轨道工程211-260

210 4．扣件形变能A4

根据实测扣件阻矩资料进行回归分析，求得阻矩M为角位移卢的幂函数，如式( 8-20)所示。在温度力P作用下，轨道弯曲，钢轨相对于轨枕转动，产生扣件形变能A。按下式计算：

A4一一j':j'pMd,Bdz(8-35)

把p=yˊ代人式(8-20)和式(8-35)，得： A4=-frHy'-, dy'dx一一H到（1+μ）／μj':（2π／lf cos /sinπx／l）1+μ／μdx”出 设δ=1／lf (2πcos πx/lsinπx／l)”，：（7rsin）1”r（sin）dz 若μ为已知，则可用β函数和r函数计算δ的积分。 A4一一H r}(1／l)； (8-36)

根据势能逗留值原理，对内力和外力平衡来说，弹性势能的一阶段变分等于零是其充分必要条件。轨道在平面弯曲过程中，随着轨温的变化，弯曲矢度厂随之改变，对于任意变形矢度fi，理论上存在无数多个lin，而实际存在的只能是与之对应的某一最不利的变形波长li，则在计算时可假定总势能A仅与参数厂有关。由于此处的变数仅是一个参变数，因此变分和微分是一致的，在形式上仍可写成：

dA／df=（f+f0l／l0

则当l≠lo时，无缝线路处于平衡状态的温度力P可用下式计算： P=i1+iq+im／i0

用厂=0. 2mm，代入式(8-25)，计算所得的温度力P即为保持无缝线路稳定的允许温度力

[P]。

5．无缝线路安全储备分析

无缝线路稳定性计算，显然不能把临界温升作为允许温升使用，而应顾及下列因素的影响。

(1)初始弯曲分布的随机性，道床密实度、扣件拧紧程度的不均匀性。

(2)轨温测量不精确。 (3)计算结果误差。

(4)高温条件下，无缝线路可能产生横向累积变形。 211 因而稳定性允许温升的计算，应当考虑一定的安全储备量，并以基本安全系数定量评价缝线路稳定性安全储备量，基值可通过计算求得：

KA=Δtk／Δtu (8-38)

式中：KA—无缝线路稳定性基本安全系数；

Atk—无缝线路丧失稳定时的临界温升，其大小表征线路为保持稳定性能承受的最大轨温变化幅度；

Atu——无缝线路稳定性允许弯曲变形温升。

允许弯曲变形温升的取值，既有办法是取轨道变形量／’一0. 2cm对应的温升，并认为轨枕位移量在o．2cm以内，道床处于弹性变形范围。但根据实测资料，在荷载作用下，轨枕微量位移，卸载后，道床也会产生残余变形，因此取对应于，一0. 2cm的温升作为允许弯曲变形温升．高温季节，轨道会产生积累变形而降低稳定性。

允许弯曲变形温升取值应把防止无缝线路产生弹动现象作为先决条件，并限制轨道产生积累变形。据测得的日温差频数及轨温昼夜变化对无缝线路的横向积累变形，经计算，取f=0. 02～0. 05cm所对应的温升At作为无缝线路稳定性允许弯曲变形温升Atu，f取值与轨道结构类型及道床密实度有关，通常取f=0.02cm。这样，只要初始弯曲不超设计允许值，锁定轨温至最高轨温的温升也不超过允许值，则在高湿季节，一昼夜内，无缝线路的最大弯

曲变形量不超过0. 02cm，经过一个季节运营后，积累变形量不会超过o．2cm，并保证在温度力和列车荷载作用下，不产生弹动现象而失稳。

根据两种轨型、混凝土轨枕(1 840根/km)，在列车荷载作用下，车辆两转向架之间的轨排受负弯矩而浮起的实测道床阻力，计算求得不同半径曲线的临界温升Atk.允许弯曲变形温升{

At。，从而求得基本安全系数KA，如表8-8所示。

无缝线路的基本安全系数 表8—8

由于无缝线路纵向力分布不均匀及运营过程中锁定轨温的变化两个附加因素 附加安全系数Kc。 212稳定性计算时，不论直线或曲线均考虑在轨道弯曲变形范围内纵向力分布不均匀的峰值相当于10℃的温度力，但由于纵向力不均匀分布有较大的随机性，把其换算为均匀分布纵向力AP，则相当于8℃的温度力。

在确定稳定性允许温升时，还要考虑无缝线路经过长期运营后锁定轨温的变化，根据试验及统计分析，锁定轨温变化在8℃以内时，由设计予以修正。对锁定轨温变化的修正，直线与曲线区段采取不同的处理办法。在直线和半径大于2 000m的曲线上，为保证有充裕的养护维修作业时间，考虑高温季节也可安排必要的养护维修作业，因此在允许温升中，修正锁定轨温8℃。在半径小于2 000m的曲线上，锁定轨温差异在作业安排中加以修正，而允许铺设温升不作修正。

考虑以上因素后，计算得附加安全系数如表8-8所示。无缝线路稳定性的实际安全系教

为基本安全系数和附加安全系数之积：

Ko—KaKc。 (8-39)

最后得无缝线路稳定性的安全系数如表8-8所示。实际安全系数Ko表征无缝线路的实际安全诸备。

(5)无缝线路稳定允许温度力和允许温升算例。

【例2】60kg/m钢轨无缝线路，R=2×l05 uii，F= 77. 45cm2，Jz一524cm4，E=2.1X

107 N／crri2,Zo一720cm,io=i%,d=58. 33%,a一1.18×10-- 5／℃。

【解】无缝线路设计只需直接计算f=0. 02cm所对应的稳定性允许温差[Δtu]。 P—rl+Tq+k

t一8. 688 41×1011垒乎呈+8.101 38×10-7仇），rq一4. 25/2 k一1·953 39×10 3 z专，%-2×10-2 +1×10 3纫，+r百两考≥叉可萨 列表计算不同Z对应的P值，从中求得Pmin。。

由表8-9所列计算结果可以看出，/-440cm时，算得的P值最小，故得Pnun一2.534 56×106N(两根钢轨的允许最小温度压力值)，可计算得在Pmin条件下的温升为tmi。一Pmi. 2EF一、一2EFa -∞．03℃。允许温升的确定，应考虑温度力的纵向分布不均匀因素，所以减去8c，直线及半径

走于2 000m的曲线还应在设计中考虑运营过程中锁定轨温的变化，再减去8℃，所以

[Atu]-50℃

60kg／m钢轨，R-2×lOs cm稳定性计算表 表8 9

213第五节 普通无缝线路设计

普通无缝线路设计主要指区间内的无缝线路设计，其主要内容为确定中和温度和结构计算。我国无缝线路的基本结构形式为温度应力式。

一、设计锁定轨温的确定

如本章第一节所述，轨温分设计锁定轨温、施工锁定轨温和实际锁定轨温。本节主要讨论确定设计锁定轨温的方法。

1．根据强度条件确定允许降温幅度

无缝线路钢轨应有足够的强度，以保证在轮载作用下的弯曲应力、温度应力及其他附加应力的共同作用下，钢轨仍能安全工作，所以要求钢轨能承受的各种应力总和不超过规定的容许

值[δ]，即：

Od +Ut +Ue≤[Cfs] (8-40)

式中：δd-钢轨承受在轮载作用下的最大弯曲应力(MPa)； δt—温度应力(MPa)；

δc—列车制动应力(MPa)；

（δs）—钢轨容许应力，为aslK； δs——钢轨钢的屈服强度；

K-安全系数。

极限强度为785MPa的钢轨， δs一457MPa;极限强度为883MPa的钢轨，盯。=472MPa;-般钢轨取K=l.3，则[d。]分别为351MPa和383MPa，可求得允许的钢轨降温幅度[Atd]的计算式为：

[Atd]一Usl-(Jld-O'e(8-41)

式中：ald——轨底下缘动弯应力，由轨遒强度计算所得。

2．根据稳定条件确定允许升温幅度

理论分析和实践观察都表明，钢轨的升温幅度不由强度控制，而是由稳定性控制。在计算允许温升时，采用第四节中的无缝线路稳定性计算结果[P]，然后按下式计算钢轨的允许温升[/\\t。]。

对于路基上无缝线路：

[△td]一

对于桥上无缝线路：

[△td]一 (8-43)

式中：Pl-桥上无缝线路一根钢轨附加伸缩力和挠曲力中的最大值。 3．设计锁定轨温的确定

设计锁定轨温由式(8-4)确定。 214 二、无缝线路结构计算

1．轨条长度

轨条长度应考虑线路乎、纵面条件，道岔、道口、桥梁、隧道所在位置，原则上按闭塞区间长度设计轨条长度，一般长度为1 000～2 000m。轨条长度最短一般为200m，特殊情况下不短于150m。在长轨之间，道岔与长轨之间，绝缘接头处，需设置缓冲区，缓冲区一般设置2～4根同类型的25m长标准轨。

对于缓冲区、伸缩区以及区间接头的布置，均有一系列规定，设计时执行《无缝线路铺设及养护方法》中的有关规定。

2．伸缩区长度

伸缩区长度按L拉max一（P。曲-Rj）／r和L压。。一（P。rna- Rj）／r计算，两者取大值，但一般将伸缩区长度取50～lOOm，也即取标准轨长度的整倍数。

’ 3．缓冲区和绝缘接头布置

通常，缓冲区设置2～4对标准长度钢轨，若预计应进行应力放散，可设置缩短轨。

4．预留轨缝设计

利用式(8-16)和式(8-17)计算长轨条和普通轨的伸缩量，然后用式(8-18)和式(8-19)设置轨缝。

5．无缝线路布置图

无缝线路设计完成后，应编制线路布置图和说明文件，其内容有：百尺标及里程，线路平剖面，工程结构物（桥涵、隧道、道口、路堑、踣堤等），上下行线路纵向位移观察桩布置，施工锁定轨温，轨枕和扣件布置和上下行线轨条布置。

