تحقیق تحلیل و مدلسازی روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی و با لحاظ انواع بارگذاری


دانشکده مهندسی عمران

عنوان سمینار
تحلیل و مدلسازی روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی (RCC) و با لحاظ انواع بارگذاری

نام دانشجو
محمدرضا خاکباز

استاد راهنما
دکتر ندا کامبوزیا

تابستان و پاییز 1401

مجور بهره برداری از سمینار

بهره برداری از این سمینار در چهارچوب مقررات کتابخانه و با توجه به محدودیتی که توسط استاد راهنما به شرح زیر تعیین می شود، بلامانع است:

* بهره برداری از این سمینار برای همگان بلامانع است.
* بهره برداری از این سمینار با اخذ مجوز از استاد راهنما، بلامانع است.
* بهره برداری از این سمینار تا تاریخ ……………………….. ممنوع است.

امضای استاد یا اساتید راهنما:

تاریخ:

امضا:

چکیده
روسازی مرکب یکی از انواع روسازی های راه محسوب می گردد که از ترکیب یک یا چند لایه بتن اعم از بتن غلتکی (RCC)، بتن معمولی (PCC)، اساس سیمانی (CTB) و یا اساس تثبیت شده با سیمان (CSB) همراه با یک یا چند لایه روسازی آسفالتی که معمولا روی قسمت بتنی قرار می گیرد، تشکیل می شود. این نوع از روسازی ها بدلیل بکارگیری مصالح مرغوب در آنها، برای مسیرهای با ترافیک سنگین مناسب هستند. همچنین وجود اساس صلب باعث می شود که بیشتر مقاومت سازه ای روسازی توسط این لایه تامین گردد و لایه آسفالتی بیشتر نقش منعطف سازی سطح راه را داشته باشد. روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی یکی از متداول ترین نوع از روسازی مرکب می باشد که دارای خصوصیات ساختاری ویژه ای است. برای بررسی این نوع از روسازی تحت بارگذاری جانبی و افقی به روش المان محدود، می توان از نرم افزار آباکوس استفاده نمود. با تحلیل و مدلسازی سه بعدی روسازی مرکب با بکارگیری نرم افزار آباکوس و اعمال مودهای مختلف بارگذاری، می توان به مود بحرانی دست پیدا کرد و بحث های مربوط به مکانیک شکست را نیز بررسی نمود. همچنین می توان با بررسی در زمینه ترک های از بالا به پایین در این نوع از روسازی مرکب، بحث های مربوط به مکانیک شکست و پیش بینی در زمینه ترک را نیز مطالعه کرد.
تاکنون تحقیقات فراوانی در زمینه تحلیل و طراحی انواع روسازی های موجود انجام گردیده است. انجام چنین تحقیقات آزمایشگاهی و تحلیلی منجر به ایجاد روش های مختلفی برای تحلیل روسازی های مختلف شده است که به عنوان مثال می توان به تئوری های لایه ای و صفحه ای اشاره کرد. یکی دیگر از روش های موجود با پیشرفت تکنولوژی، روش اجزای محدود (FEM) است. نرم افزار قدرتمند آباکوس یکی از نرم افزارهای مهم در زمینه تحلیل به روش اجزای محدود است. استفاده از روش المان محدود با استفاده از آباکوس، می تواند جایگزین مناسبی برای روش آزمایشگاهی باشد به شرط آنکه اعتبارسنجی های لازم و تحقیقات لازم در این زمینه صورت گیرد. نرم افزار آباکوس این قابلیت را دارد که با اعمال مودهای مختلف بارگذاری، به مود بحرانی دست پیدا کرد و این اساس کار تحلیل و طراحی روسازی محسوب می گردد. در سال های اخیر تحلیل های فراوانی در بخش روسازی های انعطاف پذیر و صلب صورت پذیرفته است اما توجه اندکی به روسازی مرکب شده است. بنابراین در این تحقیق، این خلا پژوهش مورد بررسی و پژوهش و اثبات قرار گرفته است. ضمن اینکه فرض های صورت گرفته در این پژوهش از جمله مشخصات مصالح، مبتنی بر تحقیقات صورت گرفته در سال های اخیر است. ضمنا برای تکمیل تحقیقات در زمینه مدل سازی روسازی مرکب با اساس بتن غتلکی، بهتر است نیم نگاهی به تحقیقات مشابه گذشته در مدل سازی روسازی انعطاف پذیر هم داشته باشیم.

واژه های کلیدی: روسازی مرکب، تحلیل و مدلسازی روسازی، اجزای محدود، نرم افزار آباکوس، مکانیک شکست

فهرست مطالب
1 فصل 1: مقدمه و تعریف مساله 5
1-1 کلیات 6
2-1 بیان مساله 8
3-1 اهمیت و ضرورت تحقیق 8
4-1 اهداف پژوهش 9
5-1 فرضیات پژوهش 9
6-1 روند تحقیق 10
2 فصل2: مبانی نظری و مطالعات پیشین 11
1-2 مقدمه 12
2-2 تعاریف، اصول و مبانی نظری 14
1-2-2 روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی (RCC) 14
3-2 روش تحقیق 15
4-2 ارزیابی عملکرد روسازی 16
1-4-2 ترک خوردگی خستگی لایه آسفالت 16
2-4-2 عمر خستگی لایه بتن غلتکی 16
3-4-2 عمق شیارشدگی لایه آسفالتی 16
5-2 مدل المان محدود 17
1-5-2 توضیحات مدل المان محدود 17
2-5-2 بارگذاری پارامترها 18
3-5-2 ضخامت و مواد ورودی 18
4-5-2 اعتبارسنجی 19
6-2 نتایج و بحث 22
1-6-2 مقایسه عملکرد روسازی مرکب و انعطاف پذیر 22
2-6-2 ترک خستگی آسفالت سطحی در روسازی مرکب و انعطاف پذیر 22
3-6-2 عمق شیارشدگی آسفالت سطحی در روسازی مرکب و انعطاف پذیر 23
4-6-2 ترک خستگی اساس بتن غلتکی در روسازی مرکب 24
7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر عملکرد روسازی مرکب 25
1-7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر عمق شیارشدگی 26
2-7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر ترک خوردگی ناشی از خستگی RCC 27
8-2 تاثیر ضخامت اساس بتن غلتکی بر عملکرد روسازی مرکب 29
1-8-2 تاثیر ضخامت اساس بتن غلتکی بر عمق شیارشدگی 30
2-8-2 تاثیر ضخامت بتن غلتکی بر ترک خوردگی ناشی از خستگی اساس بتن غلتکی 31
9-2 نتیجه گیری ها 33
10-2 تحقیقات در بخش مدلسازی 34
11-2 بانک داده و معرفی مشخصات مواد و لایه ها 34
1-11-2 مدلسازی روسازی 34
2-11-2 خصوصیات مواد 35
3-11-2 شرایط بارگذاری 36
12-2 حالت های بارگذاری و روش مدل سازی 37
1-12-2 حالات مختلف بارگذاری (مود شکست) 37
2-13 نرم افزار و ابزار مورد استفاده 39
1-13-2 معرفی نرم افزار مورد استفاده 39
2-13-2 رویه کلی حل مسائل در آباکوس (ماژول های آباکوس) 40
14-2 نتایج تحقیقات و بحث ها 40
1-14-2 توضیحات اولیه 40
2-14-2 ارزیابی ترک خوردگی بالا به پایین در سطح آسفالت 42
3-14-2 ارزیابی رفتار چسبندگی بین دو لایه بتن غلتکی و آسفالت 44
15-2 تحقیقات مشابه در روسازی های منعطف 47
1-15-2 تعریف ترک در روسازی آسفالتی 49
2-15-2 تجزیه و تحلیل روسازی ترک خورده 51
3-15-2 نتایج و بحث ها 53
4-15-2 نتیجه گیری 60
3 فصل3: جمع بندی و خلا پژوهش 61
1-3 نتیجه گیری کلی 62
2-3 بیان خلاء پژوهش 63
4 پیوست ها 65
5 مراجع 69

1 فصل 1: مقدمه و تعریف مساله

1-1 کلیات
ساختار روسازی مرکب مشتکل از لایه های صلب و انعطاف پذیر است. تجربه کشورهای مختلف نشان داده است که روسازی های مرکب عملکرد بسیار خوبی را در راه های با ترافیک سنگین داشته اند. در مقایسه با روسازی انعطاف پذیر و صلب، روسازی مرکب کارایی بهتری چه به لحاظ سازه ای و چه عملکردی (جنبه های فنی) داشته و از نظر اقتصادی نیز به صرفه تر است [1]. ایجاد تکیه گاه مستحکم برای لایه آسفالتی توسط لایه اساس صلب، افزایش راحتی راننده از طریق ارائه یک سطح صاف و هموار، مقاومت کافی روسازی در برابر لغزیدن، محافظت لایه آسفالتی از لایه صلب در برابر فرسایش و خورندگی آب های سطحی و با فرآیند یخ زدایی، کاهش تغییرات حرارتی در لایه صلب و به تبع آن کاهش ترک خوردگی ناشی از انبساط و انقباض، کاهش تنش های ناشی از گرادیان و بار ترافیک و نیاز به عملیات نگهداری کمتر نسبت به روسازی های انعطاف پذیر از جمله مزایای روسازی مرکب است [2-4].
یکی از انواع روسازی های مرکب که در سال های اخیر مورد توجه قرار گرفته است، مشتکل از لایه اساس از نوع بتن غلتکی و رویه آسفالتی است. روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی به عنوان ساختاری مقاوم و باصرفه اقتصادی برای مناطق با ترافیک سنگین استفاده می شود [4]. بتن غلتکی نوعی بتن سیمانی است که از اختلاط مصالح سنگی درشت و ریز، سیمان و آب به مقدار کم ساخته شده و با اسلامپ نزدیک به صفر توسط فینیشر مخصوص آسفالت پخش شده و توسط غلتک های ارتعاشی متراکم می شود [5, 6]. از دیگر مزایای بتن غلتکی نسبت به بتن معمولی، عدم نیاز به قالب، آرماتورهای مسلح کننده، میلگردهای اتصال و تای بار و درز است [7]. روسازی های مرکب ممکن است در طول عمر بهره برداری به انواع خرابی ها دچار شوند که این خرابی ها به دلیل اینکه لایه آسفالتی در سازه مرکب قرار دارد، خیلی شبیه به خرابی های روسازی آسفالتی است [4]. عمر سرویس دهی و عملکرد روسازی مرکب ممکن است به علت ترک انعکاسی، ترک خستگی بالا به پایین در رویه آسفالتی، شیارشدگی، جداشدگی اتصال دو لایه و جمع شدگی لایه آسفالتی کاهش یابد.
مناطق با بارگذاری سنگین از قبیل بنادر و ترمینال های بارگیری، محموله های باری را از طریق بخش حمل و نقل دریایی به زمینی و بالعکس منتقل می کنند. در این مکان ها برای حمل بارهای سنگین توسط وسایل نقلیه بارگیر و همچنین برای ایجاد یک جریان ترافیکی منظم و مطمئن در روند انتقال بار، روسازی نقش مهمی را ایفا میکند. در این موارد در کشورهای اروپایی و آمریکا به طور گسترده روسازی مرکب با لایه آسفالتی و اساس صلب مورد استفاده قرار میگیرد، زیرا این روسازی دارای عمر زیاد، آلودگی صوتی کم، سطح صاف، اصطکاک زیاد، ظرفیت باربری بالا و حداقل عملیات نگهداری است [4]. جراردو و همکاران در تحقیقات خود به این نتیجه رسیدند که روسازی مرکب می تواند کرنش کششی بحرانی در پایین لایه سطحی آسفالت که باعث ایجاد ترک خستگی می شود را از بین ببرد [8]. بتن غلتکی به دلیل عملکرد اقتصادی و ساختاری و فنی آن ممکن است یک ماده بالقوه برای لایه اساس در روسازی مرکب باشد. روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی می تواند ترک خوردگی ناشی از خستگی را از بین ببرد و به طور قابل ملاحظه ای عمق شیارشدگی در لایه آسفالت را کاهش دهد و بنابراین ممکن است یک جایگزین ساختاری و اقتصادی بالا برای مناطق با بارگذاری سنگین باشد. ترک از بالا به پایین ممکن است به عنوان شاه ترک طولی ظاهر شود و معمولاً هنگام اجرای عملیات روسازی ایجاد می شود. شارپ (SHRP) بیان کرد که این مشکل برای روسازی مرکب یک مسئله حیاتی نیست زیرا کرنش کششی در سطح آسفالت کوچک و ناچیز است. علاوه بر این، اتصال کافی بین سطح آسفالت و اساس صلب بتنی ضروری است. شکست این اتصال سطحی ممکن است به برخی نگرانی های حیاتی مانند ترک خوردگی ناشی از خستگی، چاله ها و ترک خوردگی لغزشی روی سطح آسفالت منجر شود [9].
مطالعات نشان داده اند که در لایه آسفالتی روسازی های مرکب ترک خوردگی خستگی از نوع بالا به پایین می باشند؛ زیرا علاوه بر بار قائم که به روسازی وارد می شود، در سیستم روسازی چند لایه، بارهای افقی و جانبی هم در اثر ترمز و کرنش ها در پایین لایه آسفالتی معمولا از نوع فشاری است، مگر اینکه اتصال بین رویه آسفالتی و لایه صلب زیرین وجود نداشته باشد. ژائو و همکارانش با مقایسه ترک خوردگی خستگی، دو نوع روسازی شامل روسازی با اساس تثبیت شده با سختی بالا و روسازی با اساس سنگدانه ای با سختی کم دریافتند که در روسازی با اساس سخت ترک های بالا به پایین حاکم بوده و احتمال ترک خوردگی پایین به بالا وجود ندارد؛ اما در روسازی های با اساس سنگدانه ای، در دماهای متوسط و پایین ترک خوردگی پایین به بالا حاکم است و در دماهای بالا ترک های بالا به پایین حاکم است [10].
شیارشدگی روسازی های مرکب اگرچه به اندازه روسازی های انعطاف پذیر نیست، اما به دلیل قرار گرفتن بر روی یک لایه با سختی بالا، لایه آسفالتی تحت تنش هایی قرار خواهد گرفت. این خرابی ضمن تحمیل هزینه های سنگین مرمت و بهسازی، سبب بروز مشکلات ایمنی برای استفاده کنندگان از راه شده و از این طریق خسارت های زیادی اعم از جانی و مالی را وارد می آورد. تجمع تغییر شکل های پلاستیک در لایه آسفالتی و بستر و لایه های تثبیت نشده زیر لایه صلب باعث شیارشدگی می شود. به دلیل سختی بالای لایه بتنی در روسازی مرکب، مقدار تنش و کرنش ایجاد شده در بستر و لایه تثبیت نشده این نوع روسازی ها بسیار کم بوده و در شیارشدگی این نوع روسازی ها تاثیر ندارند، مگر اینکه لایه صلب آسیب دیده بوده و نتواند به درستی بار را توزیع کند [4]. معمولا در مطالعاتی که توسط محققین صورت گرفته است، برای ارزیابی این نوع خرابی از جابجایی قائم لایه آسفالتی استفاده شده است.
شتاب گیری و حرکت بر روی قوس های افقی به وسیله نقلیه اعمال می شود که تاثیر بسیاری بر ترک های بالا به پایین در سطح آسفالت و جداشدگی بین لایه ها دارند. به دلیل وجود بار افقی، به صورت قابل توجهی کرنش های کششی در سطح لایه آسفالت بوجود می آید که کرنش کششی افقی بالا در سطح رویه آسفالتی برای ارزیابی ترک بالا به پایین و تنش برشی سطح مشترک دو لایه آسفالتی و اساس بتن غلتکی، برای ارزیابی خرابی اتصال ضعیف استفاده می شوند. این خرابی ها ممکن است زمانی که بار افقی به روسازی اعمال می شود، اتفاق بیافتند. اگر تنش برشی بیشتر از مقاومت برشی اندود سطحی در نظر گرفته شده برای فصل مشترک دو لایه باشد، خرابی اتصال بین لایه ها اتفاق می افتد [11].
شرایط اتصال لایه های روسازی نقش قابل توجهی در طراحی و ساخت روسازی برای تضمین ظرفیت باربری موردنیاز، نظیر مقاومت و دوام روسازی بازی می کند. از این رو اتصال ضعیف به لغزش روسازی ها کمک می کند. این پدیده مخصوصا در محل هایی مثل عوارضی ها، لحظه مشاهده پلیس برای کاهش سرعت و … که وسایل نقلیه ترمز می کنند، اتفاق می افتد [12]. برای رسیدن به ظرفیت باربری مطلوب روسازی و در نتیجه عمر طولانی روسازی، اتصال مناسب بین لایه های روسازی مهم است. شکست پیش از موعد مقاطع جاده به دلیل جدایی لایه ها منجر به باز توزیع تنش ها و کرنش ها در روسازی آسفالتی می شود. خصوصا در سطوحی مانند تقاطع ها، رمپ های شیب دار و قوس هایی با شعاع کوچک که وسایل نقلیه نیروهای افقی و جانبی وارد می کنند [13].
2-1 بیان مساله
روسازی مرکب یکی از انواع روسازی های راه محسوب می گردد که از ترکیب یک یا چند لایه بتن اعم از بتن غلتکی (RCC)، بتن معمولی (PCC)، اساس سیمانی (CTB) و یا اساس تثبیت شده با سیمان (CSB) همراه با یک یا چند لایه روسازی آسفالتی که معمولا روی قسمت بتنی قرار می گیرد، تشکیل می شود. روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی یکی از متداول ترین نوع از روسازی مرکب می باشد که دارای خصوصیات ساختاری ویژه ای است. این نوع از روسازی اثر کرنش کششی بحرانی را حذف می کند که در نتیجه آن باعث جلوگیری از وقوع ترک های خستگی از بالا به پایین در لایه آسفالت روسازی می شود. علاوه بر این، دیگر خرابی ها مثل ترک خوردگی از بالا به پایین و گسیختگی و چسبندگی بین لایه ای بر عملکرد روسازی تاثیر مخرب می گذارند و عمر روسازی را کاهش میدهند. در سیستم روسازی چند لایه ای، بارگذاری افقی که ناشی از اصطکاک بین تایر و روسازی است و در طول مدت زمان ترمزگیری یا شتاب گیری وسایل نقلیه به وجود میآید و اثر قابل توجهی در شکل گیری ترک های از بالا به پایین در لایه آسفالتی دارد و همچنین باعث جداشدگی در محل اتصال بین دو لایه میگردد. در ناحیه های با بارگذاری سنگین، وسایل نقلیه بارگیر مرتبا بر روی روسازی ترمز یا شتاب میگیرند. بنابراین اثر بارگذاری افقی بر روی ترکهای از بالا به پایین و رفتار چسبندگی بین دو لایه آسفالتی و بتنی در سیستم روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی باید به صورت عددی مورد بررسی قرار گیرد. در این تحقیق، برای ارزیابی ترک از بالا به پایین و رفتار چسبندگی بین لایه ای، به ترتیب کرنش افقی روی لایه آسفالت و تنش برشی بین لایه آسفالت و بتن در مدل المان محدود محاسبه شده است. نتایج تحقیق بدین صورت بیان گردیده که تاثیر اعمال بارگذاری افقی چه تاثیر یا تاثیراتی بر ایجاد ترک از بالا به پایین دارد [11].
3-1 اهمیت و ضرورت تحقیق
افزایش حجم و وزن محور ترافیک در راه ها باعث شده که روسازی های انعطاف پذیر عملکرد مناسبی در برخی از راه ها نداشته باشند و نیاز به گزینه های دیگری برای روسازی مطرح باشد. یکی از این گزینه ها استفاده از روسازی های ترکیبی هستند که در آن یک لایه صلب به عنوان اساس استفاده شده و یک لایه آسفالتی انعطاف پذیر بر روی آن اجرا می گردد. تجربه کشورهای مختلف، نشان داده شده است که روسازی های ترکیبی، عملکرد بسیار خوبی را در راه های با ترافیک سنگین داشته اند. اگرچه اجرای روسازی مرکب، نسبت به روسازی انعطاف پذیر معمولی دارای هزینه بیشتری است، اما بدلیل کارایی بسیار مناسب تر در مقابل بارهای سنگین، می تواند گزینه مناسبی باشد. در حقیقت بحث اقتصادی اجرای روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی، در دراز مدت قابل دفاع است [11]. بنابراین لازم است تا با مدلسازی عددی و شناخت خصوصیات روسازی مرکب، تسلط کافی بر روی این موضوع ایجاد گردد.
با پیشرفت تکنولوژی، تحقیقات به سمت استفاده از نرم افزارهای مدلسازی هوشمند، همراه با آزمایشات اعتبارسنجی رفته است. نرم افزار قدرتمند آباکوس یکی از نرم افزارهای مهم در زمینه تحلیل به روش اجزای محدود است. استفاده از روش المان محدود با استفاده از آباکوس، می تواند جایگزین مناسبی برای روش آزمایشگاهی باشد به شرط آنکه اعتبارسنجی های لازم و تحقیقات لازم در این زمینه صورت گیرد. نرم افزار آباکوس این قابلیت را دارد که با اعمال مودهای مختلف بارگذاری، به مود بحرانی دست پیدا کرد و این اساس کار تحلیل و طراحی روسازی محسوب می گردد.
4-1 اهداف پژوهش
اهداف اصلی این پژوهش، بررسی تاثیرات بارگذاری های مختلف بر عملکرد روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی در مناطق با ترافیک سنگین است. اهداف جزئی تری در ادامه این موضوع پیش می آید که عناوین آن در زیر آمده است:
1. بررسی عددی اثر بارگذاری افقی بر روی ترک های بالا به پایین در سطح آسفالت
2. رفتار چسبندگی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی
3. بررسی سطوح مختلف بارگذاری افقی
4. ترکیبی از اثر بارگذاری افقی، دما و مدول الاستیک اساس بتن غلتکی
5-1 فرضیات پژوهش
در این تحقیق اثر بارگذاری افقی بر روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی، به صورت عددی به روش مدلسازی المان محدود بررسی شده است. با توجه به مطالعات پیشین، ساختار روسازی مرکب از 100 میلیمتر لایه آسفالت، 400 میلیمتر اساس بتن غلتکی و 3000 میلیمتر لایه زیراساس تشکیل شده است. ابعاد مدل روسازی به صورت ثابت به طول 17000 میلیمتر و به عرض 6100 میلیمتر فرض شده است. برای مدلسازی قسمتهای روسازی در تحلیل المان محدود از المانهای خطی هشت گرهی با انتگرالهای کاهش یافته(C3D8R) استفاده شده است.
در مدلسازی، فصل مشترک بین لایه آسفالتی و بتنی کاملا گیردار فرض شده است و مقاومت برشی بین این دو لایه با کاربرد موادهای مختلف در لایه تککت اندازهگیری شده است تا بدین وسیله رفتار چسبندگی بین لایه آسفالتی و بتنی ارزیابی شود. مطالعات میدانی و آزمایشگاهی متنوعی درباره اثر ماده به کار رفته در لایه تککت بر سطحهای بتنی با سیمان پرتلند صورت گرفته است که با توجه به این مطالعات، رابطه بین نوع ماده لایه تککت و مقاومت برشی بینلایهای اندازهگیری شده است.
در این تحقیق، تمام خصوصیات مواد به صورت الاستیک خطی فرض شده است. مدول الاستیک و ضریب پواسون لایه آسفالتی به همراه تغییرات دما تغییر میکند و مقادیر جدید به وسیله توسعه الگوریتم تعیین میشود. این الگوریتم جهت پیشبینی پاسخهای روسازی انعطافپذیر به کار میرود. مشخصات لایه اساس بتن غلتکی نیز مطابق مقادیر معمول به کار رفته در ناحیههای صنعتی با بارگذاری سنگین انتخاب میشود. همچنین مدول الاستیک بستر خاک متناسب با مقدار نظیر سیبیآر 10 درصد فرض میشود.

