Sporets trasé/Sporgeometri

__NUMBEREDHEADINGS__

Innledning og grunnleggende definisjoner

Historikk

De eldre jernbanesporene i Norge ble formet etter terrenget på en tid da hensynet til massebalansen ble vektlagt. Krutt var dyrt, og det kostet også mye å flytte på massene. Men med en hastighet på 30 km/h og kurveradier på 250 m, lot bygging av nyanlegg seg gjøre uten de helt store inngrepene. I dag gjelder fortsatt denne utformingen for de fleste strekningene i landet, men kravet til hastighet har naturlig nok økt i takt med teknisk utvikling og moderne transporttilbud. Den avgjørende størrelsen i dag blir derfor dimensjonerende hastighet, som blant annet setter høye krav til sporets geometri.

Når en løsning er valgt for en togtrasé, vil ulike hensyn avsette en del tekniske fastpunkter, det vil si punkter traséen må passere. Med trasering/ teknisk linjeføring menes den geometriske utformingen av linjen mellom de tekniske fastpunktene, og krav til utformingen settes av sporets geometri, hastighetsbetraktninger og de enkelte traseringsparametrene, foruten hensyn til det rullende materiell, som aksellast, trekkraft og kjøremotstand.

For å beskrive traséen teknisk sett, skiller vi mellom horisontal- og vertikal-geometri. De fleste geometriske størrelser betraktes i planet, selv om den faktiske traséen på alle måter ligger i rommet. Her beskrives krumning, overganger, ulik kurvatur og helning på tvers av sporet. Vertikalkurvaturen betraktes som et langsliggende profil, hvor traséen litt forenklet sagt endrer seg mellom stigning og fall. Uansett er denne geometrien mye enklere enn hos horisontalkurvaturen og betraktes separat. Der komplisert horisontalkurvatur forekommer er det også viktig at vertikalkurvaturen ikke innebærer store endringer.

Sporvidde

Definisjon: Sporvidden s er den vinkelrette, horisontale avstanden mellom kjørekanten til de to skinnestrengene, målt 14 mm under skinnehodets topp.

I Norge er sporvidden satt lik 1435 mm. Der denne sporvidden er anordnet betegnes sporet normalspor. Bredere spor kalles bredspor og smalere spor kalles smalspor.

Når sporvidden s inngår i gemetriberegninger, brukes imidlertid en annen sporvidde, s = 1500 mm.

Mer om sporvidde på no.wikipedia.org/wiki/Sporvidde

Overhøyde

Definisjon: Overhøyden h er høydeforskjellen mellom skinnestrengene i forhold til horisontalplanet, målt vinkelrett på sporet.

Overhøyden angir hvilken helning sporplanet (kjøreflaten) har og tilsvarer det som kalles dossering for vei. Overhøyden angis vanligvis i millimeter, men kunne også vært oppgitt som en vinkel med horisontalplanet (β).

HORISONTALKURVATUR

Kurver i horisontalplanet

I en alminnelig trasé har vi kort fortalt tre elementer: rettlinjer, sirkelkurver og overgangskurver. Sirkelkurvene angis ved radius R som er radius for spormidt. Eldre linjer i Norge har radius helt ned til R = 180 m, som utgjør en svært krapp sirkelkurve. Med dette forstår vi at kurvatur er en av de viktigste faktorene når hastigheten skal imøtekomme dagens krav til effektiv transport. Tabell .1 viser en kurvefordeling for ulike eksisterende baner i Norge:

Kurvefordeling for ulike eksisterende baner i Norge

	R <= 300 m	300 m < R <= 500 m	500 m < R <= 1100 m	R > 1100 m	Rettstrekning	Minste radius
Østfoldbanen, vestre linje (prosentfeil)	3 %	13 %	12 %	19 %	58 %	200 m
Østfoldbanen, østre linje	2 %	18 %	17 %	20 %	43 %	250 m
Dovrebanen	7 %	11 %	17 %	25 %	39 %	238 m
Kongsvingerbanen	0 %	3 %	20 %	20 %	56 %	257 m
Rørosbanen	6 %	12 %	15 %	15 %	52 %	189 m
Nordlandsbanen	3 %	19 %	16 %	21 %	40 %	225 m
Gjøvikbanen	20 %	16 %	16 %	23 %	25 %	200 m
Bergensbanen	12 %	12 %	15 %	19 %	42 %	183 m
Sørlandsbanen	11 %	18 %	14 %	17 %	40 %	243 m
Vestfoldbanen	12 %	11 %	14 %	21 %	42 %	180 m
Solørbanen	1 %	3 %	7 %	28 %	61 %	245 m
Roa - Hønefoss	15 %	21 %	17 %	22 %	25 %	238 m
Raumabanen	7 %	6 %	20 %	23 %	43 %	259 m
Hell - Storlien	9 %	15 %	18 %	16 %	42 %	275 m
Grong - Namsos	4 %	14 %	13 %	24 %	45 %	250 m
Randsfjordbanen (prosentfeil)	5 %	21 %	23 %	18 %	35 %	240 m
Flåmsbanen	52 %	5 %	9 %	1 %	33 %	130 m
Asker - Spikkestad	9 %	11 %	12 %	19 %	50 %	263 m
Arendalslinjen	33 %	13 %	7 %	21 %	27 %	210 m
Ofotbanen	30 %	20 %	12 %	9 %	29 %	250 m
Øvrige strekninger	14 %	9 %	12 %	14 %	52 %	-
Totalt	%	%	%	%	%	130 m

Rettlinjer

Rettlinjer er som ordet sier rette linjer i traséen. De kan også beskrives som sirkelkurver med radius lik uendelig. Rettlinjen kan tilstøte både overgangskurven og sirkelkurven, sistnevnte ofte på stasjoner og i sidespor.

Rettlinjen som traseringselement er relativt uproblematisk. Geometrisk sett er det ingen hastighetsbegrensninger på rettlinjen (men mange andre faktorer kan være begrensende, se for eksempel Hastighetsberegninger). Det eneste kravet sporgeometrien setter til rettlinjen er at den ikke må være for kort:

• Mellom motsattrettede sirkelkurver med små radier er det fare for ombufring dersom ikke rettlinjen derimellom er over en viss lengde
• Mellom kurver uten overgangskurver bør det være en rettlinje av en viss lengde for å hindre at passasjerene opplever flere brå bevegelser i vognen rett etter hverandre.
• Generelt er det en fordel for passasjerenes komfort at vognen befinner seg minst 1-2 sekunder i hver rettlinje.

Eksempel: I Norge per 2014 skal rettlinjer ikke være kortere enn følgende:

Normale krav [m]	Minste krav [m]
0,5 V	0,25 V

(krav om minste lengde for avsnitt med konstant krumning, Teknisk regelverk 2014)

Dette kravet sørger for at gjennomkjøringstiden for hvert element blir minimum 0,9 sekunder (0,25 x 3,6) for minste krav og 1,8 sekunder for normale krav.

Sirkelkurver

En sirkelkurve er en del av en sirkel, det vil si en kurve som har konstant krumming langs hele kurven. Sirkelkurvens krumming κ er definert utfra radien R ved κ = 1/R.

For å beskrive sirkelkurvens egenskaper må vi først ta en del fysiske størrelser i betraktning.

Sentripetalakselerasjon og sideakselerasjon

Dersom vi kjører i en sirkelkurve i konstant hastighet, har vi to konstante akselerasjoner (se figur 1): Tyngdens akselerasjon g som virker vertikalt nedover og sentripetalakselerasjonen ${\frac {v^{2}}{R}}$ (ofte kalt a i fysikkbøker) rettet innover mot kurvens sentrum. For en passasjer føles det imidlertid som om akselerasjonen er rettet ut av kurven. Kraften på grunn av denne akselerasjonen omtales gjerne som sentrifugalkraft - en størrelse som i fysikken regnes som en fiktivkraft. Vi skal imidlertid i det følgende bruke sideakselerasjon med benevning j om nettopp denne størrelsen, som dermed er rettet motsatt vei av den virkelige sentripetalakselerasjonen,

Figur 1 - Akselerasjoner på vogna i sirkelkurve uten og med overhøyde.

$j={\frac {v^{2}}{R}}$

(1)

I kurver med overhøyde er det akselerasjonens komponenter parallelt med vogngulvet som er avgjørende for passasjerenes komfort.

Utfra figur 1 kan vi se at gravitasjonens komponent langs vogngulvet er:

$g'=g\cdot \sin \beta =g\cdot {\frac {h}{s}}$

(2)

På samme måte finner vi sideakselerasjonens komponent langs vogngulvet:

$j'=j\cdot \cos \beta$

(3)

Fordi β er liten, kan vi sette cos β ≈ 1 og j' ≈ j, det vil i praksis si at vi regner sideakselerasjonen for å virke parallelt med vogngulvet.

Tyngdekraftens komponent langs vogngulvet, g', virker i motsatt retning av j'. Det betyr at den følte sideakselerasjonen reduseres. Vi definierer begrepet ukompensert sideakselereasjon som j' minus g':

$j_{u}={\frac {v^{2}}{R}}-g\cdot {\frac {h}{s}}$

(4)

Hastighet i sirkelkurven

Dersom vi snur om på (4) kan vi få et uttrykk for hastigheten:

$v={\sqrt {R\left({\frac {gh}{s}}+j_{\text{u}}\right)}}$

Ved å sette en maksimalverdi for j_u får vi et uttrykk for maksimal hastighet:

$v_{\text{maks}}={\sqrt {R\left({\frac {gh}{s}}+j_{\text{u,maks}}\right)}}$ [m/s],

(5)

der grenseverdien j_u,maks har ulik verdi avhengig av togtype, kurveradius, banestandard eller andre parametre fastsatt av den enkelte forvaltning. Verdien av j_u,maks ligger vanligvis i intervallet 0,5 - 1,5 m/s³.

For spor uten overhøyde reduseres (5) til

$v_{\text{maks}}={\sqrt {R\cdot j_{\text{u,maks}}}}$ [m/s],

der j_u er lik j fordi gravitasjonen ikke kompenserer noe av sideakselerasjonen.

Eksempel: En sirkelkurve har radius R = 350 meter og overhøyde h = 140 mm. Dersom j_u,maks = 0.98 m/s³, blir maksimal hastighet i kurven

$v_{\text{maks}}={\sqrt {350\left({\frac {9,81\cdot 140}{s}}+0,98\right)}}\approx 25,8\;{\text{m/s}}$

For å få hastigheten i kilometer per time istedenfor meter per sekund, multipliseres den med 3,6:

$V_{\text{maks}}=v_{maks}\cdot 3,6\approx 93{\text{km/h}}$

(Liten v brukes i dette kapitlet alltid for hastighet i m/s og stor V for hastighet i km/h.)

