和扣件阻-14-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文矩。当然辙跟结构也是一个因素，不过它只在辙跟处起作用，相当于无缝线路的接头阻力外除辙跟外，阻止道岔里股的伸缩的阻力并非常量，且由多种阻力因素组成。为便于计算，把上述三种阻力换算成当量阻力—其单位当量阻力。其单位当量纵向阻力p为pppp（式2.13）0ab式中p——道岔各轨线单位道床纵向阻力。0四轨线岔枕：r0里侧轨线p()lb（式2.14）02ar0外侧轨线（基本轨）p()Llb（式2.15）02arL0二线轨岔枕：p（式2.16）02ap——岔枕刚度单位换算阻力a""p6EJtpf（式2.17）a23a(3lb4)bap——钢轨扣件阻矩单位换算阻矩b"p2Mtp（式2.18）baabr——岔枕单位枕长道床纵向阻力；0L——岔枕长度；a——岔枕间距；M——扣件阻矩；""""52"EJ——岔枕横向水平刚度。E为岔枕弹性模量，混凝土枕E3510/cm；J3"dh为岔枕对竖直轴的惯性矩J，d为枕宽；h为枕高。12l——道岔两股最外侧钢轨中心间距，可分段计算得：lsy（辙跟至导曲线终点）il2sxN（导曲线终点至叉点）0l2sxN（叉点以后）0其中s——道岔直、侧股线路钢轨中心间距，s150mm；y——导曲线支距；iN——道岔号数；-15-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究x——计算岔枕距叉点距离。0b——道岔相邻里外侧钢轨间距，也可分段计算;by(辙跟至导曲线终点）ibsxN（导曲线终点至叉点）0bs（叉点以后）分别对p、p、p进行说明一下：0ab道岔轨线单位道床纵向阻力p。无缝道岔处于道床之中，道床的纵向阻力显然也影0响道岔钢轨的位移与传力。因此在计算中必须考虑道床阻力这一参数。道岔岔枕的道床阻力不像线路轨枕道床阻力那样简单。首先是岔枕长度不一，各枕道床阻力不同，因此就不能按每根岔枕道床阻力来考虑，应与岔枕长度挂钩，用单位枕长阻力来计算。其次，岔枕上有四线轨或二线轨，且各岔枕上轨线的间距也不同，在把岔枕道床阻力分配到各轨线时要考虑这一因素。岔枕换算阻力p。除了辙跟之外，岔枕便是道床各股钢轨间最重要的联接部件了。a岔枕所起的作用，特别是四线轨岔枕的作用在无缝道岔计算中不可忽视。当无缝道岔直、侧股均与无缝线路长轨条焊连时，道岔基本轨处于无缝线路固定区，基本轨无伸缩位移。若钢轨扣件足够强，基本轨相当于岔枕的支点。而道岔里股钢轨（尖轨及其连接轨条）由于一端承受温度力，钢轨相对于无缝线路伸缩区钢轨，要产生伸缩位移，从而通过扣件带动岔枕发生弯曲变形。引起岔枕弯曲变形的力P与岔枕里股钢轨处的弯曲矢度ft之间的关系可由公式求得PKf（式2.19）t1""6EJK（式2.20）123(3lb4)b同理，P作为道岔钢轨的位移阻力时，也可求得由于岔枕的弯曲刚度而形成的单t位换算阻力p：aPtp（式2.21）aa显然，p中包含有道岔里股伸缩位移，即岔枕弯曲矢度，这将是计算无缝道岔里股a伸缩位移趋于复杂。岔枕刚度既阻止里股钢轨自由伸缩，也传递部分温度力给基本轨。扣件阻矩换算阻力p。无缝道岔的里股钢轨一端承受温度力作用时，该钢轨与基本b轨产生相对位移，而扣件阻矩将参与阻止这种相对位移，形成扣件换算阻力。显然该换算阻力也是基本轨与里轨的联接阻力，它既参与阻止里轨自由伸缩，也传递部分温度力"给基本轨。其扣件阻矩M与相应作用力P之间的关系为：t-16-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文"2MP（式2.22）tb"同样，若把P当作钢轨位移阻力，其单位轨长换算阻力p为：tb"P2Mtp（式2.23）baab2）里轨伸缩位移的计算图式根据道岔结构，无缝道岔里股钢轨的伸缩有种两类型，图式对应有两种温度力图。如图2.5所示。图2.5两种无缝道岔里股钢轨的伸缩对应温度力图3）采用简易方法计算里轨的伸缩位移,如上图所示：f（式2.24）EF其中——阴影部分面积；E——钢轨的弹性模量；F——钢轨截面积。（2）无缝道岔基本轨附加温度力的计算理论当轨温升降时，道岔里股钢轨承受的温度力将通过道岔的有关部件部分的传递给基本轨，成为基本轨的附加温度力。因此，计算基本轨的附加温度力首先需要掌握温度力由里轨传到基本轨的途径与规律。1）附加温度力传递的途径限位器结构。当轨温升降幅度较小，道岔里股伸缩位移不大时，限位器中的子、母块分离，辙跟不传递温度力，此处的基本轨未通过辙跟结构承受任何附加温度力，当轨温升降幅度较大时，限位器的子母块接触，这是辙跟结构将会把接触后里轨增长的温度"力全部传给基本轨，成为P力：m""PEFatm"式中t——子母块接触后轨温变化幅度。岔枕是道岔里轨与基本轨之间又一主要联结部件。只有四线轨岔枕才能把部分温度-17-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究力由里股传递到基本轨，其传递的主要途径是通过岔枕的弯曲刚度来实现。使岔枕发生弯曲变形的里股部分温度力P将传递到基本轨上，P的传递数值将取决于道岔结构与tt焊接方式：这里就介绍一下固定辙叉无缝道岔（半焊）：PKf（式2.25）t1""6EJK（式2.26）123(3lb4)b式中f——岔枕弯曲变形矢度。P将分别传递给直侧股基本轨，即基本轨的附加温度力为P。公式中的符号同前。tt附加温度力的方向是随岔枕的位移方向而变化的。当道岔里股与基本轨之间产生相对位移时，道岔钢轨扣件将通过其阻矩把里股钢轨的部分温度力传递给基本轨。2）基本轨附加温度力数值计算与分布规律如上所述，里股是通过辙跟、岔枕、扣件逐点把温度力传递给基本轨的。基本轨在承受这些附加温度力的同时要产生位移或有位移趋势，这时道床阻力也发挥作用，通过岔枕把阻力作用在基本轨上，影响基本轨附加温度力的数值。可分不同情况计算基本轨附加温度力。①基本轨附加温度力的计算。传递到基本轨的附加温度力是逐点作用的，作用点不同，其附加温度力也不同。辙跟点：在辙跟（或限位器）相对的基本轨上，只作用有辙跟摩阻力P或剩余温度m"力P（限位器结构）。因此其附加温度力为m限位器结构P00岔枕点：在基本轨的岔枕点上，计算道岔里轨位移时，除了岔枕弯曲刚度和扣件阻矩传递的温度力外，道床阻力也发挥作用，因而岔枕点上基本轨的附加温度力为"四线轨岔枕PPPQ（式2.27）itt"二线轨岔枕PPQ（式2.28）it式中Q——基本轨上岔枕道床阻力r0四线轨岔枕QLlb2rL二线轨岔枕Q02②基本轨附加温度力的分布规律。由道岔里轨传到基本轨上的附加温度力都是以集中力的形式作用在基本轨的辙跟与岔枕点上的，同时基本轨又受到道床纵向阻力的影响，其附加温度力的分布应遵循一定的规律。-18-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文当基本轨承受附加温度力时，其道床阻力将起阻止附加温度力引起的基本轨位移的变化作用。只有一个集中纵向力作为附加温度力作用在基本轨上时，根据力学知识，其基本轨附加力图将如图2.6所示，形成拉、压区面积相等的形状。图2.6基本附加力图基本轨单位道床阻力：QrLlb0四线轨岔枕地段基本轨：p0aa2rL0二线轨岔枕（轨枕）地段基本轨：p02a当道岔基本轨上有一段钢轨没有道床阻力时，集中纵向力作用在基本轨上，其力的分布图式如图2.7所示。图2.7基本轨某段无道床阻力时力的分布图图中d为无道床纵向阻力作用的轨长。这里需要算出集中力纵向力P在作用点的分配比例。由于有d长度钢轨无道床纵向阻力作用，则P分配为拉、压区的力的比例并不相等。若在作用点分配给拉力区的数值为x，则分配给压力区的数值Px为。根据拉、压区力图面积相等的原则，可由下式求得x值：2Px（式2.29）2pd0P若用岔枕间隔a表示长度，d也可写成dna，而n为无道床纵向阻力作用的岔枕根数。当集中纵向力P作用在d段中部时，其纵向力分布图如图2.8所示。-19-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究xP0P(-)(+)P-xP0ed-e图2.8集中纵向力作用在d段中部是纵向力分布图P力作用点前无纵向道床阻力的长度为e，后面长度为de。若仍以岔枕间距a表示长度，则eai，i为作用点前无道床纵向阻力作用的岔枕根数。同样，根据纵向力拉、压区力图面积相等的原则，可由下式求得x值：22P22pPePpPia00x（式2.30）2pd2P2pna2P003）如前所述，里轨通过辙根结构、岔枕及扣件分别把部分温度力P作用在基本轨的相应点上，而这些P力均以集中力的形式作用在基本轨上。其次，为便于计算，我们在计算基本轨各岔枕点的附加温度力P时，就已经把此枕的道床阻力Q考虑进去了，i即各岔枕的P为i"PPPQitt这就意味着，凡在基本轨岔枕点上作用有P力时，此枕的道床纵向阻力已被克服i掉，若再作用有其它力时，此枕应视为无纵向道床阻力的岔枕，岔枕间距a范围内的钢轨应视为无道床纵向阻力的钢轨。以此类推，所有参与传力的四轨线岔枕点处的基本轨都应视为无道床纵向阻力的钢轨。无缝道岔的里轨是从辙跟开始，依次一根根岔枕传递给基本轨附加温度力的，即辙跟处基本轨被传给P的附加力，辙跟后各岔枕分别传递m给基本轨相应的P值，且P值最大不超过PQ，P为钢轨扣件的推移阻力。参与iicc传递附加温度力的四轨线岔枕根数由道岔里股钢轨的伸缩范围确定，岔后二轨线岔枕的传力作用可忽略不计。因此无缝道岔基本轨附加温度力传递的最大作用范围为辙跟到最末一根四轨线岔枕处。为计算与绘图方便，假设辙跟前的基本轨与参与传力的岔枕后的基本轨单位道床纵向阻力p相同。0基本轨附加温度力叠加原理如下图2.9所示。图中所示分别为叠加前三根岔枕处的基本轨附加温度力和叠加后的温度力效果。当n3，图中：2Pmx02(napP)0m-20-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文2P2P(paPx)110m0x12(napPP)0m12P2P(2paPPxx)220m101x22(napPPP)0m122P2P(3paPPPxxx)330m12012x32(napPPPP)0m123X(xxxx)0123PPPPPm123图2.9基本轨附加温度力图为深入说明问题通过参照资料可得到一些结论：①由于基本轨处于无缝线路固定区，当基本轨承受附加温度力时，固定区钢轨在附加温度力作用下将产生拉、压变形，由于固定区钢轨总长不能改变，因此拉、压变形应当相等，互相抵消。这样，在绘制基本轨附加温度力图时应遵循这一原则，即附加温度力分布图的拉、压面积相等。在绘制，计算辙跟及各根岔枕传递给基本轨附加力图时，遵循了拉、压图面积相等的原则，当把辙跟及各点岔枕传递给基本轨的附加温度力图叠加以后，其拉、压图面积也必然相等。但是由于我们在绘制十八部传递附加温度力区的基本轨单位纵向阻力都假设成常数p，与实际情况有些出入，但这一假设造成的误差不0会很大，可忽略不计。②图2.9中正负号的意义是：正号表示附加温度力与原基本轨的温度力同号，可以-21-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究叠加，使基本轨原承受的温度力增大。