常文浩，蔡小培，羅必成，李 浩,2，孫加林

（1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.中國鐵路廣州局集團(tuán)有限公司，廣東 廣州 510088；3.中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司 基礎(chǔ)設(shè)施檢測研究所，北京 100081）

CRTS Ⅲ型板式無砟軌道在我國高速鐵路上廣泛應(yīng)用，尤其在東北等嚴(yán)寒地區(qū)大量鋪設(shè)［1］。嚴(yán)寒地區(qū)路橋過渡段路基極易產(chǎn)生沉降、凍脹和融沉等問題。下部基礎(chǔ)的復(fù)雜變形會影響無砟軌道結(jié)構(gòu)受力，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的損傷破壞，產(chǎn)生層間離縫，從而造成線路平順性不良。當(dāng)高速列車通過時(shí)，輪軌間振動加劇，影響到高速列車的安全和平穩(wěn)運(yùn)行。因此，有必要研究路橋過渡段的復(fù)雜變形對無砟軌道變形及損傷的影響，這對于保障高速列車運(yùn)營安全和指導(dǎo)過渡段養(yǎng)護(hù)維修工作具有重要的意義。

路橋過渡段存在不均勻變形，軌道多層結(jié)構(gòu)體系存在難以變形協(xié)調(diào)的問題。國內(nèi)外學(xué)者對路橋過渡段進(jìn)行了一些研究。沈宇鵬［2］，張玉芝［3］等對哈齊和哈大高鐵路橋過渡段進(jìn)行了試驗(yàn)測試，得到了路橋過渡段凍脹和沉降變形特征；Niu等［4］分析了青藏鐵路路橋過渡段沉降量及其影響因素；陳雪華等［5］對秦沈客專路橋過渡段基床動應(yīng)力特性進(jìn)行了測試與分析；蔡成標(biāo)等［6］建立列車—路橋過渡段動力學(xué)模型，分析了鋼軌變形、行車方向和速度對列車動力學(xué)性能的影響，并提出了過渡段長度的取值建議；Zhai 和True 等［7］的研究表明過渡段的縱向剛度會顯著影響列車行車品質(zhì)；Sun 等［8］利用有限元方法分析了不同長度路橋過渡段對路基表面位移和應(yīng)力的影響；徐鵬等［9］基于層狀彈性體系理論計(jì)算了過渡段支承剛度并評估了基床變形模量對路基支承剛度的影響。由以上研究可知，目前路橋過渡段的研究多集中在過渡段變形特征的現(xiàn)場測試和過渡段的動力學(xué)響應(yīng)分析，而過渡段變形對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷影響的研究較少。此外，現(xiàn)有研究多采用線彈性模型，未考慮混凝土的塑性變形。

本文以路橋過渡段CRTS Ⅲ型板式無砟軌道為研究對象，運(yùn)用ABAQUS 軟件，建立非線性分析模型，并考慮混凝土塑性損傷，研究路橋過渡段復(fù)雜變形及與溫度、車輛荷載共同作用下無砟軌道結(jié)構(gòu)的變形及損傷。

1 路橋過渡段無砟軌道模型

路橋過渡段分為橋梁、路基和過渡段3 部分。橋梁為32 m 簡支梁橋，橋梁梁體和墩臺均采用實(shí)體單元模擬，橋梁支座采用彈簧—阻尼單元模擬。路基結(jié)構(gòu)分為基床表層、基床底層和路堤3 部分，厚度分別為0.4，2.3和2.3 m，均采用實(shí)體單元模擬。過渡段為正梯形，也采用實(shí)體單元模擬。

CRTS Ⅲ型板式無砟軌道由鋼軌、扣件、軌道板、自密實(shí)混凝土以及底座板等組成，如圖1所示。軌道板與自密實(shí)混凝土之間設(shè)置門型鋼筋，形成“復(fù)合板”結(jié)構(gòu)，軌道板的混凝土強(qiáng)度等級為C60，自密實(shí)混凝土層和底座板的混凝土強(qiáng)度等級為C40。路基段采用單元分塊式結(jié)構(gòu)，即每塊底座板對應(yīng)3 塊軌道板。橋梁區(qū)域則采用單元板配置，即1 塊軌道板對應(yīng)1 塊底座板。鋼軌為CHN60 鋼軌，扣件采用WJ—8型扣件。