Dersom man justerer overhøyden til h = 0 mm i samme sirkelkurve, blir hastigheten også lavere;

$v_{\text{maks}}={\sqrt {350\cdot 0.98}}\approx 18,5\;{\text{m/s}}$,

som tilsvarer ca 67 km/h.

Likevektshastighet og teoretisk overhøyde

For en kurve med en gitt overhøyde finnes det en hastighet v slik at sideakselerasjonen er like stor som gravitasjonens komponent langs vogngulvet,

${\frac {v^{2}}{R}}=g\cdot {\frac {h}{s}}$

(6)

I dette tilfellet er ukompensert sideakselerasjon på vognen lik null. Denne hastigheten kalles likevektshastighet. Ved å løse for v, ser vi at likevektshastigheten er gitt ved

$v_{\text{likevekt}}={\sqrt {R\cdot g\cdot {\frac {h}{s}}}}$

(7)

Den overhøyden som gir likevektshastighet, kalles teoretisk overhøyde. Ved å løse (6) for h isteden, får vi

$h_{\text{teor}}={\frac {s\cdot v^{2}}{g\cdot R}}$

(8)

For persontrafikken er hastigheten som regel større enn likevektshastigheten, og da vil gravitasjonens komponent parallelt med sporplanet bare kompensere for deler av sideakselerasjonen, som er akkurat det (4) viser

${\frac {v^{2}}{R}}-g\cdot {\frac {h}{s}}=j_{u}$

Hvis hastigheten er mindre enn likevektshastigheten, blir j_u negativ, det vil si at den er rettet innover i kurven. Det blir en overkompensering, eller overskuddssideakselerasjon. Dette er ofte tilfellet for godstog som trafikkerer spor beregnet for blandet trafikk, eller ved saktekjøringer. Ved full stans virker kun gravitasjonens komponent, og dette setter grenser for hvor stor overhøyden kan være. I Norge er maksimal overhøyde satt til h_maks = 150 mm, i tråd med det som er mest vanlig hos de fleste forvaltningene i Europa.

En annen vinkling på den ukompenserte sideakselerasjonen er at overhøyden ikke er stor nok for den aktuelle hastigheten. Vi definerer manglende overhøyde som I = h_teor - h, det vil si

$I={\frac {sv^{2}}{gR}}-h$

(9)

Multipliserer vi ut uttrykket for ukompensert sideakselerasjon (4), med s/g, får vi et utrykk for manglende overhøyde i forhold til den ukompenserte sideakselerasjonen:

$I={\frac {s}{g}}\cdot {\frac {v^{2}}{R}}-h={\frac {s}{g}}\cdot j_{u}$

(10)

Innsatt med verdier for s og g får vi at I ≈ 153 $\cdot$ j_u. Manglende overhøyde er altså et begrep som gir akkurat samme informasjon som den ukompenserte sideakselerasjonen, men i jernbanesammenheng er det mer vanlig å bruke manglende overhøyde.

Grenseverdier

Ved fastsettelse av grenseverdien(e) j_u,maks (I_maks), er det særlig fire hensyn som skal ivaretas:

• passasjerenes komfort
• sikkerhet mot sideforskyvning av sporet
• sikkerhet mot avsporing
• sikkerhet mot velting

En tommelfingerregel er at så lenge passasjerkomforten er ivaretatt, er de tre sikkerhetshensynene også godt innenfor kravet. En cirka tallfesting av sikkerhetskravene kan gis utfra verdier for manglende overhøyde (dette er gamle og sannsynligvis noe utdaterte verdier):

• sideforskyvning: I > 200 mm
• avsporing: I > 300 mm
• velting: I > 400 mm

De fleste forvaltninger har grenseverdier for I på mellom 100 mm og 200 mm, avhengig av faktorer som materielltype, sporstandard, kurveradius med mer (se eksempel nedenfor). Når sideforskyvning, avsporing og velting likevel skjer, skyldes dettes om regel at I/j_u har vært altfor høy i et kort tidsintervall: I virkeligheten danner ingen kurver perfekte sirkelsegmenter og sporfeil og feil på materiellet gir dynamiske virkninger som kommer i tillegg til de beregnede kreftene. I denne sammenheng har faste punkter i sporet (f.eks sporveksler, broer uten ballast, planoverganger) samme virkning som sporfeil.

Eksempel på grenseverdier:

Banedanmark
Maksimal manglende overhøyde I 1)	Maksimal overhøyde h
for alle tog hvor V ≤ 140 km/h: I = 130 mm for alle tog hvor 140 km/h < V ≤ 250 km/h: I = 150 mm for særlige togsett: I = 160 mm	h = 150? 160?
Trafikverket, Sverige
Maksimal manglende overhøyde I 2)	Maksimal overhøyde h
togkategori A: I = 100 mm togkategori B: I = 150 mm togkategori S: I = 245 mm	h = 160 mm
Jernbaneverket, Norge
Maksimal manglende overhøyde I 3)	Maksimal overhøyde h
konvensjonelt materiell: I = 100-150 mm avhengig av radius plussmateriell: I = 130-160 mm avhengig av radius krengetogsmateriell: I = 160-245 mm avhengig av radius	h = 150 mm

1. Ved aksellast ≤ 22,5 tonn og 60-kilos skinner
2. For hastigheter ≤ 250 km/h. Togkategoriene er satt utfra hvilken manglende overhøyde togene er godkjent for og kategori S skal i tillegg ha krengemekanisme.
3. Konvensjonelt materiell er hovedsaklig godstog og plussmateriell hovedsaklig persontog.

(Alle verdier per februar 2014.)

I avsnittet om rullvinkel forklares det hvordan fjæringen av materiellet i en sving reduserer effekten av overhøyden. Grenseverdien for komfort må derfor også ta hensyn til ulike typer materiell i tillegg til spor og sporstandard. Komfortbegrepet blir forøvrig nøye gjennomgått i kapitlet Krengetogstilpasning utfra komfort, men det kan nevnes at grenseverdiene som er diskutert her må variere med hvorvidt en passasjer sitter, står eller går i vogna.

Det må også fastsettes noen grenseverdier for overhøyden, h:

• en absolutt maksimalverdi, h_maks. I Norge er h_maks = 150 mm, men noen forvaltninger tillater opp til 180 mm. Høyere verdi tillater større hastighet for de raskeste tog, men er uheldig for saktegående godstog og for steder hvor toget kan komme til å stoppe.
• en maksimalverdi som er avhengig av kurveradius på grunn av avsporingsfaren ved lav hastighet i krappe kurver. For eksempel anbefaler standarden EN 13803 å begrense overhøyden til h_avsp = ${\tfrac {R-50}{1,5}}$ [mm] (der radius er gitt i m) for kurver med radius mindre enn 320 m.
• en maksimalverdi som er avhengig av overgangskurvens lengde og hastighet, utfra hvilken rampestigningshastighet som tillates, se avsnittet om overgangskurver.
• en minimumsverdi utfra hastighet til raskeste tog, finnes ved å snu ligning 5:

$h_{\text{min}}={\frac {s}{g}}\left({\frac {(v_{\text{maks}})^{2}}{R}}-j_{\text{u,maks}}\right)$

• en maksimumsverdi utfra hastighet til raskeste tog; det er aldri noe poeng å ha større overhøyde enn den overhøyden som gir likevektshastighet for raskeste tog:

$h_{maks}\leq h_{teor}={\frac {s\cdot (v_{\text{maks}})^{2}}{gR}}$

Rullvinkel

Figur 2 - Vogna krenger utover med rullvinkelen ρ. Vinkelen β skyldes overhøyden.

Den ukompenserte sideakselerasjonen (j_u) gjør at vognkassens fjæranordning blir usymmetrisk belastet, og vogngulvet får en vinkel med sporplanet, som vist på figur 2. Denne vinkelen kalles rullvinkel eller rullingsvinkel. Rulling av vognkassen vil delvis oppheve effekten av overhøyden når vognen kjøres med større fart enn likevektshastigheten.

Som følge av rullingen blir den ukompenserte sideakselerasjonen som passasjerene merker større enn j_u. På samme måte som i sentripetalakselerasjon og sideakselerasjon kan vi finne sideakselerasjonens komponent langs vogngulvet (J) og gravitasjonens komponent vinkelrett på vogngulvet (g''). Akselerasjonen J kalles effektiv sideakselerasjon eller merkbar ukompensert sideakselerasjon. Den er et bedre mål for kjørekomfort enn j_u, men den er avhengig av type materiell. Rullvinkelen er vanligvis proporsjonal med j_u:

$J=(1+r)\cdot j_{u}$,

(14)

der r er rullvinkelkoeffisienten. Den kan beregnes eller fastlegges ved forsøk.

Figur 3 - Følte akselerasjoner i en vogn: a) uten overhøyde og rulling, b) kun med overhøyde, c) med både overhøyde og rulling, d) sammenlikning av a) til c).

For vanlige normalsporede gods- og personvogner ligger rullvinkelkoeffisienten i størrelsesorden 0,1-0,6. For NSBs B7-vogner er r = 0,2. For krengetog blir situasjonen motsatt, i og med at vogna lener seg innover i stedet for utover i kurven. Rullvinkelkoeffisient blir altså negativ. For NSBs krengetog (Signatur) ligger rullvinkelkoeffisienten på ca. r = -0,55 og for SJs X2000 er r = -0,7.

Ved å betrakte figur 4, kan vi utlede sammenhengen mellom rullvinkelkoeffisienten r og rullvinkelen ρ fra ligning 14:

Figur 4 - Akselerasjoner med retninger for en vogn påvirket av både overhøyde og rulling.

${\frac {v^{2}}{R}}\cdot \cos(\beta -\rho )-g\cdot \sin(\beta -\rho )=j_{u}(1+r)=J$

(15)

Jamfør tidligere tilnærminger, kan vi sette cosβ ≈ cosρ ≈ 1. Med sinβ = h/s kan vi med litt regning komme fram til følgende uttrykk for rullvinkelkoeffisienten:

$r={\frac {\sin \rho }{j_{u}}}\left(j_{u}\cdot {\frac {h}{s}}+g\cdot {\frac {h^{2}}{s^{2}}}+g\right)$

(16)

Uttrykket kan imidlertid forenkles gjennom tilnærming. På grunn av at rullvinkelen er liten, kan vi tilnærme sinρ med ρ . Dessuten er de to første leddene i parentesen i 16 så små at vi kan utelate dem for deretter å oppveie dem ved å sette tyngdeakselerasjonen g = 10. Dermed får vi et svært enkelt uttrykk for rullvinkelkoeffisienten:

$r={\frac {10\cdot \rho }{j_{u}}}$

(17)

der ρ er i radianer.