第六节 桥上无缝线路

桥上无缝线路可减轻机车车辆对桥梁的振动冲击，改善列车和桥梁的运营条件，延长设备使用寿命，减少线路养护维修工作量。在提速和高速线路上，桥上无缝线路的这一优点更加明显。

桥上无缝线路的受力情况和路基上有所不同。桥上无缝线路除受到列车动荷载、温度力 和制动力等作用外，还要受到桥梁的伸缩或挠曲变形位移而引起的附加力作用。因温度变化桥梁伸缩引起的梁轨相互作用力称为附加伸缩力；因桥梁挠曲引起的梁轨相互作用力称为附加挠曲力。此外，桥上无缝线路长钢轨一旦断裂，不仅影响到行车安全，也将对桥跨结构施加断轨力。所有这些均通过桥跨结构而作用于桥梁墩台，因此在设计桥上无缝线路时，为保证安全，必须考虑在各种附加纵向力的作用下，保证钢轨、桥跨、墩台均能满足各自的强度条件、稳定条件以及钢轨断缝条件。

我国自1963年开始，先后在多种类型的桥梁，包括简支梁、连续梁、钢桁梁有砟桥和无砟桥上铺设无缝线路，并试验研究了多种类型桥梁上无缝线路长钢轨中纵向力的作用规律，以及桥梁墩顶位移（高墩）等多种因素影响，并建立了桥上无缝线踣纵向力、挠曲力的计算原理和计算方法，为我国铁路在桥上铺设无缝线路奠定了基础，至今已成功地在桥上铺设了无缝线路。除一般中小桥外，在一些特大桥上也成功地铺设了无缝线路，如南京长江大桥（大跨度桁梁）、武汉长江大桥、九江长江大桥和芜湖长江大桥等。

215 白于桥上无缝线路受力复杂，本节只对桥上无缝线路梁轨枢互作用基本概念作

一、梁轨相互作用原理和基本微分方程

梁轨相互作用原理是分析桥上无缝线路长钢轨中纵向力产生的基础。此原理得概念 如下：由于温度变化、列车荷载的作用和冬季钢轨折断，桥梁与钢轨之间产生相对位移 力作用，梁轨相对位移受到约束，因此梁轨间产生大小相等、方向相反的纵向力，致使钢轨产生变形，如此桥梁与钢轨组成一个互制的力学平衡体系。产生纵向力的充要条件为：

梁轨相对位移和扣件纵向阻力的作用。由此可知，扣件纵向阻力的大小对梁轨受力有很大影响。从减小纵向力考虑，减小扣件纵向阻力是有利的，但过小的扣件阻力会使焊接长钢轨在低温断裂后产生过大的轨缝，影响行车安全。因此，对扣件纵向阻力要有一个合理的取值。

以钢轨为研究对象，任取dx 一微段，其受力的平衡

图式如图8-15所示。图中Q(u)为梁轨间发生相对位移 时产生的摩阻力，“是梁轨间的相对位移，为钢轨纵向位 移与梁纵向位移之差。

由力的平衡条件，可得：P+dP=P+Q（甜）出，dP=Q(u) dx，蓑一Q(u)。 在dx微段内，其变形量为：即： E-钢轨钢的弹性模量 F-钢轨截面积； Q(u)-线路纵向阻力；

y-钢轨纵向位移。

梁轨间的相对位移为u= y-δ，y为钢轨位移，δ为梁位移，则可知：

式(8-45)称为梁轨相对位移微分方程，其中梁的位移艿为已知函数。计算附加伸缩力时’

a为梁的伸缩位移；计算附加挠曲力时，a为列车荷载作用下梁上翼缘的位移。对高墩桥梁，应考虑墩顶位移的影响。

以往计算桥上无缝线路附加力时，考虑线路纵向阻力Q(u)为常量，但实测表明，梁轨间摩阻力随着位移的增大而增大，当位移增大到某一值时，梁轨间产生滑移，摩阻力趋于一极限值。在计算时，为提高计算精度，常将Q(“)定为线性或非线性变化函数。

二、附加伸缩力的计算 当梁温变化时，梁的伸缩对钢轨作用纵向力，其大小和分布除与梁轨间的纵向阻力、梁的伸缩量有关外，与长钢轨的布置方式、梁跨支座布置方式等有关。其作用过程是当温度 变化梁伸缩并对钢轨施加纵向力，随着一天内梁温的循环变化，对钢轨的作用力也发生拉 压变化。

216 1．计算假定

在附加伸缩力计算时的假定：梁的伸缩不受钢轨的约束，梁由固定端向活动端自由伸缩；假设梁温变化为单向，不考虑梁温的交替变化，取一天内出现的最大梁轨温差，钢梁取25℃，混凝土梁取15℃；对于矮墩桥梁，考虑墩顶位移为零。

2．计算方法

以下以单跨梁升温时为例说明附加伸缩力的计算原理。

图8-16表示单跨明桥面桥梁，无缝线路固定区设置在桥上。当梁温上升时，梁由原始位置向活动端伸长，梁内各截面的伸长量按自由伸缩计算，计算式如下： Δ=a/i At (8-46)

式中：a--梁的线膨胀系数，钢梁为11.8×10-6]℃，混凝土梁为10．O×10-6]℃；

/i-截面i至固定支座的距离；

At-梁的日温差，上承板梁取25℃，混凝土梁桥取15℃。 梁的位移如图8-16中的BG线所示。

图8-16单跨简支梁升温时伸缩力计算原理

当温度升高时，桥梁伸长位移，梁通过扣件对钢轨施加纵向力，在梁活动支座前后一定长度范围内钢轨产生压缩变形，茌活动端的钢轨截面产生最大纵向力PE，钢轨因变形而产生位移；在支座及其附近，梁的位移为零或很小，因钢轨的位移是连续的，且钢轨的位移量由小于逐渐大于梁的位移，作用于钢轨上的扣件阻力方向也由与梁的位移方向相反改变为与梁的位移方向相同，因而在梁的固定支座附近钢轨产生纵向拉力PB。在梁轨位移相等

点C处，钢轨拉力达到最大值Pc。

当梁的位移δ小于钢轨的位移弘时，则作用在钢轨上的线路纵向阻力户阻止钢轨沿梁位移方向移动，故指向左方(BC段)；当梁的位移艿大于钢轨的位移yi时，则钢轨向梁位移方向移动，故指向右方(CE段)。根据纵向阻力p与钢轨附加伸缩力的平衡关系，可知AC段为附加拉力增加段，CD段为附加拉力减小段；在D点，附加伸缩力为零，但位移不为零；DE段为附加压力增加段；EF段为附加压力减小段。由此可知，附加拉力最大点在梁轨位移相等点C217点处，附加压力最大点位于活动支点E处。

根据在C点处的梁轨位移相等条件，可得平衡方程： 8一Yc，&一aAtx，y【：一些—b坐 (8-47) EF

式中：x-梁固定端与C点之间的距离； 叫i -钢轨伸缩力图的面积。

根据钢轨拉压变形相等的平衡条件，即钢轨伸缩变形的代数和为零，则有： EF—o，即∑呲一o (8-48)

钢轨的附加伸缩力和位移可根据式(8—47)和式(8-48)两个平衡条件方程求得。 3．计算步骤

计算时一般先假定第一跨梁固定端点的伸缩力为PB，然后由第一跨梁轨位移相等方程，即Ya一炙，=0求得C点与固定端之间的距离La，由于梁轨位移相等，由dP-O，在此点的附加伸缩力为Pc极值。

由梁轨相对位移方程可知，由于在C点后线路Q(u)的方向改变，伸缩力逐渐减小，至D点，伸缩力减至零，此点钢轨的位移达最大值。由假定伸缩力PB计算得到的变化图，只满足位移协调方程∑al=0或yF =0才是正确的，但在实际计算中很难做到，往往采取以yF的允许误差±￡来控制。根据计算经验，不同桥梁跨数，±e值不同，难以控制。所以建议最好采取计算和yF

附加伸缩力计算时还应注意，当计算桥梁为多跨时，计算方法不变，但梁轨位移相等方程增加，有几跨梁，则就有几个梁轨位移相等方程。

当桥梁位于无缝线路伸缩区，或在长轨条端部设有温度调节器时，在计算时要考虑温度力的放散量，此时钢轨的拉压变形相等的协调条件不再存在，而要用力的平衡条件来代替，即最后一跨梁的总阻力值与计算的伸缩力要一致。同时要注意到由于在无缝线路伸缩区，钢轨的伸缩量较大，有时在连续梁前一跨的简支梁上出现的位移大于梁的位移，这时梁轨位移没有相等点，但需要满足力的平衡条件。

在计算中，采用线路纵向阻力（扣件阻力）有常量，也有变量（线性或非线性）。当采用常量计算时，计算过程相对较为简单些，但与实际情况有所差别，这时的附加伸缩力为直线变化，直线的斜率即为线路纵向阻力值，伸缩力的变化点即为两直线相交点，伸缩力图为三角形。当采用变量计算时，计算过程较为繁琐，对位移或伸缩力积分比较困难，但可采用数值解法。其他扣件的纵向阻力参考卢耀荣的《无缝线路研究与应用》。

由计算可知，一般多孔等跨简支梁，伸缩力随跨度长度的增长而增加较大，而随跨数变化较小，计算结果表明，一般可用8跨简支梁的伸缩力和伸缩位穆来代表多孔梁的伸缩力和伸缩位移。图8-17是轨道纵向阻力为Q(u) =58.5（1.2_e-4.4u“8）N/cm，梁温差为Ati)一15℃计算所得的10跨简支梁的无缝线路附加温度力图。图8-18为一座联长40m+64m+40m的混凝土连续梁，相邻为32m简支梁的桥上无缝线路温度力分布图。

