張震東， 高原， 馬大為， 朱忠領(lǐng)， 王璽

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094； 2.火箭軍研究院， 北京 100085；3.北京航天發(fā)射技術(shù)研究所， 北京 100076 )

0 引言

目前，國(guó)內(nèi)外關(guān)于行車載荷下路面的動(dòng)力響應(yīng)研究較多，對(duì)于沖擊載荷下路面非線性力學(xué)行為的研究主要集中于碾壓沖擊載荷下路面破壞特征與動(dòng)力響應(yīng)分析、落石沖擊載荷下路面變形與邊坡響應(yīng)研究、飛機(jī)著陸載荷下機(jī)場(chǎng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)試驗(yàn)與仿真，以及其他特種強(qiáng)沖擊載荷下路面損傷破壞模式有限元模擬等方面。

路面碾壓沖擊響應(yīng)研究方面，唐學(xué)軍等以舊水泥混凝土路面為對(duì)象，基于三維有限元方法，研究了沖擊壓實(shí)施工中不同路基剛度條件下的舊路面結(jié)構(gòu)及路基的受力、變形特征。胡昌斌等采用三維彈塑性有限元技術(shù)和試驗(yàn)手段，研究了沖擊壓路機(jī)在碾壓破碎舊水泥混凝土板時(shí)路面板、路基的動(dòng)力響應(yīng)與沖擊遍數(shù)、行駛路線間的關(guān)聯(lián)特性。

路面落石沖擊響應(yīng)研究方面，王林峰等基于能量守恒原理和太沙基地基承載力理論，分別計(jì)算了落石沖擊力和由此引起的公路變形量，并給出了判斷公路安全狀態(tài)的標(biāo)準(zhǔn)。張東亮等采用沖擊動(dòng)力學(xué)軟件LS-DYNA研究了下落高度及入射角度對(duì)落石沖擊作用下路基邊坡動(dòng)力學(xué)響應(yīng)的影響規(guī)律。

飛機(jī)著陸載荷下機(jī)場(chǎng)跑道響應(yīng)研究方面，Modarres等以波音777-300型飛機(jī)著陸時(shí)對(duì)機(jī)場(chǎng)的沖擊載荷為輸入，采用有限元分析方法研究了著陸載荷對(duì)機(jī)場(chǎng)縱向貫穿裂紋擴(kuò)展的影響規(guī)律。Tan等數(shù)值模擬了多種型號(hào)飛機(jī)著陸載荷及溫度共同作用下埋設(shè)融雪管道機(jī)場(chǎng)跑道的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。Ali等基于有限元手段分析了纖維增強(qiáng)水泥混凝土機(jī)場(chǎng)跑道在空客A380飛機(jī)單輪和多輪著陸載荷下的力學(xué)行為。

其他沖擊載荷下路面響應(yīng)研究方面，周曉和等建立了鋼筋混凝土路面有限元模型，分析了混凝土厚度、鋼筋位置及縱向配筋率對(duì)彈射沖擊載荷下鋼筋混凝土路面動(dòng)態(tài)響應(yīng)的敏感度。張震東等利用有限元方法及其二次開(kāi)發(fā)技術(shù)研究了瀝青混凝土路面在彈射載荷下面層的沖擊損傷，闡明了損傷變化規(guī)律及分布規(guī)律。Ding等仿真模擬了4種典型水泥混凝土路面在沖擊載荷下的路面彎沉、面層底部應(yīng)變變化規(guī)律。馮錦艷等分別采用理論計(jì)算和數(shù)值模擬方法計(jì)算了彈射沖擊載荷下的低等級(jí)瀝青路面峰值沉降和殘余沉降，對(duì)比了兩種方法的計(jì)算精度。林欽棟等采用基于有限元和離散元耦合的顯式數(shù)值分析方法，建立了典型低等級(jí)道路結(jié)構(gòu)的1/4簡(jiǎn)化計(jì)算模型，模擬分析了特種沖擊載荷下的路面沉降和破壞特征。Zhang等基于連續(xù)- 間斷有限元法研究了多點(diǎn)沖擊下混凝土路面的損傷特性，分析了沖擊速度和沖擊位置對(duì)裂紋擴(kuò)展的影響。