Likning 17 innsatt i utgangslikningen gir effektiv sideakselerasjon som funksjon av rullvinkelen:

$J=j_{u}+10\rho$

(18)

Når denne forenklede formelen tas i bruk, må det nevnes at dynamiske bidrag er utelatt. Disse vil i praksis øke den effektive sideakselerasjonen J ytterligere, men beregningsmessig er det alltid j_u som er traseringselementet. Det kan allikevel nevnes at J til en viss grad er tatt hensyn til i regelverket for mange forvaltninger ved at det benyttes ulike traseringsparametre for ulike togtyper.

Uten å gå inn på beviset her, kan det vises at rullvinkelen i stor grad er proporsjonal med sideakselerasjonen, slik at det finnes en konstant c som gir ρ = c j_u . I ligning 17 får vi da eliminert hele sideakselerasjonen j_u , og rullvinkelkoeffisienten blir en konstant for hvert enkelt rullende materiell. De avgjørende elementer blir da lastens masse og plassering, egenskaper og plassering til vognas fjæringssystem.

Overgangskurver og overhøyderamper

En overgangskurve er definert ved at den har krumning lik tilstøtende kurver i endene og samtidig har kontinuerlig endring av krumning gjennom hele kurven. Overgangskurver benyttes mellom rettlinjer og sirkelkurver og mellom sirkelkurver med ulik radius. Summert er en overgangskurve et traséelement som forbinder to traséelementer med ulik radius. Hensikten er å gi en smidig overgang fra en akselerert tilstand til en annen, med henblikk først og fremst på passasjerkomfort, men også sikkerhet og slitasje på spor og materiell.

For å oppnå overhøyde på sporet anvendes såkalte overhøyderamper, hvor overhøyden bygges opp kontinuerlig. Vanligvis er overhøyderampene sammenfallende med overgangskurvene. Ved kjøring gjennom en overhøyderampe, vil en vogn blir liggende skjevt på sporet. Forenklet kan vi si at dersom vogna var konstruert helt stiv, ville kun tre av fire hjul være på sporet samtidig. Rampen må derfor ikke være brattere enn at alle hjul har sikker føring gjennom hele overhøyderampen/overgangskurven.

Overhøyderamper forekommer dermed mellom rettlinje og sirkelkurve og mellom sirkelkurver. Punktet i overgangen fra rettlinje til overgangskurve betegnes overgangskurvens begynnelse OB, mens punktet i motsatt ende betegnes overgangskurvens ende OE. For overgangskurven fra en sirkelkurve til en annen angir betegnelsene OB og OE kurvens tilstøtende punkter mot hhv. den slakeste og den krappeste av sirklene.

For det første tilfellet kan vi enkelt se for oss oppbygningen av rampen, der dens oppgave er å bygge opp overhøyden til en kommende sirkelkurve, jf. figur .5.

Figur 5 - Lineær overhøyderampe, sammenfallende med overgangskurven

Mer komplisert blir derimot situasjonen hvis vi har to motsatt rettede sirkelkurver uten rettlinje i mellom. Rampene går da rett i hverandre med det kravet at vendepunktet må ha overhøyde lik null. Denne rampeutformingen kalles en sakset overhøyderampe, og vendepunktet betegnes FOB (Felles OB). Tilstøtende overgangskurver med et slikt felles utspring har alltid et punkt OE i motsatt ende. Videre vil en sakset overhøyderampe oppføre seg ulikt for ulike kontrakurver. Hvis de to rampene i saksen har lik stigning, blir situasjonen enkel, jf. fig. .6, mens har de ulik stigning, vil minst en av skinnestrengene få en knekk i FOB. Dette løses ved at den ene strengen løftes ubrutt gjennom hele sakserampen fra OE til OE, for så å bestemme FOBs beliggenhet hvor kravet om null overhøyde skal være oppfylt. Den siste strengen løftes til slutt mellom FOB og endepunktene.

Figur 6 - Saksede overhøyderamper.

Mange steder er overgangskurvene for korte til at store hastighetsøkninger kan tillates. En kunne ideelt sett ønske seg kurvekorrigeringer som omfattet forlengelse av overgangskurvene, men dette blir fort altfor omfattende og vil medføre store kostnader. Den alternative løsningen på problemet blir derfor å beholde lengden til overgangskurven og samtidig senke rampestigningen.

Tidligere ble denne oppgaven i praksis utført ved å strekke overhøyderampen et stykke inn i sirkelkurven. Enden av rampen ble da ikke sammenfallende med OE og ble benevnt RE - rampens ende. Metoden tillates derimot overhodet ikke i dag, i og med at overhøyden først er bygget helt opp et stykke inne i sirkelkurven. Når hastigheten er høy vil dette gi kritiske utslag på komfort såvel som slitasje.

Dagens løsning består i å redusere overhøyden gjennom hele sirkelkurven, i praksis ved å løfte sporets indre streng.

Ulike typer overgangskurver

Utfra definisjonen av en overgangskurve kan denne utformes på ulikt, matematisk grunnlag. I Norge benyttes kun kurver der den kontinuerlige variasjonen i overhøyde og krumning foregår lineært. Derfor skal vi i det følgende først kort nevne to ikke-lineære typer som finnes før vi i neste omgang tar grundigere for oss den kurvetypen som er anvendt i Norge - klotoiden og dens tilnærminger.

En 4.gradsparabel har krumningsforløp tilsvarende to 2.gradsparabler. Derfor gjelder ulike matematiske uttrykk for henholdsvis første og siste halvdel og kurvens utstrekning:

$x<{\frac {l}{2}}:y={\frac {x^{4}}{6Rl^{2}}}$
$x>{\frac {l}{2}}:y={\frac {x^{4}}{6Rl^{2}}}+{\frac {x^{2}}{2R}}-{\frac {lx}{2R}}+{\frac {7l^{2}}{48R}}$	(19)
$m={\frac {l^{2}}{48R}}$

der l = lengden langs tangenten, og m det såkalte innrykket, eller innflyttingen, som beskrives nærmere i avsnitt 2.5.4.

En annen kurve med s-formet krumning er sinuskurven, gitt som:

$y={\frac {xl}{4R}}-{\frac {l^{2}}{2\pi ^{2}R}}\left(1-\cos {\frac {\pi x}{l}}\right)$
	(20)
$m={\frac {l^{2}}{42,23R}}$

Den generelle formelen for en klotoide er

$RL=A^{2}$

(21)

der R er den tilstøtende sirkelkurvens radius, eller minste krumningsradius i overgangskurven, L er overgangskurvens lengde langs buen, og A er den såkalte klotoideparameteren.

Alle omskrivinger av 21 vil også gjelde et vilkårlig punkt på kurven, for eksempel når en kjenner r eller l. Ellers vil det være naturlig å velge A i forhold til en bestemt lengde på kurven.

Ved å sette opp et uttrykk for krumningen til overgangskurven, ser vi at den er proporsjonal med kurvens lengde:

${\frac {1}{R}}=L\cdot {\frac {1}{A^{2}}}$

(22)

Rettvinklede koordinater på klotoiden er ved rekkeutvikling gitt ved:

$x=l-{\frac {l^{5}}{5\cdot 2^{2}\cdot A^{4}\cdot 2!}}+{\frac {l^{9}}{9\cdot 2^{4}\cdot A^{8}\cdot 4!}}-{\frac {l^{13}}{13\cdot 2^{6}\cdot A^{12}\cdot 6!}}+\dots$
	(23)
$y={\frac {l^{3}}{3\cdot 2A^{2}}}-{\frac {l^{7}}{7\cdot 2^{3}\cdot A^{6}\cdot 3!}}+{\frac {l^{11}}{11\cdot 2^{5}\cdot A^{10}\cdot 5!}}-{\frac {l^{15}}{15\cdot 2^{7}\cdot A^{14}\cdot 7!}}+\dots$

(Se utledning i 6.1 (vedlegg).)

Traseringsparametre i overgangskurven

Forholdet mellom endring av overhøyde og posisjon langs rampen kalles rampestigning og er gitt ved følgende uttrykk, som gjerne oppgis i promille:

$p={\frac {\Delta h}{\Delta L}}{\text{ eller }}p={\frac {dh}{dl}}$

(24)

På grunn av de skjevheter en overhøyderampe innebærer, kalles rampestigningen også for vindskjevhet. Men dette begrepet forekommer i mer utstrakt grad når det er snakk om sporfeil i vertikalretningen. Vi kan derfor tilnærmet si at rampestigning er den tilsiktede endringen av overhøyde i lengderetningen, mens vindskjevhet er den faktiske situasjonen på sporet. Ved store hastigheter er ofte rampestigningen en begrensende parameter, men den er sjelden bestemmende for overgangskurvens lengde. Grenseverdien for rampestigningen er som oftest en betraktning utfra avsporingsfare, og ved nyanlegg eller større utbedringsarbeider skal rampestigningen under ingen omstendighet overstige 1:400.

Avsporing er en av sikkerhetsfaktorene for sirkelkurver, men det er særlig ved rampestigning at risikoen for avsporing er reell. I den anledning skal kort nevnes et avgjørende, fysisk begrep avhengig av flere faktorer.

Det såkalte Y/Q-forholdet - forholdet mellom føringskraft og vertikalkraft på det førende hjulet i en kurve - skal alltid ligge under en maksverdi. Foruten sporets geometri, som er tilsiktet, avhenger forholdet av vogna som benytter sporet og de friksjonsforhold som oppstår.

Hvis en tenker seg en 2-akslet vogn som kjører med lav fart nedover en overhøyderampe fra sirkelkurve til rett spor, vil kreftene mellom skinner og hjul avhenge av overhøyden, rampestigningen og horisontalradius: Helningen gir belastning på indre hjul og avlastning på ytre. Ytre, førende hjul på første aksel avlastes, mens indre belastes. Føringskraften på indre, førende hjul øker med avtagende radius.

Skjevheter i vognens egenskaper og dens last er også medbestemmende.

Når grenseverdier for rampestigning er satt, skal det bety den totale rampestigningen - summen av tilsiktet rampestigning og vindskjevheter som følge av sporfeil. Kravet nevnt tidligere på rampestigning under 1:400 tar høyde for den totale rampestigningen.

Rampestigningshastigheten er overhøydens endring over tid og kan uttrykkes ved:

${\frac {\Delta h}{\Delta t}}{\text{ eller }}{\frac {dh}{dt}}$

(25)

For krengetog reduseres sideakselerasjonens effekt på passasjerene ved krenging innover i kurven. Dette kan imidlertid betraktes som en økning i oppbyggingen av overhøyde og innebærer derfor også en kraftig økning i rampestigningshastigheten.

