余翠英 ,雷紅博 ,羅文俊 ,馬斌

（1.華東交通大學(xué) a.理學(xué)院；b.土木建筑學(xué)院，南昌 330013；2.中鐵二局集團(tuán)有限公司，成都 610013）

在鐵路運(yùn)輸高速化、重載化背景下，有砟軌道因其經(jīng)濟(jì)性及適應(yīng)性較強(qiáng)，在世界范圍內(nèi)廣泛鋪設(shè)。由于地質(zhì)條件復(fù)雜及其基床動(dòng)應(yīng)力較大[1]，容易發(fā)生路基不均勻沉降及軌枕空吊等病害[2]。路基不均勻沉降已成為影響有砟軌道結(jié)構(gòu)性能和耐久性的關(guān)鍵問(wèn)題[3]。

傳統(tǒng)試驗(yàn)方法成本高、可重復(fù)性差，難以觀測(cè)道床細(xì)觀力學(xué)行為[4]，當(dāng)今大多數(shù)學(xué)者采用數(shù)值模擬方法開(kāi)展軌道沉降受力變形及動(dòng)力響應(yīng)研究[5]，尤其是離散元法，作為一種反映顆粒受力與運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的數(shù)值方法，可準(zhǔn)確表達(dá)散粒體道床的力學(xué)特性，被廣泛應(yīng)用于有砟軌道相關(guān)研究[6]。但是，單純離散元方法難以準(zhǔn)確描述軌道結(jié)構(gòu)的連續(xù)體特征，部分學(xué)者采用離散元—有限元等耦合方法嘗試開(kāi)展有砟軌道性能研究[7]。離散元—多柔性體動(dòng)力學(xué)(DEM-MFBD)耦合方法作為一種可以有效反映離散體和連續(xù)體之間的接觸及其各自的物理力學(xué)特性的仿真方法，目前鮮有應(yīng)用于有砟軌道的相關(guān)研究。

針對(duì)有砟軌道上部結(jié)構(gòu)連續(xù)性與道床散粒體特征，筆者采用離散元—多柔性體動(dòng)力學(xué)耦合方法，建立有砟軌道結(jié)構(gòu)沉降損傷模型，研究路基不均勻沉降對(duì)有砟軌道結(jié)構(gòu)整體受力變形的影響，以期為路基沉降控制和有砟軌道結(jié)構(gòu)綜合養(yǎng)護(hù)、維修提供理論依據(jù)和技術(shù)支持。

1 離散元與多柔性體動(dòng)力學(xué)耦合方法

表1 為不同數(shù)值模擬方法的特性及適用范圍的對(duì)比。通過(guò)對(duì)比表1 中多種耦合方法的特性，采用離散元—多柔性體動(dòng)力學(xué)耦合方法探討有砟軌道路基沉降大變形問(wèn)題。

表1 不同數(shù)值模擬方法的對(duì)比Table 1 Comparison of numerical simulation methods

離散元接觸模型采用Hertz-Mindlin 非滑動(dòng)模型[8]，該模型適于有砟軌道道砟非黏性顆粒的計(jì)算。由圖1 可見(jiàn)，道砟顆粒簇由若干個(gè)球單元鑲嵌而成，道砟顆粒簇之間的接觸即轉(zhuǎn)化為若干個(gè)球單元間的兩兩接觸，接觸單元間的接觸力由單元間的相互重疊量及相對(duì)速度決定。

圖1 Hertz-Mindlin 非滑動(dòng)接觸模型Fig.1 Hertz-Mindlin (no slip) contact model

離散元—多柔性體動(dòng)力學(xué)耦合求解中，墻單元網(wǎng)格面上的接觸力往往不在網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)上，且每個(gè)三角形網(wǎng)格上可能有多個(gè)接觸點(diǎn)，需采用形函數(shù)插值法，結(jié)合虛功原理，將顆粒作用在耦合面上的接觸力轉(zhuǎn)換為等效節(jié)點(diǎn)力，其整體坐標(biāo)與局部坐標(biāo)轉(zhuǎn)換公式[9]為

