板式無砟軌道CA砂漿黏彈性特征

任娟娟，李浩藍，杜威，鄧世杰，田根源，巫江

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板式無砟軌道CA砂漿黏彈性特征

任娟娟1, 2，李浩藍1, 2，杜威1, 2，鄧世杰1, 2，田根源1, 2，巫江3

(1. 西南交通大學(xué) 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(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都，610031；3. 中鐵二院工程集團有限責(zé)任公司，四川 成都，610031)

為研究砂漿在列車荷載作用下、不同初始彈性模量時的黏彈性變形規(guī)律，以黏彈性理論與時間硬化率分析方法為基礎(chǔ)，擬合得到砂漿的時間硬化率特征參數(shù)，通過ABAQUS建立基于時間硬化率的CRTS I型板式無砟軌道實體模型。研究結(jié)果表明：基于時間硬化率的分析模型能很好地模擬砂漿變形行為，擬合得到的特征參數(shù)較為合理；若砂漿初始彈性模量增大，則砂漿在黏彈性變形前、后應(yīng)變差值逐漸減小，位移差值逐漸增大，位移差值集中于0.2~0.6 mm，變形敏感部位約在板端2.5個扣件間距處。砂漿本身黏彈性特征引起的不可恢復(fù)變形是導(dǎo)致砂漿與軌道板層間離縫的重要原因之一。

板式無砟軌道；CA砂漿；黏彈性；時間硬化率

水泥乳化瀝青砂漿(cement and emulsified asphalt mortar，CA砂漿)由水泥、乳化瀝青、砂和多種外加劑組成，主要應(yīng)用于CRTS I型板式無砟軌道，作為軌道板與混凝土道床之間的結(jié)構(gòu)層材料，調(diào)整支承為其重要作用。乳化瀝青為CA砂漿的主要原料，屬于黏彈性材料，因此，CA砂漿也表現(xiàn)出了黏彈性特征：其變形依賴于時間，即當(dāng)外力作用時，其形變過程不能立即完成，而是隨時間逐漸發(fā)展，最后達到最大形變，該形變包含不可恢復(fù)的非彈性形變。單次列車荷載作用后，變形不能完全恢復(fù)，在長時間列車荷載作用下，砂漿累積變形可能使軌道板與CA砂漿層之間產(chǎn)生離縫。本文作者所在團隊赴遂渝線張家院子橋路段現(xiàn)場調(diào)研發(fā)現(xiàn)，CRTS I型板式無砟軌道在列車荷載長期作用下，其砂漿層與軌道板之間常出現(xiàn)層間離縫。在CA砂漿黏彈性行為方面，LI等[1]對水泥瀝青乳液復(fù)合材料(CAEC)的疲勞、強度、剛度、溫度敏感性和應(yīng)力?應(yīng)變關(guān)系進行了研究，認為該材料具有水泥和瀝青力學(xué)性能的雙重特征。王濤[2]研究了CA砂漿的黏彈性力學(xué)行為，探明了其組成與配比對其黏彈性力學(xué)性能的影響規(guī)律，建立了應(yīng)力?應(yīng)變方程。劉哲[3]通過單軸靜載試驗對不同溫度下的CA砂漿蠕變特性進行了研究，得到相應(yīng)的Burgers模型黏彈性參數(shù)。乳化瀝青是CA砂漿的關(guān)鍵材料，是影響CA砂漿使用性能的決定性因素，因此，一般瀝青材料的黏彈性特征也可作為參考。MONISMITH等[4]應(yīng)用流變力學(xué)理論，對瀝青混凝土的黏彈性特征進行了研究，證實了Burgers模型可以用于分析瀝青混凝土的黏彈性特性。ZHANG等[5?6]對軸向壓力作用下的瀝青混凝土進行了彈性?黏彈性耦合分析，確定了黏彈性參數(shù)與變形的關(guān)系，建立了黏彈性求解方程。LEE等[7?8]建立了反映瀝青混凝土材料的黏彈性疲勞損傷模型，并通過試驗研究驗證了該模型的正確性。周志剛等[9]以黏彈性力學(xué)理論為基礎(chǔ)，采用Burgers模型模擬直接拉伸試驗，測試瀝青混合料的黏彈性特性，提出了黏彈性參數(shù)確定的非線性規(guī)劃數(shù)學(xué)模型。陳靜云等[10]結(jié)合試驗所得蠕變數(shù)據(jù)，擬合出廣義Maxwell模型和Burgers模型下的瀝青混合材料黏彈性參數(shù)，推導(dǎo)出其Prony級數(shù)表達形式。李曉軍等[11]通過對不同應(yīng)力條件下的瀝青砂漿進行單軸蠕變試驗，得到其黏彈性本構(gòu)方程，并分析了模型參數(shù)對蠕變的影響。對于CA砂漿的黏彈性特征，現(xiàn)有研究集中于材料自身的力學(xué)試驗和對黏彈性模型理論參數(shù)的分析驗證，缺乏對實際列車荷載作用下CA砂漿黏彈性變形規(guī)律的相關(guān)研究?，F(xiàn)有結(jié)果表明，不同應(yīng)力條件下材料的黏彈性模型有所不同，而砂漿不同部位、不同受力狀態(tài)下的應(yīng)力不盡相同，單一應(yīng)力狀態(tài)下的黏彈性模型不能模擬出不同受力狀態(tài)下的砂漿黏彈性變形趨勢，故有必要建立以應(yīng)力為變量的分析模型對砂漿黏彈性行為進行模擬。

