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TB 10015-2012铁路无缝线路设计规范.pdf

（说明14） 式中A1、A2——积分常数，可根据对轮载作用点附近三个支点 建立的三弯矩方程及静力平衡方程确定：

3）轮系作用下的计算 根据力的独立作用线性叠加原理 面，按式（说明13）、式（说明14） 算截面的总下沉量和总弯矩，取其中 度检算。 （2）速度系数取值 《铁路轨道强度检算法》TB 2034一1988规定了最高行车速度不 大于120km/h铁路的速度系数，见 说明表9。 根据广深线、京沪线、京广线等

9 复数的幅角，= JUKK

3）轮系作用下的计算 根据力的独立作用线性叠加原理，分别以不同轮位为计算截 面，按式（说明13）、式（说明14）计算各车轮荷载作用下计 算截面的总下沉量和总弯矩，取其中最大值进行无缝线路钢轨强 度检算。 (2）速度系数取值 《铁路轨道强度检算法》TB 说明表9速度系数 奔种米 检简树勤

提速资料推算，最高行车速度不大于160km/h时，说明表9的 速度系数计算公式仍然适用。 随着我国铁路六次大提速和高速铁路建设，国内对行车速度 大于200km/h时的速度系数进行了系统研究。1999年6月路桥施工计算手册，铁 道科学研究院完成的《京沪高速铁路中日合作研究项目轨道结 构技术》，提出速度大于200km/h时速度系数取1.0是合理的， 安全的。2003年，铁道科学研究院完成的秦沈客运专线综合试 验科技攻关项目《桥上无碴轨道综合试验研究报告》中也给出 了最大速度系数0.94，后来合宁、合武、京津城际、武广、郑 西高速铁路联调联试中动力测试的最大速度系数均不超高1.0。 日本、德国、法国高速铁路进行钢轨应力计算时速度系数也采用 1.0。综上所述，本规范对于设计速度大于160km/h时速度系数 统一采用1.0。 4.2.1多年以来，我国铁路系统地开展了无缝线路稳定性研究、 试验工作，取得了丰硕的成果。在此基础上，铁道部于1978年 发布了《统一焊接长钢轨轨道（无缝线路）稳定性计算公式的 建议》。随着铁路大规模铺设60kg/m钢轨及型混凝土轨枕， 1996年长沙铁道学院对统一无缝线路稳定性计算公式进行了 改进。 20世纪80年代末，铁科院结合理论研究以及现场测试结 果，运用势能驻值原理提出了“变形波长与初弯波长不等”的 稳定性计算模型，简称不等波长稳定性计算公式。 （1）统无缝线路稳定性计算公式 1）计算模型的建立 无缝线路轨道原始弯曲呈多波形状，取其中最不利的一个半 波作为计算对象，如说明图14所示。 图中，为轨道原始弯曲变形半波长，1为轨道弯曲变形半 波长，f。为轨道原始弯曲矢度，f为轨道弯曲变形矢度，f为线 路曲率半径R所对应的矢度。

otf.10说明图14轨道原始单波形弯曲以轨道弯曲变形半波长1长度范围的轨道结构作为研究对象，分析无缝线路稳定性，其力学计算模型如说明图15所示。g(x)Je+f.1/21/2说明图15轨道弯曲力学模型图中，g（α）为道床单位横向阻力。2）计算模型求解根据势能驻值原理，轨道结构的力学平衡方程可表示为：（说明15）af式中　Ⅱ一轨道结构的总势能，为轨道弯曲变形矢度的函数;f—轨道弯曲变形矢度。轨道结构的总势能ⅡI包括钢轨温度压力所作的功A，、轨道. 97*

框架抵抗弯曲变形所作的功A2和道床横向阻力所作的功A3三部 分能量，式（说明15）可表示为：

①钢轨温度压力P所作的功A 在温度压力P作用下，线路产生由两端向中间压缩的弯曲 变形，钢轨温度压力P，所做的功A，可按下式计算：

对式（说明17）积分后得

dx ~[(y'oe +y'op +y')d

其中R.—钢轨原始塑性弯曲半径; f。轨道原始弹性弯曲矢度。 对式（说明18）进行微分得：

aA,Pw[T 41 (f+fo) + af 2 TR'

②轨道框架抵抗弯曲变形所作的功A2 轨道框架抵抗弯曲变形所作的功A2包括轨道框架抵抗原始 弹性弯曲的内力矩M。所作的功和轨道框架抵抗温度压力所产生 的弯曲变形的内力矩M，所作的功。A2可表示为：

Mrde, + M..de. 42. = 1 0

式中一 温度压力作用下轨道产生的转角，三： 轨道框架抵抗温度压力所产生的弯曲变形的内力 矩,M,=2βEI,y"r; M—轨道框架抵抗原始弹性弯曲的内力矩，M. =2βEI,y"oe; 对式（说明20）进行积分得：