6-1 روند تحقیق
روند تحقیقاتی برای این مطالعه شامل مراحل زیر است:
1. مروری بر مطالعات پیشین
2. طراحی یک روسازی مرکب در نرم افزار آباکوس با ابعاد مشخص
3. انتخاب مواد و تعیین مدول و ضریب پواسون
4. مدلسازی و بررسی مودهای بحرانی
5. تحلیل داده های نتایج
6. نتیجه گیری و ارائه پیشنهادات برای مطالعات و تحقیقات آتی

2 فصل2: مبانی نظری و مطالعات پیشین

1-2 مقدمه
هدف از این فصل، بررسی تمامی مطالعات انجام شده در بحث تحلیل و مدلسازی روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی و با لحاظ انواع بارگذاری می باشد. روسازی راه در مناطق با بارگذاری سنگین مانند بنادر یا پایانه های کانتینری، معمولاً تحت بارهای سنگین تری نسبت به بزرگراه ها قرار می گیرند. روسازی آسفالتی معمولاً در مسیر چنین مناطقی احداث می شود [14]. ایجاد ترک و شیارشدگی ممکن است پس از عبور و مرور ترافیک و بارگذاری های مختلف روسازی ظاهر شوند. از این رو این خرابی ها می تواند عمر و عملکرد روسازی را کاهش دهد [15-17]. روسازی اصطلاحا دائمی، ابتدا برای بزرگراه ها ساخته شد. اخیراً برای ساخت و ساز در مناطق با بارگذاری سنگین نیز مورد استفاده قرار می گیرد؛ زیرا به عنوان یک سازه با طول عمر طولانی گزارش شده است. این روسازی تنش کششی افقی بالا یا کرنش در آسفالت که باعث ایجاد ترک از پایین به بالا می شود را از بین می برد [18]. این ساختار به طور کلی از آسفالت با کیفیت بالا، مواد مقاوم در برابر شیارشدگی در لایه میانی و یک لایه اساس مقاوم در برابر خستگی همانطور که در شکل 1 (الف) نشان داده شده، تشکیل شده است [19]. همچنین روسازی بتن فشرده با غلتک (RCC)، به ویژه در مناطق صنعتی برای حمل بارهای سنگین به طور گسترده ای مورد استفاده قرار گرفته است. بتن غلتکی (RCC)، یک بتن با اسلامپ صفر با فرم فشرده نهایی دارای مقاومت بالا، دوام بالا و اقتصادی تر از بتن معمولی است. بتن غلتکی (RCC) ممکن است بدون اتصالات خاص ساخته شود؛ زیرا مقاومت انقباضی بالایی دارد [20]. ترک های انقباضی طبیعی بتن غلتکی در مناطق با بارگذاری سنگین مجاز هستند؛ زیرا این لایه به عنوان لایه ثانویه در نظر گرفته می شود و لایه اولیه از جنس آسفالت است [4]. بنابراین، بتن غلتکی می تواند یک لایه اقتصادی و کارآمد برای جایگزینی لایه میانی و اساس سیستم روسازی دائمی باشد که در شکل 1 (ب) ارائه شده است. این روسازی پیشنهادی، تحت عنوان روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی شناخته می شود.
همچنین همانطور که در شکل 2 نشان داده شده است، مشکلات معمول در این روسازی، ترک انعکاسی، شیارشدگی و ترک خستگی در اساس صلب است [21]. با این حال این مطالعه در مورد ترک انعکاسی بر عملکرد روسازی مرکب بحث نمی کند؛ زیرا این موضوع را می توان به طور موثر با روش های ساخت و ساز مانند روش آب بندی پس از ترک کنترل کرد [8, 21]. همچنین شارپ فاصله اتصالات بتن غلتکی را 3.05 متر (10 فوت) یا کمتر برای جلوگیری از آسیب دیدگی در هنگام روکش کردن آسفالت با اساس بتن غلتکی توصیه می کند. بنابراین در مطالعه حاضر، ترک خوردگی خستگی و شیارشدگی عملکرد روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی را مشخص می کند [21].

شکل 1- (الف) روسازی دائمی، (ب) روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی (RCC)
فلینچ و همکاران، تحلیل حساسیت روسازی مرکب برای بزرگراه را با بررسی اثرات مواد لایه اساس مختلف بر روی عملکرد روسازی به صورت عددی مورد مطالعه قرار دادند [22]. این مطالعه گزارش داد که استفاده از روسازی مرکب ممکن است انحراف سطح را کاهش دهد و کرنش یا تنش کششی بالا در پایین لایه آسفالتی را به حداقل برساند و یا حتی حذف کند. همچنین نشان داده شده که عمق شیارشدگی در لایه HMA تمایل به افزایش دارد؛ زیرا سختی اساس بیشتر از HMA است. همچنین انجمن سیمان پرتلند گزارش طراحی را با مقایسه روسازی انعطاف پذیر و روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی منتشر کرد [23]. نتایج حاصل از تجزیه و تحلیل عددی نشان داد که روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی، عمر طراحی طولانی تری نسبت به روسازی های دیگر دارد. با همان سطح ترافیک، روسازی مرکب با اساس بتن غتلکی، ضخامت آسفالت نازک تری نسبت به روسازی انعطاف پذیر و لایه بتن غلتکی نازک تر از روسازی تمام بتنی (RCC) دارد. دلات یک جدول طراحی ساده شده برای سیستم روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی و لایه آسفالتی (HMA) به عنوان سطح سواری ارائه کرد. در این مطالعه طراحی بر اساس آنالیز مکانیکی انجام شد و تنها ترک ناشی از خستگی به عنوان عملکرد روسازی در نظر گرفته شد. همچنین نویسنده گزارش داد که هزینه اولیه روسازی بتن غلتکی، به تنهایی 62 درصد از هزینه جایگزین روسازی معمولی است [24].
تنوع سایر عوامل طراحی نیز ممکن است بر روی عملکرد روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی تاثیرگذار باشد و بررسی اثرات آن ها ضروری است. بنابراین این مطالعه بر تاثیر تغییر مدول مواد، ضخامت لایه و بارگذاری بر عملکرد روسازی مانند ترک خوردگی ناشی از خستگی و عمق شیار با اعمال بارگذاری چرخ های سنگین وسیله نقلیه مورد استفاده در ناحیه بنادر متمرکز است. علاوه بر این مقاطع روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی که معیارهای طراحی را برآورده می کنند (یعنی بدون ترک خستگی در سطح HMA و در اساس RCC، و همچنین عمق شیار کم و زیر 10 میلی متر)، ممکن است به عنوان مقاطع طراحی روسازی برای مناطق با بارگذاری سنگین در یک سطح انتخاب شوند.
2-2 تعاریف، اصول و مبانی نظری
1-2-2 روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی (RCC)
بتن غلتکی (RCC) یک ترکیب بتنی سیمانی پرتلند با اسلامپ صفر و دانه بندی متراکم است که توسط ماشین آلات متداول در بتن آسفالتی، پخش شده و به وسیله ای غلتک های فلزی چرخ لاستیکی و غلتک های ویبره ای، متراکم می شود. بتن غلتکی در پروژه های راهسازی و سدسازی کاربرد گسترده ای دارد. در روسازی راه، بتن غلتکی بعنوان رویه اصلی برای تامین استقامت باربری سازه روسازی مورد استفاده قرار می گیرد. طرح روسازی بتن غلتکی مشابه طراحی روسازی بتنی درزدار غیرمسلح با درزهای انقباضی یا درزهای ساخت بدون داول می باشد. اختلاف اصلی بین بتن غلتکی و بتن معمولی در ارتباط با روش ساخت روسازی، فواصل درزها و رویه است. از جمله مزیت های این نوع روسازی نسبت به سایر روسازی های صلب می توان به عدم نیاز به آرماتور و میلگردهای داول، اجرای ساده تر، هزینه کمتر، عدم نیاز به فینیشر بتنی برای اجرای روسازی، میزان کمتر ترک های انقباضی به دلیل مصرف کمتر سیمان و موارد دیگر اشاره کرد [25].
از آنجا که در این نوع روسازی پس از تسطیح و متراکم نمودن سطح بوسیله غلتک ها، سطح نهایی فاقد بافت درشت دانه قابل توجه بوده و امکان ایجاد بافت در سطح نیست، مقاومت لغزشی این نوع از روسازی ها نسبت به سایر کمتر است. همچنین بدلیل به جا ماندن اثر غلتک ها روی روسازی، سطح روسازی از همواری خوبی برخوردار نیست. مطابق با نشریه 354 سازمان برنامه و بودجه، بدلیل مقاومت لغزشی پایین و عدم ایجاد سطحی کاملا هموار، کاربرد در این نوع روسازی در ایران تنها به روسازی محل هایی با سرعت ترافیک پایین محدود شده است. یکی از راهکارهایی که برای بهبود ویژگی های سطحی روسازی بتن غلتکی پیشنهاد شده است، اجرای یک لایه روکش آسفالتی روی سطح روسازی بتن غلتکی است. در حقیقت لایه بتن غلتکی به عنوان اساس در نظر گرفته می شود. در مقایسه با روسازی های تمام آسفالتی که ترک خوردگی خستگی و شیارافتادگی دو خرابی عمده در کاهش عمر سرویس دهی روسازی های انعطاف پذیر است، در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی این خرابی ها به صورت چشمگیری کاهش یافته است[4].
اگرچه روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی به کرات اجرا شده و در بسیاری از موارد موفقیت آمیز بوده است، اما این سیستم مرکب روسازی از مقاومت و دوام روسازی های صلب برخوردار نیست و همچنین ظهور و گسترش ترک های انعکاسی در سطح این روسازی امری رایج است. همچنین چسبندگی کافی بین دو لایه از اهمیت بالایی برخوردار است و در صورت عدم چسبندگی لازم، خرابی هایی از جمله ترک های خستگی، چاله و ترک های لغزشی در لایه آسفالتی ایجاد می شود [11]. همچنین دمای بالای مخلوط آسفالتی و تبخیر رطوبت دال بتن غلتکی بدلیل اجرای لایه آسفالتی، به ترتیب دچار افزایش انبساط و جمع شدگی دال زیرین می شود [25].
در مناطق با بارگذاری سنگین، اجرای روسازی تمام آسفالتی ممکن است مشکلاتی مانند ترک خوردگی و شیارشدگی در طول عمر مفید راه را در معرض خطر قرار دهد. برای کاهش این مشکلات، روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی می تواند جایگزین مناسبی باشد و باید در ابتدا مورد بررسی و ارزیابی قرار گیرد. عملکردهای سازه ای مانند ترک خوردگی ناشی از خستگی و عمق شیار ممکن است به دلیل تغییر در برخی عوامل طراحی تغییر کند. بنابراین، این مطالعه بر تاثیر تغییر مدول مصالح، ضخامت لایه و بارگذاری بر عملکرد روسازی مرکب تمرکز دارد. تنش و کرنش در محل بحرانی تعیین شده و به عنوان ورودی تابع انتقال برای آسیب های مربوطه برای ارزیابی عملکرد روسازی استفاده می شود. همچنین روسازی مرکب با دستیابی به معیارهای طراحی ممکن است به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب شود. در نتیجه، این بررسی نشان می دهد که روسازی مرکب توانایی حذف ترک خوردگی ناشی از خستگی در سطح آسفالت و کاهش قابل توجه عمق شیارها را دارد. علاوه بر این، اساس سفت و سخت و صلب ضخیم و مقاوم می تواند عمق شیار را بیش از حد کاهش دهد و عمر خستگی این لایه را افزایش دهد [26].
3-2 روش تحقیق
این مطالعه بر تاثیر عوامل طراحی بر ترک خوردگی خستگی و عمق شیارشدگی روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی متمرکز است. مقایسه بین روسازی مرکب انعطاف پذیر معمولی و روسازی با اساس بتن غلتکی، ابتدا برای درک تفاوت های آنها مورد بحث قرار می گیرد. مدول و ضخامت اساس بتن غلتکی و ضخامت آسفالت برای بررسی اثر آنها تغییر می کنند. معیارهای طراحی برای ارزیابی عملکرد روسازی تعریف شده است. پاسخ روسازی همانند تنش و کرنش در مکان های بحرانی روسازی، با استفاده از روش اجزا محدود (FEM) برای پیش بینی عملکرد روسازی محاسبه می شود. علاوه بر این، مقاطع روسازی مرکب با رعایت معیارهای طراحی به عنوان بخش طراحی روسازی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شوند.

