吳　俊，李　亮，杜修力(1. 上海工程技術(shù)大學(xué)城市軌道交通學(xué)院，上海　0160; . 北京工業(yè)大學(xué)建筑工程學(xué)院，北京　10014)

0　引　言

土木工程結(jié)構(gòu)或基礎(chǔ)設(shè)施在極端荷載條件下的力學(xué)行為是土木工程和材料工程界的重要課題。機(jī)場道面作為重要的軍用或民用基礎(chǔ)設(shè)施，主要用于飛機(jī)的正常起飛和降落，但其通常不足以抵抗沖擊、爆炸等極端荷載。實(shí)際上現(xiàn)有機(jī)場跑道體系不僅承受飛機(jī)降落引起的直接沖擊，同時(shí)還可能受到飛機(jī)失事等帶來的附加沖擊。現(xiàn)有研究表明[1]，傳統(tǒng)道面結(jié)構(gòu)無法有效抵抗高強(qiáng)度沖擊荷載。近年來一些土木工程材料如高強(qiáng)度混凝土(High Strength Concrete, HSC)[2-3]、復(fù)合水泥基(Engineering Cementitious Composite，ECC)[4-8]以及土工合成材料[9]等在動(dòng)荷載下分別具有高硬度、高韌性、高抗拉強(qiáng)度等特性。然而，每種材料在抗沖擊性能方面有著各自的優(yōu)缺點(diǎn)，只用一種材料難以充分滿足機(jī)場道面抗沖擊的需求，因此，最為合理的方案是采用復(fù)合道面結(jié)構(gòu)。Wu等[1]提出了一種用于抵抗爆炸荷載的新型復(fù)合道面體系，該體系中軟質(zhì)材料(瀝青混凝土)作為第1層可吸收部分爆炸產(chǎn)生的能量，從而減少傳遞到下層的能量。由于瀝青混凝土層包含土工格柵，其抗拉強(qiáng)度隨之增大，從而減少瀝青混凝土層在受荷時(shí)產(chǎn)生的裂縫及局部破壞程度。瀝青混凝土層下面是高強(qiáng)度混凝土層，它具有較高的抗壓強(qiáng)度，是承受動(dòng)荷載的主體，在動(dòng)荷載作用下，高強(qiáng)度混凝土層頂部受壓，底部產(chǎn)生反射拉力。由于高強(qiáng)度混凝土具有較低的抗拉強(qiáng)度，底部容易出現(xiàn)裂紋，這就需要在其底部加入另一種高延性(韌性)材料以吸收拉伸能量。復(fù)合水泥基就是符合這一條件的延性材料，這種材料通過產(chǎn)生細(xì)微裂紋來緩解拉應(yīng)力，同時(shí)保持結(jié)構(gòu)完整。

目前，針對(duì)復(fù)合道面體系的抗爆性能已開展了現(xiàn)場爆炸試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究[1，10]。然而，沖擊荷載與爆炸荷載在許多方面存在差異，如力的作用方式與傳遞路徑、材料損傷面積、能級(jí)和加載速率等。復(fù)合道面體系在爆炸荷載與沖擊荷載作用下將具有不同的動(dòng)力響應(yīng)特性。特別是隨著國際航運(yùn)業(yè)的高速發(fā)展，越來越重的民航大飛機(jī)對(duì)民用機(jī)場跑道建設(shè)提出了更高要求。面對(duì)飛機(jī)粗暴降落或飛機(jī)失事時(shí)的沖擊荷載，機(jī)場道面的抗沖擊性能直接影響著機(jī)場跑道結(jié)構(gòu)的完整性，因此有必要對(duì)其在沖擊荷載下的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究。本文首先通過大型落錘沖擊試驗(yàn)研究上述新型復(fù)合道面體系在高強(qiáng)沖擊荷載作用下的破壞模式及抗沖擊特性。然后，采用有限元軟件LSDYNA[11]對(duì)沖擊荷載作用下復(fù)合道面體系進(jìn)行三維數(shù)值模擬，通過試驗(yàn)測(cè)試(動(dòng)態(tài)和靜態(tài))對(duì)所選材料模型的參數(shù)進(jìn)行確定，獲得材料在不同應(yīng)變率條件下的動(dòng)力增長因數(shù)曲線，最后通過實(shí)驗(yàn)室落錘沖擊試驗(yàn)對(duì)建立的三維數(shù)值模型進(jìn)行驗(yàn)證。驗(yàn)證后的模型可進(jìn)一步進(jìn)行參數(shù)敏感性分析以探究在不同沖擊能量下該新型復(fù)合道面體系的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，獲取能夠提高復(fù)合道面體系抗沖擊性能的關(guān)鍵參數(shù)，進(jìn)而提出一套該新型復(fù)合道面體系在不同沖擊荷載下的損傷評(píng)估準(zhǔn)則。

