《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》提供高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法。应用ANSYS软件建立高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合静力学模型，主要考虑钢轨、扣件、轨道板、砂浆充填层、底座板、滑动层、固结机构、高强度挤塑板、L型侧向挡块、桥梁和桥墩、摩擦板和端刺锚固体系、路基土体和路基上支撑层等结构的组成。具体如下：
（1）钢轨选用梁单元进行模拟，按实际截面属性建模，考虑钢轨的截面积、惯性矩以及扭转弯矩等参数。钢轨按照支承节点划分单元，可全面考虑钢轨的纵、横、垂向线位移及转角。钢轨梁单元模型如图1所示。
（2）扣件采用弹簧单元进行模拟，可以全面考虑扣件的纵向阻力、横向刚度和垂向刚度，扣件的阻力和刚度均可根据实测值取值。
（3）轨道板和底座板在全桥范围内连续铺设，标准轨道板之间通过6根精轧螺纹钢筋相互连接。轨道板、砂浆充填层和底座板采用实体单元进行模拟，可以全面考虑各部分结构的几何尺寸和物理属性。标准轨道板实体单元模型如图2所示，轨道板、砂浆层和底座板的实体单元模型如图3所示。
（4）为了减小桥梁温度变形对无砟轨道结构的影响，在底座板宽度范围内的梁面上连续设置“两布一膜”滑动层，使底座板与桥梁间保持滑动状态。桥上底座板与梁面间的“两布一膜”滑动层采用弹簧单元进行模拟，桥上“两布一膜”滑动层的位移与摩擦系数的关系如图4所示。
（5）在每孔桥梁的固定支座上方，通过在梁体预设剪力齿槽和锚固筋组成的固结机构实现底座板与梁体之间的固结。在梁缝处一定范围内的梁面铺设高强度挤塑板，以减小列车荷载作用下桥梁挠曲变形对无砟轨道结构的影响。固结机构和高强度挤塑板采用弹簧单元进行模拟。
（6）由于桥梁和无砟轨道结构之间只在固定支座上方进行了连接，为保证轨道结构的横向和竖向稳定性，在底座板两侧设置一定数量的L型侧向挡块，约束桥上底座板的横向和竖向位移。L型侧向挡块采用实体单元进行模拟，可以全面考虑挡块的几何尺寸和物理属性。L型侧向挡块的实体单元模型如图5所示。
（7）桥梁采用实体单元进行模拟，可以全面考虑桥梁结构的几何尺寸和物理属性。32米简支箱梁的实体单元模型如图6所示，（80 128 80）米连续箱梁的实体单元模型如图7所示。
（8）考虑桥梁墩台顶纵横向刚度基本为线性，采用线性弹簧单元进行模拟。
（9）为保证桥梁台后路基和无砟轨道结构的稳定，在路桥过渡段范围内设置一定长度的摩擦板和端刺组成锚固体系进行锚固。为实现路桥过渡段与区间无砟轨道结构的刚度平顺过渡，在摩擦板和端刺后设置一定长度的过渡板。摩擦板、端刺和过渡板采用实体单元进行模拟，可以全面考虑整个台后锚固体系的几何尺寸和物理属性。台后锚固体系的实体单元模型如图8所示。
（10）为避免摩擦板区段的集中受力，路基上底座板与摩擦板间铺设两层土工布。路基上底座板与摩擦板间“两布”滑动层采用弹簧单元进行模拟，摩擦板上“两布”滑动层的位移与摩擦系数的关系如图9所示。
（11）桥梁台后路基土体以及路基上支撑层采用实体单元进行模拟，可以全面考虑路基土体及支撑层的几何尺寸和物理属性。路基土体的实体单元模型如图10所示，路基上支撑层的实体单元模型如图11所示。
桥梁地段纵连板式无砟轨道结构静力学模型如图12所示，路基地段纵连板式无砟轨道结构静力学模型如图13所示。
根据《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》所建立的高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合静力学模型进行静力学分析，可以计算得到在温度变化、挠曲作用和制动条件下，采用不同的桥上或摩擦板上滑动层摩擦系数、扣件纵向阻力、桥梁温差、无砟轨道结构温差、砂浆充填层弹性模量、底座板弹性模量折减程度、固结机构纵向刚度、路基土体弹性模量、连续梁桥墩纵向刚度和连续梁桥跨长度等条件下的钢轨最大纵向力，轨道板、砂浆层、底座板、锚固体系和端刺区土体最大应力，固结机构和连续梁桥墩最大纵向力，钢轨、轨道板、砂浆层、底座板和锚固体系最大纵向位移，梁缝纵向变化量，钢轨、轨道板、砂浆层、底座板和桥梁最大垂向位移，梁端转角等。具体计算结果见实施例所示。
