Deformation behaviour of railway embankment ... - Liikennevirasto

More documents

Recommendations

Info

Liite RHK:n julkaisuun A 5/2006 5 Ratapenger altistuu suurelle määrälle kuormituskertoja käyttöikänsä aikana. Vaikka pysyvä muodonmuutos on tavallisesti hyvin pieni osa yksittäisen kuormituskerran aiheuttamasta kokonaismuodonmuutoksesta, näiden pienten pysyvien muodonmuutosten asteittainen kerääntyminen voi johtaa lopulliseen murtumiseen. Ratapenkereen murtuminen sekä liian suuret pysyvät muodonmuutokset täytyy tietysti estää. Tämän tavoitteen saavuttamiseksi karkearakeisten materiaalien pysyvän muodonmuutoskäyttäytymisen tunteminen on hyvin tärkeää. Palautuvien muodonmuutosten tavoin myös pysyvien muodonmuutosten kehittymiseen karkearakeisissa materiaaleissa vaikuttavat monet tekijät kuten jännitystaso, jännityshistoria, kuormituskertojen määrä, pääjännitysten kiertyminen, vesipitoisuus, tiheys, rakeisuus, materiaalin tyyppi sekä materiaalin partikkeleiden fysikaaliset ominaisuudet. Kappaleissa 5 ja 7 annetaan yleiskatsaus malleista, joita on tähän mennessä käytetty mallintamaan karkearakeisten materiaalien palautuvaa ja pysyvää muodonmuutoskäyttäytymistä. Mallintaminen on välttämätöntä karkearakeisten materiaalien mekaanisen toiminnan kuvaamisessa. Monet tutkijat ovat esittäneet erilaisia menetelmiä ennustamaan karkearakeisten materiaalien palautuvia ja pysyviä muodonmuutoksia. Suuri määrä olemassa olevia malleja on toisaalta sinällään todiste tutkimusalueen monimutkaisuudesta ja hankaluudesta. Monet tutkijat ovat esittäneet mallinnusmenetelmiä, jotka sopivat heidän omiin tutkimustuloksiinsa. Enemmän työtä tarvittaisiin kuitenkin kehittämään yleisempiä malleja, joilla on tukeva teoreettinen perusta ja laaja käytettävyys. Vuodesta 1960 lähtien on tehty paljon tutkimusta karakterisoimaan karkearakeisten materiaalien palautuvaa muodonmuutoskäyttäytymistä. On yleisesti tunnettua, että nämä materiaalit käyttäytyvät monimutkaisesti, epälineaarisesti, ajasta riippuvasti ja elasto-plastistisesti toistuvan liikennekuorman alaisuudessa. Jotta tätä epälineaarisuutta voitaisiin käsitellä ja siirtyä pois perinteisestä kimmoteoriasta, karkearakeisten materiaalien palautuvan muodonmuutoskäyttäytymisen matemaattisessa mallintamisessa käytetään yleensä kahta menettelytapaa. Ensimmäisessä menettelytavassa jännitys-muodonmuutos-suhde annetaan jännityksestä riippuvana resilient-moduulina ja vakiona tai jännityksestä riippuvana Poissonin lukuna (esim. K-θ malli ja Uzanin malli). Toisessa menettelytavassa jännitys-muodonmuutos-suhde kuvataan jakamalla jännitykset ja muodonmuutokset tilavuudenmuutos- ja leikkausmuodonmuutoskomponentteihin. Materiaalin palautuvat muodonmuutokset määritellään tällöin käyttäen tilavuusmoduulia ja leikkausmoduulia resilient-moduulin ja Poissonin luvun sijaan. Tällaiset mallit ovat yleensä luonteeltaan monimutkaisempia ja parametriarvojen fysikaalinen merkitys on usein vaikeampi päätellä kerätyistä mittaustuloksista. Karkearakeisten materiaalien pitkäaikaisen käyttäytymisen mallintamisessa on olennaista ottaa huomioon asteittainen pysyvien muodonmuutosten kerääntyminen, kuormituskertojen määrä ja jännitysolosuhteiden tärkeä rooli. Siksi yksi tärkeimmistä tavoitteista karkearakeisten materiaalien pitkäaikaiskäyttäytymiseen liittyen olisi kehittää konstitutiivinen malli, joka mahdollistaa pysyvien muodonmuutosten ennustamisen millä tahansa kuormituskertojen määrällä annetulla jännitystasolla.