1　大型落錘沖擊試驗(yàn)

大型落錘沖擊試驗(yàn)中采用的新型復(fù)合道面板的材料如圖1所示。由圖1可知，該復(fù)合道面板由3層材料構(gòu)成，從上到下依次為：瀝青混凝土層(Asphalt Concrete，AC)、高強(qiáng)混凝土層和復(fù)合水泥基層，各層的厚度分別為75，100，100 mm。高強(qiáng)混凝土層和復(fù)合水泥基層材料的配比見表1，瀝青混凝土層中的礦料級(jí)配如表2所示，黏合劑的質(zhì)量占混合物總質(zhì)量的5%。高強(qiáng)混凝土、復(fù)合水泥基以及瀝青混凝土的靜態(tài)力學(xué)參數(shù)如表3所示。瀝青混凝土加入了1層PolyfeltMicrogrid MG-100土工格柵，網(wǎng)孔邊長為7 mm，通過室內(nèi)拉伸試驗(yàn)確定其雙向抗拉強(qiáng)度均為100 kN·m-1。

圖1　新型復(fù)合道面板的組成(單位:mm)Fig.1　Constitution of Now Composite Pavement Slab (Unit:mm)

試驗(yàn)在新加坡國立大學(xué)高性能混凝土材料實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行。試驗(yàn)采用的大型落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)的落錘頭為直徑100 mm的剛性半球體，上部配重質(zhì)量為1 181 kg。試驗(yàn)中采用1.5 m的落距對(duì)復(fù)合道面板進(jìn)行2次高度相同的沖擊加載，用于研究道面體系在多次沖擊條件下的動(dòng)態(tài)性能及損傷模式。本次試驗(yàn)中，為模擬實(shí)際道面體系中的基層，道面試樣均放置在含有密實(shí)砂的剛性試驗(yàn)箱上。在密實(shí)砂上層采用MirCell MC-100土工格柵加固以提高土層強(qiáng)度，形成堅(jiān)實(shí)基層，從而能更真實(shí)地模擬現(xiàn)場實(shí)際狀況。在剛性試驗(yàn)箱里放置總質(zhì)量為1 t的密實(shí)砂，用10 kg的重錘分層壓實(shí)，壓實(shí)后砂的密度約為1 600 kg·m-3，為最大干密度的96%。落錘沖擊試驗(yàn)的試樣布置如圖2所示。

表1　高強(qiáng)混凝土和復(fù)合水泥基材料混合配比Tab.1　Composition of HSC and ECC Materials

表3　落錘沖擊試驗(yàn)中的材料參數(shù)Tab.3　Material Parameters in Drop Impact Test

圖2　落錘沖擊試驗(yàn)的試樣布置(單位:mm)Fig.2　Sample Arrangement in Drop Impact Test (Unit:mm)

圖3　位移傳感器布置(單位:mm)Fig.3　Arrangement of Displacement Sensors (Unit:mm)

在試樣表面安裝3個(gè)位移傳感器P1，P2，P3，用以記錄試樣在落錘沖擊作用下的位移，其放置位置如圖3所示。本次試驗(yàn)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括2組垂直間距為100 mm的激光發(fā)射器和光電接收裝置(圖2)，用于記錄落錘的下落速度[12]。當(dāng)落錘下落擋住激光發(fā)射器時(shí)，光電接收裝置產(chǎn)生脈沖信號(hào)[10]，DL750數(shù)字示波器開始進(jìn)行數(shù)據(jù)采集。采用高速攝像機(jī)記錄整個(gè)試驗(yàn)過程，包括落錘的運(yùn)動(dòng)和道面試樣的整體變形。圖4為復(fù)合道面板在第1次落錘沖擊試驗(yàn)前的布置圖。

