復雜荷載作用下高速鐵路瀝青混凝土層受力及開裂特性研究

呂宋，肖宏，張智海

(1.北京交通大學軌道工程北京市重點實驗室，北京，100044；2.中國鐵道科學研究院集團有限公司鐵道建筑研究所，北京，100081)

高速鐵路路基面鋪設防水封閉層是一項重要的路基防水措施，可以有效阻止外界水向路基內部滲透，保證路基的承載力和穩定性，為高速鐵路高平順、高安全提供有力保障[1]。瀝青混凝土因具有黏彈性好、柔性好、強度高、防水性能好等優點[2]，被廣泛應用在美國、日本、德國等國家[3]。瀝青混凝土在國內鐵路領域的應用研究工作開展較晚，剛開始僅用于高速鐵路無砟軌道路肩位置或線間位置的防水封閉層。如，在哈齊(哈爾濱—齊齊哈爾)、武廣(武漢—廣州)、鄭徐(鄭州—徐州)等高鐵線路上鋪設了試驗段[2]。現場調研表明，部分地段瀝青混凝土層開裂嚴重，裂縫擴展以橫向為主。瀝青混凝土層開裂會影響其長期服役性能，導致路基失穩，影響行車安全。為解決該問題，許多學者開展了一系列研究工作。王征[4]基于高寒地區高速鐵路瀝青混凝土防水封閉層的工作環境，發現高寒地區瀝青混凝土應具有良好的防水性、抗裂性及高溫穩定性，通過理論推導及瀝青混凝土應用實例，提出東北高寒地區應選用改性瀝青；邱延峻等[5]通過大量的馬歇爾試驗，分析了路基面防水層功能要求與瀝青混合料力學行為之間的關系，提出了防水混合料SAMI(surface asphalt mixture impermeable)的技術指標體系，并研究了空隙率、瀝青含量、級配等因素對SAMI材料滲透性能的影響；章天揚等[6]利用有限元軟件，建立了3種輪軌噪聲模型，通過計算和比較發現輪軌噪聲隨著瀝青層厚度的增大而減小；方明鏡等[7]利用有限元軟件對瀝青混凝土層及下部基礎進行分析計算，指出提高瀝青層彈性模量可以減小路基面豎向振動加速度，增加瀝青層厚度和降低溫度均能達到降噪效果。TEIXEIRA 等[8]利用美國肯塔基(KENTRACK)軌道模型對瀝青混凝土使用性能進行分析，發現瀝青底砟可以減小鐵路沉降；ESMAEILI 等[9]對帶熱拌瀝青混合料(HMA)底砟層的軌道模型進行仿真計算，得出了層間拉應變、路基層上壓應力等結構設計參數。綜上所述，目前已有研究主要從瀝青混合料的配制方法及設計參數、使用范圍、減振降噪性能等方面進行研究，而涉及瀝青混凝層在長期服役過程中出現離縫、開裂等機理的研究較少，且對溫度荷載作用下瀝青混凝土的使用性能也關注較少，因而不能從受力機理上解釋溫度場-列車荷載耦合作用下瀝青混凝土層的開裂現象。為此，本文作者基于黏彈性內聚力理論建立車輛-軌道-路基耦合的三維精細化有限元分析模型，對溫度、列車荷載等復雜運營條件下瀝青混凝土層的受力及開裂機理進行研究，分析底座板與瀝青混凝土層的層間接觸關系演變規律，提出改善瀝青混凝土層服役性能的工程措施，以期為瀝青混凝土層在鐵路領域的推廣應用提供參考。