1 黏彈性理論模型

黏彈性固體的基本特征包括瞬時彈性、蠕變和松弛，描述其特征的相關(guān)理論模型眾多。相比之下，在Burgers模型中，荷載作用時間增加，材料應(yīng)變逐漸增大，增長速率逐漸變?。?單元5參數(shù)模型[12]將Burgers模型中表征材料黏性流動變形特性的外部黏壺進行了非線性修正，當(dāng)加載時間不斷增長時，應(yīng)變增量為0，應(yīng)變趨于定值。這2種模型均能模擬出瞬時彈性變形，反映黏彈性變形，符合CA砂漿變形特性，在模擬CA砂漿黏彈性行為方面應(yīng)用較廣。

Burgers模型由2個胡克彈簧和2個牛頓黏壺組成，如圖1所示，其黏彈性本構(gòu)方程為

式中：為總應(yīng)變，量級為10?3；為加載應(yīng)力；t為加載時間，；和分別為2個胡克彈簧的彈性模量；和分別為2個黏壺的黏性系數(shù)。

式中：與為材料參數(shù)。

針對以上2種模型，徐浩等[13]通過試驗得到了CRTS I型板式無砟軌道CA砂漿的相關(guān)理論參數(shù)，如表1所示。由表1可知：當(dāng)CA砂漿所受荷載應(yīng)力不同時，Burgers模型和4單元5參數(shù)模型的理論參數(shù)也有明顯差異，因此，有必要建立以應(yīng)力為變量的分析模型，分析砂漿變形行為特征。

表1 CA砂漿相關(guān)黏彈性模型參數(shù)

2 黏彈性變形分析方法

在現(xiàn)有黏彈性理論模型中，應(yīng)力條件不同，材料的黏彈性模型也會有所不同，采用某單一應(yīng)力狀態(tài)下的黏彈性模型不適宜模擬砂漿不同部位、不同受力狀態(tài)下的變形特征。而基于時間硬化率的分析模型可用于模擬不同應(yīng)力狀態(tài)下的變形特征，較符合砂漿實際受力情況。

2.1 時間硬化率分析方法

當(dāng)溫度固定時，黏彈性材料變形表達式可簡化為以時間和應(yīng)力為變量的相關(guān)函數(shù)，采用Norton冪次方法則，前期變形可表示為

式(5)即為時間硬化率關(guān)系式，其以應(yīng)力與時間為變量描述黏彈性變形規(guī)律。

2.2 CA砂漿時間硬化率特征參數(shù)

當(dāng)列車荷載作用于無砟軌道上時，不同部位、不同受力狀態(tài)下的CA砂漿應(yīng)力也不盡相同，因此，采用以應(yīng)力與時間為變量的時間硬化率變形關(guān)系式(4)來進行描述，其中需要輸入?yún)?shù)，以及。以表1中CA砂漿的相關(guān)模型參數(shù)為理論值，利用Origin進行數(shù)據(jù)擬合，可得到對應(yīng)的時間硬化率分析模型特征參數(shù)，如表2所示，取各參數(shù)均值可得Burgers模型與4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型特征參數(shù)為：=3.677×10?8，=?0.767 5，=0.593 5；=6.131× 10?8，=?0.876 2，=0.608 5。