圖1 CRTS Ⅲ型無砟軌道橫截面

鋼軌采用實(shí)體單元模擬；扣件采用線性彈簧—阻尼單元模擬，其橫向、縱向和垂向剛度分別為50，15 和35 kN·mm-1；鋼筋采用beam 梁單元模擬，利用降溫法模擬預(yù)應(yīng)力鋼筋的預(yù)應(yīng)力，通過embed功能嵌入到軌道板中；軌道板、自密實(shí)混凝土和底座板均采用實(shí)體單元模擬，軌道板和自密實(shí)混凝土層采用tie 約束。無砟軌道結(jié)構(gòu)模型如圖2所示。軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

圖2 無砟軌道結(jié)構(gòu)有限模型

表1 軌道結(jié)構(gòu)材料參數(shù)

無砟軌道與路基和橋梁表面均采用硬接觸進(jìn)行模擬，即在壓緊狀態(tài)下結(jié)構(gòu)層間會傳遞法向力，并會產(chǎn)生相對滑移。伸縮縫底座板處薄弱區(qū)域，在復(fù)雜荷載作用下最先發(fā)生損傷破壞。模型考慮不利情況，假設(shè)底座板伸縮縫斷開?？紤]鋼軌和軌道板結(jié)構(gòu)的縱向特點(diǎn)，鋼軌、底座板和路基兩端采用對稱約束；路堤底部為完全固定約束。

路橋過渡段整體模型如圖3所示。

圖3 路橋過渡段有限元模型

2 混凝土塑性損傷本構(gòu)關(guān)系

混凝土是無砟軌道結(jié)構(gòu)的重要組成部分，在長期運(yùn)營過程中其劣化損傷不可避免。本文為模擬混凝土劣化損傷的過程，根據(jù)GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》確定不同等級混凝土的本構(gòu)關(guān)系。

由文獻(xiàn)［10-13］可知，混凝土材料的失效機(jī)制是拉伸開裂和壓縮破壞，用拉伸損傷因子dt和壓縮損傷因子dc描述混凝土剛度退化現(xiàn)象。2 個損傷因子的取值在0 和1 之間，損傷因子為0 表示混凝土沒有損傷；損傷因子為1表示混凝土已完全喪失剛度。其具體定義為

其中，

式中：E0為混凝土材料的初始彈性模量；和分別為混凝土受拉、受壓等效塑性應(yīng)變；εin，t和εin，c分別為混凝土受拉、受壓非彈性應(yīng)變；β為塑性應(yīng)變與非彈性應(yīng)變的比例系數(shù)，受壓時(shí)取0.14～0.17，受拉時(shí)取0.15～0.20；σt和σc分別為混凝土受拉、受壓應(yīng)力；εt和εc分別為混凝土受拉、受壓應(yīng)變。

混凝土單軸受拉和受壓作用下應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系為

根據(jù)混凝土本構(gòu)關(guān)系可得無砟軌道混凝土的塑性損傷模型參數(shù)關(guān)系曲線。圖4 和圖5 分別給出了C40和C60混凝土損傷塑性參數(shù)曲線。

圖4 C40混凝土損傷塑性參數(shù)曲線

將混凝土塑性損傷關(guān)系輸入到有限元模型中，模擬混凝土的塑性損傷過程。

3 過渡段變形對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響

由于剛度差異，在長期列車動荷載作用下路橋過渡段會產(chǎn)生不均勻沉降變形；在冬季嚴(yán)寒地區(qū)過渡段路基還會出現(xiàn)向上的凍脹變形。

圖5 C60混凝土損傷塑性參數(shù)曲線

考慮路橋過渡段的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，本文采用1/2 余弦型變形模擬路橋過渡段的凍脹變形，采用折角變形模擬路橋過渡段的沉降變形，如圖6所示。

圖6 過渡段不均勻變形曲線

1/2余弦型凍脹變形y沿線路縱向表達(dá)式為

式中：δ為最大變形量；Z為從計(jì)算點(diǎn)到過渡段起始點(diǎn)的水平距離，屬于過渡段區(qū)域；l為過渡段長度。

3.1 凍脹變形

將1/2 余弦型凍脹變形施加在過渡段路基表層。過渡段長度分別取5，10，15，20，25 和30 m，凍脹變形幅值取20 mm，進(jìn)行不同過渡段長度下凍脹變形對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形和損傷的影響分析。圖7 給出了過渡段長度為5 m、凍脹變形幅值為20 mm 時(shí)軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖。圖8給出了凍脹變形幅值為20 mm、不同過渡段長度時(shí)的最大損傷因子。