BEI,T (f² +2f · fo) = 213

对式（说明21）进行微分得：

aAzβEly (f+fo) af 73

③道床横向阻力所作的功A3 在轨道横向变形范围内，道床横向阻力9随着轨枕的横向位 移量r而变化，轨枕横向位移r是线路纵向坐标x的函数， 因此

A3 = "'g(y) dyrdax

对式（说明24）进行微分：

2 Aic. Cn92j lqaf 3 ± 1 n +1

I(·)是T函数。 常用的c,和c，取值见说明表10。

说明表10c.或c.取值

将式（说明19）、式（说明22）、式（说明25）代人式 (说明16)，得：

式中Q为等效道床横向阻力，见下式： .100.

2BEI,T 72 T f+foe 4

式中Q为等效道床横向阻力，见下式

通过对式（说明26）微分，即 al

40 wt) w+ 12 T 2fBELT 40 wt r

TR foe 基于现场观测数据的统计分析，二 为常数，根 2， 72 据本规范附录B第B.0.3条取值。 3）计算参数说明 无缝线路原始弯曲（即轨道方向不良）形成原因较为复杂， 其几何形状具有很强的随机性。钢轨焊接的儿何缺陷、线路方向 不良以及轨道升温效应、列军横向力作用都将形成无缝线路的原 始弯曲。原始弯曲由塑性弯和弹性弯曲两部分组成。 1999年长沙铁道学院对我国主要十线的5个地区的60kg/m 钢轨无缝线路冬夏两季原始弯曲进行了现场实测调查，提出了 60km钢轨无缝线路原始弯曲参数的取值：原始弯曲的失长乎 方比为2.103×10，其中塑性弯曲占83%，弹性弯曲占17%。 （2）不等波长计算公式 1）计算公式建立 根据势能驻值原理，轨道结构系统的力学平衡方程为：

式中Ⅱ一一轨道结构的总势能，主要包括轨道在温度压力作用 下的压缩变形能ⅡI，、轨道的弹性弯曲势能IⅡI、道 床形变能、扣件形变能m，即=.+1：+ II, + IIm

①）轨道压缩变形能ⅡI， 根据轨道初始状态曲线及弯曲变形后的曲线函数，轨道由温 度压力P作用产生的压缩变形能为：

M.e(α) 轨道抵抗原始弹性弯曲的内力矩

M.. (x) =2EI.y"..

一轨道弹性原始弯曲积分函数，见本规范附录

对式（说明31）进行积分得：

③道床形变能 在轨道横向变形范围内，道床横向阻力9随着轨枕的横尚位 移量而变化，轨枕横向位移是线路纵向坐标的函数，因此

II, = q(y) dydx

式中G一道床阻力减值积分函数，根据本规范附录B第 B. 0.4 条取值; K.道床阻力增值积分函数，根据本规范附录B第 B.0.4条取值。 ?扣件形变能 扣件形变能为：

式中M一一扣件阻距，根据本规范附录B第B.0.4条取值。 对式（说明35）进行积分：

式甲一扣件阻矩积分函数，根据本规范附录B第 B.0.4条取值： 将式（说明30）、式（说明32）、式（说明34）和式（说 明36）代入式（说明29），则有：

其中d轨道原始弹性弯曲失度f.占总原始弯曲矢度百 分比，d=fae/fo; 轨道原始弯曲矢度f与原始弯曲波长。之比，

凯原弯曲头 io=fo/lo; 式（说明37）即为不等波长稳定性计算公式。 虽然无缝线路内的纵向方分布并不是绝对均匀，但考虑无缝 线路藏曲位置与纵向力的分布具有定的随机性，且规律复杂， 因此在利用不等波长稳定性计算公式计算临界温度力时，采用均 匀分布纵向力△P代换非均匀分布纵向力。根据铁道科学研究院 的相关实践经验，路基地段纵向力分布不均匀的峰值取相当于 10℃的温度力，经换算可以求得均匀分布纵向力△P相当于8℃ 温度力；桥梁地段非均勾分布纵向力经换算后的均匀分布纵向力 AP相当于桥上无缝线路伸缩力（压力）和挠曲力（压力）最大 值的0.8倍；道岔区地段非均匀分布纵向力经换算后的均匀分布 纵向力△P相当于无缝道岔为基本轨附加纵向力（压力）最大值

o = fo /o :