负号表示附加温度力与基本轨原温度力反号，它将使原温度力减少。③若基本轨上各传力点方向相同，则叠加的极值点分别在传力范围的始、终点。辙跟（或限位器）处基本轨附加温度力与原温度力同号，形成受力最大点。而最后一根四轨线传力岔枕处的基不能轨附加温度力则与原基本轨温度力反号，是受力最小点。辙跟处附加温度力的叠加之和为PX，最后一根传力岔枕处的基本轨附加温度力的叠加为X。P和X可由下式计算：nPPmiP（式2.31）i1nXx0xi（式2.32）i12Pmx（式2.33）02nap0Pmii112Pi2Pipai0Pkxkkk00x（式2.34）0i2nap0Pkk0PP（式2.35）0m式中n——参与传力的四轨线岔枕数；a—岔枕间距；i—枕跟后岔枕序号；P—枕跟结构阻力；mp—基本轨单位道床阻力；0P—第i序号传递的附加温度力：i"PPPQititii④图2.9中的基本轨各传力点的传力方向相同。作用在基本轨的附加温度力的传力方向实际上是由道岔里股钢轨的伸缩位移方向决定的。当然，如前所述，由于忽略了二轨线岔枕的传力作用，基本轨上附加温度力的最大传力区段就是道岔里股钢轨伸缩区内四轨线岔枕的区段。因此，计算基本轨附加温度力及绘制基本轨附加温度力图时，都要考虑道岔里股伸缩位移的大小与方向。4）当道岔里股伸缩方向不同时，传到基本轨的附加温度力的方向也不同。同样可按上述基本轨附加温度力的叠加原则与方法处理传到基本轨的不同方向附加温度力。-22-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文2.2.4青藏线半焊无缝道岔可行性研究青藏线既有线采用50kg/m轨，近年来，随客运量不断增大，既有50kg/m轨已不满足运输要求。因此，换铺无缝线路时对既有线钢轨升级改造为60kg/m轨。但青藏线换铺无缝线路工程并未对道岔区进行整体升级改造，所以，正线无缝线路与岔区半焊道岔衔接需通过异型轨实现，如图2.10所示。异型轨因其截面从50kg/m的小截面向60kg/m的大截面变化，在温度应力传递过程中会产生应力集中，在跨区间无缝线路设计道岔区应首选半焊型无缝道岔。图2.10全区间无缝线路岔区缓冲轨配置示意图为了从理论上判定在铺设半焊式无缝道岔时，在道岔两端无缝线路温度力的作用下，道岔各主要部件的位移、强度及稳定性是否能控制在允许的范围内，因此对该区段采用半焊形式铺设无缝道岔温度力进行检算。该区段采用半焊形式铺设无缝道岔，道岔为12号50Kg/m钢轨道岔，混凝土轨枕，碎石道床，道砟质量好，石砟饱满，道床断面大。图2.4为半焊式无缝道岔布置图。（1）基本轨附加温度力的分布与峰值参与传递附加温度力的四轨线岔枕根数由里轨的伸缩区长度而定。当四轨线岔枕的布置范围在伸缩区长度范围内时，由于二轨线岔枕不产生弯曲，亦不会传递温度附加力，所以计算岔枕的传递力只需计算四轨线岔枕布置范围，即计算至四轨线末端岔枕。附加温度力具有的特征是：由于附加力作用的起端是辙跟相对的基本轨，因此附加温度力叠加后会在此处形成峰值；由于附加力作用的末端是里轨伸缩位移终点处，因此在此处附加力的峰值反向，相对辙跟点之前以及里股伸缩位移为零的对应点之后的基本轨，附加力由峰值下降为零，其下降梯度为道床纵向阻力梯度p。如图2.9所示。0（2）辙根阻力Pm在基本轨与道岔尖轨之间有一个中庸连接零件即辙根结构，其作用等同于普通无缝线路的接头。青藏线正线道岔采用限位器结构，由于原则上限位器字母块不密贴，因此钢轨可自由伸缩，辙根阻力P=0m（3）道床纵向阻力P与横向阻力Qo岔枕在铺设时采用对应道岔号数的岔枕系列，其长度按级配变化，每根岔枕长度不同。因此，每根岔枕所受纵向力不同。参照道床纵向阻力的取值方法，取单位岔枕长度-23-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究道床阻力作为计算依据。（钢筋混凝土岔枕32N/cm），Pl。ooo由于2.6m长的岔枕横向道床阻力为最小，偏于安全计算，均以2.6m长岔枕的横向阻力来检查无缝道岔稳定性：Q87N/cm。（4）扣件阻矩M与扣件推移阻力Pc里轨发生位移的同时钢轨扣件将产生推移阻力，II型扣件的扭矩达将到120Nm时扣件推移阻力为P10.5KN/轨，当钢轨与轨枕间的相互转角达0.004rad时，扣件阻矩c为M1020Nm。（5）基本轨附加力P当里轨承受无缝线路温度力时，其通过岔枕、扣件等联接零件逐点将温度力传递给基本轨，从而形成基本轨附加温度力，即基本轨不仅仅需要承受两侧无缝线路的温度力同时还要承受附加温度力的作用。因此，在对道岔强度及稳定性进行检算前要求最高及最低轨温时基本轨最大附加温度力。根据2.2.3中基本轨附加力的计算方法通过编程可计算出轨温最高、最低时基本轨最大附加温度力为：P114.86kN，P91.67kN。升附降附（6）位移检算在阻止道岔里股钢轨伸缩因素中其主要三个因素为道床阻力、扣件阻力和岔枕刚度。岔枕在铺设时采用对应道岔号数的岔枕系列，其长度按级配变化，每根岔枕长度不同。为了方便计算，将上述三种轨道结构阻力换算为单位当量阻力：道床阻力P、岔枕阻力P和扣件阻距P。其单位当量阻力P为：0abPPPP0abⅡ型弹条扣件推移阻力为P=10.5kN/轨，其作用在钢轨上的单位扣件推移阻力cP=17.5N/mm，当P＞P时钢轨则会产生位移。由于混凝土岔枕刚度较大，因此会造成ccP值较大，因为P值常大于P，所以假设混凝土岔枕道岔里轨伸缩区范围内单位当量ac纵向阻力为P。c半焊形式的无缝道岔里轨所受最大温度力为无缝线路温度力的一半，即为P/2。tmax当伸缩区长度小于道岔里轨辙跟至最后一根长岔枕的距离为L时，即当伸缩区长度mL28200mm时，钢轨仅受单位扣件推移阻力P影响。mc假设最高、最低轨温时伸缩区长度L"均小于lm，即L"≤L=28200mm，由温度力m图可求得，最高、最低轨温时伸缩区长度分别为：PP＇tmax＇tmaxl伸18808mm；l缩24182mm；2P2Pcc＇＇l伸、l缩、均小于lm，故假设成立。-24-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文里股钢轨在辙跟处产生最大伸缩位移分别为：2fmaxp/2/2EFp1.94mm伸maxtc；2fmaxp/2/2EFp3.21mm缩maxtc；轨温最高、最低时尖轨最大伸缩量：l伸l尖tmax5.53mm；l缩l尖tmax7.10mm；轨温最高、最低时尖轨尖端的最大伸缩位移分别为：lfl7.47mm伸max伸max伸；lfl10.31mm；缩mac缩max缩限位器子母块最大间隙为7mm，当温度最高或者最低时限位器均不密实，尖轨尖端位移均未超过规范规定的允许值20mm，因此无缝道岔钢轨各处位移检算合格。（7）强度检算1）基础条件钢轨采用50Kg/m，屈服强度800MPa,钢轨断面对水平轴的惯性矩S4I2037cm，断面系数为287.2。轨枕按照Ⅱ型混凝土枕，1760根/km配置，轨枕间x距57cm。钢轨支座刚度D=30000N/m。采用NJ2内燃机车，按照设计时速80km/h计算。2）计算刚比系数：D1k4=0.001324mm4EIaX3）计算静弯矩M021kxMPeicoskxsinkx010iii4ki1=23276374.15N·mm21kxMPeicoskxsinkx020iii4ki1=24643633.77N·mm21kxMPeicoskxsinkx030iii4ki1=23276374.15N·mm计算得出50Kg/m钢轨的最大静弯矩为24643633N·mm。4）计算动弯应力-25-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究0.4v0.480R=800m，f2.00，取偏载系数β=0.15，速度系数a0.32，所以：100100M1M36226140.51Nmmd0Mdf250.70MpadW15）强度检算半焊道岔无缝线路应满足：dt制附/K600/1.3461.53Mpas带入数据有：250.70+146.32+14.83+10=421.85<444Mpa，满足要求。（8）稳定性检算fop6轨道原始塑性弯曲相对曲率1.7454910，轨道原始弹性弯曲相对曲率2lfoe73.57510，允许轨道变形矢度f0.2cm，单根钢轨对垂直轴的惯性矩2l442I52410mm，钢轨断面积F7745mm，轨道框架刚度换算系数1.0，等效道y床横向阻力取Q8.5N/mm，按照最小曲线半径800m计算。11115511）1.39639102.6463910mm"RRR800000p21122）2EI2.17210Ncmyfoe73）t3.575102l02411774）2EIyt3"2.172103.5751100.1292.6463910R819137.89335）24Qt22fEI3y2f2l214978.9442cm4Qt3f所以l463.65mm26）ftl0.076867296oe-26-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文2ff0e422EIQly23l7）P2408.2kNw24lff0e3"RPwP1852494N1.3半焊道岔无缝线路稳定条件为：2(maxpmaxp)pttmaxp=91.67Kn按最不利锁定轨温条件计算maxp为：tmaxp=2.48×40.5×6580=660.895KNt2(maxpmaxp)=1505.13<1852.494KN，满足要求。tt根据以上的半焊无缝道岔温度力检算可知，可以在青藏线某些区段铺设半焊式无缝道岔。但在铺设后应当加强无缝道岔的养护维修工作，布置防爬观测桩(如图2.11)，防止道岔纵爬横移，保持道岔整体性能。图2.10无缝线路岔区位移观测桩布置图2.3本章小结本章主要研究青藏线高寒大温差地区无缝线路锁定轨温的确定以及无缝道岔的温度力检算，结合青藏线某区段换铺无缝线路锁定轨温的确定办法以及铺设半焊型无缝道岔可行性，提出高寒、大温差地区无缝线路设计应注意的一些关键问题及解决办法，并在实际设计过程中得到运用，确保设计符合要求，保障后期的运营安全。-27-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究3青藏线桥上无缝线路设计方法桥上无缝线路除普通线路承受的温度力外，还承受钢轨与桥梁结构因材质及应力分布模式的不同而产生的温度附加力，即伸缩附加力和挠曲附加力。所以设计桥上无缝线路时，根据设计锁定轨温计算桥上无缝线路的伸缩附加力、断缝断轨力，此外还应检算钢轨强度以及稳定性。如遇特殊桥梁(如拉萨河特大桥)铺设无缝线路时需要设置缓冲区，还应对缓冲区的轨缝进行检算。国外的专家学者进行了大量的研究工作，日本在钢桥上铺设无缝线路时，是依梁长和桥长的不同来决定支座的布置方式、伸缩调节器的设置和桥上线路纵向阻力等。跨度60m(已扩大到100m)及以上的桥梁在其活动端设置钢轨伸缩调节器。德国铺设无缝线路的多跨简支梁最大跨度为60m，铺设无缝线路的多跨简支梁桥按结构分为高架桥和山谷桥。单线的高架桥，跨度约为30m，墩身较矮，约为15m；山谷桥的桥跨为44～60m，墩身较高。