高速鐵路有砟道床縱向阻力滯回曲線特征及規(guī)律研究

肖杰靈，劉 浩，劉淦中，王 源，王 平

(1.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

有砟道床是承載軌道框架、保持軌道結構穩(wěn)定的主體，其縱、橫向阻力及演化規(guī)律對保證線路穩(wěn)定和列車運行安全極其重要。特別是道床縱向阻力的合理取值及分布規(guī)律，直接影響軌道結構的縱向穩(wěn)定、軌條布置方案、線路爬行狀態(tài)和橋上無縫線路設計等[1-4]。由于受溫度、列車循環(huán)荷載等作用，道床受到軌道框架縱向力的反復拉伸-壓縮作用，始終處于動態(tài)變化過程，其形態(tài)特征反映了動荷載作用下道床的動態(tài)變形、剛度及能量耗散等一般規(guī)律。有砟道床是由不同粒徑的碎石道砟顆粒組成的、非均勻的顆粒群堆積結構，具有結構相關性和離散性。從細觀角度看，固體顆粒間的接觸力、摩擦力和黏聚力等組成一個非穩(wěn)定的結構體，能承受一定的壓力和剪切力，一般不能承受拉力，其力學特性與常見的固體或流體有所區(qū)別[5-6]。許多學者通過試驗和統(tǒng)計的方法分析道床的縱向阻力特性。文獻[7]對某鐵路站場內道床縱向阻力進行參數(shù)測試。文獻[8]介紹實測道床縱向阻力分布規(guī)律，認為單向加載時其具有位移初期快速增加，最后接近一定值的特性。文獻[9]基于室內足尺模型，研究枕底、枕間及枕端橫向阻力的大小及分布規(guī)律。文獻[10]分析不同軌枕形狀下道床橫向阻力的差異性。上述研究均假定道床縱向阻力-位移曲線為理想的滯回狀態(tài)，忽略其彈性、塑性及耗能的演變特征。此外，基于散粒體力學的有砟道床力學性能數(shù)值仿真也取得了進展[11-12]。文獻[13]采用試驗和離散元仿真手段，研究不同頻率循環(huán)荷載作用對道床沉降和變形的影響。文獻[14]建立多參數(shù)有砟道床振動分析模型并結合試驗手段，對列車荷載作用下散粒體道床的振動特性進行研究。基于離散元仿真技術和試驗手段，文獻[15]對搗固前后有砟道床密實度、強度和穩(wěn)定性的變化進行了分析。文獻[16]通過建立有砟道床-軌枕三維模型，研究道床邊坡、道床厚度等斷面尺寸對橫向阻力的影響。文獻[17]利用有限元法建立軌枕-道床空間模型，分析砟肩堆高和輪載對橫向阻力的影響。上述研究從力學層面關注了道床散體行為的仿真，亦未能涉及其縱向阻力的滯回行為及變化規(guī)律。

全球化格局下高速鐵路的快速發(fā)展進程中，因具有結構靈活、減振性能良好、透水能力強、易于養(yǎng)護、成本低廉等優(yōu)點，有砟道床具有巨大的潛在價值，其散體性帶來的動態(tài)行為和穩(wěn)定機理受到較普遍的關注。本文通過足尺模型試驗，測試散粒體道床在周期性荷載作用下的縱向阻力-位移滯回曲線，分析滯回曲線的形態(tài)特征，研究各特征參數(shù)的變化規(guī)律，為深入理解和研究有砟道床的長期服役性能提供參考。

1 試驗模型及方案

考慮到散粒體道床細觀結構較復雜，通過縮尺模型模擬道砟顆粒的級配關系、顆粒間接觸特性、道床變形規(guī)律和軌道框架結構相關性等在量綱分析、尺度效應等方面均存在明顯的局限，故采用足尺試驗模型研究道床縱向阻力的滯回特性?？紤]到荷載作用下軌排與道床之間存在結構相關性，選用足尺軌排-道床模型作為試驗研究對象[16，18]。此外，為了模擬測試縱向溫度荷載作用下道床往復拉伸-壓縮變化狀態(tài)，并獲取考慮荷載經(jīng)時效應的道床縱向阻力-位移滯回曲線特征的變化規(guī)律，采用軌道上部不加載的試驗方法開展相關研究。

