接縫弱化后縱連板式無砟軌道溫度效應(yīng)研究

曹毅杰，蔣典佑，劉 鈺，孫曉丹，朱星盛，谷永磊

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院,成都 610031; 2.京滬高速鐵路股份有限公司,北京 100038)

引言

縱連板式無砟軌道作為我國主要軌道結(jié)構(gòu)形式之一,已在京津、京滬、京廣等高速鐵路上廣泛應(yīng)用。在運(yùn)營過程中受極端氣候條件的影響,軌道結(jié)構(gòu)發(fā)生了不同程度的損傷,主要表現(xiàn)為:軌道板與CA砂漿層間離縫、板間接縫擠碎或拉裂、支撐層擠壓斜裂和軌道板上拱等現(xiàn)象[1-5],其中,以夏季持續(xù)高溫天氣下縱連式軌道板在寬窄接縫處出現(xiàn)的上拱病害最為突出,軌道板上拱引起的鋼軌豎向位移局部增大將破壞線路的高平順性,嚴(yán)重時(shí)甚至威脅高速列車的運(yùn)營安全。目前,基于軌道板上拱病害特征,存在上拱風(fēng)險(xiǎn)的區(qū)段往往通過植筋的方式對既有軌道結(jié)構(gòu)進(jìn)行加固和補(bǔ)強(qiáng)[6];而對于已經(jīng)發(fā)生上拱病害的區(qū)段,通過先鑿除后填補(bǔ)的方式進(jìn)行修復(fù)[7]。然而,這些措施難以從根本上解決軌道板上拱問題,高溫天氣下,軌道板內(nèi)部依舊積存巨大的溫度應(yīng)力。因此,釋放軌道板內(nèi)的溫度應(yīng)力,從根本上減少病害的產(chǎn)生,對緩解持續(xù)高溫天氣下的軌道板上拱具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

目前,針對極端條件下縱連板式無砟軌道上拱整治研究已取得一定進(jìn)展。部分學(xué)者在不改變現(xiàn)有長縱連體系基礎(chǔ)上,對具體施工措施展開研究。如文獻(xiàn)[8-13]通過分析植筋錨固對上拱預(yù)防和整治的影響,給出合理的植筋建議,為現(xiàn)場維修提供參考;文獻(xiàn)[14]介紹在無砟軌道板上涂刷反射隔熱層的方法預(yù)防軌道板上拱。以上學(xué)者均對軌道板上拱整治做出了一定貢獻(xiàn),但未從應(yīng)力釋放的角度考慮病害整治。對此,另有部分學(xué)者嘗試把長縱連體系轉(zhuǎn)化為弱縱連體系或單元體系,并已取得一定成果。如文獻(xiàn)[15-16]提出采用換填寬窄接縫的整治方案,分析不同彈性模量的寬窄接縫對軌道結(jié)構(gòu)受力和變形特征的影響。然而學(xué)者們研究時(shí)尚未考慮材料的非線性變形,也未充分考慮軌道結(jié)構(gòu)的層間黏結(jié)關(guān)系。文獻(xiàn)[17]通過將縱連式軌道結(jié)構(gòu)解鎖成單元結(jié)構(gòu)的方式,引入內(nèi)聚力單元和混凝土損傷塑性本構(gòu),分析解鎖成單元結(jié)構(gòu)后的溫度適應(yīng)性。但縱連結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)化成單元結(jié)構(gòu)后,需要通過植筋來約束縱向位移,在一定程度上增加了施工作業(yè)量,大大提高了維修成本。為此,采用折中的方式,在寬窄接縫處設(shè)置一定厚度、彈性模量較小的填充層,將原有縱連體系轉(zhuǎn)化成弱縱連體系,保證應(yīng)力釋放的同時(shí),不會(huì)產(chǎn)生較大的縱向變形,有利于解決夏季脹板問題。

因此,通過建立設(shè)有彈性填充層的縱連板式無砟軌道數(shù)值模型,引入內(nèi)聚力單元和混凝土損傷塑性本構(gòu),分析設(shè)置彈性填充層后,在整體溫升作用下軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形和損傷的變化情況,并探討節(jié)段長度和彈性模量對應(yīng)力、變形以及損傷的影響。