圖4　落錘沖擊試驗(yàn)Fig.4　Drop Weight Impact Test

2　計(jì)算模型

本文擬使用LSDYNA對(duì)該復(fù)合道面體系的抗沖擊特性進(jìn)行數(shù)值模擬。模型中將復(fù)合道面板、土體及沖擊落錘離散為實(shí)體單元?？紤]到道面板結(jié)構(gòu)對(duì)稱性，取其四分之一進(jìn)行計(jì)算，因此，數(shù)值模型中道面板的尺寸為450 mm× 450 mm×275 mm(落錘沖擊試驗(yàn)中道面板尺寸為900 mm×900 mm×275 mm)。道面板下的土體尺寸為500 mm×500 mm×600 mm，沖擊落錘和上部配重簡化為直徑100 mm、長1 292 mm的圓柱體，并進(jìn)行質(zhì)量等效。模型中土工格柵離散為殼單元，同時(shí)假定土工格柵完全黏結(jié)在瀝青混凝土層中(在落錘沖擊試驗(yàn)中，土工格柵布置在瀝青混凝土層)。采用面對(duì)面接觸算法(AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE)用以模擬道面板與土體的相互作用。土體底部采用固定邊界條件，土體側(cè)邊采用固定側(cè)向位移邊界。在動(dòng)力計(jì)算模型中，將道面板的有限元網(wǎng)格縱橫比設(shè)置為1，以便模擬道面板中波的傳播。根據(jù)網(wǎng)格尺寸收斂性研究可知，當(dāng)網(wǎng)格尺寸取5 mm×5 mm時(shí)模型具有足夠穩(wěn)定和精確的響應(yīng)。沖擊荷載下復(fù)合道面板的數(shù)值模型如圖5所示。

圖5　沖擊荷載下復(fù)合道面板的數(shù)值模型(單位:mm)Fig.5　Numerical Model of Composite Pavement Slab Under Impact Load (Unit:mm)

數(shù)值模擬中，落錘安置于道面板的正上方，通過設(shè)置沖擊速度模擬沖擊荷載。在第1次落距為1.5 m的沖擊試驗(yàn)中，落錘的初始速度為5.02 m·s-1。由于第1次沖擊造成瀝青混凝土層的凹陷，導(dǎo)致道面板與激光發(fā)射器之間的距離增大，因此，第2次沖擊的初始速度就設(shè)置為試驗(yàn)速度與由重力引起的速度增長的總和，即第2次沖擊的速度為5.06 m·s-1，其中模型重力加速度取9.8 m·s-2。在落錘沖擊試驗(yàn)中，落錘的變形相較于道面板的變形可以忽略不計(jì)，故本文擬把落錘看作一個(gè)剛體，其參數(shù)如表4所示?？紤]到落錘沖擊會(huì)穿透瀝青混凝土層，故在數(shù)值模擬中通過侵蝕算法(MAT_ADD_EROSION)設(shè)置失效主應(yīng)變，即當(dāng)材料中應(yīng)變大于預(yù)設(shè)值時(shí)便刪除該單元。通過多次數(shù)值試算，瀝青混凝土的失效應(yīng)變?cè)O(shè)置為0.2。

表4　落錘參數(shù)Tab.4　Parameters of Impactor

3　材料模型及參數(shù)

本文數(shù)值模型中，需建立5種材料模型：瀝青混凝土層、高強(qiáng)混凝土層、復(fù)合水泥基層、土工格柵及地基土。前3種材料(瀝青混凝土、高強(qiáng)混凝土和復(fù)合水泥基)可視為混凝土類材料。

3.1　混凝土類材料

當(dāng)受到高應(yīng)變率的沖擊荷載時(shí)，混凝土類材料具有高度非線性響應(yīng)。同時(shí)混凝土類材料在靜載作用下具有圍壓硬化、應(yīng)變硬化的特性，在動(dòng)拉及動(dòng)壓作用下具有應(yīng)變速率硬化的特性。在近年的研究中，學(xué)者們提出了許多混凝土類材料模型[13-16]。LSDYNA中MAT72R3材料模型[1,16]能夠模擬這種混凝土類材料在動(dòng)態(tài)荷載作用下的特性。本文擬采用MAT72R3材料模型模擬混凝土類材料(瀝青混凝土、高強(qiáng)混凝土和復(fù)合水泥基)。MAT72R3模型有3個(gè)獨(dú)立強(qiáng)度面：峰值強(qiáng)度面、屈服面以及殘余強(qiáng)度面。3個(gè)強(qiáng)度面參數(shù)根據(jù)材料的靜態(tài)單軸壓縮、劈裂試驗(yàn)及三軸條件下應(yīng)力-應(yīng)變曲線擬合得出，本文中混凝土類材料的強(qiáng)度參數(shù)確定方法可參見文獻(xiàn)[10],[17]。同時(shí)本文研究中擬引入一個(gè)損傷指標(biāo)δ來描述材料的損傷程度，根據(jù)塑性有效應(yīng)變，δ的取值在0～ 2之間變化，相應(yīng)地表示材料在受荷時(shí)，強(qiáng)度面在峰值強(qiáng)度面、屈服面及殘余強(qiáng)度面之間變化。本文著重研究混凝土類材料在承受沖擊荷載后的損傷程度，因而材料受荷后的特性研究具有十分重要的意義。在繪制有限元計(jì)算結(jié)果時(shí)，給出δ取1～2時(shí)材料的峰后破壞行為，δ值越高表示損傷程度越高。通過與實(shí)驗(yàn)室靜態(tài)抗拉、抗壓試驗(yàn)中材料損傷特征的比較可知[8]，當(dāng)δ取1.8時(shí)，材料即發(fā)生嚴(yán)重破壞。