綜上所述，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要采用數(shù)值仿真或理論分析手段研究各類沖擊載荷下路面的動(dòng)力響應(yīng)，然而關(guān)于彈射沖擊載荷下路面響應(yīng)的試驗(yàn)研究還不多見(jiàn)，無(wú)法為發(fā)射場(chǎng)坪的選擇與建設(shè)提供參考，也無(wú)法為導(dǎo)彈發(fā)射裝備發(fā)射安全性的研究提供借鑒。鑒于此，本文利用自行搭建的路面沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)研究水泥混凝土路面在多次模擬彈射載荷下的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，獲取載荷影響范圍、路面面層破壞極限載荷和破壞形式。本文的研究成果對(duì)發(fā)射場(chǎng)坪的建設(shè)、選擇以及導(dǎo)彈發(fā)射安全性分析具有指導(dǎo)意義，可為火箭或?qū)棸l(fā)射裝備的發(fā)射安全性分析提供借鑒。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)搭建

1.1 試驗(yàn)準(zhǔn)備

如圖1所示，路面沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)主要由沖擊載荷生成設(shè)備及其固定支架、土壓力傳感器、路面三維試槽、全尺度等級(jí)路面以及相應(yīng)的數(shù)據(jù)采集設(shè)備組成。其中，模擬彈射載荷生成設(shè)備利用氣閥調(diào)節(jié)進(jìn)入氣囊的高壓氣體體積與壓力，通過(guò)控制氣囊膨脹觸地過(guò)程，模擬彈射載荷加載；土壓力傳感器用于測(cè)量沖擊載荷作用過(guò)程中土層壓應(yīng)力的變化；固定支架用于固定沖擊載荷生成設(shè)備并抵抗氣囊膨脹觸地后產(chǎn)生的向上沖擊載荷；試驗(yàn)系統(tǒng)中的路面面層鋪設(shè)有應(yīng)變傳感器，用于獲取加載過(guò)程中面層的應(yīng)變變化規(guī)律。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)構(gòu)成Fig.1 Composition of the test system

為了反映極限工況，本文鋪筑四級(jí)水泥混凝土路面開(kāi)展模擬彈射試驗(yàn)。限于試驗(yàn)場(chǎng)地條件及實(shí)際工程量，試驗(yàn)路面邊界條件如下：三維試槽底部為當(dāng)?shù)卦瓲钔?，滿足無(wú)反射邊界條件，試驗(yàn)前將試槽清空至原狀土后不斷壓實(shí)，以保證試驗(yàn)路面滿足實(shí)際等級(jí)公路對(duì)土基回彈模量的要求；為減小沖擊振動(dòng)對(duì)周圍樓房的影響，試槽側(cè)面為水泥混凝土隔振墻，本文試驗(yàn)盡量通過(guò)加大試槽尺寸來(lái)削弱試槽側(cè)面反射邊界條件對(duì)試驗(yàn)路面沖擊響應(yīng)的影響，試槽長(zhǎng)、寬尺寸分別為6 000 mm和5 000 mm。

由于試驗(yàn)條件限制，在三維試槽中建立低等級(jí)水泥混凝土路面，路面結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 三維試槽加載試驗(yàn)路面結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of the test pavement

綜合考慮試槽內(nèi)壁尺寸、邊緣臺(tái)階預(yù)留寬度及施工條件、數(shù)據(jù)采集等條件，三維試槽內(nèi)路面結(jié)構(gòu)各功能層寬度均為5 000 mm，長(zhǎng)度均為6 000 mm。根據(jù)國(guó)家規(guī)范JTG D40—2011公路水泥混凝土路面設(shè)計(jì)規(guī)范規(guī)定，四級(jí)水泥混凝土面層厚度為220 mm，二灰碎石基層厚度為200 mm，石灰土底基層厚度為180 mm，將試槽清空至原狀土后土基厚度為3 000 mm。

下面按照層位結(jié)構(gòu)及施工順序分別對(duì)試驗(yàn)道路結(jié)構(gòu)的路用材料、施工方法及施工質(zhì)量控制等進(jìn)行簡(jiǎn)單介紹及說(shuō)明。

1.2 土基試驗(yàn)

