TDA與底砟混合物耗能特性試驗(yàn)研究

陳曉斌，呂金，丁瑜，朱禹，張俊麒，肖源杰，魏麗敏

(1.中南大學(xué)土木工程學(xué)院，湖南長沙，410083；2.中南大學(xué)教育部重載鐵路工程結(jié)構(gòu)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙，410083)

隨著大軸重、高牽引量重載列車的快速發(fā)展，道床所承受的動(dòng)荷載強(qiáng)度和疲勞作用更大[1-4]，過大的動(dòng)應(yīng)力加速了道砟顆粒的磨耗粉化，磨耗形成的細(xì)小顆粒在水的作用下易形成道床臟污，進(jìn)而削弱了道床的彈性、降低了道床的排水性能，導(dǎo)致行車安全性和舒適性下降。另一方面，隨著環(huán)保意識(shí)的強(qiáng)化，廢舊汽車輪胎顆粒(tire derived aggregate，TDA)已應(yīng)用于土木工程領(lǐng)域。相比于傳統(tǒng)的土工材料，TDA 具有質(zhì)量輕、彈性變形能力強(qiáng)、剪切模量低、能量吸收能力優(yōu)良等特點(diǎn)[5-6]。有學(xué)者將TDA 直接加入到底砟材料中，用來減小鐵路道床振動(dòng)與底砟顆粒的磨耗，由此形成TDA與底砟混合料。

HIDALGO SIGNES 等[7]通過現(xiàn)場試驗(yàn)研究了底砟與TDA 混合物的振動(dòng)特性，評(píng)估混合物對(duì)列車引起的道床振動(dòng)減弱效果，結(jié)果表明：TDA 含量越高，由車輛荷載引起的道床振動(dòng)減輕越明顯。MARTíNEZ FERNáNDEZ 等[8]在現(xiàn)場建立了3 條30 m 長的試驗(yàn)段，探究了底砟與TDA 混合物的動(dòng)力響應(yīng)，結(jié)果表明，隨著TDA 含量的增加，加速度峰值明顯減小，體現(xiàn)了TDA 的減振效應(yīng)。此外學(xué)者們?cè)趯?shí)驗(yàn)室也開展了一些道砟與TDA 混合物的土工試驗(yàn)。ESMAEILI 等[9-11]將TDA 與道砟混合，對(duì)混合料的動(dòng)力性質(zhì)進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn)，研究表明：道砟與TDA混合料的剛度隨TDA含量的增加有明顯的減小，而阻尼比有明顯的增大。SOL-SáNCHEZ 等[12]通過道砟箱動(dòng)力試驗(yàn)探究TDA 與道砟混合物的動(dòng)力性質(zhì)，其結(jié)果表明TDA的加入減少了道砟的顆粒破碎，降低了道砟的剛度，提升了道砟的阻尼比。QI等[13-14]通過循環(huán)三軸試驗(yàn)研究了TDA含量對(duì)鋼渣和煤矸石混合物應(yīng)變、回彈模量、阻尼比以及剪切模量等的影響，結(jié)果表明：TDA 的加入增加了混合物的軸向應(yīng)變、體積應(yīng)變、阻尼比以及能量吸收能力，減小了混合物的回彈模量和剪切模量。

以上研究表明：道床中加入TDA 可以增加道床的彈性，從而減弱道砟顆粒破碎的程度，降低基床層的動(dòng)力響應(yīng)。但是目前TDA 在道砟中的應(yīng)用主要集中于現(xiàn)場試驗(yàn)，在實(shí)驗(yàn)室中受限于道砟的尺寸和試驗(yàn)儀器，呈現(xiàn)的結(jié)果不具有一致性，且對(duì)其在動(dòng)力作用下應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系、回彈模量、耗散能等特性缺乏統(tǒng)一有效的結(jié)論。為此，本文作者采用能真實(shí)模擬底砟材料實(shí)際受力狀態(tài)的大型三軸儀開展TDA與底砟混合物耗能性質(zhì)的研究，旨在探究TDA 與底砟混合物的磨耗性能以及減振耗能特性，確定最優(yōu)TDA體積分?jǐn)?shù)，為TDA與底砟混合物的實(shí)際工程應(yīng)用提供借鑒。