式中：Ttrans3×3為轉(zhuǎn)換矩陣，則耦合邊界上等效接觸力計(jì)算公式[9]為

2 模型的建立

圖2 為DEM-MFBD 耦合過(guò)程流程圖，有砟軌道結(jié)構(gòu)建模過(guò)程分為離散元道床建模和多柔性體動(dòng)力學(xué)上部結(jié)構(gòu)建模，通過(guò)軌枕墻單元作為耦合過(guò)渡邊界，進(jìn)行軌道上部結(jié)構(gòu)和離散元道床耦合分析。

圖2 離散元?多柔性體動(dòng)力學(xué)模型耦合流程圖Fig.2 Flowchart of coupling DEM-MFBD model

2.1 有砟軌道道床離散元模型

為準(zhǔn)確模擬道床內(nèi)摩擦力和抗剪強(qiáng)度等力學(xué)行為，應(yīng)考慮道砟的真實(shí)幾何特征與粒徑級(jí)配[10-11]。選取華東交通大學(xué)軌道交通實(shí)驗(yàn)基地有砟線路的特級(jí)道砟為樣本，利用三維掃描技術(shù)獲取的不規(guī)則道砟外形輪廓作為道砟顆粒外形邊界，填充外形邊界，建立道砟顆粒簇。如圖3 所示，根據(jù)《鐵路碎石道砟》(TB/T 2140—2008)[11]規(guī)范要求，首先剔除道砟針狀、片狀等異常樣本；其次，結(jié)合文獻(xiàn)[10,12]的經(jīng)驗(yàn)并多次優(yōu)化計(jì)算，最終選取10 種道砟顆粒樣本，需要注意的是，樣本需借助NX 修改粒徑比例，以滿足顆粒級(jí)配要求，故選取樣本僅考慮其外形特征影響。其中，每個(gè)道砟顆粒平均由9.23 個(gè)大小不同的球單元構(gòu)成，用以平衡計(jì)算精度及計(jì)算效率。

圖3 道砟顆粒樣本建模過(guò)程Fig.3 The modeling process of ballast-particle sample

基于離散元的方法目前存在計(jì)算耗時(shí)高、占用內(nèi)存大等局限性，加上路基不均勻沉降問(wèn)題對(duì)模型縱向長(zhǎng)度的要求[13]，建立全尺度軌道模型難以同時(shí)滿足計(jì)算效率與精度的雙重要求，為此，需進(jìn)行軌道橫斷面上的簡(jiǎn)化。參考既有研究[6]并綜合考慮計(jì)算精度及計(jì)算效率，最終確定軌枕和道床橫斷面均縮尺為0.2 m 寬的2.5 維簡(jiǎn)化模型，如圖4 所示。離散元道床模型長(zhǎng)為6 m、寬為0.2 m、厚度為0.33 m，模型中共9 558 個(gè)道砟顆粒簇，考慮為特級(jí)道砟級(jí)配，如圖5 所示。

圖4 離散元道床模型Fig.4 The discrete element model of ballast bed

圖5 顆粒級(jí)配曲線Fig.5 Particle gradation curve

2.2 有砟軌道上部結(jié)構(gòu)多柔性體動(dòng)力學(xué)模型

有砟軌道上部結(jié)構(gòu)采用多柔性體動(dòng)力學(xué)建模（見(jiàn)圖6），將鋼軌、軌枕考慮為連續(xù)體，鋼軌視為柔性體，軌枕視為剛體。選用60 kg/m 鋼軌，長(zhǎng)12.5 m，為實(shí)體單元；Ⅲ型彈條扣件，剛度為6×107N/m，采用bushing 單元模擬；Ⅲ型混凝土軌枕，軌枕間距為0.6 m，將軌枕作為耦合邊界導(dǎo)出為墻單元。為保證計(jì)算效率，僅將路基沉降區(qū)段6 m 范圍的道床進(jìn)行離散元建模?？紤]到有砟道床對(duì)上部結(jié)構(gòu)的支承作用及不承受拉力的特點(diǎn)，且模型試驗(yàn)中離散元區(qū)域外道床受力較小，考慮為無(wú)張力彈性，忽略其塑性變形。

圖6 離散元?多柔性體動(dòng)力學(xué)耦合模型Fig.6 The coupling model by DEM-MFBD

模型簡(jiǎn)化關(guān)鍵在于能否準(zhǔn)確反映道床應(yīng)力狀態(tài)。假定列車(chē)荷載及上部結(jié)構(gòu)自重由軌枕傳遞至軌枕底面壓力為均勻分布，基于軌枕寬度不變，軌枕長(zhǎng)度簡(jiǎn)化為0.2 m，為保證道床頂面所受平均應(yīng)力不變，將軌枕底面壓力等比例縮減。相對(duì)于列車(chē)荷載，鋼軌和扣件自重影響較小，故僅考慮軌枕底面壓力受列車(chē)荷載單一因素影響，對(duì)輸入荷載進(jìn)行等效折減。