本文研究中，不同應(yīng)變率下瀝青混凝土、高強(qiáng)混凝土及復(fù)合水泥基材料的拉、壓動(dòng)力增長因數(shù)(Dyanmic Increase Factor，DIF)通過在液壓伺服試驗(yàn)機(jī)和霍普金森壓桿上進(jìn)行動(dòng)態(tài)壓縮和劈裂試驗(yàn)測(cè)得。液壓伺服試驗(yàn)機(jī)產(chǎn)生的應(yīng)變率為1×10-5～1 s-1，更高的應(yīng)變率由霍普金森壓桿試驗(yàn)確定。本文數(shù)值模擬中對(duì)以上3種混凝土類材料采用的動(dòng)力增長因數(shù)曲線可參見文獻(xiàn)[17]。在目前的研究中，由于該復(fù)合道面體系結(jié)構(gòu)包含3層材料，導(dǎo)致很難測(cè)出每層材料在落錘試驗(yàn)沖擊下的應(yīng)變率，但每一層的應(yīng)變率可以在數(shù)值模型中的“時(shí)間-應(yīng)變”結(jié)果中得出。結(jié)果表明在落錘沖擊下的瀝青混凝土、高強(qiáng)混凝土及復(fù)合水泥基材料的最大應(yīng)變率逐層減少，分別為80，32，30 s-1，表示應(yīng)力波從上到下逐層減少。同時(shí)也可知該道面層承受的應(yīng)變率大于普通交通荷載所引起的應(yīng)變率。

3.2　土工格柵

本文擬采用塑性隨動(dòng)模型(Plastic-Kinematic)[18]模擬土工格柵。根據(jù)試驗(yàn)[19]發(fā)現(xiàn)土工格柵在拉力作用下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表現(xiàn)為雙線性曲線，在最初的屈服點(diǎn)后將產(chǎn)生一定的硬化現(xiàn)象。本文將采用塑性隨動(dòng)模型模擬土工格柵的行為，其中數(shù)值模擬中土工格柵的參數(shù)值見表5。

表5　土工格柵的參數(shù)Tab.5　Parameters of Geogrid

3.3 砂土材料

砂土擬采用Drucker-Prager模型[16]。對(duì)于采用土工格柵加固的砂土層，其強(qiáng)度參數(shù)將提高。本文數(shù)值模型中，未單獨(dú)模擬砂土層中的土工格柵，擬把土工格柵加固砂土層視作一整體。通過經(jīng)驗(yàn)公式及室內(nèi)壓縮試驗(yàn)[17]可計(jì)算加固條件下砂土層的壓縮模量、剪切模量及內(nèi)摩擦角。采用Drucker-Prager模型模擬加固砂土層和未加固砂土層的參數(shù)如表6所示。

3.4　接觸面模型

在新型復(fù)合道面體系中，假定高強(qiáng)混凝土與復(fù)合水泥基之間是完全黏結(jié)的，而高強(qiáng)混凝土層與瀝青混凝土之間黏結(jié)的牢固程度低于高強(qiáng)混凝土與復(fù)合水泥基之間的黏結(jié)，這是由于瀝青混凝土層是在高強(qiáng)混凝土層硬化后再放置于上面的。為了確定高強(qiáng)混凝土層與瀝青混凝土層接觸面的剪切強(qiáng)度和靜摩擦因數(shù)，進(jìn)行了直剪試驗(yàn)。同時(shí)采用傾斜臺(tái)試驗(yàn)以確定高強(qiáng)混凝土與瀝青混凝土層之間的動(dòng)摩擦因數(shù)。直剪試驗(yàn)以及傾斜臺(tái)試驗(yàn)的詳細(xì)信息可參考文獻(xiàn)[8]。直剪試驗(yàn)所得的靜摩擦因數(shù)為0.71，傾斜臺(tái)試驗(yàn)所得的動(dòng)摩擦因數(shù)為0.56。本文擬采用 LSDYNA 中的TIEBREAK 接觸算法[11]模擬高強(qiáng)混凝土與瀝青混凝土層間的接觸面行為。