1 模型介紹

1.1 數(shù)值模型

利用ABAQUS建立設(shè)置彈性填充層后的縱連板式無砟軌道數(shù)值模型,見圖1。由圖1可知,模型由鋼軌、扣件、軌道板、寬窄接縫、彈性填充層、CA砂漿、底座板和基礎(chǔ)組成。軌道板寬2 550 mm,底座板寬2 950 mm,基礎(chǔ)寬3 950 mm;軌道板厚200 mm,CA砂漿層厚30 mm,底座板厚200 mm。寬接縫縱向長210 mm。窄接縫縱向長50 mm,寬窄接縫厚度均為100 mm,在寬窄接縫縱向兩側(cè)分別設(shè)置縱向長10 mm的彈性填充層。模型長度考慮3塊板一節(jié)段和4塊板一節(jié)段,模型采用1.5塊+1.5塊軌道板和2塊+2塊軌道板的布置形式,如圖2所示。模型兩端設(shè)置對稱約束,梁底面節(jié)點(diǎn)全約束。模型所有部件施加整體溫升。

圖1 縱連板式無砟軌道數(shù)值模型(單位:mm)

圖2 不同節(jié)段長度模型整體示意

模型中鋼軌采用CHN60軌,利用實(shí)體單元模擬;扣件利用三向非線性彈簧模擬,扣件間距650 mm,扣件垂向、橫向剛度均為25 kN/mm,每組扣件縱向阻力15 kN,彈塑性臨界點(diǎn)2 mm;軌道板、寬窄接縫、CA砂漿和底座板均采用實(shí)體單元模擬,基礎(chǔ)采用剛體模擬。鋼軌、軌道板、寬窄接縫、CA砂漿和底座板的材料參數(shù)見表1。模型在軌道板與CA砂漿層之間采用1 mm的內(nèi)聚力單元模擬界面黏結(jié)作用,離縫產(chǎn)生時(shí),層間接觸屬性設(shè)為面面接觸。假設(shè)彈性填充層與軌道板和寬窄接縫黏結(jié)完好,又因?yàn)榭v向連接鋼筋對接縫存在約束作用。因此,彈性填充層分別與軌道板和寬,窄接縫設(shè)置共節(jié)點(diǎn)約束,設(shè)有彈性填充層的新接縫底面與CA砂漿設(shè)置面面接觸,其中法向?yàn)橛步佑|,切向摩擦系數(shù)設(shè)置為0.5。CA砂漿和底座板之間采用綁定約束;底座板底面與基礎(chǔ)設(shè)置面面接觸,其中法向?yàn)橛步佑|,切向摩擦系數(shù)設(shè)置為0.3。

表1 CRTSⅡ型板式無砟軌道主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

1.2 層間界面內(nèi)聚力模型

為描述軌道板與CA砂漿層的層間界面力-位移關(guān)系,采用圖3所示的雙線性內(nèi)聚力模型。

圖3 雙線性型內(nèi)聚力模型

(1)

當(dāng)層間界面出現(xiàn)損傷后,界面強(qiáng)度可由下式計(jì)算得到

(2)

式中,δn,δs分別表示對應(yīng)的法向位移和切向位移;Dcoh表示內(nèi)聚力單元的損傷,介于0～1之間,由下式計(jì)算

(3)

(4)

假定層間界面切向性能均勻連續(xù),則有GⅡC=GⅢC。本文數(shù)值模擬采用的雙線性內(nèi)聚力模型,其法向和切向內(nèi)聚力參數(shù)參照《京滬公司推板試驗(yàn)研究報(bào)告》[18],列于表2。

表2 雙線性型內(nèi)聚力模型參數(shù)

1.3 混凝土損傷判別因子

采用混凝土損傷塑性模型模擬混凝土的失效行為,并引入混凝土損傷因子Di[19-20]描述混凝土的損傷情況,Di介于0～1之間,0表示混凝土未損傷;1表示混凝土完全損傷。

(5)

式中,i為混凝土受力狀態(tài);i=t時(shí)表示混凝土受拉;i=c時(shí)表示混凝土受壓;σi和εi為混凝土單軸受拉(壓)應(yīng)力和應(yīng)變;Ei為混凝土的彈性模量。根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[21],σi和εi關(guān)系為

σi=(1-di)Eiεi

(6)

式中,di為混凝土單軸受拉(壓)損傷演化參數(shù)。

(7)

(8)

式中,αi為混凝土單軸受拉(壓)本構(gòu)關(guān)系曲線下降段參數(shù);x,n和ρi分別為

(9)

