呼吸力学指标范文-盘古文库

呼吸力学指标范文

资料大全

来源：莲生三十二

作者：开心麻花

2025-09-18

呼吸力学指标范文（精选7篇）

呼吸力学指标第1篇

1 资料与方法

1.1 一般资料

将该院进行治疗的114例慢阻肺呼吸衰竭患者随机分为对照组 (常规呼吸衰竭治疗组) 57例和观察组 (乌司他丁组) 57例。对照组的57例患者中, 男32例, 女25例, 年龄47~78 (64.7±5.9) 岁, 严重程度:轻度18例, 中度25例, 重度14例, 均为2型呼吸衰竭。观察组的57例患者中, 男33例, 女24例, 年龄48~78 (64.8±5.7) 岁, 严重程度:轻度18例, 中度25例, 重度14例, 均为2型呼吸衰竭。

1.2 方法

1.2.1 治疗方法

对照组的57例患者按照常规的慢阻肺呼吸衰竭进行治疗, 主要为给予患者抗感染、解痉平喘、纠正水电解质失衡及吸氧等治疗, 同时给予营养支持及其他对症治疗等。观察组则在对照组的基础上再加用乌司他丁进行治疗, 以乌司他丁10万单位加入0.9%NS中静滴, 2次/d, 连续应用7d。然后将两组患者的治疗总有效率、治疗前与治疗后1、3、7d的胸肺顺应性及呼吸力学指标进行比较。

1.2.2 评估指标与检测方法

胸肺顺应性检测指标包括静态肺顺应性、动态肺顺应性及胸廓顺应性, 呼吸力学检测指标包括Raw、PIP及Rrs, 上述监测方面均采用全自动肺功能测试仪进行监测, 然后将两组不同时间段的监测指标进行比较。

1.3 评价标准

以患者治疗后咳痰、气急及肺部症状体征均明显改善, 发绀的情况消失, 且其他相关症状体征也均消失为显效, 以患者治疗后咳痰、气急及肺部症状体征均有效改善, 发绀及其他症状体征也有所好转为有效, 以患者治疗后上述方面的指标均无明显改善为无效[2]。总有效=显效+有效。

1.4 统计方法

该研究中的数据处理软件为SPSS15.0, 年龄及治疗前后的胸肺顺应性、呼吸力学指标 (计量资料) 进行t检验处理, 而性别、严重程度及治疗总有效率 (计数资料) 进行χ2检验处理。

2 结果

2.1 两组患者的治疗总有效率比较

观察组中病情轻度、中度和重度患者的治疗总有效率均高于对照组轻度、中度和重度患者的治疗总有效率, 差异有统计学意义 (P<0.05) , 见表1。

注:与对照组比较, χ2=5.623, 6158, 6.201, *P<0.05。

2.2 两组患者治疗前后的胸肺顺应性检测指标比较

治疗前两组患者的静态肺顺应性、动态肺顺应性及胸廓顺应性差异无统计学意义 (P>0.05) , 而治疗后1、3、7 d观察组的静态肺顺应性、动态肺顺应性及胸廓顺应性均高于对照组, , 差异有统计学意义 (P<0.05) , 见表2。

注:与对照组比较, t=5.698, 6.308, 6.154, 6.117, 5.736, 5.847, 6.126, 5.446, 6.173, *P<0.05;与该组治疗前比较, t=6.203, 6.118, 6.047, 5.873, 5.945, 5.990, 7.342, 5.874, 6.350, #P<0.05。

2.3 两组患者治疗前后的呼吸力学检测指标比较

治疗前两组患者的Raw、PIP及Rrs均差异无统计学意义 (P>0.05) , 而治疗后1、3、7d观察组的Raw、PIP及Rrs均低于对照组, 差异有统计学意义 (P<0.05) , 见表3。

3 讨论

慢阻肺导致的呼吸衰竭在临床极为常见, 对于患者造成的不良影响十分突出, 同时其也是导致患者死亡的重要原因, 因此对于此类呼吸衰竭患者的临床诊断与治疗的研究一直较多[3,4], 且研究发展也较快快速。另外, 此类患者普遍存在明显的胸肺顺应性及呼吸力学状态异常的情况, 而这些方面不仅仅是有效评估疾病状态及患者氧供情况的重要指标, 也是考核干预治疗手段是否有效的重要方面。乌司他丁是一类蛋白酶抑制剂, 其不仅仅具有有效清除自由基的效果与作用, 且对机体的炎性状态也有较佳的抑制作用, 另外, 对于免疫状态及循环状态均有积极的改善效果, 同时其对于各类脏器的保护作用也因其抗氧化能力的提升而表现出明显的效果[5]。目前, 临床中出现较多采用乌司他丁用于脏器功能保护的研究, 且其在肺部功能受损改善中的研究也并不少见[6], 但是对于其在呼吸衰竭患者中的综合应用价值的研究仍相对较少。

注:与对照组比较, t=6.246, 6.543, 6.178, 6.559, 5.879, 7.234, 6.250, 5.886, 6.402, *P<0.05;与该组治疗前比较, t=7.243, 6.543, 5.989, 5.674, 6.235, 6.667, 5.784, 6.351, 8.002, #P<0.05。

该研究就乌司他丁对呼吸衰竭患者胸肺顺应性及呼吸力学指标的影响进行研究, 发现应用乌司他丁的患者较未应用的患者的治疗总有效率明显更高, 其对于轻度、中度及重度患者的治疗效果均十分突出, 且患者的胸肺顺应性及呼吸力学指标也明显改善, 其中静态肺顺应性、动态肺顺应性及胸廓顺应性均明显提升, 说明其呼气与吸气功能状态均显著改善, 而呼吸力学检测指标中的Raw、PIP及Rrs的改善则进一步肯定了其在改善患者呼吸状态中的应用优势, 而其相对于未采用乌司他丁的患者的效果更为突出, 说明其在改善这些指标中的辅助治疗效果较佳, 上述研究结果数据说明患者的综合呼吸功能状态及氧供状态均得到明显改善, 而这些是呼吸衰竭治疗的全面评估指标, 从而肯定了乌司他丁在此类患者中的综合应用价值, 而这些均与乌司他丁对于肺功能状态的改善有关, 同时其对于机体整体状态的调整也是功效突出的一个重要原因。

