夏季高溫下支承層斜裂縫誘發縱連板上拱規律研究

張雅琴，高 亮，鐘陽龍，蔣函珂，黃伊琛

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044；2.北京交通大學 智慧高鐵系統前沿科學中心，北京 100044；3.中國鐵路經濟規劃研究院有限公司 鐵路工程技術標準所，北京 100038)

CRTSⅡ型板式無砟軌道作為全線縱連結構,采用6根精軋螺紋鋼筋縱向連接,具有較好的穩定性、平順性,廣泛應用于京津城際、武廣、京滬等線路[1]。縱連式結構在高溫環境無法自由伸縮,內部集聚溫度力可達上千噸。當溫度力達到縱連式無砟軌道結構薄弱部位如層間界面、寬窄接縫極限應力強度時,極易出現穩定性衰減甚至喪失。劉付山等[2]基于CRTSⅡ型板式無砟軌道上拱變形分析模型,研究了施工過程中軌道板上拱變形規律以及溫度梯度對軌道板豎向上拱臨界溫升幅度的影響。周敏等[3]分析溫度作用下橋上縱連板式無砟軌道離縫發展規律及變形產生原因。Ren等[4]考慮了軌道板自重和初始偏心的影響,基于能量法的解析表達式,研究了軌道上拱發展的過程。陳龍等[5]采用內聚力模型模擬軌道板和砂漿層的黏結關系,分析了溫度梯度荷載作用下層間破壞規律。Zhu等[6]通過試驗研究了無砟軌道層間界面本構關系和疲勞性能,并利用基于試驗的分析模型研究了單調和周期溫度梯度荷載下層間界面的損傷演化。鐘陽龍等[7]利用層間剪切破壞有限元模型,分析了不同整體升溫荷載作用下層間剪切破壞過程。Cai等[8]從結構失穩角度研究了板端接縫處的上拱機理,并分析了接縫混凝土的破壞過程及其對軌道板上拱的影響。高亮等[9]考慮材料非線性,研究了不同整體升溫幅度下層間黏結狀態和板間接縫狀態對上拱變形的影響。趙國堂等[10]對軌道板在日溫差、年溫差和沖擊荷載等循環作用下,上拱離縫發生、發展機理進行了仿真分析。Huang等[11]研究了寬窄接縫和界面損傷共同作用下的軌道結構上拱變形。

以上研究多關注寬窄接縫缺損和層間離縫引發的軌道結構上拱,工務人員現場檢查發現,支承層斜裂病害頻繁出現。支承層斜裂縫一旦貫通,在夏季高溫作用下有上拱風險,也會出現CA砂漿離縫、軌道板開裂和寬窄接縫破損等次生病害,從而影響軌道結構穩定性。目前,對CRTSⅡ型板式無砟軌道支承層斜裂病害的研究已取得一定成果。趙坪銳等[12]分析了不同裂縫間距、支承層厚度和彈性模量下雙塊式無砟軌道開裂支承層的折減彈性模量。楊榮山等[13]分析了支承層開裂對雙塊式無砟軌道整體剛度、支承層和道床應力的影響。劉薇[14]分析了溫度荷載作用,基礎不均勻沉降,軌道板縱向不連續和支承層底部脫空四種工況下支承層的受力特征。黃傳岳[15]對CRTSⅡ型板式無砟軌道支承層斜裂傷損,提出了成套的修復工藝流程。張志遠[16]提出了基于繩鋸切割的支承層斜裂修復技術。溫浩等[17]通過對支承層斜裂修復后的服役狀態動力學監測和無損檢測,對修復效果進行整體評價。但以上研究多考慮支承層開裂對于彈性模量、結構整體剛度和受力的影響,對支承層斜裂病害多關注傷損后的修復工藝以及修復后效果評價,很少涉及支承層斜裂縫在溫度力作用下對縱連軌道結構服役狀態的影響。因此,有必要研究支承層斜裂傷損無砟軌道在高溫下的受力狀態、上拱變形和次生病害。