式中,fi,r為混凝土單軸抗拉(壓)強(qiáng)度代表值;εi,r為對應(yīng)抗拉(壓)強(qiáng)度的峰值應(yīng)變。

混凝土塑性損傷模型相關(guān)參數(shù)見表3。

表3 混凝土塑性損傷材料力學(xué)參數(shù)

1.4 模型驗(yàn)證

參照鐵科院《CRTSⅡ型板式無砟軌道溫度變形與控制措施研究總報(bào)告》[22]中軌道板上拱試驗(yàn),如圖4所示?？紤]既有線軌道板上拱大部分都發(fā)生在接縫處,將寬窄接縫重新灌注,窄接縫不灌注,模擬現(xiàn)場施工過程中窄接縫灌注質(zhì)量缺陷,來判斷誘發(fā)軌道板上拱變形的成因?，F(xiàn)場試驗(yàn)通過對軌道縱向兩端施加推力來等效結(jié)構(gòu)的整體溫升,對此先建立CRTSⅡ型板式無砟軌道計(jì)算模型,并將模型中的窄接縫移除,見圖5。對模型兩端施加縱向推力所等效的溫升,最終選取軌道板上、下表面應(yīng)力與上拱量對應(yīng)關(guān)系作對比驗(yàn)證,見圖6。由圖6可知,模擬結(jié)果與實(shí)測曲線基本吻合,表明本文建立的CRTSⅡ型板式無砟軌道溫度應(yīng)力計(jì)算模型合理可靠。

圖4 軌道板上拱試驗(yàn)

圖5 有限元計(jì)算模型

圖6 有限元計(jì)算與試驗(yàn)對比驗(yàn)證

2 整體溫升下軌道板應(yīng)力、變形和損傷分析

為更直觀地表現(xiàn)出設(shè)置彈性填充層后軌道板頂、底面的應(yīng)力釋放情況,以彈性填充層彈性模量1 775 MPa,節(jié)段長度3塊板的結(jié)果為例,根據(jù)圖7路徑所示,沿路徑方向提取整體溫升10 ℃、20 ℃、30 ℃、40 ℃和50 ℃時(shí),軌道板頂面和底面設(shè)置彈性填充層前后的縱向應(yīng)力差(設(shè)置彈性填充層后的縱向壓應(yīng)力-未設(shè)置彈性填充層的縱向壓應(yīng)力),同時(shí)提取設(shè)置彈性填充層后的軌道板上下表面縱向應(yīng)力差(設(shè)置彈性填充層后軌道板頂面的縱向壓應(yīng)力-設(shè)置彈性填充層后軌道板底面的縱向壓應(yīng)力),見圖8,其中,0 m處為設(shè)置彈性填充層的接縫縱向中心。

圖7 路徑提取示意

圖8 路徑上應(yīng)力差分布

由圖8可知,軌道板頂、底面設(shè)置彈性填充層前后的縱向應(yīng)力差存在負(fù)值,說明設(shè)置彈性填充層后,軌道板頂、底面應(yīng)力得到釋放;反之,出現(xiàn)正值,說明軌道板頂、底面應(yīng)力出現(xiàn)了應(yīng)力增加。對于設(shè)置彈性填充層后的軌道板上下表面應(yīng)力差,當(dāng)值不為0時(shí),說明出現(xiàn)偏心作用。接縫弱化后,整體溫升10 ℃時(shí),0.25 m以外應(yīng)力差基本為零;0.25 m以內(nèi)出現(xiàn)應(yīng)力波動(dòng),寬接縫頂面和軌道板底面出現(xiàn)應(yīng)力釋放,最大達(dá)到2.27 MPa,窄接縫底面和軌道板頂面出現(xiàn)少量應(yīng)力增加。由此說明,溫升較低時(shí),彈性填充層對軌道板的應(yīng)力釋放有限。整體溫升增大至30 ℃,0.25 m以外軌道板頂、底面出現(xiàn)少量應(yīng)力釋放,達(dá)到0.4 MPa;0.25 m以內(nèi)應(yīng)力釋放量和應(yīng)力增加量均隨溫升增大而增大。由于彈性填充層彈性模量較小,整體溫升作用下變形比軌道板和接縫大,同時(shí)又受寬窄接縫T形構(gòu)造的影響,局部區(qū)域的軌道板和接縫均出現(xiàn)偏心作用,見圖8中藍(lán)線。對比偏心作用位置和縱向應(yīng)力差出現(xiàn)波動(dòng)位置可得,偏心作用是導(dǎo)致軌道板出現(xiàn)應(yīng)力增加的主要原因。