土基施工示意圖如圖3所示。首先進(jìn)行試槽清理，將試槽內(nèi)原有試驗(yàn)土進(jìn)行清除，在距地面3 000 mm左右處開(kāi)挖至原狀土，并將其視為土基填筑表面。然后在試槽壁標(biāo)出豎向位置刻度線，將土基分層壓實(shí)厚度控制在250～350 mm之間，并通過(guò)合理增加碾壓次數(shù)、提高壓實(shí)功等方法，保證土基壓實(shí)度達(dá)到國(guó)家規(guī)范JTG/T 3610—2019公路路基施工技術(shù)規(guī)范要求，并設(shè)置、、、共4個(gè)測(cè)點(diǎn)對(duì)土基回彈模量進(jìn)行實(shí)測(cè)(見(jiàn)圖4)，測(cè)試數(shù)據(jù)如表1所示。

圖3 土基施工Fig.3 Soil subgrade construction

圖4 土基回彈模量實(shí)測(cè)Fig.4 Measurement of resilience modulus

表1 土基頂面回彈模量實(shí)測(cè)值

1.3 石灰土底基層試驗(yàn)

石灰土壓實(shí)示意圖如圖5所示。石灰土基層鋪筑采用路拌法，將土料、石灰粉料搬運(yùn)到作業(yè)面，按最佳配合比拌合。采用方格法進(jìn)行布料，將符合條件的土料和石灰粉翻拌1～2遍，檢測(cè)并調(diào)整含水量，必要時(shí)通過(guò)灑水和晾曬來(lái)調(diào)整含水量。然后均勻翻拌2～3遍，將石灰土進(jìn)行攤鋪并碾壓，初壓后及時(shí)進(jìn)行高程復(fù)核，并最終碾壓2～3遍，壓實(shí)結(jié)束后進(jìn)行灑水養(yǎng)生，養(yǎng)生期為28 d。利用萬(wàn)能材料試驗(yàn)機(jī)，對(duì)石灰土的浸水抗壓強(qiáng)度進(jìn)行測(cè)試，測(cè)試數(shù)據(jù)如表2所示。圖6所示為石灰土材料壓縮試驗(yàn)試件。

圖5 石灰土壓實(shí)Fig.5 Limestone soil compaction

表2 石灰土抗壓強(qiáng)度

圖6 石灰土材料壓縮試驗(yàn)試件Fig.6 Limestone soil compression test specimen

1.4 二灰碎石基層試驗(yàn)

二灰碎石基層施工過(guò)程如圖7所示。

圖7 二灰碎石基層施工Fig.7 Construction of lime-flyash stabilized macadam base

半剛性基層材料采用公路工程項(xiàng)目現(xiàn)場(chǎng)拌合站標(biāo)準(zhǔn)拌合樓拌制的二灰碎石混合料，完全貼近工程實(shí)際情況，能夠較好地滿足要求。攤鋪完成后使用8 t雙鋼輪壓路機(jī)進(jìn)行碾壓，并對(duì)二灰碎石的抗壓強(qiáng)度進(jìn)行實(shí)測(cè)(見(jiàn)圖8)，測(cè)試數(shù)據(jù)如表3所示。

圖8 二灰碎石材料壓縮試驗(yàn)Fig.8 Compression test of lime-flyash stabilized macadam

表3 二灰碎石抗壓強(qiáng)度

1.5 水泥混凝土面層試驗(yàn)

為了與實(shí)際道路施工保持一致，采用標(biāo)準(zhǔn)C50澆筑式商品混凝土進(jìn)行鋪設(shè)，該商品混凝土為當(dāng)?shù)毓饭こ添?xiàng)目實(shí)際用材料，可滿足道路施工要求。圖9所示為水泥混凝土路面鋪筑現(xiàn)場(chǎng)畫(huà)面。

圖9 水泥混凝土路面鋪筑Fig.9 Cement concrete pavement construction

參考國(guó)家規(guī)范JTG 3420—2020公路工程水泥及水泥混凝土試驗(yàn)規(guī)程中關(guān)于水泥混凝土圓柱體軸心抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)方法(T 0554—2005)和水泥混凝土圓柱體抗壓彈性模量試驗(yàn)方法(T 0557—2005)，從試驗(yàn)道路面層鉆芯取得試件(見(jiàn)圖10)，進(jìn)行圓柱體抗壓強(qiáng)度和抗壓彈性模量測(cè)試，測(cè)試數(shù)據(jù)分別如表4、表5所示。