為此,本文基于內聚力理論和塑性損傷理論建立帶有支承層斜裂縫的CRTSⅡ型板式無砟軌道三維模型,研究高溫下支承層斜裂損傷無砟軌道的溫度力作用,分析無砟軌道受力狀態、支承層錯動導致的上部結構上拱變形形態、軌道結構二次傷損情況及結構服役狀態隨溫度的演化。研究結果可為支承層斜裂縫誘發的CRTSII型板式無砟軌道上拱病害整治維修提供依據,為保障我國高速鐵路安全平穩運營提供參考。

1 計算模型及參數

本文建立的CRTSⅡ型板式無砟軌道精細化有限元模型,利用內聚力單元模擬軌道層間相互作用,采用混凝土塑性損傷模型分析支承層斜裂縫導致的軌道結構傷損,軌道板內建立鋼筋網以模擬軌道板的受力變形,支承層考慮伸縮假縫來細化支承層服役狀態。

1.1 內聚力模型

根據現場實測,在夏季高溫時段,支承層斜裂傷損無砟軌道的軌道板與CA砂漿層之間、CA砂漿層與支承層之間、寬窄接縫與軌道板之間均發生不同程度的離縫。采用雙線性內聚力模型[18-19](cohesive zone model,CZM)來表征其損傷開裂關系。雙線性內聚力模型的本構關系曲線見圖1。雙線性內聚力模型的拉力-位移關系[20-21]為

圖1 雙線性內聚力本構曲線

( 1 )

根據界面內聚強度與界面相對位移的關系,界面剛度ki可表示為

( 2 )

在開裂的初始階段,層間界面無損傷產生,當界面相對位移達到一定程度后,層間界面開始產生損傷。界面剛度隨界面相對位移的增加而減小,通過引入損傷因子di來定量描述界面損傷程度[18,20],即

( 3 )

式中:δimax為加載歷史中所達到的最大界面相對位移值;di為損傷因子,取值范圍為0～1,當di=0時,表明界面未傷損,層間粘結完好,當di=1時,表明界面完全失效,層間開裂。

界面臨界斷裂能φi為拉力-位移曲線與坐標軸所圍成的面積,可表示為

( 4 )

1.2 混凝土塑性損傷模型

為分析支承層斜裂上拱造成的寬窄接縫損傷和軌道板開裂,采用混凝土塑性損傷(concrete damage plastic,CDP)模型[22]來模擬無砟軌道結構軌道板和寬窄接縫的塑性變形和剛度退化。混凝土在荷載作用下進入應力-應變曲線的軟化段卸載時,混凝土材料發生剛度退化,可以用抗拉、抗壓損傷因子dt、dc來表征混凝土材料的剛度退化。CDP模型本構曲線見圖2。圖2中,σt0、σc0、σcu分別為混凝土受拉屈服強度、受壓屈服強度、受壓峰值強度,其本構關系為

圖2 混凝土塑性損傷模型本構曲線

( 5 )

( 6 )

式中:σt、σc分別為混凝土的受拉、受壓應力;εt、εc分

( 7 )

( 8 )

1.3 支承層伸縮假縫

為減少大體積混凝土施工中常出現的水化熱引起的裂縫,在混凝土基層澆筑后12 h內每隔5 m設置一道伸縮縫。接縫深度應大于混凝土基層厚度的1/3,一般為105 mm,寬度不應超過5 mm。為模擬溫度作用下混凝土基層斜裂縫損傷后的受力狀態,細化支承層模型結構,模型中每隔5 m設一條高度為105 mm的伸縮縫。

