層間積水對無砟軌道內孔隙水飽和度影響研究

曹世豪，趙錫佳，陳俊旗，王建偉，胡 猛

(1.河南工業大學 土木工程學院，河南 鄭州 450001；2.同濟大學 道路與交通工程教育部重點實驗室，上海 201804)

CRTSⅡ型板式軌道因具有整體性好且維修量少的優點,已被廣泛應用于京津城際、京滬、京石武、滬昆及合蚌等線路。截至2021年底,其建設里程將近9 000 km,約占高速鐵路總里程的30%[1]。CRTSⅡ型板式軌道作為典型的層狀結構(圖1),在施工養護不當或者承受極端氣候荷載時,極易出現早期層間開裂病害,見圖2(a)[2-3]。一旦層間形成積水,將從以下四個方面劣化軌道結構:①高頻列車荷載下層間積水內形成的動水壓力和高速水流,將加速層間裂縫的發展;②積水的持續浸泡作用將破壞材料表面顆粒與基體間的聯結力,形成松散顆粒層;③水作為介質,使有害物富集并將其引入軌道內部;④水侵入結構內部,通過改變孔隙水飽和度而影響混凝土碳化及鋼筋腐蝕機制。層間積水的持續侵蝕作用將影響著軌道結構的完整性和承載能力。

圖1 CRTSⅡ型板式軌道結構示意

圖2 GRTSⅡ型板式軌道層間病害

由于無砟軌道積水區常伴隨著典型的冒泥冒漿病害特征,見圖2(b)～圖2(d),故應首先從水力劈裂和沖蝕的角度研究了層間水對無砟軌道的影響。Cao等[4]基于流體動力學原理,推導出層間動水壓力解析表達式,王明昃等[5]分析了動水壓力的時空變化特征。隨后基于復合型斷裂準則,對無砟軌道層間水力劈裂機理進行分析。Hu等[6]采用Paris疲勞擴展理論,對無砟軌道層間水力劈裂疲勞壽命進行預測。徐桂弘[7]基于多相流理論,分析表面剝離脫落顆粒的沖蝕磨損機理。上述研究成果未考慮水對材料力學性能的影響。

在局部積水環境下,混凝土及砂漿內的自由水將減弱膠凝體顆粒間的范德華力,使得材料力學性能逐漸衰減?；炷磷鳛槌Ｓ霉こ滩牧?學者們已經對水環境下其力學性能的演變規律開展了大量研究。王海龍等[8]采用斷裂力學方法,研究孔隙水壓力降低濕態混凝土開裂應力和抗壓強度。楊榮山等[9]通過多尺度模型,建立混凝土內部濕度狀態與宏觀力學性能間的關系。同樣地,學者在研究砂漿的浸水軟化規律時,采用與混凝土類似的研究方法,對比飽和水下材料的靜動態力學性能差異[10-11],并分析水、溫度、酸雨、微生物等環境因素的影響[12-13]。隨著圖像處理技術的發展,工業CT(computed tomography)、低場核磁共振等技術也逐漸被用于砂漿浸水軟化機制的細觀分析[14]。由于孔隙水自浸水面向內部逐漸衰減的分布特點,會導致浸水表層與內部軟化程度存在顯著差異。要想準確建立層間積水區表層材料的浸水軟化規律,首先需要明確層間積水對無砟軌道內水分分布的影響。

目前,用于衡量多孔材料內水分含量的參量主要有孔隙水飽和度和相對濕度兩個。由于直接測量飽和度比較困難,在研究中學者多使用相對濕度描述無砟軌道內水分分布狀態。Li等[15]基于Fick擴散定律,分析了無砟軌道早期濕度場分布規律。Cao等[16]采用節點耦合技術,實現了施工過程對早期濕度場的影響研究。劉佳等[17]分析了層間積水對無砟軌道內濕度的影響深度。事實上,無砟軌道內孔隙水含量包含水蒸氣和液態水兩部分,相對濕度只能反映孔隙內水蒸氣的相對含量,而飽和度是表征孔隙水含量更為準確的指標。將飽和度作為變量,來描述CRTSⅡ型板式軌道內水分含量時,將面臨三個技術障礙:①無砟軌道內飽和度計算方法未建立;②砂漿材料的飽和度計算參數未測定;③無砟軌道內飽和度瞬態分析時的初始狀態不確定。