的0.8倍，则考虑非均匀分布纵向力后的不等波长稳定性计算公 武为：

在确定稳定性充许温升时，还要考虑无缝线路经过长期运营 音锁轨温的变化。对锁定轨温变化的修正，直线与曲线区段采 取不同处理方法。在直线地段及半径不小于2000m的曲线地 段，为保证有充裕的养护维修作业时简，考感高温季节也可安排 必要的养护维修作业，设计允许温升修正锁定温度8℃；在半径 小手2000m的曲线地段，锁定轨温差异在作业安排的温升中加 以修正，而设计充许温升不做修正，修正值仍为8℃，因此在 半径小于2000m的曲线上充许安排作业的温升比设计充许 温开低8℃，即在径小于2000m的曲线地段，在高温季 节，当轨温超过设计允许温升减8℃时，全天不得安排养护 维修作业。 2）计算参数说明 根据铁道科学研究院测得的日温差频数及无缝线路的轨温登 夜变化横向累计变形，取轨道弯曲变形失度f=0.02cm~ 0.05cm所对应的轨温差作为无缝线路稳定性允许温差，f取值 与轨道结构类型及道床密实度有关，通常取f=0.02cm。 “不等波长计算公式”中的原始弯曲、道床横向阻力和扣件 阻距等计算参数可按说明表11~说明表13取值。

说明表11劲道初弯参数

竞明表12混凝土轨枕道床横向阻力参

说明表13混凝土轨枕扣件阻距参数

由充许温升所确定的温度力即是钢轨中所能承受的最大纵向 力，对于路基上的无缝线路，该纵向力即为温度压力；而对于桥 上无缝线路，则为温度力、伸缩附加压力或挠曲附加压力之和， 对于岔区无缝线路其纵向压力为温度力与附加温度力之和。 根据我国己铺设无轨道的运营实践经验，在隧道洞口及长 大桥梁梁端无缝线路易出现碎弯等病害，碎弯发展到一定程度可 能会影响到轨道的平顺性和列车运行的舒适性，鉴于目前国内外 对于无作轨道无缝线路碎弯形成机理的理论研究尚不成熟，本规 范对此问题暂未做相关规定。对于无作轨道无缝线路碎弯问题 在设计研究等方面需子以重视，加强施工质量控制和运营监测 进一步积累收集相关资料。 4.3.1当钢轨材质存在缺陷或现场轨缝焊接强度较低时，低温 季节钢轨可能出现断轨，旦断缝宽度过大，可能危及行车安 全，无缝线路设计时需对钢轨断缝进行检算。铁道科学研究院在 北京环形试验基地有诈轨道地段进行了列车通过钢轨断缝的安全 试验。试验线路采用50k/m钢轨、本枕、有确道床。在股钢 轨设置断缝，其大小由20mm、60mm、100mm逐次扩大，最 终设置断缝138mm，为保证试验安全，用2辆轴重210kN货物 车辆溜放通过。车辆通过断缝速度，从20km/h、40km/h逐次 提高，最终达到85km/h。每一速度至少试验6次，每次试验测 定顺车轨与迎车轨形成的台阶、顺车轨所受垂向力P、横向力

1、顺车轨的弹性挤开量8、迎车轨所受横向力、迎车轨的挠度 等6项参数。测定结果显示，实测弹性挤开量3和台阶之与断缝 的天小无明显关系，而与车钢通过次数密切相关。在试验设置 最大断缝138mm的情况，车辆以速度85km/h通过，重复试验 6次，测得顺车轨最大弹性挤开量3=3.2mm，最大台阶z= .3mm，车钢能够安全正常通过。根据本次试验研究，确定我 玉铁路有作轨道无缝线路钢轨断缝充许值为：股情况可取 7cm；在满足下列条件下，断缝允许值可取9cm： （1）桥上断缝允许值放宽范围内不得设置钢轨工地焊接 接头； （2）无缝线路设计文件应注明并提出要求：线路养护部门 在桥上断缝充许值放宽范围内，加强钢轨探伤等维护工作。 从运营实践来看着，由于断轨时的轨温一一般高于设计所采用的 力年最低轨温，实际断缝值小于设计计算值。 为统一一我国无缝线路断缝充许值：开考到前我国高速铁 路运营时间不长，无作轨道无缝线路设计、铺设及养护维修经验 相对不足，为安全起见，建议无雄轨道无缝线路钢轨断缝充许值 入与有雄轨道一致。 4.3.2一般跨度桥梁断缝计算采用式（4.3.1）是合适的，能 够满足精度要求。对于大跨度桥梁，由于该计算方法没有考虑桥 上无缝线路附加力、墩台线刚度及相股道的影响，采用该式计 算断缝值会存在一定的误差，因此大跨度桥梁计算钢轨断缝值 籍进行梁轨相互作用分析。 4.4.2根据我国武广高速铁路、泸宁城际轨道交通、郑西高速 铁路等高速铁路铺设无雄轨道无缝线路设计情况及运营经验，参 照国外无雄轨道无缝线路锁定轨温计算的相关规定，本规范规定 无作轨道无缝线路设计锁定轨温取当地中间轨温，并根据实际情