式中：F為輸入總荷載；P為靜荷載；Fmax為動(dòng)荷載幅值；k為縮減系數(shù)；f為輸入荷載頻率。

鋼軌外形尺寸與實(shí)際情況一致，由材料力學(xué)撓曲線近似微分方程可知，鋼軌抗彎剛度與彈性模量成正比，外荷載等效折減后應(yīng)對(duì)鋼軌進(jìn)行剛度折減，以準(zhǔn)確反映軌道的抗彎特性。

式中：E為鋼軌輸入彈性模量；E′為設(shè)計(jì)彈性模量。

3 參數(shù)標(biāo)定及模型驗(yàn)證

3.1 模型參數(shù)及標(biāo)定

校準(zhǔn)離散元模型參數(shù)的方法通常可分為兩種：1）基于微觀視角的直接測(cè)量法，直接在顆粒或接觸層面測(cè)量參數(shù)值；2）基于宏觀視角的方法，參數(shù)值在宏觀角度上反映顆粒堆積體的整體力學(xué)行為。顯然，直接測(cè)量法難以反映所有相關(guān)的物理效應(yīng)，在計(jì)算效率及精度的限制下，很難完全恢復(fù)顆粒的不規(guī)則形狀，且顆粒間的相互咬合也會(huì)被簡(jiǎn)化。在宏觀方法中，不同參數(shù)組合可以得到相同的模擬結(jié)果，但參數(shù)的真實(shí)物理意義不明確[14]。為應(yīng)對(duì)參數(shù)組合的模糊性，需通過(guò)多種標(biāo)準(zhǔn)化試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)合文獻(xiàn)[10,12]的參數(shù)選擇，在多次試算后確定模型參數(shù)，見(jiàn)表2。

表2 模型參數(shù)Table 2 Model parameters

為驗(yàn)證計(jì)算參數(shù)反映道砟宏觀剪切特性的正確性，首先，參考文獻(xiàn)[10]的方法進(jìn)行三軸壓縮試驗(yàn)的數(shù)值模擬。如圖7 所示，三軸壓縮試驗(yàn)樣本尺寸為0.4 m×0.2 m×0.2 m，以上述離散元道砟模型建立樣本，密度為1 410 kg/m3，孔隙率為45.8%。對(duì)模型施加50 kPa 的圍壓，將蓋板以緩慢的勻速運(yùn)動(dòng)下壓至應(yīng)變?yōu)?6.8%，記錄蓋板與道砟間的接觸力，以計(jì)算偏應(yīng)力及應(yīng)力比；進(jìn)一步地，參照文獻(xiàn)[12]模擬多級(jí)剪切試驗(yàn)，模型包括上下兩個(gè)箱體，在箱體內(nèi)部裝滿上述離散元道砟模型，樣本尺寸為0.3 m×0.3 m×0.2 m，密度為1 448 kg/m3，孔隙率為46.3%，對(duì)上方箱體向下階段性施加16.5、31.5、56.5、81.5、106.5 kPa 的壓強(qiáng)，并以0.01 m/s 的速度勻速平移下方箱體，記錄上方箱體側(cè)壁壓強(qiáng)，以計(jì)算切應(yīng)力。

圖7 數(shù)值樣本Fig.7 Numerical sample

水平應(yīng)力σ2=σ3，參考文獻(xiàn)[10]中的方法，通過(guò)平均有效應(yīng)力p'及差應(yīng)力q計(jì)算內(nèi)摩擦角?。

式中：σ1和σ2分別為軸向應(yīng)力和水平應(yīng)力。

圖8 所示為三軸壓縮試驗(yàn)的差應(yīng)力及應(yīng)力比與豎向應(yīng)變的關(guān)系，圖9 所示為多級(jí)剪切試驗(yàn)中的剪應(yīng)力變化，數(shù)值模擬計(jì)算抗壓試驗(yàn)中內(nèi)摩擦角約為41°，多級(jí)剪切試驗(yàn)中內(nèi)摩擦角為50.5°?？梢?jiàn)，數(shù)值模擬結(jié)果與相關(guān)試驗(yàn)[10,12]擬合較好，本文結(jié)果略大于文獻(xiàn)[10,12]結(jié)果，考慮到樣本級(jí)配的差異及本文道砟顆粒不可破碎，誤差在可接受范圍內(nèi)，說(shuō)明選取的本構(gòu)模型可以還原道床的宏觀特性。

