大坡道橋上有砟道床縱向傳力特性

景璞 肖杰靈

1.廣東粵東城際鐵路有限公司， 廣東 汕頭 515000； 2.西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 成都 610031

由于鐵路向更高速度發(fā)展的需要，近些年對(duì)既有線路大量進(jìn)行無(wú)縫化改造，并在新線建設(shè)中全部使用無(wú)縫線路，這對(duì)軌道的平順性提出了較高的要求。山區(qū)鐵路的大坡道地段，由于環(huán)保、節(jié)約用地或者地形條件的限制，部分線路不得不設(shè)置長(zhǎng)大坡道。《鐵路技術(shù)管理規(guī)程（普速鐵路部分）》［1］規(guī)定，區(qū)間正線的最大坡度一般不超過(guò)6‰，困難條件下不超過(guò)20‰。寶成線為優(yōu)化建設(shè)投資成本，設(shè)置了30‰的長(zhǎng)大坡道，列車(chē)在長(zhǎng)大坡道運(yùn)行時(shí)存在因較頻繁制動(dòng)、黏著牽引、重力的縱向分量等引起的大縱向力作用問(wèn)題（簡(jiǎn)稱(chēng)制動(dòng)荷載），比平坡區(qū)段更為復(fù)雜。軌條受列車(chē)往復(fù)制動(dòng)荷載作用，無(wú)縫線路向一側(cè)開(kāi)始爬行，列車(chē)頻繁制動(dòng)引起的軌溫升高也會(huì)造成無(wú)縫線路向一側(cè)爬行，二者共同作用引起軌道不平順、軌枕歪斜、枕間距不足、漏砟、涌砟等眾多次生病害，道床力學(xué)性能隨之發(fā)生改變，不利于行車(chē)安全性和乘坐舒適性［2-5］。因此，有必要對(duì)往復(fù)制動(dòng)荷載作用下大坡道橋上有砟軌道無(wú)縫線路服役性能展開(kāi)研究。

李糧余等［6］建立米軌軌排有砟軌道有限元模型，分析了坡度與豎曲線半徑對(duì)有砟軌道縱向穩(wěn)定性的影響，結(jié)果表明：有砟道床的穩(wěn)定性隨坡度增大而減小，維持穩(wěn)定的最大坡度為500‰；變坡點(diǎn)凸形豎曲線附近道床穩(wěn)定性弱于直坡道地段，其穩(wěn)定性隨豎曲線半徑增大而逐漸增強(qiáng)。張榮鶴［7］分析了18 號(hào)及42 號(hào)道岔在溫度及列車(chē)制動(dòng)荷載影響下的軌道受力及變形，發(fā)現(xiàn)列車(chē)沿下坡方向制動(dòng)會(huì)使鋼軌受力增大10.7%。劉偉等［8］通過(guò)有限元分析發(fā)現(xiàn)12‰坡道上42號(hào)道岔的強(qiáng)度及變形均不超規(guī)范容許值，在12‰坡道上可鋪設(shè)42 號(hào)無(wú)縫道岔。曾憲海［9］通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研統(tǒng)計(jì)了大坡道地段無(wú)縫線路常見(jiàn)病害，并提出了相應(yīng)的對(duì)策。賈德華等［10］分析了南京地鐵南北線一期工程中33‰大坡道地段曲線橋上無(wú)縫線路受力，結(jié)果表明，在道岔的岔道與曲線頭之間的直線段增設(shè)一組單向鋼軌伸縮調(diào)節(jié)器，可避免道岔承受無(wú)縫線路的縱向力，同時(shí)可減小高架橋的墩臺(tái)受力。歐靈暢［11］通過(guò)離散元計(jì)算得到不同坡度下米軌有砟道床的阻力，發(fā)現(xiàn)米軌有砟道床阻力隨坡度增大而減小，其減小比例大于坡度余弦值的減小比例。

既有研究多基于有限元研究了無(wú)縫線路在單次溫升、制動(dòng)、溫升及制動(dòng)耦合荷載作用下的鋼軌縱向力及位移，未涉及往復(fù)制動(dòng)荷載作用下大坡道上有砟道床阻力演變機(jī)理及道床狀態(tài)變化規(guī)律。此外，既有研究基本限于討論道床縱向阻力中的道床剪切行為，較少?gòu)募?xì)觀分區(qū)角度揭示往復(fù)制動(dòng)荷載作用下道床縱向阻力特性。因此，本文從離散元的角度對(duì)橋上有砟道床在往復(fù)制動(dòng)荷載作用下的縱向阻力變化規(guī)律及其成因進(jìn)行研究。