شکل 2- مشکلات معمول در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی
4-2 ارزیابی عملکرد روسازی
1-4-2 ترک خوردگی خستگی لایه آسفالت
ترک خستگی از پایین به بالای لایه آسفالتی بواسطه ی کرنش کششی افقی در پایین این لایه اتفاق می افتد [27]. اگر هیچ کرنش کششی در این مکان رخ ندهد، ترک خستگی از پایین به بالا در لایه آسفالتی ممکن است در این سیستم روسازی وجود نداشته باشد.
2-4-2 عمر خستگی لایه بتن غلتکی
ترک خوردگی خستگی اساس بتن غلتکی با نسبت تنش (SR1) ارزیابی می شود. SR نسبت بین تنش کششی در پایین لایه اساس بتن غلتکی به مدول گسیختگی آن است. عمر خستگی RCC را می توان با رابطه بین SR و تکرار بار مجاز توسعه یافته توسط طیابجی و همکاران تخمین زد [28]. این رابطه نشان می دهد که RCC با SR≤0.4 می تواند عمر نامحدودی داشته باشد. بنابراین روسازی مرکبی که SR≤0.4 را تولید می کند به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شود.
3-4-2 عمق شیارشدگی لایه آسفالتی
شیار شدگی، تغییر شکل در طول مسیر چرخ در سطح آسفالت به دلیل تکرار بارگذاری است. عمق شیارافتادگی تابعی از وضعیت تنش یا کرنش در لایه های آسفالت است [21]. در مناطق با بارگذاری سنگین، عمق شیارها باید کمتر از 10 میلی متر (RD < 10 میلی متر) باشد [22]. در این تحقیق روسازی مرکب با RD < 10 میلی متر به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شود. مدل پیش بینی عمق شیاردار WesTrack استفاده شده است و در معادله 1 نشان داده شده است [21]. این مدل تابعی از پارامتر K (جدول 1) و کرنش برشی دائمی یا پلاستیک γp در عمق 50 میلی متری زیر لبه لاستیک است. کرنش برشی پلاستیک از معادله 2 تعیین می شود و بر اساس تنش برشی τو کرنش γe در محل مربوطه است. ضریب a، b و c به ترتیب دارای مقدار ثابت 2.114، 0.04 و 0.124 است.
RD=Kγp (1)
γp=ae^bτ γeN^c (2)

جدول 1- تعیین مقدار K برای ضخامت های مختلف لایه آسفالتی ]9[
ضخامت لایه آسفالتی HMA (اینچ)
مقدار K
5-7
5.5
7-9
7
9-12
8.5
بیشتر از 12
10

5-2 مدل المان محدود
1-5-2 توضیحات مدل المان محدود
تنش و کرنش در محل بحرانی روسازی برای ارزیابی عملکرد روسازی مرکب استفاده می شود. در این تحقیق بوسیله اجزای محدود با مدل متقارن محوری پیاده سازی شده در نرم افزار آباکوس برای محاسبه این پاسخ ها استفاده شده است. عناصر CAX4R (یک چهار ضلعی متقارن محوری دو خطی با 4 گره، یکپارچگی کاهش یافته) برای شبیه سازی روسازی استفاده می شود. خواص مواد، الاستیک خطی در نظر گرفته می شود و شرایط رابط کاملاً به هم چسبیده و متصل است. پاسخ های بحرانی روسازی مربوط به مخاطرات در نظر گرفته شده عبارتند از: کرنش افقی در پایین مسیر سطح آسفالت (εt)، تنش کششی در پایین لایه اساس بتن غلتکی (σt) و تنش برشی (τ) و کرنش (γ) در لبه چرخ و در زیر سطح آسفالت به ضخامت 2 اینچ (50 میلی متر) است این موضوع در شکل 3 بخوبی نشان داده شده است.

شکل 3- مدل متقارن محوری FEM
2-5-2 بارگذاری پارامترها
به طور کلی روسازی در مناطق با بارگذاری سنگین، نسبت به بزرگراه ها تحت بار سنگین تری قرار می گیرد. بارگیری هر چرخ ترکیبی از وزن وسیله نقلیه و کانتینر است. وسایل نقلیه جابجایی مانند کامیون، تریلر و جرثقیل دروازه ای تایر لاستیکی (RTG)، پیکربندی چرخ بسیار متفاوتی با وسایل نقلیه بزرگراهی دارند [26]. شعاع تماس این وسایل نقلیه معمولاً بین 136 تا 272 میلی متر است و شعاع تماس متوسط حدود 223 میلی متر است [29].
بنابراین، در این مطالعه از بار تک چرخ برای تحلیل مسئله تقارن محوری استفاده شده و شعاع تماس ثابت 223 میلی متر در نظر گرفته شده است. دو مورد بارگذاری 100 و 300 کیلو نیوتن با فشار تماس به ترتیب 0.64 و 1.92 مگاپاسکال در تحلیل روسازی اعمال می شود.
3-5-2 ضخامت و مواد ورودی
ضخامت و مواد ورودی برای تجزیه و تحلیل در جدول 2 آمده است. مدول الاستیک معمولی مخلوط آسفالتی (E1=3.5 GPa) برای همه موارد مورد مطالعه استفاده می گردد. مدول الاستیک اساس بتن غلتکی (E2=19-30 GPa) برای کارهای سنگین و در مناطق صنعتی استفاده می شود [30]. مدول الاستیک بستر، E3 در نظر گرفته شده و مطابق با خاک با CBR=10 درصد است.

جدول 2- خواص مواد و ضخامت برای تجزیه و تحلیل متقارن محوری.
ضخامت
]میلی متر[
مدول الاستیک و گسیختگی، ]گیگاپاسکال[ (نسبت پواسون)
شرح
h1 = 100
h2 = 200
h3 = 1200
E1=3.5 (0.35)
E2RCC=19, 21, 25, 28, 30
(0.15)
MR,RCC=3, 3.1, 3.94, 4.42, 4.73
E2Granular=3.5, 2.3, 1.75, 1.4, 0.35 (0.38)
E3=0.1 (0.45)
مقایسه روسازی مرکب و انعطاف پذیر
h1 = 50, 100, 200, 300
h2 = 200
h3 = 1200
E1=0.1 (0.35)
E2RCC=19, 21, 25, 28, 30
(0.15)
MR,RCC = 3, 3.1, 3.94, 4.42, 4.73
E3 = 0.1 (0.45)
تاثیر ضخامت آسفالت
h1 = 100
h2 = 200, 400, 600
h3 = 1200
E1 = 3.5 (0.35)
E2RCC = 19, 21, 25, 28, 30 (0.15)
MR,RCC = 3, 3.1, 3.94, 4.42, 4.73
E3 = 0.1 (0.45)
اثر ضخامت اساس بتن غلتکی
4-5-2 اعتبارسنجی
دقت استفاده از روش FEM با مقایسه با نتایج نرم افزار الاستیک چند لایه KENLAYER ارزیابی می گردد. انحراف سطح، مشخصات تنش عمودی در امتداد عمق و در سطح مشترک برای این مقایسه استفاده می شود. مدل روسازی به ترتیب از سطح آسفالت 50 میلی متر (EHMA= 3.5 GPa) و 200 میلی متر اساس (EBase= 0.35 GPa) تشکیل شده است. مدول الاستیک بستر100 مگاپاسکال است. رابط بین هر لایه به صورت کاملاً گیردار در نظر گرفته می شود. این مدل همچنین در بحث بعدی برای تجزیه و تحلیل رفتار روسازی مرکب استفاده می شود.
شکل 4 (الف) و (ب) مقایسه انحراف سطح و تنش عمودی را به ترتیب از محاسبه FEM و KENLAYER نشان می دهد. انحراف سطح محاسبه شده دو روش تفاوت قابل توجهی ندارد و در حدود 6 درصد است که نتیجه قابل قبولی است. علاوه بر این تنش عمودی در امتداد عمق بین نتایج FEM و KENLAYER یکسان بوده و در یک زمان رخ می دهد. معیارBathe پیشنهاد کرد که مش بندی اجزای محدود، زمانی که پرش تنش در مرزهای بین عنصری ناچیز می شود، به اندازه کافی خوب است [31]. شکل4 (پ) نشان می دهد که پرش تنش در سطح مشترک بین سطح آسفالت و اساس ناچیز است. این سازش خوب بین دو روش شبیه سازی قابل اعتماد، شرایط مرزی و مش بندی FEM را در مطالعه حاضر به دست می دهد.

شکل 4- اعتبارسنجی روش اجزای محدود، الف) انحراف از سطح، (ب) تنش قائم، (پ) جهش تنش عمودی در سطح مشترک.
6-2 نتایج و بحث
1-6-2 مقایسه عملکرد روسازی مرکب و انعطاف پذیر
عملکرد روسازی مرکب و انعطاف پذیر از نظر ترک خوردگی ناشی از خستگی و شیارشدگی مقایسه می شود. سازه روسازی به ترتیب از 100 و 200 میلی متر برای سطح آسفالت (h1) و لایه اساس (h2) تشکیل شده است. با مدول آسفالت (E1 = 3.5 GPa) و مدول اساس (E2 = 0.35-30 GPa)، روسازی هایی که می توانند معیارهای طراحی را برآورده کنند (به عنوان مثال بدون ترک خستگی و RD <10 میلی متر)، به عنوان طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شوند. تکرار بار معین در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی با نسبت مدول E1/E2 <1 شناسایی می شود و بقیه روسازی انعطاف پذیر هستند.
2-6-2 ترک خستگی آسفالت سطحی در روسازی مرکب و انعطاف پذیر
کرنش افقی در بخش پایین آسفالت سطحی برای ارزیابی ترک خستگی آسفالت از پایین به بالا در روسازی مرکب و انعطاف پذیر استفاده می شود. اگر کرنش فشاری افقی رخ دهد، این ترک ممکن است وجود نداشته باشد. شکل 5 مقایسه کرنش افقی در پایین سطح آسفالت را در سیستم های روسازی انعطاف پذیر مرکب و معمولی نشان می دهد. 100 و 300 کیلو نیوتن بارگذاری تک چرخ بر روی هر روسازی اعمال می شود.
شکل 5 نشان می دهد که تمام روسازی های مرکب با اساس بتن غلتکی (E1/E2<1) باعث ایجاد کرنش فشاری افقی در کف آسفالت سطحی می شوند و بنابراین این روسازی توانایی حذف ترک خستگی از پایین به بالا در آسفالت را دارد. برای روسازی منعطف معمولی، فقط مقاطعی با نسبت مدول بین 1 تا 1.24 هستند که کرنش فشاری ایجاد می کنند. بنابراین برای هر دو حالت بارگذاری، سازه های روسازی با نسبت مدول (E1/E2 <1.24) یک معیار طراحی (یعنی عدم ترک خستگی در سطح آسفالت) را برآورده می کنند و در نتیجه از آنها برای ارزیابی عمق شیارشدگی در بخش بعدی استفاده می شود.

شکل 5- کرنش افقی در پایین آسفالت سطحی در روسازی مرکب و انعطاف پذیر.
3-6-2 عمق شیارشدگی آسفالت سطحی در روسازی مرکب و انعطاف پذیر
روسازی های با نسبت مدول مشخص (E1/E2 < 1.24)، برای محاسبه عمق شیار در یک میلیون سیکل بارگذاری مورد تجزیه و تحلیل قرار می گیرند. تنش برشی و کرنش در مکان بحرانی، همانطور که در شکل 3 نشان داده شده است، از FEM تعیین شده و به عنوان ورودی معادله تابع انتقال استفاده می شود (معادلات 1 و 2). عمق شیارهای محاسبه شده در روسازی های با نسبت مدول مشخص (E1/E2 < 1.24)، در شکل 6 برای هر دو حالت بارگذاری نشان داده شده است.
شکل 6 نشان می دهد که برای هر دو حالت بارگذاری، عمق شیارها در روسازی های مرکب با نسبت مدول مشخص (E1/E2 <1)، در مقایسه با روسازی انعطاف پذیر بسیار کوچک است؛ زیرا تنش برشی در محل بحرانی روسازی مرکب به پایین لایه آسفالتی منتقل می شود و این موضوع در شکل 7 نشان داده شده است. برای بارگذاری 100 کیلونیوتن، عمق شیارشدگی در روسازی های مرکب کوچکتر از 1 میلی متر است و از 0.44 تا 0.52 میلی متر متغیر است. برای روسازی انعطاف پذیر با نسبت مدول مشخص (E1/E2 = 1)، عمق شیار محاسبه شده حدود 1.14 میلی متر است. در حین بارگذاری 300 کیلونیوتن، عمق شیارشدگی در روسازی مرکب ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ) افزایش می یابد و بین 9.27 تا 12.96 میلی متر قرار می گیرد و روسازی با نسبت مدول مشخص (E1/E2 <0.13) ، عمق شیارهای کوچکی ایجاد می کند (RD <10 میلی متر). با این حال عمق شیار در روسازی انعطاف پذیر بیشتر از مقدار مجاز است. بنابراین روسازی های مرکب ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ) و (E1/E2 <0.13)، معیار عمق شیارشدگی (RD <10 میلی متر) را به ترتیب برای بارگذاری 100 و 300 کیلونیوتن تایید می کند و این روسازی ها برای ارزیابی ترک خستگی در روسازی با اساس بتن غلتکی استفاده می شود.

شکل 6- عمق شیار در روسازی مرکب و انعطاف پذیر.

شکل 7- توزیع تنش برشی در لبه تایر در روسازی مرکب و انعطاف پذیر.
4-6-2 ترک خستگی اساس بتن غلتکی در روسازی مرکب
SR، نسبت تنش کششی افقی در پایین اساس بتن غلتکی و مدول گسیختگی، برای ارزیابی ترک خوردگی ناشی از خستگی لایه اساس بتن غلتکی استفاده می شود. روسازی مرکب با SR < 0.4 ممکن است ترک خستگی در اساس بتن غلتکی ایجاد نکند و این روسازی ها به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شوند. روسازی های مرکب ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ) برای محاسبه نسبت تنش SR و ارزیابی ترک خوردگی خستگی اساس بتن غلتکی تجزیه و تحلیل می شوند. نسبت تنش (SR) برای هر دو حالت بارگذاری محاسبه شده و در شکل 8 نشان داده شده است.
شکل 8 نشان می دهد که نسبت تنش اساس بتن غلتکی برای هر دو حالت بارگذاری افزایش می یابد؛ زیرا نسبت تنش E1/E2 افزایش یافته است و یا E2 کاهش یافته است. این بدان معنی است که عمر خستگی به دلیل افزایش مدول اساس بتن غلتکی افزایش می یابد. در حالت بارگذاری 100 کیلونیوتن، روسازی های مرکب ( 0.14≥E1/E2≥0.12 ) معیار ترک خوردگی خستگی (یعنی عدم ترک خستگی در اساس بتن غلتکی) را به دلیل SR < 0.4 برآورده می کند. اما در صورت بارگذاری 300 کیلونیوتن، تمام روسازی ها با نسبت تنش بالا SR > 0.4 برای بخش طراحی در ناحیه با بارگذاری سنگین رد می شوند.
به طور خلاصه، روسازی مرکب (E1/E2 = 0.14، h1 = 100 میلی متر، h2 = 200 میلی متر) به عنوان بخش طراحی برای نواحی با بارگذاری سنگین در صورت بارگذاری 100 کیلونیوتن انتخاب می شود؛ زیرا این سازه سه معیار طراحی (یعنی بدون ترک خستگی در سطح آسفالت و اساس بتن غلتکی و عمق شیار پایین و در حد RD < 10 میلی متر پس از یک میلیون بار تکرار) را برآورده می سازد. در مورد بارگذاری 300 کیلونیوتن، همه روسازی های مرکب این سه معیار طراحی را تایید نکردند.

شکل 8- نسبت تنش اساس بتن غلتکی در روسازی مرکب.
7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر عملکرد روسازی مرکب
با توجه به یافته های بخش قبل، ترک های خستگی در آسفالت سطحی ممکن است در روسازی مرکب وجود نداشته باشد و بنابراین عملکرد آن تنها در شیارشدگی و ترک خستگی در بخش اساس بتن غلتکی قابل بحث است. اثر ضخامت آسفالت با تغییر h1 از 50 به 300 میلی متر با ضخامت اساس ثابت (h2 = 200 میلی متر) بررسی می شود. روسازی های مرکب با نسبت مدول مشخص ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ) در این تحقیق تحلیل می شوند. علاوه بر این برای هر دو حالت بارگذاری (یعنی 100 و 300 کیلونیوتن)، روسازی های مرکبی که با معیارهای طراحی مطابقت دارند (یعنی بدون ترک خستگی در اساس بتنی، SR <0.4 و عمق شیار کم RD < 10 میلی متر در یک میلیون سیکل تکرار بارگذاری) ممکن است به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب شود.
1-7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر عمق شیارشدگی
عمق شیارشدگی محاسبه شده در یک میلیون سیکل بارگذاری در حالت بارگذاری 100 و 300 کیلونیوتن، به ترتیب در شکل 9 (الف) و 9 (ب) نشان داده شده است. شکل 9 نشان می دهد که در هر دو حالت بارگذاری، روسازی های مرکب با E1/E2 پایین و یا E2 زیاد می تواند عمق شیارهای کوچکی را در تمام مطالعات ضخامت آسفالت ایجاد کند. علاوه بر این افزایش ضخامت آسفالت از 50 به 100 میلی متر می تواند عمق شیار را کاهش دهد؛ زیرا تنش برشی بحرانی و کرنش در محل بحرانی (یعنی 50 میلی متر زیر سطح آسفالت در لبه لاستیک) جابجا می شود. با این حال این عمق شیار به دلیل افزایش ضخامت آسفالت از 100 به 300 میلی متر به طور قابل توجهی افزایش می یابد. هنگامی که از آسفالت ضخیم استفاده می شود، این ساختار ممکن است شبیه روسازی باشد که از آسفالت سطحی در سایر لایه های میانی آسفالت در بالای لایه اساس بتنی استفاده شده است. بنابراین عمق شیارشدگی ممکن است هم در سطح آسفالت و هم در لایه میانی آسفالت ایجاد شود.
شکل 9 (الف) در حالت بارگذاری 100 کیلونیوتن، نشان می دهد که عمق شیارشدگی در همه موارد کوچکتر از معیار طراحی است (RD <10 میلی متر). بنابراین روسازی با نسبت مدول و اطلاعات مشخص ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ،h1 از 50 تا 100 میلی متر، h2 برابر با 200 میلی متر) معیار شیارشدگی را برآورده می کند و برای ارزیابی ترک خوردگی ناشی از خستگی اساس بتن غلتکی در بخش بعدی استفاده می شود. در حالت بارگذاری 300 کیلونیوتن همانطور که در شکل 9 (ب) نشان داده شده است، فقط روسازی با نسبت مدول و اطلاعات مشخص (E1/E2≤ 0.12، h1 = 100 میلی متر، h2 = 200 میلی متر) با معیار عمق شیار مطابقت دارد (RD < 10 میلی متر).