整體溫升40 ℃時(shí),偏心作用開始向遠(yuǎn)離彈性填充層的方向擴(kuò)展,應(yīng)力波動(dòng)范圍增大,0.35 m以外,軌道板頂面和底面應(yīng)力釋放量達(dá)到0.6 MPa;0.35 m以內(nèi),應(yīng)力釋放量和應(yīng)力增加量繼續(xù)增大,最大應(yīng)力釋放量達(dá)到6.39 MPa。

然而,隨著溫升繼續(xù)增大,應(yīng)力釋放量開始減小,整體溫升50 ℃時(shí),應(yīng)力釋放量為5.75 MPa,下降10%。其原因是整體溫升50 ℃時(shí),接縫和軌道板均發(fā)生了一定程度的損傷,見圖9。在損傷和偏心的相互作用下,應(yīng)力釋放受到抑制。觀察圖9發(fā)現(xiàn),整體溫升50 ℃時(shí),損傷主要集中在接觸位置,這是因?yàn)閺椥蕴畛鋵訌椥阅Ａ枯^低,相同溫度力作用下縱向變形較大,又受到偏心作用的影響,使得彈性填充層與接縫和軌道板的接觸不均勻,從而導(dǎo)致?lián)p傷發(fā)生并集中在接觸面上。

圖9 損傷示意

圖10為沿圖7路徑提取整體溫升50 ℃時(shí),軌道板和底座板的縱向位移分布。由圖10可知,底座板縱向位移最大值0.024 mm,軌道板縱向位移最大值0.096 mm,后者縱向位移是前者的3倍。由此說明,設(shè)置彈性填充層會(huì)使得軌道結(jié)構(gòu)層間變形難以協(xié)調(diào),進(jìn)而導(dǎo)致層間損傷發(fā)生的臨界溫升降低,層間損傷演化過程見圖11。由圖11可知,當(dāng)整體溫升達(dá)到23 ℃時(shí),層間發(fā)生損傷,損傷出現(xiàn)在縱向靠近彈性填充層一端,隨著溫升不斷增加,損傷逐漸向遠(yuǎn)離彈性填充層方向擴(kuò)展。當(dāng)溫升達(dá)到50 ℃時(shí),損傷最大值發(fā)生在縱向靠近彈性填充層端部,達(dá)到0.66。

圖10 路徑上的縱向位移分布

圖11 層間損傷演化過程

由于設(shè)置彈性填充層后層間損傷在較低溫升下就會(huì)發(fā)生,因此損傷區(qū)的黏結(jié)強(qiáng)度有所下降,再加上偏心作用的影響,彈性填充層旁軌道板和接縫難免會(huì)產(chǎn)生一定上拱量,最終映射到鋼軌上,從而影響行車安全。因此,提取鋼軌、接縫、軌道板和底座板設(shè)置彈性填充層后的最大上拱增量(設(shè)置彈性填充層后豎向位移最值-未設(shè)置彈性填充層豎向位移最值)隨整體溫升的變化過程,見圖12。

圖12 不同結(jié)構(gòu)層最大上拱增量隨溫升變化情況

由圖12可知,設(shè)置彈性填充層后,鋼軌上拱量未增加。對于接縫,其上拱增量的增長速率隨著溫升增大不斷提高;對于軌道板,溫升較低時(shí),其上拱增量為負(fù),隨著溫升增大,上拱增量逐漸由負(fù)轉(zhuǎn)正,并且增長速率也越來越大。由圖8可知,接縫位置處存在較大偏心力,在偏心作用下,接縫上凸會(huì)導(dǎo)致相鄰兩側(cè)軌道板板端下凹,從而使得上拱增量為負(fù)值。當(dāng)溫升不斷增大后,混凝土自身受熱膨脹以及偏心作用范圍的增加,導(dǎo)致軌道板上拱增量由負(fù)轉(zhuǎn)正,最終增長速率越來越大。對于底座板,彈性填充層對其影響很小,上拱增量僅0.003 mm。盡管接縫和軌道板在設(shè)置彈性填充層后增加了一定的上拱位移,但鋼軌上拱位移未增加,未設(shè)置彈性填充層的鋼軌豎向位移為0.38 mm,在規(guī)范[23]允許范圍內(nèi)(±2 mm)。