1 長(zhǎng)大坡道橋上枕群-有砟道床模型

1.1 道床模型的建立

考慮到有砟軌道的枕群效應(yīng)，兼顧計(jì)算效率，建立包含3根軌枕的有砟道床離散元模型，見(jiàn)圖1。模型中，軌枕底部到路基面底部的道床厚度為350 mm，枕間道砟高度鋪設(shè)到軌枕頂面以下5 mm，道床寬度設(shè)計(jì)為3 600 mm，軌枕間距600 mm。軌枕采用Ⅲ-C 型混凝土枕，離散元計(jì)算中將軌枕處理為剛體。道砟采用3D 掃描的方法獲得顆粒的廓形，并使用球簇單元（Clump）填充道砟顆粒，將填充好的道砟隨機(jī)選取6顆用于建立道床；道砟級(jí)配參考中國(guó)特級(jí)道砟級(jí)配；道砟顆粒生成過(guò)程中配合分層壓實(shí)的方法對(duì)道床進(jìn)行碾壓，以確保最終密實(shí)度達(dá)1 720 kg/m3。擋砟墻及橋面保護(hù)層均采用剛性板模擬，道床前后斷面采用剛性板模擬。忽略鋼軌、扣件的影響。取中間軌枕為研究對(duì)象，以弱化邊界的影響。建模前在CAD 中繪制道床斷面輪廓時(shí)已設(shè)置坡度，導(dǎo)入離散元前處理界面。

圖1 碎石道床模型（單位：mm）

1.2 模型參數(shù)

模型參數(shù)主要由本征參數(shù)與接觸參數(shù)組成。本征參數(shù)包括密度、泊松比、剪切模量、楊氏模量。道砟本征參數(shù)參考花崗巖的材料參數(shù)。軌枕、擋砟板及橋面的本征參數(shù)選用C60 混凝土材料參數(shù)。道砟與道砟、道砟與軌枕的接觸參數(shù)見(jiàn)表1［12］。

表1 接觸參數(shù)

1.3 模型驗(yàn)證

為方便操作，通過(guò)單枕加載法（Single Tie Push Test，STPT）進(jìn)行道床離散元模型參數(shù)標(biāo)定。首先在室內(nèi)搭建單線橋上足尺道床模型，依照TB/ T 3448—2016《鐵路碎石道床狀態(tài)參數(shù)測(cè)試方法》進(jìn)行單枕縱向、橫向阻力測(cè)試；同時(shí)利用有砟道床離散元模型，采用建模參數(shù)開(kāi)展道床阻力仿真。試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比見(jiàn)圖2。

圖2 橋梁有砟道床阻力-位移曲線試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比

由圖2 可知，實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)的擬合曲線與仿真曲線趨勢(shì)基本一致。軌枕位移2 mm 時(shí)，道床橫向阻力仿真值、試驗(yàn)值分別為17.2、16.9 kN，相差0.30 kN；道床縱向阻力仿真值、試驗(yàn)值分別為22.03、22.5 kN，相差0.47 kN?？梢?jiàn)，模型所用的接觸參數(shù)能較準(zhǔn)確地模擬真實(shí)道床的阻力特征，可用于橋上有砟道床阻力行為仿真分析。

2 制動(dòng)荷載作用下有砟道床阻力

2.1 不同制動(dòng)位移的列車(chē)往復(fù)制動(dòng)對(duì)有砟道床力學(xué)性能的影響

采用多枕加載法（Multiple Tie Push Test，MTPT）對(duì)枕群結(jié)構(gòu)施加縱向往復(fù)荷載，考慮制動(dòng)位移d= 2、4、8 mm，計(jì)算得到F-u曲線（F為道床縱向阻力；u為軌枕縱向位移），見(jiàn)圖3（a）、圖3（c）、圖3（e）。圖中虛線表示重復(fù)加卸載曲線的公共點(diǎn)軌跡，公共點(diǎn)是彈性變形與塑性強(qiáng)化階段的臨界點(diǎn)；箭頭表示重復(fù)加卸載后道床縱向阻力曲線的變化趨勢(shì)。為了更好地對(duì)比每次加載時(shí)道床縱向阻力與軌枕縱向位移的關(guān)系，將每次加載的F-u曲線提取出來(lái)，見(jiàn)圖3（b）、圖3（d）、圖3（f）。