1 瀝青混凝土層間黏結破壞分析模型

1.1 黏彈性內聚力模型

內聚力模型是用來描述層間黏結面力與位移之間關系的物理模型[10-12]，如圖1所示。由圖1可知：直線OA與坐標軸所圍成的區域為層間無損傷區域，在該區域內牽引力隨著層間位移的增大而呈線性增長趨勢，層間各處應力比破壞極限應力小，處于彈性階段。隨著牽引力F不斷增大，逐漸逼近Fq(或者層間相對位移逼近臨界位移δ0m,t)時，層間傷損萌生，此時，隨著層間相對位移的增加，層間界面剛度逐漸減小，傷損逐漸累積；當層間界面的斷裂能大于斷裂韌度的極限值Gc(或者層間相對位移大于δfm,t)時，層間開始出現裂紋，原本黏結的層面由黏結接觸關系退化為接觸摩擦。

圖1 層間內聚力模型Fig.1 Interlayer cohesion model

在無傷損區內，結構層面之間的力學響應以彈性作用為主，層間牽引力與位移關系的控制方程[13]為

式中：Fs和Ft分別為第一、第二切向牽引力；Fn為法向牽引力；ks，kt和kn為分別為第一、第二切向及法向剛度；δs，δt和δn分別為第一、第二切向及法向相對層間位移。在內聚力模型中傷損萌生一般表現為層間界面材料性能退化，產生微裂紋。本文參照已有研究[14]，采用最大應力準則作為層間傷損萌生的判定條件：

式中：和分別為第一、第二切向抗剪強度；為法向抗拉強度。參考文獻[13]，引入損傷因子D來定量評價層間界面的傷損程度，其定義如下：

式中：為0～t時刻層間的最大有效位移，也是層間內聚力界面法向與切向變形的復合有效位移。損傷因子D的取值范圍為[0，1]，當D=0時，層間無損傷；當D=1時，層間開裂、脫黏、完全損傷。

在傷損區內，結構層面的力學響應關系可用下式描述：

其中，δn>0。層間傷損演化及脫黏伴隨著能量的變化，因此，可以將層間能量變化作為傷損演化的判斷準則，如式(5)[15]所示：

式中：，和分別為第一、第二切向及法向層間界面斷裂韌度；Gt，Gs和Gn分別為第一、第二切向及法向層間界面能量，斷裂能為σ(應力)-δ(有效位移)曲線與坐標軸所圍成的面積。當層間能量的釋放量達到斷裂條件時，層間界面脫黏失效，層間接觸關系退化為“硬接觸”[16]和庫侖摩擦[17]。

1.2 車輛-軌道-路基有限元模型

為考慮溫度-列車荷載耦合作用對瀝青混凝土層受力的影響，建立精細化車輛-軌道-路基三維耦合有限元仿真模型，如圖2所示。針對瀝青混凝土層的黏彈性及層間完全黏結性能，本文引入內聚力界面特性來模擬底座板與瀝青混凝土層之間的相互作用，瀝青混凝土層與基床表層之間采用共用節點方式連接[11]。參考文獻[18]建立CRH-3動車組有限元模型。

圖2 車輛-軌道-路基有限元模型Fig.2 Finite element model of vehicle-track-roadbed

CRTS III型板式無砟軌道各結構層采用實體單元進行模擬。考慮溫度作用最不利效應，建模參數取值參考文獻[18-19]，軌道板長度取5 600 mm，彈性模量為36 GPa，泊松比為0.2；自密實混凝土層，寬度為2 500 mm，厚度為90 mm，其長度與軌道板的相同，彈性模量為32.5 GPa，泊松比為0.2；路基直線地段底座板寬度為3 100 mm，厚度為300 mm，長度為11 320 mm，彈性模量為32.5 MPa，泊松比為0.2[20]。自密實混凝土與底座板之間用土工布隔開，摩擦因數取0.7[21]。參考文獻[22]，底座板凹槽四周墊層剛度取30 kN/mm。

基床表層頂面寬度為8.6 m，高度為0.3 m，彈性模量為150 MPa，泊松比為0.3，密度為2 000 kg/m3。基床底層高度為2.3 m，彈性模量為100 MPa，泊松比為0.3，密度為2 000 kg/m3，瀝青混凝土層厚度取8 cm。模型中熱傳遞主要涉及到3種材料，熱力學相關參數[1]如表1所示。

