高鐵隧道內(nèi)地下水作用下雙塊式無(wú)砟軌道道床板裂縫擴(kuò)展研究

劉成坤，陳進(jìn)杰，黃守剛，王 瑞，陳 龍，李 楊

(1.石家莊鐵道大學(xué)土木工程學(xué)院,石家莊 050043; 2.石家莊鐵道大學(xué)省部共建交通工程結(jié)構(gòu)力學(xué)行為與系統(tǒng)安全國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,石家莊 050043; 3.河北省巖土工程安全與變形控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河北滄州 061001)

引言

雙塊式無(wú)砟軌道是我國(guó)高速鐵路無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)主要形式之一,因其施工方便、結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、整體性好等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于武廣、鄭西、蘭新等高速鐵路[1]。然而,在新建成蘭鐵路某巖溶隧道內(nèi),雙塊式無(wú)砟軌道在施工期間出現(xiàn)水致傷損,整體性能不斷劣化。現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn),在巖溶地下水的侵蝕作用下,地下水易鈣化形成結(jié)晶并挾裹泥沙造成隧道內(nèi)排水系統(tǒng)的堵塞失效。而鐵路隧道通常采用半包半排防排水設(shè)計(jì)[3],只在結(jié)構(gòu)邊墻、頂板或拱部設(shè)防水層及排水系統(tǒng),底板或仰拱不設(shè)防排水系統(tǒng)。一旦排水系統(tǒng)堵塞,必然導(dǎo)致仰拱下地下水壓的突增,嚴(yán)重時(shí)可能引起道床板底涌水、道床板隆起開裂(圖1),影響無(wú)砟軌道的平順性從而危及行車安全[5]。

圖1 道床板底涌水、道床板橫向貫通裂縫Fig.1 The water gushing at the bottom of the bed plate and the transverse through cracks of the bed plate

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)人員反映,在道床板施工完成后,發(fā)現(xiàn)道床板極易出現(xiàn)橫向貫通裂縫。盡管雙塊式無(wú)砟軌道允許出現(xiàn)裂縫,且裂縫寬度未超出無(wú)砟軌道養(yǎng)護(hù)維修限值,但在水壓的反復(fù)作用下,裂縫尖端會(huì)沿道床板橫向不斷擴(kuò)展直至貫通。水壓力作用下道床板開裂與巖石、土體的水力劈裂相似,國(guó)內(nèi)外學(xué)者在無(wú)砟軌道水損壞方面開展了大量研究。斷裂力學(xué)是無(wú)砟軌道裂紋的主要研究方法之一[6],在無(wú)砟軌道水致?lián)p傷的研究中,水通過(guò)裂紋滲透到混凝土中,在這種情況下遵循線性達(dá)西定律[8],但隨著列車的趨近和遠(yuǎn)離,會(huì)在裂紋內(nèi)產(chǎn)生周期性動(dòng)水壓力[9],這將加速裂紋的擴(kuò)展,并在裂紋尖端形成掏空[10]。有限元計(jì)算結(jié)果表明,荷載幅值對(duì)無(wú)砟軌道裂紋內(nèi)動(dòng)水壓力影響較大,隨著列車荷載增加, 裂紋內(nèi)控制點(diǎn)水壓力呈線性關(guān)系增大[11],列車運(yùn)行速度對(duì)無(wú)砟軌道層間裂紋的擴(kuò)展也有較大影響,裂紋內(nèi)動(dòng)水壓力隨列車運(yùn)行速度增加而增大[12]。沿著裂紋出口方向,水壓力呈減小趨勢(shì)[13],其最大值發(fā)生在裂紋尖端處;動(dòng)水壓力與列車速度近似呈二次方關(guān)系,與荷載幅值呈線性關(guān)系。在列車荷載和水的耦合作用下,無(wú)砟軌道層間裂紋尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子(sif)增大,裂紋以剪切型破壞為主[14],裂紋長(zhǎng)度是影響裂紋尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的關(guān)鍵因素[15-16]。以上研究大多以動(dòng)荷載作用下無(wú)砟軌道的水力傷損為主,而富水隧道內(nèi)地下水壓導(dǎo)致的道床板隆起開裂方面的研究尚存在大量空白。因此,明確水壓作用下無(wú)砟軌道各結(jié)構(gòu)層的力學(xué)響應(yīng),精準(zhǔn)把控道床板傷損發(fā)展機(jī)制,確保軌道結(jié)構(gòu)的耐久性,已然成為無(wú)砟軌道建設(shè)和運(yùn)營(yíng)中的重點(diǎn)研究?jī)?nèi)容之一。