شکل 9- تاثیر ضخامت آسفالت بر عمق شیارهای روسازی مرکب.
2-7-2 تاثیر ضخامت آسفالت بر ترک خوردگی ناشی از خستگی RCC
ترک خستگی اساس بتن غلتکی با نسبت تنش SR، نسبت بین تنش کششی در پایین اساس بتنی و مدول گسیختگی بتن غلتکی ارزیابی می شود. روسازی مرکب با SR < 0.4 معیار طراحی (به عنوان مثال عدم ایجاد ترک خستگی در اساس بتن غلتکی) را برآورده می کنند و به عنوان بخش طراحی برای مناطق سنگین انتخاب می شوند. نسبت تنش SR محاسبه شده و در شکل 10 نشان داده شده است.
شکل 10 نشان می دهد که SR زمانی که نسبت مدول E1/E2 کاهش یافته و یا E2 افزایش می یابد، تمایل به کاهش دارد. علاوه بر این با افزایش h1، SR به طور قابل توجهی کاهش می یابد. بنابراین آسفالت سطحی ضخیم ممکن است ایجاد ترک ناشی از خستگی در اساس بتن غلتکی را به تاخیر بیندازد. در حالت بارگذاری 100 کیلونیوتن همانطور که در شکل 10 (الف) نشان داده شده است، روسازی های مرکب با نسبت مدول و اطلاعات مشخص (E1/E2 = 0.14، h1≥100 میلی متر، h2 = 200 میلی متر)، (E1/E2 = 0.13، h1 > 75 میلی متر، h2 = 200 میلی متر)، (E1/E2 = 0.14، h1≥100 میلی متر، h2 = 200 میلی متر)، (E1/E2 = 0.17، h1≥130 میلی متر، h2 = 200 میلی متر) و (E1/E2 = 0.18، h1 > 150 میلی متر، h2 = 200 میلی متر ) ممکن است نسبت تنش کمتر از 0.4 ایجاد کند و بنابراین این روسازی ها معیارهای طراحی را برآورده می کنند؛ یعنی بدون ترک خستگی در اساس بتن غلتکی و عمق شیار کم و بنابراین RD < 10 میلی متر است. در حالت بارگذاری 300 کیلونیوتن همانطور که در شکل 10 (ب) نشان داده شده است، همه روسازی ها SR > 0.4 تولید می کنند و بنابراین ممکن است با معیار طراحی ترک خستگی بتن غلتکی مطابقت نداشته باشند.
به طور خلاصه، در صورت بارگذاری 100 کیلونیوتن، روسازی مرکب (E1/E2 = 0.14، h1 = 100 میلی متر، h2 = 200 میلی متر) به دلیل رعایت معیارهای طراحی (یعنی بدون ترک خستگی در اساس بتن غلتکی و عمق شیار کم در یک میلیون تکرار بارگذاری) به عنوان بخش طراحی برای منطقه با بارگذاری سنگین انتخاب می شود. در مورد 300 کیلونیوتن، هیچ روسازی مرکبی نمی تواند معیارهای طراحی را بدست آورد.

شکل 10- تاثیر ضخامت آسفالت بر نسبت تنش اساس بتن غلتکی.
8-2 تاثیر ضخامت اساس بتن غلتکی بر عملکرد روسازی مرکب
اثر ضخامت بر عمق شیار و ترک خستگی در بخش اساس بتن غلتکی در روسازی مرکب با تغییر ضخامت اساس h2 از 200 به 600 میلی متر بررسی شده است. با ضخامت ثابت آسفالت سطحی برابر با h1 = 100 میلی متر، روسازی های مرکب ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ) تجزیه و تحلیل می شوند.
1-8-2 تاثیر ضخامت اساس بتن غلتکی بر عمق شیارشدگی
عمق شیار محاسبه شده در یک میلیون تکرار بارگذاری در حالت 100 و 300 کیلونیوتن به ترتیب در شکل 11 (الف) و (ب) نشان داده شده است. در هر دو حالت بارگذاری، روسازی مرکب با E1/E2 پایین و یا E2 زیاد، می تواند عمق شیار کوچکی را در تمام موارد مطالعه ایجاد کند. علاوه بر این، افزایش ضخامت اساس بتن غلتکی از 200 به 600 میلی متر به طور قابل توجهی عمق شیار در لایه آسفالتی را کاهش می دهد.
برای حالت بارگذاری 100 کیلونیوتن همانطور که در شکل 11 (الف) نشان داده شده است، عمق شیارهای همه موارد کوچکتر از معیار عمق شیار (10 میلی متر) است. بنابراین روسازی های مرکب ( 0.18≥E1/E2≥0.12 ، h1 = 100 میلی متر، 600 mm≥h2≥200 mm ) معیار طراحی (RD < 10 میلی متر) را برآورده می کند و از آنها برای ارزیابی ترک خوردگی ناشی از خستگی اساس بتن غلتکی در بخش بعدی استفاده می شود. در حالت بارگذاری 300 کیلونیوتن همانطور که در شکل 11 (ب) نشان داده شده است، روسازی های مرکب (E1/E2≤0.13، h1 = 100 میلی متر، h2≥200 میلی متر)، (E1/E2≤0.14، h1 = 100 میلی متر، h2≥250 میلی متر)، و (E1/E2≤0.18، h1 = 100 میلی متر، h2≥300 میلی متر) عمق شیار کم را تولید می کند که با معیار شیارشدگی مطابقت دارد. بنابراین این روسازی ها در بخش بعدی برای ارزیابی ترک خستگی در اساس بتن غلتکی مورد تجزیه و تحلیل قرار می گیرند.

شکل 11- تاثیر ضخامت اساس بتن غلتکی بر عمق شیارشدگی.
2-8-2 تاثیر ضخامت بتن غلتکی بر ترک خوردگی ناشی از خستگی اساس بتن غلتکی
ترک خستگی اساس بتنی با نسبت تنش SR، نسبت بین تنش کششی در پایین اساس بتن غلتکی و مدول گسیختگی ارزیابی می شود. روسازی های مرکب با SR < 0.4 به عنوان بخش طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین انتخاب می شوند. SR در شکل 12 (الف) و (ب) برای بارگذاری 100 و 300 کیلونیوتن تعیین و نشان داده شده است. شکل 12 نشان می دهد که نسبت تنش زمانی که نسبت مدول E1/E2 کاهش یافته و یا E2 افزایش می یابد، تمایل به کاهش دارد. علاوه بر این با افزایش h2، نسبت تنش به طور قابل توجهی کاهش می یابد. بنابراین اساس بتن غلتکی با ضخامت بالا ممکن است عمر خستگی اساس را افزایش دهد.
در حالت بارگذاری 100 کیلونیوتن، همانطور که در شکل 12 (الف) نشان داده شده است، روسازی های مرکب (0.14≥E1/E2≥0.12 ، h1 = 100 میلی متر، h2 > 200 میلی متر)، (E1/E2 = 0.17، h1 = 100 میلی متر، h2 > 240 میلی متر) و ( E1/E2 = 0.18، h1 = 100 میلی متر، h2 > 260 میلی متر) SR <0.4 را تولید می کنند. بنابراین معیارهای طراحی (یعنی عدم ترک خستگی در اساس بتن غلتکی) را به دست می آورند. برای بارگذاری 300 کیلونیوتن همانطور که در شکل 12 (ب) نشان داده شده است، روسازی های مرکب (E1/E2≤ 0.13، h1 = 100 میلی متر، h2≥ 400 میلی متر)، (E1/E2 = 0.14، h1 = 100 میلی متر، h2 > 440 میلی متر)، (E1/ E2 = 0.17، h1 = 100 میلی متر، h2 > 475 میلی متر) و (E1/E2 = 0.18، h1 = 100 میلی متر، h2 > 500 میلی متر) نسبت تنش SR <0.4 را تولید می کنند و بنابراین، این روسازی ها با معیار طراحی مطابقت دارند.
با توجه به تجزیه و تحلیل در بخش قبل، مقاطع روسازی مرکب خلاصه شده در شکل 13 بخش های طراحی برای مناطق با بارگذاری سنگین هستند که می توانند بدون ایجاد ترک خستگی در آسفالت سطحی، بدون ترک خستگی در اساس بتن غلتکی و عمق شیار کم در یک نقطه در دو حالت بارگذاری 100 و 300 کیلونیوتون ایجاد کنند.

شکل 12- تاثیر ضخامت بر نسبت تنش اساس بتن غلتکی.

شکل 13- بخش روسازی مرکب مورد نیاز برای مناطق با بارگذاری سنگین.

9-2 نتیجه گیری ها
تجزیه و تحلیل روسازی های مرکب با اساس بتن غلتکی در مناطق سنگین با بارگذاری چرخ سنگین وسیله نقلیه حمل کانتینر برای بررسی تاثیر برخی عوامل طراحی بر ترک خوردگی خستگی و شیارشدگی با تغییر مدول مواد، ضخامت لایه و بارگذاری انجام شد. نتایج بسیاری از این تحقیق به دست آمده است که در موارد زیر نشان داده شده است:
* روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی می تواند کرنش کششی افقی بحرانی در پایین آسفالت سطحی که باعث ترک خستگی از پایین به بالا در این لایه سطحی می شود را از بین ببرد. بنابراین ترک خوردگی ناشی از خستگی آسفالت را می توان در طول فرآیند طراحی نادیده گرفت. این یافته با نتایج مطالعه قبلی معتبر است.
* عمق شیارشدگی در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی به شدت کاهش می یابد؛ زیرا تنش برشی بحرانی و کرنش به پایین لایه آسفالتی منتقل می شود. با این حال این عمق شیار پیش بینی شده ممکن است به دلیل اعمال تابع انتقال بدون کالیبراسیون پس از معادله، بیش از حد برآورد یا دست کم گرفته شود.
* مدول بالای اساس بتن غلتکی می تواند به طور قابل توجهی عمق شیارشدگی توسعه یافته در لایه آسفالتی را کاهش دهد و عمر خستگی لایه اساس بتنی را افزایش دهد.
* آسفالت سطحی ضخیم ممکن است عمق شیارشدگی را افزایش دهد. علاوه بر آن، می تواند عمر خستگی اساس بتنی را افزایش دهد. با این حال از نظر اقتصادی، آسفالت ضخیم ممکن است جایگزین مناسبی برای افزایش طول عمر اساس بتن غلتکی نباشد.
* افزایش ضخامت اساس بتن غلتکی ممکن است به طور قابل توجهی عمق شیار را کاهش دهد و عمر خستگی اساس بتنی را افزایش دهد.
10-2 تحقیقات در بخش مدلسازی
این تحقیق از مطالعه عددی برای درک اثر بارگذاری افقی بر روی روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی استفاده می کند. ساختار روسازی با استفاده از روش اجزای محدود بصورت سه بعدی برای شبیه سازی شرایط روسازی در مناطق با بارگذاری سنگین با اعمال بارگذاری افقی و عمودی ناشی از نیروی ترمز یا شتاب خودروی حمل کانتینر سنگین مدل سازی شده است. سطح بارگذاری افقی اعمال شده از 20% تا 80% بارگذاری قائم است. آرایش چرخهای مدلسازی شده مربوط به یک وسیله نقلیه بارگیر در اندازه بزرگ است. دمایی که باعث تغییر خواص مواد آسفالتی می شود، در این مطالعه گنجانده شده است است؛ زیرا تغییر دما منجر به تغییر خصوصیات لایه آسفالتی میشود. برای درک بهتر اثر بارگذاری افقی بر لایه اساس، مدولهای الاستیک متفاوتی از لایه بتن غلتکی در مدلسازی وارد شده است. برای ارزیابی ترک بالا به پایین در لایه آسفالتی، کرنش افقی در بالای لایه آسفالتی محاسبه شده است. کرنش کششی یکی از دلایل وقوع ترک بالا به پایین در سیستم روسازی است. همچنین برای بررسی رفتار چسبندگی بین دو لایه، تنش برشی بینلایهای محاسبه شده است و مقدار آن با مقاومت برشی فصل مشترک روسازیهای مختلف مقایسه شده است. اگر تنش برشی ایجاد شده از مقاومت برشی بیشتر باشد، در فصل مشترک بین دو لایه گسیختگی اتفاق میافتد. همچنین از شاخص نسبت تنش برشی نیز برای ارزیابی گسیختگی چسبندگی بین دو لایه تحت اثر بارگذاری متناوب افقی استفاده میشود. این شاخص به صورت نسبت تنش برشی ایجاد شده به مقاومت برشی تعریف میشود[11].
در این بخش در مرحله اول به بررسی بانک داده و معرفی مشخصات مواد اولیه پرداخته می گردد. در مرحله بعد به بحث روش مدلسازی و حالت های محتلف بارگذاری پرداخته می گردد. در نهایت در مرحله بعد نیز به نرم افزارها و ابزار مورد استفاده در این تحقیق پرداخته می گردد.
11-2 بانک داده و معرفی مشخصات مواد و لایه ها
در این بخش به بانک داده و معرفی مشخصات مواد و لایه ها مطابق با تحقیقات پیشین پرداخته می گردد.
1-11-2 مدلسازی روسازی
در این تحقیق همانند مطالعات پیشین، اثر بارگذاری افقی بر روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی، به صورت عددی به روش مدلسازی المان محدود بررسی شده است. همانطور که در شکل 14 نشان داده شده است، ساختار روسازی از 100 میلیمتر لایه آسفالت، 400 میلیمتر اساس بتن غلتکی و 3000 میلیمتر لایه زیراساس تشکیل شده است. ابعاد مدل روسازی به صورت ثابت به طول 17000 میلیمتر و به عرض 6100 میلیمتر فرض شده است. برای مدلسازی قسمتهای روسازی در تحلیل المان محدود از المانهای خطی هشت گرهی با انتگرالهای کاهش یافته(C3D8R) استفاده شده است. تعداد کل این المانها در مدل روسازی برابر با 41748 عدد است[11].

شکل 14- مدل سه بعدی از روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی
در مدلسازی، فصل مشترک بین لایه آسفالتی و بتنی کاملا گیردار فرض شده است و همانطور که در جدول 3 نشان داده شده است، مقاومت برشی بین این دو لایه با کاربرد موادهای مختلف در لایه تککت اندازهگیری شده است تا بدین وسیله رفتار چسبندگی بین لایه آسفالتی و بتنی ارزیابی شود. مطالعات میدانی و آزمایشگاهی متنوعی درباره اثر ماده به کار رفته در لایه تککت بر سطحهای بتنی با سیمان پرتلند صورت گرفته است که در این تحقیق با توجه به این مطالعات، رابطه بین نوع ماده لایه تککت و مقاومت برشی بینلایهای اندازهگیری شده است.
جدول 3- مقاومت برشی بینلایهای در مصالح متفاوت از لایه تککت.
مقاومت برشی (مگاپاسکال)
نرخ کاربرد باقیمانده (gsy)
جنس تک کت
0.59
0.155
Trackless
0.38
0.155
SS-1h

2-11-2 خصوصیات مواد
در این تحقیق، تمام خصوصیات مواد به صورت الاستیک خطی فرض شده است. مدول الاستیک و ضریب پواسون لایه آسفالت، بتن غلتکی و بستر روسازی در جدول 2 نشان داده شده است. مدول الاستیک و ضریب پواسون لایه آسفالتی به همراه تغییرات دما تغییر میکند و مقادیر جدید به وسیله توسعه الگوریتم تعیین میشود. این الگوریتم جهت پیشبینی پاسخهای روسازی انعطافپذیر به کار میرود. مشخصات لایه اساس بتن غلتکی نیز مطابق مقادیر معمول به کار رفته در ناحیههای صنعتی با بارگذاری سنگین انتخاب میشود. همچنین مدول الاستیک بستر خاک متناسب با مقدار نظیر سیبیآر 10 درصد فرض میشود.
جدول 4- خصوصیات لایههای مختلف روسازی در تحلیل المان محدود.
ضریب پواسون
مدول الاستیک (گیگاپاسکال)
(دما)
لایه
ν1=0.27 0.4 0.46
E1= 10(4 C), 3.5(21C), 0.69 (38C)
آسفالت سطحی
ν2=0.15
E2 = 19, 25, 30
اساس بتن غلتکی
ν3=0.45
E3 = 0.1
زیراساس
3-11-2 شرایط بارگذاری
بارگذاری افقی ناشی از وسایل نقلیه کشنده در مدت زمان ترمزگیری یا شتابگیری، تابعی از بارگذاری قائم و ضریب اصطکاک است(معادله 3). ضریب اصطکاک بین تایر و سطح روسازی (f) در محدوده بین 20 الی 80 درصد قرار دارد. بارگذاری قائم هر چرخ (P)، ترکیبی از وزن وسیله نقلیه و بار کانتینر آن است.
(3) f ×= P F
در این تحقیق از بارگیر ترمینال برای شبیه سازی بارگذاری در مناطق با بارگذاری سنگین، بر روی روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی استفاده شده است. آرایش محورها و ابعاد تایر این وسیله نقلیه در شکل 15 نشان داده شده است. فشار سطح تماس هر تایر در مناطق با بارگذاری سنگین، یک مگاپاسکال است.

شکل 15- آرایش محورها و ابعاد تایر بارگیر ترمینال
12-2 حالت های بارگذاری و روش مدل سازی
1-12-2 حالات مختلف بارگذاری (مود شکست2)
مود یا چگونگی رشد ترک، طرز و شکل جدا شدن و از هم گسیختگی هندسی عضو می باشد. بطور کلی ترک ها در داخل اجسام و قطعات و بطور ویژه برای لایه آسفالتی، در اثر شرایط بارگذاری اعمالی به چندین صورت می توانند تغییر فرم دهند. انواع بارگذاری در قطعات ترکدار عبارتند از[32] :
1. مود | بارگذاری
2. مود | | بارگذاری
3. مود | | |بارگذاری
4. ترکیبی از مودهای فوق الذکر
اگر قطعه ترک دار به گونه ای تحت بارگذاری قرار گیرد که سطوح ترک نسبت به هم فقط باز شوند، قطعه تحت بار مود اول می باشد (شکل 16).