1.3 現場試驗及模型驗證

1.3.1 現場試驗

為了獲得底座板和瀝青混凝土層的層間界面接觸參數，在京張高鐵河北省下花園北站附近開展現場足尺推板試驗，如圖3所示。由圖3可知，在底座板一側布置10臺千斤頂同時施加橫向推力，用位移傳感器記錄底座板及瀝青層的位移變化；計算獲得平均千斤頂推力為24.1 kN，最大剪切荷載約為241.0 kN。

表1 熱力學參數[1]Table 1 Thermal parameters[1]

1.3.2 層間參數的確定及驗證

在長期服役過程中，底座板和瀝青混凝土層的層間內聚力以切向為主[1]。通過推板試驗得到界面切向接觸剛度Kss=25 MPa/m，法向接觸剛度Knn=7×105MPa/m[10]，層間抗剪強度取1 200 kPa，抗拉強度取261 kPa[4]。

圖3 推板試驗Fig.3 Shear test

為驗證瀝青混凝土層層間參數取值的正確性，建立推板試驗的有限元仿真模型，如圖4所示。推板試驗橫向推力試驗值與仿真值見圖5。由圖5可知：橫向推力仿真計算最大值為246 kN，試驗最大值為241 kN，兩者相差不大；在初始階段，橫向推力試驗值與模擬值有所差別，當橫向位移大于0.36 mm時，兩者變化幾乎一致。這是因為在數值模擬中對于推板試驗時的溫度等外界條件考慮不足，且黏彈性內聚力模型本身與現場實際存在一定區別。軟化階段橫向推力仿真值比試驗值略小，這是由于仿真模型本身為近似線性軟化模型，對混凝土本身軟化變形過程進行了近似線性化處理，而在現場試驗中千斤頂同時加載過程不易控制，橫向推力試驗值在軟化階段呈曲線變化。因此，在誤差允許的范圍內可以認為層間內聚力參數取值是合理的。

圖4 推板試驗有限元仿真模型Fig.4 Finite element model of shear test

圖5 橫向推力試驗值與仿真值Fig.5 Comparison of experimental and simulated horizontal thrust

1.3.3 有限元模型驗證

為驗證車輛-軌道-路基三維有限元模型的正確性，參照文獻[23]以及鄭徐高鐵開封段瀝青混凝土層試驗段實際運營情況，動力仿真計算列車速度取250 km/h，獲得路基基床表層動位移時程曲線，如圖6所示。由圖6可知，仿真計算基床表層動位移最大為0.52 mm，文獻[23]測得基床表層動位移最大為0.50 mm，二者相對誤差僅為4%，在誤差允許的范圍內，故認為模型可以較好地反映現場實際情況。

2 溫度梯度對瀝青混凝土層受力性能的影響

在長期服役過程中，瀝青混凝土層溫度梯度呈周期性變化，導致層間傷損累積，使用壽命下降，嚴重影響路基的穩定性及線路的平順性。本文研究溫度梯度荷載下瀝青混凝土層的受力時，參考文獻[1]，考慮最不利荷載情況，取正溫度梯度為90 ℃/m，負溫度梯度為45 ℃/m。

2.1 正溫度梯度荷載

圖7所示為正溫度梯度荷載作用下瀝青混凝土層的應力應變分布云圖。由圖7(a)可知：瀝青混凝土層最大Mises應力為36.470 kPa，最小Mises應力為2.563 kPa；應力主影響區位于底座板伸縮縫及中間位置，且板中位置應力比底座板邊緣的小。由圖7(b)可知：瀝青混凝土層最大主應變為-6.302×10-4，最小主應變為底座板非接觸區域，應力與應變分布規律極為相似。這是由于在正溫度梯度荷載作用下底座板內部溫度不均勻發生垂向翹曲變形，且瀝青混凝土與底座板之間在無溫度荷載時處于完全黏結狀態，底座板的翹曲和變形會擾動瀝青層的受力狀態，因此，在溫度荷載作用下，底座板會將翹曲作用力傳遞給瀝青混凝土層，當層間翹曲應力超過層間內聚應力時，發生層間分離。底座板混凝土與瀝青混凝土屬于不同材料，其抗拉與抗壓性能存在顯著差異，且溫度越高，瀝青混凝土彈性模量越低[1]，抵抗變形能力越弱，使得層間變形協調能力下降；當與底座板處于相同溫度應力條件時，瀝青混凝土層產生較大的應變，導致層間出現離縫及表層開裂現象。

