CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)層間離縫機(jī)理研究

趙國(guó)堂，劉 鈺

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031； 2. 中國(guó)國(guó)家鐵路集團(tuán)有限公司 科技與信息化部，北京 100844；3. 西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031)

CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)主要由軌道板、水泥乳化瀝青砂漿(以下簡(jiǎn)稱CA砂漿)層和支承層組成。軌道板和支承層為鋼筋混凝土和混凝土材料，兩層之間由CA砂漿填充、固化，形成多層異質(zhì)材料復(fù)合薄板結(jié)構(gòu)。CA砂漿與軌道板、支承層之間的界面既是先后澆筑形成的連接面，又是不同力學(xué)性質(zhì)材料的界面，因此容易成為CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的薄弱之處。界面兩側(cè)材料彈性模量和泊松比在層間界面上的不對(duì)稱性導(dǎo)致了離縫的混合加載模式，拉伸和剪切應(yīng)力必須沿界面出現(xiàn)，以保持兩種材料之間位移的連續(xù)性[1]。在溫度和外部荷載作用下，層間界面產(chǎn)生較大的拉伸和剪切應(yīng)力，從而導(dǎo)致離縫發(fā)生。既有研究成果表明[2]，由于軌道板表面熱能向內(nèi)傳導(dǎo)時(shí)，溫度沿深度方向快速衰減，軌道板溫度梯度顯著大于CA砂漿層和底座板，因此，相比于CA砂漿下表面，其上表面處于更不利的受力狀態(tài)。對(duì)運(yùn)營(yíng)高鐵線路的大量調(diào)研發(fā)現(xiàn)軌道結(jié)構(gòu)層間界面存在不同程度的局部離縫[3-4]，且主要集中在軌道板與CA砂漿層之間[5]，見(jiàn)圖1。

CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道從施工到服役的全生命周期內(nèi)，有單元和縱連兩種狀態(tài)[5]。單元狀態(tài)下，軌道板僅受到其下CA砂漿的黏結(jié)約束，主要荷載為沿深度方向日變化的正、負(fù)溫度梯度；縱連狀態(tài)下，軌道板還受到相鄰板的約束，主要荷載為年變化的整體溫度升降，服役后又受到列車循環(huán)沖擊荷載作用。針對(duì)日溫度和年溫度循環(huán)荷載、列車荷載與軌道結(jié)構(gòu)層間離縫的關(guān)系，已取得了一系列研究成果[6-7]，這些研究成果主要采用強(qiáng)度理論來(lái)判斷離縫發(fā)生的可能性，但難以準(zhǔn)確描述離縫發(fā)生和發(fā)展過(guò)程。也有學(xué)者嘗試運(yùn)用損傷力學(xué)理論來(lái)分析離縫，采用內(nèi)聚力模型模擬板式無(wú)砟軌道的軌道板與砂漿層的層間界面，分析溫度和列車動(dòng)荷載作用下界面的剝離和破碎行為[8-12]。然而，歷史損傷對(duì)損傷發(fā)展有較大影響，CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道從施工到服役，經(jīng)歷了單元和縱連兩種不同的結(jié)構(gòu)形態(tài)，經(jīng)受了復(fù)雜的荷載變化，必須考慮對(duì)歷史損傷的繼承和損傷累積效應(yīng)。

本文建立了CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道多層薄板體系全過(guò)程三維漸進(jìn)損傷力學(xué)模型，分析了服役前界面損傷發(fā)生、發(fā)展過(guò)程和離縫機(jī)理，及服役后考慮歷史損傷和損傷累積效應(yīng)下界面離縫的動(dòng)態(tài)演化機(jī)制。

1 計(jì)算理論及計(jì)算方法

1.1 界面混合型損傷的判定準(zhǔn)則

基于斷裂力學(xué)理論，根據(jù)層間界面的相對(duì)位移，將離縫分成三種類型：拉伸型、剪切型及混合型(即“拉伸+剪切”組合作用)，見(jiàn)圖2。三維漸進(jìn)損傷分析方法計(jì)算界面混合型損傷，可準(zhǔn)確描述法向和切向應(yīng)力綜合作用引起層間界面損傷的發(fā)展過(guò)程。