Liite RHK:n julkaisuun A 5/2006 Vuosien varrella useat tutkijat ovat yrittäneet kehittää menetelmiä karkearakeisten materiaalien pysyvien muodonmuutosten ennustamiseen ja materiaalien pysyvää muodonmuutoskäyttäytymistä on mallinnettu useilla eri tavoilla. Jotkut malleista ovat logaritmisia kuormituskertojen määrän suhteen, kun taas toiset ovat hyperbolisia lähestyen asymptoottisesti muodonmuutoksen raja-arvoa kuormituskertojen määrän kasvaessa. Huolimatta vuosien varrella tapahtuneesta edistyksestä karkearakeisten materiaalien muodonmuutoskäyttäytymisen ja erityisesti palautuvan muodonmuutoskäyttäytymisen ymmärtämisessä, kirjallisuustutkimuksen perusteella on todettavissa, että edelleen on olemassa tarvetta tutkimukselle, jonka avulla kehitettäisiin yleisempiä ja teoreettisesti parempia malleja ja menetelmiä karkearakeisten materiaalien sekä palautuvan että pysyvän muodonmuutoskäyttäytymisen ennustamiseen. Kappale 8 käsittelee erilaisia maailmalla yleisimmin käytettyjä kolmiaksiaalisia toistokuormituslaitteita, joita käytetään tutkimaan karkearakeisten materiaalien käyttäytymistä syklisen liikennekuorman alaisena. On huomattavaa, että karkearakeisten materiaalien käyttäytymistä tutkitaan yleensä laboratoriossa käyttämällä kolmiaksiaalisia toistokuormituskokeita. Vaikkakin nykyisin tarjolla olevat kolmiaksiaalikoelaitteeet perustuvat samaan perusperiaatteeseen, koejärjestelyjen laatu ja rajoitteet vaihtelevat laboratorioiden välillä. Kuinka tällaiset erot vaikuttavat koetuloksiin, pitäisi myös selvittää tarkemmin. Tavallinen kolmiaksiaalikoelaite käyttää toistuvaa kuormaa sylinterinmuotoiselle näytteelle erilaisissa jännitysolosuhteissa. Keskeisin mitattava suure on näytteen aksiaalinen muodonmuutos (sylinterinmuotoisen näytteen lyhenemä) kuormituskertojen määrän funktiona (tavallisesti suuruusluokkaa 50000) tietyissä jännitysolosuhteissa. Moniportaisia kolmiaksiaalikokeita käytetään muodonmuutoskäyttäytymisen mittaamiseen useissa erilaisissa jännitysolosuhteissa. Jotta voitaisiin toteuttaa mahdollisimman realistinen simulaatio liikenteentyyppiselle kuormitukselle käyttäen kolmiaksiaalikoelaitetta, kuormitussysteemin tulisi pystyä tuottamaan sekä pystysuuntainen pääjännitysero että sellipaine sellaisilla tasoilla ja taajuuksilla, jotka vastaavat todellisia kenttäolosuhteita. 6
Page 1:
A 5/2006 Deformation behaviour of r
Page 4 and 5:
Finnish Rail Administration Publica
Page 6 and 7:
4 Past investigations have shown cl
Page 8 and 9:
6 Brecciaroli, Fabrizio - Kolisoja,
Page 10 and 11:
8 kuvataan jakamalla jännitykset j
Page 12 and 13:
10 TABLE OF CONTENTS ABSTRACT .....
Page 14 and 15:
12 8.9 Trondheim NTNU/SINTEF’s re
Page 16 and 17:
14 combination of resilient strains
Page 18 and 19:
16 Modelling is an important necess
Page 20 and 21:
18 Figure 2.1:2 Two-dimensional sta
Page 22 and 23:
20 σ xx − σ 3 2 det τ yx σ yy
Page 24 and 25:
22 stresses. As it can be seen from
Page 26 and 27:
24 grains. The resistance to partic
Page 28 and 29:
26 The reason was argued to be that
Page 30 and 31:
28 term matric suction implies the
Page 32 and 33:
30 Figure 3.2.1:1 Idealisation of t
Page 34 and 35:
32 ε ε 2 ν = , (Eq. 3.2.2:4) whe
Page 36 and 37:
34 where sij = σ −σ , (Eq. 3.2.
Page 38 and 39:
36 addition, when both the complexi
Page 40 and 41:
38 supplement continuum mechanics m
Page 42 and 43:
40 Figure 4.2:1 A typical variation
Page 44 and 45:
42 Figure 4.2:3 Modulus of resilien
Page 46 and 47:
44 provided that the applied stress
Page 48 and 49:
46 material (Uzan 1985). Dilation i
Page 50 and 51:
48 Figure 4.5:1 Resilient modulus o
Page 52 and 53:
50 The grain size distribution of g
Page 54 and 55:
52 The grain sizes that determine t
Page 56 and 57:
54 4.6.3 Fines content A simple cha
Page 58 and 59:
56 grained than for fine-grained ag
Page 60 and 61:
58 and the shape of the particles a
Page 62 and 63:
60 Figure 4.7:1 Effect of the wetti
Page 64 and 65:
62 Figure 4.7:3 Modulus of resilien
Page 66 and 67:
64 Figure 4.7:6 Dry -density as a f
Page 68 and 69:
66 Figure 4.7:7 Resilient response
Page 70 and 71:
68 The form index can be measured u