圖3 不同制動(dòng)位移作用下的F-u曲線

由圖3 可知：①不同制動(dòng)位移作用下橋上有砟道床縱向阻力均呈強(qiáng)化趨勢(shì)，這與文獻(xiàn)［2］中試驗(yàn)結(jié)論基本一致；d= 2、4、8 mm 時(shí)，道床分別經(jīng)歷8、5、4 次往復(fù)加載后，縱向阻力趨于穩(wěn)定，說(shuō)明制動(dòng)荷載越小，道床在縱向所需穩(wěn)定次數(shù)越多，二者呈非線性減小趨勢(shì)。②往復(fù)制動(dòng)作用下F-u曲線大致可分為4 個(gè)階段：u= 0 ～ 1 mm為彈性階段，u= 1 ～ 4 mm為塑性階段，u= 4 ～ 8 mm 為屈服階段，之后為卸載階段。在彈性階段，道床阻力迅速增大，F(xiàn)-u曲線大致呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，且隨著荷載作用次數(shù)增加，曲線斜率不斷增大。這說(shuō)明在加載初期，道床受上次軌枕縱向位移的影響，道砟體出現(xiàn)了擠密現(xiàn)象，導(dǎo)致道床密實(shí)度增大，道床阻力也隨之增大。進(jìn)入塑性階段后，隨著軌枕縱向位移增加，道床阻力呈非線性增長(zhǎng)趨勢(shì)，增長(zhǎng)速率小于彈性階段且不斷減小，曲線斜率同樣不斷減小。在屈服階段，隨著軌枕縱向位移增加，道床阻力開(kāi)始上下波動(dòng)，不再顯著增加，并逐漸趨于常量。在卸載階段，道床阻力快速衰減到0，道床的卸載曲線與初期彈性階段加載曲線斜率相近，且由衰減后的F-u曲線可知，道床存在一定的塑性變形。

重復(fù)加卸載曲線的公共點(diǎn)軌跡的峰值應(yīng)力約等于臨界應(yīng)力，公共點(diǎn)是彈性變形與塑性強(qiáng)化階段的臨界點(diǎn)。繼續(xù)加載，過(guò)了公共點(diǎn)后曲線斜率將逐漸減小，阻力增加有限而變形增長(zhǎng)迅速，這表明道床中道砟顆粒間相對(duì)穩(wěn)定的嚙合狀態(tài)開(kāi)始破壞，出現(xiàn)相對(duì)錯(cuò)位、破碎和重排列［2，13-14］。因此，可將公共點(diǎn)的連線作為往復(fù)加載中道床的彈塑性臨界曲線。當(dāng)F-u曲線超過(guò)公共點(diǎn)連線時(shí)，道床產(chǎn)生塑性變形。由圖3（a）、圖3（c）、圖3（e）可知，重復(fù)加卸載曲線的公共點(diǎn)、包絡(luò)線均隨著荷載作用次數(shù)增加而增大，這表明在往復(fù)加卸載過(guò)程中，由于縱向的擠壓，散粒體道床累積塑性變形會(huì)使道床密實(shí)度逐步增大，道床的彈塑性臨界承載力與極限承載力也不斷增大。由圖3（b）、圖3（d）、圖3（f）可以更清晰地看出道床阻力隨加載次數(shù)增加而出現(xiàn)強(qiáng)化現(xiàn)象。

為進(jìn)一步研究軌枕縱向位移時(shí)道床耗能行為，對(duì)F-u曲線與橫軸所圍面積求和，表征不同制動(dòng)位移下產(chǎn)生的阻力功，見(jiàn)圖4。

由圖4 可知：制動(dòng)位移越大，道床阻力功也越大；同一縱向位移下，道床阻力功隨加載次數(shù)增加而增大。這說(shuō)明逐次加載后軌枕移動(dòng)越來(lái)越困難，有利于提升有砟道床縱向穩(wěn)定性。