1.1 試驗模型

模型道床采用鐵路一級道砟鋪設。鋪設前使用標準方孔篩對道砟粒徑進行篩分、確認，確保堆積形成的道砟級配滿足文獻[19]的要求，試驗用道砟粒徑級配如圖1所示。

圖1 道砟粒徑級配

模型道床頂寬3.60 m，厚0.35 m，道床邊坡1∶1.75，頂面高度低于軌枕承軌面40 mm，砟肩堆高0.15 m，道床肩寬0.50 m，滿足中國350 km/h有砟軌道單線道床斷面尺寸的要求[20]。模型軌道采用Ⅲ型有擋肩鋼筋混凝土軌枕，數(shù)量為6根，為了消除邊界軌枕阻力的影響，選取中間的4根軌枕作為試驗對象，兩端各留有一根軌枕，枕間距為0.6 m，CHN60鋼軌，彈條Ⅱ型扣件系統(tǒng)。分層鋪設、搗固并穩(wěn)定道床，經(jīng)測定，試驗模型的道床密度、單根軌枕道床縱、橫向阻力值與現(xiàn)有規(guī)范建議值的差別不大。室內模型本身與現(xiàn)場實際很難一致，但作為散粒體堆積結構，其反映的數(shù)值規(guī)律應該是一致的[21]，因此，近似認為試驗模型與現(xiàn)場差別較小。

1.2 試驗加載裝置及方案

模型加載控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)主要由作動器單元、傳感器單元和數(shù)據(jù)采集單元等組成，如圖2所示。作動器單元采用CF-300型精密電力伺服作動器，可實現(xiàn)雙向同步控制試驗，具有力或位移控制功能。傳感器單元包括力傳感器和位移傳感器，力傳感器為JXLY-LF拉壓力傳感器(量程±300 kN，精度0.01 kN)，位移傳感器為CW-YB-2型位移傳感器(量程±50 mm，精度0.01 mm)。數(shù)據(jù)采集單元采用DHDAS動態(tài)信號分析儀實時采集和記錄。

圖2 道床縱向阻力-位移滯回曲線測試示意(單位：mm)

足尺模型軌排-道床結構如圖3所示。測試時利用作動器單元向軌道框架加載，同時傳感器單元和數(shù)據(jù)采集單元同步采集、記錄軌排的荷載及位移測試值，獲得模型道床的縱向阻力-位移滯回曲線。

圖3 試驗模型布置

由鋼軌縱向力帶動的軌排框架爬行是影響長期運營條件下道床縱向性能的主要因素，試驗過程中通過對鋼軌施加縱向荷載模擬該行為，并經(jīng)由扣件系統(tǒng)、軌枕作用于道床。荷載采用位移控制加載模式，為保證試驗過程的穩(wěn)定性，采用三角波方式的對稱位移幅值加載[22]，加載速率保持恒定，如圖4所示。試驗過程中對鋼軌及每根軌枕的位移進行測試。試驗結果表明：軌枕位移與鋼軌位移幾乎相同，即試驗過程中軌排是整體移動。

圖4 加載曲線示意

2 道床縱向阻力-位移滯回曲線

2.1 試驗結果

散體道床存在大量的顆粒接觸和滑移，具有黏塑性，外荷載作用下的變形特征是率相關和位移相關的[23]，周期性特性導致軌枕盒內道砟的狀態(tài)處于擠壓-松弛的循環(huán)變化中，道床密實度和縱向阻力性能也隨之不斷改變，道床縱向阻力-位移滯回曲線的非線性特性明顯。以加載速率1 mm/min為例，不同位移幅值道床縱向阻力-位移滯回曲線如圖5所示。

