張鵬飛，桂昊，高亮，雷曉燕

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橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道撓曲力影響因素分析

張鵬飛1，桂昊1，高亮2，雷曉燕1

(1. 華東交通大學(xué) 鐵路環(huán)境振動(dòng)與噪聲教育部工程研究中心，江西 南昌 330013； 2. 北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044)

針對(duì)我國(guó)高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道梁-板-軌相互作用問(wèn)題，采用有限元法分別建立雙線多跨簡(jiǎn)支梁橋和大跨連續(xù)梁橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路精細(xì)化空間耦合模型，考慮橋梁及軌道結(jié)構(gòu)的細(xì)部尺寸與力學(xué)屬性，計(jì)算列車荷載作用下各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)的撓曲力與位移，分析扣件縱向阻力、滑動(dòng)層摩擦因數(shù)等參數(shù)對(duì)橋上無(wú)縫線路撓曲受力與變形的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明：列車荷載作用下大跨連續(xù)梁橋上軌道結(jié)構(gòu)的受力與變形要明顯大于多跨簡(jiǎn)支梁橋，單線加載時(shí)有載側(cè)和無(wú)載側(cè)之間相差不大，且近為雙線加載時(shí)的1/2；需要根據(jù)不同的檢算部件選取最不利的列車荷載作用長(zhǎng)度；采用小阻力扣件改善鋼軌受力與變形時(shí)，固定支座橋臺(tái)和連續(xù)梁活動(dòng)支座橋墩處的軌板相對(duì)位移應(yīng)加強(qiáng)觀測(cè)；滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、固結(jié)機(jī)構(gòu)縱向剛度及固定支座墩/臺(tái)頂縱向剛度均需控制在合理范圍內(nèi)。

高速鐵路；CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道；橋上無(wú)縫線路；列車荷載；撓曲力；影響因素

橋上China Railway Track System Ⅱ(以下簡(jiǎn)稱CRTSⅡ)型板式無(wú)砟軌道是我國(guó)高速鐵路軌道結(jié)構(gòu)的主要型式之一，因其高平順性、高穩(wěn)定性和少維修等優(yōu)點(diǎn)在京滬、京津和滬昆等線路上得到廣泛應(yīng)用[1?2]。橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路中鋼軌、軌道板、CA砂漿層和底座板均為縱連結(jié)構(gòu)，在固結(jié)機(jī)構(gòu)、“兩布一膜”滑動(dòng)層及臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu)[3]等共同作用下，梁?板?軌及層間相互作用機(jī)理比較復(fù)雜，相互作用力過(guò)大將引起線路失穩(wěn)、軌道板斷裂等問(wèn)題，嚴(yán)重影響橋上行車安全。國(guó)內(nèi)外對(duì)于橋上無(wú)縫線路縱向力方面的研究，大多基于所建立的有限元模型，計(jì)算溫度荷載、列車荷載及制動(dòng)荷載作用下結(jié)構(gòu)的力學(xué)特性，并對(duì)相關(guān)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化分析。YAN等[4]建立大跨度系桿拱連續(xù)梁橋與多股軌道相互作用模型，分析溫度荷載、豎向活載、列車制動(dòng)荷載及風(fēng)荷載作用下系桿拱連續(xù)梁橋上無(wú)縫線路縱向力和墩頂水平力；DAI等[5]建立單層彈簧阻力模型，探討小阻力扣件在大跨連續(xù)梁橋上的適用性；邢夢(mèng)婷等[6]建立橋上縱連板式無(wú)砟軌道雙層彈簧阻力模型，計(jì)算了溫度荷載下的撓曲力；方利等[7?9]建立3層彈簧阻力模型，對(duì)簡(jiǎn)支梁橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道制動(dòng)力傳遞規(guī)律及其影響因素進(jìn)行分析，并對(duì)大跨連續(xù)梁橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道合理溫度跨度進(jìn)行研究；YAN等[10]建立空間整體剛臂模型，分析高速鐵路長(zhǎng)大橋梁有砟軌道無(wú)縫線路縱向力分布規(guī)律；蔡小培等[11?13]建立空間耦合有限元模型，分別計(jì)算橋上CRTSⅡ型板式、CRTSⅠ型板式和雙塊式無(wú)砟軌道縱向力與位移，并分析相關(guān)影響參數(shù)；此外，國(guó)內(nèi)外學(xué)者還對(duì)橋上無(wú)縫線路縱向力進(jìn)行了遠(yuǎn)程監(jiān)測(cè)[14?16]。隨著研究的深入，橋上無(wú)縫線路有限元模型逐漸由剛臂到彈簧阻力、桿單元到梁?jiǎn)卧?、平面到空間，再到空間實(shí)體耦合模型發(fā)展，模型單元越來(lái)越精細(xì)化，與現(xiàn)場(chǎng)工程實(shí)際越來(lái)越接近?；诂F(xiàn)有研究成果，本文以廣泛應(yīng)用于高速鐵路的多跨簡(jiǎn)支梁橋和大跨連續(xù)梁橋?yàn)槔?，采用有限元法建立橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路縱?橫?垂向空間實(shí)體耦合模型，研究列車荷載作用下橋上無(wú)砟軌道無(wú)縫線路撓曲力分布規(guī)律，并對(duì)相關(guān)影響參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，研究成果可為橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路設(shè)計(jì)理論、運(yùn)營(yíng)安全及養(yǎng)護(hù)維修提供參考。

