大跨度悬索桥竖弯涡振条件下驾驶员行车视线研究

朱金; 黄旭; 熊籽跞; 李永乐

doi:10.3969/j.issn.0258-2724.20210260

大跨度悬索桥竖弯涡振条件下驾驶员行车视线研究

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210260

西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031

基金项目: 国家自然科学基金（51908472，51525804）；四川省科学技术厅科技计划（2020YJ0080）；中国博士后科学基金（2019M663554）

详细信息

作者简介:
朱金（1988—），男，副教授，研究方向为风-车-桥耦合动力学、沿海大跨桥梁多灾害作用，E-mail：zhujin19880102@126.com

通讯作者:
李永乐（1972—），男，教授，研究方向为桥梁结构风工程及风-车-桥耦合动力学，E-mail：lele@swjtu.edu.cn

中图分类号: U441.4
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出版历程
- 收稿日期: 2021-04-13
- 修回日期: 2021-09-23
- 网络出版日期: 2022-09-02
- 刊出日期: 2021-09-29

Study on Driver’s Sight Line Under Vertical Vortex-Induced Vibration of Long Span Suspension Bridges

Department of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China

摘要

摘要:
为研究大跨度悬索桥竖弯涡振条件下桥上驾驶员的行车视线，首先，基于传统的风-车-桥耦合振动分析理论，引入桥梁涡激力数值模型，自主编制了涡振条件下风-车-桥耦合振动分析程序；其次，以有3个半波的涡振振型为例，借助几何作图法推导了桥面发生涡振时车内驾驶员视线盲区的计算公式；最后，基于已建立的涡振条件下风-车-桥耦合振动分析程序和驾驶员视线盲区的计算公式，以一座发生竖弯涡激共振的大跨度悬索桥为工程背景，分析了车型、车速和入桥时刻对车内驾驶员视觉盲区最大高度、盲区总持时和盲区占比的影响规律. 研究结果表明：驾驶员盲区最大高度呈现周期性变化，其周期约为车辆前进一个涡振半波长度所需要的时间；车速变化不会影响驾驶员盲区的最大高度，但车辆类型不同则驾驶员目高不同，车内驾驶员目高越低，驾驶员前方视觉盲区最大高度也就越高；车重会进一步增加驾驶员前方视觉盲区的最大高度；车辆入桥时刻对驾驶员盲区总持时的影响很小，但驾驶员盲区总持时随着车速的提高而降低；车辆入桥时刻或车速对驾驶员盲区占比的影响小，而车型则对驾驶员盲区占比的影响显著，其中小轿车驾驶员的盲区占比最高（21%左右），大客车驾驶员的盲区占比最小（12%左右）.
- 桥梁工程 /
- 行车视线 /
- 竖弯涡激共振 /
- 盲区最大高度 /
- 盲区总持时
Abstract:
In order to study the driver’s sight line under vertical vortex-induced vibration (VVIV) of long span suspension bridges, a numerical framework of coupled wind-vehicle-bridge system considering VVIV (termed as WVB-VIWW) is proposed by introducing a vortex aerodynamic model into the traditional coupled WVB theory. Based on the proposed framework and with the aid of geometric construction method, the equation of driver’s blind region under VIVV is derived based on a vortex vibration mode with three half-sine-waves. Subsequently, the proposed WVB-VIVV framework and equation of driver’s blind region are applied to a long span suspension bridge which has experienced VVIV. The influence of several key factors, i.e., vehicle type, vehicle speed, and the time instant where vehicle enters the bridge, on the maximum height of driver’s blind region, the total time duration of the driver’s blind region, and the ratio of driver’s blind region is investigated. The results indicate that the maximum height of the driver’s blind region varies periodically, and the period is approximately equal to the time required by the vehicle to travel through a half-sine-wave. The vehicle speed has an insignificant effect on the maximum height of driver’s blind region. Because the driver’s sight line height varies with the vehicle type, the lower the driver’s sight line height, the higher the maximum height of the driver’s blind region. Additionally, the vehicle weight could increase the maximum height of the driver’s blind region by increasing the overall deflection of the bridge span. It is also found that the total time duration of driver’s blind region is insensitive to the time instant where vehicle enters the bridge, but the total time duration of driver’s blind region decreases with the increase of the vehicle speed. Furthermore, the time instant where the vehicle enters or the vehicle speed has barely no effect on the ratio of driver’s blind region. However, the vehicle type has remarkable influence on the ratio of driver’s blind region, e.g., the ratio of driver’s blind region for sedan car and megabus is approximately 21% and 12%, respectively.
- bridge engineering /
- diver’s line of sight /
- vertical vortex-induced vibration /
- maximum height of driver’s blind region /
- total time duration of driver’s blind region