本文針對CRTSⅡ型板式軌道內飽和度分布特性開展研究,首先采用掃描電子顯微鏡獲取不同尺度下砂漿的孔隙形貌?；贐ET多層吸附理論建立干濕環境下的無砟軌道內孔隙水計算方法。開展砂漿毛細吸水試驗,測定砂漿的毛細吸水擴散系數,解決了CRTSⅡ型板式軌道內飽和度計算的重要參數問題。采用節點耦合技術,建立層間積水下無砟軌道內飽和度瞬態計算模型。設計的“穩態+瞬態”兩步計算流程,解決了非均勻飽和度初始條件問題。最后,分析了環境濕度、層間積水、積水時間等對無砟軌道內飽和度的影響。研究成果可為CRTSⅡ型板式軌道的水致劣化機理及耐久性評估研究提供飽和度理論參考依據。

1 無砟軌道內孔隙結構和水分存在形式

1.1 孔隙結構

混凝土和砂漿等水泥基材料內飽和度與材料的孔隙結構和外部環境水分條件有關。根據孔隙大小和形成原因,可將孔隙分為膠凝孔、毛細孔及氣孔三類[18]。以砂漿為例,采用掃描電子顯微鏡獲取不同尺度下的孔隙形態,見圖3。

圖3 不同尺度下的砂漿孔隙結構

膠凝孔是由水泥水化反應所產生的微小孔隙,其直徑一般小于10 nm。毛細孔的主要特征為表面勢能明顯大于重力勢能,并能從空氣中吸附水蒸氣。當濕度穩定后,小于開爾文直徑dk的孔隙將充滿液態水,而大于dk的孔隙表面將覆蓋一層水膜。開爾文直徑dk和水膜厚度ω計算式分別為[19-20]。

(1)

(2)

式中:σ為液體的表面張力;Vm為水的摩爾體積;R為氣體常數;T為絕對溫度;H為相對濕度;C為BET常數;dw為水分子直徑。

大于10μm的孔隙主要是氣孔,其中Ⅱ型砂漿的含氣量應小于10%。

1.2 孔隙中水分存在形式

根據Feldman-Sereda模型[21],孔隙中的水由自由水、吸附水和化學結合水等構成。自由水存在于大毛細孔(dk10 μm)中;大氣吸附水存在于微毛細孔內及覆蓋在大毛細孔、氣孔孔壁表面,吸附水量由周圍空氣的濕度決定;化學結合水是指包含在原料礦物組成中的水分和水泥水化結合的水分,此水分只有在高溫下才會分解釋放。軌道板混凝土(w/c=0.3)在澆筑完成后第7天的內部水分分布情況[20]見圖4。

圖4 混凝土孔隙中水分與相對濕度的關系

由圖4可知,毛細孔隙中的液態水主要形成于H=80%～100%的高濕度環境下。因此,在無砟軌道澆筑完成后的干燥階段,水會首先脫離毛細孔。

2 無砟軌道水分分布計算原理

直接暴露在大氣環境中的無砟軌道,內部孔隙水處于不飽和狀態,而影響不飽和孔隙水的環境因素包括干燥和濕潤兩類:①暴露面干燥大氣引起的水分交換;②局部積水引起的毛細吸水。

2.1 干燥環境

在干燥環境下,軌道暴露面與大氣間的水分交換為

(3)

式中:H為內部相對濕度;Hs為大氣相對濕度;Hm為軌道暴露面相對濕度;am為水分交換系數;n為法線方向。

干燥環境下無砟軌道內水分擴散采用基于內部相對濕度的偏微分方程描述[16],即

(4)

式中:t為時間;D(H)為以相對濕度H為變量的水分擴散系數;2為拉普拉斯算子。

水分擴散系數D(H)是內部相對濕度的非線性函數,可描述為[22]

(5)

式中:Dd為最大水分擴散系數;α為最小和最大水分擴散系數之比;Hc為當D(H)=0.5D0時的相對濕度,D0為初始時刻水分擴散系數;β為與材料相關的系數。

2.2 濕潤環境

當無砟軌道局部存在積水時,表面水因孔隙的毛細吸水效應而向內部運輸,該水分傳輸過程可采用基于材料內部飽和度的非線性偏微分方程來描述[23],即

(6)