(a)位移幅值4 mm

(b)位移幅值6 mm

(d)位移幅值20 mm圖5 不同位移幅值循環(huán)荷載下道床縱向阻力-位移滯回曲線

以位移幅值4、20 mm為例，不同加載速率下道床縱向阻力-位移滯回曲線如圖6所示。

(a)加載速率4 mm/min、位移幅值4 mm

(b)加載速率10 mm/min、位移幅值4 mm

(c)加載速率4 mm/min、位移幅值20 mm

(d)加載速率10 mm/min、位移幅值20 mm圖6 不同速率循環(huán)荷載下道床縱向阻力-位移滯回曲線

試驗結果表明，由于散粒體道床內部存在空隙，顆粒間有接觸、摩擦等微結構特征，道床為非理想彈性體，動荷載f與相應的動位移在一個循環(huán)內形成滯回環(huán)。滯回環(huán)在荷載反轉處出現(xiàn)非圓滑過渡(轉折點)，說明該處的道床彈性響應迅速。滯回曲線呈近似反對稱的尖葉狀分布，如圖5所示。在確定的加載速率和位移幅值條件下，該簇滯回曲線相對封閉且穩(wěn)定，這表明道床處于穩(wěn)定的耗能狀態(tài)，其行為機理具有重復性和一致性。其中，起始加載時的力-位移曲線與文獻[8]記載的單向加載曲線基本一致，與后續(xù)循環(huán)加載曲線有差別，這可能與道床初始受載時處于相對均勻、密實的狀態(tài)，未“記憶”過這一加載行為有關；也說明用道床單次受載的縱向阻力曲線表征其反復受載的行為有待商榷，道床的縱向阻力與其受載歷史相關。第2個加載周期后的力-位移曲線基本相同，道床阻力處于相對穩(wěn)定的滯回變化中，更適合表征道床的縱向阻力性能。

位移幅值不超過4 mm時，散粒道床更趨向于一種循環(huán)穩(wěn)定的狀態(tài)，滯回曲線的重合度較好，峰值也較穩(wěn)定，如圖5(a)所示，說明道床處于相對穩(wěn)定的彈塑性狀態(tài)。當最大位移幅值達6 mm及以上時，周期荷載作用下的滯回曲線出現(xiàn)小幅波動，重合度較差，峰值也出現(xiàn)小幅變化，如圖5(b)～圖5(d)所示，說明隨著位移幅值的增加，由于道床受擾動較大，道砟顆粒產(chǎn)生塑性流動，道床的黏滯性表現(xiàn)突出，滯回曲線的穩(wěn)定性降低，滯回環(huán)的重復度相對較差。因此，為了保證線路的縱向穩(wěn)定性，應合理控制道床快速相對位移并限定其值的大小，如德國DS899/59規(guī)程中控制道床快速相對位移不超過4 mm[24]。

2.2 滯回曲線形態(tài)特征

試驗獲得的周期荷載作用下散體道床縱向阻力滯回曲線在形態(tài)特征上與理想彈塑性滯回假設有差異，主要表現(xiàn)在道床阻力的彈性、塑性及能量耗散等方面?？赏ㄟ^分析滯回曲線的形態(tài)特征，了解散粒體道床的縱向承載和傳力性能。根據(jù)實測結果，對于循環(huán)荷載作用下的道床阻力-位移關系曲線，以經(jīng)驗性的非線性骨架曲線與Masing準則為基礎[25-26]，參考Masing類模型中Hardin-Drnevich模型，構建道床阻力位移滯回曲線形態(tài)特征模型，如圖7所示。