1 模型建立

高速鐵路橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路空間耦合模型中除鋼軌、軌道板、底座板和橋梁等結(jié)構(gòu)外，還包括扣件、CA砂漿、橋梁墩臺(tái)支座、摩擦板和端刺及過(guò)渡板等細(xì)部結(jié)構(gòu)。本節(jié)以雙線10×32 m簡(jiǎn)支梁橋和3×32 m簡(jiǎn)支梁+(70+130+70) m連續(xù)梁+3×32m簡(jiǎn)支梁橋?yàn)槔f(shuō)明建模過(guò)程。

1.1 空間耦合模型

1) CHN60標(biāo)準(zhǔn)鋼軌采用梁?jiǎn)卧M，扣件采用WJ-7型常阻力扣件，扣件間距為0.65 m；分別采用彈簧?阻尼器單元和非線性彈簧單元模擬扣件的橫、垂向剛度及縱向阻力，橫、垂向剛度[5]分別取50 kN/mm和35 kN/mm；WJ-7型常阻力扣件有載和無(wú)載下的縱向阻力分別按式(1)和式(2)計(jì)算取值，彈條V型小阻力扣件有載和無(wú)載下的縱向阻力分別按式(3)和式(4)計(jì)算取值，式中，為扣件縱向阻力，單位為kN/(m?軌)，為鋼軌相對(duì)扣件的縱向位移；模型中列車荷載下扣件縱向阻力采用有載阻力，無(wú)載下扣件采用無(wú)載阻力。無(wú)載下WJ-7型常阻力扣件最大縱向阻力為24.0×0.629=15.12 kN/ (m?軌)，計(jì)算時(shí)取15 kN/組；無(wú)載下彈條V型小阻力扣件最大縱向阻力為8.0×0.629=5.04 kN/(m?軌)，計(jì)算時(shí)取5 kN/組；扣件阻力采用10 kN/組時(shí)，有載下扣件最大縱向阻力取為無(wú)載下的1.55倍[2]。

2) 軌道板為C55預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，標(biāo)準(zhǔn)軌道板長(zhǎng)度為6 450 mm，寬度為2 550 mm，厚度為200 mm；CA砂漿厚度為30 mm，彈性模量取7 000 MPa；底座板為C30現(xiàn)澆混凝土結(jié)構(gòu)，寬度和厚度分別為2 950 mm和190 mm；均采用實(shí)體單元模擬。

3) 橋梁頂面在底座板寬度范圍內(nèi)設(shè)置“兩布一膜”滑動(dòng)層，其摩阻力等于上部結(jié)構(gòu)的單位長(zhǎng)度自重和列車荷載大小之和乘以摩擦因數(shù)，采用非線性彈簧單元模擬。