式中:θ為飽和度;D(θ)為以飽和度θ為變量的水分擴散系數。

毛細吸水擴散系數D(θ)可描述為

D(θ)=Dwexp(iθ)

(7)

式中:Dw為干燥材料的毛細吸水擴散系數;i為常數,一般取i=6～8。

干燥材料的毛細吸水擴散系數Dw與吸水率S、有效孔隙率Φ的關系為[24]

(8)

式中:S為吸水率,可通過材料毛細吸水試驗測定;Φ為有效孔隙率,有效孔隙一般是指10～100nm范圍的連通孔,常采用的有效孔隙率Φ測試方法包括壓汞法(MIP)、恒溫恒濕干燥法(CTHD)和核磁共振法(NMR)等。

2.3 干濕環境耦合

Jiang等[25]在BET多層吸附模型的基礎上,通過在實驗室固定相對濕度環境下測定出飽和度θ與相對濕度H的對應關系為

(9)

式中:λ1、λ2、λ3為與水灰比w/c有關的函數。

3 砂漿吸水試驗

為了獲取干燥砂漿的毛細吸水擴散系數Dw,設計并開展砂漿吸水試驗,見圖5。毛細吸水試驗裝置由砂漿試件、游標卡尺、透明防水膠、恒溫干燥試驗箱、水盤、電子天平等構成。

圖5 砂漿吸水試驗裝置示意

砂漿試件采用直徑d=100mm、高度h=50mm的餅狀試件,配合比為干料∶乳化瀝青∶水∶減水劑∶消泡劑=7.9∶1.3∶1∶0.018∶0.000 26。干料和乳化瀝青均為濟南拓達建材有限公司生產,水為自來水,消泡劑為有機硅消泡劑,減水劑為聚羧酸減水劑,減水率為25%。試件澆筑完成后,將其移入標準養護室內養護,養護條件為:溫度為(20±2) ℃、濕度為95%。1 d后脫模,繼續在標準養護室養護至7 d,然后移入溫度(20±2) ℃、濕度(60±5)%養護室,養護至28 d。試驗前,用砂紙打磨掉吸水面自然形成的一層比較致密的瀝青膜,采用游標卡尺測量吸水面直徑,計算吸水面面積。具體試驗步驟如下:

Step1將試件側面涂抹防水膠,隔絕側面與外界間的水分交換,形成上下單向吸水。

Step2待防水膠凝固后,將試件移置于60 ℃的干燥試驗箱內并定期稱重。當兩次稱重質量差小于0.01 g時停止烘干,并將試件放回試驗箱內冷卻至室溫(約為18 ℃)。

Step3將干燥試件移置水盤中,試件底部吸水面浸入深度為5 mm,保證吸水面完全浸入水中,試件下表面與墊塊保持點接觸,上表面覆蓋防水薄膜。

Step4定時取出試件,用濾紙吸去試件表面的水分并稱重,此過程在45 s內完成。

Step5測量試樣在48 h內的累計吸水質量m,測量時間間隔為2 h,測試結果見圖6。

圖6 毛細吸水質量與吸水時間的關系

通過對圖6所示試驗測量m-t曲線進行擬合分析發現,砂漿單位面積毛細吸水量i與吸水時間t的關系為

式中:m為吸水質量;ρ為水的密度;A為吸水面的面積;S為吸水率,通過求平均值,得砂漿的毛細吸水率為S=0.986 8×10-6m/s0.5;t為時間;S0為瞬時吸水量。

此外,采用恒溫恒濕干燥法測定的砂漿有效孔隙率為Φ=4.21%。將上述試驗測定的吸水率S和有效孔隙率Φ代入式(8)中,計算得干燥砂漿的毛細吸水擴散系數Dw為1.225 5×10-11m2/s。至此,解決了CRTSⅡ型板式軌道層間吸水問題研究的重要參數問題。

4 算例驗證

為了驗證本文提出的瞬態飽和度計算方法的正確性,選擇養護28 d的砂漿試件(未烘干)開展獨立性驗證試驗。試件底面為吸水面,并隔絕側面、頂面與大氣間的水分交換。同時,參考文獻[26],建立砂漿試件的飽和度計算模型。計算程序中需將密度ρ與比熱容c的乘積設置為1,水分擴散系數D代替熱傳導系數k。計算模型的初始條件、邊界條件與驗證試驗保持一致。經過48 h吸水,理論計算與試驗測試的結果見圖7。

