板底脫空下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面力學(xué)敏感性分析

張麗娟,黃建武，許薛軍，明恩農(nóng)

(1.華南理工大學(xué)　土木與交通學(xué)院，廣東　廣州　510641；2.廣東省公路管理局，廣東　廣州　510075；3.悉地(蘇州)勘察設(shè)計(jì)顧問有限公司,江蘇　蘇州　215123)

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板底脫空下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面力學(xué)敏感性分析

張麗娟1,黃建武1，許薛軍2，明恩農(nóng)3

(1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣東廣州510641；2.廣東省公路管理局，廣東廣州510075；3.悉地(蘇州)勘察設(shè)計(jì)顧問有限公司,江蘇蘇州215123)

建立了考慮板底脫空及裂縫傳荷能力的BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面荷載有限元模型，選取混凝土板厚及其彈性模量、基層彈性模量、BFRP筋的彈性模量及其配筋設(shè)計(jì)，以及地基反應(yīng)模量等參數(shù)，對(duì)板底脫空狀態(tài)下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)及其裂縫傳荷能力進(jìn)行敏感性分析。研究結(jié)果表明，增加混凝土板厚可明顯改善混凝土板的力學(xué)狀態(tài)，提高混凝土板的模量不能有效改善混凝土板的力學(xué)狀態(tài)；板底脫空區(qū)域?qū)挾却髸r(shí)，增大基層彈性模量使混凝土板的受力狀態(tài)變差；增大BFRP筋的彈性模量及配筋率可以略微改善脫空狀態(tài)下的混凝土板受力狀態(tài)和裂縫傳荷能力；提高地基反應(yīng)模量使受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力增大，橫向裂縫傳荷能力大幅降低，會(huì)導(dǎo)致裂縫處的BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的破壞。

道路工程；BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面；有限元分析；力學(xué)敏感性；板底脫空；傳荷能力

0　引言

玄武巖纖維筋(Basalt Fiber Reinforced Polymer bar，簡(jiǎn)稱BFRP筋)連續(xù)配筋混凝土路面是一種新型路面，其將玄武巖纖維筋用于連續(xù)配筋混凝土路面中，取代現(xiàn)有連續(xù)配筋水泥混凝土路面中的鋼筋，具有節(jié)省鋼筋、耐腐蝕、節(jié)能環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)[1-2]。鋪筑早期的CRCP板由于干縮和溫縮產(chǎn)生細(xì)微的橫向裂縫，在行車荷載反復(fù)作用以及外界環(huán)境的持續(xù)波動(dòng)影響下，橫向裂縫的間距逐漸減小，寬度逐漸增大，裂縫處出現(xiàn)剝落現(xiàn)象，導(dǎo)致裂縫傳荷能力降低，CRCP板需要承受更多的荷載。若板底脫空，在車輛荷載作用下，板內(nèi)將產(chǎn)生較大的撓度，而且會(huì)在局部出現(xiàn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象，使混凝土板頂產(chǎn)生較大的橫向拉應(yīng)力。在重復(fù)荷載的疲勞效應(yīng)下，最終導(dǎo)致路面板破裂，縱向裂縫出現(xiàn)，進(jìn)而導(dǎo)致局部整體斷裂破壞[3-7]。

Johnston等通過研究地基剛度變化時(shí)CRCP的性能，分析了不均勻支撐地基上CRCP板的力學(xué)響應(yīng)，提出了減少局部整體斷裂破壞的設(shè)計(jì)方法[8]。巨鎖基、李宇峙采用三維有限元法對(duì)地基局部脫空條件下的CRCP進(jìn)行荷載應(yīng)力分析[9]。陳小兵采用有限元方法研究了考慮板底脫空及裂縫傳荷能力的CRCP荷載應(yīng)力和荷載疲勞應(yīng)力，提出基于可靠度的以面板局部整體斷裂破壞為極限狀態(tài)的CRCP結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法[10]。目前尚未見有板底脫空下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面力學(xué)特性有限元研究，為進(jìn)一步掌握這種路面結(jié)構(gòu)的破壞特點(diǎn)，有必要開展板底脫空下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面力學(xué)響應(yīng)研究。