我国从1962年开始，先后在一些中小跨度的多种类型桥梁(简支梁、连续梁、桁梁、有碴桥、无碴桥)上铺设无缝线路，并对桥上无缝线路梁、轨相互作用的原理进行大量的试验研究。建立了桥上无缝线路伸缩力、挠曲力的计算原理和计算方法。经过多年的研究及工程实践，桥上无缝线路设计理论已较为完善，且制订了《新建线桥上无缝线路设计暂规》，对于一般的简支梁及连续梁桥，可参照该规范进行设计，目前铁科院、北京交大、西南交大、中南大学、兰州交大均有通用软件可用，但对于特殊型式的桥梁，及刚构、拱桥、桁架、组合梁等，特殊地区的桥上无缝线路仍需进行单独设计综上所述，国内外的学者和研究人员都对桥上无缝线路纵向附加力的问题做了不同方面的研究与探讨，取得了阶段性的成果。我国在2003年总结桥上无缝线路设计理论与施工工艺，颁布“新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定”，为桥上无缝线路设计提出理论依据。但现有铁路桥梁形式多样化，如连续梁桥、拱桥等大跨度桥梁的应用，桥梁设计参数发生变化，另外，对于大跨度桥梁无缝线路设计在“暂行规定”中也没有深入分析，还缺少可供设计参考的内容。因此，研究高寒大温差地区的桥上无缝线路设计问题具有十分重要的实用价值。3.1桥上无缝线路设计方法当桥上铺设无缝线路时，不仅仅能够减轻列车轮对对桥梁的冲击，改善列车和桥梁的运营条件，而且可以延长设备使用寿命，减少养护维修工作量。而桥上无缝线路的受力情况与路基上不同，除了会受到列车的动荷载、温度力作用外，还会受到由于桥梁的伸缩或挠曲变形位移而产生额外的纵向附加力。其中有因温度变化梁伸缩引起相互作用力——伸缩力；有因列车荷载梁的挠曲而引起的相互作用力——挠曲力。与此同时，钢-28-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文轨对桥跨结构施加大小相等、方向相反的反作用力。此外，长轨条因列车启动（制动）、钢轨折断或位于无缝线路伸缩区产生纵向位移，通过扣件及道床对桥梁施加纵向作用力[11]。因此，在《铁路无缝线路设计规范》的桥上无缝线路设计中规定：铺设无缝线路的桥梁，其桥跨布置及结构设计应考虑无缝线路纵向力的作用；桥上无缝线路的设计锁定轨温宜与桥梁两端的无缝线路设计锁定轨温一致；桥上铺设无缝线路应进行钢轨强度、无缝线路稳定性、钢轨断缝安全性等的检算。3.1.1桥上无缝线路纵向力计算无缝线路纵向力的计算假定如下：桥梁固定支座能够完全阻止梁的伸缩，不计活动支座对梁纵向位移的影响。计算伸缩位移时不考虑桥梁在支座外的悬出部分。在计算伸缩力时，温度变化为单方向的升温或降温，不考虑梁温升降交替变化的影响。不考虑伸缩力、挠曲力的相互影响，伸缩力、挠曲力要分别计算。铺设有砟轨道的桥梁不考虑梁缝两侧道砟传递纵向力，也不考虑桥梁护轨对无缝线路的影响。计算桥上无缝线路纵向力有迭代法和微分方程法两种方法，介绍如下。3.1.1.1迭代法计算桥上无缝线路纵向力（1）伸缩力计算伸缩力计算包括无缝线路固定区设在桥上和无缝线路伸缩区设在桥上两种情况，其中无缝线路伸缩区设在桥上时，根据《规范》桥墩设计不计伸缩力。本节介绍的伸缩力计算方法只适用于无缝线路固定区设在桥上的情况。1）变形平衡方程如图3.1为单跨简支梁，梁因升温t，梁的各截面向活动端伸长，其位移见图3.1中图（2）中斜线BG所示，梁位移量可由式3.1计算：lt（式3.1）ii式中—梁截面i处的位移量；il—截面i至固定支座的距离；i-5-5—梁体线膨胀系数，钢梁取1.1810/C，钢筋混凝土梁取1.010/C。梁在各截面伸长时，会带动道床并通过扣件作用于钢轨并使钢轨向梁的活动端产生位移。钢轨位移在受到桥梁两端线路纵向阻力的约束时，活动端以外的线路纵向阻力会阻止钢轨向桥外位移，从而使活动端附近钢轨产生压力；由于固定端以外的线路纵向阻力抵抗钢轨向活动端方向位移，因此在固定端附近钢轨会产生拉力，见图3.1（1）所示的AB’K’DE’F。同理，若梁因降温而缩短，固定端附近钢轨产生压力，活动端附近钢轨产生拉力，伸缩力与梁升温幅值相同时数值大小相同，符号相反。-29-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图3.1不考虑墩台刚度的单跨简支梁升温时伸缩力及梁轨位移钢轨因受伸缩力的作用，各截面位移见图3.1（2）所示的曲线abkdef，其纵坐标即为截面i的位移量，可由式3.2计算：iy（式3.2）iEF式中y—钢轨截面i的位移量；iwi—钢轨截面i以左（或以右）的伸缩力图面积之代数和。当桥梁处于无缝线路的固定区，桥梁的左侧或者是右侧路基上的伸缩力曲线始、终点钢轨的位移为零。也就是说，由于伸缩力而引起的钢轨的拉伸变形和压缩变形其代数和为零。因而确定的变形平衡方程如下：i0（式3.3）EF2）变形协调方程桥梁、钢轨位移曲线如图3.1(2)所示，在固定支座处，梁的伸缩位移为零，即0B钢轨伸缩位移为y，y。梁跨范围内梁截面i处的位移最随着截面i至固定支bbBi座的距离l的增加而线性增加，在活动支座处达到最大值。当钢轨位移增加到最大值iGy后逐渐减小，在活动支座处钢轨位移y小于梁的位移，y<。因此，在梁跨范deGeG围内必定存在梁轨位移相等的点K，即变形协调方程式为：y（式3.4）ke由式(3.3)和式(3.4)即可计算简支梁钢轨伸缩力曲线起点至固定支座的距离l和l气0k及固定支座处的钢轨伸缩力P和P。IK梁伸缩引起的钢轨伸缩力反作用于梁并传至固定支座和墩台，考虑墩台水平线刚度-30-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文的影响，墩台顶承受纵向力后将产生位移，墩台顶位移使桥跨产生平移，其方向与梁伸缩方向相反。钢轨伸缩力和桥梁、钢轨位移曲线如图3.2(1)和图3.2(2)所示。梁的实际位移可由式3.5计算：ii(式3.5)T式中—墩台顶纵向位移，K；T—作用于墩台的伸缩纵向力，单线墩台按桥跨两端钢轨伸缩力之差计算，即T2PP；beP—固定支座处钢轨伸缩力，见图3.2(1)；bP—活动支座处钢轨伸缩力，见图图3.2(1)；eK—墩台水平线刚度。考虑墩台水平线刚度后，变形协调方程为：ykk（式3.6）式中—桥梁与钢轨位移相等点处的桥梁位移，kk；klt—桥梁与钢轨位移相等点处梁的伸缩晕，kk。k根据以上的分析，再考虑上墩台水平线刚度的影响，伸缩力计算的基本方程式如下：wIEF0iykk(式3.7)图3.2考虑墩台刚度的单跨简支梁升温时伸缩力及梁轨位移-31-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究当桥梁为多跨时，应根据各墩台水平线刚度分别计算各跨梁的位移，计算伸缩力的基本方程式为：wIEF0iykk11ykk22yknkn(式3.8)式中y—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处的钢轨位移，j1n；kj—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处的桥梁位移，，j1n；kjkjkjj—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处梁的伸缩量，lt；kjkjkjl—第j跨桥梁与钢轨位移相等点距第j跨固定支座的距离；kj2PPjj1—第j跨固定支座处墩台顶纵向位移，；jjKjP—第j跨固定支座处钢轨伸缩力；jP—第j+l跨固定支座处钢轨伸缩力；j1K—第j跨桥梁固定墩（台）水平线刚度。j图3.3为多跨简支梁升温时的伸缩力及梁轨位移。图3.3多跨简点梁升温时伸缩力及梁轨位移（2）挠曲力计算1）梁上翼缘位移计算梁在荷载的作用下会产生挠曲变形，其上翼缘收缩，下翼缘伸长，梁各截面发生-32-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文旋转，在固定支座处，梁下翼缘的位移受到固定支座的约束，如图3.4所示。梁各截面上翼缘的纵向位移x，为梁的平移与旋转的组合，可按式3.9计算：hhxx1x020(式3.9)式中0—固定支座处(x=l)梁截面转角；h20—固定支座处(x=l)梁中性轴至下翼缘的距离；x—距离活动支座工处的梁截面转角；h1x—距离活动支座工处的梁截面中性轴至上翼缘的距离。连续刚构等因墩台与桥梁固结在一起，在计算梁上翼缘纵向位移时需考虑墩台的变[17]形。图3.4梁挠曲时发生的纵向位移2）基本方程挠曲力计算原理与伸缩力的计算基本相同，可参照伸缩力的计算进行。桥梁为多跨时，挠曲力可按下列基本方程式计算：-33-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究wIEF0iykk11ykk22yknkn(式3.10)式中wi—钢轨截面i以左（或以右）的伸缩力图面积之代数和;y—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处的钢轨位移，j1n；kj—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处的桥梁位移，，j1n；kjkjkjj—第j跨桥梁与钢轨位移相等点处梁的伸缩量，lt；kjkjkjl—第j跨桥梁与钢轨位移相等点距第j跨固定支座的距离；kj2PPjj1—第j跨固定支座处墩台顶纵向位移，；jjKjP—第j跨固定支座处钢轨伸缩力；jP—第j+l跨固定支座处钢轨伸缩力；j1K—第j跨桥梁固定墩（台）水平线刚度。j多跨简支梁当在相邻两孔梁上布置荷载时，挠曲力分布如图3.5所示。图3.5多跨简史梁当在相邻两孔梁上布置荷载时挠曲力及梁轨位移3）一般加载模式桥上无缝线路挠曲力计算选择相应的桥梁设计标准活载，不考虑冲击系数的影响。多跨简支梁一般在相邻两孔梁上布置荷载计算（如图3.6所示），3跨连续梁一般分别在固定支座一侧的一跨或两跨梁上布置荷载计算（如图3.7、图3.8所示），取较大值。其-34-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文他桥跨结构型式应进行多种工况加载，按最不利工况进行计算。图3.6简支梁计算挠曲力时荷载示意图图3.7连续梁计算挠曲力时荷载示意图（一）图3.8连续梁计算挠曲力时荷载示意图（二）3.1.1.2微分方程法计算桥上无缝线路纵向力（l）力学平衡微分方程在钢轨计算长度范围内，截取微段长度出，其所受纵向力如图3.9所示。PdPPrz()dx根据静力平衡方程：得dPrz()dx（式3.11）式中P—截面工处的钢轨纵向力；dP—微段长度的钢轨纵向力增量；rz()—线路纵向阻力函数；z—梁轨相对位移。dy在纵向力的作用下，钢轨微段dx的变形量可由式3.12确定：PdydxEF（式3.12）-35-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究y式中-钢轨位移。图3.9钢轨微段受力示意图对式3.12进行微分，得：2dPdyEF2dxdx（式3.13）将式3.11代入式3.13得：2dyrz()2dxEF（式3.14）（2）变形基本方程1）变形协调方程根据梁、轨相对位移为零的条件，可建立梁轨变形协调方程：zy0y即：(式3.15)式中z—梁、轨相对位移；y—钢轨纵向位移；—梁纵向位移。