1 試驗(yàn)材料與方法

1.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)材料有級(jí)配碎石(重載鐵路底砟層材料)和廢舊汽車輪胎顆粒，試驗(yàn)材料照片如圖1所示。底砟材料購于長沙某礦石廠，主要成分為花崗巖，大部分顆粒棱角分明，近似立方體，硬度較大。TDA購于長沙某汽車修理廠，其內(nèi)部鋼絲被剔除，加工成碎顆粒狀。

圖1 試驗(yàn)材料照片F(xiàn)ig.1 Photos of subballast particles and TDA particles

試驗(yàn)材料的物理力學(xué)參數(shù)見表1，各試樣的級(jí)配曲線見圖2。圖中，d10，d30，d50和d60分別為累積質(zhì)量分?jǐn)?shù)為10%，30%，50%和60%時(shí)對(duì)應(yīng)的粒徑；Cu為不均勻系數(shù)；Cc為曲率系數(shù)。從圖2可見：底砟粒徑范圍為0.1～25.0 mm，不均勻系數(shù)為24.2，曲率系數(shù)為2.12，屬于級(jí)配良好的粗顆粒骨料，級(jí)配曲線符合TB/T 2897—1998“鐵路碎石道床底砟”的級(jí)配要求。TDA粒徑范圍為7～9 mm，顆粒相對(duì)密度為1.33。

表1 試驗(yàn)材料的物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Basic physical parameters of tested materials

圖2 試驗(yàn)材料的級(jí)配曲線Fig.2 Grain-size distribution curves of tested materials

為研究TDA摻量對(duì)底砟材料耗能特性的影響，配置TDA 體積分?jǐn)?shù)分別為10%，20%和30%的3種TDA 與底砟混合物試樣，各試樣編號(hào)及其物理參數(shù)如表2所示。

表2 TDA與底砟混合物的物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Basic physical parameters of TDA-subballast mixtures

為分析TDA 體積分?jǐn)?shù)對(duì)底砟顆粒磨耗性能的影響，進(jìn)行了洛杉磯磨耗試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)束后，按照式(1)計(jì)算洛杉磯磨耗率：

式中：LA為洛杉磯磨耗率；m1為試樣磨耗前的質(zhì)量，g；m2為試樣磨耗后粒徑大于1.7 mm的顆粒質(zhì)量，g。

混合物洛杉磯磨耗率隨TDA 體積分?jǐn)?shù)的變化見表2。從表2可以看出：隨著TDA體積分?jǐn)?shù)的增加，其磨耗指數(shù)迅速下降，其關(guān)系近似線性。純底砟的洛杉磯磨耗率約為25.6%；當(dāng)TDA 的體積分?jǐn)?shù)為10%時(shí)，混合物的洛杉磯磨耗率約為20.1%，比純底砟的洛杉磯磨耗率下降了21.5%；而當(dāng)TDA 的體積分?jǐn)?shù)為30%時(shí)，混合物的洛杉磯磨耗率約為11.2%，下降了56.3%。分析原因認(rèn)為：TDA 作為一種彈性元件，與底砟顆粒之間為柔性接觸，TDA 的加入能夠吸收一定能量，增加底砟的彈性，降低底砟與底砟之間的剛性碰撞，從而使其洛杉磯磨耗率降低，在一定程度上抑制了底砟之間的顆粒破碎。

1.2 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)采用DXSZ-150大型動(dòng)靜三軸試驗(yàn)儀，該儀器主要由主機(jī)、三軸儀、液壓水源和軸壓油源、電控系統(tǒng)、計(jì)算機(jī)及軟件系統(tǒng)等部分組成。

1.3 試驗(yàn)方法

1.3.1 試驗(yàn)方案

INDRARATNA等[15]指出道床圍壓為1～240 kPa，YU[16]的研究認(rèn)為道床圍壓為20～200 kPa，本文設(shè)定圍壓為50 kPa。選用正弦波加載方式以模擬循環(huán)列車荷載的作用，研究表明，列車荷載引起的有砟道床振動(dòng)頻率為0.1～20 Hz 之間，以1～2 Hz 為主[17-21]，因此，本文設(shè)定加載頻率為1 Hz。另外，BIAN 等[22]指出列車荷載作用在軌枕和道床接觸面處的最大動(dòng)應(yīng)力與列車軸重、行駛速度、軌枕長度以及軌枕寬度等因素有關(guān)，對(duì)于軸質(zhì)量為25 t、以80 km/h運(yùn)行的重載列車，其軌枕和道床接觸面上的最大動(dòng)應(yīng)力約為200 kPa。因此，本文設(shè)定動(dòng)荷載幅值為200 kPa，動(dòng)力循環(huán)次數(shù)為20 000 次。此外，軌道上部結(jié)構(gòu)具有一定的質(zhì)量，且該質(zhì)量不能以循環(huán)荷載的方式施加，因此，在試樣軸向額外施加25 kPa的預(yù)載。每種試樣進(jìn)行3個(gè)平行試驗(yàn)，結(jié)果取平均值。