圖10 水泥混凝土試件鉆芯取樣Fig.10 Drilling core of cement concrete

表4 水泥混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度測(cè)試值

表5 水泥混凝土圓柱體彈性模量測(cè)試值

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 實(shí)際載荷施加情況

實(shí)際工程中，導(dǎo)彈發(fā)射載荷由火藥產(chǎn)生，由于環(huán)境溫度對(duì)火藥的燃燒性能有較大影響，導(dǎo)致氣囊內(nèi)的峰值壓力在0.5～0.8 MPa之間。本文采用壓縮空氣代替火藥燃?xì)猱a(chǎn)生的高溫高壓氣體以模擬彈射載荷，通過(guò)調(diào)節(jié)進(jìn)入氣囊壓縮空氣的壓力、流量等參數(shù)即可模擬不同峰值的彈射載荷，以保證對(duì)地載荷形成過(guò)程與導(dǎo)彈真實(shí)發(fā)射過(guò)程一致。本文試驗(yàn)為覆蓋各種環(huán)境溫度下氣囊內(nèi)的壓力，進(jìn)行了不同氣囊壓力下的加載試驗(yàn)，并通過(guò)觀察面層破壞情況確定是否再次增加氣囊壓力，若路面出現(xiàn)破壞則不再進(jìn)行更高壓力的加載試驗(yàn)?；谏鲜鏊悸吠瓿?次不同的載荷施加，氣源壓力分別為5 MPa、15 MPa、18 MPa、27 MPa；氣囊內(nèi)壓力峰值分別為0.16 MPa、0.49 MPa、0.61 MPa、0.77 MPa。其中，第1次加載試驗(yàn)為調(diào)試設(shè)備時(shí)的試加載，其余3次為正式加載，為了減小各次加載時(shí)路面響應(yīng)(如殘余應(yīng)力等)的相互影響，兩次加載間隔約為3 h。

通過(guò)對(duì)氣囊內(nèi)壓力進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)，獲取了實(shí)際載荷加載曲線，如圖11所示。從圖11中可知：不同氣源壓力下，氣囊內(nèi)的壓力峰值到達(dá)時(shí)刻基本一致，為0.745 s；0～0.08 s時(shí)不同氣源壓力下的氣囊內(nèi)壓均為0 MPa。造成這種現(xiàn)象的原因?yàn)椋簹饽覂?nèi)壓數(shù)據(jù)采集開(kāi)始時(shí)刻與氣源氣閥開(kāi)啟時(shí)刻不同步，導(dǎo)致氣源內(nèi)的氣體還未充入氣囊壓力傳感器就開(kāi)始采集數(shù)據(jù)，使得0.08 s前的氣壓感器采集數(shù)據(jù)為0 MPa。

圖11 氣囊內(nèi)壓力時(shí)程曲線Fig.11 Time history curves of airbag internal pressure

2.2 動(dòng)態(tài)測(cè)試數(shù)據(jù)分析

2.2.1 土基壓應(yīng)力數(shù)據(jù)分析

為分析模擬彈射載荷下土基內(nèi)部應(yīng)力變化規(guī)律，摸清模擬彈射載荷對(duì)路面響應(yīng)的影響范圍，在土基中埋設(shè)土壓力傳感器，如圖12所示。為準(zhǔn)確獲取土壓力的分布規(guī)律，在土基南北方向和東西方向不同深度處分別鋪設(shè)壓力傳感器?？紤]到載荷作用面內(nèi)土壤的壓應(yīng)力相比于作用面外壓應(yīng)力數(shù)值更大，因此載荷作用面內(nèi)的壓力傳感器布置間距小，載荷作用面外的布置間距大。另外，由于路面南北方向長(zhǎng)度大于東西方向?qū)挾?，南北方向傳感器?shù)量多于東西方向。壓力傳感器在土基中的分布情況如圖13(圖中SP代表“土壓”)所示。表6所示為不同模擬彈射載荷下各深度處各測(cè)點(diǎn)的土壓應(yīng)力時(shí)程曲線。