计算伸缩力时，梁的纵向位移△可按下式计算：TjltxKj（式3.16）式中—梁的线膨胀系数；lx—计算点距梁固定支座的距离。-36-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文t—梁温度差；dydyTEFEFTjdxxl01jjdxxlj—作用于桥梁墩台的伸缩力，；l0j—第j跨梁固定支座处的x方向坐标，j=l~n；l1j—第j跨梁活动支座处的x方向坐标，j=l~n。Kj—第j跨梁固定支座处的墩台水平线刚度。计算挠曲力时，梁的纵向位移可按式3.17计算：TjKj（式3.17）式中—在列车荷载作用下，梁上翼缘的挠曲位移；dydyTEFEFTjdxxl01jjdxxlj—作用于桥梁墩台的挠曲力，；l0j—第j跨梁固定支座处的x方向坐标，j=l~n；l1j—第j跨梁活动支座处的x方向坐标，j=l~n。2）变形平衡方程位于无缝线路固定区的桥梁，在伸缩力和挠曲力的分布曲线范围内，钢轨拉伸和压缩变形的代数和为零，由此确定其变形平衡方程式为：y0（式3.18）（3）计算方法求解由式3.14、式3.15、式3.18组成的方程组，即可得到钢轨位移量和纵向力。3.1.2桥上无缝线路纵横向阻力（1）纵向阻力线路纵向阻力是抵抗钢轨伸缩、防止线路爬行的重要参数，也是桥上无缝线路计算的一个重要参数。有砟轨道除采用小阻力扣件地段外线路纵向阻力取道床纵向阻力，铺设小阻力扣件地段线路纵向阻力取扣件纵向阻力。由于线路纵向阻力具有结构相关性及离散性，各国线路纵向阻力取值略有不同。日本新干线铁路轨道结构以板式无砟轨道为主，线路纵向阻力取扣件纵向阻力，为5kN/m轨。在进行无缝线路检算时，可通过轨下垫板来调整扣件纵向阻力，以满足无缝线路强度、稳定性级断缝检算要求。德国铁路线路纵向阻力采用双线性阻力，见图3.10和表3.1。-37-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图3.10德国采用的线路纵向阻力模型表3.1德国采用的线路纵向阻力（kN/m/轨）轨道类型有载无载有砟轨道r=30xx≤2mmr=10xx≤2mmr=60x＞2mmr=20x＞2mm无砟轨道r=120xx≤0.5mmr=60xx≤0.5mmr=60x＞0.5mmr=30x＞0.5mm国际铁路联盟《梁轨相互作用计算建议》（UIC774-3）采用的线路纵向阻力为双线性阻力，见图3.11和表3.2。图3.11UIC774-3采用的线路纵向阻力模型-38-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文表3.2UIC774-3采用的线路纵向阻力（kN/m/轨）轨道类型有载无载有砟轨道r=30xx≤2mmr=10xx≤2mmr=60x＞2mmr=20x＞2mm无砟轨道r=120xx≤0.5mmr=80xx≤0.5mmr=60x＞0.5mmr=40x＞0.5mm近年来，我国新建铁路桥梁所占比例越来越高，特殊结构桥梁应用越来越广泛，且随着计算机技术的发展，桥上无缝线路计算手段越来越成熟。因此，铁科院对线路纵向阻力作了大量的室内试验及现场测试工作，通过对多个样本的阻力试验数据进行了统计回归分析，确定了一系列与实际位移—阻力曲线非常接近的双线性阻力函数。铁科院分别在青藏铁路昆仑河4号大桥、小南川3号大桥进行了铺设Ⅱ型混凝土轨枕有砟轨道道床纵向阻力测试。如图3.12、图3.12分别为昆仑河4号大桥每公里铺设1760根Ⅱ型钢筋混凝土和小南川3号大桥每公里铺设1840根Ⅱ型钢筋混凝土轨枕道床纵向阻力测试结果。根据图3.12的拟合曲线，计算轨枕纵向位移为2mm时的道床纵向阻力为10.0kN/枕，将其换算为单位长度的每股钢轨阻力为：10.01760r8.8kN/m/枕10002图3.12昆仑4号大桥道床纵向阻力测值及拟合曲线-39-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图3.13小南川3号大桥道床纵向阻力测值及拟合曲线根据图3.13的拟合曲线，计算轨枕纵向位移为2mm时的道床纵向阻力为10.5kN/枕，将其换算为单位长度的每股钢轨阻力为：10.51840r9.66kN/m/枕10002（2）横向阻力道床横向阻力是有砟轨道无缝线路稳定性检算的重要参数，由轨枕与道砟之间的摩擦阻力和砟肩阻止轨枕横移阻力组成。道床横向阻力与轨枕类型，铺设根数及道砟材质、颗粒级配、密实程度、道床断面形状有关，应根据实测资料并进行数理统计确定。国内相关单位对Ⅱ型钢筋混凝土轨枕的有砟轨道横向阻力进行了大量的现场实测，可根据在铺设Ⅱ型钢筋混凝土轨枕、1840根/km、道床肩宽为40cm的线路上的有关实测资料，计算出平均值，再减去两倍标准方差，从而确定出道床横向阻力的最小可能值，经过回归分析确定Ⅱ型钢筋混凝土轨枕道床横向阻力表达式如下：3qqqyzqy401ff315.0444.0y583.0y4N/cmff根据上式确定的等效道床横向阻力Q为：nQqqyqcy01f2nf423444.0583.015.00.20.52620.244289N/cm同理，当有砟轨道每公里铺设1760根Ⅱ型钢筋混凝土轨枕时，等效道床横向阻力-40-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文为Q85N/cm。3.2拉萨河特大桥铺设无缝线路方案比选为了强化轨道结构,延长线路设备寿命,减少养护工作量,青藏铁路公司对所辖的青藏铁路格拉段当雄—拉萨区间拟铺设全区间无缝线路。其中拉萨河特大桥为无简支梁的多联连续梁,主桥连续梁钢管拱组合体系联长324m,最大温度跨度为248.7m,最小温度跨度为173.4m。根据我国《铁路轨道设计规范》,轨道设计中不宜采用钢轨伸缩调节器,以及《新建铁路桥上无缝线路设计暂行规定》,该桥不需要布置伸缩调节器。为了确保线路和桥梁的安全,对该桥进行无缝线路设计方案研究和检算,提出合理的设计方案。3.2.1线桥概况拉萨河特大桥中心里程为K1951+544.52,全长928.85m,孔跨式样为(5-3×32.7)m预应力混凝土连续箱梁+(36+72+108+72+36)m连续梁钢管拱组合体系+(1-3×32.7)m预应力混凝土连续箱梁。格端有近4联3×32.7m连续箱梁位于曲线上,曲线半径800m,线路坡度为i=5‰的上坡。机车类型为内燃NJ2型,设计行车速度为120km/h。当地最高和最低轨温分别为50℃和－17℃。图3.14拉萨河大桥该桥既有为P50钢轨有缝线路,碎石道床,X2型砼桥枕,每公里铺设1760根,Ⅰ型弹条扣件；现拟铺设全区间无缝线路,线路条件为铺设P60U75V钢轨,轨枕采用既有桥枕,Ⅱ型弹条扣件,道床肩宽为45cm。-41-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究格尔木拉萨桥跨布置3×32.73×32.73×32.73×32.73×32.736+72+108+72+363×32.7坡度100800线路平面a-57°16＇10"R-800l-150L-949.63图3.15拉萨河特大桥桥跨布置图3.2.2桥上无缝线路伸缩力计算模型钢轨、轨枕、梁跨、墩台结构之间，钢轨和轨枕间有扣件约束,轨枕与梁跨结构间有道床约束,这两种约束都是非线性的。通常无缝线路扣件阻力大于道床纵向阻力,为简化计算模型,略去轨枕与梁的相互位移影响,根据西南交大、中南大学、兰州交大等的研究成果，论文采用桥墩一体化计算模型（图3.16）程序，进行方案的比选。该计算模型梁轨相对位移微分方程为：22dzQ(z)dΔ22dxEFdx式中,z——梁、轨相对位移；Q(z)——线路纵向阻力；E——钢轨的弹性模量；F——钢轨的截面积；Δ——梁纵向位移。钢轨梁N1xN2Q(z)KiΔiLi图3.16线桥墩一体化计算模型通过解上式可得到钢轨的纵向力及纵向位移、桥梁纵向位移、墩台力及位移。但直[5]接求解微分方程会有很大的难度,尤其对于Q(z)为非线性函数时更为困难。为了方便求解,采用牛顿迭代法和有限单元法进行数值分析求解。-42-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文3.2.3桥上无缝线路方案研究为了避免设置钢轨伸缩调节器,降低养护工作难度,提出两种桥上无缝线路设计方案进行比选。方案一：根据桥上无缝线路附加力一般规律，采用较小的线路纵向阻力能有效减小[13]附加力最大值,提出全桥范围内采用小阻力扣件,p=43.4N/cm/轨；其余梁跨及路基上采用常阻力扣件,p=70N/cm/轨。方案二：全桥采用常阻力扣件,p=70N/cm/轨,在桥上设2节25mP60缓冲轨,缓冲区具体位置如图3.17所示,缓冲区钢轨位置误差不大于±6m,长轨条钢轨接头阻力取490KN。50.02m416.40m446.18m长钢轨2×25mP60长钢轨钢轨布置24.08m格尔木拉萨桥跨布置图3.17桥上缓冲区位置示意图固定支座墩顶纵向水平线刚度分别取450、2000、600、600、700、∞、2000kN/cm/线。钢筋混凝土梁有碴轨道,梁日温差取15℃。（1）伸缩附加力计算分析大温度跨度桥梁铺设无缝线路,伸缩力往往是关键因素,根据本桥的实际情况,计算了得到设计方案的钢轨纵向力和钢轨伸缩位移结果如图3.18所示,伸缩力及墩顶位移检算汇总见表3.3。P/kN方案一1100方案二1000900800700600500400416.4m缓冲区50m30020012345671000x/m0100200300400500600700800900(a)钢轨纵向力(含温度力)-43-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究y/mm3025方案一20方案二151050-5-10-151234567-20x/m0100200300400500600700800900(b)钢轨伸缩位移图3.18设计方案计算结果方案二,缓冲区格端长钢轨伸缩区长度为34.54m,拉端伸缩区长度为44.0m,取伸缩区长度为50m。表3.3钢轨伸缩力及墩顶位移检算方案最大伸缩拉力/kN最大墩顶位移/mm墩顶位移检算方案一276.4503.33.3<29满足方案二191.355(格端)1.51.5<29满足281.386(拉端)2.22.2<29满足（2）断缝断轨力检算桥上一旦发生钢轨折断，其温度力和伸缩力将在断缝处按纵向阻力梯度释放，从而形成较大断缝。线路的纵向阻力、温度拉力和钢轨折断位置将影响断缝的大小。在检算断缝时，线路阻力按常量取值q110N/cm/轨。该取值小于扣件阻力150N/cm和道床纵向阻力160N/cm，用其值计算偏于安全。方案一，桥上无缝线路的锁定轨温与路基锁定轨温相同,取Ts=18±4℃,最大降温幅度39℃。断缝点在主桥组合梁拉端活动支座拉力最大处。方案二，缓冲区两侧因线路平面条件不同取不同锁定轨温,格端无缝线路锁定轨温取18±3℃,最大降温幅度38℃；拉端无缝线路锁定轨温取18±4℃,最大降温幅度39℃。桥梁墩台承受的断轨力,按主桥组合梁伸缩拉力最大处至梁端的线路纵向阻力之和计算,但断轨力不得超过最大温度拉力。