圖7 過渡段長度為5 m、凍脹變形幅值為20 mm 時(shí)軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖

圖8 凍脹變形幅值為20 mm、不同過渡段長度時(shí)的最大損傷因子

由圖7 和圖8 可知：當(dāng)過渡段出現(xiàn)凍脹變形時(shí)，復(fù)合板受壓損傷發(fā)生在自密實(shí)混凝土的下表面，底座板受拉損傷則出現(xiàn)在板的上表面；過渡段凍脹變形主要影響底座板受拉損傷，對復(fù)合板的影響較??；由于底座板為3塊縱連式結(jié)構(gòu)，且與路基基床表層直接接觸，其上表面會出現(xiàn)沿底座板橫向貫穿的裂紋；當(dāng)過渡段長度為5 和10 m 時(shí)，底座板的受拉損傷因子均為0.98，損傷嚴(yán)重；當(dāng)過渡段長度大于等于15 m時(shí)，底座板幾乎沒有損傷。

圖9 給出了不同過渡段長度發(fā)生幅值為20 mm凍脹變形時(shí)的結(jié)構(gòu)層間離縫。

圖9 不同過渡段長度發(fā)生幅值為20 mm 凍脹變形時(shí)軌道層間離縫

由圖9 可見：當(dāng)過渡段長度為5 m 時(shí)，路基凍脹的向上變形作用導(dǎo)致結(jié)構(gòu)層間變形協(xié)調(diào)性變差，在過渡段變形起始位置的層間脫空最為嚴(yán)重；復(fù)合板與底座板以及底座板與路基層間離縫最大值分別為3.39 和5.91 mm；當(dāng)過渡段長度超過15 m 時(shí)，層間離縫可以忽略不計(jì)；復(fù)合板與底座板層間離縫大于底座板與路基層間離縫，僅在過渡段長度為5 m時(shí)，底座板與路基層間離縫更大；隨著過渡段長度的增加，層間離縫呈現(xiàn)不斷減小的趨勢。

3.2 沉降變形

將折角型沉降變形施加在過渡段路基表層，沉降變形幅值取20 mm，進(jìn)行過渡段長度分別為5，10，15，20，25 和30 m 時(shí)沉降變形對無砟軌道結(jié)構(gòu)的變形和損傷影響分析。圖10 給出了沉降變形幅值為20 mm、不同過渡段長度時(shí)的最大損傷因子。

圖10 沉降變形幅值為20 mm、不同過渡段長度時(shí)的最大損傷因子

由圖10 可知：當(dāng)過渡段長度為5 m 發(fā)生幅值為20 mm 的沉降變形時(shí)，復(fù)合板和底座板的損傷因子分別達(dá)到了0.94 和0.98，拉裂破壞嚴(yán)重；當(dāng)過渡段長度超過10 m 時(shí)，結(jié)構(gòu)損傷大幅減小，損傷因子趨近于0。

圖11 給出了不同過渡段長度發(fā)生幅值為20 mm 的沉降變形時(shí)的結(jié)構(gòu)層間離縫。由圖11 可見：當(dāng)過渡段長度為5 m 時(shí)，路基凍脹的頂起作用對上部的軌道結(jié)構(gòu)的影響最大，復(fù)合板與底座板以及底座板與路基層間離縫峰值分別為2.65 和1.92 mm，比凍脹變形下離縫峰值減小了0.74 和3.99 mm，但折角型沉降變形引起的離縫范圍更大。隨著過渡段長度的增加，軌道結(jié)構(gòu)脫空區(qū)域范圍逐漸減小；當(dāng)過渡段長度大于等于15 m 時(shí)，層間離縫小于1.0 mm；復(fù)合板與底座板層間離縫整體小于底座板與路基層間離縫，僅在過渡段長度為5 m 時(shí)，復(fù)合板與底座板層間離縫稍大；隨著過渡段長度的增加，軌道結(jié)構(gòu)層間離縫不斷減小。

