小半径曲线段混凝土轨枕优化设计研究

陈　漫，张　波，肖杰灵（.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都　6003；.广州铁路集团公司 衡阳工务段，湖南 衡阳　400）

小半径曲线段混凝土轨枕优化设计研究

陈漫1，张波2，肖杰灵1
（1.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都610031；2.广州铁路集团公司 衡阳工务段，湖南 衡阳421200）

针对既有普通线路小半径曲线段混凝土枕存在的挡肩伤损严重、承轨槽压溃、轨距扩大等问题展开了优化研究。在Ⅲa型轨枕基础上，重点对承轨槽尺寸进行优化改造：加大承轨槽深度的同时改变挡肩坡度。以压应力为评价指标，采用有限元软件对改造后的轨枕进行承载能力检算。结果表明：承轨槽深度由25 mm加大为40 mm、挡肩夹角由120°改为110°时，轨枕挡肩面和轨下截面所受压应力最小，轨枕受力情况得到明显改善。将改进后的混凝土枕在一编组站溜放线进行了试铺，接近1年的使用情况表明该混凝土枕枕应用状态良好。

混凝土枕；小半径曲线；承轨槽；挡肩；轨距

1　概述

小半径曲线段作为普通铁路3大薄弱环节之一，受力情况比直线段复杂得多，容易发生钢轨伤损、轨道几何尺寸超限、联结零件松动甚至破损等病害［1］。我国铁路小半径曲线段以往较多使用木枕，但木枕有诸多缺点，如质量难以保证、腐朽失效快等，造成道钉持力不长久，轨距难以保持，给行车安全带来隐患。另外，木枕线路轨道稳定性差，维护成本也较高。混凝土轨枕具有强度高、稳定性好、使用寿命长、道床横向阻力大等优点［2］。因此，人们逐渐开始采用混凝土枕代替木枕。然而，混凝土枕亦存在较多问题，如轨枕承轨槽、槽内尼龙挡板等部件易破损。

为此，相关单位及学者对小半径曲线段混凝土枕进行了相关研究。柳州局金城江工务段90年代在YIIF型轨枕承轨槽处锚定钢板，加强承轨槽抗破坏能力，在瑶寨至关西间小半径（R＜250 m）曲线上进行了试铺，发现挡肩板处的尼龙挡板容易破坏［3］。2004年德阳轨枕厂在X-Ⅱ型轨枕的基础上增加承轨槽的深度，增大挡肩受力面的坡度，尼龙座重新设计并加厚轨距挡板，但在使用过程中挡肩挤破、掉块及承轨槽压溃现象依然存在，而且轨距可调量小［4］；Ⅲ型轨枕与Ⅱ型轨枕相比，轨道几何尺寸保持能力加强，道床的纵、横向阻力提高，累积变形减缓，在小半径曲线上得到广泛应用。近几年德阳轨枕厂在Ⅲb型轨枕基础上加大预埋铁座的间距，调整绝缘轨距块尺寸来适应小半径曲线段轨距加宽需求，发现改轨距作业工作量大、成本高，未推广使用；德阳轨枕厂同时也在Ⅲa型轨枕基础上加大承轨槽底脚间距至9 mm，无需改造就能满足小半径曲线段轨距加宽15 mm的要求。但承轨槽表面磨损的问题依然存在，尼龙座仍会产生外挤、上浮现象［5］。

综上，混凝土轨枕势必替代木枕为小半径曲线服务，但针对轨枕挡肩破损、承轨槽压溃等问题，混凝土枕设计尚需优化。鉴于此，对Ⅲa型轨枕结构进行了优化，将优化后的轨枕在现场试铺，并观测效果。

2　改进方案

在小半径曲线上铺设Ⅲa型混凝土轨枕，使用过程中发现，轨枕因挡肩挤裂而失效的情况占43%左右，最严重情况下轨枕挡肩破损率高达72%，严重影响钢轨固定和轨距的保持，危及行车安全。曲线上下股钢轨在轮轨横向力作用下存在钢轨扭转、外挤现象，导致轨底胶垫偏斜严重，横向偏斜率达到10% ～15%［6］，造成钢轨直接磨损承轨槽表面，轨底坡无法保持，钢轨外翻；承轨槽表面磨损以后，使得轨下胶垫受力情况更为恶劣，使用寿命缩短。针对上述问题，需对轨枕承轨槽尺寸进行优化设计。改变承轨槽尺寸可从挡肩坡度和承轨槽深度2方面入手，本文给出3种方案。

