隧道水泥混凝土路面加鋪瀝青層數值模擬及試驗分析

萬正華，黃 超，郭洪軍，張長弓，楊永利

(中南安全環境技術研究院股份有限公司,湖北 武漢 430051)

0 引言

近年來，高速公路隧道因路面抗滑性能不足引起的交通安全事故屢見報道，特別是在我國西部山區某些特長隧道，隧道采用水泥混凝土路面結構，隨著通車運營年限的增長，在車輛行車荷載的作用下，表面紋理被磨光，造成其抗滑性能逐年衰減，由此引發的道路安全事故頻發，隧道運營安全越來越引起人們的重視。

以湖北省西部山區高速公路為例，為改善隧道水泥混凝土路面抗滑性能衰減問題，管養單位早期采用銑刨拉毛方式來提高水泥混凝土路面的抗滑性能。但從改善效果看，銑刨拉毛處理后不到一年的時間，抗滑性能再次衰減到規范要求值以下，且采用銑刨拉毛的方式造成水泥混凝土路面的厚度逐漸變薄，勢必造成路面其他性能的衰減。近年來，管養單位為避免水泥混凝土路面厚度進一步降低，同時結合隧道凈空等因素，采用加鋪1層6 cm厚的SMA-13方式改善既有水泥混凝土路面的抗滑性能。

較多學者通過有限元模擬的方式分析計算路面力學行為以及路面的動態響應，馮偉等[1]基于足尺路面環道路面結構的特點，采用ABAQUS有限元模擬及灰關聯分析法，分析了不同溫度、行車速度、荷載水平以及荷載作用次數對車轍的影響，得到了溫度與荷載水平對車轍的影響較大等重要結論；董澤蛟等[2]基于現場實測應變，通過三維有限元建模，分析了在不同車速、不同荷載、不同作用位置等條件下路面結構層的動力響應，得到了彎拉應變在低速時拉壓應變交變幅度較大，低速條件下路面受力最不利等重要結論；舒富民等[3]通過建立移動荷載作用下的三維仿真模型，分析了移動荷載作用下路面結構力學指標，得到了隨著車速的提高瀝青路面動態響應峰值均減小的重要結論；胡小弟等[4]利用實測輪胎接地壓力分布，運用三維有限元方法分析了不同類型輪胎在不同胎壓和軸重作用下瀝青路面結構層的力學響應，得到了輕型貨車同樣產生了不利的荷載響應等結論；許濤等[5]采用有限元法分析了橋面鋪裝層在移動荷載作用下的動力響應，得到了最大水平剪應力發生在鋪裝表面，且隨深度的增加迅速減小等重要結論；嚴戰友等[6]建立整車-橡膠輪胎-瀝青路面三維有限元模型，對比分析無路面不平度與B級路面不平度激勵下，路面各結構層動力響應；周正峰等[7]分別運用彈性層狀體系理論的道面設計方法與中國民用機場水泥混凝土道面設計方法，建立了復合道面剩余壽命的預估方法，提出應從結構性和功能性兩方面綜合預估道面剩余壽命等重要結論；肖川等[8]在現場埋設應變傳感器，通過控制車輛的軸重、胎壓、車速等加載條件，分析了車輛軸型、軸重、車速和胎壓對路面結構層層底應變響應的影響規律。

筆者擬采用ABAQUS有限元軟件建模，通過分析隧道水泥混凝土路面加鋪1層6 cm厚SMA-13的路面結構力學特點，為此類路面結構形式的設計提供理論依據。

1 有限元模型建立

運用ABAQUS軟件進行仿真，建立復合路面三維有限元模型，模型寬度為5 m、高度為6.5 m、沿行車方向長度為5 m。模型整體如圖1所示，路面結構層為面層SMA-13 cm，基層為混凝土24，40 cm仰拱回填(填充物為C20片石混凝土)，土基6 m。

圖1 有限元模型與標準軸載荷載分布Fig.1 Finite element model and distribution of standard axle loads

本研究模擬采用移動帶的方式實現動態加載，荷載以20 m/s(72 km/h)的速度沿著荷載區域移動，移動荷載通過ABAQUS子程序中的DLOAD實現[9-13]。行車荷載使用標準軸載BZZ-100，將其簡化為矩形均布荷載(圖1(b))，豎直均布壓力大小取為0.7 MPa[14]。瀝青路面各結構層參數見表1。在計算結構力學中，對于一般土木工程結構，結構阻尼比ζ通常小于0.14，一般范圍為2%～9%。在路面結構動力學計算中，大多數學者都將這一參數取為5%[15]。因此，本研究假定路面結構阻尼比ζ為恒定值5%，按兩階頻率與阻尼比計算相應的Rayleigh阻尼比例系數，應用兩階不等振動頻率所給定的阻尼比來確定比例系數，即：

