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1、建筑方面特征及变形危险性分门别类进行分析工作的同时，建议进一步对 以下三种类型的变形破坏原因进行研究： (1)交通荷载下，当温度增高时，研究与材料承载能力有关 的塑性变形。 (2)找出温度裂缝、疲劳裂缝、反射裂缝以及施工工艺方面 的原因。 (3)由天气气候因素和交通荷载作用而造成的腐蚀变形产生 破坏的原因。 特征及变形危险性分门别类进行分析工作的同时，建议进一步对 以下三种类型的变形破坏原因进行研究： (1)交通荷载下，当温度增高时，研究与材料承载能力有关 的塑性变形。 (2)找出温度裂缝、疲劳裂缝、反射裂缝以及施工工艺方面 的原因。 (3)由天气气候因素和交通荷载作用而造成的腐蚀变形产生 破

2、坏的原因。 3 路面塑性变形机理及消除方法 31 路面塑性变形的类型与分级 塑性是路面层材料在自身的可塑性能所限定的范围内，能够承受的受力水平被超出时，仍可快速使其残余变形增大的能力。 就专业术语中的塑性来说，它用在含有有机胶结料的沥青守昆凝土以及类似混凝土中时，塑性变形是不可复原的。正如11-节中所说，路用混凝土就是一种含有多种不同成分并具有黏弹可塑关系、呈现出多谱系流变性能的复合材料。比较确切地看待同类材料中所能表现出来的残余变形的说法是，这种表现是在应力状态下由不同部位的流变谱系中积累形成的。能够引起这种变形的是，沥青膜的黏性流动及弹性关系的断裂，这无疑是塑性变形。既然上述变形的发展使同

3、一类型的变形成了实际上的综合性结果，为了保持此术语的原有习惯叫法并便于理解，将把材料不被破坏而造成的所有残余变形统称为塑性变形。 抗塑性变形稳定性不足会导致辙槽、梳状拥包及其他类型的形变。 不论何种类型的结构层以及路基，在力的作用下都可能发生塑性变形。以几个不同类型的结构层来共同承担塑性变形，尽可能地抓住这种机遇就显得很有必要。同时，路面面层的上下两层经受塑性变形并形成积累最为常见。夏季，日晒高温下路面表层过热，在交通荷载的作用下，承重结构中的应力水平过高就会形成塑性变形。 塑性变形可分为下面三种类型： (1)外形轮廓各不相同的纵向辙槽； (2)拥包状的横向变形； (3)堆积凸起、压痕及剪切移

4、位，这些都是在停车场或由交 通流量集中的地方形成的。 辙槽是一种特别常见而又大量存在的塑性变形。大量辙槽的 出现与交通工具通过时的垂直压力水平过高有着最为直接的关 系。由于路面面层材料承受着过高的压力，迫使变形成为一种积 累关系，继而弹性关系破裂，以致超出塑性的极限范围，迫使结 构材料被挤压到两侧，于是在辙槽两侧边缘便逐步形成厂“小土 围墙”状。 从第一种情况来看，辙槽尚不能给人留下深刻的印象，从路 面层的断面来看，实际卜并未改变原路面层的剖面状 况(图31)。从第二种情况来看，随着“小土围墙”尺寸的积累，辙槽明显地突显出来(图32)。 在路面表层形变的积累过程中，初始辙槽的成形轮廓还相当窄，

5、与轮胎宽度差不多(图33)。 变形的积累逐渐延伸到面层以下甚至基层时，辙槽的形状便会被“舒展”得处于更加“自由”的状态，见图32。 由于地表以上土路基的变形，无论从纵向还是横向看，其不平整状态大多都会反映到路面表层，见图33。 这种横向形变(梳状)与其受到强烈的横向扭转力及材料颗粒状骨架的不均匀性有关。路面层的下沉塌陷(图34)则常见于交通工具的持续垂直下压静态力的作用所致(制动、停车)。 由于上面层的部分路段抗塑性变形的性能不足，当横向水平力过大时(转弯处、车辆过多停靠处的突起)均易形成剪切移位和拥包(图35)。 当尝试对路面的残余变形积累过程进行评估时，对交通运营中的各项指标进行统计计算要