断轨时钢轨纵向位移如图3.19所示，断缝值及断轨力计算结果见表3.4。-44-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文y/mm2520151050-5-10-15-201234567-25x/m0100200300400500600700800900(a)方案一断轨时钢轨位移y/mm2520151050-5-10-151234567-20-25x/m0100200300400500600700800900(b)方案二断轨时钢轨位移图3.19断缝值计算结果表3.4断缝值及断轨力检算方案断缝值/cm断轨力/kN断缝检算断轨力检算方案一2.95855.82.95<[λ]=8cm满足855.8>[Pt拉]=748.49kN不满足方案二3.96629.43.96<[λ]=8cm满足629.4<[Pt拉]满足（3）无缝线路稳定性检算道床横向阻力是检算无缝线路稳定性的基本参数。为了提高线路稳定性,方案一中将桥枕布置根数增大至1840根/km,取等效道床阻力Q=87N/cm。方案二取等效道床阻力Q=84N/cm,缓冲区格端无缝线路平面曲线半径为800m,拉端为直线。采用“统一公式”计算无缝线路临界状态允许轴向压力。规范要求桥上无缝线路受到的温度压力和附加温度压力之和的2倍不应超过轨道稳定的容许压力。两种设计方案无缝线路稳定性检算结果见表3.5。（4）钢轨强度检算桥上无缝线路钢轨应力,包括动弯应力、温度应力、附加应力等。钢轨强度检算条件：要求钢轨最不利断面中的各项应力总和,不得超过钢轨容许应力,即：σd+σt+σf≤[σ]。-45-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究表3.5无缝线路稳定性检算（kN）方案Pt/ΔP/kN[P]稳定性检算方案一690.916276.45017952(Pt+ΔP)=1935>[P]不满足671.734(格端)191.35517951726<[P]满足方案二690.916(拉端)281.38621031945<[P]满足60kg/m的U75V钢轨,极限强度σb≥880MPa,按规范取其屈服强度σs=472MPa,考虑安全系数K=1.35,则有：[σ]≈349MPa。青藏铁路格拉段采用NJ2型内燃机车,机车轴重按23t检算,钢轨动弯拉应力σd=160.41MPa。根据桥上无缝线路纵向附加力一般规律,伸缩力大于挠曲力,本桥采用伸缩力进行钢轨强度检算，不同方案无缝计算结果见表3.6。表3.6钢轨强度检算（MPa）方案σdσtσfΣσ[σ]钢轨强度检算方案一160.4196.6436.33293.38349Σσ<[σ]满足方案二160.4196.6435.69292.74349Σσ<[σ]满足（5）缓冲区轨缝检算线路纵向阻力取q=110N/cm/轨,钢轨接头阻力取400kN。长轨与缓冲轨间预留轨缝6mm,缓冲轨与缓冲轨间预留轨缝8mm,能满足极端轨温的要求。3.2.3结语与一般大跨温度跨度桥不同,本桥全部采用连续梁及连续梁钢管拱组合梁。温度跨度大,梁伸缩位移大,钢轨伸缩力大。方案一全桥采用小阻力扣件的方案在断轨力及无缝线路稳定性检算均不能满足要求,故该设计方案不可行。采用桥上设置缓冲区的无缝线路方案,不设钢轨伸缩调节器。缓冲区两侧无缝线路锁定轨温分别取18±3和18±4℃时,桥上无缝线路强度、稳定性、断缝、断轨力、缓冲区轨缝满足设计要求。当无缝线路纵向力、梁轨位移、钢轨断缝超过允许值,桥上无缝线路锁定轨温无法满足要求时,应考虑钢轨伸缩调节器。但调节器不能消减全部较大的纵向力、且设备和维修费用高、应用经验不足的缺点,使得许多规范对于设置调节器都非常谨慎。通过拉萨河特大桥实例,对于不能将固定区全部设在桥上的大桥、特大桥,采用桥上设置缓冲区的无缝线路方案,能实现钢轨伸缩调节器的作用,且施工和维护经验丰富。在行车速度不高的线路上是一种可行的设计方案,为以后同等线路条件下大温度跨度桥梁铺设无缝线路提出了一种新的设计思路。-46-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文3.3青藏线桥上无缝线路挡砟块3.3.1挡砟块设计在青藏线换铺无缝线路调查中发现，在某些区段受历年大养机作业、补砟工作开展的影响，线路道床高度不断变化，线路两侧砟肩松散、道砟滑坍，补砟和外观整治等日常工作困难，尤其是曲线设备在大养机作业后质量储备期较短，增加养护维修成本。同时发现在桥上线路两侧的挡砟板功能弱化，造成砟肩松散、道砟滑坍，补砟和外观整治等日常工作困难，尤其是曲线设备在大养机作业后质量储备期较短，增加养护维修成本。因此，设计将现有挡砟块进行更换。同时，为保证整个大中修周期内无缝线路稳定，路肩宽度满足标准要求，针对桥头路基断面形式提出了采用浆砌片石挡砟墙满足路肩宽度和稳定道床边坡稳定的设计方案。桥上换铺无缝线路设计时因为道床厚度增加，需要进行挡砟板的加高问题，如图3.2分和图3.21分别为b=35cm和b=45cm的两种类型的挡砟块设计图并检算其稳定性。40060HPB235φ10挡砟块I钢筋90M10水泥砂浆道砟2901803030IIII1008030603020016040160I桥上L型挡碴块布置图h=35cm挡砟块祥图(单位:mm)Ⅰ-Ⅰ断面HPB235φ10钢筋工程数量表400工程项目单位数量603C25混凝土m/块0.0108100HPB235φ10钢筋kg/块1.1222M10水泥砂浆m/块0.0564016016040II-II断面图3.20b=35cm挡砟块-47-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究40060HPB235φ10I钢筋挡砟块50160390M10水泥砂浆道砟1603030IIII1208030603020016040180I桥上L型挡碴块布置图h=45cm挡砟块祥图(单位:mm)Ⅰ-Ⅰ断面HPB235φ10钢筋工程数量表400工程项目单位数量603C25混凝土m/块0.01368120HPB235φ10钢筋kg/块1.5532M10水泥砂浆m/块0.0564016016040II-II断面图3.21b=45cm挡砟块3.3.2挡砟块检算由于无缝线路砟肩堆高，挡砟块高度增加，造成挡砟块稳定性变化。根据线路状况，由于桥上曲线地段内侧挡砟块受道床重力分力作用、机车车辆干扰等因素，造成桥上曲线地段内侧挡砟块为稳定性最薄弱环节，因此，选择桥上曲线地段内侧挡砟块做稳定性检算。（1）计算假定1)挡砟块后填料为均质散粒体，粒间仅有摩阻力而无粘结力；2)假证破裂面为通过挡砟块墙踵的一个平面，而不是一个曲面；3)挡砟块后道床开始破裂时，土体处于极限平衡状态；4)挡砟块与破裂棱体均视为刚体，在外力下不发生变形；5)在主动状态下，挡砟块后土体沿破裂面与假想面向下滑动。（2）计算模型由于行车荷载，轨枕、扣件等不作用于挡砟块后破裂面，故将行车荷载与钢轨、轨q枕、扣件、道床重力换算为挡砟块后均布土层厚度，h，当墙高低于2m时，取20kpa，03q20为19kN/m，故h1.05m。机车车轮相距超过5m时，相互影响可忽略不019计。因此换算均布土层长度取为4.0m。根据库仑理论，当墙背为L型时，可将墙顶与墙踵的连线作为假想墙背计算。计算简图如图3.22所示。-48-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文注1）：图中单位为毫米图3.22计算模型图（3）土压力计算1）采用库伦理论验证第二破裂面1tan，29.741.75B0.1mh0.06mk1.333b0.06mcB20.06mB10BB2B30.16m。假想墙背面倾角为19°h"Hseccos10.29sec19cos1929.740.301mh"1Q=cos(2)ctan(2)(H")2h101(H)10.3011=cos119.74tan119.740.290.12.110.39=1.5981cos()R=ctanctan(2)2h0sinsin(2)1H1h"22h"1h"22tan()cos(12)(H1)H1sin(H1)-49-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究2h0h"1dh"2h0cos(ctan)21H1H1sinH1H1H1cos()=1.750.1570.4290.5993.6651.5492.0160.868(10.599)5.385(0.5710.7742.0160.192)20.7742.5252.687=0.67822tanQQR1.5981.5980.6780.1997E11.292EcosH12h0tan()=ctan()1(1tantan)EEsin()h"H1=3.6650.7331.2922.5270.8003=1.749860.25，89.99EEtantanE，因此不符合出现第二破裂面的条件。2）采用库伦理论第一破裂面计算3①19，19km/m,45,1545151979假设破裂交于荷载内，a0.1,b0.17511A(aH2h)(aH)(0.10.3521.05)(0.10.35)0.5702211B=ab(bd)hH(H2a2h)tan002211=0.10.175(0.1750.075)1.050.35(0.350.22.1)tan1922=0.4310.431tan=tan79(tan79tan45)(tan79)0.57=5.1456.1455.9=0.87641.218H(tantan)0.35(0.8761)0.6566dl0.07544.0750故破裂面交于荷载面内，与假定相符。②主动土压力系数Kcos()0.066K(tantan)(0.8761)0.143sin()0.864-50-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文③主动土压力cos()E=(AtanB)a00sin()0.066=19(0.570.8760.431)0.864=0.099(kN/m)EEcos()0.099cos(1519)0.082(kN/m)xaEEsin()0.099sin(1519)0.055(kN/m)ya④土压力作用点位置Hh00.351.05Z(1)(1)0.1667my3H2h30.352.10ZBZtan0.4310.1667tan190.3736mxy⑤抗倾覆检算K0MyM0MyGZGEyZyEpZEPG240.350.4240.060.10.40.3576G210.10.290.40.2436Z0.1025GZ0.060.0970.157GMy0.360.10250.0550.16670.24360.1570.084M0ExZx0.0820.40.0328MyK2.57[K]1.500M0因此满足抗倾覆要求。根据上述检算过程可知，该设计合理且符合稳定性的要求。在经过2012—2013年的运营后，从现场观测线路较稳定。如图3.23为桥上L型挡砟块。3.3.3桥头挡砟墙设计为保证在整个大中修周期内无缝线路的稳定性，路肩宽度满足标准要求，针对桥头路基断面形式提出了采用浆砌片石挡砟墙满足路肩宽度和稳定道床边坡稳定的设计方案。