参考文献

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呼吸力学指标第2篇

1 资料与方法

1.1 临床资料:选取2013年2月至2014年12月进行单纯西医治疗的31例慢性阻塞性肺疾病患者为对照组, 同期以中西医结合方式治疗的31例患者为观察组。对照组的31例患者中, 男性18例, 女性13例, 年龄45~78岁, 平均年龄 (62.2±10.2) 岁, 慢性阻塞性肺疾病病程2.1~22.0年, 平均病程 (11.0±2.9) 年, 其中GOLD分级:Ⅰ~Ⅱ级者21例, Ⅲ级者10例。观察组的31例患者中, 男性19例, 女性12例, 年龄45~79岁, 平均年龄 (62.4±10.1) 岁, 慢性阻塞性肺疾病病程2.2~22.5年, 平均病程 (11.1±2.7) 年, 其中GOLD分级:Ⅰ~Ⅱ级者21例, Ⅲ级者10例。两组慢性阻塞性肺疾病患者的个人基本情况与疾病情况间均无显著性差异, P均>0.05, 具有可比性。

1.2 方法:对照组单纯以西医治疗方式进行干预, 包括给予患者支气管扩张、激素类及祛痰类药物治疗, 并积极给予氧疗及其他对症治疗。观察组在对照组的基础上加用参麦注射液, 每次以40 m L药液加入5%GS中静滴, 每天应用1次, 连续应用2周。然后将两组患者治疗前与治疗后1周与2周时的呼吸力学指标 (PIP、RAW、Cs及R) 进行分别统计及比较。

1.3 统计学处理:本研究中的数据处理与分析中采用的检验方式为t检验与χ2检验, 数据分析软件为SAS5.0, P<0.05表示比较的数据间有显著性差异。

2 结果

治疗前对照组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (36.26±3.38) cm H2O、 (118.78±14.62) %、 (24.64±2.81) m L/cm H2O及 (45.20±3.73) m L/mbar, 观察组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (36.30±3.35) cm H2O、 (118.81±14.57) %、 (24.70±2.75) m L/cm H2O及 (45.22±3.69) m L/mbar。

治疗后1周对照组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (34.18±3.10) cm H2O、 (105.63±12.60) %、 (27.85±2.93) m L/cm H2O及 (39.64±3.32) m L/mbar, 观察组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (30.45±2.95) cm H2O、 (92.69±10.87) %、 (32.50±3.11) m L/cm H2O及 (30.18±3.05) m L/mbar。

治疗后2周对照组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (31.88±3.04) cm H2O、 (95.83±11.18) %、 (30.56±3.06) m L/cm H2O及 (32.51±3.17) m L/mbar, 观察组患者的PIP、RAW、Cs及R水平分别为 (26.59±2.80) cm H2O、 (83.64±8.20) %、 (36.46±3.18) m L/cm H2O及 (24.68±2.66) m L/mbar。

治疗前两组患者的呼吸力学指标间均无显著性差异, P均>0.05, 而治疗后1周及2周观察组的评估指标均明显好于对照组, P均<0.05, 治疗后的力学指标间均有显著性差异。

3 讨论

慢性阻塞性肺疾病在呼吸内科就诊患者中极为常见, 其作为慢性进行性疾病, 临床对于本病的控制性研究并不少见。临床众多研究显示, 此类患者的呼吸力学状态相关指标呈现相对异常的状态, 而PIP、RAW、Cs及R等指标作为临床极为常用的呼吸力学相关指标, 其在此类患者中的检测水平明显易于健康人群, 而同时上述指标也是评估疾病发展转归的重要依据性指标[2,3,4,5]。临床中近年来以中西医结合的方式治疗本病, 取得了较好的效果, 但是对于细致方面的研究极为不足, 尤其是对于呼吸力学方面改善程度的研究极为不足。本文中我们就中西医结合对慢性阻塞性肺疾病患者呼吸力学指标的影响进行观察研究, 结果显示, 中西医结合对慢性阻塞性肺疾病患者的PIP、RAW、Cs及R检测水平明显好于单纯西医治疗的患者, 说明患者的呼吸状态得到有效改善, 从而肯定了中西医结合的治疗方式在此类患者中细节应用方面的价值。综上所述, 我们认为中西医结合治疗可更为有效地改善慢性阻塞性肺疾病患者呼吸力学指标, 对于患者的慢性阻塞性肺疾病状态治疗作用明显。

参考文献

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呼吸力学指标第3篇

笔者应用相关理论对消防呼吸器气瓶快速充气过程进行分析。通过消防呼吸器充气站进行不同充气方式的充气实验, 结合理论仿真, 对比不同充气方式下消防呼吸器气瓶快速充气过程的特性, 对充气方式进行优化。

1 消防充气站

舰船上一般的消防充气站包括空压机、储气瓶、空气过滤器、增压泵、充气装置、充气软管接头六大组件。鉴于舰上空间的限制, 空压机与储气瓶既为消防系统供气, 也为消防充气站供气。空压机输出压力为0~20 MPa, 储气瓶的最大储气压力为20 MPa。气驱增压泵的加压范围为15~30 MPa。

1.1 直充式充气方式

直充式充气方式流程:首先打开气源开关阀 (储气瓶的压力低于10 MPa时启动空压机) 。然后关闭旁通阀, 打开充气阀。最后启动气驱增压泵, 直接将经过过滤的压缩空气增压至30 MPa进行充气, 气瓶内气体的压力增压至30 MPa时自动停止充气。

1.2 混合式充气方式

混合式充气方式流程:首先打开气源开关阀 (储气瓶压力低于10MPa时启动空压机) 。其次, 打开旁通阀, 不启动气驱增压泵, 打开充气阀, 直接进行充气。再次, 气瓶内气体压力与气源压力平衡时启动增压泵, 将过滤后压缩的空气增压至30 MPa, 以30 MPa的压力继续进行充气。最后, 气瓶内气体的压力增压至30MPa时自动停止充气。

2 热力学分析

呼吸气瓶快速充气过程是个复杂的热力学过程。高压空气经管路流动, 通过充气装置向低压的气瓶充气。充气过程中, 气体经过等焓膨胀进入气瓶, 气瓶内气体的压力不断升高, 产生焦耳-汤姆逊温升效应, 影响气体的密度, 影响气瓶的充装量。此外, 由于气瓶内高压空气向外界散热, 产生熵产影响空压机和增压泵的做功。将整个充气过程简化为如图1的简易模型。图1显示压缩空气从一端进入充气软管向气瓶内充气。

2.1 热力学第一定律

如图1所示, 充气接口处压力为P1, 温度为T1, 流速为v1、质量为m1的压缩的高压空气, 通过进气回路 (用壅塞流状态下的有效截面积用Se值) 向呼吸气瓶充气。

时间内气瓶内空气的质量增量:dm=dm1=q1dt, 则有式 (1) 。

当时, 充气口处的气流的速度为音速, 此时充气口处气体的流速v1有式 (2) 所示关系。

速, 此时充气口处气体的流速v1有式 (2) 所示关系。

式中:k为空气的比热容;ρ1为空气密度。

流经充气口处的高压空气的质量流量为式 (3) 。

式中:Se为充气口处的有效截面积, 可由Se=CdS计算得到 (Cd为流量系数, 与充气口的形状和尺寸有关, 一般为0.85~0.95) ;S为充气口处的截面积。