3 損傷、應(yīng)力和鋼軌上拱量影響分析

為探討3塊板和4塊板兩種節(jié)段長度以及彈性填充層彈性模量對損傷、應(yīng)力、軌道板和鋼軌豎向位移的影響,設(shè)計(jì)彈性填充層彈性模量分別為17 750,3 550,1 775,355,177.5 MPa,同時(shí)計(jì)算未設(shè)置彈性填充層的原始工況(35 500 MPa)進(jìn)行對比。

3.1 對損傷的影響

圖13為不同彈性模量下,整體溫升50 ℃時(shí),節(jié)段長度3塊板和4塊板的接縫、軌道板和層間損傷最大值。

圖13 不同工況下?lián)p傷情況

由圖13可知,不同節(jié)段長度下,軌道板、接縫和層間界面損傷均隨彈性模量降低逐漸增大。相同彈性模量下,節(jié)段長度4塊板的接縫和軌道板損傷大于節(jié)段長度3塊板的接縫和軌道板損傷。當(dāng)節(jié)段長度為4塊板,彈性模量等于1 775 MPa時(shí),接縫損傷已大于0.8,此時(shí)損傷區(qū)已很難再承受溫度應(yīng)力。當(dāng)節(jié)段長度為3塊板,彈性模量等于355 MPa時(shí),接縫和軌道板損傷均已大于0.8,此時(shí)結(jié)構(gòu)同樣很難再承受溫度應(yīng)力。對于層間界面,3塊板與4塊板的損傷基本相同,當(dāng)彈性模量低于355 MPa時(shí),損傷大于0.9,軌道板與CA砂漿層之間即將出現(xiàn)離縫。

3.2 對應(yīng)力的影響

提取兩種節(jié)段長度在整體溫升50 ℃時(shí),不同彈性模量下,設(shè)置彈性填充層前后接縫和軌道板縱向應(yīng)力釋放量最大值,見圖14。

由圖14可知,兩種節(jié)段長度下,隨著彈性模量降低,接縫和軌道板的應(yīng)力釋放量均逐漸增大,并且接縫的應(yīng)力釋放量大于軌道板的應(yīng)力釋放量。對于軌道板,節(jié)段長度3塊板的應(yīng)力釋放量始終大于節(jié)段長度4塊板的應(yīng)力釋放量,最大應(yīng)力釋放相差達(dá)到5.42 MPa。這是因?yàn)楣?jié)段長度4塊板的軌道板損傷大于節(jié)段長度3塊板的軌道板損傷,軌道板塑性損傷越大,其抗壓能力就越弱,自身能夠承受的壓力越小,最終限制了應(yīng)力釋放。對于接縫,彈性模量不小于355 MPa時(shí),節(jié)段長度3塊板的應(yīng)力釋放量大于節(jié)段長度4塊板的應(yīng)力釋放量;彈性模量小于355 MPa時(shí),節(jié)段長度3塊板的應(yīng)力釋放量逐漸小于節(jié)段長度4塊板的應(yīng)力釋放量。

由前文分析可知,設(shè)置彈性填充層后,軌道板局部區(qū)域會(huì)受到偏心作用,導(dǎo)致其出現(xiàn)應(yīng)力增加。因此,提取兩種節(jié)段長度在整體溫升50 ℃時(shí),不同彈性模量下,設(shè)置彈性填充層前后軌道板縱向應(yīng)力增加量最大值和軌道板上下表面應(yīng)力差最大值,見圖15。

圖15 不同工況下軌道板應(yīng)力增量和上下表面應(yīng)力差

由圖15(a)可知,隨著彈性模量降低,兩種節(jié)段長度下的軌道板應(yīng)力增加量均逐漸增大。彈性模量不低于1 775 MPa時(shí),節(jié)段長度3塊板的應(yīng)力增加量低于節(jié)段長度4塊板的應(yīng)力增加量;彈性模量低于1 775 MPa時(shí),節(jié)段長度3塊板的應(yīng)力增加量逐漸高于節(jié)段長度4塊板的應(yīng)力增加量。由圖15(b)可知,彈性模量不低于3 550 MPa時(shí),兩種節(jié)段長度的偏心作用基本相同,隨著彈性模量降低,軌道板偏心作用逐漸增大。彈性模量177.5 MPa時(shí),兩種節(jié)段長度的軌道板偏心作用最大相差7.19 MPa。其原因在于,彈性模量較大時(shí),盡管兩種節(jié)段長度的溫度力不同,但溫度力導(dǎo)致彈性填充層的變形較小,因此,偏心作用差異不明顯;彈性模量較小時(shí),溫度力導(dǎo)致彈性填充層變形較大,進(jìn)而偏心作用的差異逐漸明顯。