計(jì)算中選取的三維漸進(jìn)損傷判斷準(zhǔn)則如下：

(1) 層間界面損傷的判斷準(zhǔn)則

采用Quads準(zhǔn)則判斷層間界面損傷

( 1 )

(2) 層間離縫的判斷準(zhǔn)則

采用應(yīng)變能釋放率判斷層間離縫發(fā)生和發(fā)展

( 2 )

式中：GⅠ為法向應(yīng)變能釋放率；GⅡ和GⅢ為橫、縱切向應(yīng)變能釋放率；GⅠC為純拉伸時(shí)的臨界應(yīng)變能釋放率；GⅡC和GⅢC為橫向、縱向純剪切時(shí)的臨界應(yīng)變能釋放率。本文假定沿軌道板橫、縱向的切向應(yīng)變能釋放率相等，故GⅡ=GⅢ，GⅡC=GⅢC。

1.2 損傷演化機(jī)制

假定層間界面損傷規(guī)律為線性，采用總剛度損傷D表示荷載作用下內(nèi)聚力單元的整體損傷，其初始值為零，在逐步加載過(guò)程中從0發(fā)展到1。力-位移關(guān)系中的應(yīng)力受到界面損傷的影響，可表示為

( 3 )

圖4中，初始加載路徑的斜率為層間界面的法向和切向剛度En、Es，二次加載路徑的斜率為界面損傷后的法向和切向剛度(1-D)En、(1-D)Es。

當(dāng)內(nèi)聚力單元同時(shí)受到“拉伸+剪切”混合加載模式作用時(shí)，發(fā)生混合型損傷。為描述混合型損傷，將有效位移δm定義為

( 4 )

式中：〈δn〉=(δn+|δn|)/2；δn為法向位移。因此，當(dāng)δn<0時(shí)，即法向位移為負(fù)值時(shí)，δm=|δs|，δs為切向位移。

引入?yún)?shù)β表征混合型損傷的混合比例，即界面剪切應(yīng)力與拉伸應(yīng)力的比值，簡(jiǎn)稱剪切-拉伸比，其式為

( 5 )

( 6 )

( 7 )

由此，可得總剛度損傷為

( 8 )

2 建模及關(guān)鍵參數(shù)

本文考慮CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)的主要特征，將軌道結(jié)構(gòu)各薄層視為等截面、均質(zhì)的平板。運(yùn)用商用有限元軟件ABAQUS建立CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道多層薄板體系全過(guò)程三維漸進(jìn)損傷力學(xué)模型，計(jì)算模型主要由軌道板、CA砂漿層和支承層組成。為消除縱向邊界效應(yīng)，模型按“1/2塊+2塊+1/2塊”軌道板設(shè)置。單元狀態(tài)時(shí)，模型底面節(jié)點(diǎn)全約束，縱向兩端自由；縱連(未服役)及服役狀態(tài)時(shí)，模型底面節(jié)點(diǎn)及縱向兩端節(jié)點(diǎn)全約束，見(jiàn)圖5。

建模時(shí)，軌道板、CA砂漿層及支承層均采用實(shí)體單元模擬，軌道板與CA砂漿層、CA砂漿層與支承層之間的層間界面均采用內(nèi)聚力單元模擬。軌道板、CA砂漿、支承層的彈性模量分別為3.60×104、1.00×104、2.20×104MPa，密度分別為2 500、1 950、2 400 kg/m3。CA砂漿層與軌道板和支承層之間的層間界面初始狀態(tài)均為完全黏結(jié)(即層間界面無(wú)損傷)，計(jì)算時(shí)設(shè)置為面面接觸關(guān)系，摩擦系數(shù)取0.4。支承層底部節(jié)點(diǎn)全約束。根據(jù)界面剪切室內(nèi)試驗(yàn)[14]，獲得內(nèi)聚力模型的關(guān)鍵計(jì)算參數(shù)，見(jiàn)表1。其中：σ為內(nèi)聚強(qiáng)度；δ為損傷發(fā)生的臨界位移；E為界面剛度；G為臨界斷裂能。

表1 內(nèi)聚力參數(shù)

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 單元狀態(tài)