桥头浆砌片石挡砟墙桥头路堤地段设置M10浆砌片石挡砟墙，如图3.24所示。挡砟墙采用矩形断面，墙宽0.5m，基础埋深10cm，高度H以高出桥梁步行板5cm为准。-51-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究挡砟墙底部(路基顶面)纵向每0.5m埋设φ100mmPVC泄水管，或砌筑成10×10cm泄水孔，泄水孔设置4%向外排水坡。图3.23桥上L型挡砟块挡砟墙基坑采用垂直开挖。道床边坡采用放坡开挖，坡度不小于1:0.5，道床开挖及翻砟应准确挖凿，防止出现溜砟事故。道砟回填应滞后于挡砟墙砌筑，墙顶找平后，采用M10水泥砂浆抹面，厚度不小于2cm。以桥梁人行道栏杆内侧面为准说明：线道床顶面50M10水泥砂浆1.对于既有桥梁桥头路基路肩宽度不能满足规范要求地段，可采用浆砌片石挡砟墙能达到加宽路肩和维持道床坡脚要求时，按本图设计。抹面厚2cm路1:02.浆砌片石挡砟墙基础埋深10cm，高度H以高出桥梁步行板5cm为准。.3.挡砟墙在路基顶面每0.5延长米埋设φ100mmPVC泄水管，或砌筑成10临时开挖线5中×10cm泄水孔。4%H4.浆砌片石挡砟墙工程数量如下表所示，如墙高H表中未列出，可采用心直线内插计算。路基顶面105.本图尺寸单位均以cm计。线工程数量表M10浆砌片石挡砟墙泄水孔1:1.5路基边坡工程项目单位H=50cmH=60cmH=70cmH=80cmH=90cmH=100cmH=110cmH=120cm3基坑开挖土方m/m0.050.050.050.050.050.050.050.053道床临时翻砟及回填m/m0.050.080.1170.1590.2060.2570.3140.3753M10浆砌片石m/m0.250.300.350.400.450.500.550.6020.50.50.50.50.50.50.50.5M10水泥砂浆抹面m/mφ100mmPVC管m/m11111111桥头M10浆砌片石挡砟墙路堤横断面图图3.24桥头M10浆砌片石挡砟墙标准横断面图-52-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文图3.25桥头浆砌片石3.4扩大桥上无缝线路铺设范围的方法在高寒、大温差地区铺设无缝线路，有温度应力式、定期放散温度应力式和自动放散温度应力式三种结构类型。在东北的一些铁路局曾在年轨温差超过90℃的地区铺设了定期放散温度应力式无缝线路，都运用了钢轨伸缩调节器。而钢轨伸缩调节器的缺陷使得后来都改为温度应力式的结构。但在这样的地区铺设桥上无缝线路，钢轨附加力及断缝会很大，可能不满足温度应力式无缝线路要求，而采用放散温度应力式，这一点在我国铁路规范中也做了相应规定。因此，在高寒、大温差地区对桥上无缝线路钢轨附加力进行可靠和准确的计算，以尽量不设置伸缩调节器为前提，对提高轨道允许温升、温降幅度，确定合理的锁定轨温及其容许范围应进行必要的研究和分析。根据国内外的相关研究成果，总结如下：3.4.1提高轨道允许升温幅度提高轨道允许升温幅度，实质上是提高轨道稳定性的容许温差。降低钢轨附加力的极值可以有效的降低轨道压力，从而提高轨道允许升温幅度。但实践证明，轨道结构的各种特性参数，除钢轨的EF值外，在运营条件下，随机性很强。如道床的分布阻力，扣件的结点阻力等多有变化，不易控制，因此，不能简单地以计算结果来判定容许升温的幅度。理论计算结果，只是设计的基本参考数据，同时还要认真研究和运用运营中积累的经验，结合起来合理地加以确定。-53-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究3.4.2增大轨道允许降温幅度提高轨道允许降温幅度，实质上是提高轨道强度的容许温差。同样采用的桥型、固定支座的位置、加载方式、墩台线刚度对降低钢轨附加应力也非常有效，进而提升了容许温差。这些对扩大桥上无缝线路铺设范围提供了技术保证。但轨道允许降温幅度的增大，相应钢轨断缝值会随之增大，当断缝到一定程度，会影响到行车的安全，加速轨道恶化。因此在提高线路纵向阻力减小断缝值的同时，降温幅度会有一极值，如超过极值，同样不能满足无缝线路的要求，需设置钢轨伸缩调节器，采用放散温度应力式的结构。3.4.3合理确定锁定轨温及其容许范围合理确定锁定轨温及其容许范围，在是高寒、大温差地区以扩大铺设温度应力式无缝线路范围为目标，可以从以下几个方面进行研究：(1)提高轨道结构的整体强度采用60kg/m高强度钢轨，如U75V、U76NbRE钢轨抗拉强度≥980MPa，U70M、U71M钢轨抗拉强度≥880MPa，轨道允许降温幅度非常大。Ⅲ型混凝土枕，Ⅱ、Ⅲ型扣件，特级、一级碎石道床可以提供更大的线路纵横向阻力，从而提高允许升、降温幅度，对设计锁定轨温的确定及其容许范围可以有较大的空间。线路铺设后的整修作业使用大型养路机械，可强化轨道几何形位，加速道床稳定，提高无缝线路容许升温和容许降温的幅值。(2)轨条合理布置不同桥型的最大附加力产生的位置是有一定规律的，如简支梁发生在活动支座桥台处，连续梁、刚构发生在梁的两梁端。由于钢轨焊接无论是接触焊、气压焊和铝热焊，焊接强度都不及母材强度，因此在这样一些位置及断缝伸缩范围如遇到长轨焊头，会降低轨道的强度和稳定性。现今我国大力发展的百米定尺钢轨，可有效减少焊头数量，加之在设计、施工中合理布置轨条，可减小在强度及稳定性检算中的安全系数，提高容许升、降温幅值，扩大锁定轨温确定及其容许范围。(3)尽量缩小设计锁定轨温的范围在可能的条件下尽量缩小设计锁定轨温的范围，实质是让施工锁定轨温更接近于设计锁定轨温中间值，以扩大容许升、降温幅度，适应更极端的现场环境。因此可以在偏低轨温下采用长轨条拉伸法施工，一次拉伸到中间锁定轨温进行锁定。(4)采用二次锁定法锁定线路二次锁定法指的是无缝线路铺设时先按常规方法予以锁定，待线路通过一定吨数后，进行一次应力放散，把因列车辗压而降低的轨温放散出来，再进行最终锁定。从而使锁定轨温更可靠准确，充分利用原设计的容许温升和容许温降。通过以上方法可有利于轨道结构的强化，提高桥上无缝线路的强度和稳定，使桥上-54-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文无缝线路的铺设范围更广泛。3.5本章小结本章采用线桥墩一体化计算程序，研究青藏铁路特殊桥梁（拉萨河大桥）桥上无缝线路结构选型、桥上挡砟块设计及检算、桥头挡砟墙设计等问题，并结合相关研究理论总结扩大高寒区桥上无缝线路铺设范围的方法。-55-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究4超厚道床阻力分析及处理措施由于没有高原专用大机，青藏铁路每次大机养护只能抬道，每年以3~5cm的速度增加道床厚度，因此道床的纵横向阻力在不断发生变化，同时，路基及道床也会发生几何形变。在某些地段超高道床的出现会改变路基的设计结构，降低线路的承载力和稳定性。尤其在列车运行状况下，新增道床石砟间的迅速融合也会产生不均匀的沉降，从而造成轨面的不平顺。针对此类情况，运用ANSYS建立模型，确定道床厚度的变化对道床的横向阻力是否产生影响，同时提出加固措施。4.1路基及道床几何变形对无缝线路影响道床纵横向阻力是保障无缝线路稳定性的主要因素，其参数选择主要考虑轨道结构、道床厚度、道床材质、断面形状等因素影响。高原冻土区地基多年冻土的融沉和冻胀引起的路基不均变形是轨道变形的主要构成部分，路基变形和轨道变形的具有很好的相关性。长期以来，养护维修过程中为处理路基变形引起的道床、线路变形，尤其是路基下沉、翻浆等病害，在进行大机作业时，往往会出现道床抬高量远大于实际需求的情况，如图4.1所示。在路基不稳定地段会形成超高道床。超高道床的出现会改变路基的设计结构，降低线路的承载力和稳定性。尤其是在列车运行状况下，新增道床石砟间的迅速融合，也会产生不均匀的沉降，造成轨面不平顺。此外，有砟轨道的道床下沉变形是整个轨道结构变形的主要组成部分，道床累积下沉规律是分析轨道养护维修及轨道几何形变发展规律的重要参考。图4.1现场道床抬高量较大根据国内外的研究成果，重复荷载作用下的铁路轨道总变形是道床与路基（永久）-56-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文塑性变形之和。道床与路基的塑性变形等于累积塑性应变乘以其相应的轨道厚度，而列[45]车重复荷载作用下细粒路基的塑性应变则可以通过Li和Selig提出的模型来确定。MohamedA利用一种实验室模型来计算重复列车荷载作用下，不同类型的道床的塑性应[46]变，其推求的计算公式如下：mdba(1lnN)（式4.1）bs其中，为道床累积塑性应变的百分比；为道床表面压应力；为道床的抗压bds强度，可由静态三轴加载试验获得；N为重复荷载应用的数量；a,b,m：道床回归参数，由道床类型决定；由于西部高寒地区无缝线路多采用花岗岩，经理论模拟及实验验证可以确定其在累[46]计荷载作用下的变形曲线如图4.2所示。图4.2花岗岩道床重复荷载作用下的累计变形曲线图由于路基变形与轨道竖向位移有一定的相关性，无缝线路地段钢轨的竖向变形要综合考虑路基、道床的变形影响，现场监测数据表明，在多年冻土区无缝线路地段，沿路基纵向或左右侧的沉降不均匀会引起道床厚度的不均匀变化，并在道床上有一定的放大效应。在线路抬道维护期间，抬道后短期内轨道竖向位移速率明显高于路基沉降速率，对轨道结构的稳定性造成影响。为保障冻土区的无缝线路稳定性，除加强日常的线路养护、维修、检查工作外，还应积极研究高道床、大变形带来的不均匀变形与道床纵横向阻力参数之间的关系，选取合理的强度及稳定性安全系数，确保线路安全处于可控状态。4.2道床厚度不同对道床横向阻力影响道床横向阻力是有砟轨道无缝线路稳定性检算的重要参数，由轨枕与道砟之间的摩擦阻力和砟肩阻止轨枕横向阻力组成。由于没有高原专用的大机，因此青藏铁路每次大-57-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究机养护只能是抬道。抬道意味着就要增加道床的厚度，且每年以3~5cm的速度增加，道床厚度的增加对道床横向阻力有何影响，尤其是曲线地段对砟肩的影响，本小节以道床厚度分别为50cm、60cm、70cm和80cm为例，运用ANSYS软件建立道床二维模型，分析道床厚度对道床横向阻力有何影响。4.2.1计算模型本节建立的无缝线路道床有限元模型以道床高度为0.6m为例，如图4.3所示。图4.3道床高度为600mm有限元模型模拟青藏线道床厚度逐年递增的趋势，道床高度分别为0.5m、0.6m、0.7m和0.8m。道床宽度均为3400mm，道床边坡坡度也均为1:1.75。该有限元模型用PLANE82单元模拟考虑砟肩的轨枕和道床横截面，假定模型内部为理想弹塑性材料，模型左右梯形突起模拟道床砟肩堆高(图4.3所示椭圆形区域)，假定轨枕的矩形截面(图4.3所示矩形区域)，道床底部横竖向位移均为0。道床的材料参数如表4.1所示：表4.1道床材料参数类别弹性模量/Pa泊松比ν密度/kg/m³内聚力/MPa内摩擦角道砟2.11E60.272200045°考虑肩宽，把竖向外荷载施加在钢轨与轨枕的接触部分。