1.3.2 試樣制備

試樣的直徑×高為300 mm×600 mm，試樣采用擊實(shí)法制備。首先，在清洗干凈的壓力室底座上固定厚度約為2 cm的橡皮膜，保證橡皮膜不漏氣、不滲水；然后將對(duì)開半圓制樣筒安裝好，并將橡皮膜貼緊制樣筒；最后，根據(jù)不同試驗(yàn)工況以及TDA 底砟混合物的最大干密度和壓實(shí)度計(jì)算得到每組試樣需要的TDA 質(zhì)量和底砟質(zhì)量，將配置好的材料均勻混合，分5次加入制樣筒中擊實(shí)，擊實(shí)過程中應(yīng)盡量控制相同的擊實(shí)能量，每層的擊實(shí)次數(shù)保持一致；在進(jìn)行下一層壓實(shí)之前，要將上一層已經(jīng)壓好的土樣刨毛，以保證各層之間的良好接觸。

制備好的試樣采用真空抽氣飽和以及沖水飽和相結(jié)合的方式進(jìn)行飽和，當(dāng)孔壓系數(shù)≥0.98 時(shí)，試樣飽和完成。

按照設(shè)定的圍壓進(jìn)行試樣固結(jié)，固結(jié)過程中打開上下排水管，當(dāng)30 min 內(nèi)試樣排水量不超過15 mL時(shí)，即可認(rèn)為試樣固結(jié)完成，固結(jié)完成后關(guān)閉上下排水閥門開始進(jìn)行試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

列車運(yùn)行過程中產(chǎn)生的能量一部分被底砟層吸收，另一部分傳遞至路基結(jié)構(gòu)層。被底砟層吸收的能量一部分轉(zhuǎn)化為底砟的軸向應(yīng)變和體積應(yīng)變，另一部分以底砟顆粒間的摩擦耗能和回彈變形的形式被耗散[23-24]。為此，本文基于能量傳播角度，通過大型動(dòng)三軸試驗(yàn)分析TDA 體積分?jǐn)?shù)對(duì)底砟材料軸向應(yīng)變和體積應(yīng)變、動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線、回彈模量以及耗散能的影響規(guī)律。

2.1 軸向應(yīng)變和體積應(yīng)變

TDA 與底砟混合物軸向應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)N的變化曲線如圖3 所示。從圖3 可以看出：在N＜200時(shí)，試樣處于初期壓密狀態(tài)，小顆粒填充在大顆?？紫吨校S向應(yīng)變?cè)鲩L速率較大，此時(shí)試樣產(chǎn)生的變形基本是塑性變形。當(dāng)N＞200 時(shí)，試樣達(dá)到了一定的密實(shí)狀態(tài)，軸向應(yīng)變的增長速率逐漸降低，此時(shí)試樣的變形由壓密和剪切共同產(chǎn)生。當(dāng)N＞5 000 時(shí)，軸向應(yīng)變的增長速率達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，之后，試樣軸向應(yīng)變以該速率繼續(xù)增大直到試驗(yàn)結(jié)束。隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)增加，TDA 與底砟混合物軸向應(yīng)變逐漸增大，且增長速率亦隨之增大。這是因?yàn)椋琓DA 的剛度較小，變形較大，當(dāng)TDA 體積分?jǐn)?shù)較高時(shí)，混合物剛度降低明顯，因此產(chǎn)生較大的軸向應(yīng)變。

圖3 TDA與底砟混合物軸向應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)變化曲線Fig.3 Curves of axial strain vary with vibration times for TDA-subballast mixtures

道砟軸向變形隨振動(dòng)次數(shù)變化形式為對(duì)數(shù)型，其關(guān)系式[25]為

式中，ε為第N次循環(huán)荷載作用下的道砟軸向應(yīng)變；ε1為第一次振動(dòng)后道砟的軸向應(yīng)變；b為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)。