為研究正溫度梯度作用下底座板伸縮縫處瀝青混凝土層的應力、應變在縱向和橫向的分布規律，以伸縮縫位置為坐標原點，繪制瀝青混凝土層的應力、應變與縱橫向距離的關系曲線，如圖8所示。

圖7 正溫度梯度作用下瀝青混凝土層應力、應變分布Fig.7 Stress and strain distribution of asphalt concrete layer under positive temperature gradient

圖8 不同距離下瀝青混凝土層應力應變分布(正溫度梯度荷載)Fig.8 Distribution of stress and strain in asphalt concrete layer at different distances(positive temperature gradient load)

由圖8可知：在底座板伸縮縫位置處，瀝青混凝土層縱向Mises應力先減小后增大，然后減小又增大，邊緣應力最大，中部應力次之，呈“W”形分布，而主應變的分布呈“M”形分布。瀝青混凝土層橫向Mises應力在底座板邊緣有效接觸區內先增大后減小，然后增大又減小，有效接觸區邊緣應力最大，中部應力次之；主應變的分布與Mises應力分布規律相同。由此可見，瀝青混凝土層的溫度主影響區位于底座板有效接觸區的邊緣和中部，溫度敏感區處于底座板邊緣有效接觸區的邊角位置，以底座板縱橫向中心線為對稱軸，呈對稱分布。

2.2 負溫度梯度荷載

圖9所示為瀝青混凝土層在負溫度梯度荷載作用下的應力、應變分布云圖。由圖9(a)可知：瀝青混凝土層最大Mises應力為25.070 kPa，最小Mises應力為1.799 kPa；應力主影響區位于底座板有效接觸區的中部，該位置的應力比邊緣處的大，且沿底座板中心點位置呈“圓環狀”擴散。由圖9(b)可知：瀝青混凝土層最大主應變為-4.751×10-4，最小主應變位于底座板非接觸區域，其分布規律與應力分布相似。這是由于溫度越低，瀝青混凝土彈性模量越高，抵抗變形能力逐漸增強，但層間界面材料屬性不同，抗溫變的能力也不相同，導致層間變形協調性能減弱，且負溫度梯度荷載作用下底座板內部產生與正溫度梯度作用相反的垂向翹曲變形，當層間翹曲應力超過層間內聚應力時，可能出現層間分離。

圖10所示為負溫度梯度下瀝青混凝土層的應力應變在縱橫向的分布規律曲線。由圖10可知：瀝青混凝土層縱向Mises應力先增大后減小，再增大又減小，底座板中心點處瀝青層的應力最大，邊緣位置應力較小，呈“M”形分布，而主應變呈“W”形分布。瀝青混凝土層橫向Mises 應力和最大主應變均先增大后減小，前者呈“倒V”形分布，后者呈“V”形分布。由此可見，瀝青混凝土層的溫度主影響區和溫度敏感區都位于底座板有效接觸區中部。

通過與2.1 節正溫度梯度荷載作用對比發現，負溫度梯度作用下Mises應力和主應變都較小，且溫度敏感區處于底座板有效接觸區中部，層間黏結性能好，出現層間分離及開裂的概率較低，因此可以認為正溫度梯度荷載是影響瀝青混凝土層層間分離及開裂的主要因素。