1 隧道-無(wú)砟軌道模型

1.1 仿真模型建立

為研究隧道內(nèi)CRTSⅠ型雙塊式無(wú)砟軌道道床板在水壓作用下結(jié)構(gòu)的受力變形特性,建立施工階段隧道-無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)計(jì)算模型。在初期支護(hù)周圍施加法向的曲面接地彈簧,模擬圍巖對(duì)隧道初期支護(hù)的約束作用,彈簧反力系數(shù)為150 MPa/m[17],模型縱向全長(zhǎng)范圍內(nèi)均有水壓作用。道床板、仰拱填充、仰拱長(zhǎng)均為12m,為消除邊界效應(yīng),模型選取3塊道床板進(jìn)行計(jì)算,以中間單元板作為研究對(duì)象,如圖2所示。隧道內(nèi)雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)[18-19],如表1所示。

表1 隧道內(nèi)雙塊式無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of double block ballastless track in tunnel

圖2 隧道內(nèi)無(wú)砟軌道結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Ballastless track structure model in tunnel

1.2 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證有限元模型的正確性,施加與文獻(xiàn)[20]相同的荷載工況,有限元模型計(jì)算結(jié)果如圖3所示。計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)仿真結(jié)果對(duì)比如表2所示。比較分析可知,本文計(jì)算的仰拱最大隆起位移與文獻(xiàn)的仿真結(jié)果高度吻合。因此,本文建立的有限元模型可靠,可用于后續(xù)計(jì)算。

表2 數(shù)據(jù)對(duì)比分析Tab.2 Comparative analysis of data

圖3 襯砌變形云圖(單位:mm)Fig.3 Cloud map of lining deformation (unit: mm)

2 仿真工況分析

針對(duì)隧道內(nèi)排水管系統(tǒng)堵塞的情況,可認(rèn)為在某區(qū)段內(nèi)地下水無(wú)法通過(guò)排水管排出,從而造成仰拱底部形成較高的水壓荷載使道床板隆起開裂。根據(jù)文獻(xiàn)[21-22]的研究成果,并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研情況,可假定仰拱下沿線路縱向的水壓力荷載分布形式為均勻分布、三角形分布。當(dāng)隧道內(nèi)排水系統(tǒng)完全堵塞時(shí),可認(rèn)為仰拱下水壓沿線路縱向呈均勻分布;排水系統(tǒng)未堵塞時(shí),可認(rèn)為排水管位置水壓接近為0,兩排水管之間水壓最高[23],相鄰兩排水管間距為6 m,沿線路縱向呈三角形分布,如圖4所示。

圖4 水壓力縱向分布示意Fig.4 Vertical distribution of water pressure

根據(jù)施工現(xiàn)場(chǎng)的測(cè)試結(jié)果,在隧道內(nèi)排水系統(tǒng)堵塞較為嚴(yán)重區(qū)段實(shí)測(cè)水壓約為0.5 MPa,故可假定仰拱下水頭高度分別為30 m(0.3 MPa)、40 m(0.4 MPa)、50 m(0.5 MPa),并考慮混凝土溫縮荷載的影響。根據(jù)我國(guó)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]第5.3.2條規(guī)定,道床板混凝土收縮等效降溫按10 ℃考慮,工況分析如表3所示。

表3 仿真工況分析Tab.3 Simulation condition analysis

3 仰拱隆起對(duì)軌道平順性的影響

為研究仰拱隆起對(duì)軌道結(jié)構(gòu)平順性的影響,在溫縮荷載為-10 ℃,水壓荷載分別為0.5,0.4,0.3 MPa的條件下,仰拱、仰拱填充、道床板位移最大隆起量如表4所示。

表4 無(wú)砟軌道各結(jié)構(gòu)層最大隆起量 mmTab.4 Maximum uplift of each structural layer of ballastless track

由表4可以看出,在不同水壓作用下無(wú)砟軌道各結(jié)構(gòu)層的隆起量不盡相同,但總體上均隨仰拱隆起量的增大而增大。在同一荷載形式下,隨著水壓增大,軌道結(jié)構(gòu)各層的隆起量也不斷增加。仰拱填充和道床板的隆起量不同,是由于文中將道床板與仰拱填充均考慮為彈性材料,且道床板彈性模量較大,所以道床板的隆起量相對(duì)于仰拱填充要小,并且導(dǎo)致仰拱填充與道床板間出現(xiàn)離縫。隨著水壓增加,離縫現(xiàn)象會(huì)更加明顯,三角形荷載作用下,水壓為0.5 MPa時(shí),仰拱填充與道床板之間離縫為1.17 mm;均布荷載作用下,水壓為0.5 MPa時(shí),仰拱填充與道床板之間離縫則可達(dá)1.22 mm。在水壓不變的情況下,無(wú)砟軌道各結(jié)構(gòu)層隆起量差異不是很大,但隨著水壓增大,結(jié)構(gòu)層間的離縫現(xiàn)象會(huì)更加明顯,從而影響軌道結(jié)構(gòu)的平順性。