铁路等高速铁路铺设无轨道无缝线路设计情况及运营经验， 照国外无作轨道无缝线路锁定轨温计算的相关规定，本规范规 无作轨道无缝线路设计锁定轨温取当地中间轨温，并根据实际 克，适当考虑修正值AT。在北方地区，最低轨温出现次数 多，低温季节持续时间长，锁定轨温可选偏低值；南方地区最

温出现次数多，高温季节持续时简长，锁定轨温可选择偏 高值。

单元轨节长度的确定应根据线路条件，、工点情况、施工工艺等因 素综合研究确定。从施工工艺的角度来说，单元轨节过长，施工 时用于应力放散及锁定的时间长，期间轨温变化大，拉轨、垫滚 筒、撞轨、钢轨落槽等不同施工工艺协调难度大，尤其是将受到 滚简阻力和拉轨器最大拉伸量的限制，锁定轨温不易控制，从而 影响铺轨质量：从养护维修的角度来说，单元轨节过长，也不利 于运营中的应力放散和应力调整。另外方面，单元轨节过短将 导致单元轨节数量过多，增加养护维修中管理的复杂程度；同时 单元轨节过短将在长轨条中形成较大的不均匀温度应力。根据我 国多年的无缝线路施工和养护维修经验，般单元轨节长度为 1000m~2000m，最短长度不应短于200m。 4.5.6焊接接头是无缝线路的薄弱环节，设置于不同轨道结构 过渡段、不同线下基础过渡段以及距离桥台边墙和桥墩较近时易 发生断轨事故。

判断无缝线路在长期养护维修中是否锁定牢固，以及在各种施工 作业中是否改变了原锁定轨温，需定期对无缝线路钢轨进行位移 观测。通过对位移观测数据的分析，判定无缝线路的锁定状态 如发现有不正常位移，要及时采取措施予以整治。

5.1.1轨道结构设计时，需考虑桥上无缝线路纵向附加力

响，满足强度、稳定性及断缝安全性的检算要求。铁路桥梁墩台 设计时，需考虑无缝线路与桥梁间的相互影响，计算无缝线路作 用在桥梁墩台上的纵向力，结合桥梁设计荷载，进行桥梁墩台设 计检算。

5.1.3桥上铺设无诈轨道无缝线路后，梁轨相互作用机理、计

算模型及设计参数与传统的有诈轨道有显著差别。无缝线路纵应

力作用于无雄轨道结构上，可导致无轨道结构损伤或破坏，因 此设计时要予以考虑，

结构，且底座和梁面间设置有“两布一膜”滑动层，它的主要 特点是将桥梁与轨道间的纵向滑动面由既有“轨道板和扣件” 之间转移至“梁面和底座板”之间，改变了传统梁轨相互作用 的力学传递机理，因此，相比于传统桥上无缝线路而言，桥上 CRTSI型板式无作轨道无缝线路有其特殊性，需单独设计

5.2.1伸缩力计算说明

说明表14附录F中伸缩力、挠曲力计算时桥墩采用的刚度值

（1）等跨简支梁桥处于无缝线路固定区，租桥墩纵向水 平线刚度差小于较小墩线刚度的50%时，可按附录F取值。 （2）多孔不等跨简支梁桥，在以下三种情况下，可简化进 行计算： ①桥梁两端为跨度不等的多跨简支梁桥。钢轨最大伸缩力 与位于活动支座桥台一端的多孔等跨简支梁相同。例如桥梁跨度