1.4 鋼筋網

由于軌道板內配有普通鋼筋、橫向預應力筋和縱連預應力筋,對軌道結構的受力、變形和整體性有重要影響,因此對軌道板中的鋼筋進行模擬。6根直徑為20 mm的精軋鋼筋置于預制板中,形成縱向連接體系。預制板中有60根單層橫向預應力鋼筋。普通鋼筋分層布置,并設置40 mm厚混凝土保護層[23]。每根橫向預應力鋼筋的設計拉力為68.3 kN。單根精軋鋼筋的設計拉力為50 kN。利用Abaqus初始應力法模擬鋼筋的預應力。

1.5 整體模型

建立總長度為45.45 m的CRTSⅡ板式無砟軌道精細化模型。由于無砟軌道橫向軸對稱的特點,為提高計算效率,采用1/2模型仿真。鋼軌、預制板、寬窄縫、張拉鎖件、CA層、支承層和路基均采用實體單元C3D8R模擬,鋼筋采用桁架單元T3D2模擬,扣件利用三向非線性彈簧模擬,扣件間距0.65 m。軌道板與CA砂漿層、軌道板與寬窄接縫、寬窄接縫與CA砂漿層、CA砂漿層與支承層界面均采用內聚力接觸模擬,支承層與路基,支承層伸縮假縫,支承層斜裂貫通斷縫界面采用摩擦接觸。模型兩端和中心對稱面為對稱約束,路基底部完全固定。整體模型見圖3。

圖3 CRTSⅡ型板式無砟軌道支承層斜裂縫分析模型

1.6 模型參數

軌道板長為6.45 m,寬為1.275 m,高為0.2 m。CA砂漿層寬為1.275 m,高為0.03 m。支承層寬為1.475 m,高為0.3 m。路基寬為1.6 m,高為0.2 m。寬接縫寬為0.21 m,高為0.1 m。窄接縫寬為0.05 m,高為0.1 m。為消除邊界效應,模型選取7塊相鄰軌道板進行計算,并取中間軌道板進行分析。內聚力參數取值見表1[1,24]。CRTSⅡ型板式無砟軌道結構材料參數見表2[1,24]。

表1 內聚力模型參數

表2 CRTSⅡ型板式無砟軌道結構材料參數

1.7 模型驗證

本文通過內聚力模型、混凝土塑性損傷模型驗證,并與文獻模型計算結果對比進行整體模型驗證和現場實測結果的對比驗證來證明模型的有效性。

通常采用推板試驗[7,11]來驗證內聚力模型參數的可靠性,本文參照推板試驗條件建立有限元模型,該模型與本文模型建立過程相似。推板仿真模型板長取單塊板,模型一側邊界條件自由,另一側施加位移荷載。仿真計算結果與實測結果對比見圖4(a)。由圖4(a)可知,仿真計算結果與實測結果吻合度較好,表明了本文內聚力參數取值的有效性。

圖4 模型驗證結果

利用有限元軟件模擬混凝土標號為C55的標準立方體試件加載試驗來驗證本文采用的混凝土塑性損傷模型的有效性。通過對立方體試件施加位移荷載,得到的應力-應變曲線見圖4(b)和圖4(c),其與理論結果吻合較好,表明本文采用的混凝土塑性損傷模型參數的可靠性。

將本文不含斜裂縫的完整模型和文獻[8]的計算模型對比,在相同約束,正溫度梯度荷載均為90 ℃/m,寬窄接縫處橫向損傷長度為1.275 m,損傷高度為0.12 m,混凝土標號為C35時,軌道板與CA砂漿離縫值的文獻[8]與本文完整模型計算結果對比見圖4(d),表明本文完整模型的可靠性。

根據京滬高速鐵路工務人員2016年7月23日檢查發現,第二、三承軌臺位置支承層斜裂破損,軌道板上拱9 mm[25]。綜合實測氣溫與無砟軌道溫度場關系[26-28],設置與文獻[8]相同的溫度荷載。在溫度和斜裂縫位置相同的情況下,模型計算結果見圖4(e),軌道最大變形8.7 mm,與現場實測結果吻合較好,驗證本文考慮支承層斜裂縫模型的有效性。