在计算钢轨纵向力时，如为不等跨，则应按实际跨数计算，如按等跨梁或单跨梁计算，则误

差过大。如桥墩的纵向刚度较大[>1 000kN]（cm．线）]时，墩顶单向纵向位移一般为0.23～0. 52mm，而橡胶或铸钢支座的间隙也能达0.5mm，故可不考虑墩顶位移的影响。如高桥墩，218纵向刚度较小[≤1 000kN/（cm．线）]，则钢轨所受的附加伸缩力要减小，计算时需要加以考虑。

图8-18在连续梁上的钢轨伸缩力分布图(力单位为kN，尺寸单位为cm)

三、附加挠曲力的计算

在列车荷载作用下，梁发生挠曲变形，梁的上翼缘受拉，下翼缘受压。梁轨产生相对位移通过扣件给钢轨施加纵向水平力，即挠曲力。挠曲力的大小与扣件类型、分布、扣压力大小、列车荷载、列车是从活动端还是从固定端进入桥梁等有关。在计算挠曲力时，荷载采用中活载。

1．计算假定

以简支梁为例，在列车荷载作用下，梁发生挠曲， 上翼缘受压，下翼缘受拉，梁向活动支座一端伸长，活 动端处梁的上翼缘不发生移动，固定端处梁的上翼缘 位移量最大为艿，如图8-19所示。 2．计算方法

计算梁的位移，按照《铁路桥梁钢结构设计规范》 (TB 10002. 2-2005)有关规定，不考虑冲击力影响。 为便于计算，将中活载换算成分布荷载q，梁的挠曲刚 度采取各截面的换算值。对于实体简支梁，由于梁截 面的偏转，梁任意截面上翼缘各点产生的水平位移为： 参二二；》

图8-19支梁上翼缘位移计算图

219式中：h1 h2：——梁中和轴离上下翼缘距离； θx——梁任一截面的转角； Θ0—一梁固定端转角。

由材料力学可知，在均布荷载作用下，任一截面的转角为以一Ei 出，对于两端铰支的筒支梁，任意截面的弯矩为：Mx=q譬一q专，M。一1，边界条件臼。1{一o；于是有：

Ox一五羞订(6|【z2—423 _/3) (8-50) 式中：E．——梁体材料和弹性模量； J-梁换算截面惯性矩。

将式(8--50)代入式(8-49)得：

文一曩篷为(6C2—4C3—1)+差筐鸟 (8-51)

式中：c一手，其值可为0.01，o．02，?，表示将梁跨分成几小段。

在计算钢轨挠曲时，所用的梁轨相对位移线路阻力与计算伸缩力时情况不一样，此时的线路阻力有的部位是有车辆荷载作用下的阻力，有的部位是无车辆荷载作用下的阻

力。行车方向对挠曲力也有影响，一般是以梁的固定端迎车计算所得的挠曲力较大，原因是固定端处梁的位移最大，从列车由固定端进入梁跨开始，梁轨相对位移所作用的纵向力，一直是在有荷状态下产生的，有荷条件下的线路阻力较大，钢轨承受最大的挠fHj拉力。但在第二跨梁，考虑到挠曲力对墩台的作用，对墩合检算时，墩上荷载的影响，在活动端迎车时所检算的墩上前方的梁跨上无荷载为最不利，所以在对钢轨强度和墩台稳定检算时应进行分析比较，分别对待。

桥上无缝线路设计暂行规定中，对有载时的扣件阻力作如下规定：车前、车尾采用无载阻力，机车、煤水车、车辆下采用有载阻力，分别为r，、r2和r3。

根据梁轨位移相等条件来计算挠曲力时，由于梁挠曲所引起的纵向水平位移是梁长的三次幂函数，钢轨的位移是二次曲线变化，要精确求解是有困难的。一般应用微分方程组，采用数值解法，分段计算出梁各断面的位移量。当初步确定位移相等点所在范围后，假定在其前后两断面的位移量为线性变化来推求梁轨位移相等点的位置，钢轨的轴向力图在此发生转折（即阻力发生变化），由此根据微分方程可绘出钢轨挠曲力图。由挠曲力图计算钢轨的位移，最后要满足变形连续条件，即拉压变形相等，否则要重新假定PA进行计算，直到满足计算精度要求为止。

单跨简支梁挠曲力及梁轨位移曲线如图8-20所示，具体计算如下：

Pl—rl/o,P2一Pl -r2/1,Pk—P2 -r3(1-11 -/k),P3一Pk +r4/k (8-52) 式中：，．，——轨面无载情况下的轨道纵向阻力(A'A段)； r2-杌车下轨道的纵向阻力；

r3-车辆下轨道的纵向阻力；

r4-轨面无载情况下的轨道纵向阻力(BIB段)。

各段钢轨的变形量由以下各式计算。 AA 7段：Y，一翕高；；AC段：y2 -2EF 2EF ； 220KB段：y4一—2EF一；BB'段：Ys一2EFr4。 梁轨位移相等点K的钢轨位移为：yk =Yi +Y2 +y3。

根据梁轨变形协调条件：瓯=Yi +Yz+y3，∑Y=Yi+y2+y3+y4+Ys=0。 机车一#辆

图8-20活动端迎车挠曲力计算图

以上两式包含有两个未知数Zo和缸，可以通过数值法求解，从而可计算挠曲力和钢轨位移，计算方法与伸缩力计算基本相同。

对于高墩桥的无缝线路，要考虑荷载作用下墩顶位移对无缝线路挠曲力的影响。

四、断缝和断轨力的计算

当钢轨受到最大温度拉力和附加伸缩力的共同作用下，钢轨可能出现断裂。为保证行车安全，要求在两力作用下发生的钢轨断缝值小于允许值，断缝值可按下式计算：

A一芸茜；+ Ys≤队] (8-53) 式中：Ptmin——最大温度拉力5 p——线路纵向阻力； E-钢轨钢弹性模量； F-钢轨截面积；

ys——近似地取附加伸缩力产生的最大位移(mm)；

[λ]——允许断轨轨缝宽度(mm)。

当钢轨断裂后，纵向力就作用在桥梁墩台和固定支座上，按一跨简支梁长或一连续梁长之内的线路纵向阻力之和计算，但断轨力不大于最大温度拉力，于是可得断轨力计算式：

Ts=pl (8-54)

式中：l—一跨简支梁或一连续梁的长度。

无论是单线和双线桥，只计算一根钢轨的断轨力。

第七节 纵向力的测定

当道床松散或扣件松弛时，跨区间无缝线路有可能产生累积爬行导致纵向力分布不均，并成为胀轨和断轨的隐患。因而研究应用纵向力测定仪，监视长轨条内纵向力的变化是保证跨区间无缝线路安全运营的重要措施。目前，各国铁路广泛开展纵向力测定仪和测定方法的研究，已有以下几种。

(1)直接测量钢轨变形：这类方法所采用的仪器有机械变位计、电阻丝变形计等。

(2)音响弹性测量法：应用应力使金属中的音速发生变化的现象进行纵向力的测定。 (3)声音放射法：检测因应力改变音频放射情况，通过标定确定应力大小。

(4)巴克豪森法：应用因应力使巴克豪森噪声发生状况变化的现象，来测定应力的方法。 (5)X射线法：应用应力随调射线反射而发生变化的原理测定应力量值。 (6)超声波应力测定仪：材料承压时，在压力方向上的弹性系数增加，音速也稍有增加，而且材料一旦磁化，在磁化方向上传播的超声波衰减增加，为此可利用这一原理测定纵向力， 虽然向钢轨纵轴方向输入纵波难度很大，但是使其传播表面波较容易，而且其位置可在钢 轨的腹部（不宜在钢轨顶面，因列车长期运营表面材质硬化）；并采用容易拆装的卡具安装 测定器。

(7)导磁率测定法：应用应力使磁性体的导磁率发生变化的现象来测定钢轨纵向力。这一测定方法德国和日本曾进行研究，但因钢轨残余应力及轨道上的动力电流电磁的影响，很难测得纵向力的绝对值。国内原北方交通大学易大斌教授羟长期研究，采取测量磁性体的导磁率增量来确定无缝线路锁定轨温（钢轨处于零应力状态的轨温），从而排除上述钢轨残余应力等的影响，使该测定方法近于实用。

(8)在平面或立面上施加集中力V，并测定钢轨挠度L计算求得纵向力。

匈牙利和美国铁路曾采用这种方法确定无缝 线路纵向力P。1990年美国联邦铁路局把这一项目

列入安全研究计划，通过研究，采用如图8-21所示 加载车，在运营线上进行无缝线路纵向力的测定。 近几年，英国Vortok公司开发了一种称为 Verse的长钢轨锁定轨温测量装置（也称温度应 力测量器），如图8-22所示。这种装置测试原理 与图3-72测试方法的原理相同，在测试前也需将 约20～30m长轨道的扣件松开。该仪器利用传 感器测量对钢轨的拉力，并测量钢轨的位移。根 据位移和拉力的大小计算钢轨中的温度应力。 根据介绍，钢轨的残余应力不影响测量结果，测 量精度为0.2℃，测量标准差1.3℃。英国、美 国、芬兰、意大利和加拿大的一些铁路公司使用 了这一测量装置。

