農村公路是支撐農村經濟發(fā)展的重要基礎設施，隨著我國新農村建設的推進，全國農村基本上實現(xiàn)了村村通車。農村公路主要采用水泥混凝土路面形式，隨著農村公路大型貨運車輛的出現(xiàn)，超載超限的現(xiàn)象時有發(fā)生，加重了農村公路出現(xiàn)錯臺、翹曲等公路病害問題的幾率，且農村公路缺乏養(yǎng)護，一般通車后就疏于管理。

按照傳統(tǒng)農村公路的設計標準，路面各混凝土板間相互獨立，若是只有小型車輛通行，一般不易引發(fā)嚴重的公路病害，其耐久性也有相應保障，但目前農村公路面臨地質地形差異較大、施工大型機械無法進場、質量無法保證、公路橫斷面窄、超載超限現(xiàn)象加重等方面的問題。為減少水泥混凝土路面在接縫處產生斷裂、錯臺等現(xiàn)象，減少公路養(yǎng)護成本，建議農村公路設置傳力桿[1]-[2]。

申俊敏通過建立Winkler 地基上的雙層結構模型，分析了傳力桿的空間位置以及與混凝土的結合狀況對傳荷能力的影響[3]。羅勇通過對有限元軟件的應用與探索，總結出模擬接縫傳荷行為彈簧單元法、虛擬材料層法以及實體建模法三種方法：分別分析了三種方法的優(yōu)劣勢[4]。鎖利軍通過建立有無傳力桿的三維有限元水泥混凝土路面模型，分析了接縫處水泥混凝土面層的荷載應力、彎沉等的差異性[5]。高偉采用布拉德伯利(R.D.Bradbury)傳力桿實用設計驗算公式和水泥混凝土路面三維有限元分析程序EverFE，對傳力桿設置間距進行了探討[6]。王宇翔通過有限元軟件分析接縫傳荷行為與試驗結果吻合，驗證了有限元分析接縫傳荷的可行性[7]。

目前，針對傳力桿受荷行為的分析，主要以高速公路為原型尺寸，建立有限元模型，而以農村公路尺寸為參照、以路面板邊受荷建立接縫傳荷有限元分析模型的研究成果不足。本文以成都地區(qū)某農村公路為原型，建立板邊角受荷，分析傳力桿自身材料性質對傳荷能力的影響。

1.建立水泥混凝土路面三維有限元模型

1.1 路面結構尺寸

圖1 路面結構模型

圖2 路面結構有限元模型及其網格劃分

本研究結合成都地區(qū)某農村公路實際路面結構尺寸，建立路面結構有限元模型，所建路面結構模型單板長5m，兩板總長10m，面層厚0.24m、基層厚0.3m，總厚0.54m，道路割縫寬0.01m，橫斷面寬4m，傳力桿基準長度為0.41m、間距0.3m、直徑0.01m，總計13根，布設位置為面層板中部。本研究主要考慮混凝土路面板角受荷時路面的力學響應狀況，故輪載作用區(qū)域為板角處，輪載作用在水泥混凝土路面板中部，作用區(qū)域大小為18.6cm×19.6cm，兩輪中心距12.8cm，采用BZZ-10，水泥混凝土路面結構及荷載作用位置見圖1。

1.2 有限元模型建立

在有限元模擬計算分析過程中，做以下假定：

一是地基采用彈性地基板；

二是水泥混凝土材料為各向同性、連續(xù)且均勻的材料；

三是水泥混凝土路面與地基之間的接觸為完全連續(xù)，無脫空。

在建立水泥混凝土路面模型時，傳力桿與水泥混凝土之間采用嵌入約束，約束路面結構XY 方向的位移以及約束傳力桿沿X 軸的轉動。傳力桿采用兩結點空間線性梁單元，水泥混凝土采用二十結點二次六面體單元。為保證計算精度與效率，僅對荷載作用區(qū)域網格進行精細劃分，網格尺寸為3cm×3cm 路面結構有限元模型及網格劃分，如圖2所示。

圖3 傳力桿直徑對受荷板層底豎向位移的影響

圖4 傳力桿直徑對間接受荷板層底豎向位移的影響

圖5 傳力桿直徑對受荷板層底拉應力的影響

圖6 傳力桿直徑對間接受荷板層底拉應力的影響

圖7 傳荷系數(shù)隨傳力桿直徑的變化

1.3 接縫傳荷能力

水泥混凝土路面在傳力桿的作用下，可以實現(xiàn)板間荷載傳遞，直接受荷板傳遞給間接受荷板的能力即為接縫傳荷能力；接縫兩側所受荷載比即為傳荷系數(shù)。但是，荷載分配的實際情況難以分析，故提出反應傳荷能力的間接方法以及指標：撓度法與應變法。本文采用撓度法及其指標作為傳荷能力評價方法。

撓度法，即采用接縫相鄰板之間撓度的比值，表征傳荷能力即:

Ew=ω1/ω2

式中：Ew——接縫撓度傳荷系數(shù)

ω1——受荷板撓度值

ω2——間接受荷板撓度值

2.傳荷能力影響因素分析

影響接縫傳荷能力的因素眾多，本研究主要研究傳力自身材料參數(shù)對傳荷能力的影響，其因素主要包括三類：傳力桿直徑、傳力桿長度、傳力桿彈性模量。

2.1 直徑的影響

設計傳力桿直徑為7mm、10mm、13mm、16mm 時，根據(jù)其受荷板與未受荷板層底在豎向位移以及應力的變化狀況，從而研究直徑對傳力能力的影響。對豎向位移的影響結果，如圖3、圖4所示。