2 計算結果分析

本文從斜裂縫破損高度、溫度變化、斜裂縫與軌道板縱向相對位置、斜裂縫起裂角度四方面來開展夏季高溫下支承層斜裂縫誘發縱連板上拱規律研究。根據夏季高溫下高速鐵路路段實測數據[27],極端高溫下,軌道結構垂向溫度在軌道板和CA砂漿層呈現明顯的非線性特征,最高溫梯可達100 ℃/m,支承層垂向溫度變化較小。支承層最高溫度40 ℃,軌道板表面最高溫度60 ℃。綜合文獻[27]實測數據取軌道結構整體升溫40 ℃,軌道板和CA砂漿層溫度梯度100 ℃/m。模型溫度取值對實測溫度數據具有較好的包絡,見圖5。結合文獻[15-16,25]和縱連板服役現狀分析,將斜裂縫破損高度H作為變量來研究斜裂縫破損程度對縱連板上拱規律的影響,見圖6。對斜裂縫與軌道板縱向相對位置取斜裂縫破壞典型位置,即板端、1/4板長、1/2板長來研究斜裂縫破壞對縱連板上拱規律的影響,見圖7。據現場檢查結果[15-16,25],斜裂縫角度α多呈30°～45°,為研究裂縫破損角度對縱連板上拱規律的影響,取15°、30°、45°、60°、90°斜裂縫進行計算,見圖8。

圖5 軌道結構文獻實測溫度與模型溫度對比

圖6 支承層斜裂縫高度示意

圖7 支承層斜裂縫位置示意

圖8 支承層斜裂縫角度α示意

2.1 斜裂縫高度影響

在極端高溫作用下,斜裂縫縱向相對位置位于板中,起裂角度為45°時,用斜裂縫破損高度0.1、0.2、0.3 m對應支承層斜裂縫1/3破損、2/3破損和完全破損,來衡量斜裂縫破損程度對軌道結構變形與受力的影響,見圖9、圖10。

圖9 軌道結構變形隨斜裂縫高度變化

圖10 軌道板頂、底應力

由圖9可見,斜裂縫破損高度H為0.1、0.2、0.3 m時,軌道結構變形分別為0.35、0.40、24.3 mm。當斜裂縫未完全破損時,斜裂縫破損程度對軌道結構上拱變形影響較小,高溫作用下對軌道結構上拱變形影響均較小,斜裂縫上方的軌道板和支承層上翹端的寬窄接縫均產生較小的上拱變形。斜裂縫一旦貫通,相同溫度力作用下,軌道結構變形急劇增大。因此現場檢查需重點關注貫通斜裂縫。

由圖10可見,當軌道結構處于完好狀態時,在極端高溫作用下,軌道板處于小偏壓受力狀態,從板底到板頂,軌道板壓應力逐漸增大,均處于C55混凝土抗壓強度標準值35.5 MPa范圍內,結構受力狀態良好。支承層斜裂縫的出現,導致支承層上翹端的寬窄接縫頂面和底部應力突變,當斜裂縫破損高度為0.1、0.2 m時,軌道結構變形分別為0.35、0.40 mm,寬窄接縫表面最大應力分別為34.0、34.8 MPa,寬窄接縫頂部存在受壓破損風險。當斜裂縫破損高度為0.3 m,兩側支承層完全脫開時,改變了軌道上部結構縱連受力狀態,斜裂縫遠端軌道板受力有所減小,應力向斜裂縫所在位置集中,在斜裂縫周圍兩塊板長范圍內,軌道板應力震蕩突變。在支承層斜裂貫通縫影響下,斜裂縫附近板底應力局部大于板頂應力,超過C55混凝土抗壓強度標準值,軌道板底受壓破壞,軌道上拱變形急劇增大至24.3 mm。