6、有一定的可操作性。 对公路进行的调查和调查所获材料的进一步分析表明，所见 塑性变形的程度与其累加量，常常与现在采用的路面强度标准和 运营使用时的可靠性联系不起来。 当研究交通荷载对塑性变形(辙槽)累加产生何种影响 的课题时，塑性变形的扩展就是目前所采用的路面强度标准 和使用状况(平整度)，这仍是摆在我们面前的实质性问 题。 且且马利诺夫斯基所做的研究表明，塑性变形与已知评 价标准无关。 无关之处在于：平整度指数(1R1)与辙槽深度(无比对关 系、厂：r2o、图36)。同样，辙槽深度与路面的弹性模量(无比 对关系、r20、图37)。 这样，对坚固结实的路面来说，评估运营状态的指标系 统尚不能作出

7、确定性的结论。因此，辙槽形成出现的问题， 诸如平整度、缺陷程度、耐久性等均应被视作为是各自独立 的，其相互之间并无什么必然的关联。反映交通工具在对路 面塑性变形过程中产生的影响作用，应当制定出切实可行的 评价方法。 32 材料性能决定塑性变形及评估方法 沥青混凝土及其他材料，包括其中的有机胶结料，一方面会 显示出(颗粒状)材料的离散不连续性，从另一角度来看，则会 显示出它们黏弹塑性体系的流变性能。 矿料骨架结构以不连续的介质形式存在，这就导致它由于应 力而形成依赖关系。这种关系，以其变形状态和变形大小为表 象，核心就是应力。 对不连续材料来说，简单地讲，抗剪切能力与材料的内摩擦 角及正常形成的

8、应力相关。也式中：卜对截面计算时用的常规应力； 卜材料中的内摩擦角。 反映抗剪切力与内摩擦角关系的主要是库仑定律： R剪口Xtang+c (32)式中：c材料的内聚力。 由于沥青膜的存在，就沥青混凝土而言，这个定律需要修正。在个别情况下，一般用的仍是杰里亚列金等人的滑动摩擦常规用法收献7)。特别是BA佐洛塔列伏推荐了下述形式的抗剪切条件式：式中：f、J。，分别为沥青膜的强度和厚度，与沥青混凝土结 构中的初始状态相同； Km-表面扩展系数，进行剪切时，等于粗糙面与平 滑面的比值； J。沥青膜的实际厚度。 总之，一旦内摩擦角被确定下来，便可对沥青混凝土矿料骨架结构及性能作下一步计算。 由于流变性能

9、的存在，结果才会导致强度参数与温度变化造成的变形参数，这是由荷载作用时间和加荷速度间的依赖关系而决定的。 也就是说，如果依照上述公式进行计算，参数(c)是不确定的，其值不町能简单地求出。 类似情况导致材料性能与荷载大小及其作用时间的关系复杂化。有机胶结料引起的由温度时间参数决定的抗剪切、胶结料的内聚作用及附着力等形成了它们相互之间的关系。 显然，沥青混凝土及其类似材料在机械荷载作用下的表现， 可以从(图38)中示意的，在复杂 流变模型的基础卜进行评估。 该模型的特点在于弹性(凰、 月1)、黏性(，b、V1、Vn)和塑性 (fo、f1)性能均被描述在此图中。 如果应力不超过塑性(ao)范围， 则

10、材料仍工作在黏弹性区域内。此 时，残余变形和塑性变形均未发生。 超过该范围后，材料工作在黏弹 线性区间，黏弹性变形得以显现。可 见塑性变形量的大小与黏性(Vo)正 好相反。 当应力超过假定塑性(c1、此时 总是01ao)区间时，材料则工作在 黏弹非线性区间，实际所显现的是不 受控制的残余变形，其大小与黏性 (Vn)成反比。 材料变形速度与实际应力作用值间的大小关系可在图39中找到。 在该流变过程中，可以分出三个基本区段，对此前边已有叙述： (1)材料工作在弹黏性区间(f1fo)。不存在残余变形和塑性变形。应力不超过实际塑性范围。 (2)材料工作在黏弹线性区间(ao口f1)。可观察到的是不可控制