本文利用ABAQUS有限元軟件，假定混凝土板底脫空模式，用裂縫剪切剛度模擬裂縫間的嵌鎖作用及裂縫的傳荷能力，建立考慮脫空及裂縫傳荷能力的BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面荷載應(yīng)力有限元模型，選取混凝土板厚及其彈性模量、基層彈性模量、BFRP筋的彈性模量及其配筋設(shè)計(jì)，以及地基反應(yīng)模量等參數(shù)，對(duì)板底脫空狀態(tài)下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的板頂橫向拉應(yīng)力、豎向位移及裂縫傳荷能力進(jìn)行敏感性分析，為提出BFRP筋連續(xù)配筋水泥混凝土路面設(shè)計(jì)方法提供參考依據(jù)。

1　考慮板底脫空的有限元模型

1.1模型幾何參數(shù)

本文考慮BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面受荷情況是在水泥混凝土板溫縮完成后產(chǎn)生的，橫向裂縫垂直于行車方向且貫穿混凝土板，將BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面分割成塊。一般沖斷多發(fā)生在較窄的裂縫間距(約90%的沖斷發(fā)生在橫向裂縫間距為0.3～0.6 m時(shí))以及寬裂縫處[11]，因此在圖1所示的5塊板(板塊長(zhǎng)度取為兩條橫向裂縫間距)有限元模型中，取中間窄板塊為受荷板(板長(zhǎng)為0.6 m，即橫向裂縫間距為0.6 m，)。根據(jù)《公路水泥混凝土路面設(shè)計(jì)規(guī)范》(JTG D40—2011)的規(guī)定，連續(xù)配筋混凝土路面面層橫向裂縫的平均間距不大于1.8 m，模型中的其余4塊板塊長(zhǎng)度取1.5 m。板塊寬度取兩個(gè)行車道(3.5 m×2=7 m)。采用文克勒彈性地基，以地基反應(yīng)模量值來表征土基的承載能力。BFRP筋置于面層板中，縱筋與橫筋互相搭接，形成完整的筋網(wǎng)。

圖1　有限元模型幾何尺寸(單位：m)Fig.1　Geometry of finite element model(unit:m)

1.2材料參數(shù)

水泥混凝土面層、基層以及玄武巖纖維筋均認(rèn)為是均質(zhì)、各向同性、連續(xù)的線彈性材料，以彈性模量和泊松比來描述材料特性，各材料參數(shù)如表1所示。橫向裂縫剪切剛度為100 MPa/m，地基反應(yīng)模量取50 MPa/m。水泥混凝土板與基層的摩擦系數(shù)取8.9。

表1　材料參數(shù)取值Tab.1　Material parameter values

1.3車輛荷載

本文采用單一的矩形來表述輪胎與地面的接觸面積，BZZ-100單軸雙輪標(biāo)準(zhǔn)荷載等效簡(jiǎn)化見圖2[12]。

圖2　車輛荷載等效圖(單位：m)Fig.2　Equivalent diagram of wheel loads (unit: m)

1.4板底脫空模擬

工程實(shí)際中存在的板底脫空情況較為復(fù)雜，脫空區(qū)域形狀、深度以及唧泥情況與路面結(jié)構(gòu)的實(shí)際情況有關(guān)，一般脫空區(qū)域的幾何參數(shù)較不規(guī)則。因此，本文對(duì)于板底脫空區(qū)域作了如下簡(jiǎn)化：