利用式(2)對(duì)各組試樣的軸向應(yīng)變與振動(dòng)次數(shù)變化曲線進(jìn)行回歸分析，得到的擬合參數(shù)以及相關(guān)系數(shù)見表3。從表3 可以看出，對(duì)數(shù)模型能較好地反映TDA 與底砟混合物軸向應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)的發(fā)展規(guī)律。

表3 各組試樣的軸向應(yīng)變與振動(dòng)次數(shù)變化曲線擬合參數(shù)Table 3 Fitting parameters of curves of axial strain vary with vibration times for TDA-subballast mixtures

體積應(yīng)變反映了試樣在循環(huán)加載過程中的穩(wěn)定性狀況。TDA 與底砟混合物體積應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)N的變化曲線如圖4所示。從圖4可以看出：隨著振動(dòng)次數(shù)增加，不同TDA 體積分?jǐn)?shù)試樣的體積應(yīng)變均表現(xiàn)為減少，當(dāng)N＜3 000時(shí)，試樣體應(yīng)變?cè)鲩L迅速，當(dāng)N達(dá)到10 000時(shí)，體積應(yīng)變的增長速率減小，表明試樣在此時(shí)基本達(dá)到了密實(shí)狀態(tài)。隨著TDA體積分?jǐn)?shù)增加，試樣的體積變形逐漸增大，這同樣是由于TDA 的加入增大了試樣的變形能力。

圖4 試樣體積應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)變化曲線Fig.4 Curves of volumetric strain vary with vibration times for samples

2.2 動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線分析

將一個(gè)振動(dòng)周期內(nèi)的動(dòng)應(yīng)力隨動(dòng)應(yīng)變變化的曲線繪制成圖，即可得到動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線。圖5 所示為振動(dòng)次數(shù)N分別為10，100，1 000，10 000和20 000時(shí)不同試樣的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線。從圖5 可知：試樣的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線均近似呈梭型，當(dāng)N≤10時(shí)，振動(dòng)初期滯回曲線的高度均略小于后期振動(dòng)產(chǎn)生的滯回曲線的高度，說明此時(shí)試樣受到的動(dòng)應(yīng)力并沒有達(dá)到設(shè)定的動(dòng)應(yīng)力幅值，振動(dòng)初期試樣處于不穩(wěn)定狀態(tài)，此時(shí)，不同TDA體積分?jǐn)?shù)試樣的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線均沒有閉合，試樣的塑性應(yīng)變較大，這是由于試樣的初始孔隙率較大，當(dāng)振動(dòng)開始時(shí)，試樣迅速被壓密，產(chǎn)生較大的塑性變形。隨著振動(dòng)次數(shù)的增加，TDA與底砟混合物的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線逐漸閉合，動(dòng)應(yīng)力幅值基本保持穩(wěn)定，當(dāng)N為10 000和20 000時(shí)，滯回曲線基本重合，說明N＞10 000 時(shí)，試樣達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定狀態(tài)。從滯回曲線移動(dòng)的距離來看，隨振動(dòng)次數(shù)增加，試樣軸向應(yīng)變逐漸增大，但增長速率逐漸降低。

圖5 不同振動(dòng)次數(shù)下試樣動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線Fig.5 Stress-strain hysteretic curves for samples at different vibration time

為了分析TDA 體積分?jǐn)?shù)對(duì)混合物滯回曲線形狀的影響，將不同TDA 體積分?jǐn)?shù)的試樣在10 000振動(dòng)次數(shù)下的滯回曲線頂點(diǎn)移動(dòng)至同一點(diǎn)。當(dāng)N=10 000 時(shí)，試樣滯回曲線隨TDA 體積分?jǐn)?shù)變化如圖6所示。從圖6可以看出：隨著TDA體積分?jǐn)?shù)增加，動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回圈逐漸向橫坐標(biāo)軸傾斜，說明其回彈變形逐漸增大，這是由于TDA 的加入使混合物的彈性變形能力提升。隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)增加，滯回圈逐漸變得圓潤，并且滯回圈的面積逐漸增大，說明其耗散能增大，反映其能量吸收能力的提升。

圖6 N=10 000時(shí)試樣滯回曲線隨TDA體積分?jǐn)?shù)變化Fig.6 Hysteretic curves for samples vary with TDA volume fraction at N=10 000