当时, 充气口处的气流的速度为亚音速, 此时充气口处气体的质量流量有式 (4) 所示关系。

式中:Se为充气口处的有效截面积, 可由Se=CdS计算得到, 其中Cd为流量系数, 亚声速流动范围内, 与P2/P1有关, 即Cd不是不变值。

由热力学第一定律可知, 气瓶快速充气过程能量守恒, 控制容积有式 (5) 所示关系式。

式中:Cf空气流动速度;ECV为气瓶内气体总能。

气瓶内气体总能的增量如式 (6) 所示。

忽略充气过程中气瓶内高压空气动能及势能变化, 而气瓶为刚性容器不对外做功, (6) 式可化简为式 (7) 。

两边对t求导可得式 (8) 、式 (9) 。

呼吸气瓶向外界环境传热量为式 (10) 。

式中:T2为气瓶内气体的温度;Tr为外界环境温度;λ为传热系数;A为气瓶的表面积。

由式 (1) 、 (9) 、 (10) 可得式 (11) , 化简为式 (12) 。

对式 (12) 两边进行积分, 得式 (13) 与式 (14) 。

令表示t时刻内气瓶内气体与外间环境之间温度差的平均值, 则式 (14) 可化简为式 (15) 。

式中:a表示气瓶内气体的初始状态;b表示t时刻气瓶内气体的状态。

由式 (15) 可得式 (16) 。

可以看出, 通过联立式 (1) 、 (3) 和 (16) 可求得其他热力学的相关表达式。

若将呼吸气瓶看作是绝热充气的过程, 气瓶内气体与气瓶及外界环境无热量传递, 则有式 (17) 。

若初始状态气瓶内无气体, 则有式 (18) 。

2.2 热力学第二定律

如图2所示, 假设初始时刻t系统的熵为S, 在微元时间段内向气瓶内输入质量, 由于气瓶不向外输出质量, 则, 气瓶内气体与温度为Tr外界环境交换热量为。由于气瓶为刚性容器, 不对外做功, 则δW=0。

经dt时间后, 气瓶内气体的熵变为式 (19) 。

式中:δSg为熵产。

两边对时间t求导可得式 (20) 。

由于气瓶快速充气的过程中气瓶内气体向外界环境释放了热量, 为不可逆过程, 由熵增原理可知。由于气瓶快速充气过程是等熵膨胀的过程则, Si=Se (Se为气体初始状态的熵值) 。

将式 (1) 、 (10) 代入式 (20) 可得式 (21) 。

t时刻, 气瓶内气体的熵产为式 (22) , 积分得式 (23) 。

若将呼吸气瓶看作是绝热充气的过程, 气瓶内气体与气瓶及外界环境无热量传递, 则有式 (24) 。

若初始状态气瓶内无气体, ma=0, 则有式 (25) 。

气瓶快速充气过程气瓶内气体向外界散热, 是不可逆过程, 导致系统的熵增大。熵产值大小反映了空压机和增压泵做功的耗散, 熵产值小, 说明系统节能性能较好。

3 直充式和混合式比较

气瓶放置在防爆充气箱进行充气实验。实验中, 气瓶采用正压式空气呼吸器气瓶。该气瓶额定容量为6.8L, 额定工作压力为30 MPa, 报警压力为6~5 MPa, 使用温度为-30~60℃, 在30 MPa、15℃ (288K) 时, 最大充气量约为2.64kg空气。通过对气瓶充气, 进行不同充气方式的实验, 运用压力传感器、流量计以及热电偶等仪器测量了相关参数。

3.1 充气时间

消防呼吸器气瓶充气过程中, 充气的快慢与充气入口的质量流量、管路直径等特性参数有关。当然, 充气方式改变了充气条件, 自然会对充气的快慢造成影响。图3显示了在气源压力为11 MPa条件下, 充气过程中, 两种充气方式气瓶内气体压力的动态变化。由图3可以看出, 达到最终相同压力 (30 MPa) , 直充式所需的时间约为混合式充气时间的80%。但是, 充气时间也可通过其他途径缩短, 如增加管径、加大充气流量等。

3.2 质量流量

在外界环境温度为300K时比较两种充气方式在充气过程中质量流量随时间变化的情况, 如图4所示。由图4可以看出, 混合式充气方式充气过程中流量分布是随时间变化的、不连续的, 包含两个阶段。第一阶段与增压泵启动前的充气过程相对应, 第二阶段与增压泵增压进行充气相对应。而对于直充式, 质量流量随时间的变化的趋势与混合式的第二阶段类似。在充气过程的初期, 由于孔大小条件的限制, 质量流量相对恒定。在充气过程的中后期, 直充式的质量流量比混合式的高得多, 这使得直充式充气完毕所需的时间比混合式的少得多。

3.3 气体温升

消防呼吸器气瓶充气过程的气体温升效应主要有三个因素。一是气体从高压气源通过管路和充气接头向低压的气瓶充气, 高压空气进入气瓶后, 高速运动的空气分子将动能转化为内能, 导致温度的上升。二是压缩的高压空气流经管路进入气瓶过程, 产生焦耳-汤姆逊效应, 气体温度升高。三是随着充气的进行, 气瓶内的高压空气不断受到压缩, 瓶内气体受压缩做功, 导致气瓶内气体温度升高。

相关文献通过实验和数值模拟方法研究了高压气瓶氢气快速充气过程温升规律。研究表明, 快速充气过程, 气体的温升与充气的时间、气瓶内气体初始压力和温度、气源温度和压力及外界环境温度相关。

图5显示了气源初始温度为300K的情况下, 两种充气方式气瓶内高压空气温度随时间的变化。在充气的初始阶段, 环境温度一定的条件下, 气瓶的温度都迅速增加, 而在之后的充气过程中温度基本恒定。由图可以看出, 最终直充式气瓶的温度高于混合式约3K。

3.4 气瓶充装量

气瓶充装量的多少关系到可供消防员呼吸的时长, 影响任务的完成。图6显示了在初始温度为300K的条件下, 两种充气方式, 气瓶内高压空气质量随时间的变化规律。从图6可以看出, 混合式气体质量比直充式大, 约为0.1kg。在混合式充气方式下, 气瓶充装由气源直接供给以及经过增压泵增压供给, 供给分别为35%和65%。在初始温度300K的条件下, 在充气过程中混合式充气方式的充装量大于直充式的充装量。对于气瓶内气体最终温度较低的, 充装量较大。气体的温度效应影响着高压空气的密度, 最终影响充装量。充装量直接影响消防员呼吸的时间, 影响任务的完成。随着环境温度的增加, 两种充气方式中气瓶的充装量都有所下降, 混合式充气方式的充装量略大。