(1)發(fā)生板底脫空后，水泥混凝土面層板在車輛荷載作用下發(fā)生變形，其板底不再與脫空后的基層頂部接觸，即視板底脫空為完全脫空。

(2)脫空發(fā)生在水泥穩(wěn)定碎石基層上。板底脫空區(qū)域假設(shè)為一矩形，從自由邊開始向內(nèi)發(fā)展，如圖3所示。脫空區(qū)域長(zhǎng)度L(沿行車方向)固定，設(shè)為中間板的橫向裂縫間距的2倍，如裂縫間距l(xiāng)取0.6 m時(shí)，則脫空區(qū)的長(zhǎng)度L取1.2 m。脫空區(qū)域的寬度b(垂直于行車方向)取值逐漸增大，以模擬不斷惡化的板底脫空發(fā)展?fàn)顩r，脫空區(qū)域的寬度b分別取0，0.50，0.92，1.34，1.76 m和2.26 m(b=0 m表示板底支承連續(xù)，即未脫空)。脫空區(qū)域的深度取為基層的1/4(即0.05 m)。

圖3　板底脫空區(qū)域示意圖Fig.3　Schematic diagram of void area below concrete slab

(3)在ABAQUS有限元軟件中，使用接觸關(guān)系模塊(Interaction)中的Model change命令，在施加車輛荷載的計(jì)算步(Step)中將脫空區(qū)域移除，以模擬板底脫空的發(fā)生。

(4)臨界荷載位置位于脫空區(qū)域近自由邊的板角位置，見圖3(b)。

1.5橫向裂縫剪切行為與裂縫荷載傳遞行為模擬

BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面在早期混凝土由于凝結(jié)硬化導(dǎo)致的干縮和溫度降低引起的溫縮的共同作用下，形成較為密集的橫向裂縫，這些裂縫連接都較為緊密，裂縫寬度較小，具備一定的荷載(剪力與彎矩)的傳遞能力。當(dāng)車輛荷載作用在路面結(jié)構(gòu)時(shí)，在橫向裂縫斷裂面的集料嵌擠和BFRP縱向筋的傳遞荷載能力的共同作用下，相鄰板塊之間依然能夠保持一定的整體性并共同承擔(dān)荷載。本文利用ABAQUS有限元軟件的黏結(jié)滑移行為(Cohesive Behavior)來直接定義兩個(gè)接觸面之間的接觸關(guān)系，通過設(shè)置對(duì)應(yīng)的法向剛度與剪切剛度來模擬集料嵌擠行為以及荷載傳遞能力的大小[13]。

1.6有限元模型單元選擇與網(wǎng)格劃分

本文假定混凝土面層板與BFRP筋材完全黏結(jié)，兩者共同變形。水泥混凝土面層結(jié)構(gòu)與基層結(jié)構(gòu)均采用C3D8R單元，BFRP筋選用B31三維空間內(nèi)的兩節(jié)點(diǎn)線性梁?jiǎn)卧?，共建?7 536個(gè)單元。模型有限元網(wǎng)格劃分如圖4所示，除自由邊所在側(cè)面外，所有側(cè)面的法向位移被約束。

圖4　有限元模型單元Fig.4　FEM elements

2　混凝土板力學(xué)行為敏感性分析

針對(duì)連續(xù)配筋水泥混凝土路面沖斷破壞產(chǎn)生的主要特征：橫向接縫傳荷能力下降、窄板豎向位移過大、板頂出現(xiàn)較大橫向拉應(yīng)力導(dǎo)致板頂開裂等，選取混凝土板頂最大橫向拉應(yīng)力、混凝土板豎向位移和橫向裂縫傳荷系數(shù)等參數(shù)來描述BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)特性。定義橫向裂縫傳荷系數(shù)為未受荷板邊緣的最大豎向位移與受荷板的最大豎向位移之比。

根據(jù)表1，敏感性分析的路面結(jié)構(gòu)基本參數(shù)選為水泥混凝土面層厚0.28 m、彈性模量31 GPa，基層

彈性模量1 400 MPa，BFRP筋彈性模量為40 GPa，配筋組合為φ14@80(表示BFRP縱筋直徑為φ14 mm，間距80 mm，縱筋配筋率0.687%)，地基反應(yīng)模量取50 MPa/m。分析時(shí)僅變化其中一個(gè)路面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)參數(shù)，其他參數(shù)保持不變。