為驗證CA砂漿時間硬化率特征參數(shù)的合理性，建立長×寬×高為1 m×1 m×2 m的簡易實體模型。列車作用板式無砟軌道時砂漿壓應(yīng)力約為0.1 MPa[14]，施加0.1 MPa面荷載模擬實際列車作用狀態(tài)，得到基于時間硬化率的分析模型有限元計算結(jié)果與基于黏彈性理論的變形量值對比結(jié)果，如圖2所示。

由圖2可知：時間硬化率模型與黏彈性理論模型變形量值的整體趨勢較吻合，短時間內(nèi)前者變形比后者的小，Burgers模型、4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型與其理論模型相比，最大相對誤差分別為?3.97%與?4.57%；隨著時間的增加，相對誤差減??；從時間硬化率模型上看，Burgers模型變形量值整體上比4單元5參數(shù)模型的大，從黏彈性理論看，2個模型變形曲線呈交叉關(guān)系。產(chǎn)生相對誤差的主要原因可能是時間硬化率擬合結(jié)果綜合考慮了各種應(yīng)力狀態(tài)，其參數(shù)取其平均值，與單一0.1 MPa應(yīng)力作用下的黏彈性變形產(chǎn)生了偏差。綜上分析，從荷載的長期作用來看，時間硬化率模型能很好地反映出CA砂漿的黏彈性變形規(guī)律，基于Burgers模型與4單元5參數(shù)模型擬合得到的時間硬化率模型參數(shù)也都較為合理。

表2 CA砂漿時間硬化率模型特征參數(shù)

1—黏彈性理論(Burgers模型)；2—時間硬化率(Burgers模型)；3—黏彈性理論(4單元5參數(shù)模型)；4—時間硬化率(4單元5參數(shù)模型)。

3 基于時間硬化率的板式無砟軌道有限元實體模型

利用ABAQUS建立基于時間硬化率的CRTS I型板式無砟軌道實體模型，研究板式無砟軌道結(jié)構(gòu)在列車荷載長期作用下CA砂漿的黏彈性變形規(guī)律。其中，鋼軌、軌道板、CA砂漿與底座板采用實體單元模擬，扣件與地基采用阻尼彈簧單元模擬，除CA砂漿彈性模量與阻尼等主要參數(shù)，其他軌道結(jié)構(gòu)相關(guān)參數(shù)如表3所示。由于圓形凸臺主要對軌道板產(chǎn)生橫向與縱向的約束作用，對軌道結(jié)構(gòu)垂向受力影響不大[15?16]，因此，模型建立中簡化了圓形凸臺。鋼軌兩端采用固定約束，軌道板、CA砂漿以及底座板之間均采用接觸定義，為消除邊界條件影響，建立5塊軌道板，以中間軌道板和CA砂漿層為研究對象，計算模型以及有限元模型分別如圖3和圖4所示。

表3 CRTS I型板式無砟軌道模型參數(shù)

圖3 基于時間硬化率的板式無砟軌道結(jié)構(gòu)計算示意圖

圖4 基于時間硬化率的板式無砟軌道結(jié)構(gòu)有限元模型

對于列車荷載，因客、貨車軸質(zhì)量不同，作用于軌道結(jié)構(gòu)的垂向力不同，砂漿受力也有所差異，故有必要考慮不同列車荷載對砂漿受力與變形的影響。在現(xiàn)有軌道結(jié)構(gòu)動力分析之中，較少使用實際列車荷載進行研究。本文作者所在團隊于2016年6—7月份對遂渝線無砟軌道進行現(xiàn)場測試，獲取了實際運營時客、貨車作用于軌道上的動荷載以及扣件力。

經(jīng)分析研究[17]，取95%置信概率，遂渝線中客車作用輪軌力為44.46~89.88 kN，輪軌力中位數(shù)為 70 kN，貨車作用輪軌力為81.22~142.42 kN。部分實測客、貨車作用時的輪軌垂向力分別如圖5和圖6 所示。

