朔黄铁路无缝道岔纵向力分析与应用

李保龙

(朔黄铁路发展有限责任公司，河北 肃宁 062350)

朔黄铁路无缝道岔纵向力分析与应用

李保龙

(朔黄铁路发展有限责任公司，河北 肃宁 062350)

朔黄铁路道岔采用75 kg/m钢轨12号单开道岔，无缝道岔采用半焊式，侧线未进行焊接或冻结，道岔转辙器部位是无缝道岔结构受力最不利的部位，道岔基本轨承受纵向力较大，且尖轨易产生爬行。为分析无缝道岔在温度力作用下的受力和变形规律，指导现场维修和管理作业，采用三节点力学模型和二次松弛法对无缝道岔温度力和变形进行了分析，并结合线路实际问题，对重载铁路无缝道岔提出改进和加强建议。

无缝道岔 纵向力 位移 养护维修

美国、加拿大、澳大利亚、南非、瑞典、巴西等国外重载铁路的轴重普遍达到30 t以上，最大轴重达至40 t。从国际铁路发展趋势来看，提高轴重是重载铁路提高运输能力和运输效率最有效的途径之一［1］。提高既有铁路尤其是煤炭运输铁路轴重是铁路发展的趋势。2011年朔黄铁路开始进行30 t轴重线路设备改造与强化研究，并于2013年7月进行了30 t轴重货物列车实车试验，现已经投入运营，朔黄铁路2014年运量达到2.48亿t。

朔黄铁路上行线为重载线路，线路类型为跨区间无缝线路，钢轨类型为75 kg/m钢轨，具有大运量、高密度运营特点。采用的30 t轴重75 kg/m钢轨12号单开道岔(以下称12号道岔)是根据重载铁路运输需要研制的，可满足轴重提高对轨道设备的综合要求［2］。为分析无缝道岔在温度力作用下的受力和变形规律，指导现场维修和管理作业，采用原兰州铁道学院许实儒教授提出的三节点力学模型和二次松弛法对无缝道岔温度力和变形进行了分析，并结合线路实际问题，提出改进和加强建议。

1 计算模型的建立

铺设道岔为75 kg/m钢轨12号单开道岔，直线方向为固定区，侧线方向为普通线路。计算模型见图1。

假设尖轨与基本轨的联结是固定的，不能相互位移，整个道岔共有3个节点，基本轨与导轨联结的两个辙跟部位用节点a和b表示，辙叉心用节点c表示。用δa，δb和 δc分别表示各节点的纵向位移，以向左为正。把节点a视为a1，a3和ac三个轨端的联结点，用Pac表示作用在ac轨节a端的温度力;用 δac表示 ac轨节a端的位移;其余依次类推。ac轨节以道岔导曲线的弦线表示。曲股和直股两根钢轨长Lac和Lbc均包括辙叉前长，两者相差很少，近似取值1 700 cm，辙叉角ɑ为4°45'49″，cosɑ≈1。

图1 计算模型

2 无缝道岔温度力及位移计算

2.1 计算原理

按照超静定结构力学松弛法原理，首先将各节点锁住，既不允许各节点产生位移，求出此时各轨温度力。第一次松弛，将各节点约束松弛，节点左右受力不平衡，产生位移，道床纵向阻力发挥作用，各节点受力得以平衡，求得节点位移和各轨温度力。第二次松弛，将尖轨跟部和基本轨之间的约束去掉，尖轨将产生相对于基本轨的位移，并引起各轨内力重新分布［3］。

计算时，对节点a以左和节点c以右的区段，道床纵向梯度阻力r1为常量，每股钢轨取91 N/cm。节点a处的道床纵向阻力p为91 N/cm，节点c处道床纵向阻力p'为131 N/m，而轨枕每侧有两根钢轨，外侧两根基本轨的道床纵向阻力p1为91 N/cm，内侧两导轨ac和bc的道床纵向阻力p2则为20 N/cm。

本文中，钢轨温度变化以朔黄铁路途径的肃宁地区为例，历史最高轨温 Tmax为61.1℃，历史最低轨温Tmin为－22.6℃。

2.2 节点锁定时钢轨温度力计算

1)固定区钢轨温度力P0

道岔内任何不能伸缩的钢轨温度力均等于固定区钢轨温度力 P0。以肃宁地区为例，锁定轨温28℃，Tmax－Tmin=83.7℃，压应力温差 Δt压=33.1℃，拉应力温差 Δt拉=50.6℃，75 kg/m 钢轨截面积 F= 95.037 cm2。弹性模量E=210×109Pa。钢轨温度膨胀系数 α=1.18×10－5/℃，以钢轨升温为例，P0= EFαΔt压=23.55Δt压=780 kN，即在固定区内，温度每变化1℃，单根钢轨温度力变化23.55 kN。