4) 橋梁梁體均為C55預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)，采用實(shí)體單元模擬。其中連續(xù)箱梁為現(xiàn)澆變截面梁，簡(jiǎn)支箱梁為預(yù)制等截面梁，其截面結(jié)構(gòu)參數(shù)均按實(shí)際工程設(shè)計(jì)尺寸進(jìn)行建模。采用彈簧單元模擬固定支座墩/臺(tái)頂縱向水平線剛度，其大小在32 m簡(jiǎn)支梁橋臺(tái)頂取3 000 kN/cm，橋墩頂取350 kN/cm[17]，連續(xù)梁橋墩頂縱向剛度根據(jù)其溫度跨度進(jìn)行折算，取2 000 kN/cm。

5) 臺(tái)后摩擦板、端刺及過(guò)渡板均為C30混凝土結(jié)構(gòu)，采用實(shí)體單元模擬。

由以上各部分組成的2種橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路空間耦合有限元模型如圖1所示，為消除邊界效應(yīng)，本模型在橋梁兩端分別建立150 m(包括臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu))的路基對(duì)無(wú)縫線路進(jìn)行約束。

(a) 簡(jiǎn)支梁橋；(b) 連續(xù)梁橋

1.2 主要計(jì)算參數(shù)

本文計(jì)算在列車荷載作用下鋼軌、軌道板、底座板及橋梁墩臺(tái)縱向受力與變形，并對(duì)其影響參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析。列車荷載取ZK標(biāo)準(zhǔn)活載中的均布荷載(64 kN/m)，橋跨、支座布置及荷載形式如圖2所示。

圖中縱向力正值代表拉(應(yīng))力、負(fù)值代表壓(應(yīng))力，縱向位移正值代表拉伸變形、負(fù)值代表壓縮變形，軌板相對(duì)位移為扣件位置處鋼軌與軌道板上表面承軌臺(tái)縱向位移之差，底座板橋梁相對(duì)位移為軌下同一位置處底座板下表面和梁體上表面縱向位移之差。其中，鋼軌最大撓曲力用rd表示，軌道板上、下表面最大縱向應(yīng)力分別用tsu和tsl表示，底座板上、下表面最大縱向應(yīng)力分別用bpu和bpl表示，固定支座橋臺(tái)和橋墩頂最大縱向力大小分別用a和p表示；r為鋼軌最大位移，tsu為軌道板上表面最大位移，Δrts為軌板最大相對(duì)位移，bpl為底座板下表面最大位移，b為橋梁最大位移，Δbpb為底座板橋梁最大相對(duì)位移，a和p分別為固定支座橋臺(tái)和橋墩頂最大位移大小，下同。

2 撓曲力與位移計(jì)算

本節(jié)考慮全橋加載的工況，由于線路的對(duì)稱性，雙線加載時(shí)提取右側(cè)線路計(jì)算數(shù)據(jù)，并將其與單線加載時(shí)的有載側(cè)和無(wú)載側(cè)計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。鋼軌撓曲力如圖2所示，各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移計(jì)算結(jié)果最大值分別如表1和表2 所示。