道床板位移隆起量隨水壓的變化曲線如圖5所示。由圖5(a)可知,均布荷載作用下隨著水壓增大,道床板位移隆起量不斷增加,且位移隆起峰值位于道床板中部。當(dāng)水壓為0.3 MPa時(shí),道床板位移隆起量最大可達(dá)10.76 mm,由于該條鐵路設(shè)計(jì)時(shí)速為200 km,根據(jù)我國(guó)高速鐵路靜態(tài)幾何尺寸允許偏差管理值[24],高速鐵路在限速200 km/h時(shí),高低允許偏差限值為8 mm,故水壓在0.3 MPa以上時(shí),道床板位移最大隆起量已超出高低允許偏差限值,這將影響軌道結(jié)構(gòu)平順性。由圖5(b)可知,在三角形荷載作用下,道床板位移最大隆起量相較于圖5(a)有所減小。當(dāng)水壓為0.4 MPa時(shí),道床板位移最大隆起量為10.05 mm,故在水壓0.4 MPa以上時(shí),道床板最大隆起位移才會(huì)超出高低允許偏差限值,進(jìn)而影響軌道結(jié)構(gòu)平順性。這表明排水系統(tǒng)堵塞失效,會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致道床板隆起開裂,并加速道床板裂縫的擴(kuò)展,影響行車的平穩(wěn)與安全性。

圖5 不同水壓下道床板位移隆起量Fig.5 Displacement and uplift of bed plate under different water pressure

4 雙塊式無(wú)砟軌道道床板裂紋擴(kuò)展分析

基于有限元仿真計(jì)算結(jié)果,確定道床板結(jié)構(gòu)受力的最不利位置,裂縫一般發(fā)展于此位置。結(jié)合FRANC3D軟件,在道床板最不利位置插入不同形狀的預(yù)制三維裂縫,研究水壓、裂縫長(zhǎng)度對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響。

裂縫的失穩(wěn)擴(kuò)展可根據(jù)混凝土斷裂力學(xué)中的斷裂準(zhǔn)則[25]:K≥KC,其中,K為裂縫的應(yīng)力強(qiáng)度因子;KC為材料斷裂韌度,是混凝土裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展時(shí)的臨界值(KC=54.7 N·mm-1.5)。通過(guò)計(jì)算相應(yīng)工況下裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子,并與道床板混凝土斷裂韌度臨界值進(jìn)行比較,從而判斷裂縫是否失穩(wěn)擴(kuò)展,總結(jié)影響既有裂縫擴(kuò)展的因素。

4.1 裂縫長(zhǎng)度對(duì)裂縫擴(kuò)展的影響

由于不同水壓下道床板拉應(yīng)力變化規(guī)律基本一致,故本次只選取最不利情況(仰拱下水壓為0.5 MPa時(shí)),裂縫長(zhǎng)度工況取為200,400,600,800,1 000 mm進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果共有Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型(張開型、滑開型和撕開型)3種類型的應(yīng)力強(qiáng)度因子,并以a、b分別表示裂縫的兩個(gè)尖端。

4.1.1 均布荷載下裂縫擴(kuò)展分析

圖6為均布荷載作用下,裂縫長(zhǎng)度為對(duì)道床板裂紋擴(kuò)展的影響。由圖6可知,均布荷載作用下,裂縫尖端的Ⅰ型應(yīng)力強(qiáng)度因子遠(yuǎn)大于Ⅱ型、Ⅲ型應(yīng)力強(qiáng)度因子,道床板裂縫以張開型裂縫為主,故在判斷裂縫擴(kuò)展時(shí)只需考慮Ⅰ型應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響。從圖6(a)可以看出,裂縫深度為60 mm時(shí),隨著裂縫長(zhǎng)度增加,a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子逐漸增大。當(dāng)裂縫長(zhǎng)度為600 mm時(shí),應(yīng)力強(qiáng)度因子KIa=50.32 N·mm-1.5,KIb=48.27 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值,這表明當(dāng)裂縫長(zhǎng)度大于600 mm時(shí),裂縫尖端將沿道床板中部向兩邊發(fā)生橫向失穩(wěn)擴(kuò)展。圖6(b)展現(xiàn)了裂縫深度為80 mm時(shí),應(yīng)力強(qiáng)度因子隨裂縫長(zhǎng)度的變化趨勢(shì),當(dāng)裂縫長(zhǎng)度為200 mm時(shí),a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子分別為KIa=53.24 N·mm-1.5,KIb=48.10 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值,這表明當(dāng)裂縫長(zhǎng)度大于200 mm時(shí),裂縫尖端將沿道床板中部向兩邊發(fā)生橫向失穩(wěn)擴(kuò)展。