《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》的目的在于，提供基于精细化静动力仿真的高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法，应用ABAQUS软件建立高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合动力学模型，主要考虑高速车辆（包括车体、转向架、轮对、一系悬挂和二系悬挂等）、纵连板式无砟轨道无缝线路（包括钢轨、扣件、轨道板、砂浆充填层、底座板、滑动层、固结机构、高强度挤塑板和L型侧向挡块等）和长大桥梁（包括简支箱梁、连续箱梁和桥墩）等结构的组成。具体如下：
（1）高速车辆为多刚体模型，由车体、转向架、轮对、一系悬挂（轴箱悬挂）和二系悬挂（中央悬挂）等部分组成。高速车辆的整体模型如图14所示。
（2）钢轨选用实体单元进行模拟，按实际截面属性建模，考虑钢轨的截面积、惯性矩以及扭转弯矩等参数。钢轨按照较小的长度划分单元，以满足动力学计算的需要，可以全面考虑钢轨的纵、横、垂向线位移及转角。钢轨上施加现场实测不平顺轨道谱，并考虑钢轨底下的轨底坡。钢轨实体单元模型如图15所示。
（3）扣件采用弹簧单元进行模拟，可以全面考虑扣件的纵向阻力、横向刚度和垂向刚度。动力计算时扣件动刚度按1.5倍静刚度取值。
（4）轨道板、砂浆充填层和底座板采用实体单元进行模拟，可以全面考虑各部分结构的几何尺寸和物理属性。标准轨道板的实体单元模型如图16所示，轨道板、砂浆层和底座板的实体单元模型如图17所示。
（5）底座板与梁面之间设置的“两布一膜”滑动层采用罚函数接触进行模拟，桥梁接缝区域的固结机构和高强度挤塑板采用线性接触刚度进行模拟。
（6）L型侧向挡块采用实体单元进行模拟，可以全面考虑挡块的几何尺寸和物理属性。L型侧向挡块的实体单元模型如图18所示。
（7）桥梁采用实体单元进行模拟，可以全面考虑桥梁结构的几何尺寸和物理属性。32米简支箱梁的实体单元模型如图19所示，（80 128 80）米连续箱梁的实体单元模型如图20所示。
由以上各部分组成的高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合动力学模型如图21和图22所示。
根据《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》所建立的高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合动力学模型进行动力学分析，可以计算得到各项动力学安全性指标（包括轮轨垂向和横向力、轮轴横向力、脱轨系数、轮重减载率、车体垂向和横向加速度）、钢轨动力学计算结果（包括钢轨加速度、垂向和横向位移、轨距和轨向变化量）、无砟轨道结构动力学计算结果（包括轨道板垂向加速度、垂向位移、动应力，砂浆层垂向加速度、垂向位移、动应力，底座板垂向加速度、垂向位移、动应力，L型侧向挡块垂向加速度、动应力）、桥梁动力学计算结果（包括桥梁垂向和横向加速度、桥梁挠度、梁端转角）等。具体计算结果见实施例所示。
以下结合实施例和附图对《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》的内容作更进一步的说明，但《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》的内容不仅限于实施例中所涉及的内容 。
实施例1：
该部分比较分析桥上“两布一膜”滑动层摩擦系数分别为0.25、0.30和0.35时的主要温度力和位移计算结果。不同的桥上滑动层摩擦系数条件下的钢轨受力和钢轨位移比较如图23和图24所示。横坐标的零点为桥台与桥梁一侧的交界处，下同。不同桥上滑动层摩擦系数条件下的主要温度力和位移计算结果比较见表1和表2 。