(a) 10×32 m簡(jiǎn)支梁橋；(b) 10×32 m簡(jiǎn)支梁橋+(70+130+70)m連續(xù)梁+3×32 m簡(jiǎn)支梁橋

表1 列車荷載作用下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力

表2 列車荷載作用下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向位移

由圖3、表1和表2可知，列車荷載作用下，多跨簡(jiǎn)支梁橋上鋼軌撓曲力的峰值出現(xiàn)在第1跨臺(tái)后錨固結(jié)構(gòu)及最后一跨跨中位置，固定支座橋臺(tái)頂縱向力較大、墩頂較??；大跨連續(xù)梁橋上鋼軌撓曲力在主橋兩側(cè)邊跨表現(xiàn)為拉力、主跨表現(xiàn)為壓力，且其最大值分別出現(xiàn)在主橋邊跨和主跨跨中處，在兩側(cè)簡(jiǎn)支梁段較小，固定支座橋臺(tái)和橋墩頂縱向力均較大；由于固定支座處錨固機(jī)構(gòu)的約束作用，使得軌道板/底座板縱向應(yīng)力均在固定支座處發(fā)生突變；鋼軌、軌道板及底座板縱向位移均產(chǎn)生拉伸變形；軌板相對(duì)位移在橋墩/臺(tái)頂較大，在跨中處較小。綜合上述，對(duì)于橋上各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移而言，大跨連續(xù)梁橋要明顯大于多跨簡(jiǎn)支梁橋，單線加載時(shí)有載側(cè)與無(wú)載側(cè)之間相差不大，且近為雙線加載時(shí)的1/2。

(a) 簡(jiǎn)支梁橋；(b) 連續(xù)梁橋

3 撓曲受力與變形影響因素分析

分析多種因素對(duì)單線全橋列車荷載(除3.1外)作用下橋上CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道無(wú)縫線路撓曲受力與變形的影響，并提取有載側(cè)各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

3.1 列車荷載作用長(zhǎng)度的影響

分別采用如圖2所示的8種不同單線列車荷載作用長(zhǎng)度工況，其中簡(jiǎn)支梁橋采用工況1~工況4，連續(xù)梁橋采用工況5~工況8，不同列車荷載作用長(zhǎng)度下的鋼軌撓曲力如圖4所示，各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移計(jì)算結(jié)果最大值分別如表3和表4 所示。

(a) 簡(jiǎn)支梁橋；(b) 連續(xù)梁橋

由圖4、表3和表4可知，對(duì)于多跨簡(jiǎn)支梁橋，隨著列車荷載作用長(zhǎng)度的增加，鋼軌最大附加壓力隨之減小、附加拉力隨之增大，相較于工況4，采用工況1時(shí)鋼軌附加壓力增大了14.3%，附加拉力減少了41.2%；軌道板、底座板縱向應(yīng)力變化不大；固定支座橋臺(tái)縱向力有減小的趨勢(shì)、橋墩頂縱向力無(wú)明顯變化；橋梁及軌道結(jié)構(gòu)縱向位移均有增大的趨勢(shì)，其中鋼軌、軌道板上表面及底座板下表面縱向位移增幅較為明顯；軌板相對(duì)位移無(wú)明顯變化，底座板橋梁相對(duì)位移增幅較大。對(duì)于大跨連續(xù)梁橋，采用工況6時(shí)鋼軌撓曲力、軌道結(jié)構(gòu)縱向位移、層間相對(duì)位移、連續(xù)梁固定支座橋墩頂縱向力與位移均達(dá)到最大值；軌道板/底座板縱向應(yīng)力、固定支座橋臺(tái)頂縱向力與位移均在工況8時(shí)達(dá)到最大。相較于工況8，采用工況6時(shí)鋼軌附加壓力和拉力分別增大了36.6%和45.2%，固定支座墩頂縱向力增大了60.4%。綜合上述，不同列車荷載加載長(zhǎng)度作用下各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移最大值不同時(shí)出現(xiàn)在同一種工況下；對(duì)于多跨簡(jiǎn)支梁橋而言，前2跨加載(工況1)及全橋加載(工況4)為最不利工況；對(duì)于大跨連續(xù)梁橋而言，主橋右側(cè)兩跨加載(工況6)及全橋加載(工況8)為最不利工況；且需要根據(jù)不同的檢算部件選取最不利的撓曲力列車荷載加載長(zhǎng)度。

表3 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力

表4 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向位移

3.2 橋上扣件縱向阻力的影響

橋上扣件縱向阻力分別取15，10和5 kN/組3種工況，橋上采用不同扣件時(shí)各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移計(jì)算結(jié)果最大值分別如表5和表6 所示。