(9)钢轨轴应力测定仪。

图8 21美国的纵向力测定车

图8-22英国Vortok公司开发研制的无缝线路锁定轨

日本金子测量工业株式会社试制的钢轨釉应力测定仪，由钢轨长度测定器、演算记录装置、钢轨温度测定器、测针、测定用台座所构成。在钢轨铺设前处于自由状态，在钢轨上安装测针，测定两点间距、钢轨温度、测定器温度，并把以上测定结果作为初始值，无缝线路铺设运营后，进行同样测定，记录装置将两次测定结果进行计算，并显示、打印轴向力的测定结果。这种钢轨轴应力测定仪曾在日本新干线上得到应用，能保证一定测量精度，但其缺点是需要测量初始值。

222 (10)测标法。

1982年刘兴汉工程师研究提出标定轨长法，后经郑州铁路局和兰州铁道学院改进后定名为测标法。测标法的基本原理，是通过钢轨线膨胀系数，将钢轨应变折合成相应的轨温变化幅度。用测标法计算确定锁定轨温的基本公式如下：

To一T+LA/(8-55)

式中：瓦——钢轨处于零应力时的轨温，即锁定轨温； T-用钢尺测量时钢轨温度； A/-钢轨未能实现的伸缩量； a-钢轨的线胀系数； L。-测标距离。

这一方法因测量轨温与尺温有误差，钢尺与钢轨的线胀系数也稍有差异，因而有一定误差，但适于现场单位应用；目前郑州铁路局应用较为广泛。

根据纵向力或锁定轨温的测定结果，若发现跨区间无缝线路因累积爬行导致纵向力分布不均，应及时安排应力调整或应力放散。

虽然目前有以上所列的一些纵向力测定方法，但真正能在现场准确、简便地测试长钢轨中的纵向力，则还没有一种理想的方法和设备。此外，对无缝线路胀轨跑道起决定性影响的不是某一钢轨截面上的纵向力，而是一定长度范围内的纵向为，所以目前世界各国仍在继续研究这一看似简单，实际极难的无缝线路长钢轨温度力测定仪器。

第八节 超长无缝线路

超长无缝线路(Super Long Continuous Welded Rail Track)是指轨条长度跨区间，即轨条 与轨条、轨条与道岔直接连接的无缝线路，轨条之间直接传递纵向力和位移量，所以也称跨区间无缝线路。

从无缝线路受力原理可知，无缝线路长轨条中的温度力与轨条长度无关，所以轨条长度可

无限长。由于各种原因，目前无缝线路的轨条长度为1. 5～2km左右，所以线路上还存在大量的缓冲区，无缝线路的优点难以充分发挥。为了消除缓冲区，将无缝线路轨条延长，甚至与道岔连成一体，全面提高线路的平顺性和完整性。

国内外在超长无缝线路方面都进行了试验研究。如德国铁路把区间无缝线路长轨条 直接与车站道岔焊连，焊接道岔达11万组之多。法国在高速铁路线上，大部分为跨区间无缝线路，其中最长一段达50km。俄罗斯顿涅茨铁路上，一段无缝线路轨条长17. 5km。日 本青涵隧道全长53. 83km，在12?的坡道上铺设无缝线路长轨条，全长53. 78km。20世纪 80年代开始，我国铁路开始研究和铺设超长无缝线路，目前最长的无缝线路长度己达730.158km。

超长无缝线路从本质上与普通无缝线路没有区别，但由于要把道岔、钢轨绝缘接头连接起来'所以其结构、铺设和维修养护等有不同的特点，并带来了一些新的技术问题。

钢轨胶接绝缘接头主要用于构成单元轨道电路的隔离和闭塞。胶接绝缘接头具有整体性好、强度高、刚性大、绝缘性能好、寿命长、养护维修少等特点，所以在超长无缝线路中得到广泛应用。美、日、法、俄等国的钢轨胶接接头质量水平较高。近年来，我国上海、北京、郑州等铁路局也能够产生绝缘钢轨胶接接头。但胶接接头缺少弹性，承受撕裂能力差，不能承受过大的弯曲和撞击，其疲劳强度也低于焊接接头，所以在使用时也要加以注意。 超长无缝线路的铺设要受到铺设机具的效能、施工天窗时间的长短、铺设方法等影响。一次铺设的轨条长度只能是1～3km，所以只能将长轨条分成若干段单元轨条。逐段铺设后，在现场将单元轨条焊连。以往现场单元轨条焊连的主要方法是铝热焊，与工厂闪光接触焊尚有一些差距，目前现场移动式闪光接触焊也得到了大量使用，提高了现场焊接钢轨接头的质量。为了使得轨条的锁定轨温一致，在施工时当现场轨温低于设计锁定轨温时，就要进行拉轨作业。由于单元轨条的长度也较长，所以需要有较大拉伸能力的焊接设备和拉轨机。由于轨条较长，一次锁定有一定的困难，如何组织施工，安排施工程序，使得铺设、焊接、放散应力、锁定等工作有序进行，且保证整根长轨条的锁定轨温符合设计要求，这也是超长无缝线路施工中的一个关键问题。

超长无缝线路的维修养护方法与普通无缝线路的方法是一致的。对于普通无缝线路，由于轨条长度只有1. 5～3km，有时在养护维修时可把温度力放散，维修作业完成后重新锁定线路，但对于超长无缝线路，如比作业就比较困难。所以超长无缝线路的维修作业对轨温条件控制更严，且在施工时需配备快速切割、拉轨方便、焊接简便的施工设备，以便于处理各种应急情况。超长无缝线路道岔区的受力也较为复杂，且道岔区的各部尺寸要求更严，道岔区的养护维修作业方法还需进作进一步的探讨。

一、超长无缝线路的设计

超长无缝线路与普通无缝线路不同之处是轨条贯通整个区间或区段，由于超长轨条不能一次铺设，需将其分为若干一定长度的单元轨条，然后分次焊接铺人。当单元轨条中有胶接接头时，要求胶接接头离单元轨条端部200m以上。单元轨条的长度需根据轨条运输设备、施工机具、施工工艺、施工组织、施工天窗长短、线路平面条件、铺设技术和方法、轨温变化状态等进行设计，按目前的施工能力，一般将单元轨条长度定为2～2. 5km，并尽量争取2.5～3km。此外，在设计中还包括单元轨条的锁定轨温、轨条位移观测桩的设置、道岔区温度力的纵向分布、轨道稳定和强度检算等。

在无缝线路设计时，一般考虑锁定轨温有±5℃的变化范围，在特殊情况下可放宽至±8℃。但一根轨条的锁定轨温变化范围应小于这一范围。因此在超长无缝线路的各单元轨节焊连时，最好选择在设计锁定轨温中间值时进行．并在焊接前后采用拉轨机将轨条应力调整均匀，且相邻单元轨节的锁定轨温差小于±5℃。

普通无缝线路通常设置7对爬行观测桩，对于超长无缝线路，一般是每一单元轨条设置一对爬行观测桩，也有间隔85m设置一对爬行观测桩。道岔区单元轨条位移观测桩的布置为：单元轨条起点、每组道岔基本轨前焊点、尖轨限位器或尖轨跟端、辙叉前焊点、道岔与道岔之间大于lOOm的设一对，单元轨条终点处各设一对，共计6对以上观测桩。

二、无缝道岔

无缝道岔是超长无缝线路的一个重要组成部分，它与长轨条一样要承受无缝线路温度力的作用，同时还要承受侧线传递过来的附加温度力，无缝道岔中的钢轨受力和位移量计算较为复杂，这是无缝道岔设计、铺设和维修养护中需要处理的核心问题。

224 在温度力的作用下，无缝道岔的尖轨与可动心轨要发生纵向位移，通常在尖轨尖端和可动心轨尖端的伸缩位移最大，为了保证转辙机械的正常工作，最大位移值应控制在容许范围内。道岔类型、辙跟结构、翼轨结构、直股与侧股的焊接情况、岔枕类型等不同，尖轨跟端和可动心轨跟端的伸缩位移不同，但基本原理相同。

间隔铁辙跟结构把里轨的温度力传递到基本轨。同钢轨接头阻力一样，辙跟摩阻力由钢轨与间隔铁的摩阻力和螺栓的抗弯或抗剪力提供。辙跟若为限位器结构，则在轨温升高或降低的初始阶段，道岔里股钢轨不会通过辙跟传递温度力，待辙跟处里股钢轨有了一定的伸缩位移（7～lOmm)，限位器结构部件相互接触后才传递温度力，并且能够传递很大的温度力，此时可认为辙跟处的里股钢轨不再进一步产生伸缩位移。

道岔中由于岔枕长度不同，里外轨间距不同，每一根岔枕的道床纵向阻力乜不相同。

当道岔钢轨扣件强度足够时，四轨线岔枕在里轨温度力作用下将产生弯曲变形，其上的里轨不会自由伸缩，岔枕的弯曲刚度相当于钢轨的一种纵向阻力阻止其自由伸缩。对于直股与侧股均焊接的无缝道岔，里股钢轨均要承受无缝线路的温度力，钢轨相对于岔枕发生纵向位移，通过扣件使岔枕承受作用力。对于仅有直股焊接的无缝道岔，直股里轨承受无缝线路温度力的作用，侧股则为普通线路。

岔枕所承受的里股钢轨所传递的温度力若大于扣件的推移阻力，则里股钢轨传递给岔枕的作用力保持不变，等于里股钢轨的扣件推移阻力。

无缝道岔与基本轨焊接后，相当于无缝线路的固定区，无外力作用下不会发生伸缩位移。而道岔里股钢轨焊接后，相当于无缝线路的伸缩区，它将释放的温度力转变为伸缩位移。道岔基本轨通过岔枕、辙跟间隔铁等部件与里轨相连，参与阻止在温度力作用下的伸缩位移，从而使得道岔基本轨承受了道岔里轨传过来的附加温度力。研究表明，尖轨跟部基本轨的附加温度力约为基本温度力的o．3～0.5倍。无缝线路缝道岔设计的一项重要内容，就是计算道岔外侧基本轨承受的附加温度力，并与作为固定区的原基本温度力叠加，检算基本轨的强度和道岔前二轨线地段无缝线路的稳定性。