11、的残余变形发生了。对于这种有代表性的模型，应力与变形间的关系可以表示就是说：如下： 此处的模量正，取决于流变性能和荷载作用时间(松弛模量)。对于所提模型，其大小可按条件式得出：式巾：Zo瞬时弹性模量； Vo马科斯维尔模型黏度； t应力作用时间； X1弹性模量； V1克利文一福伊格特模型黏度； r,-塑性黏度。 实际上，目前所使用的流变模型并不合理，因为确定所用的标准参数及其与外部因素过于复杂，反而采用应力一应变一时间模型显得更为重要。 从图310上表达的含有有机胶结材料用的应力一应变关系曲线更为合乎标准。 图3-10 路面材料应力与应变间典型的关系曲线 曲线OA相当于材料工作在黏弹线性区域。曲

12、线AB则是在非线性工作区域，属于强残余变形积累。形变(c，)决定黏弹性可逆转部分，而形变(E。)决定残余(积累)部分， (so)也就必然决定着材料对出现残余(塑性)的形变能力。为便于分析，就应为荷载作用的不同时间段绘制出图310这样的曲线图。 也就是说，图310中曲线处理的结果必须取得应力一应变一时间关系口(c、)，然后将此关系放人计算中。 总之，为了客观地评估材料的抗塑性变形，必须了解以下两 种类型的不同性能： (1)计算应力变形状态所必需的性能(变形性能)。 (2)评估材料抗塑性变形所必需的性能(强度性能)。 变形性能是获取应力变形状态与交通荷载作用曲线关系所必 须的。最佳方案是得到了口(

13、c、)的关系。不过，也可 利用模型的方法，见式(35)一式(37)。在此情况下，松弛 模量成了基本的变形指标。也就是说，要有在荷载作用下的具体 温度和时间的应力与应变间相互关系的参数。 表示直接抵抗剪切力的性能由塑性、内摩擦角、内聚力等参 数所界定的范围来评估。 对于评估抗塑性变形，使用11节中所列复合材料理论方法 较为合理。 此时，抗剪切关系将由三种参数来确定： (1)形成密实冷凝结晶骨架的弹性关系量(ny)。 (2)逆转弹性关系量(，2。)。 (3)内摩擦角函数(甲)。 良口 r2，值应以实际弹性极限值fo来替代，或作为长期模量关系 月on正c加以确定。 n。值可与荷载作用的具体时间和温度

14、水平相一致的松弛模量 对正：的比例来确定。 在最简单情况下(甲)可以作为叭an(甲)代人。 此时：式中：卜截面计算的正常应力值。 还可利用与内摩擦角和内聚力相关参数的关系曲线，例如杰 列金或库仑定律式(32)、式(33)。此时，内摩擦角和内聚力 (c)被确定。不过还、让考虑到参数c的不确定性。 这样，确定路面表层所用材料对塑性变形的基本因素是： 松弛模量正+或关系曲线口(c、)小 极限结构强度只：； 内摩擦角甲； 长期持续弹性模量丑on； 最大弹性模量正，； 内聚力c； 确定内摩擦角是一项较为复杂的任务。 确定内摩擦角的典型方法是使用三轴压缩仪(稳定计)。该 仪器可以评估在一定侧向压力下的材料

15、强度。在对试验结果进行 处理的基础上可得出强度指标值。考虑到材料强度太高，三轴压 缩仪既复杂又昂贵，配备此种仪器较困难，白俄罗斯及其他独联 体国家并未广泛采用(图311)。因此，对该方法将不予研究。 俄罗斯和白俄罗斯所用的都是较为简单的方法。个别地方， 甚至还沿用rH基留辛的老式方法。 根据文献34，内摩擦角和内聚力均按专门方法确定，其实 质是确定标准圆柱形试件时，在两种应力状态下的最大荷载和相 应的极限变形：单轴压缩图312a)，用专门的压力设备按马 尔沙尔简图压缩，以135*角的环形件夹住试样图312b)丁 图312 确定内摩擦角和内摩阻力试件的试验示意图 对每个被试验的试件，无论是单轴压