3.5 充气速率与最终温升

图7显示了充气速率和最终气瓶温度随着气源或外界环境温度变化的规律。从图中可以看出, 随着环境温度的增加, 充气速率降低。这意味着消防呼吸器气瓶夏季可呼吸的时间比冬季短。类似的结论可以从考虑环境温度对气瓶内气体温度的变化的影响得到。从图中还可以看出, 当气源或外界环境温度340K的情况下, 气瓶的温升超过60℃, 这对充气带来风险。因此, 需在消防充气站加装冷却器。

3.6 熵产

熵产与热力学不可逆相关。在充气站中, 熵产浪费了压缩机和增压泵的有用功。因此, 在充气过程中, 任何熵产的减少都与空压机输入功的下降有关。直充式充气方式的熵产值约为混合式充气方式的2倍。这是因为与直充式相比混合式需要气驱增压泵做功较少, 空压机需要运转的时间较短。

3.7 耗气量

在相同条件下, 混合式充气方式的耗气量比直充式的少, 约为直充式的88%。对于舰船, 受空间限制以及考虑舰上其他系统对高压空气的需求, 耗气量是一项重要的指标。耗气量大说明空气的利用率相对较低, 空压机和增压泵频繁进行工作。

3.8 重要参数比较

图8比较了两种充气方式呼吸器充气站气瓶充气的相关重要参数 (单位化) 。, 基于较大值对相关数值进行单位化, 考虑充气站和充气过程中的重要参数, 如充气时间t、充装量、气瓶内气体最终温度T、熵产值和耗气量等, 对两种充气方式进行比较。可以看出, 与直充式相比, 混合式的充装量提高了4%, 熵产减少了53%, 气源耗气量可减少14%, 温升效应减弱, 而充气时间相对略长。

综合考虑, 在充气时间可接受范围内, 采用混合式充气方式时充气过程的各项性能相对较优, 在节能和安全充气方面具有较大优势。

4 结论

熵产值与空压机的输入功有关, 随着熵产值的减小, 空压机的输入功降低。混合式充气相对直充式, 充装量提高4%, 熵产减少53%, 气源耗气量减少14%, 气体的最终温升减小5%, 而充气所需时间增加约50s, 充气速率有所下降。综合考虑以上论述, 当充气时间在可接受的范围内, 对于消防充气站, 熵产值、充装量、耗气量和气瓶内气体的温度是较为重要的性能指标, 混合模式具有较大的优势。

参考文献

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呼吸力学指标第4篇

关键词：沥青路面,路面结构,沥青层厚度,力学指标

0 引言

半刚性基层沥青路面是我国沥青路面的主要结构形式,我国沥青路面设计是以设计弯沉、沥青层层底拉应力以及半刚性材料层拉应力为设计指标。沥青路面结构层厚度的确定是结构层设计中最重要的部分,它不但包括路面的基本受力分析,还涉及到实际交通轴载状况和当地经济因素。因此,对不同的沥青路面结构,其各层位厚度的确定要与相应结构的设计理论和设计方法相匹配,结构层厚度应满足相应设计指标的要求。

本文针对我国路面主要结构形式,拟定了几种路面结构,采用不同沥青层、半刚性基层厚度,而且路面材料模量也不同,利用Bisar3.0软件,对各结构沥青路面的半刚性层层底拉应力、基层顶面压应变,以及沥青结构层剪切应力进行计算。根据计算结果,分析沥青层厚度的改变对各力学指标的影响。

1 计算模型的建立

本文应用弹性层状连续体系理论来分析沥青层厚度对路面应力分布的影响。文中采用Bisar3.0力学计算程序,荷载方式采用双圆均布荷载,标准轴载100 k N,当量圆半径为10.65 cm,轮隙间距为1.5r,考虑水平荷载的影响,其表面摩擦系数f=0.2,荷载作用如图1所示。

2 路面结构拟定及计算参数确定

根据我国常用半刚性路面结构形式,拟定了路面结构组合,见表1。

3 力学分析

根据Bisar3.0计算结果,主要分析沥青层厚度对结构层中半刚性结构层层底拉应力、基顶压应变以及沥青层内剪应力的影响,从而得出决定沥青层厚度设计的关键控制指标。

3.1 对半刚性结构层层底拉应力影响

根据已有研究成果及计算结果可知,半刚性结构层最大拉应力出现在荷载中心处,故在对如表1所示结构进行分析时,主要对比结构层不同厚度对荷载中心处拉应力的影响。

对不同沥青层厚度下半刚性结构层层底拉应力进行分析,可知:

1)随着沥青结构层厚度的增加,半刚性结构层层底拉应力逐渐减小。沥青层厚每增加5 cm,半刚性结构层层底拉应力减小幅度也不同,但变化范围均在10%～17%;半刚性结构层越厚,其减小幅度越小。这是由于半刚性层厚增加后,对路面的承载能力的贡献也会增大,起到主导作用,此时,单是沥青层厚度的改变,对结构层整体受力模式影响程度将减小。

2)增加沥青层的模量,可以减小半刚性层底拉应力,但减小幅度较小。沥青层模量每增加400 MPa,半刚性结构层底拉应力仅减少约3%～6%,减小幅度很小,且沥青层越厚,其模量变化对半刚性层底拉应力影响越大。这是因为当沥青层厚度增加,对路面的承载力贡献加大,当模量增大时,其可消散大部分的应力,使得半刚性结构层底拉应力减小。

3)对于采用两层半刚性材料做沥青路面基层时,半刚性材料厚度一般在30 cm～40 cm范围内,那么,根据半刚性基层层底拉应力所确定的最小沥青层厚也应在17 cm～28 cm之间,若混合料模量低于1 400 MPa,则需要的沥青层厚度应更大。因此,在相同设计要求下,采用高模量沥青混凝土可减小沥青层厚度。

3.2 对基顶压应变的影响

半刚性沥青路面结构基顶压应变在XOY平面内分布不同于半刚性层底拉应力的分布,其最大值出现在轮迹内侧,并未出现在轮隙中心,如图2所示。

对不同沥青层厚度下半刚性结构层层底拉应力进行分析,可知:

1)半刚性类基层沥青路面基顶压应变随沥青层厚度的增加而减小。在15 cm～40 cm范围内,沥青层每增加5 cm,基顶压应变减少幅度均在10%～18%之间,对于半刚性基层厚度较大的路面结构,基顶压应变随沥青层厚变化的幅度较小。