在短時間列車荷載作用下，CA砂漿來不及產(chǎn)生明顯的非彈性變形，此時，將砂漿考慮為彈性材料來分析軌道結(jié)構(gòu)動力特性是較為合理的。而實際軌道結(jié)構(gòu)受列車荷載長期累積作用，砂漿變形對荷載作用時間有較強的依賴性，有必要考慮CA砂漿的黏彈性行為對軌道結(jié)構(gòu)的影響。因此，根據(jù)以上所測輪軌垂向力的實際分布范圍，按70~150 kN的正弦激勵進行加載，研究客、貨車荷載長期作用下CA砂漿的黏彈性變形特征，荷載曲線如圖7所示，循環(huán)周期取一單獨列車經(jīng)過所需時間，約為30 s。現(xiàn)有研究表明，列車荷載對軌道結(jié)構(gòu)板端影響較大，砂漿損傷大多出現(xiàn)在板端[18]，則模擬時荷載作用于板端扣件位置處，以該扣件處砂漿為主要研究對象，如圖3所示。

圖5 客車作用下輪軌垂向力實測值

圖6 貨車作用下輪軌垂向力實測值

圖7 列車循環(huán)荷載

4 列車荷載作用下砂漿黏彈性變形特征

CA砂漿彈性模量(28 d)一般為100~300 MPa，在服役初期，受現(xiàn)場施工影響及列車、溫度、雨水等外部條件作用，其初始彈性模量極易發(fā)生變化，一段時間后，瀝青可能大量流出，砂漿硬化使其彈性模量增大。CA砂漿彈性模量變化，砂漿所受應(yīng)力也將發(fā)生改變，由式(5)可知，砂漿所受應(yīng)力改變對其黏彈性變形有直接影響?？紤]以上因素，模擬時取初始彈性模量分別為100，300，500及1 000 MPa[19]，阻尼為 34.58 N?s/m，分析不同條件下CA砂漿黏彈性變形 特征。

4.1 初始彈性模量較低時CA砂漿黏彈性變形特征

當(dāng)砂漿初始彈性模量較低時(100，300與500 MPa)，進行模擬計算，經(jīng)過列車荷載長期作用，可得4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型的垂向應(yīng)變分布和垂向位移分布，如圖8所示。

(a) 垂向應(yīng)變分布；(b) 垂向位移分布

經(jīng)分析，砂漿在同一時間硬化率模型下、不同初始彈性模量時，其黏彈性變形分布基本相同。由圖8可知：在4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型中，CA砂漿板端黏彈性變形較為明顯，邊緣部分出現(xiàn)變形集中的現(xiàn)象；在板端至第3個扣件之間變形較為明顯，縱向分布在約2.5個扣件間距處。當(dāng)列車荷載作用于板端扣件處的鋼軌時，對板端處3個扣件距離的砂漿垂向位移影響較大，傳遞較遠，分布略廣。在同一初始彈性模量下，砂漿在Burgers模型對應(yīng)的時間硬化率模型產(chǎn)生的垂向應(yīng)變和垂向位移在分布區(qū)域上比4單元5參數(shù)模型對應(yīng)量值大，但兩者變形分布規(guī)律基本一致。

在列車荷載長期作用下，取荷載所作用的扣件位置處的變形量值來進行分析，可得CA砂漿在4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的基于時間硬化率模型下的垂向變形曲線，如圖9所示。

由圖9可知：在列車荷載循環(huán)作用下，單個荷載循環(huán)周期內(nèi)砂漿黏彈性變形會出現(xiàn)極大值和極小值，每次循環(huán)荷載周期內(nèi)的極值均大于前一次循環(huán)周期相應(yīng)極值，隨著循環(huán)次數(shù)增加，砂漿黏彈性變形逐漸累積增大。在同一初始彈性模量下，Burgers模型對應(yīng)的時間硬化率模型的變形趨勢與4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的大體相同。Burgers模型對應(yīng)的基于時間硬化率的分析模型在峰值、谷值處的垂向應(yīng)變增量均比4單元5參數(shù)模型的略大，在峰值處的垂向位移增量比4單元5參數(shù)模型的略大，而在谷值處的垂向位移增量比4單元5參數(shù)模型的略小，但2種模型各自對應(yīng)的時間硬化率模型在黏彈性變形前、后位移增量的整體差異不超過0.02 mm，差別很小，可見其黏彈性變形趨勢基本一致。