圖7 理論計算與試驗測試結果對比

由圖7可知,理論計算的試件濕潤區與試驗記錄的濕潤區一致性較好。同時,經過48 h的累計吸水,理論計算的累計吸水量為4.01 g,試驗測試的累計吸水量為4.25 g,兩者誤差小于6%。理論計算與試驗測試結果的較為一致性,可認為本文提出的瞬態飽和度計算方法基本正確,且該方法能夠有效的評估層間積水下無砟軌道內飽和度的瞬態分布規律。

5 無砟軌道內飽和度計算模型

本文選擇路基段CRTSⅡ型板式軌道,分析層間積水對無砟軌道內飽和度的影響,建立的無砟軌道飽和度瞬態計算模型,見圖8。計算模型自上而下依次為:預制軌道板200 mm×2 550 mm、砂漿層30 mm×2 550 mm、混凝土支承層300 mm×3 250 mm及路基基床500 mm×4 250 mm。各層結構對應的材料參數見表1[27-28]。劃分網格時,砂漿層單元尺寸為5 mm,其余各層單元尺寸為25 mm,生成的有限元模型單元數為6 388個,節點數為20 268個。采用節點耦合技術將砂漿與軌道板、支承層界面黏結為一體,層間界面的開裂通過控制耦合節點對的失效來實現。當層間裂縫內充滿水時,與積水直接接觸的濕潤邊界設置為θ=100%的恒定飽和度?；驳撞吭O置為H=90%的恒定相對濕度邊界,軌道暴露面施加對流邊界,對流水分交換系數為22×10-5m/h,大氣濕度值參考北京地區的氣象資料,見圖9[29]。

表1 材料參數

圖8 路基上CRTSⅡ型板式軌道飽和度計算模型

圖9 北京地區月平均大氣濕度

6 計算結果及分析

在分析層間積水對無砟軌道內飽和度影響時,軌道結構內的孔隙水初始狀態是不確定的。軌道結構內孔隙水初始狀態會受到暴露面大氣濕度和基床底部恒定濕度的共同作用,且分布是非均勻的。為了解決該問題,本文設計出“穩態+瞬態”的兩步計算方法。首先,通過開展穩態飽和度分析,獲得軌道內的平衡飽和度分布規律;然后,將該平衡飽和度分布作為瞬態分析的初始條件,進而實現層間積水下無砟軌道內飽和度分布特性研究。

6.1 穩態飽和度分析

無層間積水時,無砟軌道內的飽和度在暴露面大氣濕度和基床底部恒定濕度的長期作用下將處于平衡狀態。采用穩態飽和度計算模型分析該平衡飽和度時,參考圖9所示北京地區的大氣濕度,選擇1、4、7、10月四個典型月份,分別代表著冬、春、夏、秋四季。計算的四個典型月份無砟軌道內平衡飽和度分布云圖見圖10。

圖10 無砟軌道內平衡飽和度分布云圖(單位:%)

由圖10可知,在基床底部恒定濕度和大氣月平均濕度的長期作用下,4個典型月份的無砟軌道內飽和度存在相同的分布規律,其中最低飽和度θ=36%出現在4月份,對應著一年中最干燥的月份。

無砟軌道內平衡飽和度沿著深度方向呈典型的三線性分布規律,見圖11(路徑ab參見圖10(d))。

圖11 飽和度沿路徑ab分布

由圖11可知,其中各層內的飽和度梯度由大到小的順序為:支承層、軌道板、砂漿層,與各層材料的毛細吸水擴散系數大小順序一致。此外,經進一步分析發現,1、4、7、10月份內砂漿層上下邊界的飽和度差分別為4.36%、6.52%、0.27%、2.46%,對應的平均飽和度分別為58.68%、55.67%、64.32%、61.31%。由此可知,砂漿層內飽和度年度差最高為6.52%,其中在夏季(7月)高濕度季節的飽和度基本呈現均勻分布狀態。圖10所示穩態飽和度分布結果將作為后續層間積水下無砟軌道內飽和度瞬態分析的初始條件。