HTML全文

高速铁路基础设施在服役期限内不断面临着冻融循环、极低温和强暴雨等恶劣环境因素的挑战，尤其是在高寒区和季冻区等特殊气候区^[1]. 这易造成高铁路基的含水率在短时间内剧烈波动，引发路基沉降和翻浆等病害，进而影响高速铁路的服役安全性和高铁列车的行驶安全性^[2-3]. 因此，在我国高速铁路设计服役寿命长达60年的情况下，如何保证高铁路基的服役耐久性成为了一个重要课题.

不少学者对此开展了研究，并提出多种应对策略. 其中一个措施便是在高铁基床表层和底座板之间铺筑一层防水封闭层，以有效阻断路基渗水侵蚀^[4-5]. 目前，已有多项研究提出了包括全断面型和自密实型在内的2类沥青混凝土防水封闭层^[6-9]. 该种新型沥青混凝土防水封闭层兼具优良的防水封闭性、低温韧性和施工便捷性，应用优势显著，并且已在哈齐客专、武广高铁和京张高铁等多条线路中实现了初步应用^[10-12].

相较于传统的水泥混凝土防水封闭层，沥青混凝土防水封闭层已展现出优越的工程性能，但恶劣的气候条件仍对其服役耐久性构成极大挑战，尤其是冻融循环的重复交替作用^[13-17]. 然而，现有研究对高速铁路防水封闭层用沥青混凝土（简称铁路混凝土）在长服役期限内的冻融损伤演化行为关注较少，同时，缺乏对于重复冻融循环过程中铁路沥青混凝土力学性能劣化规律的研究. 本文针对以上问题开展研究，重点分析在冻融循环作用下铁路沥青混凝土的力学性能劣化规律，研究其在服役寿命周期内的冻融损伤演化特性，并进行损伤演化建模分析，以更科学地指导铁路沥青混凝土的材料设计及其在冻融循环作用下的服役耐久性验证.

1. 原材料与试验方法

1.1 原材料

为保证铁路沥青混凝土的服役耐久性，实际工程中通常选用聚合物改性沥青胶结料. 本文选用具有代表性的2种高性能聚合物复合改性沥青：SBS （styrene-butadiene-styrene）/高黏剂复合改性沥青（沥青A）、SBS/预处理胶粉复合改性沥青（沥青B），选用玄武岩和石灰岩分别作为粗集料和细集料.

选用AC13和AC10 2种级配作为铁路沥青混凝土的目标级配. 公路工程设计要求沥青混合料的目标空隙率在4%左右，渗透系数一般在10⁻³～10⁻⁴，对其防水性能要求不高. 考虑到高速铁路防水封闭层更注重沥青混凝土的防水性能，要求其渗透系数一般不大于 5×10⁻⁵，因此，将铁路沥青混凝土的目标空隙率选定为2%，并以此为主要控制指标确定最佳沥青用量，以实现优异的防水封闭性能^{[16 -17]}. 最终AC13和AC10 2种级配的最佳沥青用量分别确定为5.5%和5.8%. 制备得到4种选用不同沥青和不同目标级配的铁路沥青混凝土试件，分别命名为A-AC13、A-AC10、B-AC13和B-AC10. 其中，A-AC13表示选用沥青A和级配AC13制备的铁路沥青混凝土，其余类推.

1.2 试验方法

本研究的整体试验方案如图1所示.

图 1 试验方案

Figure 1. Experimental design

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采用重复冻融循环试验模拟高铁沥青混凝土防水封闭层在服役期间所受到的冻融循环作用. 将铁路沥青混凝土试件放入常温（25 ℃）水槽中恒温水浴24 h，模拟高速铁路防水封闭层服役过程中的潮湿环境. 在每次冻融循环中，先将水浴完的铁路沥青混凝土试件放入低温 −20 ℃的冰柜中冷冻16 h，再置于高温60 ℃的水槽中解融8 h，分别模拟高速铁路沥青混凝土防水封闭层在冬季平均极端低温下的冷冻过程和在夏季太阳辐射下极端高温作用下的解融过程. 每个铁路沥青混凝土试件均进行20次冻融循环处理，且分别在第5、10、15、20次冻融循环后取出试件，进行多项力学性能测试（每个试件至少进行4次重复试验）.