圖11 不同過渡段變形長度發(fā)生幅值為20 mm 沉降變形時(shí)軌道層間離縫

4 過渡段變形與溫度荷載共同作用對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響

嚴(yán)寒地區(qū)環(huán)境溫度復(fù)雜，年溫差大，無砟軌道易出現(xiàn)翹曲變形和混凝土開裂破壞等損傷。在過渡段變形與溫度荷載共同作用下，混凝土強(qiáng)度和耐久性會進(jìn)一步降低，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的安全服役狀態(tài)。因此，需要研究過渡段變形與溫度荷載共同作用對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響。

溫度荷載考慮整體升、降溫荷載和正、負(fù)溫度梯度荷載。參考TB 10621—2014《高速鐵路設(shè)計(jì)規(guī)范》和TB 10015—2012《鐵路無縫線路設(shè)計(jì)規(guī)范》，整體升、降溫荷載施加在整個軌道結(jié)構(gòu)中，其中，整體升溫荷載由0 ℃升溫至45 ℃；整體降溫荷載由0 ℃降溫至—40 ℃；正、負(fù)溫度梯度荷載只施加在軌道板中，正、負(fù)溫度梯度荷載分別取48.5 ℃·m-1和27.0 ℃·m-1，其中，施加正溫度梯度時(shí)軌道板上表面溫度為0 ℃；施加負(fù)溫度梯度時(shí)軌道板下表面溫度為0 ℃。

4.1 凍脹變形與溫度荷載共同作用

分析過渡段凍脹變形與整體升降溫荷載或正負(fù)溫度梯度荷載共同作用對CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響。圖12 給出了凍脹變形與不同溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖，表2 給出了凍脹變形與不同溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)拉裂損傷對應(yīng)的凍脹變形。

圖12 凍脹變形與不同溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖

表2 凍脹變形與不同溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)受拉損傷裂紋時(shí)對應(yīng)的凍脹變形

由圖12 和表2 可知：凍脹變形分別為21.7 和29.7 mm時(shí)，底座板出現(xiàn)初始裂紋和宏觀裂紋；在負(fù)溫度梯度和凍脹變形共同作用下，當(dāng)凍脹變形量達(dá)到16.5 mm 時(shí)，底座板開始出現(xiàn)初始裂紋，但底座板出現(xiàn)宏觀裂紋時(shí)的凍脹變形與僅單一凍脹變形時(shí)的凍脹變形差異不大；在負(fù)溫度梯度和凍脹變形共同作用下，受拉損傷主要發(fā)生在軌道板內(nèi)部；凍脹變形與整體升降溫及正溫度梯度共同作用下，受拉損傷則出現(xiàn)在底座板下表面。

圖13 給出了凍脹變形與溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的層間離縫。

圖13 凍脹變形與溫度荷載共同作用下軌道層間離縫

由圖13 可知：復(fù)合板與底座板層間離縫峰值出現(xiàn)在軌道板板縫處；底座板與路基層間離縫則主要發(fā)生在變形末端的底座板伸縮縫處；凍脹變形與正、負(fù)溫度梯度共同作用時(shí)，復(fù)合板出現(xiàn)較大的翹曲變形，層間峰值分別為2.67 和5.47 mm，比單一凍脹變形下離縫峰值分別增加了1.70 和4.50 mm；凍脹變形與負(fù)溫度梯度荷載共同作用為最不利情況，此時(shí)離縫峰值與范圍均較大，而凍脹變形與整體升、降溫共同作用對結(jié)構(gòu)層間離縫影響則較小。

4.2 沉降變形與溫度荷載共同作用

分析過渡段沉降變形與整體升降溫、正負(fù)溫度梯度荷載共同作用對CRTS Ⅲ型板式無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響。圖14 給出了沉降變形與不同溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖，表3給出了沉降變形與不同溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)拉裂損傷時(shí)對應(yīng)的沉降變形。