施加沿軌道板深度方向線性分布的正溫度梯度荷載90～105 ℃/m和負(fù)溫度梯度荷載-50～-30 ℃/m，CA砂漿層、支承層與軌道板底溫度取值相同。

(1) 正溫度梯度作用

正溫度梯度作用下離縫發(fā)生、發(fā)展的過(guò)程見(jiàn)圖6，圖6(a)—圖6(d)對(duì)應(yīng)溫度梯度90、95、100、105 ℃/m。由圖可知：當(dāng)溫度梯度為90 ℃/m時(shí)，離縫即將發(fā)生見(jiàn)圖6(a)；當(dāng)軌道板中部翹曲變形為0.86 mm時(shí)離縫發(fā)生，以軌道板心呈“對(duì)稱水滴狀”分布見(jiàn)圖6(b)；隨著溫度梯度增大，離縫區(qū)域逐漸向板心和板端發(fā)展見(jiàn)圖6(c)，最終呈“啞鈴狀”見(jiàn)圖6(d)。

正溫度梯度下1/4軌道板受力模式分區(qū)及剪切-拉伸比β的變化情況見(jiàn)圖7—圖9。由圖7—圖9可知，受力模式主要可分為3個(gè)區(qū)：Ⅰ區(qū)為主拉伸區(qū)，法向應(yīng)力較大，橫、縱向剪切應(yīng)力趨于0；Ⅱ區(qū)為混合區(qū)，縱向剪切應(yīng)力和法向應(yīng)力相差不大，橫向剪切應(yīng)力趨于0；Ⅲ區(qū)為主剪切區(qū)，縱向剪切應(yīng)力較大，橫向剪切應(yīng)力較小，法向應(yīng)力趨于0。離縫發(fā)生前(溫度梯度為90 ℃/m)，軌道板橫向中心線上點(diǎn)A1→H1，Ⅰ區(qū)β值為0～0.24，Ⅱ區(qū)β值為0.24～0.97，Ⅲ區(qū)β值為0.97～，板邊1.064～1.275 m范圍內(nèi)，層間界面處于受壓狀態(tài)。軌道板縱向中心線上點(diǎn)A1→E1，Ⅰ區(qū)β值為0～0.42，Ⅱ區(qū)β值為0.42～1.10，Ⅲ區(qū)β值為1.10～15。

分析可知，溫度梯度較小時(shí)界面即出現(xiàn)一定程度損傷，且損傷隨溫度梯度值的逐漸增大而不斷發(fā)展。當(dāng)溫度梯度達(dá)90 ℃/m時(shí)，總剛度損傷接近極限值1，離縫即將發(fā)生。層間離縫是由剪切和拉伸混合加載模式引起界面損傷發(fā)展至一定程度的結(jié)果；在不同區(qū)域，三向應(yīng)力對(duì)界面損傷的影響有主次之分，離縫發(fā)生在主剪切區(qū)(Ⅲ區(qū))，隨溫度梯度不斷增大發(fā)展至混合區(qū)(Ⅱ區(qū))，最后進(jìn)入主拉伸區(qū)(Ⅰ區(qū))。

(2) 負(fù)溫度梯度作用

負(fù)溫度梯度作用下離縫發(fā)生、發(fā)展的過(guò)程見(jiàn)圖10，圖10(a)—圖10(c)分別對(duì)應(yīng)溫度梯度-40、-45、-50 ℃/m。由圖可知，當(dāng)負(fù)溫度梯度達(dá)-40 ℃/m時(shí)，離縫即將發(fā)生(圖10(a))；當(dāng)軌道板翹曲變形為0.32 mm時(shí)，層間離縫發(fā)生在板角處(圖10(b))；隨著溫度梯度降低，離縫面積繼續(xù)發(fā)展(圖10(c))。

負(fù)溫度梯度下1/4軌道板受力模式分區(qū)和拉伸-剪切比β的變化情況見(jiàn)圖11—圖13。由圖11—圖13可知，受力模式主要可分為2個(gè)區(qū)：Ⅰ區(qū)為受壓剪切區(qū)，該區(qū)界面法向受壓，β值趨于；Ⅱ區(qū)為受拉剪切區(qū)，界面縱向剪切應(yīng)力較大，法向應(yīng)力和橫向剪切應(yīng)力較小。溫度梯度為-45 ℃/m時(shí)，離縫發(fā)生在Ⅱ區(qū)ABD圍成的區(qū)域，即板角；β值沿點(diǎn)C2→A2逐漸下降，變化范圍為1.83～2.62；β值沿點(diǎn)E2→A2先增大后減小，變化范圍為1.69～2.99。