采用X射线CT扫描系统. 观测重复冻融循环前后铁路沥青混凝土试件的内部结构变化. 测试过程中，电压为205 kV, X射线管电流为35 mA，垂直间距为0.09 mm，水平分辨率为0.002 mm/像素.

采用马歇尔稳定度试验测试铁路沥青混凝土的高温力学性能. 首先，将马歇尔试件置于温度60 ℃的恒温水槽中保温30 min，同时，将马歇尔试验仪的上下压头放入烘箱中，以达到与试件相同的温度. 然后，启动加载设备，加载速度为50 mm/min. 试验结束后，读取马歇尔稳定度.

采用劈裂试验评价铁路沥青混凝土的中温力学性能. 将马歇尔试件置于温度25 ℃的恒温水槽中保温30 min，随后，取出试件，迅速置于试验台的夹具中安放稳定. 试验过程中采用50 mm/min的加载速率向试件加载至破坏，读取试验荷载的最大值，并计算劈裂强度.

采用低温半圆弯拉试验研究铁路沥青混凝土的低温力学性能. 制备直径150 mm，厚度50 mm，底部中间带有深度10 mm开口的半圆形沥青混凝土试样. 采用MTS-810材料试验系统，半圆形试样受三点弯曲载荷结构，加载速率为5 mm/min，试验温度为 −10 ℃，测定并自动记录荷载-位移曲线. 同时，选用断裂能和断裂韧性作为低温力学性能评价指标.

断裂能G_f表示铁路沥青混凝土低温断裂过程中所需的总能量，如式（1）所示.

${G_{\rm{f}}} = \frac{{{W_{\rm{f}}}}}{{{A_{{\rm{lig}}}}}} = \frac{{\int {{P_{\rm{u}}}{\rm{d}}u} }}{{\left( {r - a} \right)T}}，$

(1)

式中： ${W_{\rm{f}}}$ 为断裂功， ${A_{{\rm{lig}}}}$ 为断裂面的截面积， ${P_{\rm{u}}}$ 为所施加的荷载， $u$ 为施加荷载位置处的位移， $r$ 为半圆试件的半径， $a$ 为开口深度， $T$ 为半圆试件的厚度.

断裂韧性K_IC表征铁路沥青混凝土在低温断裂过程中吸收能量的内在固有能力，如式（2）所示.

${K_{{\rm{IC}}}} = {Y_{{\rm{I}}\left( {0.8} \right)}}{\sigma _0}\sqrt {{\text{π}} a},$

(2)

${Y_{{\rm{I}}\left( {0.8} \right)}} = 4.782 - 1.219\left( {\frac{a}{r}} \right) + 0.063{{\rm{e}}^{7.045\tfrac{a}{r}}},$

(3)

${\sigma _0}{\text{ = }}\frac{{{P_{\rm{c}}}}}{{2rT}},$

(4)

式中： ${Y_{{\rm{I}}\left( {0.8} \right)}}$ 为标准模式Ⅰ断裂的应力强度因子， ${\sigma _0}$ 为最大荷载对应的应力值， ${P_{\rm{c}}}$ 为试验过程中的最大荷载值.

2. 试验结果与分析

2.1 冻融损伤演化行为

使用4种铁路沥青混凝土，研究在高、中、低3个不同温度范围内冻融循环中的力学性能劣化规律，以表征其冻融损伤演化行为. 所测得的各力学性能指标及其在冻融循环后的残留率分别如表1和图2所示. 图2阴影区域的2条边线分别代表对应的80%和85%的残留率阈值.

表 1 铁路沥青混凝土在冻融循环作用下的多温域力学性能劣化规律

Table 1. Deterioration of mechanical properties of railway asphalt concrete in multiple temperature domains under freeze-thaw cycles

