断轨和未断轨条件下各轨道及桥梁结构纵向力分布分别如图 3-29～图3-31所示，结构纵向位移分布分别如图3-32～图3-34所示，各结构纵向力与位移的最大值如表3-15～表3-17所示。

图3-28　钢轨断缝位置

图3-29　断轨条件下钢轨纵向力

图3-30　断轨条件下轨道板纵向应力

图3-31　断轨条件下固定支座墩/台顶纵向力

图3-32　断轨条件下钢轨纵向位移

图3-33　断轨条件下钢轨轨道板纵向相对位移(www.daowen.com)

图3-34　断轨条件下桥梁纵向位移

表3-15　断轨条件下轨道结构纵向（应）力的最大值

表3-16　断轨条件下轨道结构纵向位移的最大值　单位：mm

表3-17　断轨条件下桥梁结构纵向力与位移的最大值

续表

由图 3-29～图3-34和表3-15～表3-17可知：钢轨在低温条件下折断后，折断钢轨纵向力在断缝处急剧减小至0，折断钢轨的纵向位移和轨板相对位移均在断缝处突增至最大值后急剧降低至反向最大值。这说明低温条件下折断钢轨在断口处急剧收缩形成断缝，断缝处轨板相对位移的突变大大增加了该处轨下胶垫滑出的风险。由于双线轨道与桥梁间的相互作用，同线和另一线非折断钢轨在一定程度上约束了折断钢轨在断口处的收缩，并在该处产生附加拉力增量。这表明折断钢轨纵向力与位移的突变同样会对同线非折断钢轨和另一线钢轨产生一定影响。轨道板、自密实混凝土层、底座板、凸台及弹性垫层纵向应力均在断缝处发生突变，且其变化幅度在断轨侧较大，在非断轨侧较小。钢轨折断使得梁体伸缩量发生变化，固定支座墩顶部纵向力与位移也随之改变。多跨简支梁桥和大跨连续梁桥上钢轨断缝值分别达到了43.7 mm和63.1 mm，但均未超过70 mm的限值；两种桥上最大轨板相对位移分别达到了 17.3 mm和20.7 mm。由于轨道板、底座板及桥梁结构的整体性，断轨条件下两侧轨道及桥梁结构纵向位移基本一致，但与未断轨时相差较大，梁缝增量的变化随着梁体跨度的增加而增大。

相比于未断轨，多跨简支梁桥上折断钢轨、同线非折断钢轨及另一线钢轨最大纵向拉力分别增大了-3.9%、16.6%和16.5%，钢轨纵向最大压缩变形分别增大了7.2倍、2.0倍和2.0倍，轨板最大相对位移分别增大了4.2倍、1.8倍和1.8倍，梁缝最大增量分别减小了5.0%、4.9%和5.3%；大跨连续梁桥上折断钢轨、同线非折断钢轨及另一线钢轨最大纵向拉力分别增大了-14.1%、14.0%和14.0%，钢轨纵向最大压缩/拉伸变形分别增大了70.3%/11.4%、6.9%/-28.7%和7.0%/-28.7%，轨板最大相对位移分别增大了65.0%、52.9%和52.3%，梁缝最大增量分别减小了54.3%、54.2%和53.9%。

钢轨折断后，固定支座桥墩/台顶部纵向力明显发生变化，其中：多跨简支梁桥固定支座桥台（0号台）顶部纵向力变化量较小，仅为4.4 kN，而距离断缝位置较近的简支梁固定支座桥墩（14号墩）顶部纵向力变化量为176.4 kN；大跨连续梁桥固定支座桥台（0号台）顶部纵向力变化量为29.9 kN，距离断缝位置较近的连续梁固定支座桥墩（6号墩）顶部纵向力变化量达到795.1 kN，简支梁固定支座桥墩（8号墩）顶部纵向力变化量为262.0 kN。也就是说，多跨简支梁桥和大跨连续梁桥作用在桥墩顶的断轨力分别为176.4 kN和795.1 kN，与理论公式计算所得的768.0 kN和1 151.5 kN分别相差4.4倍和1.4倍。造成这种计算差别较大的主要原因是理论公式并未考虑钢轨折断后同线非折断钢轨及另一线钢轨的约束作用，此时相当于双线4股钢轨同时在该处折断（这种情况出现的概率很小）。一股钢轨折断后会使得相邻几股未折断钢轨应力重新分布，这些未折断钢轨在一定程度上分担了一部分断轨力，另一部分则传递至相邻几跨固定支座墩顶，因此，墩顶断轨力实际上较理论值要小很多。

综上所述，钢轨在低温条件下出现断轨时，折断钢轨的纵向力、纵向位移及轨板相对位移均在断缝处发生突变，需对钢轨断缝值、轨板相对位移及作用在桥墩/台顶部的断轨力进行检算。对于桥上CRTSⅢ型板式无砟轨道无缝线路，采用理论公式法会使得断轨力的计算结果大很多，计算误差无法满足工程需求，建议采用梁-板-轨相互作用法建立的空间耦合模型进行精确计算。