2.3 TDA與底砟混合物回彈模量分析

循環(huán)荷載作用下物體產(chǎn)生的彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變?nèi)鐖D7所示。TDA與底砟混合物在循環(huán)荷載下產(chǎn)生的軸向應(yīng)變由可恢復(fù)的彈性應(yīng)變?chǔ)舝和不可恢復(fù)的塑性應(yīng)變?chǔ)舙組成?；貜椖Ａ慷x為

圖7 循環(huán)荷載作用下產(chǎn)生的彈性應(yīng)變和塑性應(yīng)變Fig.7 Elastic strain and plastic strain under cyclic loading

式中：MR為回彈模量；qcy為動(dòng)力試驗(yàn)中施加的動(dòng)應(yīng)力。

TDA 與底砟混合物回彈模量隨振動(dòng)次數(shù)N的變化曲線如圖8所示。由于底砟顆粒在動(dòng)荷載作用下發(fā)生顆粒間的錯(cuò)動(dòng)，因此試驗(yàn)得到的回彈模量會(huì)有一定的波動(dòng)，但能看到清晰的發(fā)展規(guī)律。TDA 與底砟混合物回彈模量隨振動(dòng)次數(shù)的變化可以分為2個(gè)階段：第一階段，振動(dòng)導(dǎo)致試樣密實(shí)度提升，回彈模量隨振動(dòng)次數(shù)逐漸上升；第二階段，當(dāng)試樣達(dá)到一定的密實(shí)度后，回彈模量保持不變或有緩慢增加。

圖8 TDA與底砟混合物回彈模量隨振動(dòng)次數(shù)變化曲線Fig.8 Curves of resilience modulus vary with vibration times for TDA-subballast mixtures

回彈模量隨振動(dòng)次數(shù)的變化情況可以反映TDA 與底砟混合物的變形機(jī)制。雖然試樣是以90%的壓實(shí)度制樣，但試樣內(nèi)部仍有較大的孔隙，在加載初期，在軸向荷載作用下，顆粒發(fā)生旋轉(zhuǎn)和重排列，部分顆粒填充在大顆粒之間的孔隙中，此時(shí)發(fā)生的應(yīng)變主要是塑性應(yīng)變。隨著循環(huán)的發(fā)展，試樣逐漸變得密實(shí)，顆粒移動(dòng)減少，變形主要產(chǎn)生于顆粒之間的接觸變形，回彈變形逐漸穩(wěn)定，試樣主要表現(xiàn)出彈性的動(dòng)力響應(yīng)。隨著TDA體積分?jǐn)?shù)增加，TDA 與底砟混合物的回彈模量下降，這是由于振動(dòng)荷載作用下TDA 發(fā)生的變形幾乎都是彈性變形，導(dǎo)致試樣回彈變形增大，回彈模量降低。

從上述研究可以看出，TDA 與底砟混合物經(jīng)過列車荷載長期作用后，回彈模量基本上趨于一種穩(wěn)定的狀態(tài)，對(duì)于長期承受循環(huán)荷載的底砟層，確定其穩(wěn)定后的回彈模量對(duì)道床的設(shè)計(jì)具有重要的意義。本文以循環(huán)次數(shù)為20 000 次時(shí)的回彈模量為其最終回彈模量。TDA 與底砟混合物最終回彈模量隨TDA 體積分?jǐn)?shù)變化曲線如圖9 所示。從圖9可以看出：TDA與底砟混合物的最終回彈模量隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)的增加迅速下降，TDA 體積分?jǐn)?shù)為10%～20%之間時(shí)，回彈模量降低最為顯著。

圖9 TDA與底砟混合物最終回彈模量隨TDA體積分?jǐn)?shù)變化曲線Fig.9 Curve of final resilience modulus for TDAsubballast mixtures vary with TDA volume fractions

2.4 TDA與底砟混合物能量耗散分析

由動(dòng)三軸試驗(yàn)得到的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線可以計(jì)算土體的耗散能。耗散能表示動(dòng)荷載作用下能量耗散的性質(zhì)，近似等于滯回曲線圍成的面積。