铁路沥青混凝土类型	冻融循环次数/次	高温马歇尔稳定度/kN	中温劈裂强度/MPa	低温
铁路沥青混凝土类型	冻融循环次数/次	高温马歇尔稳定度/kN	中温劈裂强度/MPa	断裂能/（J·m⁻²）	断裂韧性/（N·mm⁻¹）
A-AC13	0	15.17	1.332	1613.31	45.04
	5	14.53	1.286	1544.35	43.83
	10	12.42	1.204	1425.63	41.79
	15	11.41	1.235	1387.06	41.49
	20	11.52	1.246	1283.29	41.35
A-AC10	0	16.96	1.370	1775.90	47.77
	5	15.23	1.357	1550.55	46.19
	10	13.85	1.282	1457.35	46.28
	15	13.95	1.317	1300.80	45.26
	20	11.95	1.350	1190.75	44.56
B-AC13	0	13.64	1.100	1816.15	50.20
	5	12.97	1.020	1624.46	49.80
	10	10.36	0.957	1561.45	47.02
	15	9.99	0.997	1466.08	47.70
	20	9.79	1.021	1362.22	45.66
B-AC10	0	14.76	1.118	2017.68	52.17
	5	13.28	1.063	1898.64	48.68
	10	11.50	0.986	1691.99	47.22
	15	10.76	1.030	1572.85	46.91
	20	10.76	1.079	1498.54	48.04

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图 2 铁路沥青混凝土在冻融循环下多温域力学性能残留率

Figure 2. Retained rate of mechanical properties of railway asphalt concrete in multiple temperature domains under freeze-thaw cycles

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1）高温力学性能劣化规律：各种铁路沥青混凝土的马歇尔稳定度均与冻融循环次数负相关. 由于冻融循环作用降低了沥青与集料的界面黏结强度，并导致沥青胶结料的内部损伤，从而在高温（60 ℃）条件下表现为马歇尔稳定度降低.

2）中温力学性能劣化规律：4种铁路沥青混凝土的中温（25 ℃）劈裂强度在前10 次重复冻融循环作用下显著下降. 而当冻融循环次数继续增加时，其劈裂强度却反向增加. 在冻融循环过程中，沥青-集料黏结作用在水分渗透作用下发生弱化（即湿度弱化效应），同时，沥青也受到高温处理过程中的温度硬化作用^[18]. 因此，当冻融循环次数增加，沥青的温度硬化效应对铁路沥青混凝土的影响可能逐步大于沥青-集料界面黏结破坏的影响. 这在宏观上表现出中温测试条件下劈裂强度先下降后上升^[18]. 这种性能反弹现象也可能是冻融循环次数不够或劈裂强度测试值离散度过高所导致的.

3）低温力学性能劣化规律：受到重复冻融循环作用的影响，其低温（−10 ℃）断裂能和断裂韧性均显著降低. 这是由于重复冻融循环作用时，水分侵入铁路沥青混凝土内部，随后发生重复的体积膨胀和收缩，使得铁路沥青混凝土内部结构损伤（见图3），沥青-集料界面黏结性能削弱，并使沥青胶结料发生内聚力损失，从而宏观上表现为低温抗裂性能随着冻融循环次数增加而不断下降.

图 3 冻融循环前后铁路沥青混凝土内部空隙结构的变化

Figure 3. Changes in internal voids structure of railway asphalt concrete before and after freeze-thaw cycles

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总体而言，虽然铁路沥青混凝土力学性能出现一定的劣化，但是在10次重复冻融循环之后，各项性能指标的残留率基本均能维持在80%以上. 同时，根据《公路工程沥青及沥青混合料试验规程》（JTG E20—2011）^[19]，沥青混合料在仅1次冻融循环后，力学性能损失率在20%（15%）以内，即可认为其抗冻融损伤能力满足要求. 因此，凭借所采用的高性能聚合物复合改性沥青胶结料和低空隙率设计方法，铁路沥青混凝土表现出优异的抗冻融损伤能力. 其中，低温断裂能指标对冻融循环最为敏感，即更能及时反映出重复冻融循环过程中铁路沥青混凝土力学性能的劣化程度. 在冻融循环次数提高的过程中，中温劈裂强度、低温断裂韧性均有降低的趋势，在达到一定程度之后基本保持稳定，甚至略有反升.

另外，铁路沥青混凝土在重复冻融循环作用下各项力学性能指标之间的统计相关性矩阵（相关性系数与显著性）如图4所示. 可以看出，高温马歇尔稳定度与中温劈裂强度、低温断裂能之间均具有显著的相关性. 同样，低温断裂韧性也与这两项性能指标显著相关，尤其是低温断裂韧性与低温断裂能之间存在极强的相关性.