圖14 沉降變形與溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷因子云圖

表3 沉降變形與不同溫度荷載作用下軌道結(jié)構(gòu)出現(xiàn)受拉損傷裂紋時(shí)對應(yīng)的沉降變形

由圖14和表3可知：在過渡段沉降變形下，當(dāng)沉降變形發(fā)展到25.5 mm 時(shí)結(jié)構(gòu)出現(xiàn)初始裂紋，當(dāng)沉降變形大于30 mm 后底座板上表面出現(xiàn)2處小范圍的拉裂損傷宏觀裂紋；多荷載共同作用會明顯加劇軌道結(jié)構(gòu)的受拉損傷，在沉降變形與正、負(fù)溫度梯度或整體升、降溫共同作用下，沉降變形分別為10.4，15.7，14.4 和18.3 mm 時(shí)，結(jié)構(gòu)開始出現(xiàn)初始裂紋，比單一沉降變形作用時(shí)的沉降變形大幅減小；沉降變形與正溫度梯度共同作用時(shí)受拉損傷主要發(fā)生在軌道板內(nèi)部，與整體降溫共同作用時(shí)底座板上表面會出現(xiàn)橫向貫通裂紋，與整體升溫共同作用時(shí)混凝土拉裂裂紋則發(fā)生在底座板上表面的中部區(qū)域，與負(fù)溫度梯度共同作用為最不利情況，在沉降變形為21.4 mm 時(shí)就出現(xiàn)了宏觀裂紋，復(fù)合板與底座板均出現(xiàn)受拉裂紋。

圖15 給出了沉降變形與溫度荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的層間離縫。

圖15 沉降變形與溫度荷載共同作用下軌道層間離縫

由圖15 可知：沉降變形與溫度荷載共同作用下層間離縫特征同凍脹變形與溫度荷載共同作用下的較為一致；復(fù)合板與底座板的層間離縫峰值主要發(fā)生在軌道板板縫處，而底座板與路基層間離縫峰值則主要發(fā)生在沉降變形起始區(qū)域；在過渡段沉降變形與負(fù)溫度梯度荷載共同作用下，復(fù)合板與底座板層間離縫脫空最大，峰值達(dá)到4.97 mm。

5 過渡段變形與列車荷載共同作用對無砟軌道結(jié)構(gòu)變形及損傷的影響

由過渡段凍脹以及沉降變形下無砟軌道的變形規(guī)律可知，在不同形式的基礎(chǔ)變形下，軌道結(jié)構(gòu)均在軌道板間的伸縮縫位置發(fā)生較大層間離縫。由于列車荷載對下部基礎(chǔ)的壓實(shí)現(xiàn)象較為明顯，故選取列車荷載作用在軌道板間的伸縮縫對應(yīng)位置處，分別為c1，c2，c3 和c4，如圖16 所示。考慮列車沖擊效應(yīng)，列車荷載取3倍靜輪重，即為255 kN。

圖16 列車荷載作用位置示意圖

5.1 凍脹變形與列車荷載共同作用

圖17 給出了過渡段凍脹變形與作用在不同位置處列車荷載共同作用下底座板受拉損傷因子云圖。

圖17 凍脹變形與作用在不同位置的列車荷載共同作用下底座板受拉損傷因子云圖

由圖17 可知：列車荷載和過渡段凍脹變形共同作用下，底座板的損傷表現(xiàn)為受拉損傷；當(dāng)過渡段凍脹變形和c1 和c3 處列車荷載共同作用時(shí)，底座板損傷同單一凍脹變形作用時(shí)一致，均為底座板下表面出現(xiàn)橫向貫通裂紋；當(dāng)凍脹變形與c2 處列車荷載共同作用時(shí)，在荷載作用處的底座板下表面出現(xiàn)輕微損傷；當(dāng)凍脹變形與c4 處列車荷載共同作用時(shí)，底座板下表面和上表面右側(cè)凹槽處均產(chǎn)生拉裂裂紋?？梢?，當(dāng)列車荷載在過渡段變形末端（c4），其與凍脹變形共同作用時(shí)為最不利情況。

圖18 給出了凍脹變形與列車荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)的層間離縫。

圖18 凍脹變形與列車荷載共同作用下軌道層間離縫

由圖18 可知：當(dāng)凍脹變形與c1，c2 和c4 處列車荷載共同作用時(shí)，相應(yīng)位置的離縫都大幅減小，說明列車荷載可以有效地壓實(shí)下部結(jié)構(gòu)各層間的脫空；當(dāng)凍脹變形與c3 處列車荷載共同時(shí)，復(fù)合板與底座板層間離縫峰值為0.40 mm，比單一凍脹變形時(shí)的離縫峰值減小了58%；底座板與路基層間離縫主要發(fā)生在過渡段變形起始與末端的2 個區(qū)域，離縫峰值為1.21 mm；當(dāng)凍脹變形與c4 處列車荷載共同作用時(shí)，底座板與路基層間離縫峰值減小到0.29 mm。