2.1面層板厚度影響

選取水泥混凝土板厚度為0.24，0.26，0.28，0.30 m以及0.32 m，對(duì)比分析板厚對(duì)脫空狀態(tài)下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)的影響。BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面的受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨板厚變化的趨勢(shì)如圖5所示。

圖5　BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨板厚變化Fig.5　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with slab thickness

從圖5可以看出，板底脫空時(shí)，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax和受荷板最大豎向位移Uzmax隨板厚的增加明顯降低，橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨板厚的增加略微增加。在脫空區(qū)域?qū)挾葹?.92 m處，σymax值隨板厚的變化幅度最大，當(dāng)板厚從0.24 m增大到0.32 m時(shí)，σymax，Uzmax值分別下降40.24%，25.98%。這說明增大混凝土板厚可以減小板的撓度，在板底脫空時(shí)可以承擔(dān)一定的彎拉應(yīng)力，充分的板厚有較大的抗拉強(qiáng)度來抵抗荷載下板頂?shù)臋M向拉應(yīng)力，對(duì)于改善脫空狀態(tài)下的荷載應(yīng)力和豎向位移十分有效。

隨著脫空區(qū)域?qū)挾鹊脑黾樱芎砂灏屙斪畲髾M向拉應(yīng)力σymax先增大后減小，在脫空區(qū)域?qū)挾?.92 m 時(shí)σymax最大，其值較之板底連續(xù)時(shí)平均增大217.34%。受荷板最大豎向位移Uzmax隨著脫空區(qū)域?qū)挾鹊脑龃蠖龃?，初期增長(zhǎng)速度快而后期增長(zhǎng)速度慢。脫空區(qū)域?qū)挾蕊@著影響LTE值，從板底連續(xù)到脫空區(qū)域?qū)挾葹?.92 m時(shí)，LTE值急劇下降，平均下降了43.31%，之后變化緩慢。

2.2混凝土板彈性模量影響

選取25，27，29，31，33 GPa 5種混凝土面層板彈性模量值，對(duì)比分析混凝土板彈性模量對(duì)脫空狀態(tài)下BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)響應(yīng)的影響。BFRP連續(xù)配筋混凝土路面的受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨混凝土板彈性模量變化的趨勢(shì)如圖6所示。

從圖6可以看出，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax隨混凝土板彈性模量的增加略微增加，受荷板最大豎向位移Uzmax、橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨混凝土板彈性模量的增加略有降低。當(dāng)混凝土板彈性模量從由25 GPa增大到33 GPa時(shí)，σymax，Uzmax，LTE值的平均變化幅度分別為7.27%，6.58%，3.03%。因此，增大混凝土板彈性模量對(duì)于改善脫空狀態(tài)下的荷載應(yīng)力、豎向位移和裂縫傳荷能力效果不明顯。

圖6　BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨混凝土板彈性模量變化Fig.6　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with slab elasticity modulus

2.3基層彈性模量影響

選取1 100，1 400，1 700，2 000，2 300 MPa 5種基層彈性模量值，對(duì)比分析脫空狀態(tài)下不同基層彈性模量對(duì)BFRP連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)響應(yīng)的影響。受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨基層彈性模量變化的趨勢(shì)如圖7所示。

圖7　BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨基層彈性模量變化Fig.7　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with base elasticity modulus

從圖7得知，受荷板最大豎向位移Uzmax隨著基層彈性模量的增加而略有降低。當(dāng)板底連續(xù)(b=0)或板底脫空區(qū)域的寬度小(b=0.5 m)時(shí)，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax隨著基層彈性模量的增加而略有降低，橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨著基層彈性模量的增加略微增加；板底脫空區(qū)域的寬度大(b≥0.92 m)時(shí)，σymax隨著基層彈性模量的增加而略有增加，LTE則隨著基層彈性模量的增加略微降低。當(dāng)基層彈性模量由1 100 MPa增大到2 300 MPa時(shí)，σymax、Uzmax、LTE值的變化幅度在7.50%～9.36%，2.38%～8.32%，6.27%～7.05%之間。因此，板底脫空時(shí)，增大基層彈性模量對(duì)于改善脫空狀態(tài)下的荷載應(yīng)力、豎向位移和裂縫傳荷能力效果不明顯。板底脫空區(qū)域的寬度大時(shí)，增大基層彈性模量使混凝土板的受力狀態(tài)變差。