分析可知，在負(fù)溫度梯度作用下，盡管B2、C2點(diǎn)剪切應(yīng)力大于A2點(diǎn)，然而B(niǎo)2、C2點(diǎn)并未離縫，A2點(diǎn)最先離縫，這表明層間離縫是“剪切+拉伸”混合加載模式所致，且以剪切為主。

(3) 對(duì)比分析

溫度梯度與離縫面積占比之間的關(guān)系見(jiàn)圖14。由圖14可知，溫度梯度較小時(shí)軌道板與CA砂漿層間不會(huì)產(chǎn)生離縫，可以稱其為“安全溫度梯度區(qū)間”。本例中，安全溫度梯度區(qū)間為-40～90 ℃/m。當(dāng)溫度梯度超出該范圍時(shí)，層間界面損傷趨于極限值1，離縫發(fā)生，且離縫面積隨溫度梯度量值的逐漸增大而增加；當(dāng)正溫度梯度達(dá)105 ℃/m時(shí)，離縫面積達(dá)5.82 m2，占層間界面總面積的35.38%；當(dāng)負(fù)溫度梯度達(dá)-50 ℃/m時(shí)，離縫面積達(dá)0.75 m2，占層間界面總面積的4.57%。

3.2 縱連(未服役)狀態(tài)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)溫度[15]，溫暖地區(qū)軌道板最大正溫度梯度為73 ℃/m、最大負(fù)溫度梯度為-36 ℃/m，對(duì)應(yīng)的最大界面總剛度損傷為0.92(見(jiàn)圖14)。故將總剛度損傷0.92作為本節(jié)計(jì)算起點(diǎn)。由于整體溫降產(chǎn)生的軌道板張力能夠削弱溫度梯度引起的翹曲變形，相比而言，整體溫升更容易導(dǎo)致層間離縫。選取2種荷載組合：(1)“整體溫升+正溫度梯度”(一般出現(xiàn)在持續(xù)高溫的白天)：軌道結(jié)構(gòu)逐步加載至整體溫升30℃、溫度梯度變化100 ℃/m；(2)“整體溫升+負(fù)溫度梯度”(一般出現(xiàn)在持續(xù)高溫的夜間)：軌道結(jié)構(gòu)逐步加載至整體溫升20 ℃、溫度梯度變化-50 ℃/m。

(1) 整體溫升+正溫度梯度

整體溫升30 ℃+正溫度梯度80 ℃/m時(shí)，離縫發(fā)生，軌道板中部離縫模式見(jiàn)圖15。軌道板橫向中心線界面總剛度損傷見(jiàn)圖16。1/4軌道板受力模式分區(qū)見(jiàn)圖17。軌道板橫向(點(diǎn)A3→D3)剪切-拉伸比的變化曲線見(jiàn)圖18。

由圖18可知，整體溫升30 ℃時(shí)，“安全溫度梯度上限”由90 ℃/m降到80 ℃/m。溫度梯度高于80 ℃/m時(shí)，從軌道板中部產(chǎn)生“帶狀”離縫?？倓偠葥p傷隨著溫度荷載組合的增大而增加，軌道板橫向0.86～1.58 m范圍內(nèi)，界面總剛度損傷達(dá)到1，可見(jiàn)該區(qū)域發(fā)生離縫的可能性最大。拉伸-剪切比β沿軌道板橫向點(diǎn)A3→D3逐漸增大，總體受力模式可分為3個(gè)區(qū)域：Ⅰ區(qū)為主拉伸區(qū)，法向應(yīng)力較大，橫、縱向剪切應(yīng)力均很?。虎騾^(qū)為混合區(qū)，法向應(yīng)力和橫向剪切應(yīng)力相差不大，縱向剪切應(yīng)力趨于0；Ⅲ區(qū)為主剪切區(qū)，橫向剪切應(yīng)力較大，法向應(yīng)力較小，縱向剪切應(yīng)力趨于0。離縫發(fā)生時(shí)，沿軌道板橫向中心線，層間界面Ⅰ區(qū)的剪切-拉伸比為0～0.31；Ⅱ區(qū)的值為0.31～1.46；Ⅲ區(qū)的值大于1.46～；橫向邊緣0.96～1.275 m范圍內(nèi)法向受壓。