圖12 土壓力傳感器埋設(shè)Fig.12 Embedded soil pressure sensors

圖13 三維試槽加載試驗(yàn)土基壓應(yīng)力傳感器布設(shè)示意圖Fig.13 Schematic diagram of soil pressure sensor laying

表6 不同模擬彈射載荷下各深度處土壓力時(shí)程曲線

2.2.1.1 土基壓應(yīng)力峰值

由表6可知：與氣囊內(nèi)壓力變化規(guī)律相似，土基壓應(yīng)力在模擬彈射載荷下迅速增大至最大值，然后平穩(wěn)減??；峰值壓力分別為0.16 MPa、0.49 MPa、0.61 MPa、0.77 MPa時(shí)，土基最大應(yīng)力峰值分別為-0.012 5 MPa、-0.067 0 MPa、-0.080 MPa、-0.103 9 MPa，且最大壓應(yīng)力位置均在土基頂面氣囊中心點(diǎn)處，不同深度處的土基壓應(yīng)力峰值也出現(xiàn)在載荷作用面下的土基中心處。圖14所示為不同氣囊壓力下土基頂面應(yīng)力時(shí)程曲線。通過(guò)圖14可知：0.16 MPa氣囊壓力下，土壓應(yīng)力達(dá)到峰值后存在約0.5 s的平穩(wěn)段；隨著壓力的增大，平穩(wěn)段逐漸減小，氣囊內(nèi)壓力峰值為0.77 MPa時(shí)，土應(yīng)力達(dá)到峰值后，沒(méi)有產(chǎn)生明顯的平穩(wěn)段。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因?yàn)椋鹤饔糜谕粱砻娴膭?dòng)載荷較小時(shí)，土壤材料的力學(xué)特性與固體材料相近，其內(nèi)部應(yīng)力響應(yīng)規(guī)律與外部載荷變化規(guī)律相近；隨著動(dòng)載荷的加大，土壤產(chǎn)生流動(dòng)，使土體表現(xiàn)出一些可壓縮流體性質(zhì)，流體的黏性和可壓縮性導(dǎo)致土體響應(yīng)出現(xiàn)一定滯后，使得載荷快速加載段向平穩(wěn)段過(guò)渡時(shí)土體壓力響應(yīng)比較平滑，沒(méi)有出現(xiàn)明顯的平穩(wěn)段。

圖14 不同氣囊壓力下土基頂面應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.14 Stress time-history curves of top surface of soil subgrade under different pressures

圖15所示為氣囊內(nèi)壓力與土基壓應(yīng)力峰值間的對(duì)應(yīng)關(guān)系。由圖15可知，隨著氣囊內(nèi)壓力的增大，土基壓應(yīng)力峰值隨之增大，二者間基本呈線性關(guān)系。

圖15 氣囊壓力與土基壓應(yīng)力峰值關(guān)系Fig.15 Relationship between airbag pressure and peak compressive stress of soil subgrade

2.2.1.2 土基壓應(yīng)力分布規(guī)律分析

不同氣囊壓力下土基壓應(yīng)力峰值與深度間的關(guān)系如圖16所示。由圖16可知：隨著深度的增加，土基壓應(yīng)力峰值逐漸降低；當(dāng)模擬彈射載荷較小如0.16 MPa時(shí)，壓應(yīng)力峰值隨深度增加線性減小；隨著模擬彈射載荷的提高，土基壓應(yīng)力峰值隨深度的增加非線性降低，并且深度越大，非線性越強(qiáng)。

圖16 不同氣囊壓力下土基各深度處的壓應(yīng)力峰值Fig.16 Soil peak compressive stresses at different depths under different pressures

從圖16也可得出以下結(jié)論：

1) 對(duì)比不同深度處的應(yīng)力峰值可知，對(duì)于同一模擬彈射載荷，深度小時(shí)，應(yīng)力減小速率小，隨著深度的增大，土壓應(yīng)力峰值降低程度增大。