圖8 三軸壓縮試驗(yàn)數(shù)值樣本的偏應(yīng)力及應(yīng)力比Fig.8 The differential stress and stress ratio of the numerical sample by triaxial compression test

圖9 多級(jí)剪切試驗(yàn)數(shù)值樣本的應(yīng)力—應(yīng)變行為Fig.9 The stress-displacement behavior of numerical sample by multi-stage shear test

3.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證模型表達(dá)道床應(yīng)力狀態(tài)的正確性，基于提出的荷載折減方法，并考慮輪軌力為枕上壓力的3 倍[15]，對(duì)道砟箱試驗(yàn)[16]工況進(jìn)行模擬，將模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果[6,16]進(jìn)行比較。圖10 顯示了列車(chē)荷載沿軌道縱向5 根軌枕分散傳遞至道床（紅線表示接觸力走向，紅色越明顯表示接觸力越大），中間3根軌枕承擔(dān)75%以上的列車(chē)荷載，與既有研究結(jié)論一致[6]；模型測(cè)得最大接觸力為4 287.3 N，文獻(xiàn)[16]中最大接觸力為4 233 N，誤差約為1.3%，表明模型能夠反映真實(shí)道床應(yīng)力狀態(tài)。

圖10 道床接觸力鏈Fig.10 Contact force chain of ballast bed

為進(jìn)一步驗(yàn)證模型反映軌道結(jié)構(gòu)變形特性的正確性，參照同濟(jì)大學(xué)開(kāi)展的有砟軌道路基不均勻沉降實(shí)尺模型試驗(yàn)[4]，對(duì)鋼軌中心相距1.8 m 的兩點(diǎn)施加正弦荷載以模擬單一轉(zhuǎn)向架的動(dòng)力作用。荷載分為靜載與動(dòng)載兩部分，其中靜載為45 kN，動(dòng)載幅值為49 kN。路基不均勻沉降為余弦型，路基沉降波長(zhǎng)為2.4 m，沉降幅值為25 mm。通過(guò)試算并參考文獻(xiàn)[17]，最終確定荷載頻率為5 Hz，加載40 個(gè)完整周期，可得到鋼軌中心點(diǎn)隨加載過(guò)程的沉降曲線及基本穩(wěn)定狀態(tài)下的鋼軌沉降變形曲線。

由圖11 可以看出，鋼軌頂面中心點(diǎn)的豎直沉降量嚴(yán)格地隨著周期性循環(huán)荷載的作用而產(chǎn)生周期性變化，并產(chǎn)生彈性變形；由于鋼軌累計(jì)沉降量不斷增大，加載初期鋼軌沉降量較大，其增長(zhǎng)趨勢(shì)隨循環(huán)加載次數(shù)的增加逐漸趨于平緩，與相關(guān)研究中對(duì)道床初期沉降與道床塑性變形的結(jié)論一致[18]。

圖11 軌面中心點(diǎn)隨循環(huán)加載過(guò)程的沉降曲線Fig.11 Settlement curve of central point of rail with loading process

如圖12 所示，將數(shù)值模擬得到鋼軌沉降變形與文獻(xiàn)[4]對(duì)比，僅兩數(shù)據(jù)點(diǎn)相對(duì)誤差較大，為11%和11.8%，其余數(shù)據(jù)點(diǎn)相對(duì)誤差范圍為0.2%～6.9%。數(shù)值模擬中鋼軌最大沉降量為7.47 mm，略小于文獻(xiàn)[4]中的結(jié)果，沉降曲線趨勢(shì)性擬合較好。考慮到試驗(yàn)的離散性和趨勢(shì)性，模擬結(jié)果合理，數(shù)值模型可行，能夠反映道床真實(shí)應(yīng)力狀態(tài)、路基不均勻沉降下軌道結(jié)構(gòu)變形特性及沉降產(chǎn)生的歷程及機(jī)理。