图 4 铁路沥青混凝土各项力学性能指标的相关性矩阵

Figure 4. Correlation matrix of mechanical property indexes of railway asphalt concrete

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2.2 冻融损伤演化模型

受到诸多外部因素的影响，沥青混凝土将出现一定的损伤，该过程实质上均可视为材料劣化的过程. 尽管在不同环境因素影响下，沥青混凝土所呈现的损伤特征存在一定的差异性，然而，各种材料在劣化时均存在损伤的共性，据此可以对损伤演化模型进行设计，使其保持良好的通用性. 基于上述分析，可以直接在宏观表象层次构建损伤演化模型. 本文基于统计可靠度理论，从力学性能测试数据出发，构建铁路沥青混凝土的冻融损伤演化模型^[20-23].

2.2.1 模型假设

一般而言，冻融循环过程中铁路沥青混凝土试件在水溶液内完全浸入之后，试件在各个方向会受到冻融作用（边界条件一致）. 所以，在研究冻融循环对于铁路沥青混凝土的影响时，可以构建对应的立方体模型（六面等损伤梯度G）. 假设条件如下所示^[20-23]：

假设Ⅰ：铁路沥青混凝土在宏观上可视为连续的均匀体.

假设Ⅱ：各个边界的冻融侵蚀条件是一致的，与冻融有关的等损伤梯度G自各个面朝着内部发展，所以，内部到边界最短距离一致的微元体始终服从同一损伤演化规律.

假设Ⅲ：铁路沥青混凝土内部各微元件的冻融损伤程度F(t)与冻融循环时间t （可换算为冻融循环次数）之间的关系均服从Weibull分布，如式（5）所示.

$F\left( t \right) = 1 - {{\rm{e}}^{ - {{\left( {\lambda t} \right)}^\alpha }}} ,$

(5)

式中： $\lambda$ 为尺度因子， $\alpha$ 为Weibull分布的形状因子.

显然，当 $t$ =0时， $F\left( t \right)$ =0，表示铁路沥青混凝土尚未受到损伤；当 $t \to \infty$ 时， $F\left( t \right)$ =1，表示铁路沥青混凝土已被完全损坏.

假设Ⅳ：结合Weibull分布特征可知，当内部各点受到相同不利损伤条件的影响时，对应的失效曲线形状也是相同的，即形状因子 $\alpha$ 是相同的.

2.2.2 模型推导

已知 $\left( {x,y,{\textit{z}}} \right)$ 为混凝土内部的某坐标点，在该位置取微元体， $f\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right)$ 为点元件在时刻t出现损伤破坏的概率密度函数. 而在时刻t微元体破坏的体积为 $V\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right)$ ，由于其符合空间Poisson分布，即可确定微单元和点元件的相关性.

根据假设Ⅱ，尺度因子为

$\lambda \left( {x,y,{\textit{z}}} \right) = \lambda \left( {\left| x \right|,\left| y \right|,\left| {\textit{z}} \right|} \right).$

(6)

同时，以Poisson 分布的平均发生率 $P$ 表示点元件在时刻 $t$ 破坏的概率，如式（7）所示.

$P = f\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right){\rm{d}}\zeta {\rm{d}}\eta {\rm{d}}\sigma,$

(7)

式中： ${\rm{d}}\zeta$ 、 ${\rm{d}}\eta$ 和 ${\rm{d}}\sigma$ 分别为图5中微元体内部任意部位的点元件（为一空间片段）在不同空间尺度上微分.

图 5 冻融损伤演化模型示意

Figure 5. Illustration of freeze-thaw damage evolution model

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由于 $V\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right)$ 服从空间Poisson分布，其数学期望为

$\begin{split} &E\left( V(x,y,{\textit{z}};t) \right) = nP = {\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}{\textit{z}}{\rm{d}}{\zeta ^{ - 1}}{\rm{d}}{\eta ^{ - 1}}{\rm{d}}{\sigma ^{ - 1}} \times\\ &\quad f\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right){\rm{d}}\zeta {\rm{d}}\eta {\rm{d}}\sigma = f\left( {x,y,{\textit{z}};t} \right){\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}{\textit{z}}, \end{split}$

(8)

式中： $n$ 为空间区域中样本点的总个数.

整个区域的受损体积 $V$ 如式（9）所示，进而定义损伤度D如式（10）所示.

$V{\text{ = }}\iiint\limits_{{V_0}} {E\left( V\right) {\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}{\textit{z}} },$

(9)

$D{\text{ = }}\frac{V}{{{V_0}}},$

(10)

式中： ${V_0}$ 为原单元区域体积.