圖6 均布荷載下裂縫長(zhǎng)度對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響Fig.6 Effect of crack length on crack propagation of pavement slab under uniform load

4.1.2 三角形荷載下裂縫擴(kuò)展分析

圖7為三角形荷載作用下,裂縫長(zhǎng)度為對(duì)道床板裂紋擴(kuò)展的影響。仍取KI進(jìn)行分析,比較圖6可知,同等條件下三角形荷載作用時(shí)裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子小于均布荷載作用。由圖7(a)可知,裂縫深度為60 mm時(shí),隨著裂縫長(zhǎng)度增加,a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子逐漸增大。當(dāng)裂縫長(zhǎng)度為1 000 mm時(shí),應(yīng)力強(qiáng)度因子KIa=51.88 N·mm-1.5,KIb=51.37 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值,這表明當(dāng)裂縫長(zhǎng)度大于1 000 mm時(shí),裂縫尖端將沿道床板中部向兩邊發(fā)生橫向失穩(wěn)擴(kuò)展。圖7(b)代表了裂縫深度為80 mm時(shí),裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子隨裂縫長(zhǎng)度增大不斷增加。當(dāng)裂縫長(zhǎng)度為800 mm時(shí),a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子分別為KIa=53.42 N·mm-1.5,KIb=54.48 N·mm-1.5,其值接近于混凝土斷裂韌度的臨界值,故認(rèn)為當(dāng)裂縫長(zhǎng)度大于800 mm時(shí),裂縫尖端將沿道床板中部向兩邊發(fā)生橫向失穩(wěn)擴(kuò)展。

圖7 三角形荷載下裂縫長(zhǎng)度對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響Fig.7 Effect of crack length on crack propagation of pavement slab under triangular load

從圖6、圖7可知,隨著裂縫深度增加,裂縫的臨界斷裂長(zhǎng)度逐漸減小,裂縫更容易發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。當(dāng)裂縫的初始長(zhǎng)度從200 mm增加至1 000 mm時(shí),裂縫擴(kuò)展速度增大,裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子很快到達(dá)裂縫失穩(wěn)臨界點(diǎn)。由此可見(jiàn),裂縫的長(zhǎng)度是裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展的控制性因素,對(duì)裂縫的失穩(wěn)擴(kuò)展起關(guān)鍵性作用,均布荷載作用下若道床板產(chǎn)生裂縫,建議將裂縫長(zhǎng)度控制在200 mm以內(nèi);三角形荷載作用下,若道床板產(chǎn)生裂縫,建議將裂縫長(zhǎng)度控制在800 mm以內(nèi)。

4.2 水壓對(duì)裂縫擴(kuò)展的影響

為研究不同水壓下道床板裂縫尖端隨裂縫長(zhǎng)度的變化規(guī)律,選取最不利情況(裂縫深度80 mm)進(jìn)行分析,由于道床板裂縫以張開型裂縫為主,故在判斷裂縫擴(kuò)展時(shí)僅考慮Ⅰ型應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響。

4.2.1 均布荷載下裂縫擴(kuò)展分析

圖8代表了裂縫深度為80 mm、不同水壓條件下,裂縫長(zhǎng)度對(duì)裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響。由圖8可發(fā)現(xiàn),裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子隨水壓增大而增大,當(dāng)水壓為0.3 MPa時(shí),裂縫臨界斷裂長(zhǎng)度接近800 mm,此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=55.27 N·mm-1.5,KIb=57.14 N·mm-1.5,大于混凝土斷裂韌度的臨界值,道床板裂縫將沿尖端失穩(wěn)擴(kuò)展。當(dāng)水壓為0.4 MPa時(shí),裂縫的臨界斷裂長(zhǎng)度接近600 mm,此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=56.85 N·mm-1.5,KIb=58.26 N·mm-1.5,大于混凝土斷裂韌度的臨界值,道床板裂縫將沿尖端失穩(wěn)擴(kuò)展。當(dāng)水壓為0.5 MPa時(shí),裂縫的臨界斷裂長(zhǎng)度約為200 mm,此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=53.24 N·mm-1.5,KIb=48.10 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值。由此可見(jiàn),隨著仰拱下水壓增大,裂縫的臨界斷裂長(zhǎng)度在逐漸減小,一旦裂縫長(zhǎng)度大于其臨界失穩(wěn)長(zhǎng)度,道床板中部區(qū)域裂縫將直接向兩邊發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。