شکل 16- مود | بارگذاری
در شکل 17، حالت های مختلفی از بارگذاری مود اول ارائه شده است.

شکل 17- انواع مختلف بارگذاری در حالت مود یک
در شکل های 18 و 19، مود دوم و سوم بارگذاری معرفی گردیده اند. در این مودها که تغییر فرم های لبه های ترک از نوع برشی (لغزشی بر روی یکدیگر) می باشد، لبه های ترک در راستای عمود بر صفحه ترک هیچگونه بازشدگی نسبت به هم ندارند.

شکل 18- در مود دوم بارگذاری، لبه های ترک در داخل صفحه جسم نسبت به هم فقط می لغزند.

شکل 19- در مود سوم بارگذاری لبه های ترک در خارج صفحه ی جسم نسبت به هم فقط می لغزند.

اگر بارگذاری به صورت ترکیبی از مود دوم و سوم بارگذاری باشد، بارگذاری مرکب نامیده می شود. بعنوان مثال قطعه شکل 20 تحت بارگذاری مرکب مود اول و دوم قرار گرفته است؛ چون لبه های ترک از هم فاصله گرفته و همزمان در صفحه جسم نسبت به یکدیگر می لغزند.

شکل 20- مود مرکب بارگذاری
مودهای بارگذاری که در این بخش به آن اشاره گردید، می تواند در نرم افزارهای مختلف از جمله نرم افزار اجزای محدود آباکوس پیاده سازی شوند. بنابراین آشنایی با آنها لزوم انجام چنین تحقیقی است.
13-2 نرم افزار و ابزار مورد استفاده
1-13-2 معرفی نرم افزار مورد استفاده
نرم افزار آباکوس 3مجموعه ای بسیار توانمند از برنامه های مدل سازی، تحلیل و شبیه سازی است که بر پایه روش اجزاء محدود 4شکل گرفته است و توانایی حل طیف گسترده ای از مسائل علمی و صنعتی شامل مسائل ساده و دارای تحلیل خطی تا مباحث پیچیده مدل سازی غیرخطی را دارا میباشد. محیط کاربرپسند و جذاب در کنار کتابخانه قوی پیش بینی رفتار مواد مهندسی (از قبیل فلزات، لاستیک ها، مواد پلیمری، کامپوزیت ها، مصالح عمرانی مثل بتن های تقویت شده، فوم های فنری، سنگ و خاک) از آباکوس نرم افزاری کارآمد و مورد توجه محققین ساخته است.
2-13-2 رویه کلی حل مسائل در آباکوس (ماژول های آباکوس)
1. Sketch- ایجاد ترسیم هندسه دوبعدی
2. Part- ایجاد مدل هندسی سه بعدی با استفاده از ترسیمه مرحله قبل
3. Property- اختصاص خواص ماده و سطح مقطع در
4. Assembly- مونتاژ مدل
5. Step- تنظیمات رویه آنالیز و تعیین پارامترهای خروجی
6. Interaction- تعریف تماس بین قطعات (در صورت وجود)
7. Load- اعمال بار و شرایط مرزی به قطعات
8. Mesh- مش بندی
9. Job- ایجاد یک دستور حل مسئله و ارسال آن برای تحلیل
10. Visualization- مشاهده نتایج آنالیز
14-2 نتایج تحقیقات و بحث ها
1-14-2 توضیحات اولیه
جهت بررسی اثر بارگذاری افقی بر روی ترکخوردگی بالا به پایین و همچنین بررسی رفتار چسبندگی بین دو لایه بتن غلتکی و آسفالت، از بارگذاری بارگیر ترمینال در مناطق با بارگذاری سنگین استفاده شده است. در شکل 21 (الف) کرنش کششی افقی بالای سطح آسفالت نشان داده شده است که این کرنش باعث به وجود آمدن ترکخوردگی بالا به پایین در لایه آسفالتی میشود. در شکل 21 (ب) تنش برشی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی نشان داده شده است که از این پارامتر جهت بررسی رفتار چسبندگی بینلایهای استفاده میشود. در این تحقیق فرض شده است که بارگیر ترمینال در جهت محور x جا به جا میشود. همانطور که در شکل 21 (الف) نشان داده شده است کرنش کششی بحرانی در گوشه عقب هر چرخ ایجاد میشود. همچنین شکل 21 (ب) نشان میدهد که ماکزیمم تنش برشی بین دو لایه آسفالتی و بتن غلتکی در گوشه جلوی هر چرخ ایجاد میشود.

شکل 21- پاسخهای روسازی در مدل المان محدود

2-14-2 ارزیابی ترک خوردگی بالا به پایین در سطح آسفالت
جهت بررسی اثر بارگذاری افقی بر روی ترکخوردگی بالا به پایین از بارگذاری بارگیر ترمینال در مناطق با بارگذاری سنگین استفاده شده است. کرنش کششی افقی بالای لایه آسفالت در مدل المان محدود محاسبه شده است. این پارامتر باعث به وجود آمدن ترکخوردگی بالا به پایین در لایه آسفالت میشود.
در شکل 22 کرنش کششی بالای لایه آسفالتی با درگیر کردن متغیر بارگذاری افقی به همراه متغیر خصوصیت ماده لایه آسفالتی ناشی از دماهای مختلف نشان داده شده است. مدول الاستیک آسفالت به دلیل افزایش دما از 4 درجه به 38 درجه سانتیگراد، کاهش یافته است. سطح بارگذاری افقی از 20 درصد تا 80 درصد بارگذاری قائم اعمال شده است. مدول لایه اساس بتن غلتکی به صورت ثابت 25 گیگاپاسکال در نظر گرفته شده است. همانطور که در شکل 22 نشان داده شده است در هر سطح از بارگذاری افقی، به دلیل افزایش دما، کرنش کششی بالای لایه آسفالت به طور قابل ملاحظهای افزایش مییابد. بنابراین در دماهای بالا، ترکخوردگی بالا به پایین در سطح آسفالت سریعتر گسترش مییابد. به علاوه هنگامی که سطح بارگذاری افقی افزایش مییابد، به طور همزمان دامنه کرنش کششی افزایش مییابد. با توجه به این موضوع، در مکانهایی با بارگذاری سنگین که وسایل نقلیه مرتبا در حال ترمزگیری یا شتابگیری هستند، این امکان وجود دارد که در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی، ترکخوردگی بالا به پایین در سطح آسفالت ایجاد شود و این خرابی به طور قابل ملاحظهای عمر عملکردی روسازی را کاهش میدهد. بنابراین فاکتور بارگذاری افقی در دماهای بالا، باید در فرآیند طراحی روسازی مورد توجه قرار گیرد.

شکل 22- اثر بارگذاری افقی دردماهای متفاوت بر روی ترکخوردگی از بالا به پایین در سطح آسفالت

در شکل 23 اثر بارگذاری افقی در مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی، بر روی کرنش کششی بالای سطح آسفالت نشان داده شده است. معمولا مدول الاستیک لایه بتن غلتکی در مناطق صنعتی با بارگذاری سنگین در محدوده بین 19 تا 30 مگاپاسکال است. از این مقادیر برای محاسبه کرنش کششی بالای لایه آسفالت جهت ارزیابی ترکخوردگی بالا به پایین استفاده میشود. مدول لایه آسفالت در دمای 21 درجه سانتیگراد به صورت ثابت 5/3 گیگاپاسکال در نظر گرفته میشود. شکل 23 نشان میدهد که تغییرات مدول الاستیک لایه بتن غلتکی تاثیر کمتری بر مقدار کرنش کششی بالای لایه آسفالت را دارد. افزایش مدول الاستیک لایه اساس بتن غلتکی از 19 تا 30 مگاپاسکال باعث افزایش اندکی در کرنش کششی از 3-10×388/0 به 3-10×391/0 میشود(80 درصد بارگذاری افقی). از آنجایی که این تغییر کوچک بسیار ناچیز است، بنابراین لایه اساس با بتن غلتکی قوی نیز گزینه مناسبی برای حذف یا کاهش ترکخوردگی بالا به پایین در سیستم روسازی مرکب نیست. از طرف دیگر به علت افزایش سطح بارگذاری افقی، کرنش کششی بالای لایه آسفالت همچنان در حال افزایش است.

شکل 23- اثر بارگذاری افقی به همراه مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی در ایجاد ترکهای از بالا به پایین در لایه آسفالت

3-14-2 ارزیابی رفتار چسبندگی بین دو لایه بتن غلتکی و آسفالت
اثر بارگذاری افقی بر روی رفتار چسبندگی بین دو لایه بتن غلتکی و آسفالت توسط شبیهسازی بارگذاری چرخهای بارگیر ترمینال مورد بررسی قرار گرفته شده است. همچنین ترکیبی از اثر عوامل بارگذاری افقی، دما و مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی نیز با یکدیگر مورد بحث واقع شده است. با استفاده از مدل المان محدود تنش برشی سطح مشترک بین لایه آسفالت و بتن غلتکی ارزیابی شده است. این ارزیابی بر اساس مقاومت برشی 59/0 و 38/0 مگاپاسکال مطابق با مصالح لایه تککت صورت گرفته است، که به ترتیب بر اساس trackless و ss1h در نظر گرفته شده است. زمانی که تنش برشی بین دو لایه از مقاومت برشی آنها بیشتر شود گسیختگی چسبندگی رخ میدهد. به علاوه زمانی که نسبت تنش برشی بیشتر از 5/0 باشد، بارگذاری دورهای باعث گسیختگی چسبندگی بین دو لایه میشود.
شکل 24 اثر بارگذاری افقی در دماهای مختلف بر روی تنش برشی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی را نشان میدهد. این تنش برشی جهت ارزیابی رفتار چسبندگی بین دو لایه مورد بررسی قرار میگیرد. در صورتی که مدول الاستیک اساس بتن غلتکی به صورت ثابت 25 گیگاپاسکال در نظر گرفته شود، هنگامی که دما از 38 تا 4 درجه سانتیگراد تغییر میکند، مدول الاستیک لایه آسفالت به ترتیب در محدوده بین 69/0 تا 10 گیگاپاسکال تغییر میکند. شکل 24 نشان میدهد که تغییرات دمایی نمیتواند تاثیر زیادی روی تنش برشی داشته باشد. در سطح بارگذاری افقی 80 درصد، هنگامی که دما از 4 تا 38 درجه سانتیگراد افزایش یابد، تنش برشی تنها از مقدار 337/0 تا مقدار 349/0 مگاپاسکال تغییر میکند که این مقدار تفاوت بسیار ناچیز است. از طرف دیگر در دمای ثابت 25 درجه سانتیگراد، هنگامی که سطح بارگذاری افقی از 20 به 80 درصد ارتقاء مییابد، به طور قابل ملاحظهای تنش برشی بین لایهای به ترتیب از مقدار 183/0 به 348/0 مگاپاسکال افزایش مییابد. در مقایسه با مقاومت برشی ایجاد شده توسط مصالح لایه تککت trackless و ss1h؛ تنش برشی بین لایهای ناشی از بارگذاری افقی که در اثر عبور بارگیر ترمینال ایجاد میشود، از حد مجاز بیشتر نمیشود؛ بنابراین گسیختگی چسبندگی در اثر بارگذاری یکنواخت افقی اتفاق نمیافتد. البته هنگامی که تنش برشی بین دو لایه از نسبت تنش برشی(5/0) بیشتر شود، گسیختگی چسبندگی بین دو لایه اتفاق میافتد. استفاده از trackless در مصالح لایه تککت میتواند مقدار نسبت تنش برشی تا حدی معادل با سطح بارگذاری افقی 60 درصد ارتقا دهد. در مقابل هنگامی که از SS-1h استفاده شود، هر سطح از بارگذاری افقی باعث ایجاد نسبت تنش برشی بالاتر از 5/0 میشود.

شکل 24- اثر بارگذاری افقی به همراه تغییرات دما بر رفتار چسبندگی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی
در شکل 25 تنش برشی سطح مشترک دو لایه آسفالت و بتن غلتکی نشان داده شده است. این شکل جهت ارزیابی رفتار چسبندگی بین این دو لایه با بارگذاری افقی در مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی ارائه شده است. برای این بررسی هنگامی که مدول الاستیک آسفالت به صورت ثابت 5/3 گیگاپاسکال(در دمای 21 درجه سانتیگراد) در نظر گرفته میشود، مدول الاستیک بتن غلتکی از 19 تا 30 گیگاپاسکال تغییر میکند. سطح بارگذاری افقی از 20 تا 80 درصد بار قائم ناشی از بارگیر ترمینال افزایش مییابد. با توجه به شکل 7، تغییر مدول الاستیک بتن غلتکی تاثیر کمی بر روی تنش برشی سطح مشترک بین لایه آسفالت و بتن غلتکی دارد. هنگامی که مدول الاستیک بتن غلتکی از 19 تا 30 گیگاپاسکال افزایش مییابد، تنش برشی به صورت ناچیزی از 345/0 تا 349/0 مگاپاسگال افزایش مییابد(در سطح بارگذاری افقی 80 درصد) که این سطح از تغییر قابل توجه نیست. همچنین با توجه به شکل 25، در هر سطح از بارگذاری افقی، تنش برشی کوچکتر از مقاومت برشی 59/0 و 38/0 مگاپاسکال است که به ترتیب مربوط به مقاومت برشی مصالح Trackless و SS-1h در لایه تککت است. بنابراین در مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی؛ بارگذاری افقی ناشی از بارگیر ترمینال نمیتواند باعث گسیختگی چسبندگی در سطح مشترک بین لایه آسفالت و بتن غلتکی شود. اگرچه هنگامی که نسبت تنش برشی بیشتر از ۵/۰ است این امکان وجود دارد که به دلیل بارگذاری افقی دورهای، جداسازی بینلایهای اتفاق بیفتد. هنگامی که از مصالح trackless در لایه تک کت استفاده میشود، این امکان وجود دارد که در سطح بارگذاری افقی 60 درصد، نسبت تنش برشی از 5/0 فراتر رود. در طرف مقابل برای مصالح SS-1h ، این مقدار سطح بارگذاری افقی برای فراتر رفتن از حد نسبت تنش برشی، به میزان 40 درصد است.

شکل 25- اثر بارگذاری افقی به همراه مدولهای الاستیک متفاوت از بتن غلتکی بر روی رفتار چسبندگی بینلایه ای
15-2 تحقیقات مشابه در روسازی های منعطف
سالانه مقدار زیادی هزینه برای طراحی، ساخت و نگهداری روسازی های آسفالتی [33, 34] به ویژه در کشورهایی که شبکه های بزرگ جاده ها و بزرگراه ها را دارند، هزینه می شود. ترک خوردگی یک حالت متداول خرابی و یکی از دلایل اصلی خرابی کلی در روسازی آسفالتی جاده ها و بزرگراه ها به ویژه در مناطق سردسیر است [35-37]. در دماهای زیر صفر و بسیار پایین، روسازی های آسفالتی اغلب به عنوان یک ماده شکننده عمل می کنند و از این رو، خطر شکستگی ناگهانی ناشی از ترک های از قبل موجود در روسازی افزایش می یابد. برای چنین شرایطی، عوامل شدت تنش را می توان به عنوان پارامترهای اساسی به منظور توصیف شکست روسازی به دلیل شکستگی شکننده یا رشد ترک خستگی مورد استفاده قرار داد. ترک های بالا به پایین در سطح روسازی های آسفالتی به دلیل بارهای حرارتی چرخه ای روزانه یا فصلی شروع شده و عمدتاً به دلیل بارگذاری مکانیکی ناشی از ترافیک گسترش می یابند و باعث افزایش قابل توجه در هزینه نگهداری و بازسازی روسازی می شوند [38]. از آنجایی که ترک خوردگی لایه های آسفالتی اجتناب ناپذیر است، بررسی رفتار رشد ترک در روسازی های آسفالتی برای تخمین زمان مناسب بهسازی روسازی ها و قابلیت سرویس دهی جاده ها و بزرگراه ها حائز اهمیت است.
مطالعات تجربی و عددی برای بررسی رفتار رشد ترک در روسازی های آسفالتی انجام شده است. به عنوان مثال، مقاومت در برابر شکست مخلوط های آسفالتی مختلف به طور تجربی و عددی توسط مولینر و همکاران [39-41] با استفاده از نمونه های آزمایشی مختلف مانند نمونه خمشی نیمه دایره ای (SCB)، تیر مستطیلی ترک دار لبه ای که در معرض چهار نمونه قرار گرفته، بارگذاری نقطه ای و صفحه ای ترک مرکزی تحت کشش ومواردی از این دست توسط چن و همکاران مورد بررسی قرار گرفته است [42]. همچنین این محقق از نمونه SCB برای مطالعه اثر دما بر استحکام کششی و چقرمگی شکست مواد آسفالتی استفاده کرد. محققان دیگر همچنین رشد ترک در مواد آسفالتی را با استفاده از پیکربندی های آزمایشی مختلف مانند نمونه های کشش فشرده مستطیلی و دیسکی [43, 44]، نمونه تیر خمشی سه نقطه [45-47] و نمونه دیسک کششی غیرمستقیم اصلاح شده بررسی کرده اند [48].