根据式（5）～（10），可得出铁路沥青混凝土的损伤演化方程为

$D = \frac{{\displaystyle\iiint\limits_{{V_0}} {\alpha {{\left( {\lambda t} \right)}^{\alpha - 1}}{{\rm{e}}^{ - {{\left( {\lambda t} \right)}^\alpha }}}{\rm{d}}x{\rm{d}}y{\rm{d}}}}{\textit{z}}}{{{V_0}}}.$

(11)

2.2.3 数值算法

在计算之前需要先进行空间离散化处理的过程. 对于三轴等损伤梯度的体模型（见），针对每个边进行 $N$ （偶数）等划分. ${N_i}$ 为距离模型边缘最小距离一致的第i层单元数，如式（12）所示.

${N_i}{\text{ = }}6{N^2} - 24iN + 24{i^2} - 12N + 24i + 8，$

(12)

式中： $i{\text{ = }}0,1, \cdots , {N / 2} - 1$ .

按类似推导，设第i层单元在时刻t发生破坏的分布函数为 ${F_i}\left( t \right)$ . 另外，样本点不多的情况下，即可实现Poisson分布到Bernoulli分布的转换. 在t时第i层破坏的单元数目为 ${N_i}$ ，这一事件 ${\varphi _i}$ 的期望为

$E\left( {{\varphi _i}} \right) = {N_i}{F_i}\left( t \right).$

(13)

根据假设Ⅲ可得

${F_i}\left( t \right) = 1 - {{\rm{e}}^{ - {{\left( {{\lambda _i}t} \right)}^\alpha }}}，$

(14)

式中： ${\lambda _i}$ 为第i层单元的尺度因子，可采用线性或非线性公式来模拟.

在网络划分比较精细，并通过线性公式对 ${\lambda _i}$ 进行模拟时，则可以不考虑微单元尺寸的影响，此时，

${\lambda _i}{\text{ = }}{\lambda _0}-\frac{{2i\nu }}{{N - 2}},$

(15)

式中： ${\lambda _0}$ 为均匀尺度因子； $\nu$ 为梯度因子；当 $i = 0$ 时，最外层 ${\lambda _i} = {\lambda _0}$ ，当 $i = {N / 2} - 1$ 时，最内层 ${\lambda _i} = {\lambda _0}-\nu$ .

在时刻t单元发生破坏事件 $\omega$ 的数学期望为

$E\left( \omega \right){\text{ = }}\sum\limits_{i = 0}^{\tfrac{N}{2} - 1} {E\left( {{\varphi _i}} \right)} = \sum\limits_{i = 0}^{\tfrac{N}{2} - 1} {{N_i}{F_i}\left( t \right)}.$

(16)

相应的区域冻融损伤期望为

$\begin{split} & E\left( D \right){\text{ = }}\frac{{E\left( \omega \right)}}{{{V_0}}} = \\ &\quad {N^{ - 3}}\sum\limits_{i = 0}^{\tfrac{N}{2} - 1} {{N_i}} \left[ 1 - {\rm{exp}}\left( - {{\left( {\lambda _0}t - \dfrac{{ivt}} {N/2 - 1} \right)}^\alpha }\right) \right]. \end{split}$

(17)

$n$ 次冻融循环之后的试件损伤度为

${D_n}{\text{ = }}\frac{{{E_0} - {E_n}}}{{{E_0}}},$

(18)

式中： ${E_0}$ 为冻融前铁路沥青混凝土试件的初始力学性能指标值， ${E_n}$ 为第 $n$ 次冻融循环后铁路沥青混凝土试件的残留力学性能指标值.

2.2.4 模型构建

在模型构建过程中需要先结合宏观力学性能测试结果，并根据式（18）计算得到不同冻融循环次数后的损伤度 ${D_n}$ ；随后，将 $t$ 和 ${D_n}$ 同时代入式（17）中，结合最小二乘法，推导出冻融损伤演化模型的3个参数（ $\alpha 、{\lambda _0}、v$ ），进而确定模型.

值得一提的是， $N \gt 10$ 时，便能较好地满足模型精度要求，同时不会导致迭代次数过多^[19-20]. 取 $N{\text{ = 64}}$ ，选取对冻融损伤敏感性最高的低温断裂能指标计算损伤度，对其20次冻融循环过程中的各数据点进行拟合，利用MATLAB确定各模型参数并计算判定系数（即拟合优度），以评价冻融损伤模型精度，结果见表2和图6.

