基于彎沉盆指數的基層破損狀況判定研究

曾金雄 劉海軍 郭志根

(廣東交科檢測有限公司 廣州 510420)

0 引 言

半剛性基層瀝青路面在通車多年后，會出現不同程度的損傷，以開裂最為突出.改擴建工程會進行二次加鋪，而二次加鋪前舊路隱藏病害評估的準確與否，對于加鋪后路面的路用性能和使用壽命尤為重要.文獻[1]是對公路的“常規體檢”，是對整條路總體使用狀況的描述，在對各項指標進行加權平均、求和后，無法體現局部路段的真實病害情況.因此，不適用于改擴建這類特殊工程對“專科門診”的需求.

針對此類問題，Sri等[2]結合現場實測彎沉盆曲線，對比了彈性層狀理論體系和有限元方法在彎沉盆確定方面的準確度，表明采用兩種方法獲取的彎沉盆曲線均能有效的表征路面結構強度.Bahrani等[3]采用檢波器和加速度計測量路面結構內部響應，以反應路面結構內部狀況.李存健[4]通過室內試驗和現場測試，表明2D探地雷達在地下管線識別、瀝青路面層厚確定、路面脫空檢測等方面具有高效、準確等優點.羅傳熙[5]分析了3D雷達圖像在裂縫、層間黏結失效、脫空、松散與管道方面的判斷準確性，表明在脫空和管道識別方面，3D雷達精度較高.王子彬等[6]提出了基于探抗法的路面結構病害識別技術,用于舊路面內部結構病害識別.姚銀庫[7]采用FWD進行了水泥板的脫空判別研究，提出了可靠的識別方法；邱麗章等[8]通過大量路段開挖，基于材料變異后彎沉判據不應相同的考慮，提出了以一定保證率下脫空的彎沉評定判據.侯蕓等[9]通過研究各層模量、厚度、脫空以及土工織物對彎沉盆形態的影響，提出了根據彎沉盆形態判別路面結構參數的判定方法.

綜上所述，現有關于基層病害的識別方法主要分為三類：①通過開挖、銑刨，確定基層的病害情況；②通過雷達掃描，識別基層的隱藏病害；③采用落錘式彎沉儀(FWD)，通過單點彎沉、彎沉差或者彎沉盆曲線來評價.然而，開挖、銑刨工程量太大，不適用于整個工程項目，而雷達識別脫空精度有限，在識別厘米級以下裂縫時，難以勝任.對FWD的彎沉盆曲線進行深入分析，是有效的方法之一.因此，本文采用數值模擬方法，設計半剛性基層不同的開裂形式，對比分析其彎沉盆信息，準確判定基層的破損狀況.

1 有限元模型

1.1 計算模型

1)模型建立 采用ABAQUS建立三維有限元模型，約定X，Y，Z分別為行車方向、橫斷面方向、深度方向.模型尺寸為X×Y=6 m×6 m，土基Z方向尺寸為6 m,其余結構層Z方向尺寸依據路面各層實際厚度而定.計算采用SOLID45等參8節點單元.

2)邊界條件及層間接觸 路面結構行車方向約束X方向位移，橫斷面方向約束Y方向位移，對土基Z方向土基底部采用固支邊界條件，約束所有自由度.

采用摩擦系數模擬各結構層之間接觸條件，摩擦系數設置為0.8.

3)荷載施加 為了便于網格劃分，根據面積等效原則，將FWD圓形荷載簡化為矩形荷載，荷載接觸面尺寸見圖2a)，荷載尺寸單位為mm；劃分網格后的荷載形式見圖2b).FWD脈沖荷載見圖3，加載時間周期為30 ms，荷載峰值為0.707 MPa.

圖1 有限元模型

圖2 矩形荷載

圖3 FWD脈沖荷載時程曲線

1.2 結構參數

各結構層材料參數設置見表1.

表1 路面結構型式及材料參數

2 計算方案

2.1 模擬方案

設計了四種半剛性基層不同裂縫形式的方案，用于有限元對比模擬，見表2.

表2 有限元模擬方案

方案一為空白對照組，半剛性基層無裂縫，見圖4a)；方案二基層僅一條橫縫，將基層沿X方向兩等分，見圖4b)；方案三基層一條橫縫與一條縱縫交叉，交叉縫將基層四等分，見圖4c)；在方案三的基礎上，方案四繼續通過一條橫縫與一條縱縫將其中一塊四分之一板四等分，見圖4d).圖4a)～b)中的虛線為對稱軸，并非裂縫；裂縫以實線表示，見圖4c)～d).

圖4 不同基層裂縫形式

四個方案中，方案二、方案三、方案四均分別對比研究了裂縫寬度為1，5和10 mm的工況.

為表述上的簡潔，基層無裂縫的工況簡稱W0，僅橫縫的工況簡稱Hi；基層單條橫縱縫交叉的工況簡稱HZi；多條橫縱縫交叉的工況簡稱HZHZi.其中，i為裂縫寬度，基層存在5 mm橫縱縫的工況簡稱為HZ5，其余依次類同.