表1：不同桥上滑动层摩擦系数条件下主要受力计算结果比较
表2：不同桥上滑动层摩擦系数条件下主要位移计算结果比较
由以上计算结果分析得出，桥上滑动层的摩擦系数越小，在温度变化的条件下轨道结构受到桥梁伸缩变形的影响越小，越有利于轨道和桥梁结构的安全使用。而随着长大桥梁无砟轨道无缝线路的投入使用，桥上滑动层的摩擦系数可能会由于“两布一膜”的磨损而有所增大，这一因素在设计中也应予以考虑。
实施例2：
该部分比较分析连续梁桥跨长度分别为（80 128 80）米、（60 100 60）米和（48 80 48）米时的主要挠曲力和位移计算结果。不同连续梁桥跨长度条件下的主要挠曲力和位移计算结果比较见表3至表5 。
表3：不同连续梁桥跨长度条件下主要受力计算结果比较
表4：不同连续梁桥跨长度条件下主要纵向位移计算结果比较
表5：不同连续梁桥跨长度条件下主要垂向位移及梁端转角计算结果比较
由以上计算结果分析得出，虽然在长大桥梁上采用了纵连板式无砟轨道结构与滑动层，但在挠曲力的作用下，长大桥梁的跨长或联长依然对轨道和桥梁结构的受力与变形有较大的影响。因此，在对长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路进行设计计算和检算时，依然要重点考虑桥梁跨长的影响。
实施例3：
该部分比较分析连续梁桥墩纵向刚度分别为2600千牛/厘米、3600千牛/厘米和4600千牛/厘米时的主要制动力和位移计算结果。不同的连续梁桥墩纵向刚度条件下的钢轨受力和钢轨位移比较如图25和图26所示。不同连续梁桥墩纵向刚度条件下的主要制动力和位移计算结果比较见表6和表7 。
表6：不同连续梁桥墩纵向刚度条件下主要受力计算结果比较
表7：不同连续梁桥墩纵向刚度条件下主要位移计算结果比较
由以上计算结果分析得出，随着连续梁桥墩纵向刚度的增大，在制动力的作用下，轨道和桥梁结构的大部分受力与变形都有所减小，但相对来说变化不大，而连续梁桥墩受力则明显增大。因此，应根据实际需要对桥墩尺寸进行设计，以避免材料的浪费。
实施例4：
该实施例采用《高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路设计方法》所建立的高速铁路长大桥梁纵连板式无砟轨道无缝线路纵横垂向空间耦合动力学模型进行动力学分析，计算得到轮轨垂向和横向力的时程曲线如图27和图28所示，轮轨垂向力最大值为127.665千牛，轮轨横向力最大值为13.502千牛。根据轮轨横向力计算得到的轮轴横向力时程曲线如图29所示，最大值为7.586千牛。根据轮轨垂向和横向力计算得到的脱轨系数和轮重减载率的时程曲线如图30和图31所示，脱轨系数最大值为0.154，轮重减载率最大值为0.566。计算得到车体的垂向和横向加速度的时程曲线如图32和图33所示，车体垂向加速度的最大值为0.044克，横向加速度的最大值为0.024克。
计算得到钢轨加速度时程曲线如图34所示，最大值为336.335克。计算得到钢轨垂向（绝对）位移时程曲线如图35所示，最大值为3.708毫米。计算得到钢轨横向位移时程曲线如图36所示，最大值为0.403毫米。根据计算得到的钢轨横向位移，可以算得轨距和轨向变化量，轨距变化量最大值为0.412毫米，轨向变化量最大值为0.268毫米。
计算得到连续梁上不同位置处轨道板垂向加速度的时程曲线汇总如图37所示，最大值为9.218克；动应力时程曲线汇总如图38所示，最大值为0.286兆帕。计算得到连续梁上不同位置处底座板垂向加速度的时程曲线汇总如图39所示，最大值为2.025克；动应力时程曲线汇总如图40所示，最大值为0.127兆帕。计算得到连续梁上不同位置处L型侧向挡块动应力的时程曲线汇总如图41所示，最大值为0.012兆帕。
计算得到连续梁上不同位置处桥梁垂向加速度最大值为0.010g，桥梁横向加速度最大值为0.009克。计算得到连续梁上不同位置处桥梁挠度的时程曲线汇总如图42所示，桥梁挠度最大值为2.746毫米 。