力值。 3在连续梁两端设置钢轨伸缩调节器，卿作用在连续梁！ 定墩上的无缝线路纵向力很小，设计时不考虑无缝线路伸缩力 烧曲力、断轨力的作用。

只开行旅客列车的客运专线铁路，采用ZK标准活载进行曲力 计算。 桥上无缝线路挠曲力实测结果表明：从机车所在梁起，·其后 第三子孔梁上，虽然梁轨相对位移不等于零，但由于列车振动，使 第三孔梁上的曲力调整，因而第三孔梁曲力实测值很小，在 烧曲力计算时，不考虑第三跨梁及其以后梁的挠曲力，·简支梁在 粗邻两孔梁上布置活载。钢筋混凝土连续梁可在边跨（1跨）或 固定支座至梁端的多跨梁上布置荷载计算挠曲力，计算时不考虑 第三跨梁及其以后的挠曲力，取以上两种工流中的尧曲力较大 置。其余结构桥梁需进行多种荷载布置工况计算，取最不利值。 桥梁墩台挠曲力可分为车前挠曲力和车下挠力，车下挠曲 力用于墩台检算时，需考虑列车活载作用于墩台上，因竖尚支座 处的偏心竖向荷载引起的墩身弯矩通常与车下曲力引起的墩身 弯矩方可相反，可相互摄消部分：而车前烧曲力起的墩身弯 矩较大，因而在进行墩台检算时车前挠曲力往往是最不利工况。 本规范附录F中表F.0.6一3~F.0.6一6中的墩台挠曲力 在计算时梁的截面参数根据《时速160公客货共线铁路预制 后张法简支T梁》（通桥【2005】2101）、《时速350公单客运专 线铁路无雄轨道后张法预应力混凝土简支箱梁》（通桥【2008】 2322A）等桥梁通用参考图取值。当梁截面尺寸增大，墩台上的 尧曲力有所小，可采用表中的台挠曲力进行检算；当梁截面 尺寸减小，墩台上的挠曲力需重新进行计算确定。 新建铁路桥梁米用箱形截面构造时，因箱形截面整体性好 刚度大，在荷载作用下变形小，静活载作用下挠跨比一般小于

1/5000。根据对武广高速铁路、郑西高速铁路等新建铁路的讯 算分析，箱梁的挠曲力明显较伸缩力小，因此桥梁及轨道检算时 采用伸缩力，不考虑挠曲力。

5.2.3断轨力计算时，纵向阻力可取本规范中相应工况条件下

位于无缝线路伸缩区的桥梁可不考虑断轨力的作用；未设置 钢轨伸缩调节器的桥梁，考虑钢轨在侧梁端位置折断；跨中设 置钢轨伸缩调节器的桥梁，同样考虑在一侧梁端发生断轨。

5.2.4列车制动或牵引时，钢轨及墩台所承受的牵引（制动） 力与制动力率、线路纵向阻力以及墩台顶纵向水平线刚度等因素 密切相关，我国《铁路桥涵设计基本规范》TB10002.1一2005 规定传递到桥墩上的制动力率为0.1。 列车起动（制动）时作用于钢轨面的牵引（制动）力的大 小主要取决于轮轨黏着系数。轮轨黏着系数受列车编组型式、制 动方式、轴重、制动时的速度、轮轨表面状态和气候等因素的 影响。 国内外轮轨黏着机理的理论分析和试验研究表明，随着速度 的提高，轮轨黏着系数有下降的趋势；在中低速情况下，随着轴 重的增加，轮轨黏着系数有所下降。“八五”国家科技攻关项目 《高速铁路线桥隧设计参数选择的研究》之报告三《高速铁路轨 道理论计算模式与参数建议值》中建议轮轨黏着系数取 0.164。根据我国多年的试验研究和工程实践，本规范轮轨制动 力率采用0.164是合适的。

（1）钢轨强度检算是无缝线路设计的重要内容，自的是保 证列车在高速行车条件下，钢轨截面的最大工作应力需控制在钢 轨容许应力［］范围之内。桥上无缝线路轨道强度检算时，除 了考虑在列车轮载作用下产生的轨底动弯拉应力及冬季低温时轨 底拉应力，还包括梁轨纵向相互作用引起的钢轨伸缩拉应力或挠

伸缩力、挠曲力是经常作用在桥梁的纵向力，按主力计算； 断轨力是偶然作用在桥梁上的纵向力，出现机率较少，按特殊力 考虑。

5.4.2伸缩区桥梁墩台所承受的伸缩力是经常作用在墩台

纵向力，按主力检算，计算伸缩力时线路纵向阻力已经达到临桌 值，因此，伸缩区桥梁墩台检算时仅考虑伸缩力的影响，且不！ 其他纵向力进行组合。

5.4.5桥上无缝线路需满足钢轨强度和无缝线路稳定性检算

求。为保持桥上有诈轨道的横向阻力，保证轨道的稳定性，《梁 轨相互作用计算的建议》（UIC一774一3）中规定：在牵引（制 动）力作用下梁轨之间的相对位移需小于4mm。桥上无缝线路 纵向力及梁轨相对位移的大小均与桥梁墩台刚度密切相关，为了 保证桥上轨道结构的强度和稳定性，以及满足梁轨相对位移限值 的要求，须对桥梁墩台纵向水平线刚度加以限制。本规范参考相 关研究成果和《高速铁路设计规范（试行）》TB10621一2009的 有关规定，给出了常见跨度简支梁桥梁墩台的最小水平线刚度。 5.4.6当相邻桥墩线刚度突变时，将导致无缝线路纵向力和梁 轨相对位移增大，影响无缝线路的强度和稳定性，因此本规范规 定桥梁桥墩纵向水平线刚度应均匀过渡。 桥上无缝线路设计时东因难地段活光地设置小阳扣