(a) 垂向應(yīng)變；(b) 垂向位移

接著對比CA砂漿黏彈性變形前、后應(yīng)變差值均值以及位移差值均值，分別如圖10與圖11所示。

由圖10與圖11可知：當(dāng)CA砂漿初始彈性模量為100，300和500 MPa時，砂漿的垂向應(yīng)變差值的均值分別為0.288×10?3，0.174×10?3和0.119×10?3，呈現(xiàn)降低趨勢，垂向位移差值的均值分別為0.312，0.465和0.515 mm，呈增大趨勢。砂漿初始彈性模量增大，對其整體應(yīng)變影響較大，砂漿整體應(yīng)變量減小，應(yīng)變差值也相應(yīng)減小，故其垂向應(yīng)變差值呈降低趨勢；初始彈性模量的變化對砂漿整體位移影響相對較小，砂漿初始彈性模量增大，砂漿應(yīng)力也會增大[20]，根據(jù)時間硬化率應(yīng)變關(guān)系式，砂漿的黏彈性變形與其應(yīng)力有直接關(guān)系，從而砂漿黏彈性變形前后的位移差值 增加。

圖10 砂漿黏彈性變形前后應(yīng)變差值

圖11 砂漿黏彈性變形前后位移差值

4.2 初始彈性模量較高時CA砂漿黏彈性變形特征

CA砂漿初始彈性模量較高，為1 000 MPa時，在4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型下的垂向變形曲線如圖12所示。

(a) 垂向應(yīng)變；(b) 垂向位移

從圖12可知：當(dāng)CA砂漿初始彈性模量為1 000 MPa時，列車荷載作用下砂漿的初始變形很小。對比單個荷載循環(huán)周期內(nèi)Burgers模型與4單元5參數(shù)模型各自對應(yīng)的時間硬化率模型其垂向應(yīng)變和垂向位移，可知在初始荷載循環(huán)周期內(nèi)，其垂向應(yīng)變分別為(0.027~0.093)×10?3和(0.027~0.072)×10?3，垂向位移分別為0.714~1.169 mm和0.629~1.086 mm；在最終荷載循環(huán)周期內(nèi)，其垂向應(yīng)變分別為(0.125~0.144)× 10?3和(0.120~0.139)×10?3，垂向位移分別為1.241~ 1.760 mm和1.158~1.671 mm。結(jié)果表明，砂漿黏彈性變形后產(chǎn)生的應(yīng)變較初始應(yīng)變明顯增大，最大可達初始應(yīng)變的4.6倍。當(dāng)砂漿初始彈性模量較大時，其初始變形較小，而基于時間硬化率的變形與材料所受應(yīng)力和作用時間有直接關(guān)系，因而黏彈性變形比初始變形明顯增加。

在現(xiàn)實服役過程中，砂漿黏彈性變形并沒有明顯影響。CA砂漿所含瀝青成分比例越小，其彈性模量就相對較高[21]。隨著服役時間的增加，列車作用擠壓、拍打砂漿，加之在溫度、雨水等外部條件影響下，CA砂漿內(nèi)部瀝青慢慢老化并產(chǎn)生離析作用，逐漸流失，致使砂漿本身性能發(fā)生改變，此時其黏彈性特征不明顯，黏彈性變形行為已處于穩(wěn)定階段，因此，不適宜采用時間硬化率模型來進行分析。

4.3 不同條件下CA砂漿黏彈性變形特征

以Burgers模型對應(yīng)的時間硬化率模型在循環(huán)荷載周期內(nèi)產(chǎn)生的峰值變形為例，得到砂漿在不同初始彈性模量下垂向應(yīng)變和垂向位移的變化規(guī)律，如圖13所示。

(a) 砂漿垂向應(yīng)變；(b) 砂漿垂向位移3—初始垂向位移；4—最終垂向位移。

圖13 不同初始彈性模量下砂漿垂向變形規(guī)律

Fig. 13 Vertical deformation of mortar with different initial Young’s modulus

由圖13可知：隨砂漿初始彈性模量增加，砂漿的初始變形以及黏彈性變形后的相應(yīng)量值均減?。划?dāng)初始彈性模量為100 MPa時，砂漿在黏彈性變形后應(yīng)變?yōu)?.635×10?3，而1 000 MPa時對應(yīng)應(yīng)變?yōu)?.144× 10?3，后者僅為前者的0.09；當(dāng)初始彈性模量為 100 MPa時，砂漿在黏彈性變形后位移為2.364 mm，而1 000 MPa時對應(yīng)位移為1.760 mm，后者為前者的0.74。初始彈性模量的增加不僅大大減小砂漿的初始垂向應(yīng)變，而且會使黏彈性變形后的砂漿應(yīng)變量降低，垂向位移減小量則相對較少。