5.2 沉降變形與列車荷載共同作用

圖19給出了過渡段沉降變形與作用在不同位置處列車荷載共同作用下底座板受拉損傷因子云圖。

圖19 沉降變形與不同作用位置列車荷載共同作用下底座板受拉損傷因子云圖

由圖19 可知：列車荷載和過渡段沉降變形共同作用下，底座板的損傷主要表現(xiàn)為受拉損傷；當(dāng)沉降變形與c1 處列車荷載共同作用時(shí)，底座板受拉損傷因子達(dá)到了0.982，底座板以變形起始點(diǎn)為支點(diǎn)發(fā)生彎折，加劇了該處的受拉損傷，出現(xiàn)了橫向貫通的拉裂裂紋；即沉降變形與c1 處列車荷載共同作用時(shí)對底座板的損傷最為不利。

圖20 給出了沉降變形與列車荷載共同作用下軌道結(jié)構(gòu)層間離縫。

圖20 沉降變形與列車荷載共同作用下軌道層間離縫

由圖20 可知：當(dāng)沉降變形與c1 處列車荷載共同時(shí)，這一側(cè)區(qū)域被壓實(shí)，導(dǎo)致該處的底座板與路基層間離縫峰值減小到0.60 mm；而另一側(cè)由于復(fù)合板的“杠桿效應(yīng)”會出現(xiàn)大幅度翹曲，復(fù)合板與底座板層間離縫峰值達(dá)到2.36 mm，比單一沉降變形下離縫峰值增加了127%；當(dāng)沉降變形分別與c2，c3 和c4 處列車荷載共同作用時(shí)，軌道結(jié)構(gòu)變形與單一沉降變形時(shí)基本一致；沉降變形與列車荷載作用下，底座板與路基層間離縫峰值比復(fù)合板與底座板層間離縫更大?？梢?，車輛荷載會顯著影響軌道結(jié)構(gòu)層間離縫的發(fā)展，加劇列車行駛對結(jié)構(gòu)層間的拍打效應(yīng)，加速混凝土損傷劣化。

6 結(jié) 論

（1）過渡段凍脹變形會導(dǎo)致CRTS Ⅲ型板式無砟軌道底座板出現(xiàn)拉裂損傷，而過渡段沉降變形對復(fù)合板和底座板的受拉破壞影響較大；當(dāng)過渡段變形長度較短時(shí)（10 m 以下），在過渡段變形起始位置的結(jié)構(gòu)層間脫空最為嚴(yán)重；過渡段凍脹變形導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)層間離縫峰值較大，復(fù)合板與底座板和底座板與路基離縫的峰值分別為3.39 和5.91 mm，而過渡段沉降變形導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)層間離縫的范圍更大。

（2）溫度荷載與過渡段凍脹變形共同作用時(shí)，導(dǎo)致底座板出現(xiàn)初始裂紋的凍脹變形從凍脹變形單獨(dú)作用時(shí)的21.7 mm減小到16.5～20.1 mm；而在溫度荷載與過渡段沉降變形共同作用時(shí)，導(dǎo)致底座板出現(xiàn)初始裂紋的沉降變形從沉降變形單獨(dú)作用時(shí)的25.5 mm大幅減小到10.4～18.3 mm；溫度荷載與過渡段凍脹或沉降變形共同作用時(shí)，復(fù)合板與底座板層間離縫峰值出現(xiàn)在軌道板板縫處，分別為5.47和4.97 mm。

（3）當(dāng)過渡段凍脹或沉降變形與列車荷載分別作用在過渡段變形末端（c4）和變形起始點(diǎn)左側(cè)（c1）時(shí)，底座板的損傷最為嚴(yán)重；車輛荷載會顯著影響軌道結(jié)構(gòu)層間離縫的發(fā)展，造成荷載一端的結(jié)構(gòu)層間壓實(shí)，而另一端結(jié)構(gòu)層間離縫顯著增大的現(xiàn)象。