En parameter enda nærmere et mål på passasjerkomforten er rykket ψ. Dette er som nevnt et uttrykk for hvor fort den ukompenserte sideakselerasjonen endres over tid:

$\psi ={\frac {\Delta j_{u}}{\Delta t}}{\text{ eller }}\psi ={\frac {dj_{u}}{dt}}$

(26)

I og med at ukompensert sideakselerasjon også kan uttrykkes som manglende overhøyde, er rykket også definert som endring av den manglende overhøyden. Jf. .9 får vi:

${\frac {dI}{dt}}={\frac {s}{g}}\cdot \psi$

(27)

En annen størrelse som føyer seg inn når lengden av overgangskurven skal bestemmes, og som følger av rampestigning, er rullvinkelhastigheten, eller vridningshastigheten. Denne benyttes først og fremst som et alternativ til rampestigningshastigheten når passasjerkomforten skal ivaretas. Tradisjonelt settes størrelsen opp som følgende forhold: 1 : nV, der V er hastigheten i km/h og n gjerne ligger mellom 4 og 12. Eksempelvis gir n = 4 en vinkelhastighet på 2.7 grader/s, mens undersøkelser har vist at stående passasjerer har akseptert opptil 4 grader/s. Viktig å huske er at rullvinkelen utover i kurven vil oppheve noe av vinkelhastighetens effekt for konvensjonelle tog.

Med utgangspunkt i den alminnelige formelen for klotoiden, uttrykt ved klotoideparameteren A, og krumning $\kappa$ som den inverse av radius R, får vi at

$\kappa (l)={\frac {1}{R(l)}}={\frac {l}{A^{2}}};0\leq l\leq L$

(28)

for et vilkårlig punkt der lengden fra overgangskurvens begynnelse (OB) er l.

Skal vi utlede krumningen med dynamiske parametre, kan det vises at

${\frac {v^{2}}{R}}-{\frac {g}{s}}\cdot {\frac {{\frac {dh}{dt}}\cdot L}{v}}={\frac {\psi \cdot L}{v}}$
	(29)
$\kappa ={\frac {1}{R}}={\frac {L}{v^{3}}}\left({\frac {g}{s}}\cdot {\frac {dh}{dt}}+\psi \right)$

Sammenlikner vi likn. 29 med 28 ser vi at klotoideparameteren A, kan skrives som

$A=L\cdot R={\sqrt {\frac {v^{3}}{{\frac {g}{s}}\cdot {\frac {dh}{dt}}+\psi }}}$

(30)

Den minste klotoideparameteren (A_min) vi kan ha for en gitt hastighet, v, får vi når vi setter inn de aktuelle grenseverdiene for både rampestigningshastigheten og rykket: dh/dt = dh/dt_maks, ψ = ψ_maks.

Formelen ovenfor vil kunne være nyttig for et nyanlegg dersom man har bestemt seg for en viss hastighet og ut fra det ønsker å bestemme minste klotoideparameter. Hvis en hovedpunktsberegning skulle vise at klotoideparameteren er mindre enn denne minste verdien, må man beregne på nytt for øke L og/eller R, evt. senke hastighetskravet.

Ved Jernbaneverket brukes ikke klotoideparameteren for å karakterisere overgangskurvene, men lengden L. På alle sportegninger skal derfor lengden angis. Det kan derfor være nyttig å finne minste klotoidelengde som samsvarer med A_min. Denne blir av uttrykkene over lik

$L_{\text{min}}={\frac {v^{3}}{\left({\frac {g}{s}}\cdot {\frac {dh}{dt}}_{\text{maks}}+\psi _{\text{maks}}\right)\cdot R}}$

(31)

Vi merker oss spesielt hvor sterkt minste klotoidelengde er avhengig av hastigheten; en økning i hastigheten på 25% vil nesten fordoble L_min!

Det er kanskje noe overraskende at minste klotoidelengde verken er avhengig av overhøyden eller den ukompenserte sideakselerasjonen. Dette virker tilsynelatende i konflikt med andre betraktninger der nettopp h og j_u står sentralt for å kunne bestemme minste nødvendige klotoidelengde. Forklaringen er den at vi nå betrakter overhøyden som en variabel som er avhengig av maksimal rampestigningshastighet, minste klotoidelengde og valgt hastighet. Vi kan nå skrive den ideelle overhøyden som samsvarer med uttrykket i .31 som

$h_{\text{opt}}={\frac {{\frac {dh}{dt}}_{\text{maks}}\cdot L_{\text{min}}}{v}}$

(32)

Som kjent er den ukompenserte sideakselerasjonen avhengig av denne overhøyden og valgt hastighet. Det eneste vi må kontrollere er at h og j_u ikke overskrider sine respektive maksimalverdier, dessuten at overhøyden ikke fører til for stor vindskjevhet.

I mange sammenhenger er overhøyden ikke avhengig av de samme størrelsene som nevnt ovenfor (dh/dt_maks, L_min og v). Da er overhøyden ansett å være “diktatorisk” fastsatt uten hensyn til andre parametre (enn at h < h_maks). I uttrykk for den ukompenserte sideakselerasjonen j_u er det selvsagt denne fastsatte overhøyden vi setter inn.

Tilnærming til 3.gradsparabelen

Klotoiden har en svært enkel utgangsformel, men å konstruere en klotoidekurve i praksis innebærer et behov for elektronisk regnekraft. Derfor har overgangskurver tradisjonelt blitt utformet som en god tilnærming gjennom 3.gradsparabelen:

$y={\frac {x^{3}}{6RL}}$

(33)

Her ser vi at det refereres til abscisse og ordinat (x og y), og L skal her bety kurvens lengde langs tangenten til kurven i OB.

Men uttrykket er utledet av beregninger på klotoiden og kurver med tilsvarende egenskaper, og i første omgang skal vi derfor gjennomgå en slik utledning:

Med rampestigning 1:n kan vi finne vilkårlig overhøyde ved h_x = x/n. Setter vi dette sammen med uttrykket for den teoretiske overhøyden gitt i ligning .4, og snur litt på uttrykket, kan vi få følgende uttrykk for krumningsradius:

$R={\frac {s\cdot v^{2}\cdot n}{g\cdot x}};{\frac {s\cdot v^{2}\cdot n}{g}}={\text{konst}}=C$

(34)

Et teoretisk uttrykk for krumningsradius er samtidig gitt ved:

$R={\frac {(1+\left({\frac {dy}{dx}}\right)^{2})^{\frac {3}{2}}}{\frac {d^{2}y}{dx^{2}}}},{\text{der}}{\frac {d^{2}y}{dx^{2}}}={\frac {(1+\left({\frac {dy}{dx}}\right)^{2})^{\frac {3}{2}}}{C}}\cdot x$

(35)

Dette er differensiallikningen for en radioide, der krumningsradien er omvendt proporsjonal med kurvens lengde. Avhengig av om en innfører abscissen, korden eller buen for variabelen x, fremkommer abscisseradioiden, korderadioiden eller bueradioiden. Sistnevnte er kurven som har fått navnet klotoiden.

Ved å forenkle lengdeuttrykkene x og y med $X={\frac {x}{\sqrt {2C}}}$ og $Y={\frac {y}{\sqrt {2C}}}$, kan vi rekkeutvikle formelen 35 til følgende uttrykk for bueradioiden:

$Y={\frac {X^{3}}{3}}\cdot (1+0,2286\cdot X^{4}+0,1184\cdot X^{8}+0,0789\cdot X^{12}+\dots )$

(36)

Uttrykkene for de to andre radioidetypene har noe ulike ledd fra og med andre ledd i parentesen og utover, men i praksis er det bare kurven nær origo som benyttes, og her er egentlig alle radioidene like anvendelige som overgangskurve.

Den tilnærming som tradisjonelt har vært utført, er å kun benytte aller første ledd fra ligning .36, slik at vi får:

$Y={\frac {X^{3}}{3}}\Rightarrow {\frac {y}{\sqrt {2C}}}={\frac {x^{3}}{3\cdot 2\cdot C\cdot {\sqrt {2C}}}}\Rightarrow y={\frac {x^{3}}{6C}}$

(37)

Uttrykket til høyre i 37 er nettopp ligningen for en kubisk parabel, eller 3.gradsparabel. Samme uttrykk kan finnes ved å tilnærme kurvens stigning dy/dx med null, siden det kun er en liten del av kurven som benyttes, for så å dobbeltintegrere uttrykket for krumningen.

Som regel ønsker vi å involvere lengden på overgangskurven. Med sistnevnte tilnærming, og gitt x = L, har vi av .35 at C = RL. Dermed ender vi opp med den alminnelig brukte formelen gitt i .33.

Figur 7 - 3.gradsparabel mellom rettlinje og sirkelkurve

Et tilleggsmoment ved bruk av 3.gradsparabel ligger i dens praktiske utforming, det vil si å bestemme dens beliggenhet. I forhold til et rettvinklet koordinatsystem, er ordinaten y gitt for alle verdier av x langs tangenten. Det vanligste har imidlertid vært å betrakte utgangssituasjonen der en ikke har noen overgang mellom rettlinje og sirkelkurve, som illustrert i fig. .7. En kan da tenke seg en sirkelkurve med radius lik R+m. Størrelsen m kalles innflytting og består av avstanden mellom tangentene til sirkelkurvene med radier R+m og R. 3.gradsparabelen har en slik form at ved halve overgangskurvens lengde, dvs. langs tangenten, er ordinaten lik halve innflyttingen, l/2, mens ved kurvens ende (OE) er den hele 4m. Størrelsen m er gitt ved:

$m={\frac {l^{2}}{24R}}$

(38)

I avsnitt 2.5.2 så vi uttrykkene rettvinklede koordinater (x,y) for klotoiden, som kan benyttes for utsett av en overgangskurve. For 3.gradsparabelen er y gitt som funksjon av x, og vi regner ut innflyttingen m fra en teoretisk sirkelkurve.

Tilnærming til klotoiden gjennom 3.gradsparabelen er tradisjonelt gjort pga. forenklet regnearbeide, men når overgangskurven blir uforholdsmessig lang for radien i sirkelkurven, vil tilnærmingen påvirke beliggenheten til kurven.

Tabell 4 illustrerer dette for ulike overgangskurvelengder og sirkelradier. Lengden L er buelengden til klotoiden, og tallene i tabellen er differansen mellom y-koordinaten til klotoiden, y_kloto, og y-koordinaten til 3.gradsparabelen innsatt x_kloto i 33:

$y_{\text{parab}}={\frac {x^{3}}{6Rl}}={\frac {l^{3}}{6Rl}}={\frac {l^{2}}{6R}}={\frac {x_{\text{kloto}}^{2}}{6R}}$

(39)

Tabell 2.4Avvik i mm mellom y-koordinat for klotoide og 3.gradsparabel.