取NJ2内燃机车作为计算4荷载，60kg/m钢轨，钢轨断面对水平轴的惯性矩I3217cm，轨枕为Ⅱ型混凝土枕，x每公里配置1760根，轨枕间距57cm。钢轨支座刚度D=70000N/m。首先算出机车对轨枕的静态压力：D70000122.81MPaa570122.811k440.0014601mm544EIx42.110321710-58-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文3kkxyPeicoskxsinkx00iii2i10.001460120000.00146011ecos0.00146012000sin0.001460120001150002122.810.00146014000ecos0.00146014000sin0.00146014000=0.6567mmRay570122.810.656745970N00然后按照准静态公式计算出钢轨的动压力Rd，其中0.72,0.15。RR14597010.720.1585964Nd横向水平荷载考虑最不利情况—曲线地段。将道床所受来自车体通过曲线地段的未被平衡超高所产生的离心力同样施加在钢轨与轨枕的链接部位。曲线半径R800m，列车设计行车速度V120km/h。4.2.2计算结果比较根据上面的计算模型，分别得出四种不同道床高度下的道床横向位移图和应力图。分别提取四种情况下的曲线外侧轨枕与砟肩的连接部分的七个点（如图4.4所示）以及外侧道床边坡中的六个点（如图4.5所示）的横向位移及应力。表4.2所示为曲线外侧轨枕与砟肩连接部分观测点位横向位移，观测点位布置如图4.4所示。图4.6为图4.4所示观测点x方向位移变化规律图，横坐标表示观测点位。从图中可以看出，当厚度达到80cm时，x方向的位移超过2mm，当厚度为50cm、60cm和70cm时，x方向的位移均符合规范中允许的位移范围。当厚度达到70cm时位移最小。图4.4轨枕与砟肩之间测点布置图-59-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图4.5曲线外侧道床边坡测点布置图表4.2相同点在不同道床厚度下横向位移单位：m点厚度0.5m0.6m0.7m0.8m号10.0012810.0015680.0001130.00218220.0014050.0017060.0001300.00234130.0015580.001870.0001480.00253440.0018730.0021730.0001760.00292150.0020340.0024020.0002020.00311660.002040.0024130.0002150.00312970.0020130.002390.0002210.003106图4.6x方向位移变化规律图表4.3为曲线外侧轨枕与砟肩连接部分观测点位x方向应力值，观测点位如图4.4所示。表中符号代表方向，正值与x轴方向相同。图4.7为根据表4.3所绘x方向应力分布变化规律图所示。从图中可看出，与轨枕-60-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文相连的点所处的应力为负，即为道砟砟肩阻止轨枕发生横向位移。随着道床厚度的增大，道床砟肩部位阻力增大。表4.3相同点在不同道床厚度下横向应力单位：N0.5m0.6m0.7m0.8m5513.18-2083.77-550.677-20501.642034.32150.881454.76442441015701329505065.86148245-906000-977680-46907.4-1090000-742580-783432-58277.5-853158-718182-763659-62778.4-920180-686439-727774-65599.2-781688图4.7x方向应力分布变化规律图表4.4和4.5为道床外侧边坡上观测点在不同道床厚度情况下x方向的位移和应力，观测点位布置如图4.5所示。位移、应力变化规律如图4.8和图4.9所示。从图中可以看出外侧边坡的x方向的位移与应力随着厚度的增加而增大。表4.4不同厚度下各点x方向位移单位：m0.5m0.6m0.7m0.8m0.0001230.0015640.0001230.0021630.0001270.0015260.0021250.0001170.0014450.0001270.002039-61-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究0.0009630.0013350.0001240.0019210.0007180.0011490.0017320.0004840.0010510.0001010.0016222表4.5不同厚度下各点x方向应力（单位：N/m）0.5m0.6m0.7m0.8m1835.93-21946.61847.81-14990.1-2728.84-62440.2-72123.9-9300.66-108406610.656-123175-13687.3-142165-2705.45-159471-15188.5-160112-179781-14247.7-181534-5999.31-195279图4.8x方向位移趋势图-62-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文图4.9x方向应力趋势图依据模型计算结果得知，在一定的道床厚度范围内，道床断面形式符合标准要求时，轨道横向位移具有与道床厚度相关性，随着厚度增加，横向阻力逐渐增加，在一定厚度条件下达到最优。伴随道床厚度的持续增加，道床横向阻力趋于稳定，与厚度之间不具有明显的相关性。根据多次实验模拟，建议道床厚度能够保持在45cm~80cm范围之内，道砟厚度持续增加则会导致道砟位移超限、道床横向阻力丧失、道床边坡的稳定性遭到破坏，需要采取加固措施，确保断面符合标准要求。4.3路基加固措施青藏换铺无缝线路后，道床顶面宽度较铺设前增加0.3m。且该段线路既有道床普遍较厚，经道床石砟补充后，路基路肩宽度明显不足，有溜砟现象出现，部分路肩宽度不足0.2m，路基横断面已不符合《技规》和《铁路路基设计规范》要求的“困难地段路肩宽度路堤时不小于0.6m、路堑时不小于0.4m”的规定。结合线路既有技术条件，对路基进行帮宽使其满足技术标准要求（如图4.8为路基标准横断面图）。根据前一节研究可知道床在砟肩保持标准断面形式基础上，道床厚度变化对其内部应力影响不大。但随着道床厚度的增加，原有路基顶面宽度不足以保证砟肩标准断面，因此还需对路基部分进行改造加固。-63-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图4.8路基标准横断面设计图（1）路基帮宽路基面加宽值大小根据设计计算确定，为保证加宽部分填筑质量，路肩加宽量Δs不应小于0.5m，底宽可按设计边坡坡度来确定，不得小于顶宽，当需要的加宽量小于0.5m时，通过多挖既有路基边坡满足最小帮填宽度要求。帮填加宽路基时，在既有路基边坡上开挖成不小于1.0m的台阶，以确保新老土体紧密结合，同时尽可能采用小型夯实机械夯实帮填土。帮填地段与未加宽地段采用顺坡连接，顺坡长度10m，顺坡地段同样采用边坡上挖不小于1.0m台阶，填宽渐变的方式填筑。台阶开挖法帮填路基横断面设计图如图4.所示。在进行路基改造维修时，对不能满足宽度要求的进行路基面加宽处理，对宽度满足要求，路基外观已严重变形的区段，要进行修复处理。-64-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文图4.9台阶开挖法帮填路基横断面设计图由于青藏铁路处于高海拔地区，沿线生表态环境脆弱，部分路段路基不适合采用台阶法开挖帮宽的形式。为保证路肩宽度满足标准要求，针对路堤、路堑两种路基断面形式分别采用干砌片石、浆砌片石挡墙的形式来满足路肩宽度要求和稳定道床边坡稳定的设计方案。（2）路肩干砌片石挡墙路堤地段路肩宽度不足时，在路肩设置干砌片石挡墙，如图4.10所示。路肩干砌片石挡墙，顶宽0.5m，高度为0.6≤H≤1.0m(本设计采用0.9m)，片石挡墙坡率为1.0≤m≤1.5，垛底设4%排水坡。片石垛背0.2m宽，垛底0.1m厚设置砂夹卵(碎)石反滤层。片石垛基坑开挖时，应采取道床坡脚临时保护措施，防止出现溜砟现象。人工进行基坑开挖时，垛背及基底应准确挖凿，保证平整。片石垛与反滤层应同步分层施工，垛顶找平后，采用M5水泥砂浆抹面，厚度不小于2cm。（3）路堑浆砌片石挡墙路堑地段路肩宽度不足时，在原直墙式侧沟顶部加设浆砌片石垛，如图4.11所示。浆砌片石垛，顶宽0.4m、底宽0.6m、高度0.5m。垛顶片石找平后，采用M5水泥砂浆抹面，厚度不小于2cm。若侧沟为梯形断面，将路肩侧侧沟改为直墙式后按本设计施作。侧沟断面改变所产生的工程量本设计不考虑。-65-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究60道床边坡1:1.7550M5水泥砂浆抹1:1.75面厚0.02m路基顶面1:m1:1.5路肩干砌片石垛砂夹卵石反滤层204%0.6≤H≤1.0路肩干砌片石垛加宽路堤标准横断面图1:1.510路基边坡路肩干砌片石垛祥图说明：1.对于既有路基路肩宽度不满足规范要求地段，采工程数量表用干砌片石垛能达到加宽路肩要求时，按本图设计。2.干砌片石垛高度为0.6≤H≤1.0m。工程项目单位数量备注基坑开挖土方m3/m1.0833.干砌片石垛坡率为1.0≤m≤1.5。3干砌片石m/m0.9523.既有线施工要确保行车安全。砂夹卵石过滤层m3/m0.3814.本图尺寸单位均以cm计。M5水泥砂浆抹面m2/m0.5图4.10干砌片石垛加宽路肩宽度标准横断面图M5水泥砂浆M7.5浆砌片石40抹面M10浆砌片石1:1.751:11:1.75道床道床边坡50基床60碎石垫层路堑侧沟顶加设浆砌片石垛路基横断面图浆砌片石垛祥图说明：1.对于既有路堑路基宽度不满足规范要求地段，可采用在原直工程数量表(单侧)墙侧沟顶加设M10浆砌片石垛满足道床边坡稳定时，按本图设计。2.浆砌片石垛高度为0.5m，顶宽0.4m，底宽0.6m。一般每1.0m工程项目单位数量备注设横向排水孔一处，也可根据实际需求加设。3M10浆砌片石m/m0.263.施作后垛顶采用M5水泥砂浆抹面厚度大于0.02m。M5水泥砂浆抹面m2/m0.54.既有线施工要确保行车安全。5.本图尺寸单位均以cm计。图4.11路堑侧沟顶加设浆砌片石垛路基标准横断面图4.4本章小结针对青藏铁路超高道床问题，分析其厚度与变形规律，采用有限元模拟方式分析道床厚度对轨道参数，主要是道床横向阻力的影响，得出道床断面形式是影响无缝线路稳定性的主要因素。采用路基帮宽、干砌片石跺、浆砌片石挡墙等形式以保障无缝线路稳定性要求。-66-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文5无缝线路长轨条温度力调整方法无缝线路长轨条始终端落槽就位后，长轨条内部温度力应均匀分布。