2.2 不同軸重的列車(chē)往復(fù)制動(dòng)對(duì)有砟道床力學(xué)性能的影響

客貨共線鐵路中，貨運(yùn)、客運(yùn)列車(chē)軸重不同，分別為25、21 t，有必要對(duì)不同軸重的列車(chē)往復(fù)制動(dòng)下有砟道床的力學(xué)行為進(jìn)行分析。設(shè)置空載作為對(duì)照加載組，分別進(jìn)行等位移往復(fù)制動(dòng)加載（d= 8 mm），得到的F-u曲線見(jiàn)圖5（a）。為了更好地對(duì)比每次加載時(shí)道床縱向阻力與軌枕縱向位移的關(guān)系，將客車(chē)、貨車(chē)每次加載的F-u曲線提取出來(lái)，見(jiàn)圖5（b）、圖5（c）。

圖5 不同軸重列車(chē)往復(fù)制動(dòng)下F-u曲線

由圖5可知：等位移條件下，不同軸重列車(chē)往復(fù)制動(dòng)后，有砟道床縱向阻力均呈逐次增長(zhǎng)后穩(wěn)定的趨勢(shì)；與空載條件相比，有載條件下往復(fù)制動(dòng)時(shí)道床更快達(dá)到縱向穩(wěn)定狀態(tài)。隨著列車(chē)軸重增加，道床縱向阻力增大。軌枕縱向位移2 mm 時(shí)，與不加豎向荷載相比，在客運(yùn)列車(chē)和貨運(yùn)列車(chē)的垂向壓載影響下，道床縱向阻力分別增加了155%和189%。其主要原因?yàn)椋捍瓜蜉d荷（列車(chē)載荷）增加了在枕群結(jié)構(gòu)縱向運(yùn)動(dòng)時(shí)所需的摩擦力；豎向荷載通過(guò)增加軌枕底部與道砟間的接觸面增加摩擦力，從而影響軌枕與道床的相互作用。

2.3 道床阻力強(qiáng)化行為分析

在分析大坡道上往復(fù)制動(dòng)下鋼軌爬行量時(shí)，須考慮道床的加載歷史效應(yīng)，即阻力單元的變形累積。往復(fù)制動(dòng)荷載作用下道床縱向阻力存在強(qiáng)化行為，定義阻力強(qiáng)化系數(shù)為道床強(qiáng)化穩(wěn)定后的特征阻力與初始狀態(tài)道床特征阻力的比值（特征位移2 mm）。分別計(jì)算各工況阻力強(qiáng)化系數(shù)并求均值，得到強(qiáng)化前后道床阻力，見(jiàn)圖6?？芍鶑?fù)制動(dòng)受載時(shí)，道床模型的道床阻力強(qiáng)化系數(shù)均值為1.27，不隨加載工況而變化。以TB 10015—2012《鐵路無(wú)縫線路設(shè)計(jì)規(guī)范》中Ⅲ型枕道床阻力取值為例，強(qiáng)化后無(wú)載條件下道床阻力為19.05 kN/（m·軌），有載條件下為29.5 kN/（m·軌）。該結(jié)論可為大坡道上無(wú)縫線路承受制動(dòng)荷載時(shí)提供計(jì)算依據(jù)。

圖6 阻力強(qiáng)化系數(shù)及強(qiáng)化前后道床阻力

3 道床細(xì)觀行為分析

以空載條件8 mm 制動(dòng)荷載工況為例，進(jìn)一步分析往復(fù)制動(dòng)荷載作用對(duì)道床縱向阻力影響的細(xì)觀機(jī)制，從阻力分擔(dān)特性、道床密實(shí)度、軌群位移、枕底壓力、枕下支承剛度、顆粒運(yùn)動(dòng)特性等方面進(jìn)行探究。

3.1 阻力分擔(dān)特性

道床縱向阻力是軌枕與道砟顆粒在水平面上相互作用的宏觀力學(xué)表征，主要由枕間、枕底、枕端阻力三部分組成。采用分阻力的方式對(duì)道床縱向阻力進(jìn)行分解，可更好地分析道床阻力的變化規(guī)律，探究道床阻力細(xì)觀行為與演變規(guī)律。分別提取枕間、枕底及枕端分阻力的阻力-累積位移曲線及阻力-循環(huán)位移曲線，見(jiàn)圖7。