2.4BFRP筋彈性模量影響

選取30，40，50，60，70 GPa 5種BFRP筋彈性模量值，對(duì)比分析脫空狀態(tài)下不同BFRP筋彈性模量對(duì)BFRP連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)響應(yīng)的影響。受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨BFRP筋彈性模量變化的趨勢(shì)如圖8所示。

圖8　 BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨BFRP筋彈性模量變化Fig.8　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with BFRP bars elasticity modulus

從圖8可見，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax隨BFRP筋彈性模量的增加而略有降低，橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨BFRP筋彈性模量的增加略微增加。當(dāng)BFRP筋彈性模量由30 GPa增大到70 GPa時(shí)，σymax，Uzmax，LTE值的變化幅度在1.05%～7.58%，1.94%～8.61%，3.22%～9.32%之間。因此，增大BFRP筋彈性模量可以略微改善脫空狀態(tài)下的受力狀態(tài)和裂縫傳荷能力。

2.5BFRP筋配置影響

選取φ14@60，φ14@80，φ14@100，φ12@60，φ12@80，φ12@100 (對(duì)應(yīng)的縱筋配筋率分別為0.916%, 0.687%, 0.550%, 0.673%, 0.504%, 0.404%)6種BFRP筋配置組合，對(duì)比分析脫空狀態(tài)下BFRP筋配置情況對(duì)BFRP連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)響應(yīng)的影響。受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨BFRP筋配筋情況變化的趨勢(shì)如圖9所示。

圖9　BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨BFRP筋配筋情況變化Fig.9　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with BFRP reinforcement ratio

從圖9可見，板底脫空時(shí)，BFRP筋的配筋率越大，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax和受荷板最大豎向位移Uzmax越小，橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE越大。但BFRP筋配置情況對(duì)σymax，Uzmax和LTE的影響不顯著，6種BFRP筋組合的σymax，Uzmax，LTE值的變化幅度在0.82%～7.22%，1.51%～7.23%，2.45%～6.70%之間。因此，增大BFRP筋配筋率可以略微改善脫空狀態(tài)下的受力狀態(tài)和裂縫傳荷能力。

2.6地基反應(yīng)模量影響

選取10，30，50，70，90 MPa/m 5種地基反應(yīng)模量值，對(duì)比分析脫空狀態(tài)下不同地基反應(yīng)模量對(duì)BFRP連續(xù)配筋混凝土路面的力學(xué)響應(yīng)的影響。受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax、受荷板最大豎向位移Uzmax和橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE隨地基反應(yīng)模量變化的趨勢(shì)如圖10所示。

圖10　BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的力學(xué)響應(yīng)隨地基反應(yīng)模量變化Fig.10　Mechanical response of BFRP reinforced CRCP slab varying with foundation reaction modulus

從圖10可見，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力σymax隨地基反應(yīng)模量的增大而增大，當(dāng)基層彈性模量由10 MPa/m變化到90 MPa/m，σymax平均增幅為10.43%，最大增幅為14.42%。隨著地基反應(yīng)模量的增大，受荷板最大豎向位移Uzmax、橫向裂縫傳荷系數(shù)LTE顯著下降，當(dāng)模量值小時(shí)下降快，模量值大時(shí)降幅變緩。隨著地基反應(yīng)模量由10 MPa/m變化到90 MPa/m，Uzmax平均降幅為43.07%，最大降幅為64.78%；LTE平均降幅為51.55%，最大降幅為56.24%?？梢姡^大的地基反應(yīng)模量雖然可以降低豎向位移，但會(huì)使受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力增大，橫向裂縫傳荷能力降低，導(dǎo)致裂縫處的BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的破壞。