Avvik i mm mellom y-koordinat for klotoide og 3.gradsparabel

	Radius R
Lengde L	250	300	500	800	1100
30	0,3	0,2	0,0	0,0	0,0
50	2,1	1,2	0,3	0,1	0,0
70	8,2	4,8	1,0	0,3	0,1
80	14,0	8,1	1,8	0,4	0,2
90	22,4	13,0	2,8	0,7	0,3
100	34,1	19.8	4,3	1,0	0,4
110	-	28,9	6,3	1,5	0,6
120	-	40,9	8,9	2,2	0,8

Matematisk er 3.gradsparabelen gitt ved kun å benytte første ledd i rekkeutviklingen som beskriver klotoiden. Som tabellen over viser blir tilnærmingen i noen situasjoner grovere enn i andre, men hvis vi betrakter en enkelt vogn gjennom overgangskurven, vil ikke ethvert punkt i vogna bevege seg lik kurven. Det vil kun de(t) tverrsnitt som faller sammen med den førende hjulgangen. Kurveforløpet varierer altså med ethvert vilkårlig punkt i vogna. Sett fra denne vinkelen vil ethvert eksakt matematisk begrep uansett være forlatt, og på den måten har 3.gradsparabelen blitt stående som en enkel og grei løsning på overgangskurvens form.

Men når det kommer til mer moderne former for prosjektering, er som regel klotoiden lagt til grunn. Praktiske oppgaver på sporet, som justering, etter klotoidebaserte data, kan dermed skape konflikter på kurver opprinnelig utfestet som 3.gradsparabler. På samme måte som tabell .4 viser koordinatavvik mellom de to kurvene, vil den endrede retningen langs overgangskurven også avvike mellom de to, i det klotoiden alltid krummer noe mer enn 3.gradsparabelen.

Konsistens mellom rampens og kurvens parametre

Parametre i overhøyderampen (h, dh/dt) og i overgangskurven (j_u, ψ) henger nøye sammen, noe som vil illustreres i det følgende.

Vi tar først utgangspunkt i overhøyderampen. Overhøyden bygges opp til verdien h på tiden t_rampe (= L_rampe/v), altså tiden det tar å kjøre gjennom overhøyderampen, dvs.

${\frac {dh}{dt}}\cdot t_{\text{rampe}}=h$

(40)

For overgangskurven vil den ukompenserte sideakselerasjonen bygges opp til verdien j_u på tiden t_kloto (= L_kloto/v), altså tiden det tar å kjøre gjennom overgangskurven, dvs.

$\psi \cdot t_{\text{kloto}}=j_{u}$

(41)

Selv om det finnes mange unntak ute i sporet, så skal i følge Teknisk regelverk overhøyderampen og overgangskurven falle sammen. Dette impliserer at de har samme lengde; L_rampe = L_kloto, og at det tar like lang tid å kjøre gjennom dem:

$t_{\text{rampe}}=t_{\text{kloto}}\Leftrightarrow {\frac {h}{\left({\frac {dh}{dt}}\right)}}={\frac {j_{u}}{\psi }}$

(42)

Dersom vi kjenner tre av de fire størrelsene som inngår i uttrykket til høyre i ligning 42 kan vi enkelt regne ut den fjerde. I dette uttrykket må alle størrelsene betraktes som faktisk opptredende størrelser i ett bestemt punkt på overgangskurven (f.eks. i OE). Formulert på denne måten har de neppe noen praktisk anvendelse, kanskje bortsett fra når tre av størrelsene er målte størrelser. Av kanskje større interesse er det derfor å kunne bruke maksimalverdier i ligning 42. Dersom vi velger maksimalverdier for tre av størrelsene vil vi kunne regne ut tillatt verdi for den fjerde.

Kurvekombinasjoner

I horisontalgeometrien finnes noen få hovedtyper av kurvekombinasjoner. Ved prosjektering av nye linjer er som regel alltid alle tre traseringselementene involvert, men for en del eksisterende baner er overgangskurven utelatt. I det følgende skal vi ta for oss hovedtypene, som vil bli fremstilt både som plantegning og ved pilhøydediagram, dvs. krumningsforløp gjennom kurven.

Enkel kurvekombinasjon

Det enkleste kurveforløpet vi har består av overgangen fra rettlinje til sirkelkurve og tilbake igjen vha. overgangskurver. Fig. .8 illustrerer dette.

Figur 8 - Enkel kurvekombinasjon: rettlinje - sirkel - rettlinje via overgangskurver.

Sammensatte kurver

Vi skiller tradisjonelt mellom ulike kurvesammensetninger der sirkelkurver alltid inngår. En mye benyttet type er sammensatte kurver, eller kombinasjonskurver, som skal bety flere tilstøtende, ensrettede sirkelkurver med ulik radius.

Figur 9 - Sammensatt kurve

Traseringskravene for sammensatte kurver, eller kombinasjonskurver, er de samme som for vanlige, enkle kurver, jf. til nå gjennomgåtte begrensninger pga. de ulike traseringsparametrene.

Ved prosjektering av nye baner/større linjeomlegginger bør sammensatte kurver imidlertid unngås og andre løsninger velges der det er mulig.

Sammensatte kurver uten overgangskurve

Dersom kurveradius er stor eller hastigheten er liten, kan overgangskurver utelates. Dette gjøres av konstruktive årsaker, og særlig på stasjoner i kontrakurver og i sporveksler. Punkter der rettlinje går direkte over i sirkelkurve betegnes kurvepunkt KP, mens punkter med en momentan overgang fra en sirkelkradius til en annen betegnes felles kurvepunkt FKP.

Figur 10 - Sammensatt kurve uten overgangskurver

For sirkelkurver uten overhøyde er som regel også overgangskurver utelatt. Endring i krumning og dermed sideakselerasjon skjer i dette tilfellet momentant. Utfra teoretiske betraktninger tilsier dette at rykket, den tidsderiverte av sideakselerasjonen, blir uendelig stort. Allikevel skjer det en utjevning i praksis, siden materiellet som trafikkerer linjen ikke er stivt, men utstyrt med fjæringsmekanismer. Fig. 11 illustrerer hvordan vognas faktiske akselerasjon arter seg ved inn- og utgang av en sirkelkurve med rettlinjer i endene.

Figur 11 - Sideakselerasjon ved kjøring fra rett spor til sirkelkurve uten overgangskurve.

Betraktningene rundt rulling som følge av fjæring hos materiellet, er gjeldende i perfekte kurver med jevn overgang. I praksis, for tilfellet uten overgangskurver, vil vi få svingninger i vogna som overstiger den teoretiske, ukompenserte sideakselerasjonen.

Det interessante punktet blir imidlertid å fastsette noen grenser for i hvilken utstrekning kurver uten overgangskurver kan benyttes. Her varierer innfallsvinkelen noe for de ulike forvaltninger. Én måte er å angi at endring til en manglende overhøyde I ikke skal overstige 100 mm. Videre kan denne begrenses ved å sette tak på hastigheten v som inngår i uttrykket.

En annen metode er å operere med en såkalt fiktiv overgangskurve. Som overgangskurve brukes da avstanden mellom vognas boggiesentra. Denne kan så settes inn i de vanlige formlene sammen med en akseptabel verdi for den ukompenserte sideakselerasjonen for å finne et utrykk for hvilken hastighet en kan benytte til hvilken kurveradius. Kravene til ukompensert sideakselerasjon er her som regel en senket maksverdi i forhold til vanlig.

Men hastigheten i kurver uten overgangskurver er også avhengig av hva slags kurve som benyttes, det vil si hvilken sammensetning den totale kurven har. De enkleste formene er direkte overgang fra rettlinje til sirkelkurve og direkte overgang mellom to ensrettede sirkelkurver. For disse gjelder vanlig hastighetsberegning utfra en j_u,maks.

Motsatt rettede kurver

En annen vanlig kurvesammensetning er motsatt rettede kurver, eller kontrakurver, som betyr tilstøtende kurver med krumning med ulikt fortegn. I sin alminnelighet har disse kurvene to motsatt rettede, tilstøtende overgangskurver imellom. Ved alle større linjeomlegginger og nyanlegg skal denne formen benyttes.

Figur 12 - Motsatt rettede kurver med overgangskurver

Der det er anledning til det, legges en rettlinje mellom overgangkurvene fremfor å la dem tilstøte hverandre i en felles OB. Men denne rettlinjen må være av en slik lengde, utfra maksimal tillatt hastighet på strekningen, at kjøring gjennom rettlinjen har en varighet på 0.9 sekunder eller mer.

Motsatt rettede kurver uten overgangskurver

Et siste tilfelle er to motsatt rettede sirkelkurver uten mellomliggende kurve. Denne kurveformen betegnes S-kurve og er foruten på eldre eksisterende spor anvendt bl.a. ved små linjeomlegginger for et begrenset tidsrom. For denne typen kurver gjelder følgende betingelse:

${\frac {v^{2}}{R_{1}}}+{\frac {v^{2}}{R_{2}}}\leq j_{u,{\text{maks}}}$

(43)

Tradisjonell bruk av formler fra tidligere, med innsatte verdier, gir følgende uttrykk når j_{u, maks} = 0.7 m/s² og V = 3.6 v (i km/h):

$V\leq 3\cdot {\sqrt {\frac {R_{1}\cdot R_{2}}{R_{1}+R_{2}}}}$

(44)

For å sikre ønsket bufferoverdekning (samt utjevne rykket) i kurver som krummer i forskjellig retning, skal det enten velges tilstrekkelig store radier eller det skal anlegges en rettlinje mellom kurvene. For ugunstigste vognkombinasjon gjelder følgende:

Hvis ${\frac {R_{1}\cdot R_{2}}{|R_{1}+R_{2}|}}\geq 120$ anlegges ingen rettlinje.

Hvis $100\leq {\frac {R_{1}\cdot R_{2}}{|R_{1}+R_{2}|}}<120$ anlegges en rettlinje = 7 m i spor som skal trafikkeres av personvogner og ingen rettlinje i spor som bare skal trafikkeres med godsvogner.

Hvis ${\frac {R_{1}\cdot R_{2}}{|R_{1}+R_{2}|}}<100$anlegges en rettlinje = 10 m i spor som skal trafikkeres av personvogner og 7m i spor som bare skal trafikkeres med godsvogner.

Begge radiene skal være ≥ 140 m.