圖12 鋼軌沉降變形曲線與文獻(xiàn)[4]的對(duì)比Fig.12 Comparison between the rail settlement deformation curve and literature [4]

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 沉降波長(zhǎng)對(duì)軌道受力變形的影響

為研究路基不均勻沉降波長(zhǎng)下軌道的受力變形規(guī)律，鑒于文獻(xiàn)[4]足尺試驗(yàn)工況中沉降波長(zhǎng)均小于3 m，工況設(shè)定考慮波長(zhǎng)范圍為5 根軌枕間距，故設(shè)定路基沉降幅值為10 mm，沉降波長(zhǎng)分別為0.6、1.2、1.8、2.4 m 等4 種工況，加載50 個(gè)周期，荷載頻率為5 Hz，分析各路基沉降波長(zhǎng)下軌道的結(jié)構(gòu)受力變形特征。

如圖13 所示，軌枕沉降與鋼軌沉降變形大致相同。路基沉降波長(zhǎng)經(jīng)道床、軌枕傳遞到鋼軌表面會(huì)有一定程度的擴(kuò)大。測(cè)得路基—鋼軌沉降波長(zhǎng)擴(kuò)散角θ為30.3°～34.4°，略大于文獻(xiàn)[4]試驗(yàn)結(jié)果，結(jié)果表明，路基—軌面沉降波長(zhǎng)擴(kuò)散角受路基沉降波長(zhǎng)、幅值變化影響較小，由于道床的塑性形變，路基沉降幅值及沉降面積傳遞至鋼軌表面均有減小。

圖13 沉降幅值為10 mm，波長(zhǎng)為2.4 m 時(shí)軌道的整體變形Fig.13 The overall deformation of track structure with settlement amplitude10 mm and wavelength 2.4 m

如圖14 所示，路基沉降幅值為10 mm，波長(zhǎng)由0.6 m 增大至2.4 m，鋼軌不平順?lè)涤?.82 mm 增大至6.34 mm，增大了約2.5 倍。同時(shí)，鋼軌兩端的上拱減少，鋼軌整體變形呈下沉趨勢(shì)。當(dāng)路基沉降波長(zhǎng)為0.6 m 時(shí)，鋼軌最大沉降量為?1.79 mm，而鋼軌上拱最高達(dá)到1.81 mm，由上拱導(dǎo)致的不平順較為嚴(yán)重。當(dāng)路基產(chǎn)生小波長(zhǎng)沉降時(shí)，鋼軌上拱導(dǎo)致的不平順將影響列車(chē)運(yùn)營(yíng)的舒適性。

圖14 不同路基沉降波長(zhǎng)下鋼軌變形Fig.14 Rail deformation under different subgrade settlement wavelength

由圖15 可知，在路基沉降區(qū)相鄰軌枕處，道床應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯，隨著路基沉降波長(zhǎng)的增加，應(yīng)力集中位置由7 號(hào)軌枕逐漸外擴(kuò)至8 號(hào)軌枕處，最大接觸力整體呈上升趨勢(shì)。正常情況下，最大接觸力為5 841.5 N，位于7 號(hào)軌枕下方；沉降波長(zhǎng)為0.6、2.4 m 時(shí)，最大接觸力分別為7 227.8、10 405.0 N，分別上升了23.7%及78.1%。圖15 中數(shù)字為該位置軌枕與道床間接觸力，紅色突出顯示為其中最大的接觸力。

圖15 不同路基沉降波長(zhǎng)下道床接觸力鏈Fig.15 Contact force chain of ballast bed under different subgrade settlement wavelengths

4.2 沉降幅值對(duì)軌道受力變形的影響

為研究路基不均勻沉降幅值對(duì)軌道受力變形的影響規(guī)律，基于工務(wù)維修規(guī)則和易操作性，同時(shí)借鑒文獻(xiàn)[4]的統(tǒng)計(jì)和現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研，設(shè)定路基沉降波長(zhǎng)為1.8 m，沉降幅值為10、15、20 mm 三種工況，加載情況同上，分析不同路基沉降幅值下軌道結(jié)構(gòu)受力變形特征。

如圖16 所示，隨著路基沉降幅值由10 mm 增大至15、20 mm，鋼軌不平順?lè)捣謩e增大了16%和29%。鋼軌沉降波長(zhǎng)略有擴(kuò)大，波長(zhǎng)擴(kuò)散角θ隨之減小，而端部上拱差別不大。