但在运营中，其内部温度力会因扣件阻力、道床阻力、轨道几何形位、温差等因素的变化导致温度力分布不均匀，表现为通过位移观测桩的观测或轨长标定的观测发现其不一致，则应进行应力调整，使之均匀一致。青藏线处于青藏高原，日温差极大，易造成无缝线路长轨条内部温度力的不均匀发展，因此在无缝线路铺设完成后，应做好后续的养护维修措施。无缝线路长轨条温度力分布不均有两种情况，其一为一段无缝线路的长轨条，锁定轨温从整体上并无变异，但局部有高有低。此种情况只需做长轨条的局部调整即可。另一种情况为一段长轨条的锁定轨温，整个偏离了允许的设计锁定轨温范围。这种温度力的不均匀变化对线路运营安全极为不利，在极端情况下可造成断轨或胀轨跑道，严重影[47]响线路正常运营，需做好应力放散，使温度力在长轨条内部均匀分布。无缝线路在设计环节充分发挥钢轨本身强度，且断轨远不及胀轨跑道的危害严重，本章就超温无缝线路地段应力放散展开讨论。5.1加强现场锁定轨温监控对于铁路无缝线路而言，合适的锁定轨温是保障线路运行安全及稳定性的重要条件，高原冻土区无缝线路因路基融沉、冻胀及道床加高等方面的影响。日常的线路养护维修作业也会引起轨道结构较大的竖向及横向变形，对无缝线路的实际锁定轨温会产生一定的影响。实际锁定轨温是日常线路养护维修的依据，其准确与否，直接影响着行车安全。高原冻土区无缝线路锁定轨温设计主要考虑年内最低温度超低及日温差较大的影响，容许变化范围较小，锁定轨温的变化会引起胀轨及短轨的危险，必须加强日常的实际锁定轨温监控及安装必要的防断监测设备。检查长钢轨锁定轨温的变化情况，简单易行的方法是设置位移观测桩，通过观测钢轨长度的变化，可以计算出锁定轨温变化的大小，从而确定应力放散或调整区段。跨区间无缝线路，区间无缝线路按单元轨节等距离设置位移观测桩，且桩间距离不宜大于500m。单元轨节位移观测桩可按图5.1设置，单元轨节长度不足500m整数倍时，可适当调整桩间距离。跨区间无缝线路、区间无缝线路距长轨条起、终点100m处应分别设置一组位移观测桩。普通无缝线路的长轨条长度不超过1200m时，可按图5.2设5组位移观测桩；单元轨条长度大于1200m时应适当增设位移观测桩且桩间距离不大于500m。-67-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究图5.1单元轨节位移观测桩布置图图5.2普通无缝线路观测桩设置图对于高原冻土区无缝线路，其位移观测桩的布置，应考虑现场作业条件，对于区间无缝线路适当降低位移观测桩的桩间距离，一般固定区可以按照400m的等间距布置，对于各单元长轨条，应在距长轨条起、终点100m处应分别设置一组位移观测桩[5]。在线上进行各种作业时，作业轨温范围必须严格按照实际锁定轨温来计算，实际锁定轨温与铺设时锁定轨温的变化值，可按照（式5.1）计算：lt（式5.1）l式中，t为实际锁定轨温与铺设时锁定轨温之差（℃），当轨条伸长时为“+”，当轨条缩短时为“—”；l为两观测桩间钢轨的爬行量之差（mm）;α为钢轨线胀系数，l为两观测桩距离（m）。实际锁定轨温为：TTt（式5.2）实际铺设针对高原冻土区无缝线路，应制定针对性的措施，加强对无缝线路的轨温监测。建议采取以下措施：（1）建立定时定点的测量轨温制度，以工务段（车间）为单位，建立轨温监测点，定时测量轨温并统一反馈至线路科，作为无缝线路养护维修施工作业资料积累。（2）建立位移观测及分析制度，安排专人定期全面测量一次钢轨位移情况，当位移量超出标准时，分析其产生原因并采取相应措施，确保掌握准确的锁定轨温。-68-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文（3）严格控制施工作业轨温，施工作业严格遵守作业轨温条件和作业计划，实行作业前、作业中、作业后测量轨温的“三测”制度，防止超温和超范围作业。另外，为确保线路运行安全，对于R≦600m地段，铺设无缝线路时为防止胀轨危险，可适当提高锁定轨温，但在冬季低温期易产生断轨危险，建议可采用定期应力放散方式，确保线路安全运营。5.2应力放散方法无缝线路应力放散主要是通过温度控制或长度控制来实现。具体地说温度控制就是在合适的轨温范围内使钢轨伸缩，抵消钢轨内部的温度力，然后再重新锁定线路；长度控制是靠外力强迫钢轨伸缩，当伸缩量达到预定数值时，立刻锁定线路。对应可使用滚筒放散、列车碾压、撞轨等方法。（1）滚筒放散是把钢轨扣件松开，把滚筒放在轨枕上，滚筒作为支点支撑钢轨，使轨底与垫板之间的滑动摩擦变为轨底与滚筒间的滚动摩擦，以减小放散阻力，待轨温达到预定锁定轨温时，取下滚筒，锁定线路。滚筒有两种：一种是带支架的滚筒；另一种是用钢管或圆钢直接锯成的圆棍，使用时，可把圆棍放在轨底与轨枕之间，以达到放散的目的。该放散方法需要中断行车，施工时间长，额外配备滚筒，但应力放散均匀，锁定轨温准确。（2）碾压放散是松开接头扣件及螺栓，松开全部防爬器及适当的中间扣件，利用列车运行碾压钢轨，靠列车的碾压和振动迫使钢轨伸缩，待伸缩量达到预计量时锁定线路。碾压放散法分顺列车运行方向和逆列车运行方向两种。顺向碾压法首先松开沿列车运行终端的缓冲区接头螺栓、正向防爬器和适当中间扣件，而始端伸缩区扣件不动，利用列车的震动和温度力迫使钢轨向一端伸缩，达到放散的目的。逆向碾压法松开沿列车运行方向始端的缓冲区接头螺栓，松开全部的反向防爬器和适当的中间扣件，而终端的伸缩区的扣件不动，并且反复打紧所有正向防爬器，靠列车的震动迫使钢轨向列车运行的反方向伸缩，达到放散的目的。这种方法可以把向列车运行方向爬行了的钢轨拉回原位，适用于爬行量较大的线路。除顺、逆向碾压放散法之外，还可采用两端放散法，即在固定区中间，一端采用逆向碾压法放散，待达到放散量后锁定线路，另一端采用顺向碾压法放散。这种方法适应于两端缓冲区轨缝较大，而轨缝之和又大于计划放散量，在单线无缝线路上可采用此法进行放散施工。碾压放散的优点是不需中断行车，但放散时间长，放散量不均匀，达到预计放散量时其锁定轨温往往比预计的高，放散效果差。（3）撞轨放散是在封锁线路时，松开所有扣件和缓冲区接头螺栓，朝放散方向撞击钢轨，在外力的作用下，克服轨底与胶垫间的摩擦力，迫使钢轨伸缩。这种方法需要劳力-69-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究多，另外需配备撞轨器，放散量集中在撞轨器附近，而其它地方放散量不均匀，容易使钢轨内部产生新的不均匀的温度力。无缝线路应力放散可根据具体条件采用滚筒配合撞轨法，或滚筒结合拉伸配合撞轨法。无缝线路应力调整，宜采用列车碾压法。5.3应力放散方案及放散量计算5.3.1应力放散工艺应力放散作业分为封锁前、封锁中、封锁后三个阶段。封锁前：封锁前1小时慢行25km/h根据施工慢行计划，设置好慢行防护，进行以下准备工作：拆除轨道加强设备；技术负责人每100米（始端及距始端50米增加1处）设置放散观测标记，并在轨底写明该处计划放散量；根据计算确定龙口轨缝情况及插入钢轨情况，确定开断位置时要保证放散完成后焊缝距轨枕边缘不少于40mm。封锁中环节工作较多，归纳为以下几条：①确认封锁命令并设置好防护后，根据放散量（锯轨量）对称开断上下股钢轨；②先集中一股从龙口向两端松开扣件，扣件不能全部松脱，弹条无扣压力即可（Ⅲb型地段全松），放散末端保留20m扣件不松动，同时每端安排2-4人用道锤敲击钢轨，使其进入自由伸缩状态；③安排专人自慢行开始至放散到位锁定时进行浇水降温；④钢轨放散到位后，更换插入短轨，安设无孔夹具加力及放散开断接头前后20～40m线路锁定，其余地段按照慢行条件进行扣件锁定，未加固扣件用手全部拧紧（要求扣件扣压力达到2～4kg）；⑤同时将放散末端处保留的20m扣件，按照慢行条件进行松动。封锁后：开通线路利用列车碾压进行应力调整，应力调整均匀到位后，恢复常速前全面锁定线路，恢复轨道加强设备并进行线路设备整修；线路锁定完成后，技术负责人量取放散观测点处实际放散数量，并做好记录，及时修改无缝线路台帐，在防爬观测桩对应处轨头外侧做好观测标记。慢行期间除施工负责人要反复巡检外，必须再安排1～2名工、班长级人员带道尺反复巡查放散地段的轨向、轨距、扣件变化情况，发现异常立即处理，确保行车安全。开通经列车碾压后对无孔夹具进行双人加力。在放散的过程中应注意观察并记录钢轨应力放散为零时的轨温，倘若此时的轨温为设计锁定轨温，则锁定钢轨。青藏线格拉断全线为II型轨枕，主要采用较低钢轨温度产生的温度应力及“二锤”敲击钢轨震动进行应力放散，待轨温合适达到设计放散量后，上好扣件，紧固钢轨。应力放散与线路锁定施工流程见图5.1。线路在锁定后，将埋设有钢轨永久位移观测桩位置的垂直线上钢轨轨头外侧面标记-70-万方数据 兰州交通大学硕士学位论文钢轨位移零点。同时要定期观测钢轨的位移，在放散后的第一个月内需每星期进行一次，之后需每月观测一次即可。在位移观测桩处换算200m范围内的相对位移量不得大于10mm，而且任何一个位移观测桩处位移量不得超过20mm，如若发现位移量超标者，应迅速查找出原因，并对该单元轨重新进行应力放散及锁定。轨道状态检测串轨、临时位移观测近期轨温调查记录轨温位移观测桩设置插入短轨、上扣件锁定封锁前：标记临时位移观测点拆封锁后：恢复线路封锁中：卸扣件、开断位移观测图5.1应力放散与线路锁定施工流5.3.2放散量计算放散量计算公式为：放散量0.0118Ltt既有插入的端轨片mm12L—需要放散应力的钢轨长度(m)t—预计放散后的锁定轨温1t—原锁定轨温。2根据实际的放散长度以及放散量从而确定实际锁定轨温，在放散时需在每100米处-71-万方数据 青藏铁路换铺无缝线路设计关键技术研究进行标记用以确认放散是否均匀，在放散后要做好施工放散里程、实际锁定轨温等记录。5.3.3技术标准及质量保证措施1)在施工前一天必须在每100米处设置位移观测点同时进行准确的计算并标注在轨腰上。在应力放散时要保持均匀，同时误差应在规定的范围之内，放散到位后要重新标注位移观察标记、现场焊进行标记并同时填写焊接记录，锁定轨温恢复到设计锁定轨温范围。2)施工时，联结好回流导线，做好接触网回流工作。3)放散时采用相对应的250米长轨,左右股同时打开相对放散（严禁单股放散），确保左右股钢轨锁定轨温在±5C°范围之内。4)焊轨接头、焊缝需质量符合《钢轨焊接技术条件》（TB/T1632.1－TB/T1632.4）的要求；铝热焊的接头距轨枕边缘不小于40mm；插入短轨长度不应短于10m，轨型、材质与原钢轨相同，在气温低于0℃时不应进行焊接；焊缝必须经过探伤检查合格并填写探伤报告。5)扣件、胶垫、挡座应保持齐全，位置正确，作用良好。弹条扣件的弹条中部前端下颚应靠贴轨距挡板(离缝不大于1mm)或扭矩应保持在80～150N·m。Ⅲ型扣件后拱内侧距预埋件端部应不大于10mm，扣压力应保持在8～13.2kN。胶垫上下、左右串动不大于5mm，挡座落槽，密贴。6)放散后1～4天内安排人员对各部份螺栓进行复拧，确保扣压力达标。5.4本章小结无缝线路长轨条投入运营后，在车辆荷载、道床变形等因素作用下，长轨条内部温度力发生变化，应及时调整长轨条内部温度力分布，改善长钢轨受力条件。本章在普通无缝线路应力方法基础上，考虑青藏线气候及线路状况特征，从锁定轨温监控、应力放散方法、应力放散量计算等方面出发，提出系统的应力放散实施方案，确保无缝线路运营安全。-72-万方数据