Klotoiden i kurvekombinasjoner

Dersom overgangskurven benyttes mellom to ensrettede sirkelkurver, har vi at:

$L=A^{2}\left({\frac {1}{R_{2}}}-{\frac {1}{R_{1}}}\right)\Leftrightarrow A={\sqrt {{\frac {R_{1}R_{2}}{R_{1}-R_{2}}}L}},R_{2}<R_{1}$

(45)

For kontrakurver, eller motsatt rettede kurver, gjelder:

$L_{1}={\frac {A^{2}}{R_{1}}},L_{2}={\frac {A^{2}}{L_{2}}}{\text{eller}}A={\sqrt {R_{1}L_{1}}}={\sqrt {R_{2}L_{2}}}$

(46)

Jf. avsnitt 2.5.1 om overhøyderamper, gjelder uttrykkene i 46 bare dersom de to overgangskurvene har samme stigning, slik at vi har en rettlinjet, sakset overhøyderampe mellom sirkelkurvene. I motsatt fall må klotoideparameteren være forskjellig for de to kurvene.

VERTIKALKURVATUR

Kurver i vertikalplanet

Geometrien for vertikalkurvaturen er langt enklere enn den for horisontalkurvaturen. Isolert sett består den vertikale traséen av kun to traseringselementer: Stigninger (rettlinjer) og stigningskurver (sirkelkurver) i vertikalplanet. Tilsammen utgjør disse kurvene vertikalkurvaturen.

Linjens vertikalføring fremgår av lengdeprofilet for en gitt banestrekning, som angir størrelsen på stigning og fall på de forskjellige stedene på linjen. Stigning og fall angis i promille.

Tabell 5 angir fordelingen av stigning/fall i vertikalplanet for ulike eksisterende baner i Norge, der stigningene gjelder for alle rettlinjene i vertikalkurvaturen:

Tabell 5 - Stigningsfordeling for ulike eksisterende baner i Norge

	> 25 ‰	20,1-25 ‰	15,1-20 ‰	10,1-15 ‰	5,1-10 ‰	0,1-5 ‰	horisontalt	Største stigning
Østfoldbanen, vestre linje	0 %	2 %	0 %	25 %	35 %	27 %	11 %	25 ‰
Østfoldbanen, østre linje	0 %	0 %	0 %	41 %	33 %	18 %	8 %	13 ‰
Dovrebanen	0 %	0 %	16 %	18 %	16 %	31 %	19 %	18 ‰
Kongsvingerbanen	0 %	0 %	0 %	0 %	5 %	75 %	19 %	5 ‰
Rørosbanen	0 %	0 %	0 %	14 %	30 %	37 %	19 %	15 ‰
Nordlandsbanen	0 %	0 %	13 %	14 %	24 %	25 %	25 %	19 ‰
Gjøvikbanen	1 %	4 %	40 %	32 %	10 %	7 %	7 %	22 ‰
Bergensbanen	0 %	9 %	18 %	14 %	18 %	33 %	8 %	21 ‰
Sørlandsbanen	0 %	7 %	17 %	18 %	20 %	20 %	17 %	25 ‰
Vestfoldbanen	0 %	0 %	7 %	27 %	33 %	21 %	11 %	14 ‰
Solørbanen	0 %	0 %	0 %	0 %	20 %	53 %	28 %	8 ‰
Roa - Hønefoss	0 %	5 %	69 %	18 %	2 %	3 %	3 %	20 ‰
Raumabanen	0 %	1 %	23 %	10 %	16 %	27 %	24 %	20 ‰
Hell - Storlien	0 %	0 %	32 %	8 %	16 %	26 %	18 %	19 ‰
Grong - Namsos	0 %	0 %	0 %	8 %	33 %	16 %	43 %	11 ‰
Randsfjordbanen	0 %	0 %	0 %	13 %	42 %	32 %	13 %	11 ‰
Flåmsbanen	83 %	0 %	0 %	0 %	4 %	9 %	3 %	55 ‰
Asker - Spikkestad	0 %	0 %	0 %	10 %	31 %	37 %	23 %	11 ‰
Arendalslinjen	0 %	0 %	4 %	24 %	9 %	23 %	39 %	22 ‰
Ofotbanen	0 %	1 %	26 %	58 %	3 %	6 %	6 %	17 ‰
Øvrige baner	0 %	1 %	17 %	22 %	36 %	18 %	5 %	-
Totalt	1 %	2 %	13 %	17 %	22 %	28 %	18 %	55 ‰

Stigninger

Med stigning menes her en rettlinje i vertikalplanet som avviker i retning fra en horisontal referanseflate. Kjøreretningen bestemmer om stigningen har positivt (reell stigning) eller negativt (fall) fortegn.

Stigning og motstand

De viktigste avveiningene for å optimalisere stigning og fall er anleggsomkostningene, som kan begrenses ved større stigninger (kortere kjørevei), og driftskostnadene, som raskt vokser ettersom behovet for kraftigere trekkraft gjør seg gjeldende. Likeledes kreves bremsekraft i forhold til fall.

For alt rullende materiell gjelder en felles kjøremotstand under fremføringen. Denne består hovedsaklig av tre ledd: Grunnmotstanden, som utgjøres av friksjon etc., kurvemotstanden i horisontalkurver, og stigningsmotstanden. I vertikalgeometrien fokuserer vi på sistnevnte og dens samspill med den totale kjøremotstanden. Fenomenet består av tyngdekraftens komponent parallelt sporets lengderetning og er helt analogt med tyngdens komponent på tvers av kjøreretningen i kurver med overhøyde.

Figur 13 - Stigningsmotstand

Som regel er ikke stigningen større enn at vi kan tilnærme stigningen (lik tangens til v) med vinkelen v selv.

En uskadelig stigning er en stigning som innebærer mindre motstand enn grunnmotstanden og som derfor ikke gir større trafikkostnader enn på en flat strekning. I motsatt fall har vi en skadelig stigning.

På en del av våre eldre eksisterende baner, vil vertikalkurvaturen vise tegn på tidligere begrensninger hos det rullende materiell. Materiellet hadde ofte ikke kraft nok til å forsere en ideell stigning, dvs. helt jevn stigning fra et punkt til et annet, men måtte ha gjentatte intervaller av varierende stigning, og til og med fall, når den totale kjøremotstanden ble for høy. Disse intervallene fremkom ved å redusere stigningen med kurvemotstanden, slik at lengdeprofilet ble brukket i de horisontale kurvepunktene. Uskadelig stigning er/var sjelden mulig å få til, men en hovedutfordring bestod i å unngå såkalt tapt stigning, dvs. at avvikene fra jevn stigning medførte økt energiforbruk.

Bestemmende fall og stigning

Bestemmende fall/stigning er det fall i promille som beregnes ved å forbinde to punkter i strekningens lengdeprofil med innbyrdes avstand lik 1000 m med en rett linje. For en lengre strekning er det bestemmende fall/stigning den største verdien som fremkommer på en vilkårlig kilometer langs strekningen med denne beregningen.

Linjens stigning og fall angis med fall- og stigningsvisere. Disse settes opp ved begynnelsen av fall- eller stigningsstrekningen, og på steder der det bestemmende fall endres med mer enn 5 ‰. Ved bestemmende fall/stigning under 5 ‰ anvendes ikke visere.

Figur 14 - Eksempel på beregning av bestemmende fall/stigning med anvisere.

I fig. .14 er det bestemmende fall fra km 0 til km 2.1 mindre enn 5 ‰ og anvises derfor ikke. Fra km 2.1 til km 4.1 er det bestemmende fall lik 14.6 ‰ og anvises derfor avrundet til 15. Største fall er 17.2 ‰.

Bestemmende fall/stigning vil naturlig nok stille ulike krav til ulik trafikk og materiell. Derfor er det satt krav om største bestemmende fall/stigning:

Tabell 6 - Største bestemmende fall/stigning på fri linje

	Største bestemmende stigning/fall (‰)
	Baner med blandet trafikk	Persontrafikkbaner	Sidespor
Normale krav	12,5	20	12,5
Minste krav	20	25	30

I enkelte tilfeller kan sporets absolutte fall/stigning angis i stedet for det bestemmende. Dette gjelder når det forekommer store fall/stigninger over en kort strekning på stasjoner eller sidespor, hvor det f.eks. foregår skifting.

Prosjektering av vertikalkurvaturen er i stor grad avhengig av hastigheten til det materiellet som skal trafikkere den aktuelle strekningen. Største tillatte kjørehastighet for tog på strekninger med fall er ikke bare avhengig av den oppsatte hastigheten i sporavsnittet, men også av togets bremseutstyr og det bestemmende fall på strekningen. Tabell .7 gir en normal sammenstilling av bestemmende fall og hastigheter:

Tabell 7 - Forholdet mellom bestemmende fall og tillatt hastighet

Bestemmende fall (‰)	Tillatt hastighet (km/h)
12,5	200
15	180
17,5	160
20	140
22,5	120
25	100

Høyere hastighet enn angitt i tabell 7 kan tillempes hvis signalsystem og rullende materiell tilsier det. Eksempelvis er kravet på Gardermobanen satt til 27 ‰.

Når en ny linje driftsmessig er å betrakte som en forlengelse av en eksisterende bane, eller når det gjelder linjeomlegging, skal det bestemmende fall ikke være større enn for den eksisterende banen. I motsatt fall bør det bestemmende fall velges slik at de forutsatte togslag kan kjøre i stigning og fall i overensstemmelse med hastighetsbetraktningene fra forrige avsnitt.

For rettlinjer i vertikalplanet gjelder at linjer med konstant eller uten stigning mellom sirkelkurver skal ha en lengde på minst 20 m.

Stasjonsområder

På stasjoner og ved hensetting av tog gjelder egne bestemmelser. I første omgang skal det bestemmende fall/stigning ikke overstige 20 ‰ mellom innkjørs- og utkjørshovedsignal.

For hovedspor såvel som sidespor og oppstillingsspor gjelder at sporet bør anlegges horisontalt. Største stigning/fall er 2 ‰/5 ‰ (normal-/minstekrav). Sidespor må i tillegg sikres med avledende sporveksel eller sporsperre. Utfra erfaring med ulike typer materiell må stigning/fall i tillegg avpasses i forhold til igangsetting fra stopp.

Spor mot plattformer har samme krav som ved hensetting.

Stigningskurven

I forrige avsnitt ble det vist et lengdeprofil fra vertikalkurvaturen, der stigning og fall endres i brukne rettlinjer. Men for å få jevn vertikalkurvatur, må hvert slikt brytningspunkt, eller brekkpunkt, rundes av med en sirkelkurve i vertikalplanet, en såkalt stigningskurve.

Stigningskurven fungerer som overgang mellom de ulike stigninger. I teoretisk prosjekteringssammenheng benyttes imidlertid ikke stigningskurver der stigningsforskjellen ikke overstiger 1 ‰.

Figur .15 viser utgangspunktet for innlegging av en stigningskurve. Brytningspunktet (BP) angir hvor kurven skal ligge - enten over eller under knekken i det eksisterende terrenget. Nødvendig utstrekning angis ved stigningskurvens ender (SE). Ved overgang til større stigning, eller til lavere fall, har vi såkalt lavbrekk. I motsatt fall har vi høybrekk.