方案1：增大承轨槽深度，将原有Ⅲa型轨枕承轨槽的深度由25 mm分别变更为30，35，40，45，50 mm。改进后的轨枕轨下截面尺寸见表1。

表1　轨枕轨下截面尺寸

方案2：保持承轨槽深度（25 mm）、轨枕轨下截面尺寸（230 mm×300 mm×170 mm）不变，改变挡肩坡度，将原有Ⅲa型轨枕挡肩坡度由120°分别改为115°，110°，105°，100°，95°。

方案3：结合方案1和方案2，在方案1中研究挡肩面压应力随承轨槽深度变化规律，在方案2中研究挡肩面压应力随挡肩坡度变化规律。确定轨枕挡肩面最佳受力坡度后，加深承轨槽深度，比较轨枕挡肩面压应力大小，确定承轨槽合理深度值，从中选出一个使轨枕承轨槽受力更加合理的结构形式。轨枕轨下截面尺寸需结合方案1和方案2确定。

3　方案比选

由于小半径曲线段列车运营速度降低，轨枕每公里铺设根数增加，则小半径曲线段轨枕上的压力也有所降低，本文3种方案都是在Ⅲa型轨枕的基础上仅对承轨槽尺寸进行改进，在基本配筋不变的情况下，改进后的Ⅲa型轨枕的承载能力与Ⅲ型轨枕基本相当，轨枕的枕中截面和轨下截面承载能力均能满足小半径曲线段线路的使用要求［7］。因此本节采用有限元软件仿真计算轨枕挡肩及承轨槽受力情况。

1)受沉积环境影响，二2煤层顶底板岩性存在较大差异。岩石在单轴压缩过程中具有压密、弹性、屈服和破坏4个阶段。

3.1计算模型

根据改进后的Ⅲa型轨枕以及预应力钢筋建立空间实体模型，预应力钢筋与轨枕混凝土之间完全耦合，即假设预应力钢筋与轨枕混凝土之间不发生滑移。将混凝土、预应力钢筋和道床视为完全弹性体进行计算。将道床在实际工作中的状态理想化，将其刚度视为单根轨枕下连续均匀支承的线性刚度。为更好模拟实际情况，模型加载前先对预应力筋施加预应力荷载，轨枕发生翘曲变形后，在轨枕底面添加初应力0和面荷载形式的枕上换算动荷载［8］，在轨枕挡肩面同时施加横向力和垂向力。轨枕的基本力学模型示意如图1，轨枕有限元模型见图2。

图1　基本力学模型示意

图2　轨枕有限元模型

3.2计算参数

轨枕混凝土的强度等级为C60，根据《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010），混凝土的弹性模量为3.6×104MPa，抗压强度标准值 38.5 MPa，设计值27.5 MPa，混凝土抗拉强度标准值2.85 MPa，设计值2.04 MPa。预应力钢丝使用低松弛螺旋肋高强钢丝，直径7.0 mm，弹性模量2×105MPa，抗拉强度标准值1 570 MPa，设计值 1 070 MPa，抗压强度标准值580 MPa，设计值400 MPa。混凝土和钢筋泊松比分别取为0.2与0.3［9］，钢筋混凝土密度取2 500 kg/m3，钢筋有效预应力取936 MPa，道床总刚度取2×105kN/m，轨枕挡肩面受力取最不利工况，其中横向力取71 kN，垂向力取125 kN［10］。

3.3计算结果

挡肩面受力情况对比见图3。从图3（a）可以看出，当承轨槽深度由25 mm增加到30 mm时，轨枕挡肩面平均压应力由29.3 MPa降到27.4 MPa，但最大压应力由49 MPa增至50.5 MPa，说明此时轨枕挡肩面局部可能承受更大的横向力，仍然会出现挡肩破损现象；当承轨槽深度由30 mm逐步增加到50 mm时，轨枕挡肩面的平均压应力和最大压应力都有所减小，这对轨枕挡肩的受力是有利的；总的来说，加大承轨槽的深度可以改善轨枕挡肩面的受力情况。