綜合以上分析，結(jié)合圖13與圖11，在施加70~ 150 kN正弦列車荷載時，不同條件下CA砂漿黏彈性變形前后的垂向位移差值集中于0.2~0.6 mm。由時間硬化率應(yīng)變關(guān)系式可知，該變形為非彈性變形，形成后不可完全恢復(fù)。在列車荷載作用下，CA砂漿板端部位變形較大，縱向延伸約2.5個扣件間距。

5 結(jié)論

1) CA砂漿Burgers模型和4單元5參數(shù)模型對應(yīng)的時間硬化率模型的特征參數(shù)，即冪法則乘數(shù)、等效應(yīng)力階次以及時間階次分別為3.677×10?8，0.593 5，?0.767 5和6.131×10?8，0.608 5，?0.876 2；在荷載長期作用下，時間硬化率模型能很好地模擬砂漿的黏彈性變形行為，Burgers模型對應(yīng)的時間硬化率模型變形比4單元5參數(shù)模型對應(yīng)變形略大。

2) 當(dāng)CA砂漿初始彈性模量由100 MPa增加至500 MPa時，砂漿整體應(yīng)變量值減小，黏彈性變形前、后應(yīng)變差值呈現(xiàn)降低趨勢；初始彈性模量變化對砂漿整體位移影響相對較小，砂漿初始彈性模量增大，其黏彈性變形前后位移差值增加。

3) 當(dāng)CA砂漿初始彈性模量為1 000 MPa時，砂漿黏彈性變形后產(chǎn)生的應(yīng)變最大可達初始應(yīng)變的4.6倍；砂漿在服役過程中，瀝青成分逐漸老化流失，砂漿彈性模量增大，此時，其黏彈性變形行為處于穩(wěn)定階段，不宜采用時間硬化率模型來進行分析。

4) 在不同的條件下，CA砂漿在黏彈性變形前、后的垂向位移差值集中于0.2~0.6 mm，該變形差值屬于非彈性變形，形成后不可完全恢復(fù)；荷載作用下CA砂漿板端變形量值較大，邊緣部分變形較為集中，縱向延伸約在2.5個扣件間距。

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Viscoelastic performance of CA mortar in prefabricated slab track

REN Juanjuan1, 2, LI Haolan1, 2, DU Wei1, 2, DENG Shijie1, 2, TIAN Genyuan1, 2, WU Jiang3

(1. MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;3. China Railway Eryuan Engineering Group Co.Ltd., Chengdu 610031, China)

To study the viscoelastic deformation laws of CA mortarwith different initial Young’s modulus under cyclic train loads, the viscoelastic parameters of mortar were fitted according to the equation of time hardening rate, and the model of CRTS I slab track was established through ABAQUS, based on the viscoelasticity theory and the strain analysis of time hardening rate. The results show that the viscoelastic performance of mortar can be described well with the model of time hardening rate, and the fitted viscoelastic parameters are reasonable. With the increase of the initial Young’s modulus of mortar, the strain difference of mortar before and after its deforming gradually decreases, while its displacement difference increases gradually ranging from 0.2 mm to 0.6 mm. The deformation is mainly distributed on the slab end, which is about 2.5 times of the fastening spacing longitudinally. The viscoelastic performance of mortar produces an irreversible deformation, which plays a significant role in leading to the contact loss between the mortar layer and the track slab.

prefabricated slab track; CA mortar; viscoelasticity; time hardening rate

U213

A

1672?7207(2019)03?0743?09

10.11817/j.issn.1672-7207.2019.03.030

2018?06?10；

2018?08?10

國家自然科學(xué)基金資助項目(51578472，51778543) (Projects(51578472, 51778543) supported by the National Natural Science Foundation of China)

任娟娟，博士，教授，從事高速鐵路無砟軌道結(jié)構(gòu)設(shè)計理論與損傷機理研究；E-mail：jj.ren@home.swjtu.edu.cn

(編輯 劉錦偉)