從表5和表6可知，隨著扣件縱向阻力的減小，鋼軌撓曲力和縱向位移均隨之減小，軌板相對(duì)位移隨之增大，軌道板/底座板及固定支座橋墩/臺(tái)頂縱向(應(yīng))力與位移基本不變。相比于常阻力扣件，多跨簡(jiǎn)支梁橋上采用小阻力扣件時(shí)鋼軌最大附加壓力減少了35%，附加拉力減少了21.4%，縱向位移減少了4.5%，軌板相對(duì)位移增大了28.6%，大跨連續(xù)梁橋上采用小阻力扣件時(shí)鋼軌最大附加壓力減少了27.0%，附加拉力減少了24.2%，縱向位移減少了11.9%，軌板相對(duì)位移增大了71.4%。綜合上述，當(dāng)通過(guò)采用小阻力扣件來(lái)減小橋上軌道結(jié)構(gòu)縱向受力時(shí)，要充分考慮軌板相對(duì)位移的增大；固定支座橋臺(tái)和連續(xù)梁活動(dòng)支座橋墩處是薄弱環(huán)節(jié)，需加強(qiáng)觀測(cè)以控制鋼軌的爬行。

3.3 軌道板/底座板伸縮剛度的影響

分別考慮軌道板/底座板伸縮剛度不折減、折減至0.5和折減至0.1的3種工況，軌道板/底座板剛度折減時(shí)各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移計(jì)算結(jié)果最大值分別如表7和表8所示。

從表7和表8可知，相比于不折減，軌道板/底座板伸縮剛度折減至0.1時(shí)多跨簡(jiǎn)支梁橋上鋼軌最大壓力和拉力分別增大了86.5%和156.5%，鋼軌最大縱向位移增大了118.2%，軌板相對(duì)位移增大了71.4%，大跨連續(xù)梁橋上鋼軌最大壓力和拉力分別增大了118.8%和107.1%，鋼軌最大縱向位移增大了105.1%，軌板相對(duì)位移增大了85.7%；軌道板/底座板縱向應(yīng)力、固定支座墩/臺(tái)頂縱向力與位移均隨著軌道板/底座板伸縮剛度的減小而減小；各軌道及梁體縱向位移均隨之增大。綜合上述，軌道板/底座板的縱向伸縮剛度的折減使得其承載能力降低，因此，它們不能很好地發(fā)揮傳遞縱向力的作用，導(dǎo)致鋼軌撓曲力增加，鋼軌、橋梁及層間位移也隨之增加，嚴(yán)重威脅線路穩(wěn)定性和行車安全性；因此，軌道板/底座板受拉時(shí)應(yīng)考慮其剛度折減問(wèn)題，施工過(guò)程中必須保證施工質(zhì)量。

表5 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力

表6 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向位移

表7 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力

表8 不同工況下軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向位移

3.4 其他因素的影響

此外，本文還對(duì)橋上滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、固結(jié)機(jī)構(gòu)、固定支座橋墩和橋臺(tái)頂縱向剛度等因素分別進(jìn)行了計(jì)算分析。結(jié)果表明：

隨著滑動(dòng)層摩擦因數(shù)的增大，鋼軌撓曲力隨之增大；軌道板/底座板應(yīng)力變化不大；鋼軌縱向位移及軌板相對(duì)位移隨之增大，底座板橋梁相對(duì)位移隨之減小。后3種因素對(duì)各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)撓曲受力與變形的影響較為相似，隨著其縱向剛度的減小，軌道結(jié)構(gòu)縱向力與位移均隨之減小，且減幅較為明顯；軌板相對(duì)位移及底座板梁體相對(duì)位移變化不大；固定支座墩/臺(tái)頂縱向力隨之減小，但減幅不大。

綜合上述，滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、固結(jié)機(jī)構(gòu)及固定支座墩/臺(tái)頂縱向剛度過(guò)大不利于列車荷載作用下橋梁及軌道結(jié)構(gòu)的受力與變形，其值應(yīng)控制在合理范圍內(nèi)。