2.2 加載位置及數據提取路徑

對比研究了矩形荷載前沿與裂縫垂直面相切(見圖5a)，簡稱工況1)及荷載對稱面與裂縫對稱面共面(見圖5b)，簡稱工況2)兩個位置的情況.

圖5 不同荷載作用位置

工況1、工況2下路表彎沉提取路徑見圖6a)～b)，數據提取路徑1為沿矩形荷載對稱軸的短邊方向，即Y方向；路徑2為沿矩形荷載對稱軸的長邊方向，即X方向，范圍為荷載作用前后2～2.5 m范圍內.

圖6 不同荷載位置下的數據提取路徑

3 計算結果分析

3.1 路表最大彎沉對比

分別提取兩種工況、十種裂縫形式下的最大路表彎沉值，見表3.

表3 兩種工況下、十種裂縫形式的最大路表彎沉值

由表3可知：

1)隨著基層破碎板數量的增加，路表最大彎沉值呈現增加趨勢.

2)工況1的路表最大彎沉值均大于工況2，表明荷載前沿作用于裂縫垂直面時的位置為最不利位置.

3)裂縫的寬度對路表最大彎沉值影響不大，如僅有橫縫、工況1時，裂縫寬度為1，5，10 mm下的路表最大彎沉值分別為28.0(0.01 mm)，28.1(0.01 mm)，28.3(0.01 mm)，寬度1和10 mm的路表最大彎沉差值為0.3(0.01 mm),變化幅度為1%.

4)方案3和方案4的路表最大彎沉值相差不大，如荷載邊HZ10與HZHZ10的彎沉差值為0.3(0.01 mm)，變化幅度為1%.

3.2 彎沉盆對比

荷載邊工況1、荷載中工況1下，四種計算方案下的瀝青路表彎沉盆分別見圖7、圖8.

圖7 荷載邊四種方案不同路徑的彎沉盆對比

圖8 荷載中四種方案不同路徑的彎沉盆對比

圖7、圖8可知：

1)無裂縫W0時，路徑1和路徑2的路表彎沉盆曲線基本重合，各點的彎沉值基本一樣.

2)在Hi計算方案下，路徑1路表各點彎沉普遍大于路徑2,個別點除外.

3)在HZi和HZHZi計算方案下，路徑1和路徑2上各點的彎沉相差不大，個別點除外.

4)荷載作用半徑0.5 m內的局部彎沉盆曲線存在三階段特征，路徑1和路徑2下，0～0.5 m彎沉值連線均存在明顯轉折點，轉折點為0.1和0.3 m；以圖7 HZHZ10為例，路徑1下0～0.1，0.1～0.3，0.3～0.5 m三段的斜率絕對值分別為17.6，20.5，17.5，路徑2下該三段的斜率絕對值分別為8.8，29.7，18.2；以圖8 HZHZ10為例，路徑1下0～0.1，0.1～0.3，0.3～0.5 m三段的斜率絕對值分別為16.7，20.3，16.4，路徑2下該三段的斜率絕對值分別為6.6，29.0，16.7.0.3～0.5 m斜率絕對值最大；且荷載邊的斜率值均大于荷載中.

3.3 評價指標適用性

3.3.1單點彎沉

由表3可知：方案4較方案3而言，基層分塊明顯增加，但彎沉值基本相同，表明路表最大彎沉值不能表征基層的破碎形式.

3.3.2彎沉差

參照水泥板采取相鄰水泥板彎沉差判定脫空的方法，提取兩種工況、四種不同計算方案的兩種不同路徑的彎沉差，彎沉差的提取點位參照水泥板接縫傳荷能力測試方法.由圖4a)可知，以荷載邊工況1路徑1為例，A點為FWD荷載中心點，B點為網格劃分后，在路徑2的延長線上與矩形短邊最鄰近的節點，B點距矩形短邊10 mm，其余點位提取均遵循鄰近10 mm的規則.

路徑1彎沉差的提取點位為0和26 mm，路徑2彎沉差的提取點位為0和21.05 mm，而10 mm是該范圍內曲線的轉折點，由表4可知，采用彎沉差這一指標無法表征基層因裂縫的破碎型式，無論是隨裂縫寬度增加，還是隨裂縫條數增加造成破碎板的增加，彎沉差無規律.

表4 兩種工況下、四種不同計算方案的兩種不同路徑的彎沉差

3.3.3彎沉盆指數

繪制兩種工況下、四種不同計算方案的兩種不同路徑的彎沉盆曲線，見圖9.

圖9 四種計算方案的彎沉盆曲線

由圖9可知：

1)相比于無裂縫狀態，基層有裂縫的彎沉都大于無裂縫狀態.

2)相比于Hi，HZi在0～60 cm內與Hi比較接近，相差不大，彎沉盆整體的變化走勢大體一致；在60～200 cm范圍內，兩者彎沉盆有重疊的趨勢.