3.3 對鋼軌上拱量的影響

圖16為設(shè)置彈性填充層后,不同彈性模量下,整體溫升50 ℃時(shí),節(jié)段長度3塊板和4塊板的軌道板和鋼軌最大上拱增量(設(shè)置彈性填充層后的豎向位移-未設(shè)置彈性填充層的豎向位移)。

圖16 不同工況下的鋼軌和軌道板最大上拱增量

由圖16可知,兩種節(jié)段長度下,隨著彈性模量降低,軌道板和鋼軌最大上拱增量逐漸增大,彈性模量低于3 550 MPa后,節(jié)段長度4塊板的最大上拱位移增量大于節(jié)段長度3塊板的最大上拱位移增量。對于層間界面,節(jié)段長度4塊板的損傷略大于節(jié)段長度3塊板的損傷,層間損傷越大,界面黏結(jié)強(qiáng)度越低。同時(shí),對于接縫和軌道板,節(jié)段長度4塊板的塑性損傷大于節(jié)段長度3塊板的塑性損傷,塑性損傷越大,結(jié)構(gòu)自身的抗壓能力就會(huì)越弱。因此,在損傷的綜合作用下,節(jié)段長度4塊板的上拱增量大于節(jié)段長度3塊板的上拱增量。由于兩個(gè)節(jié)段長度下,未設(shè)置彈性填充層時(shí)鋼軌豎向位移均為0.39 mm,因此不同節(jié)段長度和不同彈模下的鋼軌豎向位移均在規(guī)范允許范圍內(nèi)(±2 mm)。

4 結(jié)論

通過建立設(shè)有彈性填充層的縱連板式無砟軌道計(jì)算模型,引入內(nèi)聚力單元和混凝土損傷塑性本構(gòu),分析整體溫升作用下,接縫弱化對軌道結(jié)構(gòu)應(yīng)力、變形和損傷的影響,并且探討了節(jié)段長度和彈性模量對應(yīng)力、變形和損傷的影響,主要結(jié)論如下。

(1)設(shè)置彈性填充層后,軌道板和接縫的縱向應(yīng)力均得到一定程度釋放,但接縫和軌道板局部區(qū)域會(huì)發(fā)生偏心作用,進(jìn)而出現(xiàn)應(yīng)力增加。此外,彈性填充層的設(shè)置也會(huì)使軌道結(jié)構(gòu)層間變形難以協(xié)調(diào),導(dǎo)致接縫、軌道板和層間界面損傷產(chǎn)生的臨界溫升較低。結(jié)構(gòu)損傷較大時(shí),軌道板和接縫的應(yīng)力釋放會(huì)受到限制,并且彈性填充層附近也會(huì)產(chǎn)生一定上拱增量,最終在一定程度上影響行車安全。

(2)兩種節(jié)段長度下,軌道板、接縫和層間界面損傷會(huì)隨著彈性模量降低逐漸增大。相同彈性模量下,節(jié)段長度4塊板的接縫和軌道板損傷大于節(jié)段長度3塊板的接縫和軌道板損傷。

(3)隨著彈性模量降低,接縫和軌道板的應(yīng)力釋放量均逐漸增大,最大應(yīng)力釋放量發(fā)生在接縫處。此外結(jié)合損傷可得:節(jié)段長度為4塊板時(shí),彈性填充層彈性模量選取建議高于1 775 MPa并低于3 550 MPa;節(jié)段長度為3塊板時(shí),彈性填充層彈性模量選取建議高于355 MPa并低于1 775 MPa。

(4)兩種節(jié)段長度下,隨著彈性模量降低,軌道板和鋼軌最大上拱增量逐漸增大,彈性模量低于3 550 MPa后,節(jié)段長度4塊板的最大上拱位移增量大于節(jié)段長度3塊板的最大上拱位移增量。對于鋼軌,兩種節(jié)段長度下的豎向位移均在規(guī)范允許范圍內(nèi)。