表1 路面各結構層參數Tab.1 Parameters of each structural layer of pavement

(1)

(2)

式中，ωi,ωj為任意兩振型的固有圓頻率；ζi,ζj為與之相對應的阻尼比。使用ABAQUS線性攝動分析步(Linear Perturbation)中的頻率模塊對結構進行模態分析，本研究模擬的振動頻率范圍設定為100階，取第1,第2階的ω1與ω2代入式(1)與式(2)計算，得到α與β值。計算結果為α=5.152,β=3.210×10-4。

2 荷載作用下路面結構力學分析與室內試驗

2.1 靜態荷載作用下路面力學響應分析

研究該路面結構在靜載作用下瀝青層底以及水泥混凝土基層層底的力學響應。由圖2(a)可以看出，在靜態荷載作用下沿著行車和垂直行車方向瀝青層底不同位置受力狀態不同，呈現“M”形狀；在輪隙中心處拉應變達到峰值，垂直于行車方向輪隙中心拉應變為61 με，沿著行車方向輪隙中心拉應變為19.48 με。由圖2(b)可以看出基層層底彎拉應變呈現雙峰值，沿著行車方向，基層層底一直處于受壓狀態，最大壓應變為6.50 με，垂直于行車方向則存在較小的拉應變，主要原因是基層水泥混凝土結構強度高所致。

圖2 層底彎拉應變Fig.2 Flexural and tensile strain at bottom of asphalt layer

由圖3(a)可以看出瀝青層底橫向剪應變以輪隙為中心沿路面橫向呈反對稱分布，橫向最大剪應變111.55 με，對應的最大剪應力為0.84 MPa；由圖3(b)縱向剪應變以輪隙為中心沿路面縱向呈反對稱，縱向最大剪應變107.71 με，對應的最大剪應力為0.81 MPa。由應變云圖可以看出縱向剪切應變對稱點較橫向剪切應變對稱點發生前移。

圖3 路面瀝青層底剪切應變Fig.3 Shear strain at bottom of asphalt layer of pavement

由圖4可以看出基層層底縱向、橫向剪切應變均較小，橫向剪切應變最大值為8.01 με，縱向剪切應變最大值為8.89 με，與面層相比其剪切應變基本可以忽略不計。

圖4 路面基層層底剪切應變Fig.4 Shear strain at base course bottom of pavement

計算最大剪應力點位如圖1(d)所示，由圖5可以看出剪應力沿路面深度方向呈現先增大后減小的趨勢，最大剪應力峰值在路面深度5.8 cm處，靠近瀝青層底部，極易造成瀝青面層內部松散，當其達到結構強度峰值時即發生剪切破壞，在行車荷載作用下容易形成裂縫、坑槽等病害。圖5通過提取1～7計算點位的數據，可以發現最大剪應力峰值在外側輪載接地輪廓的外邊緣處，由此可見輪胎外邊緣處瀝青路面容易發生剪切破壞。

圖5 最大剪應力峰值Fig.5 Maximum peak shear stress

2.2 室內斜剪、拉拔試驗

在室內成型的水泥混凝土試塊表面分別涂抹改性乳化瀝青、反應型防水黏結劑、環氧瀝青3種黏層油，再將瀝青混凝土非成型面黏合在涂刷有3種黏層油的水泥混凝土試件上，成型試件如圖6、圖7所示。環氧瀝青黏層油試件根據國產環氧瀝青的特性，其養生條件為：放入50 ℃電熱鼓風干燥箱中養生4 h，再將溫度升至120 ℃繼續養生12 h，取出冷卻至室溫。其他試件在常溫下養護。將養生好的試件分別進行45°斜剪和拉拔試驗，如圖8、圖9所示。

圖6 不同黏層油試件Fig.6 Binder specimens with different viscous layers

圖7 拉拔試件Fig.7 Pull-out specimens

圖8 斜剪試驗Fig.8 Oblique shear test

圖9 拉拔試驗Fig.9 Pull-out test

室內斜剪試驗結果見圖10，改性乳化瀝青黏層、反應型防水黏結劑黏層和環氧瀝青黏層的層間抗剪強度分別為0.4，1.1，2.96 MPa，對比2.1節計算層底最大剪應力0.84 MPa，綜合考慮經濟性、匹配性，推薦在隧道水泥路面中加鋪單層SMA-13瀝青混合料時層間黏層油選用反應型防水黏結劑。其中試驗發現黏層油灑布量并不是越多越好，過多反而在界面產生油膜導致其層間拉拔、抗剪強度降低，其試驗結果如圖11所示，建議黏層油撒布量控制在1.0 kg/m2左右。

