高韌樹脂鋪裝結構體系足尺加速加載試驗研究

李洪濤 張 輝 李 娣 李 威

(1.江蘇省交通工程建設局 南京 210004; 2.江蘇中路工程技術研究院有限公司 南京 211806)

隨著交通量的日益增長和氣候等不利因素,正交異性板和橋面鋪裝疲勞損傷問題日益突出,造成橋面鋪裝的耐久性不足,是一項世界性難題[1-2]。鋼橋面鋪裝使用耐久性除了與鋪裝材料的性能及施工質量相關外,鋪裝的結構也至關重要[3]。

開口肋正交異性橋面板作為一種新型正交異性鋼橋面結構[4],相較于閉口截面肋具有焊接施工簡單,易按照不同截面內力來改變縱截面等優點,但是縱肋屈服強度較低,承受的壓力較小[5]。在國內當前對于開口肋的正交異性板鋪裝結構試驗研究較少,有必要對這種結構開展研究[6-7]。

正交異性鋼橋面體系構造和受力特性復雜,采用傳統小型鋪裝結構試驗無法準確模擬橋面結構整體的服役狀態,足尺節段模型疲勞試驗則可更準確地模擬實橋鋪裝結構體系受力與變形,因此本文以張靖皋大橋為工程背景依托,開展開口肋正交異性鋼橋面“高韌樹脂RAC+高韌樹脂RSMA”鋪裝的足尺試驗研究,從而更準確地模擬評估開口肋正交異性鋼橋面板鋪裝體系的長期服役狀況、結構耐久性和疲勞壽命,為開口肋橋面系提供理論和數據支撐。

1 足尺試驗方法

1.1 試驗概況

本試驗依托主跨2 300 m的鋼箱梁懸索橋結構進行足尺模型設計。該橋面板為正交異性橋面板,縱向加勁肋為L肋。試驗采用10個加勁肋的足尺模型,足尺模型的尺寸為:模型長3.5 m×寬2.9 m×高0.8 m,縱向設置2個橫隔板、跨中設置1個小橫肋,其中橫隔板高0.8 m,小橫肋高0.75 m。模型主體結構(頂板,L肋,橫隔板)的設計參數與實際橋梁結構相同。具體構造參數見表1,頂板厚度16 mm、L肋加勁肋板厚為9 mm、橫隔板厚為12 mm、小橫肋厚為10 mm。足尺試驗模型均采用Q345。足尺鋪裝結構為“3.0 cm 高韌樹脂混凝土+3.5 cm高韌樹脂SMA”。高韌樹脂為中路交科科技股份有限公司生產的RM型環氧樹脂膠結料,推薦級配見表2。

表1 足尺模型構造參數

表2 鋪裝層推薦級配范圍

1.2 試驗研究方法

用液壓脈沖作動器進行試驗,采集器采用高頻動態采集系統,采集頻率≥10 Hz。作動器觸頭下布置一個0.6 m×0.2 m×0.035 m的鋼板和一個0.6 m×0.2 m×0.013 m的橡膠板,鋼板可以實現荷載均勻布置,橡膠墊板模擬車輪荷載。

試驗加載程序分為靜載試驗和動載試驗。靜載試驗是通過等效橋面荷載逐漸單調增加到預定荷載作用并測試結構性能,模擬結構、材料、荷載等受力條件;動載試驗是通過常幅疲勞荷載控制方式進行循環加載,疲勞試驗過程中動態量測試驗荷載、撓度和應變參數值,監測鋼橋面板、鋪裝結構,以及層間黏結的受力狀態與變形特征,試驗模型加載,見圖1。