2)基顶压应变随着沥青结构层模量的增大而减小,但减小幅度很小,沥青混凝土模量在1 400 MPa～2 200 MPa之间每增加400 MPa,半刚性类基层沥青路面基顶压应变减少约3%～8%。沥青材料模量对基顶压应变的影响模式同拉应力,即厚的沥青结构层随模量增加,基顶压应变的减小幅度较大。

3.3 对沥青结构层最大剪应力影响

由于剪应力对路面结构的影响主要是沿深度方向,故对结构层剪应力分析时,仅对路面深度方向剪应力分布进行研究。以路面横断方向为XX方向,结构层深度方向为ZZ方向,重点分析XOZ方向沥青结构层剪应力分布,在深度方向,半刚性结构沥青层剪应力分布如图3所示。

当沥青层厚度在15 cm～40 cm范围内变化时,结构层剪应力均随深度的增加先增加,达到峰值后则开始减小。当沥青层厚度超过25 cm后,沥青层内剪应力已趋于稳定,不足沥青结构层内最大剪应力的1/3,这说明,沥青结构层剪切破坏主要集中在剪应力峰值分布位置周围。

4 结语

1)半刚性基层沥青路面基层层底拉应力、基顶压应变以及面层剪应力,都随沥青层厚度的增大而减小,但在同一深度增大的幅度各不相同。

2)虽然沥青层厚度增加能使沥青层底拉应变和路基顶面压应变减小,但沥青层厚度不能无限增加,要考虑工程实际和经济性。可通过采取其他措施,如采用改性沥青来提高沥青层的极限拉应变,强化土基或铺垫层来减小路基顶面压应变,从而使路面结构整体强度满足要求。

3)各个参数对每个力学指标的影响都不尽相同,路面结构不应只决定于其中某个指标,而应平衡各个指标的关系以得到最佳结构,综合考虑各指标的有利影响。

参考文献

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[4]JTG D50-2006,公路沥青路面设计规范[S].

呼吸力学指标第5篇

1 工程概况

沪昆客运专线长沙至昆明段(长沙至玉屏段)东起湖南省省会长沙市，西至湖南省怀化市，线路全长421.536 km。沿线经过湖南省长沙市、湘潭市、娄底市、邵阳市和怀化市。线路等级为:客运专线、双线，最大坡度20‰，速度目标值350 km/h。二标段DK7+000～DK27+000 m，该段位于湖南省长沙市至湘潭市间，地形多为剥蚀残丘、湘江阶地冲沟，标高介于40 m～80 m间，区段内线路跨越道路、湘江河道、稻田等，本区段内地质条件一般，复杂地段见褶皱，风化不均，软弱夹层，岩溶等。本区段局部地段土质以膨胀土为主，主要由强亲水性矿物蒙脱石组成，黏性土质纯，以褐红色，褐黄色为主，滑腻感强，物理力学指标一般为:W为16%～27%，液限WL为30%～50%,Ip为14～18，基本承载力介于180 k Pa～220 k Pa间。

2 膨胀土力学指标分析

为了进一步分析该地段膨胀土物理力学性质，勘测阶段对该段试验做了详细的室内常规土工试验及膨胀土特殊试验，从试验数据进一步分析天然含水率、蒙脱石含量对膨胀土产生的力学性质变化，本次统计从土工试验中随机抽取膨胀土常规试样6件，对应同地层膨胀试验试样6件作统计分析，试样物理力学指标详见表1，表2。

2.1 天然含水率对膨胀土强度的影响

通过室内试验分析不难看出，膨胀土具有较高的膨胀潜势，与其含水率的大小及变化有关，膨胀土抗剪强度与含水率的大小有着密切的关系。当水分沿裂隙渗入后，土质迅速发生膨胀、软化、崩解，尤其是裂隙面的膨胀及软化使其强度大大降低。膨胀土吸水引起各向异性膨胀，将有可能产生偏差应力，该应力达到极限强度时，就会引起土体破坏。在不同吸水分布情况下所引起的不均匀膨胀，也同样有可能引起膨胀土的破坏。膨胀土强度衰减对土体内含水率的变化很敏感，如本次统计室内试验中天然含水率为16.6%时，膨胀土的抗剪强度较高，黏聚力c达到99 k Pa，内摩擦角φ高达21.2°。试样天然含水率为26.7%时，膨胀土的抗剪强度明显下降，黏聚力c为22 k Pa，内摩擦角φ为18.9°。从室内土工试验我们发现，黏聚力和内摩擦角随着天然含水率的增加而逐渐减小，黏聚力的减小幅度较为明显，当天然含水率大于26%时，黏聚力随天然含水率增加而减小的趋势减缓，见图1。

通过试验数据规律分析膨胀土天然含水率对其抗剪强度的影响规律同天然含水率对一般黏性土影响规律[2]是相同的，可以简单的理解为含水率的变化引起了黏性土状态的变化，含水率很大时，土表现为液态，抗剪试验时，土试样变形较大，土的抗剪强度非常低;随着含水率的减少，土浆变稠，进入可塑状态，土会显示出一定的抗剪强度，含水率再减少，土就进入半固体，强度继续提高;再而进入固态，土能承受较大的剪切应力，在外力作用下不再具有塑性体特征，而呈现具有脆性的固体特征。

2.2 蒙脱石含量对膨胀土强度的影响

蒙脱石是由颗粒极细的含水铝硅酸盐构成的矿物，它们一般为块状或土状。蒙脱石矿物亲水性强，且具有既易吸水又易失水的强烈活动性。失水后的蒙脱石可以重新吸收水分子或其他极性分子，当它们吸收水分后还可以膨胀并超过原体积的几倍。随着蒙脱石矿物有效含量的增加，膨胀土的抗剪强度将相应降低。通过试验显示试样随着蒙脱石含量的增加黏聚力c没有明显的规律，但内摩擦角φ随蒙脱石含量的增加而逐渐降低[3]，见图2。

从上述试验数据统计显示，膨胀土强度影响因素除了蒙脱石含量这个内在因素外，天然含水率的变化则是一个非常重要的外在因素，因此只有准确地了解膨胀土的力学特性及变化条件，才可能估计到建造在这个地基上的路基将会产生怎样的变形，从而采取相应的地基处理措施。

3 膨胀土处理措施

3.1 控制含水量

含水量控制就是使含水量保持稳定。为控制由于膨胀土含水量变化而引起的胀缩变形，需采取一定的工程措施尽量减少膨胀土含水量受外界大气的影响，如利用黏土等材料将膨胀土路基进行包封[4,5]，避免膨胀土与外界大气直接接触，尽量减少膨胀土内部的湿度迁移。