6.2 砂漿層下單裂縫積水的影響

在雨水豐富或排水系統出現故障時,無砟軌道層間裂縫內會形成局部積水現象。為了分析層間積水對路基段CRTSⅡ型板式軌道內飽和度的影響,假定支承層與砂漿層間存在一0.5 m深的裂縫,且裂縫內充滿水,見圖8(b)。當裂縫面與水直接接觸時,因混凝土、砂漿材料的毛細孔瞬時吸水效應,致使接觸面的飽和度瞬間達到100%的飽和狀態,見圖12(a)。在濕潤面的毛細吸水效應下,層間積水將向軌道內持續擴散。通過對比發現,積水向支承層的擴散速率顯著大于砂漿層及軌道板,表明低擴散系數的砂漿層對水分的向上運輸具有一定的抑制作用,見圖12(b)、圖12(c)。

圖12 無砟軌道內飽和度分布云圖(單位:%)

6.2.1 對砂漿層的影響

對于砂漿層,裂縫面飽和度在水浸泡下迅速升至飽和狀態,并在飽和度差驅動下向內部擴散,見圖13、圖14。在浸泡至第2天時,計算點B(B點位置參見圖8(b))的飽和度開始增加,表明此時積水已影響整個砂漿層的飽和度分布。隨著水分的持續擴散,砂漿層內飽和度將逐漸轉變為二次多項式分布。待浸泡7 d后,砂漿層上下邊界的飽和度差由49.7%下降至21.7%,且平均飽和度增幅為37.6%。

圖13 飽和度沿路徑cd的分布

圖14 砂漿層內飽和度沿厚度分布

6.2.2 對軌道板的影響

由圖15中計算點B處的飽和度變化曲線可知,當砂漿層下積水超過1 d后,積水將經砂漿層擴散至軌道板底層,并開始逐漸影響軌道板內的飽和度。在第7天,層間積水對軌道板的影響深度可至100 mm。按照TB 10005—2010《鐵路混凝土結構耐久性設計規范》[30]的要求,環境水侵蝕條件下軌道板鋼筋混凝土的保護層厚度為20～35 mm。對于預應力鋼筋混凝土軌道板,當飽和度較低時,鋼筋腐蝕受鐵氧化反應為主導的陽極控制,且氧化反應活躍度在飽和度為65%時達到最高;當飽和度大于70%后,鐵氧化反應結束,鋼筋腐蝕開始進入以析氫反應為主導的陰極控制階段[31]?；诖?本文選擇軌道板底層鋼筋處作為飽和度的計算點(參見圖8(b)A點,其距軌道板底20 mm)。A點處飽和度時程曲線見圖15,以此來評估層間積水對軌道板內鋼筋腐蝕機制的影響。由圖15可見,A點軌道板內底層鋼筋處飽和度從第3天開始增加,并在t=5.4 d時達到氧化反應活躍臨界飽和度65%。經7 d毛細吸水作用,A點處的飽和度將達到70%,此后鋼筋的鐵氧化反應結束,開始進入以析氫反應為主導的陰極控制階段。

圖15 計算點A、B處飽和度時程變化規律

6.2.3 對裂縫前緣的影響

為了分析層間積水對裂縫前緣的影響,計算不同時刻下飽和度沿裂縫前緣的分布規律,結果見圖16。圖中L=0 m表示裂縫尖端位置,水平軸正向代表著裂縫前緣方向。由此可知,裂縫尖端處積水對裂縫前緣的影響隨吸水時間增加而加深。1 d內裂縫尖端處積水可擴散至深度0.14 m處,并在0～0.015 m范圍內形成90%以上的高飽和度區。經過7 d的持續吸水,裂縫前緣受影響區發展至深度0.39 m處,而飽和度高于90%的區域達到0.045 m。高飽和度孔隙水的持續侵蝕作用將在裂縫尖端小范圍內形成軟化區,降低砂漿層與支承層的粘結強度,加速層間裂縫的發展。

圖16 積水對裂縫前緣的影響

6.3 砂漿層上單裂縫積水的影響

當軌道板和砂漿層間存在裂縫時,在雨水天氣因裂縫的毛細管吸附力作用,會使得少量液態水進入裂縫內部。隨后在列車荷載下形成高速有壓水流,反復對裂縫表面進行沖刷作用,破壞表面細微顆粒與基體間的黏結力。裂縫內脫落的細微顆粒隨液態水被排除,逐漸在裂縫口形成堆積現象,見圖2(d)。當裂縫口顆粒堆積高度大于裂縫開口量時,將會形成砂漿層上裂縫積水現象,見圖8(c)。砂漿層上單裂縫積水作用下,計算的軌道內飽和度分布云圖,見圖17。