讦算中首先求得间隔铁结构及每一根岔枕传 递于基本轨上的作用力，然后叠加基本轨下的道 床阻力即可得到该处基本轨所承受的附加温度 力。由于无缝道岔基本轨处于无缝线路的固定 区，在道岔两端足够远的钢轨上无任何伸缩位移， 当无缝道岔基本轨承受附加温度力后将产生伸缩 位移，附加力产生的伸长与压缩位移是相等的，即 基本轨上附加温度力的拉力与压力面积相等，如 图8-23所示。

铁道科学研究院卢耀荣研究员对道岔的附加

附加温度力进行研究、对各种号码道岔在不同组台状态下的附加温度力和位移进行了计算，在如图8-24所示的两组道岔布置下，得到了钢轨中的附加温度力和位移如图8-25所示。

在相对辙跟与可动心轨弹性可弯中心处的基本轨出现附加温度力峰值，该处的钢轨应进强度检算。如强度不能满足要求，则需采取措施提高道岔区钢轨和结构的强度。在岔前线

路的温度力并非均匀，一般取尖轨端4cm作为稳定性健算位置。如不能满足稳定性要求，则需采取提高无缝线路稳定性的措施。

225 第九节 应力放散和应力调整

无缝线路铺设的最理想季节是在春秋季节，此时的轨温较易达到锁定轨温。但是

随着我国铁路的发展，需要铺设大量的无缝线路，所以要在一年四季铺设无缝线路。夏季和冬季铺设无缝线路，施工锁定轨温不在设计锁定轨温范围；此外，无缝线路在运营过程中钢轨发生爬行，导致纵向温度力分布不均匀，甚至产生纵向温度力局部集中现象，为此要对无缝线路进行应力放散和调整，以保证无缝线路纵向温度力的均匀和实际锁定轨温在设计锁定轨温范围内。

一、应力放散

无缝线路应力放散是指在锁定轨温不符合设计锁定轨温的线路，将该段线路的所有扣件松开，让长钢轨自由伸缩，使长轨条中的温度力得到彻底的释放，然后再在设计锁定轨温范围内，重新锁定线路。

放散应力的方法有温度控制放散法和长度控制放散法两种。一般温度控制法使用滚筒放散，长度放散法利用列车碾压放散。

226 滚筒放散法是先封锁线路，然后将钢轨扣件全部松开，拆除长轨条端部的接头夹板，在长轨条底部每隔10～15m放置一滚筒，待钢轨自由伸缩达到放散量要求，确认钢轨处于无温度劫状态时，取下滚筒，锁定线路。一股钢轨放散完毕，再放散另一股钢轨的温度应力。确认放散应力工作完成后，恢复通车。滚筒放散法效果较好，但滚筒仍有一定的阻力(经测定，约为70N／m)，目前也有用2块厚30mm的聚四氟乙烯板代替滚筒，其阻力较小(约20N/m)。在施工时与撞轨法配合使用，温度应力放散效果更佳。

在行车密度较大的线路，为了不中断行车，采用列车碾压法放散无缝线路温度应力。使用此法时，需适当松开扣件和接头夹板，依靠列车的碾压和振动使钢轨中的温度力释放，当钢轨伸缩量达到规定数值后，再上紧扣件和接头夹板。在列车通过施工区时，要以45km/h限速通过。钢轨放散长度以140mm为宜。此法的钢轨伸缩量由原锁定轨温计算所得，原锁定轨温的精确与否影响到长轨条中温度应力的充分放散，且连续松开扣件，不利于行车安全，通常不常采用这种放散应力的方法。

撞轨法需要在封锬线路的条件下进行。使用撞轨法放散长钢轨中温度力时，先松开扣件和接头夹板，用撞轨器顺应力放散方向撞击钢轨，迫使钢轨克服轨底摩擦力而放散温度应力。撞轨点可以是在长钢轨端部，也可在长钢轨中部安装临时夹板进行撞轨。此法也经常与列车碾压法一起使用。

二、应力调整

无缝线路运营过程中，经常会出现在固定区纵向温度力分布不均匀现象，如不进行调整，则在局部区段就会出现温度力集中，影响无缝线路的安全运营，为此需进行应力调整。 应力调整不改变原锁定轨温。在应力调整时，将长轨条两端伸缩区的扣件上紧，夹板螺栓拧紧，将固定区的扣件部分或全部松开，用列车碾压法或滚筒法进行应力调整，使固定区钢轨的温度力均匀。应力调整完成后，上紧扣件，锁定线路。

思考题

1．试述无缝线路与普通线路的差别及其优点。

2．何谓普通无缝线路，何谓超长无缝线路，两者有何区别？

3．解释温度应力式无缝线路和放散温度应力式无缝线路（定期放散和自动放散）。 4．简述无缝线路的发展趋势。

5．无缝线路中的温度应力大小与轨条长度有无关系？与温度变化幅度有无关系？轨温与气温有何区别？

6．锁定轨温分哪三种？各种锁定轨温之间的关系如何？

7．最大温度压力和最大温度拉力如何计算?

8．钢轨接头阻力怎样计算？与螺栓的扭矩有何关系？扣件阻力起什么作用？ 9．采用轨枕横向位移值多大时的阻力值作为轨枕的横向阻力值？

10.在钢轨中的纵向温度力由哪些力与其平衡？

11.试述单向和反向轨温变化时的温度力变化。要使道床阻力反向，温度力的变化要 多大？

12.无缝线路的长轨条分哪几个区？温度应力峰值出现在哪一区？

13．如锁定轨温小于平均轨温，是在钢轨受拉时出现温度应力峰值？还是在钢轨受拉时出

227现温度应力峰值？

14.掌握温度应力峰值的计算和峰值位置的计算。

15.为什么要设置缓冲区？钢轨的伸缩量如何计算？缓冲区轨缝设置的原则是什么？如何确定？

16．无缝线路轨道结构从稳定到失稳要经过哪几个阶段？

17.影响无缝线路的稳定性有哪些因素？哪些有利？哪些不利？从哪几方面着手可提高无缝线路的稳定性？

18.掌握用不等波长计算无缝线路的最小临界温度压力的方法。

19.在普通无缝线路设计中，升温幅值与降温幅值各由什么因素决定？ 20.如何确定无缝线路的锁定轨温？轨条长度的布置要满足哪些要求？

21．掌握普通无缝线路结构设计的方法和过程。

22.试述桥上无缝线路、隧道内无缝线路与一般路基上无缝线路的区别。

23.无缝线路长轨条中的温度力和锁定轨温测试方法有哪几种？你认为最接近实用的方法是哪一种？

24.超长无缝线路与一般无缝线路有哪些区别？

25.无缝道岔的温度力与区间无缝线路长轨条中的温度力主要差别在哪里？

26.无缝线路的应力放散和应力调整有什么区别？有哪些应力放散的方法？如何计算应力放散量？

228 第九章 铁路与城市轨道交通的振动与噪声 随着国民经济的发展和人民生活水平的提高，对环境的要求也越来越高。对于目前国际上公认的环境问题主要有大气污染、水污染、土壤污染、光污染、噪声、振动、地基下沉和臭气等。对于铁路来说，污染主要有噪声、振动、微气压波、电磁辐射、日照、动力设备废气、化学物质、客车厕所排泄物等。此外，铁路施工时的振动、噪声、水质污染、植被破坏、妨碍交通、对水系干扰等，也可属于污染范畴。而对于当前的铁路交通（包括城市轨道交通），振动和噪声是需要治理的首要问题。

当列车通过时，如果轨面和车轮踏面绝对乎顺，则轮轨之间就

不会产生9-1'噪声也就处于极微弱状态a但是轨面和车轮踏面。都存在各种类型的不平顺，列车通过时轨道结构和车体都会产生振动。轮轨表面越不平顺，轮轨的振动强度也就越大。从国内外的研究资料表明，噪声和振动是密切相关的，振动越大，则噪声也就越大（图9—1）。振动和噪声是不可分开的两部分，振动由固体介质传播，噪声由空气介质传播，当物体振动时能引起噪声，同样噪声也能引起固体介质的振动。所以就要根据振动和噪声的特性采用适当的方法，以达到减振降噪的目的。 图9一l轮轨噪声示意图

第一节 搌动的产生及评价方法和标准

当列车以一定速度通过轨道时，由于存在各种各样的激振源，车辆和轨道都要在空间各个方向产生振动。引起振动强弱的原因有轨道几何形位的静、动态不平顺，钢轨顶面波浪形磨耗、轨面擦伤、钢轨接头，列车速度的高低，车轮踏面擦伤、车轮偏心及不圆顺等各种激振因素。 由于车辆和轨道这两个系统的振动是一种耦合关系，这种耦合振动最终通过轨道结构传递形成输出。对于路基上的线路，轨道结构的振动通过道床、路基向外扩散；

对于桥梁，轨道结构的振动通过桥梁墩台传递到地面，然后向外扩散；对于隧道或城市地下线路，通过隧道周围的土介质将轨道结构的振动传递到地表，如图9-2、图9-3所示。因此，轨道结构既是振源，也是振动传播途径中一个重要环节，直接影响最终的振动效应。从振源、传递因素的角度出发，研究铁路交通的减振性能是较为合理，也是最有效的方法。

一、振动对人体的影响 研究表明，对骚扰居民生活的地面振动，其强度远低于可引起建筑物损坏的振动强度门槛值，人能感知的振动强度门槛值约为65VdB(美国FTA的振动速度级)，大多数振动的强度低于50VdB，表9-1是人对地面振动和结构二次噪声的反映。地面振动的典型振级如囹9-4所示。