此外，施工阶段含水量控制尤为重要，开挖、运输、摊铺、整平、翻晒、碾压的过程，未采取有效措施及缩短全过程施工时间，含水量将会发生较大变化。此外膨胀土的特性决定了其路基施工时应避开雨季作业，加强现场排水，以保证地基和已填筑的土方不被水浸泡。路基开挖后各道工序要衔接紧密，连续作业时间不宜间隔太久。路堤、滑坡路堑边坡按设计修整后，应立即采用浆砌护墙、护坡，防止雨水直接侵蚀。

3.2 改性处理

目前改良处理膨胀土的方法主要是化学改性，如掺石灰、水泥、粉煤灰、氯化钠、氯化钙、沥青、合成固化剂、合成树脂和磷酸等等，使之与土壤发生一定的物理化学反应，以改变原土的物理力学性质来稳定膨胀土[6,7]。其中石灰是一种使用最普遍、产量有保证、改良最有效的改良剂，石灰使土体中的黏土与矿物中易亲水的蒙脱石进行盐基交换、次生碳酸钙胶结性、黏土颗粒与石灰相互作用形成新的含水硅酸钙、铝酸钙等新矿物显现出来，使石灰水化物在土的亲水矿物颗粒表面吸附聚集，并硬化结晶，形成一种防止膨胀土水化分散和外水内侵的固化层，从而减弱膨胀土亲水性，达到降低膨胀土膨胀潜势、增加强度和含量稳定的目的，一般中、弱等膨胀土使用石灰可消除或减弱其胀缩效应，对强膨胀土路堑采用生石灰改良效果不佳或无效果。此外按一定的比例掺入无机料，如粉煤灰、矿渣、砂砾石和水泥等也可改善膨胀土的特性。

3.3 置换法

置换法是将一定深度范围内的膨胀土层挖除，然后分层换填强度和模量相对高的砂、碎石土、灰土、非膨胀土并夯实至要求的密度，形成一个较好的持力层，达到提高承载力和消除膨胀变形的目的。置换法主要适用于浅层的膨胀土处理，同时膨胀土换土深度要考虑受地面降水影响而使土体含水量急剧变化的深度，基本上在1 m～2 m，即强膨胀土为2 m，中、弱膨胀土为1 m～1.5 m[8,9,10]。

4 结语

膨胀土是影响铁路建设的一种特殊性土，在施工中如果不处理好这个问题，造成的破坏将是巨大的。解决膨胀土的问题，应着重从影响其物理力学性质变化的内在因素和外在因素上考虑，详细分析其物理力学指标，从而通过合理的工程措施改变土的力学性质，达到处理的目的。

摘要：结合沪昆客运专线地质勘测阶段室内膨胀土常规及特殊试验,对膨胀土物理力学指标进行分析,提出了三种膨胀土防治措施:控制含水量、改性处理、置换法,并分别作了简要介绍,以指导实际施工中通过合理的工程措施改变土的力学性质,从而保障路基稳定。

关键词：膨胀土,物理力学指标,分析,防治措施

参考文献

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[2]党靖,胡李俐,南帅.含水量和天然密度对土体抗剪强度参数的影响研究[J].中国西部科技学术,2007(5):32-34.

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[5]陈雷.膨胀土路基设计及施工综述[J].路基工程,2001(5):35-37.

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[8]贾彦斌.膨胀土地区路基施工技术[J].隧道建设,2006(2):85-87.

[9]徐光斌,任定甫.膨胀土路基的特性及其工程处理方法[J].交通科技,2003(6):45-47.

呼吸力学指标第6篇

土的物理性质指标不仅可以描述土的物理性质和状态,而且在一定程度上反映了土的力学性质。土的物理性质指标是评价和判断土的工程性状的重要依据;土的力学指标则是评价工程基础所处土体抵抗外力作用的性能的指标。土的物理指标和力学指标的物理意义各不相同,但它们之间却具有内在的密切相关关系[1]。目前国内学者对各地区硬壳层黏土力学与物理参数方面进行了较多的研究, 取得了重要成果。对于山间盆地硬壳层黏土多数研究只停留于单个物理指标因素与力学指标之间的关系。本文搜集了昆明盆地大量的土工试验资料,对该区地表分布的硬壳层黏土进行了综合分析, 发现其力学指标与物理参数之间存在着密切的相关关系。

研究区位于云贵高原中部昆明盆地内,四周为中低山环绕,山脉主要呈南北或近南北向展布,盆地内发育有3～5级侵蚀堆积阶地和2级剥蚀面。该区属亚热带高原季风温凉气候区,特殊的地理位置、沉积环境与气候特征使得昆明盆地表土广泛形成有一层厚约1.5～5.0 m 的褐灰、褐黄色黏土,一般呈可塑～硬塑状态,低～中等压缩性,具有较高的承载力,俗称“硬壳层”。硬壳层在整个盆地内几乎均有分布,本次研究所采用的土工试验数据均来自于盆地内的勘探实测资料。

2 硬壳层黏土物理力学基本特征

2.1 指标选取

本文分析选用的物理指标包括重力密度γ、天然含水量ω、土粒比重Gs、孔隙比e、液限(Wl)、塑限(Wp)、塑性指数Ip(Ip=Wl-Wp)、液性指数Il(Il=(W-Wp)/ Wl-Wp )[2],力学指标选取标贯锤击数、土的压缩模量(ES1-2)、土的抗剪强度指标(C、φ)。

2.2 统计方法

按照室内土工试验的统计分析原则采用数理统计的方法,其中平均值[3]:

$\bar{X} = \frac{1}{n} \sum_{i = 1}^{n} X_{i}$ (21)

标准差[3]:

$S = \frac{1}{n - 1} \sum_{i = 1}^{n} (X_{i} - \bar{X})^{2}$ (22)

变异系数[4]是描述变量偏离期望值的离散程度的指标。

$δ = \frac{σ_{r}}{φ_{m}}$ (23)

式(23)中:

σr为剩余标准差;

φm为岩土参数的平均值。

土性参数的变异特征以变异系数表示,并按表2-1评价。

2.3 结果分析

根据昆明盆地勘察资料,将研究区的试验数据进行统计分析,共计筛选有效土样298组,基本物理性质指标和力学指标的情况统计如表2-2所示。

从表2-2可以得出如下结论:

(1)硬壳层黏土的重力密度和土粒比重变异系数很小,即分布在昆明市区的硬壳层黏土的重力密度和土粒比重差异不大。

(2)由于埋藏深度、上覆压力和分布区域的不同,硬壳层黏土的天然含水量、孔隙比系数指标变异性较重力密度相对较大,存在较大的离散性。

(3)液限和塑限的变异性较大,使得塑性指数IP(IP=WL-WP)变异性也较大,液性指数受含水量的影响,不同区域的液性指数差异性很大。

(4)力学指标受物理性质指标的影响,变异系数较大。

3 硬壳层黏土物理参数与力学指标相关性分析

硬壳层黏土埋深浅,但却具有较高的承载力,探索其力学指标与物理指标之间的相关关系,对于探索胶结(板结作用)而言,可开拓多重因素的探究视野。

3.1 硬壳层黏土压缩模量与物理指标相关性分析

以压缩模量Es为因变量,孔隙比e、液限WL、塑限WP、液性指数Il等指标为自变量,进行一元回归统计分析,绘制散点图(图3-1)结果显示,硬壳层黏土压缩模量与孔隙比、塑限、塑性指数之间离散性较大。压缩模量与液性指数呈比较好的负幂函数关系,相关系数为0.625。总体上,压缩模量与单一物理指标的相关性不显著,可以推判决定压缩模量的因素不是单一的,而是由多因素共同影响。

为了进一步研究压缩模量与各主要物理性质指标的相关关系,现选取压缩模量Es为因变量,孔隙比e、液限WL、塑限WP、液性指数Il等指标为自变量,进行多元线性回归统计分析,回归结果统计如表3-1所示。

a. 预测变量: (常量), 液限指数。b. 预测变量: (常量), 液限指数, 塑限。c. 预测变量: (常量), 液限指数, 塑限, 孔隙比。d. 预测变量: (常量), 液限指数, 塑限, 孔隙比, 塑性指数。

回归揭示压缩模量Es与液性指数、孔隙比、塑限、塑性指数有较好的统计多元线性相关关系,相关系数随自变量的增多而呈现增大的趋势,各模型关系式为:

模型1:F(ES1-2)=-5.541 Il+8.036 (3-1)

模型2:F(ES1-2)=0.052WP-5.269 Il+6.655 (3-2)

对四类模型进行分析不难看出,就单因素而言,液性指数对压缩模量Es存在较大的影响,二者呈负相关的关系;模型2到模型3的转变,只增加变量孔隙比e,但相关系数却提高了0.2,说明孔隙比e也是决定压缩模量Es的一个重要因素,其余两个变量液性指数和塑限对压缩模量有一定的影响。由此可见,液性指数、孔隙比是决定压缩模量的重要因子,液限指数、塑限是次要因子。以上4种模型相比较,模型4的相关系数最高,为0.827,模型因子考虑较全。

黏土的压缩来源于三种因素:颗粒间的水膜被挤薄,土粒间发生相对滑动达到较密实状态以及扁平薄土粒具有弹性,在压力作用下产生挠曲变形[5]。液限指数是评价自然界中黏性土的稠度状态,稠度状态的不同与黏性土周围水化膜的变化有直接关系[2],因此压缩模量与液限指数具有相关关系是合理的。

3.2 硬壳层黏土内聚力与物理指标相关性分析

研究区硬壳层黏土内聚力与各重要物理指标的散点图如图3-2。散点图显示,硬壳层黏土内聚力与液性指数、塑限、孔隙比相关关系不显著,仅与液性指数有一些相关性,相关关系为0.5391。为了进一步研究内聚力与各重要物理指标的关系,选取内聚力为因变量,其它物理指标指标为自变量,进行多元线性回归统计分析,回归结果统计如表3-2示。

回归揭示,内聚力与塑限、孔隙比、液性指数有较好的多元线性相关关系,相关系数随自变量的增多而呈现增大的趋势,各模型关系式为:

模型1:F(c)=-38.279Il+50.246 (3-5)

模型2:F(c)=0.568 WP -33.154Il+33.215 (3-6)

模型3:F(c)=1.885 WP-56.734e -

9.990Il+41.885 (3-7)

通过模型分析可知:液性指数对内聚力有一些相关关系,由于液性指数能表征土的稠度状态,该参数越大,土的塑性状态越差,内聚力就越低。影响内聚力的因素除液性指数外, 还有塑限和孔隙比。孔隙比和土颗粒的比表面积决定了黏土颗粒间的距离,这又影响了土中水的形态及颗粒间作用力,从而决定了黏土黏聚力的大小[5]。三类模型中,模型3的相关系数较高,可考虑影响因素较多,且经过分析后较为合理,因此能较好地反映黏土的黏聚力。

a. 预测变量: (常量), 液性指数。b. 预测变量: (常量), 液性指数, 塑限。c. 预测变量: (常量), 液性指数, 塑限, 孔隙比。

3.3 硬壳层黏土内摩擦角与物理指标相关性分析

研究区硬壳层黏土内摩擦角与各重要物理指标的散点图如图3-3。图3-3显示,硬壳层黏土内摩擦角与重力密度呈现较好的正相关关系,相关关系为0.750 2;与塑性指数之间也呈现负相关关系,但相关关系仅为0.571 6。选取内摩擦角为因变量,重力密度、塑性指数等物理指标为自变量,进行多元线性回归统计分析,回归结果统计如表3-3。

回归揭示,内摩擦角与重力密度、塑性指数、土粒比重之间有较好的多元线性相关关系,而且相关系数随自变量的增多而呈现增大的趋势,各模型关系式为:

土的内摩擦角反映了土的摩擦特性,包含两个部分,一是颗粒之间滑动时产生的滑动摩擦,另一是颗粒之间脱离咬合状态而移动所产生的咬合摩擦[5]。重力密度、土粒比重越大,颗粒间的嵌入和联锁作用越强,内摩擦角就越大。

4 结论与建议

(1)硬壳层黏土压缩模量与液性指数、孔隙比、塑限、塑性指数有较好的统计多元线性相关关系,相关系数随自变量的增多而呈现增大的趋势。

a. 预测变量: (常量), 重力密度。b. 预测变量: (常量), 重力密度, 塑性指数。c. 预测变量: (常量), 重力密度, 塑性指数, 土粒比重。

(2)内聚力与塑限、孔隙比、液性指数有较好的多元线性相关关系。

(3) 内摩擦角与重力密度有较好的一元线性相关关系,与重力密度、塑性指数、土粒比重有较好的多元线性相关关系。

摘要：通过大量的土工试验,对昆明市硬壳层黏土力学与物理参数间的相关关系,特别是压缩模量、内聚力、内摩擦角φ与各物理参数相关关系进行统计分析,并给出相应的数学回归方程式和相关系数。结果表明:昆明市区上覆硬壳层黏土的压缩模量Es与液性指数、塑限、孔隙比、塑性指数有较好的相关关系。内聚力与液性指数、塑限、孔隙比有较好的统计相关关系。内摩擦角与重力密度有较好的一元线性相关关系,与重力密度、塑性指数、土粒比重有较好的多元线性相关关系。