表 2 铁路沥青混凝土冻融损伤演化模型参数拟合结果

Table 2. Fitted parameters of freeze-thaw damage evolution model of railway asphalt concrete

沥青混凝土类型	$\alpha$	${\lambda _0}$	$\nu$ /×10⁻⁷	判定系数
A-AC13	1.0327	0.01151	0.1	0.9841
A-AC10	0.7311	0.01359	0.1	0.9859
B-AC13	0.7541	0.00915	0.1	0.9888
B-AC10	0.9902	0.01290	0.1	0.9827

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图 6 铁路沥青混凝土在重复冻融循环作用下试验测定和模型预估的损伤度

Figure 6. Measured and predicted damage degree of railway asphalt concrete under freeze-thaw cycles

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根据得到的结果可知，4种铁路沥青混凝土的冻融损伤演化模型的预测值与实测值之间的判定系数均接近0.99，表明模型精度高. 3个模型参数具有较显著的规律性，并随着铁路沥青混凝土类型的不同表现出一定差异性，能较好地区分不同类型铁路沥青混凝土的内部冻融损伤演化行为.

首先，形状因子 $\alpha$ 决定Weibull分布曲线的形状，表征铁路沥青混凝土内部的各点位随冻融循环的损伤特性. 不同类型铁路沥青混凝土的 $\alpha$ 值存在一定的差异性，意味着其在经受同种不利冻融循环作用时，同种力学性能的劣化特性也表现出一定的差异性.

其次，均匀尺度因子 ${\lambda _0}$ 可以描述不同点位对于冻融循环作用的抵抗能力大小，且其值与铁路沥青混凝土的冻融损伤抵抗能力呈负相关. 根据表2中的信息，从低温力学性能指标的角度而言，选用聚合物复合改性沥青B （即SBS/胶粉复合改性沥青）或选用级配AC-13的铁路沥青混凝土通常具备较强的抗冻融损伤能力.

最后，梯度因子 $\nu$ 表征在冻融循环时不同点位损伤情况的差异性大小. 通常情况下，如果该指标的绝对值较低，则意味着这种差异性更小，即各个点位的损伤发展不存在显著的差异性. 而根据其值的正负情况可以对损伤发展的方向进行确定. 如果其值为正，表明冻融损伤是由外而内发展，反之，则是由内而外传播. 根据表2中的信息可知，对于4种不同类型的铁路沥青混凝土，该参数的绝对值均接近于0，且均为正值，因此，可认为铁路沥青混凝土在冻融循环过程中受到由外向内的均匀损伤，且内部各个点位的损伤发展基本保持同步.

3. 结　论

本研究采用低孔隙率配合比设计方法，制备了4种聚合物复合改性铁路沥青混凝土，并重点分析其受到冻融循环作用时的损伤演化特征. 总结如下：

1） 4种铁路沥青混凝土在10次冻融循环作用后，各力学性能的残留率基本均能维持在80%以上，表现出优异的抗冻融损伤能力.

2）低温断裂能指标对冻融循环最为敏感，更能及时反映重复冻融过程中铁路沥青混凝土力学性能的劣化程度. 而中温劈裂强度、低温断裂韧性在冻融循环过程中先表现为减小的趋势，在达到一定程度之后基本保持稳定，甚至略有反升.

3）构建冻融损伤演化模型将铁路沥青混凝土的宏观力学性能劣化与结构损伤扩展进行融合，模型拟合优度较高，均接近于0.99，因此，可实现对冻融损伤度的精准预测.

4）铁路沥青混凝土在冻融循环过程中受到由外向内的均匀同步损伤，选用SBS/胶粉改性沥青或级配AC13的铁路沥青混凝土通常具备较强的抗冻融损伤能力.

图 1 桥梁平面布置图（单位：m）

Figure 1. Overall layout of bridge （unit：m）

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图 2 桥梁第十二阶振型

Figure 2. Twelfth vibration mode of the bridge

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图 3 汉阳侧主跨关键点竖向位移时程

Figure 3. Vertical displacement response of the key points at hanyang main span

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图 4 两个典型时刻沿主梁展向的竖向位移

Figure 4. Vertical displacement along the main girder at two typical time instants

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图 5 丹麦大带东桥涡振

Figure 5. VIV of great belt east bridge in Denmark

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图 6 桥梁竖向涡振条件下驾驶员视距

Figure 6. Sight distance of driver on bridge experiencing VVIV

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图 7 行车视线计算示意

Figure 7. Schematic of computing the diver’s sight line

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图 8 小轿车单车过桥车体质心竖向位移时程

Figure 8. Vertical displacement time history of body center of sedan car when travelling on bridge