16、缩，还是按马尔沙尔的简单装置进行，都应按下式计算出达到破坏程度时所耗用的功：式中：A用于试样变形至破坏时所用的功(J)； P破坏力(kN)； L极限变形(mm)。 内摩阻角tancp按公式算出：式中：Am、Ac分别为按马尔沙尔简图在进行单轴压缩试验 过程中，试件变形时所用的平均功(J)。 内摩阻力c按公式算出：式中：只压按示意图见图3lga)确定的单轴压缩(MPa) 时的极限强度。 我们曾设计出了确定内摩擦角和内摩阻力的方法”，它较为全面地考虑到了面层的实际工作状况，并可评估抗剪切极限，因为在垂直和水平荷载作用下，剪切位移通常都是沿着倾斜面发生的，其中是由正向和切向应力在起作用。 所推荐方法由

17、沥青混合料斜面上的单面平移系统对沥青混凝土圆柱体试件进行试验来完成，混合料被压人有漏孔的金属圆筒中，孔的倾斜角度为o，宽度等于两个最大颗粒的尺寸(图313)。 图313 以试件上部与其轴线呈定倾角进行剪切(移位)的 方法进行试验的试件位置图 1-J：IIA；2筒的上部；3筒的下部；4下圆盘；5轴承；6支撑平台) 为确定抗剪切指标(和c)，建议用倾斜面各不相同(例如 30和40*)的金属筒，以每分钟3mm的速度进行变形试验，然 后按式(313)和式(314)将正向和切向应力确定下来。上述式中：Po-破坏力(N)； So-试件横截面积 o平面剪切倾角 fo、乙平面倾角的极限正向应力和极限正切应力

18、(MPa)； fo作用于试件横向截面上的应力(MPa)。 内摩擦正切角tang按公式表达：式中：Taram、Tamax-相应为平面剪切最小和最大倾角的极限切 向应力(MPa)； 相应为平面剪切最小和最大倾角的极限正 向应力(MPa)。 经试验确定的内摩阻力指标按下式表达： 式中：fo、Ua-剪切移位。平面倾角极限正切应力和极限常规 应力(MPa)。 为确定变形特征，绘制出关系曲线口(、t)，当确定极 限结构强度松弛模量及最大持续模量时，可以使用直接法和间接 法。确定流变特征和获取关系曲线的方法之一是动力压入(注 入)法。为此可以使用“脉冲一1P装置(图314)。 图3-14“脉冲一1P”仪器全

19、系统 “脉冲一1P仪的作用原理是，建立在以动力压入法研究黏弹性材料的理化性能基础上。 当压力机运转时，固定在上面的恒磁铁从感应线圈中发出电力脉冲，电力脉冲探头与压人机的运转速度相对应。这一信号通过传感器被送人放大器中进一步放大，再进入模拟数字转换器，将模拟数字转换频率设定为：500、250、125、64、32、16、8kHz。按照专门编制的计算程序对信号进行处理。这样就可对被试验材料的力学指标进行运算：硬度、刚度、马克斯维尔和福伊格特模型硬度、弹性模量、动力学弹性模量、有效黏度系数、福伊格特和马克斯维尔模型黏度、力学正切损耗角及恢复系数。 “脉冲一1P装置由传感器、模拟数字转换器组件、测量电缆

20、和程序接口线以及个人计算机成套专用保障系统组成。图315为传感器结构示意图。 图3-15传感装置 1I、壳；2机械启动按钮；3转向手柄；4硬度计探头；5恒磁铁；6感应线圈；7锁定 为使捕捉到的信号更加清晰，还编制了“脉冲一1P专用 程序。 在脉冲基础上可获取松弛模量和关系曲线口(、)， 将相应的黏度指标及模量代人式(3-5)一式(37)，则可得出 值。 还可利用可靠的静力加载，绘制蠕变曲线(在加载量不变的 情况下，变形与时间的关系曲线)，并进一步应用由电子计算机 操控的仪器对结果进行处理，最终确定流变特征(图316)。 图3-6 用静力加载方式确定流变特征用的仪器全系统 为确定变形特征和极限结