جدول 5 – نامگذاری های مورد استفاده در تحقیق
مفهوم
نامگذاری
عمق ترک مستطیلی
a
فاصله عرضی بین مرکز وسیله نقلیه و صفحه ی ترک
D
نصف فاصله بین چرخ های جلو
d
مدول یانگ
E
مخلوط آسفالتی داغ
HMA
مود اول بارگذاری
KI
مود دوم بارگذاری
KII
مود سوم بارگذاری
KIII
ضریب شدت تنش برشی موثر
Kshear eff
فاصله طولی بین مرکز وسیله نقلیه و صفحه ترک
L
نصف فاصله بین چرخ های جلو و عقب
l
وزن وسیله نقلیه
P
نمونه خمشی نیمه دایره ای
SCB
فاکتور شدت تنش
SIF
تنش T
T
ضخامت لایه های روسازی آسفالتی
T
عرض ترک مستطیلی
W
نسبت پواسون
ʋ

در اکثر مطالعات تحقیقاتی ذکر شده، شکست روسازی آسفالتی تنها تحت بارهای حالت I یا کششی خالص بررسی شده است. در عمل از آنجایی که ترک ها در روسازی آسفالتی می توانند در مکان ها و جهت های مختلف با توجه به جهت ترافیک شروع شوند، رشد ترک ممکن است به صورت ترکیبی رخ دهد. به عبارت دیگر، اکثر ترک های سطح لایه آسفالتی معمولاً در اثر بارهای کششی-برشی و یا تغییر شکل ترکیبی بازشو – لغزشی رخ می دهد. بررسی ها نشان می دهد که رفتار شکست در حالت برشی یا حالت ترکیبی (تنشی برشی) در روسازی های آسفالتی ترک خورده، ترک های از بالا به پایین از اهمیت کمی برخوردار است. در میان معدود تحقیقات موجود در این زمینه، باتلار و براهام [49] مقاومت در برابر شکست در حالت II بارگذاری یا حالت برشی روسازی آسفالتی را به صورت تجربی با استفاده از نمونه تیر تحت بارگذاری چهار نقطه ای مورد مطالعه قرار دادند. آرتامندی و خالد [50] همچنین آزمایش های شکست مخلوط حالت بارگذاری I/II بسیار محدودی را بر روی روسازی آسفالتی انجام داده اند. اکثر مطالعات تحقیقاتی مربوط به رفتار شکست مواد آسفالتی عمدتاً بر روی نمونه های آزمایشگاهی متمرکز شده اند، در حالی که رفتار شکست روسازی های آسفالتی در عمل در حضور ترک به طور دقیق مورد تحلیل و بررسی قرار نگرفته است.
همانطور که مشخص است، یکی از دلایل اصلی رشد ترک در روسازی ها، بارگذاری ترافیک است [51]. از این رو یک لایه آسفالتی ترک خورده در این تحقیق با استفاده از آنالیزهای المان محدود سه بعدی متعدد تحت شرایط بارگیری مختلف ترافیک بررسی شده است. بررسی ها نشان می دهد که روسازی آسفالتی ترک خورده ی تحلیل شده، عموماً تحت بارگذاری در حالت ترکیبی قرار می گیرد و هر سه حالت بارگذاری I، II و III می تواند بسته به محل بارهای اعمال شده (القای چرخ ها) به طور قابل توجهی در لایه آسفالتی معیوب با توجه به صفحه ی ترک وجود داشته باشد.
1-15-2 تعریف ترک در روسازی آسفالتی
روسازی آسفالتی که برای جاده ها و بزرگراه ها استفاده می شوند، اغلب از چهار لایه اصلی تشکیل شده اند (شکل 1). این لایه ها به ترتیب از بالا به پایین، (i) لایه بتن آسفالتی، (ii) لایه اساس، (iii) لایه زیر اساس و (iv) لایه زیرین یا لایه بستر خاکی نامگذاری می شوند. این لایه ها معمولاً از مخلوطی از قیر و سنگدانه های ریز یا درشت ساخته می شوند. اگرچه چندین نوع ترک در روسازی آسفالتی یافت می شود، اما هدف این تحقیق بررسی رفتار ترک از بالا به پایین است که در سطح لایه بالایی آسفالت وجود دارد. صفحه ترک عمود بر جهت ترافیک عبوری فرض می شود و آن را می توان ترک عرضی از بالا به پایین نامید. لایه توپکا معمولاً از مخلوط آسفالتی داغ (HMA) ساخته می شود و ضخامت آن بین 10 تا 20 سانتی متر است. ترک های بالا به پایین در لایه سطحی آسفالت اغلب به دلیل پیری شدید لایه HMA در نزدیکی سطح یا به دلیل خستگی حرارتی سیکلی کم شروع می شود. سپس ممکن است به دلیل تنش های کششی و برشی ناشی از چرخ های وسیله نقلیه منتشر شوند.
مشاهدات تجربی نشان می دهد که هنگامی که یک ترک بالا به پایین به شکل عادی به سطح آزاد لایه آسفالت می رسد، جلوی آن ترک به دلیل عبور بارهای ترافیکی، هم بصورت قائم و هم به موازات سطح آسفالت منتشر می شود. از آنجایی که ضخامت لایه توپکا بسیار کمتر از عرض آن است، انتشار ترک به موازات سطح بالایی باید سریعتر از انتشار آن به سمت پایین باشد. بنابراین شکل یک ترک به خوبی توسعه یافته را می توان با یک ترک گسترده اما نسبتا کم عمق به شکل مستطیل با گوشه های پایین گرد شبیه سازی کرد. شکل 26 (الف) به صورت شماتیک یک توصیف سه بعدی از لایه های مختلف روسازی آسفالتی و یک ترک مستطیلی عرضی (با توجه به جهت ترافیک) را نشان می دهد که از سطح لایه بالایی شروع شده است. شکل 26 (ب) بخش نمای جانبی ترک را با عرض w به طور قابل توجهی بزرگتر از عمق a آن نشان می دهد.

شکل 26- نمایش شماتیک یک روسازی آسفالتی حاوی یک ترک مستطیلی عمود بر جهت بارگذاری ترافیک. (الف) نمای سه بعدی و (ب) نمای جلو.
چهار چرخ نشان داده شده در شکل 26(الف) یک نمایش ساده از کل بارهای منتقل شده از وسیله نقلیه به سطح جاده هستند. مدل چهار چرخ بار وسیله نقلیه را می توان با تغییر فواصل D و L نشان داده شده در شکل 26(الف) در فواصل مختلف از صفحه ترک در نظر گرفت. با حرکت چرخ ها به سمت صفحه ترک، ترک را می توان در معرض ترکیبات مختلفی از تغییر شکل باز شدن و لغزش قرار داد.
همانطور که در شکل 27 نشان داده شده است، یک ترک در لایه آسفالتی به طور کلی ممکن است بسته به شرایط بارگذاری سه نوع تغییر شکل متفاوت را تجربه کند. اگر سطح ترک بدون لغزش باز شود، ترک در معرض تغییر شکل خالص حالت I قرار می گیرد. تغییر شکل حالت II زمانی اتفاق می افتد که صفحات ترک بدون هیچ گونه باز شدنی به سمت جلوی ترک به طور عادی می لغزند. حالت خالص III مربوط به شرایط بارگیری است که در آن سطوح ترک به موازات جلوی ترک بدون هیچ گونه باز شدنی می لغزند. برای شرایط بارگذاری پیچیده، ترکیبی از دو یا سه حالت تغییر شکل رخ می دهد. سهم نسبی این حالت ها در تغییر شکل ترک را می توان با روش های عددی مانند روش اجزای محدود تعیین کرد. در بخش بعدی، روش المان محدود برای تجزیه و تحلیل اثر موقعیت بار خودرو بر تغییر شکل ترک استفاده می شود.

شکل 27- انواع مختلف تغییر شکل ترک در روسازی آسفالتی
2-15-2 تجزیه و تحلیل روسازی ترک خورده
از آنجایی که ترک های سطح جاده ها معمولاً در معرض حالت های پیچیده و متغیر بارهای ترافیکی قرار می گیرند، روش اجزای محدود می تواند به عنوان ابزاری قدرتمند برای شبیه سازی و بررسی تغییر شکل های آن ها مورد استفاده قرار گیرد. علاوه بر این مدل های المان محدود سه بعدی، شبیه سازی های واقعی تری را برای روسازی های آسفالتی ترک خورده در مقایسه با مدل های دو بعدی ساده ارائه می کنند. از این رو یک ساختار روسازی آسفالتی سه بعدی نیمه صلب در اینجا با استفاده از نرم افزار المان محدود آباکوس تجزیه و تحلیل می شود. اگرچه آسفالت یک ماده مرکب است، اما اغلب توسط یک ماده همسانگرد و همگن معادل مدلسازی می شود. علاوه بر این در دماهای زیر صفر، مخلوط آسفالتی معمولاً به عنوان یک ماده الاستیک و شکننده خطی عمل می کند [51-54]. به عنوان مثال نمودارهای نیرو-جابجایی که به طور تجربی توسط لی و ماراستئانو [53] و کیم و همکاران [54] به دست آمدند، نشان می دهد که روسازی آسفالتی در دمای پایین تا حداکثر بار به صورت الاستیک خطی رفتار می کنند. از این رو اکثر محققان از فرضیه مکانیک شکست الاستیک خطی برای مدل سازی روسازی آسفالتی ترک خورده در شرایط دمای پایین استفاده کرده اند [51-57].
بنابراین برای هر لایه روسازی آسفالتی، مصالح ساختمانی عموماً همسانگرد، همگن و الاستیک خطی در نظر گرفته می شود. ثابت های الاستیک و ضخامت هر لایه مورد استفاده در شبیه سازی های این تحقیق برای روسازی آسفالتی در جدول 5 آورده شده است. این ویژگی ها با مخلوط آسفالتی که معمولاً در بزرگراه ها و جاده های ایران استفاده می شوند، مطابقت دارد.

جدول 5- خواص مکانیکی و ضخامت لایه های روسازی مورد استفاده برای مدل سازی اجزای محدود.
ضخامت لایه (t) (سانتی متر)
ضریب پواسون
مدول یانگ (E) (مگاپاسکال)
لایه
14
0.35
2760
بتن آسفالتی
20
0.35
276
اساس
25
0.35
104
زیر اساس
200
0.45
34.5
بستر خاکی

شکل 28 مش بندی المان محدود مورد استفاده برای مدلسازی روسازی را نشان می دهد که در آن یک نمای بزرگنمایی شده از ناحیه جلوی ترک نیز نشان داده شده است. یک منطقه مستطیلی بزرگ از روسازی در مدلسازی اجزای محدود در نظر گرفته شده است. به منظور اعمال شرایط مرزی، وجه های جانبی مدل (یعنی وجه های جلو، عقب، چپ و راست) به صورت عادی بر روی وجه های برش خورده ثابت می شوند، در حالی که دو وجه دیگر آزاد هستند. وجه پایینی مدل (یعنی پایین بستر خاکی) نیز در تمام جهات کاملاً ثابت است. سطح مشترک بین لایه های مختلف روسازی نیز کاملاً به هم چسبیده فرض می شود. وزن خودرو معادل 40 تن در نظر گرفته شده است. مدل چهار چرخ وزن خودرو در سطح بالایی لایه آسفالتی با فواصل طولی و عرضی متفاوت از صفحه ترک اعمال می شود. فرض می شود که یک چهارم وزن خودرو P از هر چرخ به سطح لایه آسفالتی در یک منطقه تماس مستطیلی کوچک منتقل می شود. فاصله بین چرخ های جلو و عقب (یعنی فاصله 2×l در شکل 1(الف)) و فاصله بین هر جفت چرخ جلو یا عقب (یعنی فاصله 2d× در شکل 1(ب)) به ترتیب 3.5 متر و 2 متر در نظر گرفته شده است. یک ترک مستطیلی شکل سطحی با عرض w = 1 متر و عمق a = 40 میلی متر فرض می شود که در وسط لایه آسفالتی بالایی عمود بر محور جاده وجود داشته باشد. عرض w = 1 متر به طور دلخواه انتخاب شد، زیرا در عمل ترک هایی با عرض های مختلف در سطح لایه آسفالتی یافت می شود. عمق a بر اساس محدوده عملی گزارش شده در تحقیقات کلوپ و سیبون، 40 میلی متر درنظر گرفته شد [58]. تعداد کل 37788 عنصر مش در مدل المان محدود استفاده شده است. به منظور ایجاد تکینی ریشه مربع میدان تنش، از عناصر منفرد (نقطه چهارم) در حلقه اول از عناصر محدود اطراف جبهه ترک استفاده می شود. برای ابعاد ترک ثابت، فاکتورهای شدت تنش حالت I، حالت II و حالت III به ترتیب KI ، KII و KIII تابعی از بار چرخ و فاصله وسیله نقلیه از صفحه ترک (L, D) هستند. بنابراین به طور کلی می توان آنها را به صورت زیر نوشت:
KI = fI (L,D,P) (1)
KII = fII (L,D,P) (2)
KIII = fIII (L,D,P) (3)
که در آن P وزن خودرو است. یک روش مبتنی بر انتگرال کانتور که به راحتی در نرم افزار آباکوس موجود است و برای به دست آوردن مستقیم عوامل شدت تنش و تنش T استفاده می شود. تعداد کل 125 مدل المان محدود سه بعدی با فواصل L و D مختلف تجزیه و تحلیل شده و مقادیر مربوطه KI، KII، KIII و T محاسبه می شوند. می توان اشاره کرد که پارامترهای ترک KI، KII، KIII و T می توانند در امتداد جلوی ترک متفاوت باشند. به منظور اجتناب از رسیدن به نتایج غیرمنطقی و غیرمعقول، پارامترهای ترک محاسبه شده فقط برای نقطه میانی A (شکل 26ب) در امتداد جلوی ترک نمایش داده می شوند. نتایج عددی ارائه شده و در بخش بعدی مورد بحث قرار می گیرد.

شکل 28- مش بندی المان محدود ایجاد شده برای مدل سازی ترک عرضی از بالا به پایین در روسازی آسفالتی.
3-15-2 نتایج و بحث ها
شکل های 29 تا 31 فاکتورهای شدت تنش حالت بارگذاری I، II و III را که از تجزیه و تحلیل المان محدود بر حسب فواصل بارگذاری نرمال L/l و D/d (یعنی موقعیت وسیله نقلیه با توجه به صفحه ی ترک) است، نشان می دهد. از این شکل ها می توان متوجه شد که حالت های تغییر شکل ترک و در نتیجه عوامل شدت تنش به شدت تحت تاثیر فواصل L و D قرار دارند.
به عنوان مثال هنگامی که خودرو از فواصل دور در سمت چپ به سمت محل ترک حرکت می کند، ابتدا ضریب شدت تنش حالت I (KI) افزایش می یابد تا زمانی که نسبت L/l حدود 1.7- شود. سپس با حرکت بیشتر چرخ ها به سمت صفحه ترک (نسبت L/l معمولاً در محدوده 1.7- تا 1-)، KI به طور چشمگیری کاهش می یابد و علامت آن از مثبت به منفی تغییر می کند. این بدان معناست که تغییر شکل سمت ترک از باز شدن به بسته شدن تغییر می کند. به این معنی که برای چنین فواصل بارگذاری (جایی که چرخ های جلو بسیار نزدیک به ترک قرار می گیرند)، تغییر شکل رو به پایین تمایل به بستن لبه های ترک دارد. سپس با افزایش L/l از حدود 1- به صفر، KI دوباره به طور محسوسی افزایش می یابد و علامت آن دوباره از منفی به مثبت تبدیل می شود. وقتی L/l صفر شد (یعنی وقتی ترک دقیقاً در وسط فاصله بین چرخ های جلو و عقب قرار دارد)، KI به حداکثر مقدار خود می رسد. در این وضعیت بارگذاری، تنش های کششی در امتداد صفحه ترک بیشترین میزان را دارند و تمایل به باز کردن جناح های ترک دارند. از این رو برای L/l = 0 و D/d = 0، تغییر شکل خالص حالت I به دلیل شرایط تقارن با توجه به ترک حاصل می شود. علاوه بر این، نتایج به دست آمده برای L/l > 0 به دلیل تقارن در شرایط بارگذاری، دقیقاً بازتابی از نتایج به دست آمده برای L/l <0 است.

شکل 29- تغییرات ضریب شدت تنش حالت I (KI) برای موقعیت های مختلف چرخ (L/l و D/d) در روسازی آسفالتی تحلیل شده.

شکل 30- تغییرات ضریب شدت تنش حالت II (KII) برای موقعیت های مختلف چرخ (L/l و D/d) در روسازی آسفالتی تحلیل شده.

شکل 31- تغییرات ضریب شدت تنش حالت III (KIII) برای موقعیت های مختلف چرخ (L/l و D/d) در روسازی آسفالتی تحلیل شده.

روند مشاهده شده برای فاکتور شدت تنش KI را می توان برای فاکتورهای شدت تنش حالت II و III نیز یافت (شکل 30 و 31 را ببینید). با این حال حداکثر مقادیر KII و KIII به ترتیب در حدود L/l = (1.3±، 0.75±) و L/l = (1.2±) رخ می دهد. علاوه بر این در حالی که تغییر شکل بازشو (یعنی SIF حالت I) هنوز برای فواصل زیاد از صفحه ترک زیاد است، تغییر شکل برشی (یا SIF های حالت II و حالت III) تنها زمانی قابل توجه می شود که چرخ ها به صفحه ترک نزدیک باشند. نتایج ارائه شده در شکل 30 برای مقادیر مختلف D/d نشان می دهد که در نقطه میانی جلوی ترک، حداکثر KII برای D/d = 1 رخ می دهد. یعنی زمانی که نزدیک ترین چرخ مستقیماً از نقطه مرکزی ترک عبور می کند. به طور مشابه شکل 6 نشان می دهد که حداکثر KIII زمانی رخ می دهد که نسبت D/d برابر با 1.25 باشد. قابل ذکر است که مقادیر KII (یا KIII) به دست آمده برای دو حالت D/d = 0.75 و D/d = 1.25 متقارن نیستند. این به دلیل تاثیرات سه چرخ دیگر وسیله نقلیه است که با نتایج مربوط به تاثیرات نزدیک ترین چرخ در تعامل است.
همچنین مقایسه بین نتایج نشان داده شده در شکل های29 تا 31 برای روسازی آسفالتی در نظر گرفته شده نشان می دهد که اگرچه بزرگی KII و KIII هنوز قابل توجه است اما تاثیر تغییر شکل حالت بازشو (جزء KI) نسبت به دو حالت دیگر تغییر شکل ترک بارزتر است. شکل 32 شامل تغییرات هر سه حالت (I، II و III) عوامل شدت تنش برای مقادیر مختلف L/l و D/d = 0.75 است. توجه داشته باشید که برای مقدار ثابت D/d، ضریب شدت تنش حالت KI در محدوده وسیع تر و با دامنه بزرگ تر در مقایسه با KII و KIII است.
با این حال برای برخی از فواصل بارگذاری L/l و D/d، تاثیر تغییر شکل های برشی قابل توجه می شود. این موضوع را می توان به وضوح در شکل 8 مشاهده کرد که تغییرات نسبت KI/(K shear eff )را برای موقعیت های مختلف چرخ ها با توجه به صفحه ترک نشان می دهد، که در آن Kshear eff ، ضریب شدت تنش برشی موثر است که به صورت زیر تعریف شده است:
Kshear eff= √(KII^2+ KIII^2 ) (4)

توجه داشته باشید که فاکتور شدت تنش برشی موثر برای محدوده های مهم از L/l و D/d قابل توجه است. مطابق شکل 33 سه حالت مجزا از تغییر شکل ترک را می توان در هنگام عبور وسیله نقلیه در همسایگی ترک مشاهده کرد. برای فواصل دور از صفحه ترک (منطقه 1 در شکل 8)، تاثیر KI بیشتر از Kshear eff است. با حرکت چرخ ها به سمت صفحه ترک (معمولاً برای نسبتL/l در محدوده ی 1.6- تا 0.5-)، تغییر شکل حالت برشی بیشتر از جزء I می شود (منطقه 2 در شکل 33). در این ناحیه KI دارای یک مقدار منفی است و تمایل دارد سطوح ترک را به یکدیگر فشرده کند، به این معنی که مولفه حالت بارگذاری I تاثیر کمی بر رشد ترک دارد. از این رو تنها اجزای حالت برشی می توانند نقش اصلی را در رشد ترک ایفا کنند. لازم به ذکر است که وقتی KI < 0 باشد، ضریب شدت تنش حالت I در شکل 8 صفر در نظر گرفته شده است. برای موقعیت هایی که چرخ ها نسبت به صفحه ترک تقریباً متقارن هستند، مولفه حالت I دوباره غالب می شود (منطقه 3 در شکل 33). اگرچه ترک به طور کلی در معرض ترکیبی از هر سه حالت تغییر شکل قرار می گیرد، تغییر شکل حالت خالص نیز می تواند در مکان های چرخ خاص مشاهده شود. جدول 2 مکان های بارگیری را نشان می دهد که مطابق با حالت خالص I، حالت خالص II و حالت خالص III است.