表6　地基土的參數(shù)Tab.6　Parameters of Foundation Soil

4　計(jì)算結(jié)果

4.1　損傷形式

對(duì)于落錘沖擊試驗(yàn)和有限元計(jì)算模型，第1次落錘沖擊下新型復(fù)合道面結(jié)構(gòu)的損傷形式如圖6所示。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果可知，落錘穿透了瀝青混凝土層，但由于高強(qiáng)混凝土具有較高的抗壓強(qiáng)度，落錘頭停在高強(qiáng)混凝土層，該現(xiàn)象與落錘沖擊試驗(yàn)結(jié)果一致。同時(shí)從圖6中也可以看出，第1次落錘沖擊試驗(yàn)中復(fù)合道面的側(cè)面未見嚴(yán)重的裂縫產(chǎn)生，且復(fù)合水泥基層中也沒有發(fā)現(xiàn)嚴(yán)重的破損，這也與有限元計(jì)算結(jié)果相一致。因此，在第1次沖擊下，高強(qiáng)混凝土層和復(fù)合水泥基層未破壞。

圖6　第1次沖擊后的復(fù)合道面板損傷形式Fig.6　Damage Forms of Composite Pavement Slab After the 1st Impact

圖7　第2次沖擊后的復(fù)合道面板損傷形式Fig.7　Damage Forms of Composite Pavement Slab After the 2nd Impact

第2次落錘沖擊下復(fù)合道面結(jié)構(gòu)的損傷形式如圖7所示。從圖7(a)中可以發(fā)現(xiàn)，第2次落錘沖擊試驗(yàn)中，沖擊錘頭未穿透高強(qiáng)混凝土層，這與數(shù)值計(jì)算結(jié)果相一致。從圖7(b)中可以發(fā)現(xiàn)，復(fù)合道面結(jié)構(gòu)在側(cè)面有一系列的裂縫產(chǎn)生，裂縫從復(fù)合水泥基層底部開始向上發(fā)展但并沒有穿透該層，該情況也在數(shù)值計(jì)算結(jié)果中得以體現(xiàn)[圖7(c)]。在數(shù)值計(jì)算結(jié)果中，除了在復(fù)合水泥基層產(chǎn)生裂縫，在高強(qiáng)混凝土層與復(fù)合水泥基層的界面上也產(chǎn)生了一定數(shù)量的裂縫，這是由于高強(qiáng)混凝土層在沖擊荷載作用下產(chǎn)生彎曲，以及應(yīng)力波在其底面發(fā)生反射。數(shù)值模型中假定高強(qiáng)混凝土層與復(fù)合水泥基層的接觸面為完全黏結(jié)，而復(fù)合水泥基材料的彈性模量與高強(qiáng)混凝土材料不同，因此當(dāng)二者協(xié)同變形時(shí)會(huì)在高強(qiáng)混凝土層底面產(chǎn)生拉應(yīng)力，同時(shí)，沖擊面的壓應(yīng)力波將在高強(qiáng)混凝土層中傳播，在接觸面反射成拉應(yīng)力，也就是所謂的剝落現(xiàn)象。因此，根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果分析，高強(qiáng)混凝土層底部將會(huì)有損傷。

圖8對(duì)比了在第2次沖擊下復(fù)合水泥基層底部的損傷形式，試驗(yàn)結(jié)果表明在復(fù)合水泥基層底部呈現(xiàn)少許裂縫，未完全破壞。該結(jié)果與數(shù)值模擬中顯示的裂縫形式十分吻合。這是由于復(fù)合水泥基作為一種高延性(韌性)材料，可以通過產(chǎn)生細(xì)微裂紋來緩解拉應(yīng)力，同時(shí)保持結(jié)構(gòu)完整?？傊?，根據(jù)損傷形式分析，數(shù)值模型能夠較好地預(yù)測(cè)復(fù)合道面體系在沖擊荷載下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

圖8　第2次沖擊后的復(fù)合水泥基底部損傷形式Fig.8　Damage Forms of Bottom of ECC Layer After the 2nd Impact