2)伸缩区钢轨温度力

在图1中，所有钢轨均处于固定区，只有侧向c5，b6处于伸缩区。c5，b6的长度分别用Lc5和Lb6表示。根据道岔结构尺寸，取Lc5=2 895.4 cm，Lb6=5 252.4 cm。

假设夹板接头阻力PH=550 kN，则 c5段钢轨作用于节点c的温度力P0c5=813 kN，b6钢轨作用于节点b的温度力P0b6=1 027 kN。

2.3 第1次松弛时各点温度力和位移

变形相容条件:当约束放松时，节点a将产生位移δa，与节点a相联结的各轨端亦将产生位移，并与δa相等，即δa=δa1=δa3=δac。ac段钢轨作用于节点a的温度力为ΔPac，假设其大小为P0的1/4，即

ΔPac=P0/4=195 kN

1)第一次松弛时各节点位移计算

式中:p为a端的道床纵向阻力;ΔPa1为a1轨节a端的温度力变化量，ΔPa1=(P0－ΔPac)/2。

2)a1轨节a端的温度力变化ΔPa1的影响范围为

式中:p1为外侧两根基本轨的道床纵向阻力。

3)导轨ac的伸长量

式中:Cp为单位道床阻力平均值，取34 kN。4)节点c的位移计算

5)节点c的各轨端部力因已知δc4=δc5=δc，故有

6)导轨bc的伸长量

如图2所示，由力的平衡条件得cb轨节b端的温度力变化量ΔPcb=233 kN，ΔPbc=ΔPcb+Cp=267 kN。

图2 节点c的闭合条件

7)节点b的位移和闭合条件

由以上的递推分析已求得δb和ΔPbc，两个数值需满足节点b的闭合条件(图3)。

图3 节点b的闭合条件

如图3所示，由力的平衡条件得P0+ΔPb2=P0－ΔPbc+P0b6－ΔPb6，由相容条件得 δb=δb6=δb2=δbc，从而有

2.4 第2次松弛时尖轨相对基本轨的位移

上述所求得的各钢轨端部力是在假设尖轨跟部与基本轨完全固定的条件下得出的。现在将这个约束去掉，首先分析尖轨跟部联结部件完全不能传递纵向力的极端情况。以导轨ac为例，这时a端将向前位移，其端部力将释放为0，如图4所示。

当导轨ac端部向前伸长时，扣结导轨的中间扣件将阻止其位移，此阻力将通过轨枕而传给基本轨。这就相当于原来由跟部联结部件集中承受的585 kN端部力，现在改由中间部件通过轨枕分散传递给基本轨［4］。

现假设c点位移为0，纵向阻力呈线性分布，纵向阻力主要是基本轨通过扣件—岔枕—扣件而传递的阻力。经第2次松弛后，内力重新分布，基本轨a1，a3和导轨ac的内力图参看图4，图中阴影部分即表示二次松弛后得到的内力分布。由图可以看出导轨减小的温度力585 kN加给了基本轨(AB区段叠加至 E处)。在此情况下，导轨a端或尖轨跟部的位移量δ等于被释放的温度力除以EF，即

也就是说，一年内尖轨跟部与基本轨相对位移的变化幅度有可能达到0.7 cm。这对跟部联结螺栓来说还是可以承受的。

随着轨温升高，道岔基本轨上的附加纵向力逐渐增大［5］，在基本轨的转辙器附近出现最大附加纵向力。在同一轨温条件下，从辙叉跟端至尖轨跟端导轨的纵向力逐渐递减，辙叉趾端和跟端的纵向力差等于辙叉的阻力。由以上分析可知，在尖轨跟端相对应的直、曲基本轨位置向尖轨尖端方向出现温度力峰值，最大压应力在975～1 109 kN，比固定区压力增加了约66%，影响范围在2.857～4.000 m。

图4 尖轨跟部联结部件不传递纵向力的情况(单位:kN)

3 无缝道岔运营中常见问题分析

3.1 无缝道岔转辙部分

道岔是线路的薄弱环节之一，而道岔转辙器部位是整个道岔结构受力最不利的部位，为确保无缝道岔结构的整体稳定性，无缝道岔上的钢轨扣件必须经常保持紧固。在基本轨的外侧应加强防爬锁定，保持规定的螺栓扭力矩和道床饱满密实，砟肩宽度和堆高相比其它部位适当增加。SC559道岔在转辙部分的第1、第2牵引杆两端的岔枕间设有岔枕联结装置，此装置可保证牵引杆两侧轨枕的标准间距，既能防止牵引杆与岔枕发生相对位移，又能提高道岔整体框架刚度。在道岔日常管理当中要保证岔枕联结装置位置正确，作用良好。