從圖3、圖4分析得出，隨著傳力桿直徑從7mm 增長至16mm，直接受荷板側豎向位移逐漸增加，但增加的幅值很小，約為0.48mm；距離板邊沿1m 外，豎向位移無明顯差異。間接受荷板側隨傳力桿直徑的逐漸增加，板角邊沿豎向位移逐漸增加，在7mm-10mm 范圍內，豎向位移增加明顯，其后增加幅值降低，距離板邊沿約2m 后豎向位移無明顯差異。對層底拉應力的影響，分析結果如圖5、圖6所示。

從圖5、圖6分析得出，隨著傳力桿直徑等差增長，直接受荷板側層底拉應力逐漸降低，在輪載作用區(qū)域，其拉應力在輪載中心取得最大值0.102MPa，輪載的影響范圍約為2m；在未受荷板側層底拉應力逐漸增加，影響范圍相似。根據(jù)接縫傳荷系數(shù)的公式，傳荷系數(shù)隨直徑的變化計算結果如圖7所示。

從圖7分析得出，隨著傳力桿直徑的增加，接縫傳荷系數(shù)逐漸增加，增加的幅度隨直徑增加而逐漸降低。

2.2 傳力桿彈性模量的影響

本研究設計了傳力桿彈模為100GPa、150GPa、200GPa、250GPa 時，其受荷板與未受荷板層底在豎向位移以及應力的變化狀況，從而研究傳力桿彈模對傳荷力能力的影響。對豎向位移的影響結果，如圖8、圖9所示。

圖8 傳力桿彈模對受荷板層底豎向位移的影響

圖9 傳力桿彈模對間接受荷板層底豎向位移的影響

圖10 傳力桿彈模對受荷板層底拉應力的影響

圖11 傳力桿彈模對間接受荷板層底拉應力的影響

圖12 傳荷系數(shù)隨傳力桿彈性模量的變化

圖13 傳力桿長度對受荷板層底豎向位移的影響

從圖8、圖9分析得出，隨著傳力桿彈模從100GPa 增長至200GPa，直接受荷板側豎向位移略微減小，但減小的幅值很小，約為0.48mm，豎向位移無明顯差異。間接受荷板側隨傳力桿彈性模量的逐漸增加，板角邊沿豎向位移逐漸增加，增加的幅值極小，皆約為0.41mm。對層底拉應力的影響分析結果，如圖10、圖11所示。

從圖10、圖11分析得出，隨著傳力桿彈性模量等差增長，直接受荷板側層底拉應力逐漸降低，在輪載作用區(qū)域，其拉應力在輪載中心取得最大值0.96MPa，輪載的影響范圍約為2m；在未受荷板側層底拉應力逐漸增加，影響范圍相似，最大拉應力為0.989MPa。根據(jù)接縫傳荷系數(shù)的公式，傳荷系數(shù)隨直徑的變化計算結果如圖12所示。

從圖12 分析得出，隨著傳力桿直徑的增加，接縫傳荷系數(shù)逐漸增加，增加的幅度隨直徑增加而逐漸降低，整體增長幅值從0.82 至0.89，相較于直徑帶來的影響，彈性的影響更小。

2.3 傳力桿長度

本研究設計了傳力桿長度為0.41m、0.45m、0.49m、0.53m 時，其受荷板與未受荷板層底在豎向位移以及應力的變化狀況，從而研究傳力桿長度對傳荷力能力的影響。對豎向位移的影響結果，如圖13、圖14所示。

圖14 傳力桿長度對間接受荷板層底豎向位移的影響

圖15 傳力桿長度對間接受荷板層底拉應力的影響

圖16 傳力桿長度對間接受荷板層底拉應力的影響

圖17 傳荷系數(shù)隨傳力桿長度的變化

從圖13、圖14分析得出，隨著傳力桿長度從0.41m 增長至0.43m，直接受荷板側豎向位移逐漸降低，但增加的幅值很小，約0.48mm，豎向位移無明顯差異。間接受荷板側隨傳力桿長度的增加，板角邊沿豎向位移逐漸降低，降低幅值極小，豎向位移無明顯差異。對層底拉應力的影響分析結果，如圖15、圖16所示。

從圖15、圖16分析得出，隨著傳力桿長度以0.03m 的等差增長，直接受荷板側層底拉應力逐漸增加，在輪載作用區(qū)域，其拉應力在輪載中心取得最大值0.91MPa；在未受荷板側層底拉應力逐漸減小，影響范圍相似，最大拉應力為0.14MPa，根據(jù)接縫傳荷系數(shù)的公式，傳荷系數(shù)隨直徑的變化計算結果如圖17所示。

從圖17分析得出，隨著傳力桿長度的增加，接縫傳荷系數(shù)逐漸降低，且呈線性降低，整體降低數(shù)值從0.88至0.83，相較于直徑、彈模，傳力桿長度的影響更小。

3.結論

本文通過研究傳力桿自身材料特性，直徑、長度、彈性模量對面層底豎向位移、拉應力以及傳荷系數(shù)的影響，得出以下結論：

隨著傳力桿直徑增加，直接受荷板與間接受荷板豎向位移皆增加；受荷板層底拉應力逐漸降低，間接受荷板層底豎向位移逐漸增加。

隨著傳力桿彈性模量增加，直接受荷板豎向位移略微減小，間接受荷板豎向位移增加；受荷板層底拉應力逐漸降低，間接受荷板層底豎向位移逐漸增加。

隨著傳力長度增加，直接受荷板豎向位移略微減小，間接受荷板豎向位移增加；受荷板層底拉應力逐漸增加，間接受荷板層底豎向位移逐漸減小。

接縫傳荷系數(shù)隨傳力桿直徑的增加而增加，隨彈模增加而增加，隨長度的增加而減小。