شکل 32- مقایسه عوامل شدت تنش (KI، KII و KIII) برای D/d = 0.75 و مقادیر مختلف L/l.

شکل 33- تغییرات نسبت KI/Kshear eff برای موقعیت های مختلف چرخ ها نسبت به صفحه ترک.

جدول 6- موقعیت چرخ مطابق با شرایط خالص حالت I، II و III.
L/l=0
D/d=0
حالت خالص I
L/l~-1.5
D/d=0
حالت خالص II
L/l~-1.5
D/d=1.75
حالت خالص III

این موضوع به خوبی ثابت شده است که علاوه بر شرایط تنش منفرد تعریف شده توسط عوامل شدت تنش، اولین عبارت تنش غیر منفرد (که اغلب تنش T نامیده می شود) نیز می تواند بر رفتار شکست یک ترک به ویژه تحت بارگذاری در حالت ترکیبی تاثیر بگذارد [59-64]. به طور خاص تنش T می تواند مسیر رشد ترک در حالت ترکیبی و شروع شکستگی را تحت تاثیر قرار دهد. از این رو تنش T نیز برای روسازی آسفالتی ترک خورده از همان مدل های المان محدود که قبلا برای تعیین عوامل شدت تنش استفاده شده بود، محاسبه شده است. مشابه ضرایب شدت تنش، تنش T در روسازی آسفالتی ترک خورده نیز تابعی از بارهای چرخ و موقعیت چرخ های خودرو نسبت به صفحه ترک است و می توان آن را به صورت زیر نوشت:
T=ft(L,D,P) (5)
تغییرات تنش T با موقعیت وسیله نقلیه (یعنی با L/l و D/d) مستقیماً از طریق نرم افزار آباکوس برای روسازی آسفالتی ترک خورده بدست آمده است. شکل 34 نتایج عددی به دست آمده برای تنش T را بر حسب نسبت های موقعیتی L/l و D/d نشان می دهد. مشابه فاکتورهای شدت تنش، میزان تنش T به طور قابل توجهی متفاوت است و علامت آن چندین بار با عبور از چرخ های خودرو از نزدیک ناحیه ترک تغییر می کند. هنگامی که چرخ های جلو از سمت چپ به صفحه ترک نزدیک می شوند، تنش T در ناحیه1.4 L/l < – منفی است. سوی دیگر هنگامی که چرخ های جلو نزدیک می شوند و سپس از نزدیک صفحه ترک عبور می کنند (حدودا برای نسبت L/l از 1.4- تا 1-)، علامت تنش T به مثبت تغییر می کند و مقدار آن به سرعت افزایش می یابد. برای نسبت L/l 1- تا صفر، مقدار تنش T به طور چشمگیری کاهش می یابد و علامت آن دوباره منفی می شود.

شکل 34- تغییرات تنش T برای موقعیت های مختلف چرخ (L/l و D/d) در روسازی آسفالتی مورد تحلیل
با توجه به مطالعات قبلی در زمینه ترک [60-63] تنش منفیT، ظرفیت باربری اجسام ترک خورده تحت بارگذاری در حالت ترکیبی را افزایش می دهد. برعکس، مقاومت در برابر شکست در حالت ترکیبی برای ترک خوردگی که با تنش T مثبت مشخص می شوند، کاهش می یابد. بنابراین انتظار می رود که ظرفیت تحمل بار روسازی آسفالتی ترک خورده به میزان1.4 0.7 <|L/l|< باشد (یعنی زمانی که چرخ های جلو بسیار نزدیک به صفحه ترک هستند)، زیرا تنش های T مثبت بسیار بزرگی در این موقعیت ها وجود دارد. با این حال برای سایر فواصل L، تنش منفی T، خطر شکستگی در حالت ترکیبی را کاهش می دهد، زیرا بار بیشتری برای شروع شکست لازم است.
لازم به ذکر است که مدل المان محدود سه بعدی ترک در روسازی های آسفالتی نیازمند تلاش های تحلیلی و تخصصی بیشتری برای مدل سازی پیچیده دارد، اما در مقایسه با مدل دو بعدی شبیه سازی دقیق تر و قابل اعتمادتری از شرایط واقعی روسازی آسفالتی ترک خورده ارائه می دهد. برخی از محققین برای بررسی رفتار رشد ترک روسازی های آسفالتی تحت بارگذاری ترافیک، تجزیه و تحلیل المان محدود دوبعدی را انجام داده اند [55-57]. به عنوان مثال فخری و همکاران [55] یک لایه آسفالتی دو بعدی حاوی یک ترک در لایه بالایی روسازی را تجزیه و تحلیل کرد. آنها فاکتورهای شدت تنش در حالت I و II را که از اثر تنها یک چرخ وسیله نقلیه حاصل می شود، با اعمال بار فشاری تنها در چهار فاصله طولی مختلف از خط ترک محاسبه کردند. مدل ساده شده آنها قادر به توصیف دقیق تنش ها و تغییر شکل هایی که روسازی آسفالتی ترک خورده تجربه می کند، نیست. نتایج به دست آمده از یک مدل المان محدود سه بعدی در تحقیق حاضر نشان می دهد که هر چهار چرخ می توانند بر وضعیت تنش و تغییر شکل ترک تاثیر بگذارند. از این رو با در نظر گرفتن اثرات تنها یک چرخ (یعنی نزدیک ترین چرخ به ترک) ممکن است خطاهای قابل توجهی را در تخمین رفتار شکستگی و عمر مفید روسازی آسفالتی ترک خورده معرفی کند. علاوه بر این سهم قابل توجهی از ضریب شدت تنش حالت III که در این تحقیق برای یک ترک عرضی از بالا به پایین مشاهده شده است، در گذشته گزارش نشده بود. این موضوع عمدتاً به این دلیل است که محققان قبلی ترک های روسازی را تنها با یک مدل ترک دو بعدی که قادر به تشخیص تغییر شکل ترک در حالت III نیست، مورد مطالعه قرار داده بودند.
دو حالت شکست احتمالی برای یک ترک عرضی از بالا به پایین در روسازی آسفالتی تحت بارگذاری ترافیکی وجود دارد. در دماهای زیر صفر و در مناطق بسیار سرد، مخلوط آسفالتی رفتاری شکننده دارد و از این رو روسازی آسفالتی ترک خورده به احتمال زیاد در اثر شکستگی از بین می رود. برای چنین محیط هایی محاسبه ظرفیت باربری روسازی های آسفالتی ترک خورده نیازمند یک معیار شکست در حالت ترکیبی است که می تواند تاثیر پارامترهای شکست KI، KII، KIII و T-stress را در نظر بگیرد.
با این حال در دماهای معمولی، روسازی آسفالتی ترک خورده به دلیل تعداد زیادی از چرخه های بارگذاری مرتبط با عبور وسایل نقلیه از روی شکاف ترک و نواحی اطراف آن، در برابر رشد ترک خستگی آسیب پذیرتر است. همانطور که در بالا ذکر شد، علائم عوامل شدت تنش (SIFs) بسته به موقعیت چرخ ها از منفی به مثبت و بالعکس تغییر می کند. در شکل های 29 تا 31 مشاهده می شود که برای یک مدل بارگذاری چهار چرخ، هنگامی که یک وسیله نقلیه از روی شکاف یک ترک در سطح جاده عبور می کند، علامت هر عامل شدت تنش چندین بار تغییر می کند. این موضوع نشان می دهد که ترک های عرضی در یک لایه آسفالتی و تحت بارگذاری ترافیکی به دلیل معکوس کردن حالت تغییر شکل ترک از باز شدن به بسته شدن یا از برش مثبت به برش منفی، بارهای خستگی متغیری را تجربه می کنند. آسیب تجمعی ناشی از تکرار ترکیبی تنش و تغییر شکل ناشی از بارهای ترافیکی سنگین، می تواند باعث انتشار ترک در حالت ترکیبی شود. علاوه بر آن استفاده از مدل رشد ترک خستگی در حالت ترکیبی نیازمند پارامترهای ترک خاصی است که در تحقیق حاضر برای روسازی آسفالتی ترک خورده محاسبه شده است. به طور کلی روش هایی که برای تحلیل و طراحی روسازی در دسترس هستند، بیشتر مبتنی بر بارهای ساکن یا متحرک هستند و اثرات اینرسی ناشی از بارهای دینامیکی را در نظر نمی گیرند. برای مثال مونیسمیت و همکاران [65] نشان دادند که برای روسازی های آسفالتی، انجام یک تحلیل دینامیکی کامل غیرضروری است؛ زیرا روش های طراحی فعلی آسیب ناشی از ناهمواری روسازی را در نظر نمی گیرند. با بزرگ تر شدن و سنگین تر شدن کامیون ها، می توان با طراحی سیستم های تعلیق مناسب برای به حداقل رساندن اثر آسیب، مزایایی را به دست آورد. لازم به ذکر است که ترک ها کمترین تاثیر را بر زبری روسازی دارند (برای ایجاد اثر اینرسی)، در حالی که شیارشدگی (تغییر شکل دائمی در مسیر چرخ ها) بیشترین تاثیر را در زبری روسازی دارد. با این حال شیار شدگی به ندرت در دمای پایین رخ می دهد. جایی که در آن رفتار ویسکوپلاستیک لایه های آسفالتی مانع ایجاد شیارشدگی می شود.
شایان ذکر است که یکی دیگر از نگرانی های مربوط به ترک عرضی از بالا به پایین، ورود آب به سازه روسازی از طریق ترک ها است [66]. از نظر دوام وجود آب باعث افزایش سرعت لایه برداری می شود که منجر به زوال زودهنگام مخلوط آسفالتی می شود. علاوه بر این نفوذ آب باعث پمپاژ ریزه های قابل جدایش در مواد زیرین می شود که در برخی موارد منجر به فرورفتگی در ترک حرارتی می شود. بسیاری از محققین این موضوع را بدیهی شمرده اند که در فصل سرما ریزه های یخی می تواند در زیر شکاف عرضی تشکیل شود که باعث ایجاد لبه های رو به بالا یا خیمه زدن لبه های شکاف ترک می شود. همچنین شواهد فزاینده ای وجود دارد که ترک های عرضی می توانند به عنوان نقاط کانونی تنش عمل کنند که ترک های طولی ممکن است از آنجا تشکیل شوند [66].
نتایج ارائه شده در این تحقیق، نقش مهم عوامل شدت تنش در حالت II و حالت III را در تغییر شکل کلی روسازی های آسفالتی ترک خورده تحت بارگذاری ترافیکی نشان می دهد. اگرچه آزمایش های گسترده ای در گذشته برای تعیین چقرمگی شکست در حالت I مواد مختلف آسفالتی انجام شده است، اما تعداد کمی از محققان با آزمایش های حالت خالص II، حالت خالص III و آزمایش های شکست در حالت ترکیبی برای این مواد سروکار داشته اند. بنابراین انجام یک سری آزمایش برای به دست آوردن مقاومت در برابر شکست مواد مختلف آسفالتی به منظور تعیین پارامترهای مناسب که می تواند خواص مکانیکی روسازی را از نظر رشد ترک در دمای پایین بهبود بخشد، بسیار مفید خواهد بود. این پارامترها ممکن است شامل نوع و اندازه مواد آسفالتی و ترکیبات قیر و سنگدانه ها و غیره باشد.

4-15-2 نتیجه گیری
بطور کلی در این تحقیق با توجه به موارد اشاره شده می توان به نتایج زیر دست یافت؛

– با استفاده از تعداد زیادی تحلیل المان محدود سه بعدی، عوامل شدت تنش (KI، KII و KIII) برای روسازی آسفالتی حاوی یک ترک عرضی از بالا به پایین در معرض بارگذاری ترافیک محاسبه شده است.
– با توجه به نتایج المان محدود، روسازی آسفالتی ترک خورده به طور کلی تحت بارگذاری حالت ترکیبی قرار می گیرد و هر سه حالت شکست ممکن است بر رفتار انتشار ترک تاثیر گذار باشد.
– این موضوع نشان داده شده است که ضریب شدت تنش در حالت KIII، که اغلب در گذشته نادیده گرفته شده است، می تواند در تغییر شکل روسازی های آسفالتی ترک خورده تحت بارگذاری ترافیکی قابل توجه باشد.
– موقعیت مدل بارگذاری چهار چرخ با توجه به صفحه ترک (که با L/l و D/d نشان داده می شود) پارامتر اصلی موثر بر علامت و بزرگی عوامل شدت تنش است.
– تنش T نیز برای روسازی آسفالتی ترک خورده به عنوان تابعی از فواصل بارگذاری نرمال شده L/l و D/d محاسبه شده است. وقتی وسیله نقلیه از ناحیه ترک خورده عبور می کند، تنش T به طور قابل توجهی تغییر می کند.
– پارامترهای ترک محاسبه شده KI، KII، KIII و T-stress را می توان برای تجزیه و تحلیل مقاومت به شکست یا طول عمر باقیمانده روسازی آسفالتی ترک خورده تحت بارگذاری ترافیکی به کار برد. این پارامترها باید با معیار شکست در حالت ترکیبی مناسب، به ویژه در مورد دماهای زیر صفر، یا همراه با معیار رشد ترک خستگی در حالت ترکیبی در شرایط دمایی معمولی استفاده شوند.

3 فصل3: جمع بندی و خلا پژوهش

1-3 نتیجه گیری کلی
در تحقیقات اشاره شده، به صورت عددی به بررسی اثر بارگذاری افقی بر روی ترک های بالا به پایین در سطح آسفالت در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی در مناطق با بارگذاری سنگین پرداخته شد و همچنین رفتار چسبندگی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی نیز مورد ارزیابی قرار گرفت. سطوح مختلف بارگذاری افقی که ناشی از بارگیر ترمینال ایجاد شده است مورد بررسی قرار گرفته است. همچنین ترکیبی از اثر بارگذاری افقی، دما و مدول الاستیک اساس بتن غلتکی نیز بررسی شده است. بعضی از نتایج مهم این تحقیق عبارتند از:
-کرنش کششی بالای لایه آسفالت که دلیل اصلی وقوع ترکهای بالا به پایین است، به طور قابل ملاحظهای با زیاد شدن بارگذاری افقی افزایش مییابد. این موضوع ثابت میکند که امکان وقوع ترکهای بالا به پایین در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی وجود دارد، بنابراین در طراحی این روسازی باید عامل بارگذاری افقی مورد توجه قرار گیرد.
-دمای بالا که باعث کاهش مدول الاستیک آسفالت میشود به شدت بر روی کرنش کششی بالای لایه آسفالت تاثیر میگذارد. به عبارت دیگر هنگامی که دما افزایش مییابد، کرنش کششی به طور قابل ملاحظهای افزایش مییابد. بنابراین برای ارزیابی ترکخوردگی بالا به پایین در لایه آسفالت، عامل دمای بالا باید مورد توجه و بررسی قرار گیرد.
– استفاده از اساس بتن غلتکی با مدول الاستیک بالا به صورت ناچیزی باعث افزایش کرنش کششی در بالای لایه آسفالت میشود. از آنجاییکه این تغییر بسیار کوچک است از تاثیر آن صرفنظر میشود.
– جهت ارزیابی رفتار چسبندگی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی از تنش برشی سطح مشترک بین دو لایه استفاده میشود. این تنش با زیاد شدن بارگذاری افقی به طور قابل ملاحظهای افزایش مییابد. بنابراین بارگذاری افقی میتواند یکی از دلایل گسیختگی چسبندگی بینلایهای باشد.
– عامل دما که باعث تغییر مدول الاستیک لایه آسفالت میشود، اثر کمی بر روی تنش برشی بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی دارد. بنابراین اثر تغییر دما بر روی رفتار چسبندگی قابل چشمپوشی است.
– مدول الاستیک لایه بتن غلتکی اثر کمی بر روی رفتار چسبندگی بینلایهای دارد، زیرا افزایش این مدول به صورت ناچیزی باعث افزایش تنش برشی بینلایهای میشود بنابراین میتوان از اثر آن صرفنظر کرد.
– تنش برشی که توسط بارگیر ترمینال در سطح بالایی از بارگذاری افقی در سطح مشترک بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی ایجاد میشود، تقریبا 34/0 مگاپاسکال است. در مقابل مقاومت برشی حاصل از مواد به کار رفته در لایه تککت به ترتیب برای مصالح Trackless و SS-1h برابر با 59/0 و 38/0 مگاپاسکال است. بنابراین بارگذاری افقی دورهای نمیتواند باعث گسیختگی چسبندگی در بین دو لایه آسفالت و بتن غلتکی شود. اگرچه هنگامی که نسبت تنش برشی بیشتر از 5/0 باشد، بارگذاری افقی دورهای میتواند باعث گسیختگی چسبندگی شود.
2-3 بیان خلاء پژوهش
در تحقیقات انجام شده مواردی که از اهمیت بالایی داشت، مورد بررسی قرار گرفت. هدف از ارائه مطلب تحت عنوان "تحقیقات مشابه در روسازی انعطاف پذیر" فهم از خلا در پژوهش در تحقیقات صورت گرفته در زمینه روسازی مرکب است.
خلاهایی که پیشنهاد می شود در آینده روی آن بحث شود عبارتند از:
1. بررسی ترک در روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی تحت بارگذاری ترافیکی – تحلیل المان محدود سه بعدی (ارائه نمودارها شبیه به تحقیق در روسازی انعطاف پذیر)
2. بررسی تغییر مدول و ضخامت لایه های مختلف روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی تحت بارگذاری های مختلف ترافیکی
3. تحلیل المان محدود سه بعدی روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی تحت مودهای مختلف بارگذاری و بررسی مود بحرانی و ارائه متد جدید برای تحلیل و مدلسازی آن
در پایان نیز جدول جامعی از تحقیقات محققین که در ارتباط با این تحقیق تحت عنوان تحلیل و مدلسازی روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی و با لحاظ انواع بارگذاری است، در جدول 6 آورده شده است.