3　結(jié)論

通過對(duì)板底脫空下BFRP筋連續(xù)配筋水泥混凝土路面板力學(xué)響應(yīng)及裂縫傳荷能力進(jìn)行參數(shù)敏感性分析，得出以下結(jié)論：

(1)板底脫空時(shí)，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力和受荷板最大豎向位移隨板厚的增加明顯降低，橫向裂縫傳荷系數(shù)隨板厚的增加略微增加，說明增大混凝土板厚可明顯改善混凝土板的力學(xué)狀態(tài)。

(2)板底脫空時(shí)，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力隨混凝土板彈性模量的增加略微增加，受荷板最大豎向位移、橫向裂縫傳荷系數(shù)隨混凝土板彈性模量的增加略有降低。因此，增大混凝土板彈性模量不能有效改善混凝土板的力學(xué)狀態(tài)。

(3)板底脫空時(shí)，受荷板最大豎向位移隨著基層彈性模量的增加而略有降低。板底脫空情況嚴(yán)重時(shí)，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力隨著基層彈性模量的增加而略有增加，橫向裂縫傳荷系數(shù)隨著基層彈性模量的增加略微降低。因此，板底脫空情況嚴(yán)重時(shí)，增大基層彈性模量使混凝土板的受力狀態(tài)變差。

(4)板底脫空時(shí)，BFRP筋的彈性模量及其縱筋配筋率越大，受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力和受荷板最大豎向位移越小，橫向裂縫傳荷系數(shù)越大，但變化幅度不大。因此，增大BFRP筋的彈性模量及其縱筋配筋率可以略微改善脫空狀態(tài)下混凝土板的受力狀態(tài)和裂縫傳荷能力。

(5)板底脫空時(shí)，較大的地基反應(yīng)模量雖然可以降低豎向位移，但受荷板板頂最大橫向拉應(yīng)力增大，橫向裂縫傳荷能力大幅降低，導(dǎo)致裂縫處的BFRP筋連續(xù)配筋混凝土路面板的破壞。

[1]葛倩如，黃志義，王金昌，等. BFRP連續(xù)配筋復(fù)合式路面配筋設(shè)計(jì)[J].浙江大學(xué)學(xué)報(bào)：工學(xué)版，2015，49(1)：186-192.

GE Qian-ru, HUANG Zhi-yi, WANG Jin-chang, et al. Reinforcement Design of Composite Pavement Continuously Reinforced with Basalt Fiber Reinforced Plastics Bars[J]. Journal of Zhejiang University: Engineering Science Edition, 2015，49(1)：186-192.

[2]GU Xing-yu, DONG Qiao. Laboratory Test and Numerical Simulation of Bond Performance between Basalt Fiber Reinforced Polymer Rebar and Concrete[J]. Journal of Testing and Evaluation, 2012, 40(7)：1-8.

[3]ZOLLINGER D G, BUCH N, XIN D, et al. Performance of CRCP Volume 6: CRCP Design, Construction, and Performance，HWA-RD-97-151 [R]. Washington, D.C.：Department of Transportation, 1998.

[4]ZOLLINGER D G, BARENBERG E J. Continuously Reinforced Pavements: Punchouts and Other Distresses and Implications for Design，Project IHR-518 [R]. Springfield，Illinois: Universit1y of Illinois at Urbana-Champaign, 1990.

[5]SELEZNEVA O, RAO C, DARTER M I, et al. Development of a Mechanistic-Empirical Structural Design Procedure for Continuously Reinforced Concrete Pavements[J]. Transportation Research Record, 2004, 1896:46-56. [6]NCHRP. Guide for the Design of Pavement Structure OF New and Rehabilitated Pavement Structures. Appendix LL: Punchouts in Continuously Reinforced Concrete Pavements，NCHRP 1-37A [R]. Washington, D.C.：National Cooperative Highway Research Program, 2003.

[7]范留軍，劉杰. 連續(xù)配筋混凝土路面沖斷破壞原因與預(yù)防對(duì)策[J]. 中外公路，2014(6): 75-78.