21、构强度，还可使用更为简便的方法：1)。 按照文献36，计算指标照下述方法确定： (1)准备6个圆柱体试件，用于确定极限结构强度。 当温度为零下15C时，试件变形速度没定为(3i 05)mmmin和(10士05)mmmin，分别选用3个试件，沿圆柱体轴线进行拉伸强度试验。 (2)极限结构强度值R，按下面的公式求出： 式中：风和R：当温度为零下15C及变形速度相应为 (3-1-05)mmmn、 (10i05)mmn时 的强度。 确定最大模量值正，和最大松弛模量值正，时，以下述方式 进行： (1)准备三个圆柱形试件，在温度50C和变形速度3mm rain时，对试件做强度试验。 (2)按公式计算出最大

22、弹性模量值正： (3)计算出设计荷载条件下的假定强度： (4)根据计算条件(50C)算出模量正，值：式中：m考虑到材料结构的参数并取其等于o8用于改性胶 结料沥青混凝土，10用于沥青水泥胶结料； R设计温度条件下的强度。 目前，评估材料的抗塑性变形强度仍沿用直接试验法。 为此，专门使用在模拟设计温度条件下，面层材料工作和计算汽车运行的仪器(图317和图318)。经一定量的通车次数，以测量辙槽深度的方法来确定材料在使用过程中，抗塑性变形积累强度的稳定性。 用这种方式进行试验确实产生了良好的效果。但是，该试验图317 重复加载辙槽深度测量仪图318 环道辙槽深度测量试验台(赛尔公司实验室)极其费工

23、费时，并且要耗费大量资金。实际上，此种力式在集料级配选择及检测操控时均显得不太方便。所以，又将注意力着重放在了分析试验手段上。 33 路面塑性变形稳定性标准 331 面层材料塑性变形稳定性条件 出现塑性变形的原因在于，所用材料的性能与计算汽车运行 时产生的应力状态并不一致。也就是说： R剪 (3-23) 式中：卜设计条件下，计算车辆在面层中产生的应力； R剪材料抗剪切强度，按式(39)计算。 材料的抗剪切强度难以确定，它不是一个固定的数值，在加 载过程中，找到弹性关系与黏性关系的比值才能使抗剪切强度得 以确定。 流变性能使式(3-8)中的72。也不好确定。温度越低，或者 加载速度越快，。也就越

24、大。经测定，在认为材料强度可能是处 于最大的态势下将它确定为一个单位，即及，。在这种情况下， 对于材料的塑性变形便无从说起。塑性变形并不是不可能发生， 即使是应力超出于R，之上，此时材料的脆性破坏也会由此而 产生。 当然，也有提出非常多的按塑性变形稳定性来评价面层材料 的标准和方法，这在大量信息来源中有所反映。但是，其 中的一些方法过于理论化而显得太抽象，所使用的参数在实际试 验中很难确定；而另一些方法的试验性又非常强，无法使工程技 术人员对这一过程中所发生的现象作出明确的判断。所以，仍须 对其研究方向作出进一步调整。 残余变形最根本的预测手段是是 中所采用的方法。 根据”，沥青混凝土层中的残

25、余变形的发展可用下式确定： 式中：Ep-面层中积累的残余变形； ,EeI材料的弹性形变，经试验确定并取决于沥青混凝土 的类型、加载条件及温度等； 丁温度； N加载次数； 非线性回归系数。 式(324)曾在试验台上对试验区段进行过修正，对所得系数也曾作过更准确的说明。 毫无疑问，涉及的弹性变形有可能反映出材料的流变特性，在加载作用下的行为、温时因素等均都考虑到了。 同时，有关残余的变形关系式大都是凭经验来的，从材料学方面去考虑的就很少，因此，不可能将它们运用于新材料中。原因在于，不能明确快速地根据材料结构进行调整，或及时对交通荷载和路面结构参数的变化做出反应。 在夏季高温下，如果黏性关系的承载能