2.2 溫度變化影響

利用斜裂縫位置位于板中、起裂角度為45°的斜裂貫通縫模型來研究溫度變化對于軌道結構變形離縫的影響,見圖11。由圖11可知,隨軌道結構整體溫度升高,支承層斜裂縫斷面相互錯動,形成支承層斜斷面一側上翹,一側下拱的形態,下拱端CA砂漿層和支承層撕裂。當整體升溫20 ℃時,軌道結構上拱變形3.4 mm,CA砂漿層與支承層離縫、支承層斜裂縫斷面錯動、支承層與路基離縫三種傷損同時出現。隨軌道結構整體升溫進一步提高,軌道結構上拱變形增加,當整體升溫40 ℃時,軌道結構上拱變形16.3 mm,支承層上翹端軌道板與CA砂漿層出現離縫。當軌道板進一步施加100 ℃/m正溫度梯度時,在溫度梯度帶來的軌道板翹曲效應耦合下,軌道結構上拱效應進一步加劇,軌道結構上拱變形24.2 mm,支承層上翹端軌道板與CA砂漿層離縫、支承層下拱端CA砂漿層與支承層離縫、支承層與路基離縫都顯著增加。因此,軌道結構變形隨溫度變化規律為支承層斜斜裂縫相互錯動引發支承層與路基、CA砂漿層與支承層離縫,隨軌道結構上拱變形加劇,軌道板與CA砂漿層離縫隨之出現。

圖11 軌道結構豎向變形云圖(變形放大系數30)

利用軌道結構變形離縫、軌道板和寬窄接縫拉壓、剛度平均損傷因子來研究軌道結構隨整體升溫演化趨勢,見圖12。由圖12可知,整體升溫小于10 ℃時,此階段溫度壓力較小,溫度力產生的上拱分力與軌道結構自重和斜裂縫截面的摩擦力處于自平衡狀態,軌道結構幾乎不產生上拱變形。當整體升溫為10～20 ℃時,軌道結構變形0.8～3.4 mm,軌道板和寬窄接縫均處于彈性階段,軌道結構變形和傷損發展緩慢。當整體升溫在20～30 ℃時,軌道結構變形、支承層與路基離縫、CA砂漿層與支承層離縫分布分別為3.4～8.0、2.7～6.1、1.6～3.2 mm,軌道板和寬窄接縫開始進入塑性階段,軌道結構變形和傷損加速發展。當整體升溫大于30 ℃時,軌道板與CA砂漿層離縫逐步出現,軌道結構變形、支承層與路基離縫、CA砂漿層與支承層離縫進一步增大,軌道板和寬窄接縫拉壓傷損加劇,軌道結構變形和傷損進入飛速破壞階段。因此,支承層斜裂貫通縫誘發的軌道結構變形與傷損可分為0～20 ℃的緩慢發展階段、20～30 ℃的加速發展階段和大于30 ℃的飛速破壞階段。根據無砟軌道結構溫度分布與環境溫度的關系[26-28],建議環境溫度大于30 ℃時,加強對支承層斜裂貫通縫的檢查。

圖12 軌道結構變形和傷損隨溫度變化規律

2.3 斜裂縫位置影響

利用45°斜裂貫通縫位于不同縱向相對位置模型研究軌道結構變形與傷損隨斜裂縫位置變化規律,見圖13。

圖13 軌道結構變形隨斜裂縫位置變化

由圖13可知,在極端高溫作用下,45°斜裂貫通縫位于板端、1/4板長、1/2板長時軌道結構變形分別為22.2、23.1、24.2 mm,隨斜裂縫向板中靠近,軌道結構受力偏于不利,軌道結構變形略微增大。結合CA砂漿隱蔽性施工的實際情況和CA砂漿與軌道板離縫頻發的服役狀況,在極端高溫作用下,軌道板的受力可簡化為寬窄接縫為支座的小偏心受壓連續板。當斜裂縫縱向相對位置從板端向板中變化時,上拱力從“支座”向“跨中”移動,結構上拱變形逐步增大。因此現場檢查需重點注意斜裂貫通縫發生在板中的軌道結構變形。