5.5.1桥上无缝线路设计时，在困难地段适当地设置小阻力扣 件可有效降低轨道和桥梁所承受的纵向力，以保证轨道和桥梁检 算满足要求。

5.5.1桥上无缝线路设计时，在困难地段适当地设置小阻力

我国钢轨伸缩调节器主要采用基本轨伸缩，尖轨锁定的结 形式，钢轨伸缩调节器在温度变化时伸缩量较大，为保证道床 稳定并降低相邻桥梁墩台上的伸缩力，在基本轨一端设置小阻 扣件。

第1款：钢轨伸缩调节器尖轨与基本轨间存在结构不平顺， 根据铁道科学研究院实测资料，列车通过钢轨伸缩调节器时，其

簧下竖向振动加速度（7.0g~8.0g）为通过平顺的焊接接头的 簧下竖向振动加速度（2.5g~5.0g）的1.4~3.2倍，铺设钢轨 伸缩调节器会对行车舒适性产生不利影响。另一方面，钢轨伸缩 周节器是轨道结构的薄弱环节，在运营过程中，养护、维修作业 量大，因此桥上无缝线路设计尽量减少钢轨伸缩调节器的设置。 在大跨度桥梁上，若经检算，钢轨强度、无缝线路稳定性 钢轨断缝及桥梁墩台受力无法满足要求时，通过采取调整设计锁 定轨温、设置小阻力扣件、改变梁跨及梁型、优化墩台刚度等措 施后，仍无法满足设计要求，或致使墩台结构尺寸明显增大，墩 台的工量明显增加的情况下，可考虑设置钢轨伸缩调节器。 第5款第1项：钢轨伸缩调节器由于其固有的结构特性，轨 线不连续，结构不平顺，如果再与曲线叠加，制造工艺将更加复 杂，运营中很难保证轨道儿何形位。因此本规范规定钢轨伸缩调 节器应设在直线地段。 第5款第3项：基本轨始端、尖轨跟端焊接接头是钢轨伸缩 调节器的薄弱环节，若布置于桥梁横梁、桥台胸墙和支座中心等 地段，在轮轨动力作用下，将导致病害增多，甚室折断。 第6款第1项：设置伸缩预留量的目的是使调节器在一年四 季的伸缩过程中，尽量保持基本轨伸长值和缩短值基本相等，保 证调节器的使用性能良好。目前我国铁路使用的调节器允许伸缩 量有3档：±400mm、±500 mm、±600 mm。 第6款第2项：梁缝变化量是影响调节器伸缩预留量的主要 因素，因此需掌握梁缝年四季的变化值，准确计算梁缝变化量 引起的调节器基本轨位移值。 6.0.2长大隧道内距洞口200m范围内无缝线路的设计锁定轨 温宜与洞外相邻区间无缝线路的设计锁定轨温一致，隧道内相 单元轨节的设计锁定轨温按锁定轨温差不大于5℃控制，并逐淘 过渡。洞口轨温过渡段需加强锁定。长大隧道内单元轨节锁定转 温与同一区间隧道外单元轨节的锁定轨温差宜控制在10℃以内

隧道外轨温与气温的关系，随周围自然条件的变化而变化。 根据对长大隧道气温与轨温的观测资料，距离隧道洞口50m~ 60m左右，沿隧道方向气温变化趋于稳定。炎热夏季，隧道外 在日照条件下，最高轨温一般不超过最高气温加20℃，而隧道 内最高轨温与洞外区别较大，隧道内有时轨温比气温低1℃～ 2℃，因此隧道内距洞口大于200m范围无缝线路最高轨温可采 用当地历年最高气温。严寒冬季隧道内轨温比气温高2℃左右 因此隧道内最低轨温采用当地历年最低气温。 7.2.1无缝道岔钢轨纵向力和位移的计算是道岔区无缝线路设 计的项重要内容。随着我国既有线铁路的六次大提速和新建合 宁铁路、京津城际轨道交通、合武铁路、武广高速铁路、沪宁城 际轨道交通等高速铁路的通车运营，跨区间无缝线路技术积累了 宝贵的实践经验。在总结国内外理论研究、试验成果及实践经验 的基础上，形成了当量阻力参数法、两轨相互作用法、广义变分 法和非线性有限元法等有代表性的无缝道岔附加纵向力和位移计 算理论及方法。采用上述计算方法均可得到道岔钢轨力和位移 据此可进行道岔钢轨强度、稳定性、尖轨位移、心轨位移及联结 部件强度检算。 7.2.4限位器和间隔铁是无缝道岔的关键联结部件，在温度变 化较大时，无缝道岔限位器和间隔铁将承受较大纵向力。为保证 无缝道岔的安全运营，需进行限位器或间隔铁联结螺栓强度检 算。参照国家标准《紧固件机械性能螺栓、螺钉和螺柱》GB/T B098.1—2010，10.9级高强螺栓的抗拉强度为0，=1040MPa，非 比例伸长应力2=900MPa，容许拉应力［α］=2/K= 900/1.3=692MPa。根据美国材料试验学会研究结果，螺容许 剪应力般为容许拉应力的0.6倍，则10.9级高强螺栓容许剪 应力=0.6×692=415MPac 无缝道岔限位器和间隔铁必要时可采取以下加强措施： （1）对于已经上道的无缝道岔，将间隔铁、限位器与钢轨 .116