2) 對(duì)比不同模擬彈射載荷下，土基壓應(yīng)力隨深度的減小規(guī)律可知，當(dāng)深度小于1 000 mm時(shí)，模擬彈射載荷峰值越大，土基壓應(yīng)力峰值隨著深度的減小程度越平穩(wěn)；當(dāng)深度大于1 000 mm時(shí)，隨著深度的增加，應(yīng)力減小速率增大，且模擬彈射載荷峰值越大，土基壓應(yīng)力峰值降低速率越大。

3) 隨著深度的增加，各氣囊壓力下同一深度處的土基應(yīng)力峰值逐漸減小，深度3 000 mm處各模擬彈射載荷下的土基壓應(yīng)力差別已很小，氣囊作用面下方深度3 000 mm處土基壓應(yīng)力實(shí)測(cè)值均小于0.04 MPa。

圖17所示為各氣囊壓力下不同深度處土基壓應(yīng)力與中心點(diǎn)距離關(guān)系曲線。從圖17中可以看出，隨著距中心點(diǎn)距離的增加，土基壓應(yīng)力峰值逐步減小。以氣囊內(nèi)峰值壓力為0.77 MPa時(shí)的土基壓應(yīng)力為例：在土基頂面，中心點(diǎn)處土基壓應(yīng)力達(dá)到峰值，為0.103 9 MPa；距中心點(diǎn)3 300 mm處土基壓應(yīng)力為0.000 7 MPa，為中心點(diǎn)處的0.67%；距頂面1 000 mm，中心點(diǎn)處土基壓應(yīng)力為0.095 5 MPa；距中心點(diǎn)2 000 mm處土基壓應(yīng)力為0.026 9 MPa，為中心點(diǎn)處的28.2%；距頂面2 000 mm，中心點(diǎn)處土基壓應(yīng)力為0.069 3 MPa；距中心點(diǎn)3 300 mm處土基壓應(yīng)力為0.008 3 MPa，為中心點(diǎn)處的11.98%；距頂面3 000 mm，中心點(diǎn)處土基壓應(yīng)力為0.032 2 MPa，距中心點(diǎn)3 300 mm處土基壓應(yīng)力為0.001 9 MPa，為中心點(diǎn)處的5.9%。

圖17 各氣囊壓力下不同深度處土基壓應(yīng)力與中心點(diǎn)距離關(guān)系曲線Fig.17 Relationship between the compressive stress of soil subgrade and the distance from the center point at different depths under different airbag pressures

從圖17中還可以看出，距離載荷中心點(diǎn)約3 300 mm處，不同模擬彈射載荷下各深度處的土基壓應(yīng)力峰值已經(jīng)非常小且差別較小，故本文認(rèn)為該載荷的徑向影響范圍在距中心點(diǎn)3 300 mm以內(nèi)。

2.2.2 面層應(yīng)變數(shù)據(jù)分析

面層應(yīng)變傳感器布設(shè)位置如圖18所示。圖18中，“SS-數(shù)字”代表面層應(yīng)變傳感器。考慮到載荷加載面內(nèi)的應(yīng)變較大，傳感器主要布置于氣囊載荷加載面內(nèi)。其中，SS-1用于測(cè)量載荷作用面中心處面層應(yīng)變；SS-5用于獲取作用面邊緣處的應(yīng)變變化曲線；SS-2、SS-3分別用于測(cè)量東西方向和南北方向的應(yīng)變；SS-4用于測(cè)量東北方向面層應(yīng)變。

圖18 面層應(yīng)變傳感器埋設(shè)位置示意圖Fig.18 Schematic diagram of embedded surface strain sensors

為保證水泥混凝土面層應(yīng)變傳感器能準(zhǔn)確埋入混凝土內(nèi)部并得到準(zhǔn)確的測(cè)量結(jié)果，水泥混凝土板層底應(yīng)變傳感器的埋設(shè)需要在水泥混凝土拌制、攤鋪之前安裝固定埋設(shè)，如圖19所示。