在无缝道岔温度力和位移分析当中，假设尖轨跟端和导轨的联结处为固定节点，两导轨为无缝线路中的固定区，尖轨处于自由伸缩状态［6］。实际情况很难实现尖轨跟端的完全固定，同时尖轨在重载列车纵向力作用下也易产生爬行现象，日常维修当中应高度重视检查尖轨的位移，特别是直、曲尖轨的不同步位移，加强转辙部位各部螺栓的锁定和联结零件的齐全有效，以免影响道岔扳动的现象发生。

3.2 无缝道岔冻结接头

尖轨跟端与导轨相联的接头和辙叉趾、跟部均采用冻结接头［7］，并采用夹板和钢轨轨腹粘结成一体的技术，确保其足够的抗剪能力。冻结接头阻力理论上可以达到2 500 kN，但在日常维修养护中往往由于安装工艺不标准、接头螺栓得不到定期复紧、接头状态不良等导致冻结失效，产生轨端位移，造成导轨非正常位移。冻结施工后3 d内每天检查轨缝，同时对接头螺栓进行复紧，第7 d再进行检查和复紧1次，1个月时再次进行检查和复紧，并将检查和复紧情况登入技术卡片。此后每月应对冻结接头检查轨缝、复紧螺栓，使螺栓扭矩保持在1 100 N·m，经常保持冻结接头处于完好状态。

3.3 无缝道岔限位器

朔黄铁路上行正线采用的主型道岔为 SC559，在第26～第27根和第30～第31根轨枕之间安装限位器2组，尖轨跟端接头在第28～第29根轨枕之间，两组限位器分别对尖轨与基本轨和导轨与基本轨之间的相对位移进行了限制。在锁定轨温下，限位器的间隙应符合(7.0±1.5)mm的要求。限位器如有卡死的现象，将增加对基本轨的附加作用力，甚至影响基本轨的正常工作，因此在限位器间隙 ＜0.5 mm时应进行调整，并对道岔进行全面检查，分析产生原因，恢复原有状态，确保道岔受力均衡［8］。

3.4 无缝道岔绝缘接头

朔黄线SC559道岔的绝缘接头设置在连接部分的侧股，其中导曲线上股设置为胶接绝缘接头，则 ac段为固定区;导曲线下股设置为冻结绝缘接头，则 b6段为伸缩区［9］。接头轨缝设置:胶接绝缘接头按6 mm，其他接头按8 mm。胶接绝缘钢轨进行永久处理后，应严格掌握轨温、胶接绝缘钢轨长度和预留轨缝，确保处理后无缝线路锁定轨温不变。位于导曲线上的绝缘接头，要及时打磨轨头下颚出现的肥边，当接头处侧磨达到轻伤标准时应更换钢轨，以防止因轨头下颚肥边与夹板接触而构成联电故障［10］，小半径曲线可使用曲股内侧专用胶接绝缘夹板。发现胶接绝缘接头个别螺栓折断或松动时，应及时更换并复紧，新更换螺栓扭矩应达到1 200 N·m，并在5 d内复紧3次。

3.5 无缝道岔侧线

侧线和渡线应锁定，钢轨接头宜焊接或冻结［11］，紧固扣件，朔黄线无缝道岔采用半焊式结构，侧线没有进行焊接或冻结，但要求锁定75 m线路，困难情况下不应短于50 m。由于朔黄上行正线为跨区间无缝线路，下行正线为普通线路，若侧线在近距离内(不足50 m)有邻线道岔，则应加强邻线道岔的锁定，否则对相邻道岔受力有不利影响。

3.6 无缝道岔伤损轨料更换

朔黄铁路SC559道岔辙叉采用贝氏体组合辙叉，辙叉趾、跟部与辙叉亦采用胶粘冻结接头，接头端部设玻璃钢轨端片。由于朔黄铁路运行以C70，C80为主的万t列车，轴重在25 t以上，高密度、大运量和大轴重的列车对道岔部件的损害较大，导致尖轨和辙叉的更换较为频繁，由于施工时间限制往往不能立即实现相关部位的冻结且不能恢复原锁定轨温，而是先以普通接头夹板进行联结，造成道岔内的应力进行重新分配［12］。在更换过程中造成的无缝道岔锁定轨温不均或异常，应及时进行应力放散，恢复道岔原锁定轨温，并保持辙叉位置不变且胶粘冻结接头不失效。尖轨和基本轨是配套供应的，因此若尖轨发生伤损，伤损的尖轨应与其基本轨同时更换。如单独更换尖轨，更换前应校核尖轨的几何尺寸，使之与基本轨配套，并及时进行基本轨和尖轨的顺坡打磨。基本轨损害不能继续使用时，在切割拆除基本轨后，先换入轨端带螺栓孔的基本轨，两端用夹板和螺栓联结，临时恢复通车，然后安排换入轨端无孔的基本轨，用铝热焊或小型气压焊焊接，进行永久处理。