分析可知，與單元狀態(tài)相比，縱連狀態(tài)時(shí)軌道板受到相鄰板約束，可能產(chǎn)生板中“帶狀”離縫，且在整體溫升30 ℃條件下，“安全溫度梯度上限”由90 ℃/m降到80 ℃/m。

(2) 整體溫升+負(fù)溫度梯度

軌道板邊緣離縫模式見(jiàn)圖19。界面總剛度損傷沿軌道板橫向分布狀況見(jiàn)圖20。1/4軌道板受力模式分區(qū)和軌道板橫向點(diǎn)A4→C4剪切-拉伸比β變化曲線見(jiàn)圖21、圖22。

由圖22可知，整體溫升20 ℃時(shí)，“安全溫度梯度下限”由-40 ℃/m降低到-42 ℃/m，當(dāng)溫度梯度低于-42 ℃/m時(shí)，從軌道板邊緣產(chǎn)生“帶狀”離縫?？倓偠葥p傷隨著溫度荷載組合的增大而增加，軌道板橫向邊緣0～0.14 m范圍內(nèi)，界面總剛度損傷達(dá)到1，該區(qū)域發(fā)生離縫的可能性最大。受力模式主要分為2個(gè)區(qū)域：Ⅰ區(qū)為受壓剪切區(qū)，拉伸-剪切比β為；Ⅱ區(qū)為受拉剪切區(qū)，縱向剪切應(yīng)力較大，法向應(yīng)力很小，橫向剪切應(yīng)力趨于0；整體溫升20 ℃+負(fù)溫度梯度-42 ℃/m時(shí)，Ⅱ區(qū)β值沿點(diǎn)A4→C4逐漸下降，變化范圍為2.13～8.52。

分析可知，與單元狀態(tài)相比，縱連狀態(tài)時(shí)層間離縫很可能產(chǎn)生于軌道板邊緣，沿軌道板縱向呈“帶狀”分布，且在整體溫升20 ℃條件下，“安全溫度梯度下限”由-40 ℃/m降低到-42 ℃/m。

(3) 對(duì)比分析

將(1)、(2)兩種最不利荷載組合下的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較。分析可知，“整體溫升+正溫度梯度”是最不利荷載組合。在整體溫升條件下，層間界面離縫產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的正溫度梯度值顯著降低。

3.3 服役階段

由縱連(未服役)狀態(tài)計(jì)算可知，在年溫差較大地區(qū)，冬季施工的CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道到了夏季，在整體溫升和白天正溫度梯度的綜合作用下層間界面仍有離縫的可能。為了模擬這種較為極端的不利情況，引入承軌臺(tái)下存在0.6 mm既有離縫作為本節(jié)計(jì)算起點(diǎn)。軌道結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊作用時(shí)，采用的沖擊能量參照復(fù)合材料低速?zèng)_擊中常用的量級(jí)[13]，取值為10 J。

(1) 軌道板“拍打”CA砂漿層

沖擊作用下軌道結(jié)構(gòu)豎向變形規(guī)律見(jiàn)圖23。CA砂漿層的接觸應(yīng)力見(jiàn)圖24。由圖可知，當(dāng)界面存在初始損傷時(shí)，受沖擊作用軌道板豎向變形顯著，在沖擊處下凹、兩側(cè)(沿縱向)上拱。沖擊作用使得軌道板底部與CA砂漿上表面在接觸瞬間產(chǎn)生極大瞬時(shí)壓力，導(dǎo)致軌道板“拍打”CA砂漿層。

軌道板“拍打”CA砂漿層的瞬間，沖擊處軌道板縱向應(yīng)力沿豎向分布情況見(jiàn)圖25。層間界面縱向剪切應(yīng)力見(jiàn)圖26。由圖可知，沖擊處軌道板頂面縱向受壓，底面縱向受拉，界面縱向剪切應(yīng)力最大值為0.25 MPa，遠(yuǎn)大于界面剪切強(qiáng)度0.038 MPa。