圖7 滯回曲線形態(tài)特征模型

根據(jù)圖7，描述散粒體道床循環(huán)加載特性的等效參數(shù)為：滯回環(huán)面積ΔWp、動阻尼比λ、能量耗散系數(shù)Ep、動剛度k及殘余塑性變形系數(shù)ε。其中滯回環(huán)面積ΔWp的大小反映了循環(huán)加載過程中的滯回能大小，即由顆粒接觸滑移、黏聚等形成的道床耗能能力，也反映了其動阻尼比λ的大??；循環(huán)滯回能是材料吸收的循環(huán)塑性應變能，可用能量耗散系數(shù)Ep來表征；能量耗散系數(shù)是衡量構件耗能能力常用的指標之一[25]，表明材料在一個循環(huán)周期內能量耗散量與相應的彈性勢能的比值；滯回環(huán)骨干曲線的斜率k體現(xiàn)了道床的動彈性性能和縱向動剛度的大??；殘余塑性變形是循環(huán)加載過程中的一個重要變形參數(shù)，其值與道床的塑性狀態(tài)和密實程度緊密相關，殘余塑性變形的大小反映了道床的彈性和塑性性能，定義ε為道床的塑性變形系數(shù)，其值等于殘余變形up與卸載點位移umax的比值，即ε=up/umax；滯回環(huán)的面積ΔWp、能量耗散系數(shù)Ep、阻尼比λ及動剛度k的計算公式為

ΔWp=Δ(fmax-fmin)Δ(umax-umin)-

( 1 )

( 2 )

λ=ΔWp/(4πA△)

( 3 )

( 4 )

式中：fmax、fmin為滯回環(huán)的上限和下限動荷載；umax、umin為滯回環(huán)的上限和下限動位移；S△OAE、S△OCF代表△OAE和△OCF面積；A△為△OAE的面積(如圖7所示)。

Masing類經(jīng)驗模型從不同角度描述了材料的動應力-應變滯回特性(非線性的骨干曲線和阻尼曲線)，但無法準確描述較大位移幅值下的材料剛度和阻尼特性。如圖7所示，散粒體道床阻力位移滯回曲線形態(tài)具有典型的雙折線特征，為了準確表征循環(huán)荷載下散粒道床阻力位移滯回曲線形態(tài)特征的位移相關特性，基于Masing準則中的Hardin-Drnevich模型，引入加載-卸載-再加載分段剛度模量。在循環(huán)荷載作用下，道床縱向阻力-位移滯回曲線可分為以下階段：

(1)正向加載階段(C→D→A)

在正向加載過程中存在CD和DA兩個階段。CD段表現(xiàn)為彈性變形，定義剛度模量為kCD，此時，枕盒內的道砟顆粒處于受載后的彈性擠壓變形中。DA段是正向加載的彈塑性階段，直到變形達到正向加載位移幅值，定義剛度模量為kDA，此時，道床顆粒產(chǎn)生滑移，部分顆粒發(fā)生滾動，道床結構逐漸產(chǎn)生破壞、重構，整體表現(xiàn)為受載后的彈塑性滑移變形。

(2)反向加載階段(A→B→C)

反向加載也存在兩個階段，分別是AB段和BC段。其中，AB段為反向加載的彈性階段，表現(xiàn)為A點折向AB段，定義剛度模量為kAB，其性質與kCD相同；BC段表示反向加載的彈塑性階段，定義剛度模量為kBC，其性質與kDA相同。

3 滯回曲線形態(tài)特性的規(guī)律分析

對不同加載位移幅值時測試的滯回環(huán)形態(tài)特征進行統(tǒng)計，其變化規(guī)律如下。

3.1 極限承載力、塑性變形系數(shù)和動剛度分析

不同位移幅值下各曲線縱向極限承載力fmax、塑性變形系數(shù)ε與循環(huán)周次Nx之間關系曲線如圖8所示。

(a)極限承載力

(b)塑性變形系數(shù)