3 復雜荷載作用下瀝青混凝土層裂紋擴展類型

裂紋擴展有3種類型，即張開型(I型)、滑移型(II型)和撕開型(III型)裂紋，如圖11所示。圖11中σ為法向應力，τ為切向應力。構件一旦開裂，不管外力多小，裂紋尖端區域應力的解析解趨于無窮大[1]。層間結構脫黏后，在復雜荷載作用下裂紋會擴展延伸，使結構的抗疲勞性能減弱。

3.1 溫度荷載作用下瀝青層裂紋擴展特性

瀝青混凝土層的使用性能受溫度影響很大，為研究溫度對瀝青層裂紋擴展的影響，考慮不同位置的裂紋擴展方向的差異性，在底座板伸縮縫位置預設3 條長度為1 m、深度為0.05 m 的裂紋，分別位于L1，L2和L3處，如圖12所示。以溫度驟降法為例研究應力強度因子與溫度之間的變化關系，并確定裂紋擴展類型，降溫幅度介于0～20 ℃。參考每日氣溫變化時間，降溫時間取10 h。

圖9 負溫度梯度作用下瀝青混凝土層應力、應變分布Fig.9 Stress and strain distribution of asphalt concrete layer under negative temperature gradient

圖13所示為L1處溫度驟降過程中應力強度因子的變化曲線。由圖13可知，隨著溫度逐漸降低，Ⅰ型裂紋的應力強度因子KⅠ呈線性增大趨勢，最大值為944.5 kPa·m0.5，而KⅡ和KⅢ幾乎無變化，說明低溫條件下，瀝青層裂紋擴展以張開型裂紋為主。

圖10 不同距離下瀝青混凝土層應力應變分布(負溫度梯度荷載)Fig.10 Distribution of stress and strain in asphalt concrete layer at different distances(negative temperature gradient load)

圖11 裂紋擴展類型Fig.11 Crack propagation type

圖12 預設裂紋位置示意圖Fig.12 Diagram of preset crack location

圖13 溫度驟降過程中應力強度因子變化Fig.13 Stress intensity factor changes in temperature sag process

在低溫作用下瀝青混凝土層易發生Ⅰ型開裂，但是預設裂紋的不同位置擴展延伸方向并不相同，L1處裂紋沿水平方向擴展，L2和L3處裂紋均沿豎向延伸擴展。圖14所示為不同位置處應力強度因子KⅠ與溫度的關系曲線，圖15所示為不同位置處J積分值(裂紋尖端應力應變場的能量)與溫度的關系曲線。由圖14和圖15可知：隨著溫度逐漸降低，L1，L2和L3處的KⅠ呈增大趨勢，L3的增幅最大，L2次之，L1增幅較小；隨著溫度逐漸降低，L2和L3處的J 積分值逐漸增大，L1處的J 積分值幾乎無變化，說明張開型裂紋沿豎向擴展比水平擴展更容易，裂紋在擴展過程中先沿豎向延伸再沿水平方向擴展，從而可能會形成復雜的交叉裂紋擴展現象。

圖14 溫度驟降過程中應力強度因子KⅠ變化Fig.14 Stress intensity factor KⅠchanges in temperature sag process

圖15 溫度驟降過程中J積分值變化Fig.15 J integral changes in temperature sag process

3.2 溫度-列車荷載耦合作用下瀝青層裂紋擴展特性

瀝青混凝土材料被用于鐵路路基防水封閉層時，因處于溫度與列車荷載耦合作用場，受力及裂紋擴展特性復雜多變，疲勞壽命難以預估。因此，在分析瀝青混凝土的受力及開裂性能時，應該綜合考慮溫度與列車荷載的影響。本文基于擴展有限元方法，在進行溫度-列車荷載耦合計算時，分別考慮了低溫0 ℃和高溫40 ℃這2種工況。