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图 9 A级路面对应的路面粗糙度

Figure 9. Grade “A” road surface roughness

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图 10 不同类型车辆在桥上不同位置时对应的驾驶员盲区最大高度

Figure 10. Maximum height of driver’s blind region for various vehicle types along the bridge deck

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图 11 不同车速下小轿车驾驶员盲区最大高度

Figure 11. Maximum height of driver’s blind region for sedan car along the bridge deck under various travelling speed

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图 12 不同车型的驾驶员在桥上行驶过程中经历的盲区总持时（v=30 km/h）

Figure 12. Total time duration of blind region experienced by the driver in varuous vehicle types （v=30 km/h）

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图 13 不同车速下小轿车驾驶员盲区总持时

Figure 13. Total time duration of driver’s blind region for sedan car under various vehicle speed

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图 14 不同车型的驾驶员盲区占比（v=30 km/h）

Figure 14. Ratio of driver’s blind region for various vehicle types （v=30 km/h）

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图 15 不同车速下小轿车驾驶员盲区占比

Figure 15. Ratio of driver’s blind region for sedan car under various vehicle speeds

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表 1 与驾驶员视线相关的参数取值

Table 1. Parameters related to driver’s line of sight m

车型	h_v	h_c	h_s	h₁
小轿车	0.72	0.3	0.65	1.07
普通厢式货车	1.50	0.7	0.65	1.45
大客车	1.35	0.4	0.65	1.6
大型集装箱车	1.35	0.4	0.65	1.6

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表 2 行车视线工况设置

Table 2. Case settings on studying diver’s sight line

车速/（km·h⁻¹）	工况 1		工况 2		工况 3		工况 4
车速/（km·h⁻¹）	L_road /m	t /s	L_road /m	t/s	L_road /m	t/s	L_road /m	t /s
30	213.34	62.44	224.34	89.32	203.66	112.04	214.32	138.88
40	203.22	45.92	243.12	68.68	193.56	83.12	233.00	105.84
50	216.34	37.68	204.46	52.16	195.00	66.60	240.34	85.20
60	251.68	33.52	211.34	43.88	242.66	58.36	201.66	68.68
70	264.66	29.40	252.34	39.72	243.78	50.08	231.44	60.40
80	254.78	25.28	271.12	35.60	198.88	41.80	215.22	52.12

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参考文献(17)

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施引文献

期刊类型引用(2)

1.	岳坤明，周大伟. 基于Lidar点云的货车载货体积测量应用研究. 农业装备与车辆工程. 2023(02): 80-85 . 百度学术
2.	王伟. 船载自动识别系统在未来航海中的应用. 船舶物资与市场. 2022(12): 14-16 . 百度学术

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1. 原材料与试验方法
1.1 原材料
1.2 试验方法
2. 试验结果与分析
2.1 冻融损伤演化行为
2.2 冻融损伤演化模型
3. 结　论

大跨度悬索桥竖弯涡振条件下驾驶员行车视线研究

doi: 10.3969/j.issn.0258-2724.20210260

作者简介: 朱金（1988—），男，副教授，研究方向为风-车-桥耦合动力学、沿海大跨桥梁多灾害作用，E-mail：zhujin19880102@126.com

通讯作者: 李永乐（1972—），男，教授，研究方向为桥梁结构风工程及风-车-桥耦合动力学，E-mail：lele@swjtu.edu.cn

计量

出版历程

Study on Driver’s Sight Line Under Vertical Vortex-Induced Vibration of Long Span Suspension Bridges

1. 原材料与试验方法

1.1 原材料

1.2 试验方法

2. 试验结果与分析

2.1 冻融损伤演化行为

2.2 冻融损伤演化模型

2.2.1 模型假设

2.2.2 模型推导

2.2.3 数值算法

2.2.4 模型构建

3. 结 论

期刊类型引用(2)

其他类型引用(1)

计量

出版历程

目录

1. 原材料与试验方法

1.1 原材料

1.2 试验方法

2. 试验结果与分析

2.1 冻融损伤演化行为

2.2 冻融损伤演化模型

3. 结 论

作者简介:
朱金（1988—），男，副教授，研究方向为风-车-桥耦合动力学、沿海大跨桥梁多灾害作用，E-mail：zhujin19880102@126.com

通讯作者:
李永乐（1972—），男，教授，研究方向为桥梁结构风工程及风-车-桥耦合动力学，E-mail：lele@swjtu.edu.cn

3. 结　论

3. 结　论