图3（b）是轨枕挡肩坡度由120°减小到95°时挡肩面受力情况。可以看出，轨枕挡肩面的平均压应力和最大压应力都会在110°出现拐点，挡肩坡度由120°降到110°时，挡肩受力情况会得到改善，但当挡肩坡度从110°继续下降时，轨枕挡肩面受力情况会变得更加恶劣，加快挡肩破损速率，影响轨枕使用寿命。

为进一步研究轨枕挡肩面受力合理性，在挡肩面最佳受力坡度110°时，研究承轨槽深度由25 mm增加到50 mm时，轨枕挡肩面受力变化规律。

图3　挡肩面受力情况对比

综合以上因素，在方案3中将挡肩坡度定为110°，承轨槽深度定为40 mm。这种结构形式对轨枕挡肩和承轨槽的受力最为有力。下面将此种结构形式的轨枕与Ⅲa型轨枕的挡肩面、承轨槽受力情况进行对比。

3.4改进前后对比分析

1）改进前后轨枕及挡肩面受力情况对比

图4　改进前轨枕及挡肩面压应力云图（单位：MPa）

图5　改进后轨枕及挡肩面压应力云图（单位：MPa）

改进前、后轨枕及挡肩面压应力云图分别见图4、图5。由图4、图5可以明显看出：轨枕挡肩面在最不利受力情况下，Ⅲa型轨枕挡肩面承受的最大压应力为48 MPa，高于C60混凝土抗压强度标准值38.5 MPa，会出现挡肩破损现象，挡肩面平均压应力为30 MPa左右，轨枕挡肩面易被压坏；改进后的Ⅲa型轨枕挡肩面承受最大压应力为36 MPa，低于C60混凝土抗压强度标准值38.5 MPa，不会出现挡肩破损现象，挡肩面平均压应力为22 MPa左右，轨枕挡肩面的受力情况得到明显改善。这是由于改进后的Ⅲa型轨枕挡肩斜面坡度由120°改为110°，提高了扣件的横向摩阻力；承轨槽深度由25 mm改为40 mm，加高了挡肩结构，改变了横向作用力的传递方向，增大了挡肩的受力面积，致使轨枕挡肩的受力强度大大降低。

2）改进前后承轨槽受力情况对比

轨枕承轨槽一般都是压溃失效的，故在ANSYS中提取轨下截面第三主应力对比分析。在相同的荷载下（枕上垂直动压力均取为150 kN），改进前Ⅲa型轨枕轨下截面第三主应力最大为20.7 MPa，而改进后第三主应力最大为17.4 MPa，承轨槽的受力情况得到一定改善。这是由于改进后的Ⅲa型轨枕顶宽由0.171 m增大到0.194 m，受力面积增加，故轨下所受压应力减小。

4　现场试验

4.1试铺地点的选择

对衡阳工务段管内正线小半径曲线段使用的混凝土枕病害进行现场调查研究，发现某编组站线路上行车密度最大、状态变化最快，而且线路上大部分曲线半径为180 m，轨道的几何尺寸变化快，Ⅲa型混凝土轨枕出现了严重的挡肩破损、承轨槽偏磨下切等病害，因此改进后的Ⅲa型轨枕选在该地段进行试铺。

4.2试铺

将改进后的Ⅲa型轨枕在此编组站溜1、溜3道小半径曲线段进行了试铺，见图6。在溜1道铺设轨枕36根，溜3道铺设38根，其他部件按照《铁路线路修理规则》（铁运［2006］146号）的规定设置，观测试铺后轨枕使用效果。