軌道板底受壓損傷云圖見圖14。由圖14可知,在極端高溫作用下,軌道板底產生三處典型損傷,第一處為支承層上翹一側,軌道板端部由軌道板和寬窄接縫擠壓作用下產生的受壓損傷,此處損傷相對最嚴重;第二處為斜裂縫上方受支承層上翹產生的受壓損傷,以斜裂縫縱向相對位置為界,支承層上拱端損傷相對嚴重;第三處為支承層上拱端,離斜裂縫縱向相對位置約2 m處,軌道板底受壓損傷,此處損傷最輕。在軌道板橫向,軌道板底呈現受壓損傷向板中逐漸增大的共性。在軌道板縱向,隨斜裂縫縱向相對位置向板中靠近,軌道板底受壓損傷逐漸增大。軌道板受壓損傷受斜裂縫縱向相對位置影響不大,均表現為與寬窄接縫接觸面截面突變處撕裂損傷。因此需注意斜裂貫通縫發生在板中時的軌道板傷損。

圖14 軌道板底受壓損傷云圖

寬窄接縫損傷云圖見圖15。由圖15可知,在極端高溫作用下,寬窄接縫拉壓損傷均隨斜裂縫縱向位置向板端靠近而逐漸增大。當斜裂縫縱向相對位置位于板端即寬窄接縫下方時,寬窄接縫底部受支承層擠壓產生嚴重的受壓損傷,同時,寬窄接縫表面也產生次于底部的受壓破壞。當斜裂縫縱向相對位置向板中靠近時,寬窄接縫底部受壓損傷減小,寬窄接縫整體表現為表面損傷比底部損傷嚴重。支承層斜裂縫誘發的結構上拱變形,使寬接縫與窄接縫在截面突變處產生受壓損傷。隨斜裂縫縱向相對位置向板端靠近,寬窄接縫向軌道上拱變形的拱頂靠近,寬窄接縫豎向變形增大,寬接縫與窄接縫截面突變處撕拉作用增大,因此受壓損傷逐漸增大。因此,需注意斜裂貫通縫發生在板端時的寬窄接縫傷損。

圖15 寬窄接縫損傷云圖

2.4 斜裂縫角度影響

在極端高溫作用下,斜裂縫縱向相對位置處于跨中時,軌道結構變形隨斜裂貫通縫起裂角度變化規律見圖16(a)。當起裂角度為90°、60°、45°、30°、15°時,軌道結構縱向變形分別為0.8、12.5、24.3、26.5、26.0 mm。當貫通裂縫角度為90°時,軌道結構變形幅值小,斜裂縫上方的軌道板和支承層上翹端的寬窄接縫均產生較小的上拱變形。因此對比豎向貫通縫,現場檢查需格外注意支承層斜裂縫的出現。當斜裂貫通縫起裂角度在45°～90°之間時,軌道結構變形隨起裂角度減小急劇增大。當斜裂貫通縫在0°～45°之間時,軌道結構變形隨起裂角度變化較小,結構變形隨角度減小先緩慢增大隨后略微減小,變化幅值不超過3 mm。

圖16 斜裂縫角度對軌道結構影響

軌道結構離縫隨貫通斜裂縫起裂角度的變化見圖16(b),支承層與路基離縫變化規律與軌道上拱變形規律一致,當起裂角度為30°時,支承層與路基離縫達到最大值20.0 mm,CA砂漿層與支承層離縫隨角度變化趨勢與軌道上拱變形一致,但在起裂角度為45°時達到最大值10.1 mm,軌道板與CA砂漿層離縫在45°～90°之間與軌道上拱趨勢一致,45°時達到最大值5.3 mm。在0°～45°之間,軌道板與CA砂漿層離縫隨角度減小先降低后緩慢回升。由此可見,在極端高溫下,支承層斜裂貫通縫誘發的縱連板最大上拱變形可達26.5 mm,支承層與路基最大離縫值可達20.0 mm,CA砂漿層與支承層離縫最大可達10.1 mm,軌道板與CA砂漿層離縫最大可達5.3 mm,且變形離縫最大值多發生在起裂角度不大于45°時。