3.7 无缝道岔应力放散

无缝道岔应力放散应以每组道岔为一单元，除道岔之间的夹直线外，应力放散单元轨条不宜超过150 mm，道岔的中心位置保持不变，道岔直、曲基本轨应力放散应彻底准确且均匀［13］。应力放散后，及时将应力放散日期、时间、放散轨温、重新锁定轨温记入技术档案，并及时重设纵向位移观测标记。放散后12 h内粘贴好位移观测标尺，对两个单元轨节共用的观测桩和观测标尺保留在非放散单元，放散后1～4 d内安排人员对各部分立螺栓进行复拧，确保扣压力达标。

4 结论

1)道岔转辙器部位是整个道岔结构受力最不利的部位。在尖轨跟端相对应的直、曲基本轨位置向尖轨尖端方向出现温度力峰值，最大压应力在 975～1 109 kN，比固定区压力增加了约66%，影响范围在2.857～4.000 m。尖轨在重载列车纵向力的作用下也易产生爬行现象。

2)尖轨跟端与导轨相联的接头和辙叉趾、跟部均采用冻结接头，并将夹板和钢轨轨腹粘结成一体，确保其足够的抗剪能力，冻结接头阻力理论上可以达到2 500 kN。

3)朔黄铁路上行正线采用的主型道岔为 SC559，采用半焊式结构，侧线没有进行焊接或冻结。在第26～第27根和第30～第31根轨枕之间安装限位器2组，尖轨限位器前后各25 m范围内基本轨扣件的扭矩一般在60～80 N·m。

4)道岔部件损害后，应及时进行应力放散，恢复道岔原锁定轨温，并保持辙叉位置不变且胶粘冻结接头不失效。

5)无缝道岔应力放散应以每组道岔为一个单元，放散单元轨条不宜超过150 mm，放散后1～4 d内对螺栓进行复拧，确保扣压力达标。

［1］张志方.30 t轴重重载铁路轨道结构技术创新与发展［J］.中国铁路，2014(3):12-15，20.

［2］王树国，葛晶，王猛，等.重载铁路12号道岔设计［J］.铁道建筑，2013(12):98-103.

［3］陈嵘，王平，李成辉.75 kg/m钢轨12号重载道岔服役性能优化分析［J］.铁道科学与工程学报，2011，8(6):7-11.

［4］广钟岩，高慧安.铁路无缝线路［M］.北京:中国铁道出版社，2005.

［5］卢耀荣.无缝线路研究与应用［M］.北京:中国铁道出版社，2004.

［6］王平，刘学毅.无缝道岔计算理论与设计方法［M］.成都:西南交通大学出版社，2007.

［7］曾志平，陈秀方.铁路无缝道岔计算方法的研究［J］.中国铁道科学，2003，24(6):46-49.

［8］蔡成标，翟婉明，王其昌.无缝道岔钢轨纵向力与位移的研究［J］.铁道学报，1997，19(1):85-90.

［9］陈秀方.轨道工程［M］.北京:中国建筑工业出版社，2005.

［10］许实儒.铁路轨道基本理论［M］.北京:中国铁道出版社，1997.

［11］范俊杰，谷爱军，陈岳源.无缝道岔的理论与试验研究［J］.铁道学报，2000，22(2):55-59.

［12］李秋义，陈秀方.无缝道岔组合作用效应的研究［J］.铁道学报，2002，24(5):84-88.

［13］乔神路，高亮，曲村，等.桥上纵连板式无砟轨道无缝道岔力学特性［J］.西南交通大学学报，2010，45(5):669-675.

Analysis and application of continuous welded turnout's longitudinal force for Shuozhou-Huanghuagang railway

LI Baolong
(Shuohuang Railway Development Co.，Ltd.，Suning Hebei 062350，China)

Shuohuang railway turnout used 75 kg/m Rail 12 simple turnout and continuous welded turnout was half welded style，lateral line of which has not been welded or frozen.T urnout switch is the most disadvantaged force part of continuous welded turnout structure，turnout basic rail bears a large longitudinal force，and switch rail is prone to creeping.In order to analyze the stress and deformation law of the continuous welded turnout under the action of temperature and guide field maintenance and management，temperature force and deformation of the continuous welded turnout were analyzed by using three node mechanical model and twice relaxation method，and improvement and suggestions for the continuous welded turnout of heavy haul railway were proposed by combining with railway line actual problem.

Continuous welded turnout;Longitudinal force;Displacement;M aintenance and repair

U239.4;U213.6

:ADOI:10.3969/j.issn.1003-1995.2015.11.33

(责任审编 葛全红)

2015-08-10;

:2015-09-10

国家科技支撑计划项目(2013BAG20B00)

李保龙(1979— )，男，工程师，硕士。

1003-1995(2015)11-0116-05