圖7 道床縱向阻力分擔(dān)特性

由圖7可知：①往復(fù)制動(dòng)荷載作用下枕間阻力-位移曲線呈強(qiáng)化趨勢(shì)，前3 次往復(fù)荷載作用下枕間阻力不斷增大，隨后不再增大，基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。這與圖3 中縱向阻力曲線規(guī)律較為一致，說(shuō)明枕間阻力占縱向阻力的比例較高，維持了縱向阻力曲線形態(tài)。前4 次往復(fù)制動(dòng)時(shí)，枕間阻力占比依次為69%、79%、81%、86%，逐步增大。在一個(gè)完整的制動(dòng)-卸載周期內(nèi)，枕間阻力占比在彈性階段較小，在塑性階段不斷增大，在屈服階段開(kāi)始趨穩(wěn)。②往復(fù)制動(dòng)荷載作用下枕底阻力表現(xiàn)出軟化趨勢(shì)，4 次制動(dòng)荷載作用下枕底阻力不斷減小，呈不斷衰減趨勢(shì)。在1 ～ 4 次循環(huán)加載時(shí)，枕底阻力占比依次為24.0%、11.5%、8.0%、3.7%，逐步減小。③往復(fù)制動(dòng)荷載作用下枕端阻力表現(xiàn)出強(qiáng)化趨勢(shì)，4次制動(dòng)荷載作用下，枕端阻力不斷增加。通過(guò)枕端阻力與縱向阻力的比值可知，前4 次往復(fù)制動(dòng)時(shí)，枕端阻力占比依次為7.0%、9.5%、11.0%、10.3%。

3.2 道床密實(shí)度

密實(shí)度是表征道床力學(xué)性能的直觀指標(biāo)之一。提取道床枕間、枕底及枕端密實(shí)度隨枕群位移的變化規(guī)律，見(jiàn)圖8。

圖8 道床密實(shí)度演變

由圖8（a）可知：枕間密實(shí)度在往復(fù)制動(dòng)荷載作用下呈階梯狀增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)。第1 次加載初期，枕間密實(shí)度略有增加但漲幅不大；在加載中期，u= 5 mm 時(shí)，枕間密實(shí)度急劇增大，增長(zhǎng)率為10%，隨后又恢復(fù)至緩慢增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)；在卸載階段，密實(shí)度略有減小，衰減率為3%。第2 次加載初期，枕間密實(shí)度略有增加但漲幅不大；在加載中期，u= 11 mm 時(shí)，枕間密實(shí)度急劇增大，增長(zhǎng)率為10%，隨后又恢復(fù)至緩慢增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)；在卸載階段，密實(shí)度略有減小，衰減率為3%。第3 次加載初期，枕間密實(shí)度略有增加但漲幅不大；在加載中期，u= 15 mm時(shí)，枕間密實(shí)度急劇增大，增長(zhǎng)率為10%，隨后又恢復(fù)至緩慢增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)；在卸載階段，密實(shí)度略有減小，衰減率為3%。第4 次加載時(shí)，密實(shí)度全過(guò)程基本呈線性增長(zhǎng)，且曲線斜率較低，其增長(zhǎng)量遠(yuǎn)小于前3 次加載。此外，枕間密實(shí)度變化規(guī)律與枕間阻力變化規(guī)律較為一致，兩曲線相關(guān)系數(shù)為0.57，為強(qiáng)正相關(guān)。枕間阻力強(qiáng)化是由于制動(dòng)過(guò)程中枕間道砟顆粒不斷受到擠壓-卸載，道砟顆粒發(fā)生重排、旋轉(zhuǎn)，顆粒間空隙進(jìn)一步被壓縮，導(dǎo)致枕間道床密實(shí)度不斷增大，宏觀體現(xiàn)為枕間道床阻力不斷強(qiáng)化最終趨于穩(wěn)定。

由圖8（b）可知，往復(fù)制動(dòng)荷載作用下，枕底及枕端的道砟密實(shí)度基本維持恒定，道砟密實(shí)度與枕底及枕端阻力沒(méi)有表現(xiàn)出一定的相關(guān)性。