229图9—2地铁列车引起房屋结构的振动及产生二次噪声 图9—3高架轨道交通振动和噪声的传播路线示意图

人对地面振动和结构二次噪声的反映（FTA资料）

230 国际标准化组织采用4个物理参数来规定人对振动的响应限界，这4个参数是：振动频数振动水平、振动作用于人体的方向和暴露时间。人处于振动环境中，将会引起人体生理和心理的效应。例如感到不舒服、麻感、头晕、困倦，严重时出现出汗、头痛、心慌甚至损害到人体心脏。当振动频率为5Hz时，振动加速度达到o．lg人就感到不舒服，达到o．4g时人就觉得不可忍受了。而当振动频率为80Hz时，振动加速度达到几个g人都可以忍受。所以人的生理和心理效应随着上述4个物理参数的不同而不同。国际标准化组织(ISO)用这4个物理参数的不同量值制定了评价人体全身振动的3种限界(IS02631)。这3种限界是：工效降低限界，暴露界限和舒适性降低界限，并相应提出了各个界限在垂直和水平方向的加速度限值。

当振动作用在人体上时，会使人感到疲劳，工作效率降低。“疲劳一工效降低界限”规定了以1～80Hz频率范围作用在人体上的垂直振动加速度和横向振动加速度的极限值，该极限值的大小与振动频率和承受振动的时间有关，并绘制了相应的曲线供查用，如图9-5所示。

图9—5疲劳工效降低界限

根据图9-5，可得出人体能承受振动加速度的最小值如表9-2所示。确定了保障工作效率的“疲劳一工效降低界限”后，即可依此制定其他两个评价标准，即舒适感降低界限和暴露极限。把“疲劳一工效降低界限”的相应值除以3. 15即成为能保障舒适的“舒适感降低界限”。当人处于较强振动环境中，就会影响人的安全和健康，因此制定保障安全与健康的振动“暴露极限”，把上述“疲劳一工效降低界限”的相应值提高一倍，就成为振动的“暴露极限”。

人体能承受振动加速度的最小值 表9-2

轨上时的车厢内噪声蠕滑的可能性。轮轨之间的周期性横向蠕滑将导 致波磨的进一步发展。波磨深度在0. 05mm条件下，在630Hz倍频范围内，大约相邻频带的噪声增加8～lOdB;波磨深度在0.Imm条件下，在500～1000Hz频带范围内产生较宽的功率谱峰值。

轮轨之间的接触分离可能是波磨引起噪声的主要原因。试验资料表明，只要轨面存在微253小的波磨，轮轨之间的噪声就大大增加。当轮轨之间存在横向滑动或接触分离情况下，轮轨500Hz1250Hz的激150HzT!N轮辐射出的轨的噪声能量之比就要大于钢轨无波磨条件下这一相应的比值。

四、啸叫噪声(Squeal)

轮轨啸叫声是一种令人难受的高强度高频噪声，在所有半径曲线上都可能会发生这种啸声，曲线半径越小，此种噪声发生的几率越大，而且车厢内外的人都能感觉到这种噪声。轮轨之间摩擦特性的变化，钢轨表面污脏度的变化及车辆与轨道之间的曲线动力特性的变化等会使得啸叫声断断续续。啸叫噪声的强度变化很大，在潮湿的早上，可能大多数曲线都不会产生啸叫声。啸叫声的频率集中在500Hz、1 250Hz和3 150Hz三个1／3倍频带上（不同的穿条件下频率范围有所不同）。人对高强度和分散频率的噪声具有较高的感知性，并且这种噪声令人讨厌。

有三种情况产生轮轨啸叫声：轮轨之间的纵向黏滑；轮缘与钢轨侧面接触；由于轮轨乏存在冲角，车辆沿轨头横向蠕滑引起的黏滑。

由于列车通过曲线时，一轮对在内外轨走行的距离不一

致造成车辆的黏滑运动。如曲线半径大于800m，车轮踏面

的锥度能补偿内外轨的这一轨线长度羞。有时为了使一轮 对的外轮走大圆，内轮走小圆，有意将钢轨踏面进行不对称、打磨以满足这一要求（参见轮轨接触受力方面书籍）。有人 通过研究认为，轮轨之间的纵向黏滑不是产生轮轨啸叫声的主要原因。

如图9-28所示，轮轨之间的摩擦系数为o．25，但当蠕滑 率小于1%时，蠕滑系数大于摩擦系数，也即轮轨之间的蠕滑 黏滑 力大于摩擦力。但当蠕滑率再增大，则蠕滑系数下降直至轮

轨之间产生滑动，轮轨之间产生滑动后，蠕滑率迅速下降至小于1%。随着轮对的进一 行，蠕滑率进一步积累，导致下一轮的轮轨黏滑运动，如此反复，轮轨之间一直进行着运动。

许多人认为列车通过曲线时，外轮轮缘与钢轨侧面接触摩擦是引起轮轨啸叫的主要可是将轮缘涂油后这一啸叫声仍然存在。也有人认为内轨是轮轨啸叫声的主要原因，而内轨的轮缘与钢轨侧面是不接触的。

通过分析研究，最后认为车辆踏面在轨顶面上横向滑动也是产生轮轨啸叫声的主要原因，从理论上讲，这一观点也最易被证明。即使在大多数情况下，列车通过曲线时轮缘与钢轨侧面接触，但轮轨之间的啸叫声主要是由于轮轨之间横向滑动产生的。

五、轮轨噪声的预浏

钢轨表面和车轮踏面都存在粗糙，当轮对在轨面上滚动时，粗糙会导致轮轨相对运动及本身的弹性振动，也引起轨下基础部件如轨枕的振动，并向空气中辐射噪声。

1．轮轨表面粗糙度激励

P.J．Remington将轮轨表面粗糙度作为激励源，在轮轨或赫兹弹簧之间产生相对位移，产

生的轮轨运动取决于各自频响函数的相对幅值和相位。Flamn将外部力作为激励源，力通过

254接触区传递给结构，引起结构振动，外部力等效为一绝对位移。D．J．Thompson认为引起噪声

的轮轨表面粗糙度波长范围为5～500mm，幅值非常小，较典型的为lpz.m，长波端点增长到50Um，较严重时更大。轮轨赫兹接触弹簧的幅值取决于导纳比。在钢轨导纳高于车轮导纳的频率，特别是ioo～i OOOHz，钢轨振幅接近于粗糙度幅值。在1 800Hz以上，轮对接近共振，振幅更大。除轮对共振高频区外，赫兹接触的局部变形也削弱了相当大的粗糙度幅值。

2．车轮振动

Remington预测车轮阻抗，其等效声级公式为：

Leq一，oig{会丢·篙害；[WRAWR<鞠限>+aWAAWAlD（∞，矗））(9-16) 式中： N-通过钢轨的轮对数’ 矗。——测点到近侧钢轨的直线距离； to-空气密度； c-空气中声速；

P。——参考声压，为2．O×10-s Pa; V-列车速度；

T-列车的通过时间；

UWR、(JWA -车轮的径向和轴向辐射效率；

AWR、AWA——车轮径向和轴向辐射面积；

< Y2WR>、<碥，A>——车轮径向振动和轴向振动速度均方值5 D(cv，d)-地面影响函数。

Haran和Finch将车轮看作由多个振动铃组成酌系统，Heiss利用三维单元构造了一D车轮振动有限元模型，仅1／8轮对就有7 000个自由度，与现场模态分析吻合得较好。D．J． Thompson利用有限元方法研究了车轮自由振动和受迫振动的各阶模态，比较各种车轮的状态参数，得到较为满意的结果。车轮是低阻尼的结构，其振动用模态来量度，分为(轴向模态和

径向模态两类。径向模态用节径数(咒)表征，而轴向模态由节径数（竹）和节圆数(m)来表征。

在滚动噪声中，最重要的是轮缘附近节圆的径向和轴向模态。

3．钢轨振动

Remington研究钢轨等效声级公式为：

Leq一ioig{芸·鼍萨盯吖c师+rH)D(co，矗，) (9-17) 式中：< 2RV>——钢轨线声源垂向振动速度均方值’ r F-轨底宽度5 rH——轨头宽度； 其他参数同式(9-14)。

与式(9-14)的车轮公式相类似，把振动和噪声联系起来的是钢轨线声源垂向振动速度均方值，其大小与噪声大小成正比。是钢轨振动加速度的一次积分均方值，减小了振动加速度也就相应减小了振动引起的噪声。Clark建立了一个轨道垂向振动模型'钢轨用铁木辛柯梁来代替，长度只有20个轨枕间距长。Munj al相Heckl将钢轨看作欧拉一伯努利梁来研究轨道垂向阻抗。Scholl研究了振动波在钢轨中传播引起的横截面变形，没有计算变形时的频率响应。

255 D．J．Thompson利用有限元方法将钢轨划分网格研究振动模态，计算钢轨频率响应和导纳，预测频率和波数关系，研究钢轨自由振动波数和特征向量，比较钢轨垂向和横向振动。钢轨是一种无限长结构，不存在离散模态，但存在行波。在低频，振动波是垂向弯曲、横向弯曲和扭转。在高频，振动波复杂，包括横截面挠曲和各种耦合运动。当钢轨

弯曲波长等于轨枕间距两倍时，发生“铰一铰”模态，跨中响应最大，轨枕上响应最小。“铰一铰”模态虽然影响着粗糙度增长，但对辐射噪声贡献不大。钢轨辐射噪声不仅由振动强度决定，还与沿钢轨长度的振动衰减率有关。振动衰减率越低，钢轨振动长度就越大，辐射噪声也就越大。