圖8 極限承載力及塑性變形系數(shù)與循環(huán)荷載周次關系

圖8(a)表明，極限承載力隨循環(huán)作用次數(shù)的增加而減小，前2個周期下降較快，隨后少量衰減并漸趨穩(wěn)定；在位移幅值不大于10 mm時，各循環(huán)周次的極限承載能力隨位移幅值增加而增大，當超過10 mm且達到一定循環(huán)周次后極限承載能力不再增大，趨于一穩(wěn)定值。由圖8(b)可知，塑性變形系數(shù)隨循環(huán)作用次數(shù)的增加非線性增大，前5～6個周期增大較快，隨后趨于穩(wěn)定，位移幅值越大塑性變形系數(shù)越大。試驗說明散粒體道床在受載初期存在由于顆粒間接觸關系重組引起的循環(huán)軟化行為，而后散體道床表現(xiàn)出一種“記憶”特性；位移幅值越大道床受擾動較大，道砟顆粒產(chǎn)生塑性流動，塑性變形系數(shù)隨加載次數(shù)增加快速增大，且一直維持較高水平，散粒體道床的循環(huán)軟化行為相對小位移幅值較明顯。位移幅值10 mm時，在經(jīng)歷10個周期的加載后，道床縱向阻力極值減小約10%，位移幅值20 mm時，道床縱向阻力極值減小約15%。對諸如大跨橋上有砟軌道無縫線路等存在大位移的線路進行響應機理與行為分析時，宜分段、分區(qū)域考慮縱向往復位移幅值下的道床阻力-位移曲線軟化效應，在進行無縫線路設計計算時，若嚴格按照現(xiàn)有規(guī)范取值，將會高估道床的縱向傳力能力。

道床縱向動剛度k與循環(huán)周次Nx、位移幅值的關系曲線如圖9所示。

(a)動剛度與循環(huán)周次關系

(b)動剛度與位移幅值關系圖9 動剛度與循環(huán)周次及位移幅值關系

圖9(a)表明，散粒體道床的縱向動剛度隨循環(huán)荷載作用周次線性遞減。不同位移幅值下，動剛度的下降速率不同，位移幅值越大，散粒體道床流動性、黏滯性表現(xiàn)越明顯，下降趨勢越顯著。由圖9(b)可知，散粒體道床動剛度與位移幅值近似呈曲線遞減關系，隨著位移幅值的增加道床動剛度值快速下降，10周次后動位移6、10、20 mm時的縱向動剛度分別只有4 mm時的約73%、44%、14%。這表明縱向位移對道床擾動較大，散體道床內部顆粒處于不斷轉移和尋找新的平衡位置的動態(tài)變化過程中，當位移超過一定數(shù)值時，位移增加迅速而荷載增長緩慢，道床內部剪切面出現(xiàn)滑移特性。位移幅值對周期性荷載下道床縱向阻力性能的影響明顯，當循環(huán)位移幅值較大時，道床受擾動較大。目前無縫線路設計理論僅考慮理想彈塑性阻力，對于大塑性變形后阻力變化、大溫差循環(huán)變化等問題的分析，應充分考慮有砟道床縱向剛度的衰減特性。

3.2 循環(huán)滯回能變化規(guī)律

滯回環(huán)的面積與滯回能的大小成正比，反映了散粒體道床在循環(huán)荷載過程中的能量耗散能力。每個循環(huán)荷載周次下滯回環(huán)的面積，為一個加載周期內道床阻力與位移關系曲線圍成的閉合曲線面積。圖10為滯回環(huán)面積與循環(huán)周次Nx及位移幅值關系曲線。

(a)滯回環(huán)面積與循環(huán)周次關系

(b)滯回環(huán)面積與位移幅值關系圖10 滯回環(huán)面積與循環(huán)周次及位移幅值關系

圖10(a)表明，滯回環(huán)面積在循環(huán)荷載作用下變化不大，周期性荷載下散粒體道床處于相對穩(wěn)定的耗能狀態(tài)。圖10(b)說明，滯回環(huán)面積隨位移幅值的增加線性增大，位移幅值越大道床耗能能力越強。此外，當位移幅值較大時，滯回環(huán)面積隨循環(huán)周次的增加略有減小，如位移為20 mm時，在經(jīng)歷10個周期后，滯回環(huán)面積約減小8%。這是因為散粒體道床具有塑性流動性，大位移動態(tài)變化下的道床更易表現(xiàn)出一種循環(huán)軟化行為。

為了進一步分析不同加載速率時散粒體道床縱向阻力-位移滯回曲線的形態(tài)特征，以位移幅值4 mm、20 mm為例，比較第10周次時的滯回環(huán)面積變化規(guī)律，如圖11所示。