圖16 不同路基沉降幅值下的鋼軌變形Fig.16 Rail deformation under different subgrade settlement amplitudes

如圖17所示，隨著路基沉降幅值的增大，7號(hào)軌枕與道床的接觸力從7 679.3 N 逐漸降低至3 693.3 N，同時(shí)，8 號(hào)軌枕與道床接觸力從8 202.5 N 升高至10 827.5 N，相較于正常線路，上升了85.4%，應(yīng)力集中位置逐漸外擴(kuò)（由7 號(hào)軌枕向8 號(hào)軌枕遷移）。

圖17 不同路基沉降幅值下的道床接觸力鏈Fig.17 Contact force chain of ballast bed under different subgrade settlement amplitude

4.3 路基沉降對(duì)軌枕空吊的影響規(guī)律

不同沉降波長(zhǎng)及幅值的組合數(shù)值模擬結(jié)果如表3 所示。由表3 可知，軌枕空吊情況可由鋼軌沉降面積與路基沉降面積之比(S1/S0)劃分，當(dāng)S1/S0>1.03 時(shí)，均沒(méi)有發(fā)現(xiàn)軌枕空吊；而當(dāng)S1/S0≤1.03時(shí)，均產(chǎn)生不同程度的軌枕空吊。說(shuō)明通過(guò)軌面沉降面積與路基沉降面積的比值反映軌枕空吊情況具有合理性和可行性，但對(duì)于該指標(biāo)反映發(fā)生軌枕空吊的臨界值及影響機(jī)理仍需進(jìn)一步研究。

表3 不同工況計(jì)算結(jié)果Table 3 The calculation results of different working condition

路基沉降波長(zhǎng)為1.8 m 時(shí)，隨著沉降幅值由10 mm 增大至15、20 mm，S1/S0由1.22 下降至0.95和0.83，并產(chǎn)生了不同程度的軌枕空吊。沉降幅值為15 mm 時(shí)，軌枕在列車(chē)荷載作用下與道床接觸，而隨著列車(chē)荷載的減小，逐漸與道床分離，即為非完全空吊；沉降幅值繼續(xù)增大至20 mm 時(shí)，在列車(chē)荷載作用下，軌枕始終不與道床接觸，即為完全空吊。當(dāng)路基沉降幅值為15 mm 時(shí)，沉降波長(zhǎng)由0.6 mm 增大至2.4 mm，軌枕與道床間隙由0 mm 增大至4.3 mm，軌枕空吊加劇。

在路基沉降波長(zhǎng)為0.6～2.4 m 的條件下，沉降幅值為10 mm 時(shí)，均未發(fā)生軌枕空吊；沉降幅值為15 mm 時(shí)，則發(fā)生了軌枕空吊?？梢?jiàn)，路基沉降波長(zhǎng)介于0.6～2.4 m 之間時(shí)，軌枕空吊臨界值的路基沉降幅值應(yīng)介于10～15 mm 之間，建議將路基沉降幅值控制在10 mm 以內(nèi)。

5 結(jié)論

1）基于DEM-MFBD 耦合方法，提出一種2.5維簡(jiǎn)化模型，該模型可以正確反映有砟道床的宏觀力學(xué)行為，可應(yīng)用于有砟軌道沉降變形機(jī)理分析。

2）鋼軌沉降面積與路基沉降面積的比值可以反映軌枕空吊情況；當(dāng)路基沉降波長(zhǎng)范圍小于4 根軌枕間距時(shí)，軌枕空吊的沉降幅值臨界值介于10～15 mm 之間；建議沉降幅值控制在10 mm 以內(nèi)，避免軌枕空吊。

3）路基沉降波長(zhǎng)和幅值的增加均導(dǎo)致軌道不平順明顯增大，并加劇軌枕空吊現(xiàn)象，建議加強(qiáng)路基沉降監(jiān)測(cè)。

4）路基不均勻沉降促使道床產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，道床應(yīng)力增大；隨著沉降波長(zhǎng)和幅值的增加，進(jìn)一步導(dǎo)致道床應(yīng)力集中范圍外延，長(zhǎng)期運(yùn)營(yíng)將導(dǎo)致道砟破碎，道床板結(jié)；期望為工務(wù)維修“科學(xué)修，精確修”提供理論依據(jù)。