Figur 15 - Vertikalkurver.

Radius

Vertikalkurvens radius fastsettes normalt ved å ta hensyn til reduksjon av aksellasten i vertikalkurver i høybrekk, eller konvekse kurver, som vist i fig. .15. Videre må det tas hensyn til klaringen mellom spor og rullende materiell, som blir dimensjonerende størrelse for spor som trafikkeres med lave hastigheter. Komfort er sjelden dimensjonerende faktor for å bestemme vertikalradius.

Tidligere ble vertikalkurvens radius regnet ut som kvadratet av hastigheten i km/h. Med dagens hastigheter gir det altfor store radier som er vanskelige å tilpasse horisontalgeometrien. Følgende to formler gir henholdsvis normalkravet og minstekravet til radius i vertikalkurver. Hastigheten V inngår i km/h:

$R_{V}={\frac {V^{2}}{2,6}}m{\text{ og }}R_{V}\geq 4000m$

(47)

$R_{V}={\frac {V^{2}}{3,9}}m{\text{ og }}R_{V}\geq 2500m$

(48)

Men der det er plass til å benytte større radius enn det som kreves etter .48, bør dette gjøres. Dersom vertikalkurver faller sammen med kurver i horisontalplanet, vil sporets geometri bli komplisert, og overhøyde- og vindskjevhetsfeil kan oppstå. Derfor bør stigningskurvene så langt det er mulig ligge i horisontale rettlinjer.

Vertikalkurven skal ikke falle sammen med overgangskurver eller sporveksler. Opptil nylig var dette tillatt så lenge radius var så stor som 10 000 m, så en rekke slike tilfeller finnes ute på sporet i dag. Et konkret eksempel på dette er hele den østre delen av Oslo Sentralstasjon, som inneholder et stort antall sporveksler og derfor har vertikalkurvatur med nettopp denne radien. I sin alminnelighet skal vertikalkurver aldri ha radius mindre enn 2000 m.

Stigningskurver i horisontal rettlinje skal videre avsluttes minst 15 m foran nærmeste OB og i horisontalkurve minst 15 m foran nærmeste OE.

På sidespor er kravene til minste radius hhv. 1500 m (normalt) og 500 m (minste), og det kan dispenseres for radier helt ned til 250 m under helt bestemte betingelser.

Lengde på kurven

Ser vi igjen på fig. .15 fra avsnitt 3.3, kan vi finne et uttrykk for lengdene t. Vi forutsetter i første omgang at sirkelkurven legges inn slik at disse kan betraktes som tangenter til kurven. Figur .16 illustrerer situasjonen for to vilkårlige kryssende tangenter til en sirkelkurve:

Figur 16 - Beregning av lengde, heving og senking i vertikalkurve.

De to tangentene har samme lengde og som uttrykkes ved:

$A,BP=B,BP=R\cdot \tan {\frac {\alpha }{2}}$

(49)

Siden stigning og fall utgjør svært små vinkler, kan en tilnærme størrelsene, som egentlig er forholdstall og dermed tangens til vinklene, med vinklene selv. Dermed kan vi skrive:

$A,BP=B,BP\approx R\cdot {\frac {\alpha }{2}}$

(50)

Ved å betrakte figur 16 i forhold til horisontalplanet, kan det gjennom en del vinkelbetraktninger vises at vinkelen α/2 er halve forskjellen mellom stigningene. Dermed ender vi opp med et uttrykk for t som funksjon av stigning og kurveradius:

$t={\frac {s_{2}-s_{1}}{2}}\cdot R$

(51)

der t er lengden til “tangentene” til de to halvpartene av kurven som utgjør henholdsvis de ulike stigningene s₁ og s₂, gitt som forholdstall. Her er det viktig å bruke riktig fortegn, slik at fall inngår som “negativ stigning”.

Som for stigninger gjelder det at stigningskurvens lengde ikke skal være kortere enn 20 m.

Heving og senking

I høybrekk foretar vi en senking av brytningspunktet BP ned til punktet P, mens i lavbrekk foretar vi en såkalt heving, jf. figur 15. Betrakter vi figur 16, ønsker vi å finne heving/senking som lengden BP,P. Utfra de påtegnede vinkler fås følgende sammenheng:

$BP,P=P_{1},P\cdot \tan {\frac {\alpha }{2}}=R\cdot \tan {\frac {\alpha }{2}}\cdot \tan {\frac {\alpha }{4}}$

(52)

Igjen kan vi tilnærme tangens til vinkelen med vinkelen selv, som dermed gir:

$m_{v}=BP,P\approx R\cdot {\frac {\alpha }{2}}\cdot {\frac {\alpha }{4}}=R\cdot {\frac {\alpha ^{2}}{8}}=R\cdot {\frac {(s_{2}-s_{1})^{2}}{8}}={\frac {t^{2}}{2R}}$

(53)

Uttrykket helt til høyre i 53 er det vanlige uttrykket for heving og senking, som funksjon av tangentlenden t og kurveradius.

Geometriske feil - vedlikehold

Til nå i dette kapitlet har vi først og fremst konsentrert oss om en rekke teoretiske aspekter ved sporgeometrien, dvs. geometrisk utforming etter ideelle ønsker. Sporet er imidlertid gjenstand for stadige justeringer, og i det følgende skal vi belyse en del geometriske feil som oppstår. Feil i sporet er forøvrig grundigere beskrevet i kapitlene L534 – Sporjustering og L535 – Tilstandskontroll.

For geometriens, eller kurvaturens del, er det særlig fire geometriske feil vi ønsker å minimalisere: Vindskjevheter, avvik i side og høyde og uriktig overhøyde. En skulle umiddelbart regne med at de ulike geometriske feilene hadde samme karakter og utbedring for nær identiske spor- og trafikkforhold, men grundige undersøkelser over tid har ikke kunnet bekrefte dette. Hverken trafikkmengde/-type eller sporkonstruksjon kan på statistisk grunnlag vise til noe entydig forringelse av geometrien eller vedlikeholdsbehov.

Derimot kan det vises at høyde- og sidefeil øker lineært både med aksellast og tiden mellom vedlikehold, utenom den initielle justeringen av sporet.

Vindskjevhet

Definisjon og årsak

Fenomenet forekommer i to former: tilsiktet og utilsiktet vindskjevhet. Den tilsiktede vindskjevheten finnes i overhøyderamper og kalles rampestigning. Utilsiktet vindskjevhet er som regel langt større, og den kan oppstå som en geometrisk feil i spor med telefarlige masser, ustabiliserte spor og etter eller under gravearbeider. Den vanligste definisjonen av vindskjevhet er forskjell i overhøyde, målt over en gitt basis. Dette innebærer at skinnestrengene ikke er parallelle i vertikalplanet, men har ulik stigning. En annen definisjon av vindskjevhet er hvis vi tenker oss en helt stiv vogn med fire hjul: Ved vindskjevt spor vil kun tre av hjulene berøre sporet. Avstanden fra det fjerde og ned på skinnestrengen blir dermed sporets vindskjevhet.

Figur 39 - Vindskjevhet som forskjell i overhøyde h₂-h₁ over en basis B.

Konsekvens

For å se på følgene av vindskjevt spor, er den stive vogna uten fjæring et godt utgangspunkt. Når denne går inn i en overgangskurve og opp en overhøyderampe fra en rettlinje, vil det fremre, ytre hjulet påvirkes av en økt kraft, mens det bakre, ytre hjulet vil avlastes - i det svært teoretiske tilfellet totalt. Ut av sirkelkurven igjen og ned en overhøyderampe skjer det motsatte - det fremre, ytre hjulet avlastes.

For eksisterende rullende materiell er situasjonen den samme, bare mer komplisert på grunn av materiellets dynamiske egenskaper og avhengig av hvor bratt den aktuelle rampa er. Som oftest finnes lokale, utilsiktede vindskjevheter innenfor rampa, som dermed må legges til den tilsiktede vindskjevheten. Hvis denne summen blir stor nok får det ytre hjulet avlasting nok til å klatre over skinnekanten og vi får avsporing. Det er altså i ramper med minkende overhøyde faren for avsporing er aller størst.

Side- og høydefeil

Definisjon og årsak

Side- og høydefeil er kort og godt avvik fra horisontal- og vertikalkurvatur og måles i stor grad ved de samme prinsipper. Ved justering av sidebeliggenheten, eller baksing, justeres alltid høydebeliggenheten samtidig.

Vi skiller mellom tre nivåer av feil: farlige, skadelige og uskadelige feil. Førstnevnte er en fare for sikkerheten og må rettes omgående når de oppdages. Skadelige feil rettes så snart som mulig, etter at alle farlige feil for et strekke er rettet. De uskadelige feilene må holdes under observasjon slik at vedlikeholdet er tilstrekkelig til at de ikke utvikler seg til skadelige feil.

Konsekvens

Slike feil forårsaker en slingrende toggang, som igjen vil forårsake ujevn slitasje på skinnene og befestigelsen. Dessuten kan feil i sidebeliggenheten forårsake solslyng på skinnene.

Overhøydefeil

Årsak

Hvis den tilsiktede overhøyden i en kurve ikke er oppnådd ved en justering, vil belastning av sporet lett kunne påføre kurven ytterligere avvik fra ideell overhøyde. Dermed går vi inn i en ond sirkel hvor feilen bare vokser.

Konsekvens

Dersom følgen av dårlig justering er for stor overhøyde, får vi et større overhøyde overskudd enn vi har regnet med for godstogene. Følgelig kan disse forskyve sporet så hardt innover i kurven at det ødelegger sporet. I motsatt fall blir den manglende overhøyden I så stor for det raskeste materiellet at vi får avsporing.

Brå feil i overhøyden kan også gi feil i baksen. Når disse blir store, oppstår ofte også en sporutvidelse samme sted.

Registrering av kurvatur - løfteskjema

I avsnitt 2.6 om horisontalkurvatur ble de mest anvendte kurvekombinasjonene vist i figurer. Figurene 8 og 12 viser henholdsvis den alminnelige overgangen mellom rettlinje og sirkelkurve, ved hjelp av overgangskurve, og bruk av tilstøtende overgangskurver for kontrakurver (FOB). Begge typer forekommer både med og uten mellomliggende rettlinje. Disse kurvekombinasjonene kan vi betegne som lovlige kombinasjoner. Direkte overgang fra rettlinje til sirkelkurve skal derimot ikke forekomme på hovedspor. Da har vi i så fall en ulovlig kombinasjon. Det som derimot forekommer en del er såkalte felles kurvepunkt (FKP). Disse utgjør gjerne en liten endring i krumning fra en sirkelkurve til en annen.