圖1 試驗模型加載圖

結合足尺模型“開口肋+小橫肋”的構造特點,設計試驗加載工況見表3。

表3 足尺試驗加載工況

本試驗主要采用電阻式動應變片測量鋼板的焊縫應變和鋪裝應變,采用組合式位移計測量肋間相對撓度及采用電阻式位移傳感器測量整體撓度變形。

1.3 有限元分析

車輛荷載通過鋪裝層傳遞給正交異性鋼橋面板[8],鋪裝層在車輪直接作用下,受力狀況非常復雜。實際鋪裝層屬于彈塑性材料,有限元模擬真實材料特性難度較大,為高效針對鋪裝應變、鋼板應變和肋間撓度等關鍵性能指標進行仿真分析,邊界條件假設如下[9-10]。

1) 假設環氧瀝青是各向同性材料,且是完全彈性的、均勻的。

2) 假設黏結層是鋼板與鋪裝層之間薄薄的一層黏結材料或認為黏結層是環氧瀝青鋪裝層的一部分。

3) 假設鋼板與環氧瀝青鋪裝層之間的接觸層的應變是連續。

2 結果與討論

2.1 足尺模型有限元受力分析

2.1.1鋪裝表面應變

圖2為1/4跨加載時鋪裝應變沿橫橋向分布的特征,圖3為1/2跨加載時鋪裝應變沿橫橋向分布的特征。

圖2 1/4跨加載鋪裝應變沿橫橋向分布特征

圖3 1/2跨加載鋪裝應變沿橫橋向分布特征

由圖2、圖3可見,1/4跨對齊焊縫和肋間加載所產生的焊縫橫向應變峰值分別為317×10-6和189×10-6,1/2跨對齊焊縫和肋間加載所產生的焊縫橫向應變峰值分別為77×10-6和62×10-6,1/4跨加載所產生的鋪裝橫向應變約為1/2跨的3倍以上。在荷載區域內,鋪裝上層RSMA頂面除了L肋位置,其余均受壓,最大壓應變為兩L肋之間。在荷載區域外,鋪裝層為拉應變。由于荷載附近的加勁肋和橫隔板分擔了大部分載荷,影響應變的均勻傳遞,因此車輛荷載具有較為明顯的局部效應,應變的峰、谷值全部集中分布在荷載作用區域的4個L肋間距范圍內。

2.1.2鋼板肋間撓度

圖4為1/4跨加載時肋間撓度沿橫橋向分布的特征,圖5為1/2跨加載時肋間撓度沿橫橋向分布的特征。

圖4 1/4跨加載肋間撓度沿橫橋向分布特征

圖5 1/2跨加載肋間撓度沿橫橋向分布特征

由圖4、圖5可見,RAC+RSMA鋪裝結構的鋼橋面板最大相對撓度發生在兩肋間距中心處,1/4跨和1/2跨加載工況下所產生的相對撓度峰最大值分別為0.254,0.026 mm,使得跨中位置鋼板肋間撓度明顯減少約90%,表明1/2跨小橫肋構造能夠明顯增強鋼橋面板局部剛度。

2.1.3鋼板焊縫應變

圖6為1/4跨加載時鋼板焊縫應變沿橫橋向分布的特征,圖7為1/2跨加載時鋼板焊縫應變沿橫橋向分布的特征。

由圖6、圖7可見,由于跨中位置小橫肋構造影響,1/4和1/2跨鋼板底面焊縫應變分布規律存在明顯差異;1/4跨對齊焊縫和肋間加載所產生的焊縫橫向應變值分別為-209×10-6和-173×10-6,1/4跨相比1/2跨最大焊縫應變增大3倍以上,相同跨位對齊焊縫工況鋼板應變均偏大,表明“開口肋+小橫肋構造”最不利荷位為1/4跨對齊焊縫工況位置。