(2) “花生殼狀”離縫發(fā)展模式

沖擊作用下層間離縫及其動(dòng)態(tài)演化過(guò)程見(jiàn)圖27。一次沖擊后，層間離縫呈“花生殼狀”(圖27(a))，縱向長(zhǎng)度0.7 m，橫向長(zhǎng)度0.5 m，離縫面積為0.55 m2，占界面總面積3.4%；二次沖擊后，離縫面積逐漸發(fā)展(圖27(b))，縱向長(zhǎng)度發(fā)展至1.5 m，橫向長(zhǎng)度發(fā)展至0.55 m，到達(dá)軌道板側(cè)邊，離縫面積2.59 m2，占界面總面積15.8%；三次沖擊后，離縫面積繼續(xù)發(fā)展至4.40 m2(圖27(c))，占層間總面積26.7%；四次沖擊后，離縫面積6.22 m2(圖27(d))，占界面總面積37.8%。

分析可知，若承軌臺(tái)下存在既有離縫，在列車循環(huán)沖擊荷載作用下，軌道板不斷“拍打”CA砂漿層，層間離縫發(fā)展成“花生殼狀”，先是沿橫向發(fā)展至板邊，然后沿縱向往板角發(fā)展。

4 結(jié)論

本文建立了CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道多層薄板體系全過(guò)程三維漸進(jìn)損傷力學(xué)模型，對(duì)軌道結(jié)構(gòu)在日溫差、年溫差和沖擊荷載等循環(huán)作用下，層間離縫發(fā)生、發(fā)展機(jī)理進(jìn)行了研究，得到以下結(jié)論：

(1) “單元→縱連(未服役)→服役”全過(guò)程，CRTSⅡ型板式無(wú)砟軌道多層薄板體系在正、負(fù)溫度梯度、整體溫升和列車“拍打”作用下，層間界面不同區(qū)域發(fā)生主拉伸型、混合型和主剪切型損傷，總剛度損傷達(dá)到極限值1時(shí)離縫產(chǎn)生。層間離縫主要從主剪切型損傷的區(qū)域開(kāi)始。歷史損傷對(duì)損傷發(fā)展有較大影響，損傷和離縫發(fā)展存在繼承性。

(2) 單元狀態(tài)下，溫度梯度較小時(shí)界面就出現(xiàn)一定程度損傷，且損傷隨溫度梯度值的逐漸增大而不斷發(fā)展。但是，當(dāng)溫度梯度在-40～90 ℃/m范圍內(nèi)時(shí)，層間界面損傷未達(dá)到極限值，該范圍為“安全溫度梯度”。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際溫度梯度多在安全溫度梯度之內(nèi)，發(fā)生離縫的可能性很小。當(dāng)溫度梯度超過(guò)90 ℃/m時(shí)，隨著溫度梯度增加，層間離縫區(qū)域從“對(duì)稱水滴狀”逐漸發(fā)展為“啞鈴狀”。當(dāng)溫度梯度低于-40 ℃/m時(shí)，離縫從板角發(fā)生。

(3) 縱連(未服役)狀態(tài)下，“整體溫升+正溫度梯度”是最不利荷載組合。在整體溫升條件下，層間界面離縫產(chǎn)生對(duì)應(yīng)的正溫度梯度值顯著降低。整體溫升30 ℃時(shí)，“安全溫度梯度上限”由90 ℃/m降到80 ℃/m。溫度梯度高于80 ℃/m時(shí)，從軌道板中部產(chǎn)生“帶狀”離縫。整體溫升20 ℃時(shí)，“安全溫度梯度下限”由-40 ℃/m降低到-42 ℃/m，當(dāng)溫度梯度低于-42 ℃/m時(shí)，從軌道板邊緣產(chǎn)生“帶狀”離縫。

(4) 服役狀態(tài)下，受列車循環(huán)沖擊荷載作用，若存在既有離縫，軌道板將“拍打”CA砂漿層，離縫發(fā)展成“花生殼狀”。隨著沖擊次數(shù)的不斷增加，離縫繼續(xù)發(fā)展，先是沿橫向發(fā)展至板邊，然后沿縱向往板角發(fā)展。