斜裂縫角度對軌道變形的影響見圖16(c)。由圖16(c)可知,斜裂貫通縫角度對軌道結構的影響,主要取決于溫度壓力在支承層斜截面產生的上拱分力大小和斜裂縫長度所代表的支承層傷損面積。當斜裂貫通縫角度大于45°時,上拱分力隨角度減小而增大,斜裂縫長度隨角度減小而增大。兩者效應疊加,當斜裂貫通縫起裂角度在45°～90°之間時,軌道結構變形與離縫隨起裂角度減小急劇增大。當斜裂貫通縫角度小于45°時,上拱分力隨角度減小而減小,斜裂縫長度隨角度減小而增大。兩者作用效應相反,導致當斜裂貫通縫在0°～45°之間時,軌道結構變形與離縫變化無法形成一致規律,軌道結構變形與離縫最大值多發生在起裂角度為30°或45°時。因此,現場檢查需注意角度不大于45°的斜裂縫。

3 結論

本文結合內聚力理論和混凝土塑性損傷理論建立了CRTSⅡ型板式無砟軌道精細化有限元模型,對夏季高溫作用下,溫度、斜裂縫位置、斜裂縫角度、斜裂縫高度影響下的軌道結構的變形、離縫、受力和傷損規律進行了研究,得到以下結論:

1)隨溫度升高,軌道結構變形離縫規律為支承層斜裂貫通縫相互錯動誘發CA砂漿層和支承層撕裂,支承層與路基離縫、支承層相互錯動、CA砂漿層與支承層離縫隨溫度升高同時出現,隨溫度進一步升高,軌道板與CA砂漿層離縫隨后出現,軌道結構上拱變形。

2)0～20 ℃時,軌道結構處于彈性階段,結構變形離縫較小;20～30 ℃,結構相繼進入塑性階段,結構變形離縫加速發展;大于30 ℃時,結構變形離縫飛速發展,軌道結構塑性破壞。支承層斜裂貫通縫誘發的軌道結構變形與傷損可分為0～20 ℃的緩慢發展階段、20～30 ℃的加速發展階段和大于30 ℃的飛速破壞階段。

3)隨斜裂縫縱向相對位置向板中靠近,軌道結構變形增大。當斜裂貫通縫起裂角度在45°～90°之間時,軌道結構變形隨起裂角度減小急劇增大。當斜裂貫通縫在0°～45°之間時,軌道結構變形隨角度減小先緩慢增大隨后略微減小。斜裂縫一旦貫通,軌道結構變形急劇增大。

4)當斜裂縫縱向相對位置向板中靠近,軌道板損傷增大;當斜裂縫縱向相對位置向板端靠近,寬窄接縫損傷增大。夏季高溫作用下,支承層斜裂貫通縫誘發的軌道結構上拱導致軌道板和寬窄接縫底部擠壓損傷、軌道板和寬窄接縫界面壓潰以及軌道板和寬窄接縫橫向截面突變處撕裂損傷。

5)支承層斜裂縫一旦貫通,將改變軌道上部結構縱連受力狀態,極端高溫作用下,軌道結構最大變形可達26 mm,支承層與路基最大離縫值可達20 mm,CA砂漿層與支承層離縫最大可達10 mm,軌道板與CA砂漿層離縫最大可達5 mm。建議溫度大于30 ℃時,加強對縱向相對位置靠近跨中、角度不大于45°斜裂貫通縫的檢查維修。

為研究夏季高溫下支承層斜裂縫誘發的縱連板上拱規律,本文目前圍繞溫度和斜裂縫破損程度、位置、角度進行了相關理論研究,下一步計劃開展室內模型試驗驗證研究。