TDA 與底砟混合物耗散能隨振動(dòng)次數(shù)變化曲線如圖10所示。從圖10可以看出：隨振動(dòng)次數(shù)增加，耗散能逐漸降低，在N＜100 時(shí)，衰減明顯，隨后緩慢降低并在N＞10 000 時(shí)基本趨于穩(wěn)定值。這是由于隨著振動(dòng)次數(shù)增加，試樣的穩(wěn)定性逐漸提升，顆粒之間的排布更加緊密，能量波在傳播過程中衰減的程度降低，耗散能也基本不再變化。隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)增加，TDA 與底砟混合物的耗散能逐漸上升：底砟材料TC0的耗散能穩(wěn)定值約為19.89 J/m3，TC10耗散能穩(wěn)定值約為25.75 J/m3，比TC0 的提高了約29.5%；TC20 的耗散能穩(wěn)定值約為34.45 J/m3，提高了約73.2%；TC30 的耗散能穩(wěn)定值約為40.54 J/m3，提高了約103.8%。說明在底砟中加入一定量的TDA 能顯著提升底砟的能量耗散性質(zhì)。

圖10 TDA與底砟混合物耗散能隨振動(dòng)次數(shù)變化曲線Fig.10 Curves of dissipated energy vary with vibration time for TDA-subballast mixtures

3 配比優(yōu)化與討論

以上分析可以看出，在底砟中加入TDA 可以使底砟層有更好的能量耗散能力，能降低底砟的顆粒破碎。但是加入TDA后，由于TDA的低剛度和高彈性變形使底砟的回彈模量降低，在循環(huán)荷載作用下變形增大，若在有砟軌道中使用TDA，需要確定既不影響軌道正常使用且能發(fā)揮TDA 優(yōu)勢(shì)的最優(yōu)含量。

根據(jù)文獻(xiàn)和規(guī)范[12,26]，評(píng)估底砟材料性能的參數(shù)及其允許取值范圍見表4。軸向應(yīng)變和回彈模量降低率隨TDA體積分?jǐn)?shù)變化如圖11所示。從圖11可以看出：若滿足底砟層變形和剛度需求，TDA體積分?jǐn)?shù)不能超過13%。TDA 體積分?jǐn)?shù)超過13%時(shí)，混合物的軸向應(yīng)變將超過2%，此時(shí)不能滿足有砟軌道底砟層變形需求。本試驗(yàn)中，滿足底砟層變形和剛度要求的TDA 最優(yōu)體積分?jǐn)?shù)為10%，相比于純底砟材料，TC10 的能量耗散能力增強(qiáng)，顆粒破碎程度降低，參數(shù)變化情況如表5所示。

表4 用于評(píng)估底砟的參數(shù)和其允許范圍Table 4 Parameters for evaluating subballast and allowable range

圖11 軸向應(yīng)變和回彈模量降低率隨TDA體積分?jǐn)?shù)變化Fig.11 Curves of axial strain and rate of resilience modulus reduction with different TDA contents

表5 TC10試樣參數(shù)與底砟參數(shù)對(duì)比Table 5 Comparison of parameters of TC10 sample with that of subballast

4 結(jié)論

1)隨著TDA體積分?jǐn)?shù)增加，TDA與底砟混合物的洛杉磯磨耗率LA近似呈線性減小，相比于純底砟材料，TDA 體積分?jǐn)?shù)為10%的混合物的LA下降了21.5%，TDA 體積分?jǐn)?shù)為30%的混合物的LA降了56.3%。這表明了TDA 的加入能夠吸收一定的能量，增加混合物的彈性，進(jìn)而抑制底砟的顆粒破碎。

2)隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)增加，混合物的軸向應(yīng)變和體積應(yīng)變?cè)龃?，并且TDA 與底砟混合物的軸向應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)的發(fā)展規(guī)律符合對(duì)數(shù)模型。TDA 與底砟混合物的回彈模量隨著TDA 體積分?jǐn)?shù)的增加而下降。

3)相較于純凈底砟的耗散能穩(wěn)定值，體積分?jǐn)?shù)為10%的混合物的耗散能穩(wěn)定值提高了約29.5%；體積分?jǐn)?shù)為30%的混合物的耗散能穩(wěn)定值提高了約103.8%。說明TDA 的加入能顯著提升混合物的能量耗散能力。

4)滿足底砟層變形和剛度要求的最優(yōu)TDA 體積分?jǐn)?shù)為10%左右，此時(shí)，TDA 與底砟混合物的變形、剛度均能滿足要求，并且能夠有效抑制底砟的顆粒破碎，具有良好的減振耗能效果。