جدول 6- جدول جامع بخش مهمی از تحقیقات محققین
نتایج تحقیق
موضوع تحقیق
نویسنده و سال تحقیق
روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی می تواند کرنش کششی افقی بحرانی در پایین آسفالت سطحی که باعث ترک خستگی از پایین به بالا در این لایه سطحی می شود را از بین ببرد.
رفتار روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی برای مناطق با بارگذاری سنگین
Makara Rith, Young Kyu Kim, Seung Woo Lee, 2018
کرنش کششی بالای لایه آسفالت که دلیل اصلی وقوع ترکهای بالا به پایین است، به طور قابل ملاحظهای با زیاد شدن بارگذاری افقی افزایش مییابد.
اثر بارگذاری افقی بر عملکرد روسازی مرکب با اساس بتن غلتکی در مناطق با بارگذاری سنگین
Makara Rith, Young Kyu Kim, Seong Jae Hong, Seung Woo Lee, 2016
با توجه به نتایج المان محدود، روسازی آسفالتی ترک خورده به طور کلی تحت بارگذاری حالت ترکیبی قرار می گیرد و هر سه حالت شکست ممکن است بر رفتار انتشار ترک تاثیر گذار باشد.
ترک در روسازی آسفالتی تحت بارگذاری ترافیکی – تحلیل المان محدود سه بعدی
M. Ameri, A. Mansourian, M. Heidary Khavas, M.R.M. Aliha, M.R. Ayatollahi, 2011
هر سه حالت بارگذاری ممکن است بر رفتار انتشار ترک تاثیرگذار باشد و حالت ترکیبی هم تاثیرگذار است.
رفتار رشد ترک در آسفالت تحت بارهای ترکیبی کششی-برشی در دمای پایین
M.R. Ayatollahi, 1391
میزان شیارشدگی و عمر خستگی رویه آسفالتی به نوع مخلوط مورد استفاده در رویه بستگی زیادی دارد بطوری که کمترین مقدار شیارشدگی در مخلوطهای مورد بررسی در این تحقیق برای مخلوط سوپرپیو نوع 1 و بیشترین آن برای ماستیک ماستیک درشت دانه نوع 2 است.
عمر خستگی رویه آسفالتی با افزایش ضخامت رویه آسفالتی کاهش و با افزایش ضخامت لایه بتن غلتکی افزایش می یابد.
بررسی شیارشدگی و ترکهای از بالا به پایین در روسازی های ترکیبی ساخته شده با بتن غلتکی با استفاده از روش المان محدود
حسن طاهرخانی، الهه خبره، 1396

4 پیوست ها

اطلاعات تک کت trackless
نوع
آنیونیک
نرخ کاربرد
0.05 gal/sq. yd.
محتوای قیر
بیشتر از 50 درصد
زمان واکنش
10 دقیقه
استحکام پیوند
بیشتر از 130 psi
پاکسازی سطح
عالی

* دستورالعمل مخزن ذخیره سازی حاوی تک کت Trackless
• اطمینان حاصل کنید که مخزن تمیز و عاری از آلاینده ها – به خصوص باقیمانده کاتیونیک است.
• دمای نگهداری نباید از 110 درجه فارنهایت تجاوز کند.
• هر روز به مدت 15 دقیقه مواد را در گردش یا هم زدن قرار دهید.
• مخازن باید از پایین پر شوند.

* فرآیند گرمایش و هم زدن
* محصول را به آرامی تا دمای 110 درجه فارنهایت گرم کنید.
* به آرامی گرما را تا 160 درجه فارنهایت افزایش دهید در حالی که مخزن توزیع کننده فقط با سرعت 100-150 گالن در دقیقه به گردش در می آید.
* این نوع از تک کت را می توان زمانی که دما در مخزن به 160 درجه فارنهایت رسید، پخش کرد.

* دستورالعمل پخش قیر
* روسازی باید تمیز و خشک باشد
* نرخ اجرا بر اساس مشخصات حالت/محلی، وضعیت سطح و نوع لایه روسازی اعمال شده متفاوت است.
* این نوع از تک کت را می توان با نرخ 0.05تا0.10 gallons/yd^2 پخش کرد.

* مشخصات تک کت 5SS-1h
SS-1h یک قیر امولسیون آنیونیک با گیرش آهسته (دیرشکن) است که برای استفاده به عنوان تک کت در بین لایه های روسازی برای کنترل تنش های برشی و ایجاد چسبندگی لازم بین لایه ها طراحی شده است. نسبت به قیرآبه آنیونیک SS-1، در هوای گرمتر مورد استفاده قرار می گیرد (h معرف کاربرد قیر خالص سفت تر و با درجه نفوذ کمتر در قیرآبه است).
* مشخصات فیزیکی
نقطه جوش: 212 درجه فارنهایت
وزن مخصوص: 1.01
درصد فراریت: 0
حلالیت در آب: محلول
ظاهر و بو: مایع قهوه ای، بوی ضعیف نفتی
قابلیت اشتعال: غیر قابل اشتعال در حالت ترکیبی با آب

* واحد فاکتور شدت تنش SIF:
KPa×m^0.5= KPa/m^2 ×m^0.5=KPa/m^(3/2)

5 مراجع

[1] Núñez, O., Composite Pavements: A Technical and Economic Analysis During the Pavement Type Selection Process. 2007, Virginia Polytechnic Institute and State University.

[2] Li, S., X. Liu, and Z. Liu, Interlaminar shear fatigue and damage characteristics of asphalt layer for asphalt overlay on rigid pavement. Construction and Building Materials, 2014. 68: p. 341-347.

[3] Nunn, M., Development of a more versatile approach to flexible and flexible composite pavement design. 2004.

[4] Rao, S.P., Composite pavement systems: HMA/PCC composite pavements. Vol. 1. 2013: Transportation Research Board.

[5] Hazaree, C., H. Ceylan, and K. Wang, Influences of mixture composition on properties and freeze-thaw resistance of RCC. Construction and Building Materials, 2011. 25(1): p. 313-319.

[6] Omran, A., et al., Production of roller-compacted concrete using glass powder: Field study. Construction and Building Materials, 2017. 133: p. 450-458.

[7] Rao, S.K., P. Sravana, and T.C. Rao, Abrasion resistance and mechanical properties of Roller Compacted Concrete with GGBS. Construction and Building Materials, 2016. 114: p. 925-933.

[8] Flintsch, G.W., B.K. Diefenderfer, and O. Nunez, Composite pavement systems: Synthesis of design and construction practices. 2008, Virginia Center for Transportation Innovation and Research.

[9] Zou, X., et al., Effects of shear stress on pavement cracking and interface debonding: Case
study in Arkansas. 2013.

[10] Zhao, Y., M. Alae, and G. Fu, Investigation of mechanisms of top-down fatigue cracking of asphalt pavement. Road Materials and Pavement Design, 2018. 19(6): p. 1436-1447.

[11] Rith, M., et al., Effect of horizontal loading on RCC-base composite pavement performance at heavy duty area. Construction and Building Materials, 2017. 131: p. 741-745.

[12] Taherkhani, H. and H. Abdolahi Darabad, Investigating the Performance of Composite Pavement under Lateral and Horizontal Load Using Finite Element Modeling. Journal of Transportation Research, 2018. 15(2): p. 173-195.

[13] Romanoschi, S.A. and J.B. Metcalf, Effects of interface condition and horizontal wheel loads on the life of flexible pavement structures. Transportation Research Record, 2001. 1778(1): p. 123-131.

[14] Meletiou, M. and J. Knapton, UNCTAD Monograph on Port Management-Container Terminal Pavement Management. 1996, Monograph.

[15] Haas, R., W.R. Hudson, and J.P. Zaniewski, Modern pavement management. 1994.

[16] Huang, Y.H., Pavement analysis and design. Vol. 2. 2004: Pearson Prentice Hall Upper Saddle River, NJ.

[17] Mallick, R.B. and T. El-Korchi, Sustainable Pavement Engineering, in Pavement Engineering. 2017, CRC Press. p. 697-716.

[18] Alliance, A.P., Perpetual Pavements: A Synthesis. APA 101. Maryland, US, 2002.

[19] Harrington, D.S., et al., Guide for roller-compacted concrete pavements. 2010, National Concrete Pavement Technology Center, Iowa State University Ames, IA ….

[20] Pittman, D.W. and S.A. Ragan, Drying shrinkage of roller-compacted concrete for pavement applications. Materials Journal, 1998. 95(1): p. 19-26.

[21] Hossain, M.S. and H.C. Ozyildirim, Investigation of roller-compacted concrete for use in pavements in Virginia. 2016, Virginia Transportation Research Council.

[22] Rith, M., Y.K. Kim, and S.W. Lee, Mechanistic Study of Composite Pavement Behavior in Heavy Duty Area. International Journal of Civil and Environmental Engineering, 2018. 12(8): p. 780-787.

[23] Delatte, N., Simplified design of roller-compacted concrete composite pavement. Transportation Research Record, 2004. 1896(1): p. 57-65.

[24] NEW, O. and R. PAVEMENT, Guide for Mechanistic-Empirical Design. Washington DC, 2004.

[25] احمدی, et al., بررسی خواص مکانیکی و شکست روسازی های بتنی تک لایه و دولایه. مهندسی عمران مدرس, 2021. 21(2): p. 7-19.

[26] Rith, M., Y.K. Kim, and S.W. Lee, Behavior of RCC-base composite pavement for heavy duty area. Construction and Building Materials, 2018. 175: p. 144-151.

[27] Tayabji, S.D. and D.J. Halpenny, Thickness Design of Roller-Compacted Concrete Pavements (Discussion and Closure). 1987.

[28] Barber, S.D., Pavement design for port areas. 1980, Newcastle University.

[29] Association, P.C., Structural design of roller-compacted concrete for industrial pavements. 1987: Portland Cement Association.

[30] Bathe, K.-J., Finite Element Procedures for Solids and Structures LinearAnalysis. Finite Element Procedures, 1982: p. 148-214.

[31] Bathe, K.-J., Finite element procedures. 2006: Klaus-Jurgen Bathe.

[32] Mashaan, N.S., et al., A review on using crumb rubber in reinforcement of asphalt pavement. The Scientific World Journal, 2014. 2014.

[33] Lugmayr, R. and E. Tschegg. Mechanism of fatigue crack growth and fracture behavior in bituminous roads. in Advanced Testing and Characterisation of Bituminous Materials. 2009. CRC Press; Taylor and Francis Group.

[34] Kim, H. and W.G. Buttlar, Finite element cohesive fracture modeling of airport pavements at low temperatures. Cold Regions Science and Technology, 2009. 57(2-3): p. 123-130.

[35] Labuz, J. and S. Dai, Cracking of asphalt concrete at low temperatures. 1994.

[36] Anderson, D.A., et al., Low-temperature thermal cracking of asphalt binders as ranked by strength and fracture properties. Transportation Research Record, 2001. 1766(1): p. 1-6.

[37] Li, X.-J. and M. Marasteanu, Using semi circular bending test to evaluate low temperature fracture resistance for asphalt concrete. Experimental mechanics, 2010. 50(7): p. 867-876.

[38] Molenaar, J. and A. Molenaar. Fracture toughness of asphalt in the semi-circular bend test. in PROCEEDINGS OF THE PAPERS SUBMITTED FOR REVIEW AT 2ND EURASPHALT AND EUROBITUME CONGRESS, HELD 20-22 SEPTEMBER 2000, BARCELONA, SPAIN. BOOK 1-SESSION 1. 2000.

[39] Molenaar, A., et al., Semi-circular bending test; simple but useful? Association of Asphalt Paving Technologists. Journal, 2002. 71: p. 794-815.

[40] Molenaar, J., X. Liu, and A. Molenaar. Resistance to crack-growth and fracture of asphalt mixture. in PERFORMANCE TESTING AND EVALUATION OF BITUMINOUS MATERIALS PTEBM'03. PROCEEDINGS OF THE 6TH INTERNATIONAL RILEM SYMPOSIUM HELD ZURICH, SWITZERLAND, 14-16 APRIL 2003. 2003.

[41] Chen, X.-H., W.-N. Li, and H.-T. Li, Evaluation of fracture properties of epoxy asphalt mixtures by SCB test. Journal of Southeast University (English Edition), 2009. 25(4): p. 527-530.

[42] Edwards, M.A. and S.A. Hesp, Compact tension testing of asphalt binders at low temperatures. Transportation research record, 2006. 1962(1): p. 36-43.

[43] Wagnoner, M., W.G. Buttlar, and G. Paulino, Disk-shaped compact tension test for asphalt concrete fracture. Experimental mechanics, 2005. 45(3): p. 270-277.

[44] Mamlouk, M. and B. Mobasher, Cracking resistance of asphalt rubber mix versus hot-mix asphalt. Road materials and pavement design, 2004. 5(4): p. 435-451.

[45] Kim, K.W. and M. El Hussein, Variation of fracture toughness of asphalt concrete under low temperatures. Construction and building Materials, 1997. 11(7-8): p. 403-411.

[46] Kim, H., M.P. Wagoner, and W.G. Buttlar, Micromechanical fracture modeling of asphalt concrete using a single-edge notched beam test. Materials and Structures, 2009. 42(5): p. 677-689.

[47] Roque, R., Z. Zhang, and B. Sankar, Determination of crack growth rate parameter of asphalt mixtures using the superpave IDT. Journal of the Association of Asphalt Paving Technologists, 1999. 68.

[48] Braham, A. and W. Buttlar, Mode II cracking in asphalt concrete. Adv Test Charact Bituminous Mater, 2009. 2: p. 699-706.

[49] Artamendi, I. and H.A. Khalid, A comparison between beam and semi-circular bending fracture tests for asphalt. Road Materials and Pavement Design, 2006. 7(sup1): p. 163-180.

[50] Vanelstraete, A. and L. Francken, Prevention of reflective cracking in pavements. 2004: CRC Press.

[51] Novak, M., B. Birgisson, and R. Roque, Near-surface stress states in flexible pavements using measured radial tire contact stresses and ADINA. Computers & structures, 2003. 81(8-11): p. 859-870.

[52] Akbulut, H. and K. Aslantas, Finite element analysis of stress distribution on bituminous pavement and failure mechanism. Materials & design, 2005. 26(4): p. 383-387.

[53] Li, X. and M. Marasteanu, The fracture process zone in asphalt mixture at low temperature. Engineering Fracture Mechanics, 2010. 77(7): p. 1175-1190.

[54] Kim, H., M.P. Wagoner, and W.G. Buttlar, Numerical fracture analysis on the specimen size dependency of asphalt concrete using a cohesive softening model. Construction and Building Materials, 2009. 23(5): p. 2112-2120.

[55] Loizos, A., et al., Modeling of top-down cracking (TDC) propagation in asphalt concrete pavements using fracture mechanics theory, in Advanced Testing and Characterization of Bituminous Materials, Two Volume Set. 2009, CRC Press. p. 713-724.

[56] Myers, L.A., R. Roque∗, and B. Birgisson, Use of two-dimensional finite element analysis to represent bending response of asphalt pavement structures. International Journal of Pavement Engineering, 2001. 2(3): p. 201-214.

[57] Mulungye, R., P. Owende, and K. Mellon, Finite element modelling of flexible pavements on soft soil subgrades. Materials & design, 2007. 28(3): p. 739-756.

[58] Collop, A. and D. Cebon, A theoretical analysis of fatigue cracking in flexible pavements. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part C: Journal of Mechanical Engineering Science, 1995. 209(5): p. 345-361.

[59] Smith, D., M. Ayatollahi, and M. Pavier, The role of T‐stress in brittle fracture for linear elastic materials under mixed‐mode loading. Fatigue & Fracture of Engineering Materials & Structures, 2001. 24(2): p. 137-150.

[60] Ayatollahi, M., M. Aliha, and M. Hassani, Mixed mode brittle fracture in PMMA-an experimental study using SCB specimens. Materials Science and Engineering: A, 2006. 417(1-2): p. 348-356.

[61] Ayatollahi, M. and M. Aliha, On the use of Brazilian disc specimen for calculating mixed mode I-II fracture toughness of rock materials. Engineering Fracture Mechanics, 2008. 75(16):
p. 4631-4641.

[62] Aliha, M.R.M., et al., Geometry and size effects on fracture trajectory in a limestone rock under mixed mode loading. Engineering Fracture Mechanics, 2010. 77(11): p. 2200-2212.

[63] Ayatollahi, M. and M. Aliha, Fracture toughness study for a brittle rock subjected to mixed mode I/II loading. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2007. 44(4): p. 617-624.

[64] Theocaris, P., A higher-order approximation for the T-criterion of fracture in biaxial fields. Engineering Fracture Mechanics, 1984. 19(6): p. 975-991.

[65] Monismith, C., J. Sousa, and J. Lysmer, Modern pavement design technology including dynamic load conditions. SAE Transactions, 1988: p. 747-766.

[66] Marasteanu, M.O., et al., Low temperature cracking of asphalt concrete pavement. 2004.

1 stress ratio
2 Fracture Mode
3 ABAQUS
4 FEM
5 slow setting
—————

————————————————————

—————

————————————————————

ب

32

تحلیل و مدلسازی روسازی مرکب با کاربرد اساس بتن غلتکی (RCC) و با لحاظ انواع بارگذاری0فصل 1: مقدمه و تعریف مساله