圖6 1/4跨加載焊縫應變沿橫橋向分布特征

圖7 1/2跨加載焊縫應變沿橫橋向分布特征

2.1.4最不利荷位

鋼板焊縫為正交異性鋼橋面板最易發生疲勞的部位,因此重點以鋼板焊縫應變為指標,確定最不利的荷載位置。RAC+RSMA不同荷位加載下受力對比分析見表4。

表4 RAC+RSMA不同荷位加載下受力對比分析

由表4計算結果可知,RAC+RSMA鋪裝結構有限元模型在1/4跨位置處加載受力最為明顯。1/4跨對齊焊縫加載工況下鋪裝焊縫位置處的橫向應變峰值是1/4跨對齊肋間加載工況下峰值的1.6倍;1/4跨對齊焊縫加載工況下鋼板焊縫位置處的橫向應變峰值比1/4跨對齊肋間加載工況下峰值高21.1%。綜合對比可得橫向最不荷位為荷載邊緣正對于加勁肋正上方的荷位I,縱向最不利荷位為橫隔板與小橫肋的跨中。

2.2 足尺試驗結構響應分析

結合足尺模型有限元模擬分析,最不利荷位為1/4跨對齊鋼板焊縫位置,因此針對該位置進行“RAC+RSMA”高韌樹脂鋪裝足尺結構疲勞加載試驗,結合高頻動態采集系統,實時監測動態荷載、加載次數、鋼板底面應變、鋪裝表面應變,以及肋間相對撓度變化,分析“開口肋+小橫肋”橋面系下高韌樹脂鋪裝結構整體的長期使用性能和疲勞耐久性能。考慮足尺鋼材結構韌性反射性能的影響,試驗加載系統設置頻率1.6 Hz,以作動器循環2次確定為完整加載次數1。

2.2.1鋪裝表面應變

圖8為1/4跨橫斷面鋪裝表面各位置應變隨加載次數的變化情況。

圖8 鋪裝表面應變隨加載次數變化規律

如圖8所示,加載15萬次時,荷載區鋪裝表面焊縫位置處的最大拉應變為295×10-6,加載至190萬次時,最大拉應變為293×10-6,平均拉應變為300×10-6。

2.2.2鋼板肋間撓度

圖9為1/4跨橫斷面鋼板底面各位置撓度隨加載次數的變化情況。

圖9 肋間撓度隨加載次數變化規律

如圖9所示,加載15萬次時,荷載區肋間相對撓度峰值為-0.58 mm,加載200萬次后,荷載區肋間撓度峰值為-0.61 mm,相比初始值增大5%。

2.2.3鋼板焊縫應變

圖10為1/4跨橫斷面鋼板底面焊縫位置應變隨加載次數的變化情況。

圖10 鋼板焊縫應變隨加載次數變化規律

如圖10所示,初始加載2萬次時,荷載區鋼板焊縫位置處最大應變為-266.83×10-6,加載15萬次時,荷載區鋼板焊縫位置處最大應變為-294.67×10-6,加載至200萬次時,荷載區焊縫位置最大應變為-301.63×10-6,相比初始增大13%。

3 結論

1) 根據力學計算可得,RAC+RSMA鋪裝結構有限元模型在1/4跨位置處加載受力相較于1/2跨加載受力更為明顯。1/4跨對齊焊縫加載工況下鋪裝焊縫位置處的橫向應變峰值是1/4跨對齊肋間加載工況下峰值的1.6倍,鋼板焊縫位置處的橫向應變峰值比1/4跨對齊肋間加載工況下峰值高21.1%。因此,橫向最不利荷位為對齊鋼板焊縫位置處,縱向最不利荷位為橫隔板與小橫肋的跨中位置處。

2) 針對“RAC+RSMA”高韌樹脂鋪裝足尺結構1/4跨對齊鋼板焊縫位置處進行加載,分析可得:加載15萬次時,荷載區鋪裝表面焊縫位置處的最大拉應變為295×10-6,肋間相對撓度峰值為-0.58 mm,鋼板焊縫位置處最大應變為-294.67×10-6;加載至200萬次時,荷載區鋪裝表面焊縫位置處的最大拉應變為293×10-6,肋間相對撓度峰值為-0.61 mm,鋼板焊縫位置處最大應變為-301.63×10-6。在300 kN荷載作用下,鋪裝表面焊縫處橫向應變基本未衰減,鋼橋面板焊縫應變僅增大13%,肋間相對撓度平均增幅5%。