圖16(a)所示為低溫場張開型裂紋應力強度因子隨時間的變化曲線，圖16(b)所示為L3處低溫場滑移型裂紋應力強度因子隨時間的變化曲線。由圖16可知：L1處KⅠ平均值為7.5 kPa·m0.5，為正值且比較小，不能改變材料的力學特性；L3處的KⅠ在-27.5 kPa·m0.5上下波動，為負值，說明L3處受壓，不可能出現張開型裂紋；L3處的應力強度因子KⅡ在[-51.0，-68.4]kPa·m0.5之間，且隨著時間延長，有逐漸增大的趨勢。從裂紋發生的概率考慮，低溫場-列車荷載耦合作用下瀝青混凝土層不易出現張開型橫向裂紋，有可能導致伸縮縫位置處出現橫向滑移型裂紋。

圖17(a)所示為高溫場張開型裂紋應力強度因子L隨時間的變化曲線，圖17(b)所示為L3處高溫場滑移型裂紋應力強度因子隨時間的變化曲線。由圖17可知：L1處KⅠ為-1.50 kPa·m0.5，L3處的KⅠ為-4.75 kPa·m0.5左右，均為負值，因此，不可能出現張開型裂紋。L3處的應力強度因子KⅡ在[-70，-220]kPa·m0.5之間，且隨著時間延長，應力強度因子KⅡ逐漸增大，從裂紋發生的概率考慮，高溫場-列車荷載耦合作用下瀝青混凝土層易出現橫向滑移型裂紋。與低溫條件相比，高溫條件L3處的應力強度因子KⅡ大，且隨時間的變化幅度也較大，這是由于溫度對瀝青混凝土的黏彈性影響顯著，溫度越高，裂縫位置處受到的剪切力越大，故橫向滑移型出現的可能性越大。

為了研究瀝青混凝土層縱向裂紋的擴展類型，在模型中預設長度為1 m、深度為0.05 m的縱向裂紋，如圖18所示。由于縱向裂紋主要承受列車動荷載的剪切作用，因此，易出現縱向滑移裂紋。圖19所示為伸縮縫位置處的應力強度因子KⅡ與時間的關系曲線。由圖19可知：應力強度因子KⅡ隨著時間的增加而逐漸增大，且在相同時間點，縱向裂紋KⅡ較橫向裂紋KⅡ大，說明縱向滑移裂紋比橫向更容易擴展。

圖16 低溫場張開型裂紋應力強度因子隨時間的變化Fig.16 Changes of stress intensity factor of open crack in low temperature field with time

圖17 高溫場張開型裂紋應力強度因子隨時間的變化Fig.17 Changes of stress intensity factor of open crack in high temperature field with time

圖18 縱向裂紋位置Fig.18 Longitudinal crack position

4 改善瀝青混凝土層受力特性

圖19 伸縮縫位置處應力強度因子KⅡ隨時間的變化Fig.19 Changes of stress intensity factor KⅡat the expansion joint with time

瀝青混凝土層在溫度與列車荷載作用下層間易出現傷損、黏結退化、裂紋擴展等現象，嚴重影響線路的正常服役性能。本文借助最大應力準則[1,11]的初始損傷量(Co)來判斷層間傷損敏感區，如圖20所示。由圖20可知：底座板邊緣初始損傷量最大，中部損傷量較小，可以認為底座板邊緣位置為敏感區，層間黏結易退化。為改善瀝青混凝土層的長期服役性能，延長其疲勞壽命，避免底座板敏感區過早開裂，特提出在底座板伸縮縫處一定范圍內鋪設復合土工膜，來減小敏感區的應力應變。在底座板敏感區域分別鋪設長度為0.30，0.50，1.00，1.25，1.50，2.00 m的復合土工膜滑動層，如圖21所示。

圖20 底座板下Co分布Fig.20 Distribution of Co under the base plate

圖21 土工膜滑動層鋪設區域示意圖Fig.21 Diagram of geomembrane sliding layer area

考慮溫度荷載對瀝青混凝土層受力及參數的影響，計算時將瀝青混凝土層溫度設置為一定值，只研究在底座板與復合土工層在整體降溫荷載作用下的瀝青混凝土應變分布規律，結果分別如圖22和圖23所示。