3.3 枕群位移、枕底壓力及支承剛度變化

提取軌枕垂向位移、枕底壓力隨軌枕縱向位移的變化規(guī)律，計(jì)算得到不同制動(dòng)荷載下道床枕下支承剛度，如圖9所示。

圖9 軌枕垂向位移、枕底壓力及枕下支承剛度

由圖9可知，在往復(fù)制動(dòng)荷載作用下，枕群經(jīng)歷抬升-回落的反復(fù)循環(huán)，其運(yùn)動(dòng)規(guī)律與道砟體的剪脹效應(yīng)有關(guān)。巖土力學(xué)中巖石顆粒在直剪試驗(yàn)中會(huì)出現(xiàn)體積膨脹現(xiàn)象［15］。道砟是巖石顆粒的一種，枕底道砟體動(dòng)能增大后向上位移，會(huì)出現(xiàn)剪脹現(xiàn)象。在4 次往復(fù)制動(dòng)中，軌枕最大抬升位移分別為0.759、1.245、1.818、2.361 mm，卸載后軌枕回落位移分別為0.306、0.342、0.411、0.471 mm。在往復(fù)制動(dòng)過(guò)程中，軌枕最大抬升位移、回落位移基本呈線性增長(zhǎng)，進(jìn)行線性擬合發(fā)現(xiàn)其斜率分別為0.89、0.09。枕下支承剛度隨加載次數(shù)增加而不斷減小，且制動(dòng)位移越大，枕下支承剛度衰減越明顯。軌枕縱向剪切行為造成軌枕抬升及枕底接觸應(yīng)力降低，從而削弱了枕底阻力。卸載后，軌枕縱向剪切位移中彈性變形得以恢復(fù)，塑性變形逐步累積，軌枕垂向上產(chǎn)生回落，這也解釋了枕底分阻力變化規(guī)律。

綜上，往復(fù)制動(dòng)時(shí)枕群經(jīng)歷了抬升-回落的反復(fù)循環(huán)，枕底道砟體產(chǎn)生剪脹后，其塑性變形不能恢復(fù)，縱向上若單次加載過(guò)大或往復(fù)加載時(shí)容易產(chǎn)生軌道空吊等病害。因此，有必要限制制動(dòng)位移的大小，并建議出現(xiàn)往復(fù)制動(dòng)后及時(shí)檢查線路幾何尺寸。

3.4 道砟顆粒運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

圖10（a）為往復(fù)制動(dòng)后有砟道床顆粒速度圖像?？芍鶑?fù)制動(dòng)后，枕間阻力影響區(qū)逐漸擴(kuò)大，枕間道砟體易出現(xiàn)流動(dòng)現(xiàn)象；同時(shí)由于擋砟板的側(cè)向約束作用，枕端影響區(qū)同樣開(kāi)始擴(kuò)大，這也解釋了往復(fù)制動(dòng)荷載作用下枕間及枕端阻力變化規(guī)律。提取枕間道砟體動(dòng)能，見(jiàn)圖10（b）?？芍鶑?fù)制動(dòng)后，枕間道砟體動(dòng)能不斷增大，道砟顆粒易出現(xiàn)大位移現(xiàn)象。因此，列車(chē)在大坡道頻繁制動(dòng)時(shí)枕間部位道砟體易出現(xiàn)流變現(xiàn)象，應(yīng)對(duì)枕間部位道砟體位移進(jìn)行限制。

圖10 道砟體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)

4 結(jié)論

1）不同制動(dòng)荷載作用下橋上有砟道床縱向阻力及其力學(xué)性能均呈強(qiáng)化趨勢(shì)，但不同幅值動(dòng)位移作用下道床達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)所需強(qiáng)化次數(shù)有所不同，制動(dòng)位移越小，道床阻力達(dá)到穩(wěn)定所需的制動(dòng)周次更多。

2）不同軸重列車(chē)往復(fù)制動(dòng)時(shí)，有砟道床縱向阻力均呈逐次增長(zhǎng)后穩(wěn)定趨勢(shì)，相比空載條件，有載條件下往復(fù)制動(dòng)時(shí)道床更快達(dá)到縱向穩(wěn)定狀態(tài)。隨著列車(chē)軸重的增加，道床的縱向阻力增幅相應(yīng)增加。與不施加豎向荷載相比，在客運(yùn)列車(chē)和貨運(yùn)列車(chē)的豎向荷載作用下，軌枕縱向位移2 mm 時(shí)道床縱向阻力分別增加了155%和189%。

3）往復(fù)制動(dòng)荷載作用下道床縱向阻力呈現(xiàn)出阻力強(qiáng)化趨勢(shì)，其強(qiáng)化行為主要由枕間阻力表征，枕間阻力強(qiáng)化是因?yàn)橥鶑?fù)制動(dòng)作用致使枕間道砟致密化。

4）往復(fù)制動(dòng)不僅會(huì)造成枕間處道砟動(dòng)能劇增，枕間道砟體易出現(xiàn)流變；還會(huì)造成軌枕位移抬升，枕底壓力減小，枕下支承剛度降低，幾何不平順增加。