圖10 不同黏層油抗剪強度試驗圖Fig.10 Test diagram of shear strength of binder with different viscous layers

圖11 反應型黏層油用量抗剪強度、拉拔試驗Fig.11 Shear strength and pull-out test of reactive binder dosage

2.3 勻速荷載下路面結構層動態響應分析

在移動荷載作用下，通過改變軸重、胎壓、車速等因素，分析計算輪胎中心點及其豎向位置處瀝青路面的動力響應。

圖12(a)為瀝青面層層底彎拉應變時程曲線，可以看出瀝青面層層底縱向和橫向應變的時程曲線差異較大，縱向最大拉應變為61.38 με，而橫向最大拉應變為42.39 με；瀝青面層層底縱向應變處于拉壓交替狀態，并且縱向壓應變左右峰值并不相等，右側壓應變峰值小于左側壓應變峰值，這是由于瀝青混凝土為黏彈性材料，在受拉狀態下表現出黏滯性，短時間瀝青無法恢復到原狀[16-18]。瀝青面層層底橫向彎拉應變始終處于受拉狀態，且應變恢復到初始狀態需要較長時間，由此可以看出縱向彎拉應變更容易造成面層的疲勞破壞。由圖12(b)可以看出基層層底彎拉應變縱向與橫向時程曲線相似，且應變水平與面層層底彎拉應變相比，明顯小了很多。

圖12 層底彎拉應變Fig.12 Bending and tensile strain at base course bottom

圖13為瀝青面層底剪應變時程曲線，其層底縱向處于復雜的受剪狀態，荷載移動到研究點位前表現出正向的受剪狀態，即路面表現出向前推擠變形，此時瀝青面層容易發生縱向剪切流變，而荷載離開研究點位后表現出突變負向的剪應變，即路面表現出向后的推擠變形。另外，面層層底縱向剪應變從正向變為負向的變化時間短，且變化幅值較大，在勻速移動荷載反復作用下，瀝青面層易產生縱向流動變形。面層層底橫向剪應變始終表現為單向的受剪狀態。圖14為不同軸重下面層層底剪應變隨深度的變化情況，可以看出不同軸重下瀝青面層層底縱向剪應變分布圖，其剪應變隨著軸重的增大而增大，峰值剪應變位于3 cm處，BZZ-240 kN時峰值剪應變為53 με，BZZ-100 kN時峰值剪應變為46 με。圖15為不同胎壓、車速下的瀝青面層層底彎拉應變峰值情況，隨著車速的增加層底彎拉應變峰值明顯降低，隨著胎壓的增大層底彎拉應變峰值均增大，其中超壓對橫向彎拉應變的影響明顯小于縱向彎拉應變。

圖13 瀝青層底剪應變時程曲線Fig.13 Time history curve of shear strain of asphalt layer bottom

圖14 不同軸重下瀝青面層層底剪應變Fig.14 Shear strain of asphalt surface course bottom under different axle loads

圖15 瀝青層底峰值彎拉應變Fig.15 Peak flexural tensile strain at asphalt layer bottom

3 結論

基于隧道水泥混凝土路面加鋪單層瀝青層的剛柔復合路面結構，建立了靜載、移動荷載作用下瀝青路面三維有限元模型，得出路面結構內部應力、應變的時程變化和空間分布情況，基于其分布規律及影響因素的分析，得出以下結論：

(1)靜載作用下瀝青面層層底不同位置處受力狀態不同，且橫向應變幅值大于縱向應變幅值，而基層層底縱、橫向彎拉應變均較小。

(2)最大剪應力位于輪胎邊緣，沿路面深度方向5.8 cm處，極易發生剪切破壞。

(3)通過室內斜剪、拉拔強度試驗，分析改性乳化瀝青、反應型防水黏結劑、環氧瀝青的層間黏結效果，綜合經濟性、適用性等因素，在隧道水泥混凝土路面加鋪單層瀝青面層的結構中，采用反應型防水黏結劑作為黏層油更為合理。

(4)移動荷載作用下，輪胎中心處層底拉應變峰值左邊大于右邊，瀝青面層表現出明顯的黏彈性，短時間內瀝青面層拉應變無法恢復到原狀，體現了瀝青混合料的黏滯性。

(5)輪胎胎壓在超胎壓狀態下對瀝青層底橫向彎拉應變峰值影響小于縱向彎拉應變峰值，隨著車速的增加，層底彎拉應變峰值減小；隨著胎壓的增大，層底彎拉應變也隨著增大。

(6)隧道水泥混凝土路面加鋪瀝青層的應變響應與各結構層模量有直接關系，本研究數值模擬分析僅給出了應變的變化規律，需通過實測各結構層模量以獲取基本參數，才能反映該路面結構的真實應力應變水平。