FAN Liu-jun, LIU Jie. Punchout Distress of Continuously Reinforced Concrete Pavement and its Prevention Measures[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2014(6): 75-78.

[8]JOHNSTON D P, SURDAHL R W. Effects of Design and Material Modifications on Early Cracking of Continuously Reinforced Concrete Pavements in South Dakota[J].Transportation Research Record, 2008，2081：103-109.

[9]巨鎖基，李宇峙．局部脫空條件下CRCP荷載應(yīng)力分析[J]．公路交通科技，2005，22(5)：34-37.

JU Suo-ji, LI Yu-zhi. Load Stress Analysis of CRCP with Weak Support[J]. Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2005，22(5)：34-37.

[10]陳小兵. 基于裂縫形成規(guī)律的連續(xù)配筋混凝土路面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法研究[D]. 南京：東南大學(xué), 2013.

CHEN Xiao-bing. Structural Design Method of CRCP Based on Formation Rule of Cracking[D]. Nanjing：Southeast University，2013.

[11]張洪亮，左志武. 連續(xù)配筋混凝土路面[M]. 北京：人民交通出版社, 2011.

ZHANG Hong-liang, ZUO Zhi-wu. Continuously Reinforced Concrete Pavements [M]. Beijing: China Communications Press, 2011.

[12]HUANG Y H. Pavement Analysis and Design[M]. 2nd rev. ed. London: Pearson Prentice Hall, 2003.

[13]ABAQUS Inc. Abaqus 6.12 Analysis User’s Manual[M]. Providence，US: ABAQUS Inc., 2011．

Mechanical Sensitivity Analysis of BFRP Reinforced CRCP under Void below Concrete Slab Condition

ZHANG Li-juan1, HUANG Jian-wu1,XU Xue-jun2, MING En-nong3

(1.School of Civil Engineering and Transportation, South China University of Technology, Guangzhou Guangdong 510641, China；2. Guangdong Provincial Highway Administration Bureau, Guangzhou Guangdong 510075, China；3.CCDI (Suzhou) Exploration & Design Consultant Co., Ltd., Suzhou Jiangsu 215123, China)

A finite element model for simulating traffic loads on continuously reinforced concrete pavement (CRCP) with basalt fiber reinforced polymer(BFRP)bars considering void below concrete slab and load transfer efficiency(LTE)at the transverse cracks of concrete slab is established. Selecting slab thickness and its elasticity modulus, base elasticity modulus, BFRP bars’ elasticity modulus and its design, and foundation modulus as parameters, the sensitivity analysis of the mechanical response and the LTE at the transverse cracks in BFRP reinforced CRCP slab under void below concrete slab condition is conducted. The result shows that (1) the increase of the concrete slab’s thickness could significantly improve the mechanical condition of the concrete slab, but the increase of concrete’s elasticity modulus cannot effectively improve the mechanical condition of concrete slab; (2) for the case of the wider width of void area below concrete slab, increasing base’s elasticity modulus may lead the mechanical condition of the slab to worse; (3) improving BFRP bars’ elasticity modulus and its reinforcement percentage could slightly improve the mechanical condition and the LTE at the transverse cracks in the concrete slab under void below concrete slab condition; (4) with the increase of foundation response modulus, the maximum lateral tensile stress on the top of the loaded slab increases and LTE at the transverse cracks significantly decreases，which could cause damage of concrete slab near the cracks in BFRP reinforced CRCP.

road engineering; BFRP reinforced CRCP; finite element analysis; mechanical sensitivity; void below concrete slab; load transfer efficiency (LTE)

2015-12-16

廣東省交通運(yùn)輸廳科技項(xiàng)目(科技-2013-02-015)；廣東省公路管理局科研課題(2013-5).

張麗娟(1968-)，女，廣西柳城人，博士，副教授.(tczljuan@scut.edu.cn)

10.3969/j.issn.1002-0268.2016.10.006

U416.216+.2

A

1002-0268(2016)10-0032-07