4 結(jié)論

1) 對(duì)于橋上軌道及橋梁結(jié)構(gòu)縱向力與位移而言，大跨連續(xù)梁橋要明顯大于多跨簡(jiǎn)支梁橋，單線加載時(shí)有載側(cè)與無(wú)載側(cè)之間相差不大，且近為雙線加載時(shí)的1/2。

2) 對(duì)于多跨簡(jiǎn)支梁橋，建議采用前兩跨加載或全橋加載；對(duì)于大跨連續(xù)梁橋，建議采用主橋右側(cè)兩跨加載或全橋加載；且需要根據(jù)不同的檢算部件選取最不利的列車荷載加載長(zhǎng)度。

3) 采用小阻力扣件可明顯減小橋上軌道結(jié)構(gòu)縱向受力，但要充分考慮軌板相對(duì)位移的增大問(wèn)題，需加強(qiáng)觀測(cè)固定支座橋臺(tái)和連續(xù)梁活動(dòng)支座橋墩處鋼軌的爬行。

4) 軌道板/底座板剛度的折減嚴(yán)重威脅線路穩(wěn)定性和行車安全性；在設(shè)計(jì)和結(jié)構(gòu)檢算過(guò)程中，軌道板/底座板受拉時(shí)應(yīng)考慮其剛度折減問(wèn)題；在施工過(guò)程中，必須保證底座板/軌道板的施工質(zhì)量。

5) 全面考慮列車荷載作用下各軌道及橋梁結(jié)構(gòu)的撓曲受力與變形，滑動(dòng)層摩擦因數(shù)、固結(jié)機(jī)構(gòu)及固定支座墩/臺(tái)頂縱向剛度均應(yīng)控制在合理范圍之內(nèi)。

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Analysis on influencing factors of deflection force of CRTSⅡ slab ballastless track on bridge

ZHANG Pengfei1, GUI Hao1, GAO Liang2, LEI Xiaoyan1

(1. Engineering Research Center of Railway Environmental Vibration and Noise, Ministry of Education, East China Jiaotong University, Nanchang 330013, China; 2. School of Civil Engineering, Beijing Jiaotong University, Beijing 100044, China)

Aiming at problem of beam-track-rail interaction of CRTSⅡ slab ballastless track on high-speed railway bridges, the refined space coupling model of CRTSⅡ slab ballastless track CWR on two-line multi-span simply-supported bridges and long-span continuous girder bridges were established by using the finite element method, the dimensions and mechanical properties of the bridge and track structures were considered in this model. The deflection force and displacement of the rails and bridge structure under train load are calculated, and meanwhile the effects on them of the longitudinal resistance of fasteners, sliding layer friction factor, etc. were analyzed. The study reveals that, with the entire bridge loaded, the stress and deformation of the track structure on the continuous girder bridges with long-span is significantly greater than those on the bridge of multi-span simply-supported girder bridges, while under single-line loaded condition, the deflection forces and displacement of the rail and bridge structure of the loaded side and unloaded side are similar, approximately 1/2 of the results under double-line loaded condition. The most unfavorable action length of train load shall be selected in accordance with different parts to be examined and calculated. The relative displacements between rail and track slab of fixed abutment and movable support bridge piers on continuous beam deserves a further observation to keep rail creeping under control when using small resistance fasteners to improve rail stress and deformation. Sliding layer friction factor, the longitudinal stiffness of the consolidation mechanism, the fixed abutment and piers must be controlled within a reasonable range.

high-speed railway; CRTSⅡ slab ballastless track; CWR on bridge;train load; deflection force; influencing factors

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2019.01.004

U213.2+13

A

1672 ? 7029(2019)01 ? 0025 ? 09

2017?12?18

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51768023，51578056)；江西省研究生創(chuàng)新專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(YC2017-S243)；江西省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2017 1BAB206054)

雷曉燕(1956?)，男，江西豐城人，教授，從事軌道結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)、軌道交通環(huán)境振動(dòng)、噪聲預(yù)測(cè)與控制研究；E?mail：xiaoyanlei2013@163.com

(編輯 陽(yáng)麗霞)