4.2　道面板位移

表7對(duì)比了試驗(yàn)與數(shù)值模擬中2次沖擊落錘時(shí)的道面板位移值。在第1次落錘沖擊的數(shù)值模擬中，P2的讀數(shù)接近于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，但P3的位移值有較大的偏差。這是由于在試驗(yàn)中P3的位置發(fā)生偏移，從而導(dǎo)致了記錄結(jié)果的偏差。同時(shí)在數(shù)值模擬中，P1的位置更接近于落錘沖擊點(diǎn)，故其值應(yīng)該大于P2的位移值，但數(shù)值計(jì)算中P1位移值要略低于P2的位移值。該現(xiàn)象可能是數(shù)值模擬中采用侵蝕算法所造成的。在瀝青混凝土層被沖擊落錘穿透后，由于沖擊點(diǎn)處單元能量釋放(沖擊點(diǎn)處單元應(yīng)變到達(dá)其失效應(yīng)變而被刪除)，接近破壞凹坑的單元會(huì)朝落錘沖擊方向反向移動(dòng)，即靠近沖擊凹坑附近的單元向上回彈，而離中心較遠(yuǎn)處的單元仍然向下移動(dòng)，故造成了接近凹坑的P1點(diǎn)位移值較小。

表7　復(fù)合道面板的位移對(duì)比Tab.7　Comparison of Displacement of Composite Pavement Slab

在第2次落錘沖擊的數(shù)值模擬中，由于高強(qiáng)混凝土層未采用侵蝕算法，其結(jié)果更接近實(shí)際。在數(shù)值模擬中，高強(qiáng)混凝土層未被穿透，僅僅有一些變形，并且沒有使用侵蝕算法，不會(huì)引起能量釋放現(xiàn)象。因此，隨著離沖擊點(diǎn)距離的增加，道面板的位移逐漸減小，即顯示該道面板在沖擊荷載下產(chǎn)生彎曲。在第2次落錘沖擊試驗(yàn)中，P1的位移要小于P2和P3。這是由于P1在讀數(shù)上可能存在誤差，按照理論分析，在沖擊作用下，最大位移應(yīng)該出現(xiàn)在沖擊中心位置附近。盡管在數(shù)值計(jì)算與試驗(yàn)中道面板位移值有些偏差，但總的來說，數(shù)值計(jì)算模型還是可以合理地評(píng)估新型復(fù)合道面板在沖擊荷載作用下，尤其是第2次沖擊下的動(dòng)力響應(yīng)。

5　結(jié)語

本文采用大型落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)對(duì)新型復(fù)合道面體系的抗沖擊性能進(jìn)行了研究，獲得其在沖擊荷載作用下道面結(jié)構(gòu)損傷形式及位移值，評(píng)估其抗沖擊性能。然后建立沖擊荷載作用下該復(fù)合道面體系的三維數(shù)值模型，并選擇了適當(dāng)?shù)牟牧夏Ｐ湍M沖擊荷載下材料的動(dòng)態(tài)特性。通過實(shí)驗(yàn)室動(dòng)態(tài)及靜態(tài)測(cè)試，對(duì)所選材料模型的主要參數(shù)進(jìn)行確定和校正。根據(jù)實(shí)驗(yàn)室落錘沖擊試驗(yàn)對(duì)本文建立的復(fù)合道面體系三維數(shù)值模型進(jìn)行了驗(yàn)證，結(jié)果表明數(shù)值模擬結(jié)果與落錘沖擊試驗(yàn)結(jié)果在損傷形式、凹坑直徑及位移值方面吻合較好。本文研究結(jié)果表明：

(1)所建立的三維數(shù)值模型能夠模擬復(fù)合道面板在沖擊荷載作用下的真實(shí)動(dòng)力響應(yīng)。

(2)液壓伺服試驗(yàn)機(jī)和霍普金森壓桿試驗(yàn)得到材料在壓縮及拉伸作用下的動(dòng)力增長因數(shù)，以及界面行為的模擬適用于模擬復(fù)合道面體系在高應(yīng)變率荷載下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

(3)對(duì)于建立的三維數(shù)值模型，未來可以進(jìn)一步開展參數(shù)敏感性分析以探究在不同沖擊能量下新型道面體系的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，從而獲取能夠提高復(fù)合道面體系抗沖擊性能的關(guān)鍵參數(shù)，進(jìn)而提出一套新型復(fù)合道面體系在不同沖擊能量下及不同參數(shù)下的損傷評(píng)估準(zhǔn)則。

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