限位器利闻隔铁是无缝道密的天键联结部件，在温度变 化较大时，无缝道岔限位器和间隔铁将承受较大纵向力。为保证 无缝道岔的安全运营，需进行限位器或间隔铁联结螺栓强度检 算。参照国家标准《紧固件机械性能螺栓、螺钉和螺柱》GB/T 3098.1—2010，10.9级高强螺栓的抗拉强度为，=1040MPa，非 比例伸长应力2=900MPa，容许拉应力［α］=02/K= 900/1.3=692MPa。根据美国材料试验学会研究结果，螺栓容许 剪应力般为容许拉应力的0.6倍，则10.9级高强螺栓容许剪 应力=0.6×692=415MPa。 无缝道岔限位器和间隔铁必要时可采取以下加强措施： （1）对于已经上道的无缝道岔，将间隔铁、限位器与钢

进行胶粘。这种加强措施在天秦、京包、京广线上便用，实践 明效果良好。·根据铁科院的试验结果，采取加强措施后单个间隔 铁的抗剪能力由420kN提高到750kN。 （2）间隔铁材料采用铸钢实心间隔铁结构。 （3）联结螺栓采用直径为27mm的高强度螺栓，以提高螺 栓的抗剪切能力；采用大扭矩防松螺母联结，以提高限位器及间 隔铁的摩阻力。 7.2.5尖轨、心轨相对基本轨、翼轨位移检算是为了保证尖轨、 心轨上各牵号点处伸缩位移不超过转换设备的充许值。尖轨、心 相对基本轨、翼轨位移过大可能产生无缝道岔转换卡阻、尖轨 侧拱、心轨爬台等病害，为保证道岔结构及转辙机械满足正常功 能要求，需检算无缝道岔尖轨尖端、可动心轨尖端的位移。 不同的转换系统，所容许的尖轨和心轨伸缩位移也不同。尖 轨和可动心轨允许伸缩位移根据道岔结构及转辙机性能确定。我 国自主研发的客专线系列道岔、CZ系列道岔以及CN系列道岔 的尖轨和可动心轨允许伸缩位移见说明表15

JC／T 543-2015标准下载说明表15尖轨相对于基本轨、可动心轨相对于 翼轨允许伸缩位移（单位：mm）

7.2.6锁定轨温是无缝道岔设计的重要参数，它直接影响无缝 道岔的受力与变形。确定无缝道岔的锁定轨温，需进行无缝道岔 纵向力计算，根据无缝道岔纵向附加力确定充许温升和充许温 降。锁定轨温还必须满足无缝道岔尖轨、心轨位移以及道岔联结 部件强度的要求。

7.3.1近年来，国内相关单位对桥上无缝道岔计算方法和计算理论方面进行了研究，建立了桥上无缝道岔的计算模型和计算方法，针对典型车站桥上无缝道岔研究了道岔、桥梁布置关系，提出了典型高架站桥上无缝道岔设计方法。桥上无缝道岔研究成果已经在武广高速铁路、郑西高速铁路、沪宁城际铁路、合武铁路、广深港高速铁路、广珠城际铁路等多个项自中成功应用国内桥上无缝道岔受力与变形分析基于道岔与桥梁相互作用原理，建立了“岔一梁一墩”…体化计算模型，采用桥上无缝道岔非线性有限元计算方法。（1）道岔一桥梁租互作用原理道岔一桥梁相互作用原理司以定义如下：在梁体温度变化、列车荷载、列军制动/加速以及道岔里轨随温度变化伸缩的作用下，桥梁和轨道/道岔之间产生相对位移，桥上轨道/道岔产生钢轨纵向附加力，对桥面系作用大小相等、方间相反的反作用力，该反作用力通过梁、支座传递至墩台，在桥上轨道（包括道岔）与桥梁之间形成一个相互作用的力学平衡体系。道岔一桥梁相互作用原理是桥上无缝道岔纵向力和位移计算的理论基础，道岔与桥梁之间的相互作用如说明图17所示。道岔与桥梁相互作用力包括伸缩力、挠曲力、断轨力、制动力。道岔尖可动心辙叉说明图17道岔与桥梁之间的相互作用（2）计算假定1）道岔尖轨与可动心轨前端可自由伸缩。2）不考虑辙叉角大小的影响，假设导轨与长轨条平行。3）扣件纵向阻力模拟为纵向弹簧，作用于钢轨节点和岔.118:

钢轨扣件刚度轨枕一道床刚度路基桥梁尚定墩活动墩说明图19有诈桥上无缝道岔模型立面图型。为消除边界影响，桥台两端考虑100m以上的一般路基地段轨道。2）无雄轨道桥上道岔区采用轨枕埋入式无轨道时，道岔铺设在钢筋混凝土道床板上，道床板和底座（保护层）之间铺设隔离层，通过纵横向凸台限位，底座（保护层）固结在桥面上，道岔和桥梁之简的相互作用与有作轨道明显不同。根据桥上无作无缝道岔结构特点和传力机理，建立“岔一板一梁墩”相互作用的一体化模型，把桥上无缝道岔结构看作个由道岔、道床板、梁体组成三层结构体系，道岔和道床板之间的扣件采用弹簧模拟，道床板和梁面采用弹簧模拟。计算模型如说明图20、说明图21所示。岔枕限位器道床板桥粱闻隔铁说明图20无确桥上无缝道岔模型平面图7.3.2道岔区存在轨道结构不平顺，列车高速过岔时轮轨动力作用加剧，要求梁部结构具有足够竖向刚度。计算结果和运营实践均表明道岔区采用等跨连续梁结构动力特性、轨道稳定性和平顺性较好，有利于高速列车安全运行和旅客乘坐舒适。.120:

钢轨扣件桥梁和道床板间级向连接55555555555555555555道床板桥梁桥台乔墩说明图21无作桥上无缝道岔模型立面图根据我国桥上无缝道岔的研究成果以及德国DEC公司《京沪高速铁路设计咨询报告》，钢轨最大力和最大梁轨相对位移出现在连续梁最天温度跨度的梁端。当两联长大连续梁相连接时，可以通过在两跨长大连续梁之间插人简支梁来减小自由伸缩长度，从前减小钢轨力和梁轨相对位移。对两联联长200m连续梁之间不插简支梁、插入两跨简支梁、插入4跨简支梁的钢轨力和梁轨相对位移进行对比分析，计算结果见说明表16。说明表16钢轨力和梁轨相对位移工况钢轨力梁轨最大相对位移不插人简支梁913 kN21.5mm插人两跨简支梁682 kN15.7 mm插人四跨简支梁603 kN14.1mm计算结果表明，随着道岔连续梁之间插人简支梁跨数的增加，最大钢轨力和钢轨位移均有所减少。7.3.3桥上道岔布置1根据国内外研究成果及有关工程实践，道岔下部桥梁采用连续结构对道岔受力和变形最为有利。道岔与桥梁伸缩缝之间的最小距离直接影响道岔和桥梁的受力和变形，是桥上无缝道岔设计的一个关键控制指标。德国规范DS800.0120（7）规定了道岔和桥梁伸缩缝之间的距离满足说明表17:121:

说明表17伸缩缝和尖轨尖端之间的最小距离

注：德国未规定辙叉跟和伸缩缝之间的最小距离。以上限值为德国桥上无缝道 岔不进行计算分析情况下的经验值JT／T 1167-2017标准下载，若桥上无缝道岔经计算能满足各项检算的要求 设计中可不受此表的限制。

注：德国未规定撤叉跟和伸缩缝之间的最小距离。以上限值为德国桥上无缝道 岔不进行计算分析情况下的经验值，若桥上无缝道岔经计算能满足各项检算的要求， 设计中可不受此表的限制。

≥18m≥18m梁梁端始终端端说明图22道岔与桥梁位置关系2由于站线上道岔数量较多，道岔和桥梁布置要满足正线上的要求相对困难，考虑站线列车通过速度较低，困难条件下道岔导曲线部分可设置梁缝，但道岔转辙器和辙叉部分不能跨越梁缝。道岔尖轨、心轨至梁缝的最小长度需满足道岔和桥梁结构强度、变形、变位的要求，同时需保证道岔转换设备正常使用。为满足设备正常转换和锁闭，在伸缩力和制动力作用下转辙机处梁轨相对位移量不大于5mm。7.3.4桥上无缝道岔设计除了满足道岔强度和稳定性要求外，还要保证道岔转辙设备的正常运转，为此必须严格限制道岔和桥梁相对位移，特别是对道岔撤叉、转撤器等关键部件处钢轨和桥面之间的相对位移。根据我国自主研发高速铁路道岔转换设备结构特点，道岔联合攻关组提出桥上道岔转辙机处基本轨与桥梁相对位移不大于5mm，以保证转辙机动作杆、连接杆、锁闭杆在同直线位置，避免道岔转换过程转辙机发生卡阻现象。.123·