关键词：硬壳层黏土,力学与物理性质,统计分析,相关关系

参考文献

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[4]中华人民共和国建设部.岩土工程勘察规范(GB50021—2001).2002:4—9—49

呼吸力学指标第7篇

1 重载沥青路面荷载图式

在比利时方法中,考虑了轮载的接地面积随轮胎性质和路面状况而异,即高胎压与路面接触面积小,能承担较大荷载;低胎压与路面接触面积大,估牵引力大。该方法根据实际调查得出了轮胎接地面积和轮胎荷载的统计公式[1]。根据我国的实际情况,采用改进的统计公式:

式中:A为轮胎接地面积,cm2;P为每个轮胎的荷载,N。

假定轮载P均匀分布在接触面的圆面积上,计算得到轴重与轮压、轮胎接地圆半径关系(见图1、表1)。

2 柔性基层沥青路面结构选取

根据国内外已有的全柔性基层沥青路面的研究和应用情况,确定力学分析所选用的代表性柔性基层沥青路面结构组合,路面结构形式及其基本参数如表2所示。

3 结构力学分析

计算中假定路面各结构层之间完全连续。采用双圆均布荷载,当量圆半径及轮载见表1。在进行力学响应计算分析时,重点考查不同轮载作用下路面结构的路表弯沉、各结构层层底弯拉应变、竖向压应变、面层剪应力、土基顶面压应变等指标。

3.1 路表弯沉分析

路表弯沉是路基和路面结构不同深度处竖向变形的总和。图2给出了沥青路面结构在25 k N轮载作用下沿Z轴轮隙弯沉分布。图3给出了不同轮载下路表轮隙弯沉关系图。

对于半刚性基层沥青路面和柔性基层沥青路面,在相同竖向荷载作用下,弯沉值有所差异,但随深度的分布规律基本是一致的,即弯沉分布规律与路面结构类型关系不大。在柔性基层沥青路面中,最大弯沉均出现在距路表6~10 cm处,但总体变化不大,与路表弯沉相差均≤0.3(0.01 mm),故用路表弯沉进行设计还是合理的,在工程实践中,也易于测试。

随着轮载的增大,柔性基层沥青路面下的轮隙弯沉-轮载近似呈直线关系,表明轮隙弯沉为表征路面结构整体刚度的有效指标,用轮隙中心弯沉测试值评价路面结构整体刚度仍较为合理。

3.2 各结构层拉应变分析

疲劳开裂是沥青路面破坏的主要形式,已有研究认为,重复荷载引起的拉应力和剪应力,开裂首先出现在临界拉应变和拉应力发生处。临界拉应变的大小和位置取决于路面的刚度以及荷载的构成。在国外的相关技术规范中,多以弯拉应变指标来控制沥青层底的疲劳方程。其中,美国沥青协会AI建立的沥青混合料疲劳方程以及AASHTO沥青路面力学-经验设计方法中提出了沥青面层混合料的疲劳方程中,采用的均为沥青混合料的动态压缩模量。因此在沥青结合料材料为基层的柔性基层沥青路面中,对路面结构的应力应变力学响应分析时,应采用材料的动态压缩模量,以正确反应路面结构的应力-应变关系。

参照已有的沥青混合料动态模量试验结果,以及永久性沥青路面的相关结构参数应用,采用的材料参数如表3所示。

图4为标准荷载情况下,沥青路面的水平拉应变沿深度的变化曲线,可以看到,沥青面层内基本承受的是压应变,尤其在行车方向,路表承受的压应变较大。沥青碎石基层内承受的均为拉应变,且随着深度的增加,拉应变逐渐增大,级配碎石底基层的拉应变达到了最大。

不同轮载下各结构层层底拉应变如表4和图5所示。随着轮载的增大,沥青面层的拉应变变化很小,且一直处于低水平状况,对路面结构的影响较小。而沥青碎石基层层底拉应变与轮载近似呈线性增大,当单轮轮载达到40 k N时,沥青碎石层层底的拉应变已经超过了70。永久路面理论认为沥青混合料存在一个弯拉应变临界点,这个弯拉应变点对应的疲劳寿命就是疲劳极限。永久路面设计的一个基本原则是沥青层底弯拉应变低于疲劳极限对应的应变,并一般采用70或100(改性沥青)。当车辆的单轴双轮组轴载>160 k N的情况下该路面结构和材料已不能满足此设计要求,当轴载增大到300 k N时,沥青碎石基层层底的拉应变已经达到了129,较标准荷载下增幅达到150%。

3.3 各结构层拉压应力分析

图6为标准荷载情况下,沥青路面的水平拉应力沿深度的变化曲线。可以看到,沥青层较厚时,沥青表面层先承受拉应力,随着深度的增加,逐渐转换为压应力,并在接近沥青面层层底时又转换为拉应力,即沥青面层内存在着拉压应力交替的现象。

由图7可知,随着轮载的增大,沥青面层的拉应力变化不大;而与拉应变的变化相似,沥青碎石层层底拉应力与轮载近似呈线性关系,随着轮载的增大而增大。基层层底的拉应力要大于底基层层底的拉应力。

3.4 面层内剪应力分析

表5给出了不同轮载作用下面层不同深度处剪应力大小分布情况。由表5可知,仅考虑竖向接触荷载时,柔性基层沥青路面典型结构的静态力学响应有下述规律。

1)面层内水平向剪应力随轮载的增大而增大。当轮载由25 k N增大到50 k N时,剪应力峰值由222.3 k Pa增大到288.7 k Pa,增幅30%,表明重车辆荷载作用下,面层内剪应力明显增大。

2)面层内剪应力随深度增加而增大,到达一定深度层位,剪应力达到峰值点后迅速衰减;随着轮载的增大,面层内剪应力峰值出现的深度增加,衰减速度减缓,表明重车辆荷载对路面面层的剪应力的影响深度范围在增加。

3)剪应力峰值基本分布在距路表4~6 cm范围内,也即重载作用下不考虑水平力时,应着重考虑沥青中面层(沥青层分为3层的情况下)的抗剪性能分析。

图8~图13为不同轮载及水平力系数f时,柔性基层沥青路面面层最大剪应力随深度的变化趋势。

1)相同水平力系数时,随着重载的增大,面层剪应力峰值逐渐增大。

2)水平力系数<0.3时,面层最大剪应力位于结构内部;当水平力系数逐渐增大时,不管轮载大小与否,面层最大剪应力峰值均位于面层表面。

3)随着深度增大,面层最大剪应力逐渐减小。不管水平力系数如何增大,相同轮载下,面层底部最大剪应力基本相同,说明水平力系数对面层剪应力的影响范围大多在结构层表面及局部深度范围内。