圖17 無砟軌道內飽和度分布云圖(單位:%)

由圖17可知,由于低擴散系數砂漿層對水分向下擴散的阻礙作用,使得積水主要向軌道板內擴散。當軌道板底與水直接接觸時,接觸面的飽和度因毛細孔的瞬時吸水效應而迅速增至100%的飽和狀態。經過板底1 d的毛細吸水作用,層間積水可擴散至深度約40 mm處。由圖18中計算點A的飽和度時程曲線可知,在吸水初期,軌道板內底層鋼筋處飽和度呈現先減小后增加的變化趨勢,18 h時達到氧化反應活躍臨界飽和度65%,并在36 h后達到90%以上的高飽和度狀態,此后軌道板內底層鋼筋腐蝕以析氫反應為主導的陰極控制。經7 d毛細吸水作用,層間積水影響深度達到150 mm深,并與暴露面大氣濕度影響疊加在一起。此外,通過對比圖12和圖17可知,砂漿層上單裂縫積水對砂漿層和裂縫前緣的影響與下單裂縫積水的影響基本是一致的,故砂漿層上單裂縫積水對砂漿層和裂縫前緣的影響不再重復討論分析。

圖18 計算點A處飽和度時程變化規律

6.4 砂漿層上下雙裂縫積水的影響

通過現場調研發現,在CRTSⅡ型板式軌道層間破損嚴重區域,會出現砂漿層上、下界面同時開裂的現象。在極端降水條件下,該區段會出現雙裂縫同時積水的現象。本節在分析雙裂縫積水對軌道內飽和度的影響時,選擇圖8(d)所示計算模型,模型中支承層與砂漿層、砂漿層與軌道板間裂縫長度為0.5 m,且裂縫內充滿水。當裂縫面與水直接接觸時,在濕潤面毛細吸水效應的作用下,層間積水將同時向支承層、砂漿層和軌道板內持續擴散,影響著軌道內各層構建的水分分布。通過對比三種積水情況下的軌道內飽和度計算結果發現,雙裂縫積水對軌道板和裂縫前緣的影響與單裂縫積水的影響基本保持一致,顧雙裂縫積水水對軌道板和裂縫前緣的影響不再重復討論分析。

對于砂漿層,在上下自由水包裹下形成密閉環境,將不再與其他軌道部件進行水分交換,見圖19。在濕潤面毛細吸水時間超過6 h后,層間裂縫內積水的影響可覆蓋整個砂漿層,且平均飽和度增幅為18.76%。在第36小時,整個砂漿層內的孔隙水基本已達到100%的飽和狀態,見圖20、圖21。已有試驗測試結果表明,砂漿材料強度在飽和水短期影響下可降低16%,而6輪干濕循環可使折壓比下降24.4%,脆性也大為增加[13]。層間積水侵蝕下,砂漿層力學性能的逐漸衰減,將加速砂漿層的破壞,影響著高速鐵路的行車安全性與舒適性。

圖19 無砟軌道內飽和度(t=7 d)分布云圖(單位:%)

圖20 砂漿層內飽和度沿厚度分布

圖21 計算點C處飽和度時程變化規律

7 結論

論文針對層間積水對CRTSⅡ型板式軌道內飽和度的影響問題,通過開展試驗測試和數值模擬研究,得到以下結論:

1) 開展砂漿吸水試驗,測得砂漿的吸水率為0.986 8×10-6m/s0.5,采用恒溫恒濕干燥法測定砂漿的有效孔隙率為4.21%,并計算出干燥砂漿的毛細吸水擴散系數為1.225 5×10-11m2/s。

2) CRTSⅡ型板式軌道內形成的平衡飽和度沿深度方向呈三線性分布規律。其中砂漿層內飽和度年度差最高為6.52%,而在夏季(7月)高濕度季節的飽和度基本呈均勻分布狀態。

3) 單裂縫積水下,砂漿層內飽和度沿厚度分布將由線性向二次多項式轉變。經過7 d的毛細吸水作用,砂漿層平均飽和度增幅為37.6%,軌道板底層鋼筋處的飽和度提升至70%,而裂縫前緣的受影響范圍約為0.4 m。

4) 雙裂縫積水下,整個砂漿層的飽和度在1.5 d時可達到100%的飽和狀態。