Alle punkt som innebærer endret situasjon på sporet, har blitt registrert i den såkalte Banedatabanken (BDB), sammen med en rekke andre data som berører tekniske anlegg utover traséen, som VUL-punkt, kontaktledning og signaler. På grunnlag av spordataene fra BDB, kan vi fremstille såkalte løfteskjema. Dette skjemaet inneholder de nødvendige data for justering av sporet med maskin. I tillegg til talldata fra BDB, inneholder det også en grafisk fremstilling av horisontalkurvaturen ved å illustrere krumningen som negativ og positiv i henholdsvis venstre- og høyrekurver i kilometerretningen. På grunn av fortløpende informasjon om punkter uten direkte sammenheng, rangert etter kilometer, er den grafiske fremstillingen til stor hjelp for å tolke sporets horisontale gang.

Vertikalkurvaturen er også fremstilt med tall i løfteskjemaet, men er ikke presentert grafisk. Dette ville ikke gitt merkbare utslag med den målestokken kilometreringen innebærer i hht. til horisontalkurvaturen.

Figur 40 viser et eksempel på en side fra et løfteskjema fra en delstrekning på Sørlandsbanen, etterfulgt av en forklaring på de ulike elementene som er listet.

Figur 40 - Eksempel på løfteskjema: delstrekningen fra banenr. 2000; Nordagutu – Nelaug på Sørlandsbanen

1. kolonne	traseringspunkt, evt. skilt, mast
2. kolonne	km, 3 desimaler (m-nivå)
3-4. kolonne	evt. VUL-koordinater
5-7. kolonne	horisontalkurvatur: radius (sirkelkurven), overhøyde og lengde på overgangskurve
8. kolonne	grafisk krumningsdiagram
9-11. kolonne	vertikalkurvatur: h.o.h., radius eller stigning og tangentlengde
12-13.kolonne	hastighetsskilter

Vedlegg

Utledning av rettvinklede koordinater på klotoiden

I ligning 23, viste vi en rekkeutvikling av klotoiden til et uttrykk der ordinaten y var en funksjon av buelengden l, etterhvert tilnærmet med x. En mer direkte utledning vil være å rekkeutvikle rettvinklede koordinater x og y hver for seg. Dermed kan vi få uttrykk for koordinatene som funksjoner av enten overgangskurvens lengde eller retning for et vilkårlig punkt.

Vi kan starte med å betrakte enhetsklotoiden: rl = 1

Følgende differensialer gjelder:

$dl=r\,d\tau$

Integrasjon gir:

$\tau ={\frac {l^{2}}{2}}$

der τ er den tangentielle retningen i et punkt

For rettvinklede koordinater til punkt på enhetsklotoiden har vi:

$dx=\cos \tau dl\quad dy=\sin \tau dl$

Med dette utgangspunktet får vi følgende kjerner:

$l={\sqrt {2}}{\sqrt {\tau }}\quad {\frac {dl}{d\tau }}={\frac {1}{{\sqrt {2}}{\sqrt {\tau }}}}\quad dl={\frac {d\tau }{{\sqrt {2}}{\sqrt {\tau }}}}$

Dermed får vi følgende differensialer:

$dx=\cos {\frac {l^{2}}{2}}dl={\frac {1}{\sqrt {2}}}{\frac {\cos \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau \quad dy=\sin {\frac {l^{2}}{2}}dl={\frac {1}{\sqrt {2}}}{\frac {\sin \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau$

- som gir disse integralene:

$x=\int _{0}^{l}\cos {\frac {l^{2}}{2}}dl={\frac {1}{\sqrt {2}}}\int _{0}^{\tau }{\frac {\cos \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau \quad y=\int _{0}^{l}\sin {\frac {l^{2}}{2}}dl={\frac {1}{\sqrt {2}}}\int _{0}^{\tau }{\frac {\sin \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau$

For en vilkårlig klotoide gitt med parameter A, får vi:

$>x=\int _{0}^{l}\cos {\frac {l^{2}}{2A^{2}}}dl={\frac {A}{\sqrt {2}}}\int _{0}^{\tau }{\frac {\cos \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau \quad y=\int _{0}^{l}\sin {\frac {l^{2}}{2A^{2}}}dl={\frac {A}{\sqrt {2}}}\int _{0}^{\tau }{\frac {\sin \tau }{\sqrt {\tau }}}d\tau$

Men disse integralene lar seg ikke løse direkte, og må derfor løses gjennom rekkeutvikling.

Cosinus- og sinusfunksjonen er gitt ved:

$\cos {\frac {l^{2}}{2A^{2}}}=1-{\frac {l^{4}}{2^{2}\cdot A^{4}\cdot 2!}}+{\frac {l^{8}}{2^{4}\cdot A^{8}\cdot 4!}}-{\frac {l^{12}}{2^{6}\cdot A^{12}\cdot 6!}}+\dots$

$\sin {\frac {l^{2}}{2A^{2}}}={\frac {l^{2}}{2A^{2}}}-{\frac {l^{6}}{2^{3}\cdot A^{6}\cdot 3!}}+{\frac {l^{10}}{2^{5}\cdot A^{10}\cdot 5!}}-{\frac {l^{14}}{2^{7}\cdot A^{14}\cdot 7!}}+\dots$

Dermed kan integralene over løses:

$x=l-{\frac {l^{5}}{5\cdot 2^{2}\cdot A^{4}\cdot 2!}}+{\frac {l^{9}}{9\cdot 2^{4}\cdot A^{8}\cdot 4!}}-{\frac {l^{13}}{13\cdot 2^{6}\cdot A^{12}\cdot 6!}}+\dots$

$y={\frac {l^{3}}{3\cdot 2A^{2}}}-{\frac {l^{7}}{7\cdot 2^{3}\cdot A^{6}\cdot 3!}}+{\frac {l^{11}}{11\cdot 2^{5}\cdot A^{10}\cdot 5!}}-{\frac {l^{15}}{15\cdot 2^{7}\cdot A^{14}\cdot 7!}}+\dots$

Ønskes stigningsvinkelen τ i stedet for buelengden l som parameter i ligningene, kan vi sette inn for $l={\sqrt {2\tau }}$:

$x=(2\tau )^{1/2}-{\frac {(2\tau )^{5/2}}{5\cdot 2^{2}\cdot A^{4}\cdot 2!}}+{\frac {(2\tau )^{9/2}}{9\cdot 2^{4}\cdot A^{8}\cdot 4!}}-{\frac {(2\tau )^{13/2}}{13\cdot 2^{6}\cdot A^{12}\cdot 6!}}+\dots$

$x={\sqrt {2\tau }}(1-{\frac {\tau ^{2}}{10A^{4}}}+{\frac {\tau ^{4}}{216A^{8}}}-{\frac {\tau ^{6}}{9360A^{12}}}+\dots )$

$y={\frac {(2\tau )^{3/2}}{3\cdot 2A^{2}}}-{\frac {(2\tau )^{7/2}}{7\cdot 2^{3}\cdot A^{6}\cdot 3!}}+{\frac {(2\tau )^{11/2}}{11\cdot 2^{5}\cdot A^{10}\cdot 5!}}-{\frac {(2\tau )^{15/2}}{15\cdot 2^{7}\cdot A^{14}\cdot 7!}}+\dots$

$y={\sqrt {2\tau }}({\frac {\tau }{3}}-{\frac {\tau ^{3}}{42A^{6}}}+{\frac {\tau ^{5}}{1320A^{10}}}-{\frac {\tau ^{7}}{75600A^{14}}}+\dots )$

Ønskes summenotasjon, kan formlene over skrives som:

$x=\sum _{n=1}^{\infty }(-1)^{n+1}\cdot {\frac {l^{4n-3}}{(4n-3)\cdot (2n-2)!2^{2n-2}\cdot A^{4n-4}}}$

$x={\sqrt {2\tau }}\sum _{n=1}^{\infty }(-1)^{n+1}\cdot {\frac {\tau ^{2n-2}}{(4n-3)\cdot (2n-2)!\cdot A^{4n-4}}}$

$y=\sum _{n=1}^{\infty }(-1)^{n+1}\cdot {\frac {l^{4n-1}}{(4n-1)\cdot (2n-1)!2^{2n-2}\cdot A^{4n-2}}}$

$y={\sqrt {2\tau }}\sum _{n=1}^{\infty }(-1)^{n+1}\cdot {\frac {\tau ^{2n-1}}{(4n-1)\cdot (2n-1)!\cdot A^{4n-2}}}$

LITTERATURHENVISNINGER

1. Berg & Henker - Weichen, Eisenbahnbau, Transpress 259s. (1986)
2. Banverket - Spårgeometrihandboken, BVH 586.40 ((01.12.96)
3. Banverket - Växelprojekteringshandboken, BVH 586.45 (01.04.95)
4. DB - Sporregler, tillæg 2A-2F (1987)
5. Esveld, Coenraad, Dr. - Modern Railway Track, (1989)
6. Haacke, W. et al. - Matematik für Bauingeniuere (1968)
7. Heje, Kolbjørn - Vei og jernbanebygging, Håndbok for undervisning og praksis, H. Aschehaug & CO, 837s. (1941)

1. Holme, Jan - Sporveksler, Fag 34045 Jernbaneteknikk VK, NTNU, notat nr. 856 (1993)
2. Holom, Finn - Kurs i baneteknikk; Sporets geometri, NSB Bane, Region Øst (1992)
3. Jernbaneverket - Overbygning-Prosjektering, Teknisk regelverk JD 530 (01.01.98)
4. Jernbaneverket - Overbygning-Bygging, Teknisk regelverk JD 531 (01.01.98)
5. Jernbaneverket - Overbygning-Vedlikehold, Teknisk regelverk JD 532 (01.01.98)
6. Mathisen, Olav - Kurvestikking, ILM-Ås (1987)
7. NBS Rekommendation R26 - Växlar för höga hastigheter, Nordiskt Bantekniskt samarbete (21.10.94)

1. NSB - Lærebok for linjepersonalet, Trykk 383, Tjenesteskrifter NSB Hovedadministrasjonen, NSB Jernbaneskolen (1987)

1. NSB - Overbygningsnormaler, Trykk 380
2. NSB - Banetekniske forutsetninger for togfremføringen, Trykk 302.1 (01.09.85)
3. Skoglund, Kjell Arne & Våge, John - Traseringsparametre og kjørekomfort, Fag 34045 Jernbaneteknikk VK, NTNU, notat nr. 1027 (jan. 1997)

1. Skoglund, Kjell Arne - Sporgeometri og kjøredynamikk, Fag 34045 Jernbaneteknikk VK, NTNU, notat nr. 955 (mars 1996)