圖19 面層應(yīng)變傳感器埋設(shè)Fig.19 Embedded surface strain sensors

圖20所示分別為氣囊壓力0.16 MPa、0.49 MPa、0.61 MPa和0.77 MPa載荷作用下，水泥混凝土面層應(yīng)變傳感器數(shù)據(jù)曲線。由圖20可知：模擬彈射載荷作用下，載荷作用面中心處應(yīng)變峰值最大，隨著載荷的增大，應(yīng)變峰值隨之增大；在氣囊內(nèi)壓力峰值為0.16 MPa載荷作用下，面層內(nèi)部應(yīng)變值較小，最大應(yīng)變值為0.000 017，面層處于彈性變形，載荷卸載后面層變形便恢復(fù)；氣囊壓力峰值為0.49 MPa時(shí)，面層中心點(diǎn)處最大拉應(yīng)變?yōu)?.000 116，載荷作用面中心處已經(jīng)產(chǎn)生了少量塑性變形；氣囊壓力峰值為0.61 MPa時(shí)，面層最大應(yīng)變值達(dá)到0.000 15，面層也有塑性應(yīng)變產(chǎn)生；氣囊壓力峰值為0.77 MPa時(shí)，面層最大應(yīng)變值達(dá)到0.000 41，已經(jīng)超過(guò)水泥混凝土材料的極限彎拉應(yīng)變值，在該位置處水泥混凝土面層已經(jīng)發(fā)生了斷裂破壞，距中心點(diǎn)一定距離的SS-3傳感器，最大應(yīng)變峰值為0.000 2，通過(guò)其應(yīng)變時(shí)程曲線可知，此點(diǎn)處也存在塑性變形。

圖20 各氣囊壓力下面層應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.20 Time history curves of surface strain under various airbag pressures

2.3 路面結(jié)構(gòu)破壞形式及機(jī)理分析

2.3.1 面層破壞形式

分別完成氣囊壓力0.16 MPa、0.49 MPa模擬彈射載荷作用下三維試槽加載試驗(yàn)后，對(duì)試驗(yàn)道路進(jìn)行詳細(xì)勘察，未發(fā)現(xiàn)道路表面有任何破壞的現(xiàn)象。同時(shí)基于面層應(yīng)變數(shù)據(jù)可知，以上兩種載荷下面層主要以彈塑性變形為主，其中0.16 MPa壓力下面層為彈性變形，0.49 MPa壓力下面層部分區(qū)域產(chǎn)生少量塑性變形；3 h后對(duì)該試驗(yàn)道路又進(jìn)行1次加載試驗(yàn)，氣囊內(nèi)試驗(yàn)壓力0.61 MPa，未發(fā)現(xiàn)道路表面有任何破壞，但由圖20可知，此工況下的最大拉應(yīng)變?yōu)?.000 15，載荷卸載后面層底部靠近載荷中心區(qū)域變形沒(méi)有完全恢復(fù)，表明此載荷下也有塑性變形產(chǎn)生；待彈性變形完全恢復(fù)(3 h后)將氣囊內(nèi)壓力提高到0.77 MPa，面層的最大拉應(yīng)變接近水泥混凝土的斷裂應(yīng)變，試驗(yàn)后移除載荷模擬試驗(yàn)裝置，可清晰觀察出水泥路面結(jié)構(gòu)表面出現(xiàn)徑向貫穿裂紋，如圖21所示。

圖21 混凝土面板內(nèi)的裂縫Fig.21 Cracks in the concrete face slab

由圖21可見(jiàn)：小壓力模擬彈射載荷下，本文鋪設(shè)的水泥混凝土路面主要以彈性變形為主，伴隨少量塑性變形；隨著載荷的增大，除了會(huì)產(chǎn)生彈塑性變形外，水泥混凝土面層還會(huì)產(chǎn)生輻射狀貫穿裂紋破壞。

為更加清晰地分析路面的圓形彎沉盆，分別測(cè)量路面試驗(yàn)前后的高程數(shù)據(jù)，繪制圖22所示東西和南北兩個(gè)方向的彎沉盆曲線。從圖22中可知：試驗(yàn)前路面東西方向均存在較大高程差，其原因是試驗(yàn)路面鋪筑地點(diǎn)空間小，壓路機(jī)難以進(jìn)行壓實(shí)操作，導(dǎo)致路面各功能層壓實(shí)過(guò)程中出現(xiàn)路面傾斜；由于水泥混凝土路面的面層剛強(qiáng)度高，沖擊載荷下路面面層以整體沉降為主，使得試驗(yàn)前后的路表高程差曲線波動(dòng)較小，沒(méi)有產(chǎn)生明顯的彎沉盆，多次沖擊載荷加載后水泥混凝土面層整體平均沉降25.4 mm。