圖11 滯回環(huán)面積與加載速率關系

由圖11可知，隨著加載速率的增加，不同位移幅值下的滯回環(huán)面積變化規(guī)律不同。位移幅值為4 mm時，隨著加載速率的增加，滯回環(huán)的面積略有增大。荷載作用速率相對較大時，道床內部應力來不及擴展，道砟顆粒來不及錯位、重排，道砟顆粒群基本保持原有結構，道床整體更多表現(xiàn)為彈性狀態(tài)，宏觀上表現(xiàn)為道床縱向剛度有所增大、阻力增大，即滯回環(huán)的面積增大，散粒體道床的能量耗散能力略有增加。說明有砟結構在受列車緊急制動作用時，道床發(fā)生較小的快速相對位移不會影響道床穩(wěn)定。當位移幅值達20 mm時，隨著加載速率增大道床受到劇烈擾動，結構易發(fā)生剪切破壞，顆粒間發(fā)生接觸變化、重組，顆粒群重新排列，其動態(tài)穩(wěn)定性下降，能量耗散能力隨之下降，滯回環(huán)面積隨加載速率的增加明顯降低。此狀態(tài)下軌道結構縱向穩(wěn)定存在較大風險，故宜對快速加載條件下的道床相對位移值加以控制，以保證道床縱向穩(wěn)定性，避免因道床縱向擾動過大導致結構失穩(wěn)。

3.3 能量耗散系數(shù)和阻尼比分析

能量耗散系數(shù)Ep是衡量散粒體道床吸收循環(huán)塑性應變能、評判道床耗能能力的重要指標，Ep越大，滯回曲線越飽滿，說明道床的耗能能力越強。另外，散粒體道床的強度和變形特征直接影響線路的受力變形規(guī)律，阻尼特征對道床的服役性能起著極重要的作用。不同試驗工況下道床能量耗散系數(shù)及阻尼比變化規(guī)律見表1、圖12。

表1說明，在相同位移幅值下，散粒體道床的能量耗散系數(shù)隨循環(huán)荷載周次的增加有所減小，10周次后，位移幅值為4 mm時減小3%，位移幅值為20 mm時減小11%。相同周次時，位移幅值越大道床能量耗散系數(shù)越大，道床耗能能力越強，滯回曲線越飽滿，但輸入系統(tǒng)的能量也越多。

表1 不同位移幅值能量耗散系數(shù)

(a)阻尼比與循環(huán)周次關系

(b)阻尼比與位移幅值關系圖12 阻尼比與循環(huán)周次及位移幅值關系

圖12為低周循環(huán)荷載試驗中散粒體道床的阻尼比與循環(huán)荷載周次、動位移幅值的關系曲線。道床縱向阻尼比與循環(huán)周次呈線性負相關，其變化規(guī)律與能量耗散系數(shù)相同。圖12(b)表明，位移幅值越大，阻尼比越大。經(jīng)歷10個循環(huán)荷載周次后，位移幅值20 mm較 4 mm時，道床阻尼比增大約60%。導致阻尼比增加的原因可能是散粒體堆積結構使其動剛度降低；由于阻尼比可以反映道床在循環(huán)荷載作用過程中能量耗散能力的高低，隨著位移幅值的增加，道床的塑性流動性、黏滯性反而可能會提高其能量耗散能力。對于周期性縱向荷載作用下的高速有砟道床，獲取并掌握其動態(tài)滯回耗能行為，有助于深入研究長期服役狀態(tài)下有砟線路的穩(wěn)定性、可靠性和安全性。

3.4 分段剛度模量分析

由于散體道床內部存在大量的顆粒接觸和滑移特性，具有黏塑性，當縱向位移較小時，其變形特征表現(xiàn)為彈性壓縮，當位移繼續(xù)增大時，則表現(xiàn)為塑性剪切流動，且每個加載階段的剛度值不同。不同位移幅值下道床縱向阻力滯回曲線比較如圖13所示，分段剛度模量對比如圖14所示。