Page 72 and 73:
70 Hovinmoen are gravel materials.
Page 74 and 75:
72 5 MODELLING OF RESILIENT DEFORMA
Page 76 and 77:
74 5.2.2 Resilient modulus as a fun
Page 78 and 79:
76 M r k2 k3 ⎛ θ ⎞ ⎛ q ⎞ =
Page 80 and 81:
78 the model showed good representa
Page 82 and 83:
80 discussed. However it can be exp
Page 84 and 85:
82 et al. (2003) calculated the res
Page 86 and 87:
84 p u = unit pressure (1 kPa), δp
Page 88 and 89:
86 Figure 5.2.5:2 Vertical resilien
Page 90 and 91:
88 2 1 ⎛ ⎞ = A q ε ν p ⎜1
Page 92 and 93:
90 Figure 5.3:2 An example of the c
Page 94 and 95:
92 by incorporating a coefficient o
Page 96 and 97:
94 6 FACTORS AFFECTING PERMANENT DE
Page 98 and 99:
96 cycles. He drew the general conc
Page 100 and 101:
98 accumulated strain, ε p , is co
Page 102 and 103:
100 Figure 6.3:1 Effect of loading
Page 104 and 105:
102 load” is not equal to the fai
Page 106 and 107:
104 Chan (1990) noticed, in his stu
Page 108 and 109:
106 Youd (1972) studied the behavio
Page 110 and 111:
108 Figure 6.5:2 Comparison of plas
Page 112 and 113:
110 ample fine-grained fractions th
Page 114 and 115:
112 of a dolomitic limestone with a
Page 116 and 117:
114 Fuller curve (Equation 4.6.2:3)
Page 118 and 119:
116 Figure 6.6:7 Elastic and plasti
Page 120 and 121:
118 Figure 6.7:1 Dependence of the
Page 122 and 123:
120 0,7 0,6 Elastic limit Failure s
Page 124 and 125:
122 Figure 6.8.1:1 Influence of fin
Page 126 and 127:
124 explain why the differences in
Page 128 and 129:
126 was then argued that the variat
Page 130 and 131:
128 7 MODELLING OF PERMANENT DEFORM
Page 132 and 133:
130 Figure 7.2:1 Mohr-Coulomb repre
Page 134 and 135:
132 where K p (N) = bulk modulus wi
Page 136 and 137:
134 1993)) have reported that at le
Page 138 and 139:
136 ε 1,p = accumulated permanent
Page 140 and 141:
138 Barksdale (1972) conducted repe
Page 142 and 143:
140 Figure 7.6:2 Relationship betwe
Page 144 and 145:
142 also be employed for pavement d
Page 146 and 147:
144 repeated loads, although adapta
Page 148 and 149:
146 series of specimens (or in a mu
Page 150 and 151:
148 Figure 7.7:5 S-N design models
Page 152 and 153:
150 In conclusion, both Huurman (19
Page 154 and 155:
152 aim to simulate as closely as p
Page 156 and 157:
154 by the American Association of
Page 158 and 159: 156 Confining pressure is applied t
Page 160 and 161: 158 particles. During the test, the
Page 162 and 163: 160 method takes the average value
Page 164 and 165: 162 Figure 8.7.2:2 Schematic illust
Page 166 and 167: 164 through each platen is provided
Page 168 and 169: 166 measured for the 600 mm central
Page 170 and 171: 168 displayed on the monitor in gra
Page 172 and 173: 170 unbound granular materials. The
Page 174 and 175: 172 Figure 8.8.2:2 Permanent axial
Page 176 and 177: 174 performance-related (functional
Page 178 and 179: 176 the six supports of the vertica
Page 180 and 181: 178 under the same isotropic stress
Page 182 and 183: 180 9 CONCLUSIONS 9.1 Resilient def
Page 184 and 185: 182 − Permanent deformation resis
Page 186 and 187: 184 Balay J., Gomes Correia A., Jou
Page 188 and 189: 186 Cheung, L.W. (1994). Laboratory
Page 190 and 191: 188 El abd, A., Hornych, P., Breyss
Page 192 and 193: 190 Hoff, I., Nordal, S., and Norda
Page 194 and 195: 192 Kolisoja, P. (1996b) Large Scal
Page 196 and 197: 194 Mitry, F.G. (1964). Determinati
Page 198 and 199: 196 Plaistow, N.C. (1994). Non-Line
Page 200 and 201: 198 Tam, W.A. and Brown, S.F. (1988
Page 202 and 203: 200 Wellner, F. (1996). Influence o
Page 204 and 205: Liite RHK:n julkaisuun A 5/2006 1 L
Page 206 and 207: Liite RHK:n julkaisuun A 5/2006 3 2
Page 214 and 215: RATAHALLINTOKESKUKSEN JULKAISUJA A-
show all

Deformation behaviour of railway embankment ... - Liikennevirasto

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?