26、力处于最低状态时，交通荷载影响造成的结果还不至于使冷凝结晶形成的骨架结构遭致破坏(密实弹性关系Y)，那么材料的抗塑性变形将会得到保证。 由此可见，当材料冷凝结晶形成的骨架结构强度高于交通荷载引起的应力水平时，能够得以保证的是复合材料不会出现残余变形。也就是说，交通荷载产生的应力(f)不应超过塑性的实际极限或者及。X，。此时稳定性条件式为： (3-25) 然而，由于目前所用材料的实际塑性极限值太小，实际满足条件式(325)是不现实的。因此，合理的是以冷凝结晶形成的骨架结构强度的存在，并考虑到内摩擦角可转换为黏性关系来限制应力的大小。也就是说，材料应工作在线性黏弹性区间，应力值也不应超出假定的塑性

27、极限(见32节)。在这种情况下，材料的塑性变形条件式才可以用下述形式表达： 正因为如此，材料抗塑性强度的确定并不取决于荷载与温度(及，和正，)作用的常数、内摩擦角值和流变综合参数正t；综合参数的大小仍在于温度和荷载作用时间及其附加条件。当然，这一参数(松弛模量)很重要。 当 趋向于弹性模量正，时，材料实际工作在弹性阶段，。接近1时的塑性变形就不会发生。这要在交通工具高速行驶或者温度降低时才能取得。相反，如果正，趋于零，则只有依靠冷凝结晶形成的骨架结构才能避免出现塑性变形，即满足式(324)。 通过对式(326)的分析表明，材料的稳定性与其塑性变形相对应，材料的性能决定着塑性变形。从32节中已经

28、看出，应力的大小是所计算截面中的f和口。 对应力大小的测定仍是变形体力学中的复杂课题之一。正因为沥青混凝土是由不同种类材料构成的混合物，才使得这项课题显得更为复杂。 因为车辆轮胎与路表面之间形成了硬碰硬的关系，所以相互间形成的应力值从中充当着极为重要的角色。 从理论计算结果中曾得出确定车轮与路表面接触面的应力公式：式中：P车辆轮胎产生的单位压力； R轮胎半径； x轮迹中心到观察点的距离。 应力的下降和切向应力值取决于设计汽车的类型、表面层的 刚度、轮胎的硬度及交通的运行状况。对式(327)和轮胎上的 扭矩变化特性分析表明，当汽车发动机加速踏板开到最大时(从05到071)，以1档原地起步开始，在

29、长58m的路段交叉路 口和停车站长1525m的急制动路段施压最为有害。通过测算， 对伊卡鲁斯型公共汽车和马斯型载重汽车轮胎产生的承重应力和 切向应力绘出了曲线图(图319和图320)。 图3-19 面层中的拉应力与其模量的关系曲线 1在前接触面上；2在后接触面上 图3 20 面层中的压应力与其模量的关系曲线 从图上可以看出，轮胎在路表面上前接触面的应力要高于中部和后部接触面的应力。此外，接触面弯曲率统计表明，随着面层刚度和接触面曲率半径的增大，整个接触面的应力处于平衡状态。 所列曲线(图321)仅近似地反映出了应力应变的总趋势。 在评估应力应变状态时，应充分考虑到车辆轮胎与面层材料间的相互作用时，可能形成的所有产生影响因素的综合性作用。必须考虑到流变性能、各结构层材料性能的相互关系、温度梯度等。 为了在总体上完成结构计算和应力状况预测，建议使用数值法，尤其是有限元法。 有限元法是美国20世纪60年 图321简单平行六面体代末提出的，目前仍在材料和结构计算实践中占有领先地位。 现在已经编制出了综合程序(NASTRAN、COSMOS、里尔等)，可以对任何形状和性能的系统