圖8 均布荷載下水壓對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響Fig.8 Influence of water pressure on crack propagation of pavement slab under uniform load

4.2.2 三角形荷載下裂縫擴(kuò)展分析

圖9代表了裂縫深度為80 mm、不同水壓條件下,裂縫長(zhǎng)度對(duì)裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子的影響。對(duì)比圖8可知,當(dāng)沿線排水管未堵塞時(shí),道床板裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子有所減小,這表明排水管的泄壓作用使得仰拱下水壓減小,道床板結(jié)構(gòu)受力得到了明顯改善。由圖9可發(fā)現(xiàn),裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子隨水壓增加而增大,當(dāng)水壓為0.3 MPa、裂縫長(zhǎng)度達(dá)到1 000 mm時(shí),此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=48.47 N·mm-1.5,KIb=48.01 N·mm-1.5,小于混凝土斷裂韌度的臨界值。這表明當(dāng)裂縫長(zhǎng)度大于1 000 mm時(shí),道床板裂縫尖端才會(huì)向兩邊發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。當(dāng)水壓為0.4 MPa時(shí),裂縫的臨界失穩(wěn)長(zhǎng)度約為1 000 mm,此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=53.88 N·mm-1.5,KIb=54.42 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值。當(dāng)水壓為0.5 MPa時(shí),裂縫的臨界失穩(wěn)長(zhǎng)度約為800 mm,此時(shí)a、b尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子為KIa=53.42 N·mm-1.5,KIb=54.48 N·mm-1.5,接近混凝土斷裂韌度的臨界值。此時(shí),道床板裂縫尖端不會(huì)向兩邊發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。

圖9 三角形荷載下水壓對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響Fig.9 Influence of water pressure on crack propagation of pavement slab under triangular load

從圖8、圖9可知,隨著水壓增加,裂縫尖端的應(yīng)力強(qiáng)度因子不斷增大,裂縫更容易發(fā)生失穩(wěn)擴(kuò)展。此處不難發(fā)現(xiàn),水壓越大,道床板裂縫擴(kuò)展越迅速。相同條件下,均布荷載作用時(shí)道床板裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子是對(duì)應(yīng)三角形荷載作用時(shí)的1.2～1.4倍。綜上所述,裂縫長(zhǎng)度及水壓大小是雙塊式無(wú)砟軌道道床板裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展的關(guān)鍵影響因素,在仰拱下水壓及道床板初始裂縫影響下,道床板極易隆起開裂,影響行車的平穩(wěn)與安全性。

5 結(jié)論

以隧道內(nèi)雙塊式無(wú)砟軌道為例,運(yùn)用有限元軟件,建立施工階段雙塊式無(wú)砟軌道有限元模型,研究了水壓作用下道床板的受力特性。并結(jié)合FRANC3D軟件分析了水壓、裂縫長(zhǎng)度對(duì)道床板裂縫擴(kuò)展的影響,主要結(jié)論如下。

(1)三角形荷載作用(排水系統(tǒng)未堵塞時(shí))相較于均布荷載作用(排水系統(tǒng)完全堵塞時(shí)),道床板結(jié)構(gòu)的位移隆起量均有所減小,但地下水壓的反復(fù)作用始終會(huì)加速道床板裂縫的擴(kuò)展,甚至?xí)绊戃壍澜Y(jié)構(gòu)的平順性。

(2)裂縫長(zhǎng)度是裂縫失穩(wěn)擴(kuò)展的控制因素。以均布荷載作用下排水管完全堵塞為最不利工況,在道床板養(yǎng)護(hù)維修時(shí),應(yīng)將裂縫長(zhǎng)度控制在200 mm以內(nèi)。

(3)同等條件下,水壓越大,道床板裂縫擴(kuò)展越迅速,均布荷載下道床板裂縫尖端應(yīng)力強(qiáng)度因子是對(duì)應(yīng)三角形荷載下的1.2～1.4倍。由此可見(jiàn),排水系統(tǒng)堵塞失效會(huì)使道床板服役狀態(tài)嚴(yán)重惡化。