圖22 試驗(yàn)前后路面彎沉盆曲線Fig.22 Pavement deflection basin curves before and after experiment

圖23 試驗(yàn)路面破壞形式Fig.23 Failure form of the test pavement

2.3.2 破壞機(jī)理

水泥混凝土作為一種準(zhǔn)脆性材料，其壓性能差異很大，抗壓強(qiáng)度遠(yuǎn)大于抗拉強(qiáng)度。通過(guò)4次三維試槽加載試驗(yàn)可知，路面結(jié)構(gòu)在氣囊壓力為0.16 MPa、0.49 MPa、0.61 MPa載荷作用下表面未發(fā)現(xiàn)破壞，而在0.77 MPa載荷作用下產(chǎn)生了輻射狀貫穿裂紋，破壞形式如圖23所示。產(chǎn)生以上破壞形式的主要原因有以下3個(gè)方面：1) 在氣源壓力27 MPa載荷作用下，水泥混凝土面層、二灰碎石基層和土基均發(fā)生了較大動(dòng)態(tài)沉降，導(dǎo)致水泥混凝土板發(fā)生大的彎曲變形，使得混凝土板底面產(chǎn)生較大拉應(yīng)力，頂部產(chǎn)生大的壓應(yīng)力。當(dāng)拉應(yīng)力超過(guò)抗拉強(qiáng)度時(shí)便從混凝土板底面開(kāi)始產(chǎn)生裂紋，隨著載荷的逐漸增加，混凝土板的彎曲程度加大，裂紋從底面向板頂面進(jìn)一步擴(kuò)展，最終形成可見(jiàn)的貫穿型裂縫。2) 由于混凝土的抗剪強(qiáng)度較高，面層沒(méi)有形成環(huán)形剪切裂縫，面層破壞以輻射狀徑向裂縫為主。3) 混凝土材料力學(xué)特性的一致性較差并且不可避免存在初始微裂紋，即混凝土板上不同位置處的抗拉強(qiáng)度等參數(shù)差異，模擬彈射載荷下混凝土面板裂紋從抗拉強(qiáng)度較低或初始微裂紋容易擴(kuò)展處形成大的裂縫，因此試驗(yàn)路面面層裂縫的分布并不均勻。

此外，通過(guò)前面土基、面層傳感器試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析可知，水泥混凝土面層和二灰碎石基層在氣源壓力18 MPa載荷作用后可能已經(jīng)開(kāi)始產(chǎn)生了塑性變形和板底開(kāi)裂破壞，只是裂紋尚未擴(kuò)展到道路表面。在板底脫空、層底開(kāi)裂的條件下，再進(jìn)行氣囊壓力0.77 MPa下的加載試驗(yàn)，加速了路面結(jié)構(gòu)的破壞速度。

3 結(jié)論

本文通過(guò)搭建路面沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)分析水泥混凝土路面在多次模擬彈射載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，獲取了土基內(nèi)壓應(yīng)力與深度及載荷作用面中心點(diǎn)距離間的關(guān)系，得到了多次模擬彈射載荷下面層破壞形式及破壞機(jī)理。所得主要結(jié)論如下：

1) 當(dāng)模擬彈射載荷較小時(shí)，土基壓應(yīng)力峰值隨深度增加線性減小，隨著模擬彈射載荷的提高，土基壓應(yīng)力峰值隨深度的增加非線性降低，并且深度越大，非線性越強(qiáng)；沖擊壓力與土基峰值壓應(yīng)力呈線性關(guān)系。

2) 沖擊載荷的徑向影響范圍在距中心點(diǎn)3 300 mm以內(nèi)。

3) 模擬彈射載荷0.49 MPa時(shí)，水泥混凝土路面面層出現(xiàn)塑性變形；沖擊載荷提高到0.77 MPa時(shí)，路面面層出現(xiàn)輻射狀貫穿裂縫。

4) 模擬彈射載荷作用下水泥混凝土路面表現(xiàn)為整體沉降。

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