圖13 不同位移幅值下道床縱向阻力滯回曲線

圖14 分段剛度模量

由圖13可知，散粒體道床縱向阻力-位移滯回曲線的形態(tài)受位移幅值影響明顯，不同位移幅值下的滯回曲線分段剛度值明顯不同，在阻力-位移滯回曲線上表現(xiàn)為滯回圈的交叉。圖14表明，隨著位移幅值的增加，分段剛度值近似線性遞減，以AB段剛度值kAB為例，位移幅值20 mm時的剛度值分別為4、10 mm時的52%、62%。當位移幅值較小時，AB段與CD段、BC段與DA段剛度值幾乎相同，隨著位移幅值的增加，AB段與CD段剛度出現(xiàn)差異，而BC段與DA段剛度值更加接近。通過各階段的剛度分布規(guī)律可知，基于試驗結果構建的道床縱向阻力-位移滯回曲線的形態(tài)特征具有分段剛度特性，可大致分為彈性階段和彈塑性變形階段，對應兩個分段剛度，且隨著位移幅值的增加，道床受擾動程度增大，滯回曲線的分段剛度受道床堆積狀態(tài)的影響較大，主要體現(xiàn)在AB段與CD段剛度值的差異。由試驗結果可知，周期荷載作用下高速有砟道床縱向阻力-位移滯回曲線的形態(tài)特征及其變化規(guī)律與荷載歷史、擾動大小等密切相關，且與理想彈塑性滯回假定有差異?！惰F路無縫線路設計規(guī)范》[27]采用的理想彈塑性阻力形式，忽略了有砟道床的經(jīng)時效應及其引起的道床彈性、塑性、能量耗散等方面的變化。在進行高速鐵路無縫線路設計計算時，尤其是橋上無縫線路，宜結合工程實踐，并充分考慮有砟道床阻力-位移滯回曲線的形態(tài)特征，準確掌握其縱向承載和傳力性能。

4 結論

經(jīng)試驗和分析，主要結論如下：

(1)散粒體道床在周期性荷載下的卸載曲線與加載曲線不重合，形成一條閉合的、呈中心對稱狀分布的滯回曲線，存在明顯的耗能現(xiàn)象；隨著循環(huán)周次的增加，道床阻力表現(xiàn)出循環(huán)軟化特性，縱向承載能力有所下降。對處于擠壓-松弛往復變化的道床而言，應考慮縱向往復荷載下道床阻力-位移曲線的軟化效應。

(2)散粒體道床在縱向循環(huán)荷載下的變形特征和滯回曲線的形態(tài)特征并非理想的滯回狀態(tài)，道床的彈性、塑性及能量耗散能力等各參數(shù)受循環(huán)位移幅值、加載速率等影響較大。道床的動剛度與循環(huán)荷載周次近似呈線性遞減關系，不同位移幅值下，動剛度與荷載循環(huán)周次線性表達式的斜率不同，其絕對值隨著位移幅值的增加逐漸增大。隨著循環(huán)荷載周次的變化滯回環(huán)面積變化不大，周期性荷載下散粒體道床處于相對穩(wěn)定的耗能狀態(tài)。但當循環(huán)位移幅值較大時，道床受擾動較大，隨著位移幅值的增加，道床的塑性流動性、黏滯性可能會提高其能量耗散能力。

(3)道床縱向阻力-位移滯回形態(tài)特征曲線具有分段剛度特性，一個正向或反向加載過程，可大致分為彈性階段和彈塑性變形階段，對應兩個分段剛度。

(4)對于高速鐵路有砟軌道無縫線路，尤其是存在大位移的大跨橋上無縫線路，在進行線路響應機理與行為分析時，宜分段、分區(qū)域考慮縱向往復荷載下的經(jīng)時效應及其所引起的道床阻力退化、縱向剛度衰減等，并合理控制道床快速相對位移值以保證其縱向穩(wěn)定性。另外，在進行無縫線路設計計算時，若嚴格按照現(xiàn)有規(guī)范取值，將會高估道床的縱向承載和傳力能力。

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