3)相比于HZi，HZHZi在0～60 cm范圍內，與HZi比較接近，但在60～200 cm范圍內，兩者相差較大，HZHZi下降幅度明顯大于HZi.

4)在本文研究的裂縫寬度范圍內，裂縫的寬度對彎沉盆基本無影響.

根據分析結論，將數據做進一步處理.計算各種工況下50與60 cm處的彎沉值(分別簡寫D50、D60)與10 cm處的彎沉值(簡寫D10)之差，分析D60-D10、D50-D10與各種工況的相關性，計算結果見表5.

由表5可知，不論是荷載邊還是荷載中，路徑2下的D60-D10與D50-D10均隨著基層破碎塊數的增加而增加，表明D60-D10與D50-D10與基層的破碎狀態一致，但各工況下數值差別較小.而路徑1下，荷載邊和荷載中的在無裂縫時的D60-D10與D50-D10大于Hi狀態下的數值，可見路徑1下的這兩個指標相關性不好.分析其原因，工況1下可能是因為基層由于裂縫的存在，使一側喪失了側向約束所致；工況2下可能是因為數據提取路徑正下方為裂縫區域所致.因此，后文僅提取路徑2下數據進行分析.

表5 各種工況下不同點位彎沉值之差計算結果 單位：0.01 mm

在此基礎上，考慮在實測過程中，D10的位置不易設置，將D10更改為D20，計算結果見表6.由表6可知，路徑2下D20-D60和D20-D50均隨著基層破碎塊數的增加而增加，表明D20-D60和D20-D50與基層的破碎狀態也一致，但各工況下數值差別較小.

表6 各種工況下不同點位彎沉值之差計算結果 單位：0.01 mm

在路徑2下，計算了D60-D180與各工況的相關性，見表7.路徑2下，荷載中D60-D180數值上的變化規律無法體現隨著基層破碎塊數的增加而增加的趨勢，而荷載邊D60-D180數值上的變化規律與隨著基層破碎塊數的增加而增加的趨勢保持一致.

表7 各種工況下不同點位彎沉值之差計算結果 單位：0.01 mm

結合上述討論結果，為了便于實測傳感器的布設，在荷載邊路徑2上的D20-D60與D60-D180兩個指標的增加趨勢與基層破碎塊數的增加的趨勢保持一致，但數值的差異比較小.因此，提出彎沉盆指數D=(D20-D60)×(D60-D180)這一指標，其物理意義在于，將因基層破碎分塊造成面層剛度的影響作為擴大系數，作用于D60-D180上.計算結果見表8.

表8 各種方案下的彎沉盆指數 單位：0.01 mm×0.01 mm

由表8可知，荷載邊路徑2下的彎沉盆指數由于包含了擴大系數，在數值上能較好的區分基層不同破碎分塊型式.可以避免實測過程中，因為誤差區分度不足的問題.

4 實體工程驗證

開陽高速是典型的半剛性基層瀝青路面結構型式，各結構層厚度見表1.開陽高速于2003年建成通車，于2018年進行改擴建工程，于2020年底建成通車.在改擴建過程中，采用了FWD彎沉盆指數D對基層病害進行判定，并結合開挖、銑刨手段，驗證判定方法的準確性.以湛江方向AK3515+500—AK3519+600為例，間隔50 m測試，除去橋梁段，共測試了74個點位，FWD傳感器布置見表9.

表9 傳感器設置

考慮到實際工程中測試誤差，不可能與理論計算數值完全一致，因此，統計74個點位彎沉盆指數的分布情況，見表10.

表10 彎沉盆指數分布表

由表10可知，通車多年后，半剛性基層的主要病害為橫縫Hi及橫縱縫HZi，共計74%.

為驗證結論的正確性，進行開挖驗證.由圖10a)可知，開挖之前，瀝青層在縱橫縫處裂縫匯集，在橫縱縫交匯點向下開挖，見圖b)，明顯可見橫縱縫各一條，橫縫寬度約為8 mm，縱縫寬度約為5 mm.根據彎沉盆指數D=120.8判定得到的HZ狀態與開挖后基本一致.

圖10 現場驗證

5 結 束 語

舊路面基層破損狀態評估的準確與否，對于加鋪后路面的路用性能和使用壽命尤為重要.而FWD實測的單點彎沉值及彎沉差無法區分基層破損情況及裂縫的寬度，不能有效判定改擴建、大修前基層的破損狀況.

通過理論分析，提出了考慮基層破碎分塊造成面層剛度下降的彎沉盆指數D=(D20—D60)×(D60—D180)這一指標，通過荷載邊路徑2下的彎沉盆指數，可有效區分半剛性基層瀝青路面的基層破損狀態.

經實體工程驗證，彎沉盆指數與基層破碎形式相關性較好，可為改擴建、大修前舊路面基層破損狀態的判定提供參考和借鑒.