轨下支承刚度的大小影响钢轨等轨道部件的振动强度。如轨下垫层刚度大，支承块下垫层的刚度小，那么支承块就附加在钢轨上一起振动，增大了钢轨的参振质量，从而使得振动频率降低，振动加速度下降，钢轨振动强度下降，钢轨辐射的噪声下降；如轨下垫层刚度小，钢轨振动强度上升，而轨下基础的振动下降，起到了隔振的作用，传递到轨下基础结构如桥梁结构的振动下降，从而可以降低结构的“二次噪声”。因此，平衡减振和隔振作用及其产生的噪声就合理选择轨下垫层的刚庋，找到两种作用的平衡点。本文主要讨论轮轨噪声及降噪措施。

4．轨枕振动

D．J．Thompson研究发现：提高轨下垫层刚度将增大钢轨和轨枕的耦合作用，轨枕振幅增加，向高频辐射的噪声占主导地位。Vincent认为轨枕噪声主要与上部垂向振动有关，如果轨下垫层较软，轨枕噪声频率限制在400Hz以下，可以忽略，但如果轨下垫层较硬，轨枕噪声比例上升。J．C．0．Nielsen研究了轨道对称振动和反对称振动：对称振动的轨枕噪声存在3个峰值：60Hz P2共振峰（P2共振峰就是轮对、钢轨和轨枕作为整个系统在道床上振动所共有的共振频率），190Hz钢轨反共振峰和700Hz轨枕第二阶对称弯曲特征频率。在P2和反共振峰，轨枕像刚体振动，各部分辐射声能基本相同，在第二阶对称弯曲特征模态，轨座和枕中部噪声比较大。反对称振动的轨枕第一阶反对称弯曲模态在400Hz，噪声大部分来自枕端部以及轨座和枕中心之间。

5．声辐射

Remington利用统计能量(S．E．A)方法给出了振动结构声能公式。车轮的径向和轴向表达式相同，为：

轨枕公式与钢轨相同。J．C．0．Nielsen利用边界元方法计算并比较两种轨枕声辐射频率，证明轨枕形状对其影响不大。

D．J．Thompson用轴对称边界元模型预测轴向振动辐射效率，研究表明：低频时，车轮辐射效率取决于节径数咒，同样的结果可以应用到径向振动。钢轨的声辐射预测方法类似于车轮。高频时，辐射效率d趋近于1；低频时，盯比1小很多。轨枕辐射效率在大多数频率范围接近于1。

六、轮轨噪声的估算

轮轨相互作用产生的噪声与行车速度密切相关，以上的预测公式要受到诸多因素的影响，在计算时要先确定这些参数。多年来人们致力于轮轨噪声估算的研究，以便对轮轨轨噪声作一简单的估算，目前已有多种公式，其中最常用的是根据列车速度轮轨噪声的A声级估算的Lotz公式。

1．无缝线路轨道

LA一74+30ig云 (9-20) 式中：LA-A声级噪声(dB)； 旷一列车速度；

vo——参照速度60km/h；

LA-离轨道中心30m远的噪声，并且列车长度大于90m。 2．普通有缝线路轨道

LA一81+30ig煮 (9-21)

一般用此公式的计算结果与实测结果相差±6dB。

3．隧道内线路轨道

LA一102 +30ig云±6 '9-22)

若隧道内线路为无缝线路，则式( 9-22)中为- 6dB，若为普通有缝线路，则式(9-22)中为+6dB。

除行车速度外，列车本身的结构组成、轮轨状况、噪声测量位置及铁路周围的地形地貌都对铁路噪声产生较大的影响，而且很多因素的随机性很强。因此要用一个公式来精确预测出铁路噪声几乎是不可能的。上述公式只能对铁路噪声进行大概的估算，而不能进行精确预测，如需要精确的铁路噪声数值时，还需进行实地测量。

列车经过桥梁的噪声高于路基上的普通线路。在距轨道中心线30m，高度为1.2～1. 6m的测量点的测诫结果表明：无砟钢桥的噪声比线路噪声高10～15dBA，无砟混凝土桥的噪声比线路噪声高5～lodBA，而有砟混凝土桥的噪声比线路噪声仅高出0～5dBA。 列车通过车站时的噪声约为85dBA，列车通过地下铁道车站的噪声为80～85dBA，但有的地铁车站噪声峰值可达95dBA，美国纽约地铁车站的噪声甚至达100～115 dBA，已接近人耳的痛阈。

第五节 轨道交通减振降噪技术措施

振动和噪声是不可分割的两部分，只是其表现的形式不同。在对轮轨运行采取减振措施时，同时也起到降噪作用，但有时降噪措施，如防噪墙、声屏障，则对减振就不起作用。所以一般都把这两个问题一起考虑，以求取得最好的减振降噪效果。

如前所述，直线轨道的轮轨噪声包括正常轮轨滚动噪声、高强的轮轨滚动噪声、冲击噪声和波磨噪声，所以对噪声的控制方法也要根据不同的噪声类型决定。如钢轨表面光滑，同时也要求车轮踏面圆顺，则列车运行时轮轨的接触斑宽度就不会变化(宽度大约为12.5—20mm)。轨头也不会出现塑性流动的飞边。如果钢轨顶面光带宽度和位置都发生变化，则轮轨噪声就增大，就要对钢轨进行打磨和对车轮进行镟削。实际上，有些车辆和轨道旁的降噪措施对于所有类塑的噪声也是有效的。以下就一些降低轮轨噪声的措施加以叙述。

一、车辆降噪措施

控制滚动噪声一种有效的方法是给车厢加裙边，这样利用车厢裙边吸收噪声和增大声能的传播损失，从而达到降噪的目的。

如在车厢裙边内侧安装吸声材料，则能减小铁路旁的噪声约2dB。裙边应向内侧弯曲，这样能吸收车轮的辐射噪声，对啸叫噪声的控制效果更好。对于有砟轨道，车厢裙边的降噪效果要比整体道床差，因为道砟吸收了一部分噪声。由于钢轨位置低于裙边，所以裙边对吸收钢轨的辐射噪声效果较差。

在车厢底安装吸声材料，能降低车厢内外噪声约2～3dB。但在车厢底部安装吸声材料增加了对车厢底部养护维修的困难。弹性车轮能降低车厢内外的噪声为1～2dB。使用弹性车辆主要是要降低轮轨之间啸叫噪声，但使用弹性车辆也降低了轮轨滚动噪声，同时又降低了轮轨之间的冲击荷载。

车体隔音装置对减小车内噪声非常必要。车体隔音装置主要包括车厢体、地板、车窗、车门以及转向架和车体的连接部位。车体使用二层隔音材料，并在车厢内衬以玻璃纤维吸音材料，用弹性地板层组成复合地板，用密封玻璃窗和门封条，这样就能大大降低车厢内噪声。

二、轨道结构减振降噪

轨道结构减振的方法一般分为以下几类：减振扣件、弹性轨枕减振、浮置板减振、钢轨埋人式减振及其化一些措施。

1．-般减振轨道结构

城市轨道交通一般采用无砟轨道结构，故轨道结构的弹性主要靠扣件系统提供，所以国内外在设计无砟轨道扣件系统时，一般采用铁垫板，在轨下和铁垫板下各加一层弹性垫，以增加扣件系统弹性大小的调整范围。轨下和铁垫板下弹性垫层的刚度大小是根据对轨道结构动力性能的要求确定，即既要为轨道结构提供弹性，同时要保持轨道结构的稳定性。一般。隋况下，扣件系统的刚度为40～60kN／mm，对于一般减振要求地段，采用20～40kN／mm的扣件系统刚度。使用此方法可降低轨道结构振动加速度2dBA左右，同时由于此扣件系统增加轨道结构弹性，可部分降低结构二次噪声。

2．中等弹性减振扣件

中等弹性减振扣件有Lo。d扣件、getaner扣件，GT扣件z形系列扣件等。此类扣件的特点是在铁垫板下增加弹性垫层来增加轨道结构的弹性。

Lo。d扣件由两块上下粘贴在一起的铁垫板及弹条扣压件组成，弹性材料将顶板（用以固定钢轨）和底板（用以联结基础）黏结起来，由相当厚的弹性材料提供弹性。粘合垫板式扣件有低刚度和中刚度两类。低刚度扣件的垂向刚度为10～16kN/mm，而中刚度的垂向网0度为17～52kN/mm。低刚度Lo。d扣件的减振效果与科隆蛋式扣件相当，此类扣件可比普通扣件降噪1～4dBA左右。

奥地利的getzne。公司生产的用于轨道交通减振垫板的刚度可低至4kNlmm，最大为12kN/mm，在道岔区为30kN/mm，动刚度与静刚度之比为1·1～3.5。由于铁垫板下垫层刚度值较小，压缩变形量大，容易造成垫板锚固螺栓的松动，因此其锚固螺栓也采用相应的防松螺栓。getzne，扣件的特点是静刚度很小，非线性很强。静刚度小可以使轨道扣件有良好的减振效果；非线性强可保证钢轨在较大的垂向变形下，使其横向变形仍可满足轨道几何形位的容许值。这就是getzner扣件成功的原因之一。

株洲时代新材料科技股份有限公司开发的ALTERNATIVE1弹性扣件，其主要特点是弹性垫层无初始压力，从而可有效地利用橡胶小荷载时的弹性曲线，提高轨道结构的整体弹性，该扣件静刚度为8～30kN/mm，刚度动静比小于1.5。