4.3试铺效果

1）改进后的Ⅲa型轨枕两承轨槽外侧间距由原来的1.818 m加大到1.837 m，直接解决了小半径曲线段轨距加宽0.015 m的要求。

2）由于轨枕挡肩和承轨槽的承载能力加强，使得轨距保持能力大大加强，试铺改进后的Ⅲa型轨枕，检查周期由原来的1周增加到1个月，减少了工区的维修养护工作量。

3）轨枕使用寿命延长，在小半径曲线段铺设改进的Ⅲa型轨枕后，挡肩和承轨槽的受力面积都有所增大，在最不利受力情况下挡肩面平均压应力由30 MPa降为22 MPa，挡肩的承载能力提高了26.7%；承轨槽的压应力由20.7 MPa降为17.4 MPa，承轨槽承载能力提高了15.9%。

图6　小半径曲线段轨枕试铺

5　结论

1）加大轨枕承轨槽的深度，虽然轨枕挡肩面所受横向力会加大，但轨枕挡肩面平均压应力会减小，这对承轨槽的受力是有利的。

2）当轨枕挡肩坡度由120°降为110°时，轨枕挡肩面所受压应力减小，但挡肩坡度继续减小会加大轨枕挡肩面所受压应力，加快挡肩破损速率。

3）在满足轨枕挡肩坡度110°的情况下，承轨槽应尽可能加深，以便减小承轨槽和轨枕挡肩面所受压力，延长轨枕使用寿命。

［1］王定举.朔黄重载铁路小半径曲线病害成因分析及整治措施探析［J］.铁道标准设计，2013（12）：58-62.

［2］杨宝峰，于春华.铁路轨枕现状及发展［J］.铁道工程学报，2007（2）：36-40.

［3］黄记伦.在R＜250 m小半径曲线上铺设特种混凝土轨枕［J］.铁道运营技术，2001（1）：1-3.

［4］郑爱国，康祥梅.小半径曲线加宽型轨枕的研制［J］.混凝土与水泥制品，2013（10）：31-34.

［5］周家鸣.Ⅲb型预应力混凝土枕在小半径曲线的应用［J］.中国铁路，2003（10）：39-40.

［6］董天曾，周存富.铺设ⅢQ型轨枕，加强陡坡小半径曲线轨道［J］.铁道建筑，2000（1）：34-37.

［7］张文仁.Ⅲ型轨枕在山区铁路中的铺设和养护维修［J］.铁道运营技术，2005（1）：35-36.

［8］洪晓龙.重载铁路轨枕受力特性分析与参数优化［D］.成都：西南交通大学，2014.

［9］白玲，汪加蔚.预应力混凝土轨枕的设计计算［J］.混凝土与水泥制品，2009（1）：27-30.

［10］牟晓光.高强预应力筋粘结性能试验研究及数值模拟［D］.大连：大连理工大学，2006.

（责任审编葛全红）

Study on Optimal Design of Concrete Sleeper on Small Radius Curve Section

CHEN Man1，ZHANG Bo2，XIAO Jieling1
（1.MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering，Southwest Jiaotong University，Chengdu Sichuan 610031，China；2.Hengyang Track Division，Guangzhou Railway Group Company，Hengyang Hunan 421200，China）

According to current problems of concrete sleepers on small radius curve section in existing common railway line，such as serious injuries of shoulder，bruised rail ditch and the widening of gauge，the optimization research was conducted.Based onⅢa sleeper，an optimization design of the rail ditch size was implemented primarily，which was increasing the depth of the rail ditch and changing the slope of the shoulder at the same time，and the carrying capacity calculation for transformed sleeper was conducted with the finite element software by using the compressive stress as evaluation index.Results show that the compressive stress of sleeper shoulder surface and sleeper bottom under the rail is minimal when the rail ditch depth is increased from 25 mm to 40 mm and shoulder angle is changed from 120°to 110°，and the sleeper stress situation is obviously improved.T he improved concrete sleepers are laid on lead track in a marshaling station and the use situation in nearly 1 year identified that the concrete sleepers are in good condition.

Concrete sleeper；Small radius curve；Rail ditch；Shoulder；Gauge

U213.3

A

10.3969/j.issn.1003-1995.2016.08.32

1003-1995（2016）08-0128-05

2015-10-20；

2016-05-10

国家杰出青年科学基金（51425804）

陈漫（1992— ），男，硕士研究生。