由圖22和圖23可知：隨著復合土工膜鋪設長度增大，底座板敏感區位置瀝青混凝土層的應變顯著減小，高應變區域逐漸消失，在鋪設復合土工膜的區域內其應變分布均勻，說明復合土工膜可以有效控制瀝青混凝土層應力、應變增大。這是由于在底座板邊緣鋪設土工膜滑動層減小了底座板邊緣對瀝青混凝土層的牽引力，使受拉區域變大，故瀝青混凝土層的應變幅值顯著減小。

圖22 不同鋪設長度下應變縱向分布Fig.22 Longitudinal distribution of strain under different laying lengths

圖23 不同鋪設長度下應變分布云圖Fig.23 Cloud chart of strain distribution under different laying lengths

為確定復合土工膜的合理鋪設長度，對不同鋪設長度下瀝青混凝土層的應變降幅進行統計，如圖24所示。由圖24可知：隨著鋪設長度的增加，瀝青混凝土層應變降幅逐漸收斂并趨于穩定；當鋪設長度大于1.5 m 時，應變降幅收斂程度較大，坡度變緩；當鋪設長度小于1.0 m時，應變降幅急劇增長，但應變降幅未超過50%，作用效果一般；當鋪設長度在1.0～1.5 m 時，應變降幅呈線性增大，且大于50%。考慮復合土工膜對瀝青混凝土層的作用效果，鋪設長度不可太短；從工程的經濟性和施工的難易程度考慮，復合土工膜層鋪設長度不宜過長。

因此，基床表層全斷面鋪設瀝青混凝土封閉層時，CRTSⅠ型、CRTS Ⅲ型等底座板伸縮縫兩側建議增加復合土工膜，本文建議合理鋪設長度為1.0～1.5m。

圖24 應變減小幅度與鋪設長度的關系Fig.24 Relationship between strain reduction and slip layer length

5 結論

1)在正溫度梯度作用下，瀝青混凝土層最大應力為36.470 kPa，最大應變為-6.302×10-4，溫度敏感區位于底座板邊緣有效接觸區的邊角位置；在負溫度梯度作用下，瀝青混凝土層最大應力為25.070 kPa，最大主應變為-4.751×10-4，在負溫度梯度作用下，最大應力和應變都較小，且溫度敏感區位于底座板有效接觸區中部，層間黏結性能好，說明正溫度梯度是導致瀝青混凝土層層間分離及開裂的主要因素。

2)當溫度驟降時，Ⅰ型裂紋的應力強度因子KⅠ呈線性增大而KⅡ和KⅢ幾乎無變化；張開型和滑移型裂紋的J積分值逐漸增大，而撕開型裂紋幾乎無變化，說明在低溫條件下，瀝青層裂紋擴展以張開型裂紋為主；張開型裂紋沿豎向擴展比水平擴展更容易，裂紋在擴展過程中先沿豎向延伸再沿水平方向擴展，從而可能會形成復雜的交叉裂紋擴展現象。

3)在低溫場-列車荷載耦合作用下，瀝青混凝土層不易出現張開型橫向裂紋，可能出現橫向滑移型裂紋；高溫場-列車荷載耦合作用下瀝青混凝土層易出現橫向滑移型裂紋。由于縱向裂紋主要承受列車動荷載的剪切作用，因此易出現縱向滑移裂紋；在相同時間點，縱向裂紋KⅡ較橫向裂紋KⅡ大，說明縱向滑移裂紋比橫向裂紋更容易擴展。

4)伸縮縫位置鋪設復合土工膜可有效減小敏感區的應力應變，改善瀝青混凝土的長期服役性能。考慮復合土工膜對瀝青混凝土層的作用效果，以及工程的經濟性和施工的難易程度，本文建議復合土工膜的合理鋪設長度為1.0～1.5 m。