此外，申通公司开发的GT型弹性扣件，上海铁路与城市轨道交通研究院开发的Z形系列减振降噪扣件系统刚度也在10～20kN／mm左右，也具有1～4dBA的降噪效果。

3．高弹性减振扣件 轨道减振器又称为科隆蛋(Cologne-egg)，是在德国Cologne车站附近首先使用这一弹性扣件。目前我国各大城市轨道交通对减振要求较高的地段采用这种轨道减振器，世界其他国家的轨道交通也较多地使用这种扣件系统。香港西铁在浮置板上采用此种轨道减振器，轨道结构的减振隔振性能达到最佳。

轨道减振器具有较低的垂向整体刚度(11～13kN/mm)，但仍能提供较高的横向刚度．以保证轨道的横向稳定性。轨道减振器轨道结构减振效果较一般扣件高5dB左右。

Vanguard扣件是英国Pandrol公司2001年开发的最新产品。该扣件系统具有很低垂向刚度，列车荷载作用下产生较大的垂向位移（3mm左右），横向则因挡肩的限制，轨头横向位移却很小(0. 4rnm)。振动测试表明：在2 500Hz以下，轨道结构振动加速度插入损失平均在18dB左右。此外，在高架桥上安装此扣件与普通扣件相比，测得桥的垂向及横向振动速度级分别减小了6dB和13dB。桥下噪声降低了近lodB，距离轨道25m处的噪声降低了3dB，减振降噪效果很好。

4．弹性轨枕和弹性支承块

弹性长轨枕轨道结构所采用的轨枕与一般的混凝土轨枕相同，其减振原理与弹性支承块相似，通过在轨枕端部、枕端两侧和枕下3个方向设置弹性垫层，构成减振箱。该结构在日本称为D形弹性直结轨道，大量应用于高速铁路和地铁系统，使用历史已有20多年。日本日野土木实验所研究表明：弹性轨枕对于水平力（纵、横向）具有充分的承载能力；根

据振动1／3倍频程的频谱分析可知：在500Hz以上的减振效果可达30dB左右。弹性长轨枕质量较弹性短枕（支承块）大，因此其减振效杲比弹性支承块好。

弹性支承块式轨道结构是一种新型的无砟轨道结构，属低振动型轨下基础。这种轨下基础是在支承块式承轨台的基础上对支承块包裹一层橡胶靴套以及在支承块下增设一块橡胶垫板，从而与轨下橡胶垫板构成双层弹性体系，最大限度地模拟了传统碎石道床弹性点支承的结构和受荷响应特性。橡胶套靴的橡胶较硬，轨道的竖向弹性主要由套靴内的橡胶垫提供。套靴内支承块下的橡胶垫较软，并且橡胶垫两面开槽，以提供变形空间，提高轨道结构弹性。支承块外的橡胶靴套提供了轨道的小量纵、横向弹性变形，使这种无砟轨道在承载、动力传递和振动能量吸收诸方面更接近坚实均匀基础上的碎石道床，弥补了无砟轨道弹性不足的缺陷。橡胶靴套横向刚度大、变形小、稳定性有保证，整个结构竖向弹性高，轨道组合刚度为11. 5～17. 5kN／mm，减振效果为10～20dB(钢轨～轨下基础)，隧道壁减振lOdB左右。

5．浮置板轨道

浮置板隔振轨道结构又称质量弹簧系统，其基本原理是在轨道上部建筑与基础间插入一固有振动频率远低于激振频率的线性谐振器，即将道床板置于橡胶弹簧上，通过质量一弹簧系统的惯性运动，把列车运营产生的振动进行较大衰减后，再传递给隧道主体结构，以迭到减振的目的，所以浮置板轨道结构的特点是其减振降噪效果最好。据联邦德国有关部门测试，有道砟下垫层和浮置板式的轨道结构其阻尼效应可达30dB，且在垂直荷载20%～100%变化范围内其隔振的效果几乎保持不变。

浮置板式轨道结构包括两种基本类型：(1)连续现浇浮置板；(2)轨枕板式预制浮置板。连续现浇浮置板是在橡胶隔振垫上铺一块金属模板，然后将混凝土浇人金属模板。但这种类型施工和维修均不便。橡胶弹簧浮置板的基本形式如图9-29所示；钢弹簧浮置板的基本形式如图9-30所示。钢弹簧浮置板隔振效果可达25～30dB，减振效果非常显著。可以说到目前为止，弹簧浮置板的减振性能在各类减振型轨道结构中是最好的。

荷兰Edilon公司研制了一种埋置式轨道结构，这种轨道结构以纵向连续支承取代传统的分散点支承，降低了轨底支承系统的应力水平。从1976年开始，荷兰就铺设了埋置式轨道结构(ERS，Embedded Rail Structure)。实践证明，这种轨道结构在钢轨周围使用了一种称为Edilon Corkelast的材料，取得了较好的隔声和隔搌效果。这种类型的轨道结构使用20年来，养护维修工作量相当少。为了降低列车通过时轨道结构引起的噪声，荷兰在开发研究板式轨道时，研制了轨头形状与UIC54相似的SA42型矮轨，并采用ERS( Embedded Rail Structure)轨道结构技术，将钢轨用Edilon Corkelast材料埋起来，轨下基础也采用板式轨道。由于这种钢轨矮胖，车辆通过时引起钢轨腹板的振动频率较低，提高了轨道结构的减振降噪效果。据国外资料表明，这种轨道结构降噪效果为5dB。

三、减振降噪型钢轨及钢轨调谐减振装置

当车轮在钢轨上运行时，钢轨产生振动，从而产 生噪声。振动沿钢轨长度方向衰减，离轮轨作用点越

远，振动越小，直至振动为零。在时间上，当轮轨作用振 时，钢轨起振，随着时间的流逝，振动越来越弱，如图 9-31所示，振动体系的阻尼不同，其衰减速率也不相 同。钢轨吸振器就是在距离上和时间上增大钢轨振 动的衰减速率，所以钢轨吸振器具有较好的噪声衰减

据振动1／3倍频程的频谱分析可知：在500Hz以上的减振效果可达30dB左右。弹性长轨枕质量较弹性短枕（支承块）大，因此其减振效杲比弹性支承块好。

弹性支承块式轨道结构是一种新型的无砟轨道结构，属低振动型轨下基础。这种轨下基础是在支承块式承轨台的基础上对支承块包裹一层橡胶靴套以及在支承块下增设一块橡胶垫板，从而与轨下橡胶垫板构成双层弹性体系，最大限度地模拟了传统碎石道床弹性点支承的结构和受荷响应特性。橡胶套靴的橡胶较硬，轨道的竖向弹性主要由套靴内的橡胶垫提供。套靴内支承块下的橡胶垫较软，并且橡胶垫两面开槽，以提供变形空间，提高轨道结构弹性。支承块外的橡胶靴套提供了轨道的小量纵、横向弹性变形，使这种无砟轨道在承载、动力传递和振动能量吸收诸方面更接近坚实均匀基础上的碎石道床，弥补了无砟轨道弹性不足的缺陷。橡胶靴套横向刚度大、变形小、稳定性有保证，整个结构竖向弹性高，轨道组合刚度为11. 5～17. 5kN／mm，减振效果为10～20dB(钢轨～轨下基础)，隧道壁减振lOdB左右。

5．浮置板轨道

浮置板隔振轨道结构又称质量弹簧系统，其基本原理是在轨道上部建筑与基础间插入一固有振动频率远低于激振频率的线性谐振器，即将道床板置于橡胶弹簧上，通过质量一弹簧系统的惯性运动，把列车运营产生的振动进行较大衰减后，再传递给隧道主体结构，以迭到减振的目的，所以浮置板轨道结构的特点是其减振降噪效果最好。据联邦德国有关部门测试，有道砟下垫层和浮置板式的轨道结构其阻尼效应可达30dB，且在垂直荷载20%～100%变化范围内其隔振的效果几乎保持不变。

浮置板式轨道结构包括两种基本类型：(1)连续现浇浮置板；(2)轨枕板式预制浮置板。连续现浇浮置板是在橡胶隔振垫上铺一块金属模板，然后将混凝土浇人金属模板。但这种类型施工和维修均不便。橡胶弹簧浮置板的基本形式如图9-29所示；钢弹簧浮置板的基本形式如图9-30所示。钢弹簧浮置板隔振效果可达25～30dB，减振效果非常显著。可以说到目前为止，弹簧浮置板的减振性能在各类减振型轨道结构中是最好的。

荷兰Edilon公司研制了一种埋置式轨道结构，这种轨道结构以纵向连续支承取代传统的分散点支承，降低了轨底支承系统的应力水平。从1976年开始，荷兰就铺设了埋置式轨道结构(ERS，Embedded Rail Structure)。实践证明，这种轨道结构在钢轨周围使用了一种称为Edilon Corkelast的材料，取得了较好的隔声和隔搌效果。这种类型的轨道结构使用20年来，养护维修工作量相当少。为了降低列车通过时轨道结构引起的噪声，荷兰在开发研究板式轨道时，研制了轨头形状与UIC54相似的SA42型矮轨，并采用ERS( Embedded Rail Structure)轨道结构技术，将钢轨用Edilon Corkelast材料埋起来，轨下基础也采用板式轨道。由于这种钢轨矮胖，车辆通过时引起钢轨腹板的振动频率较低，提高了轨道结构的减振降噪效果。据国外资料表明，这种轨道结构降噪效果为5dB。

三、减振降噪型钢轨及钢轨调谐减振装置

当车轮在钢轨上运行时，钢轨产生振动，从而产 生噪声。振动沿钢轨长度方向衰减，离轮轨作用点越

远，振动越小，直至振动为零。在时间上，当轮轨作用振 时，钢轨起振，随着时间的流逝，振动越来越弱，如图 9-31所示，振动体系的阻尼不同，其衰减速率也不相 同。钢轨吸振器就是在距离上和时间上增大钢轨振 动的衰减速率，所以钢轨吸振器具有较好的噪声衰减

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