高韧树脂铺装结构体系足尺加速加载试验研究

李洪涛 张 辉 李 娣 李 威

(1.江苏省交通工程建设局 南京 210004; 2.江苏中路工程技术研究院有限公司 南京 211806)

随着交通量的日益增长和气候等不利因素,正交异性板和桥面铺装疲劳损伤问题日益突出,造成桥面铺装的耐久性不足,是一项世界性难题[1-2]。钢桥面铺装使用耐久性除了与铺装材料的性能及施工质量相关外,铺装的结构也至关重要[3]。

开口肋正交异性桥面板作为一种新型正交异性钢桥面结构[4],相较于闭口截面肋具有焊接施工简单,易按照不同截面内力来改变纵截面等优点,但是纵肋屈服强度较低,承受的压力较小[5]。在国内当前对于开口肋的正交异性板铺装结构试验研究较少,有必要对这种结构开展研究[6-7]。

正交异性钢桥面体系构造和受力特性复杂,采用传统小型铺装结构试验无法准确模拟桥面结构整体的服役状态,足尺节段模型疲劳试验则可更准确地模拟实桥铺装结构体系受力与变形,因此本文以张靖皋大桥为工程背景依托,开展开口肋正交异性钢桥面“高韧树脂RAC+高韧树脂RSMA”铺装的足尺试验研究,从而更准确地模拟评估开口肋正交异性钢桥面板铺装体系的长期服役状况、结构耐久性和疲劳寿命,为开口肋桥面系提供理论和数据支撑。

1 足尺试验方法

1.1 试验概况

本试验依托主跨2 300 m的钢箱梁悬索桥结构进行足尺模型设计。该桥面板为正交异性桥面板,纵向加劲肋为L肋。试验采用10个加劲肋的足尺模型,足尺模型的尺寸为:模型长3.5 m×宽2.9 m×高0.8 m,纵向设置2个横隔板、跨中设置1个小横肋,其中横隔板高0.8 m,小横肋高0.75 m。模型主体结构(顶板,L肋,横隔板)的设计参数与实际桥梁结构相同。具体构造参数见表1,顶板厚度16 mm、L肋加劲肋板厚为9 mm、横隔板厚为12 mm、小横肋厚为10 mm。足尺试验模型均采用Q345。足尺铺装结构为“3.0 cm 高韧树脂混凝土+3.5 cm高韧树脂SMA”。高韧树脂为中路交科科技股份有限公司生产的RM型环氧树脂胶结料,推荐级配见表2。

表1 足尺模型构造参数

表2 铺装层推荐级配范围

1.2 试验研究方法

用液压脉冲作动器进行试验,采集器采用高频动态采集系统,采集频率≥10 Hz。作动器触头下布置一个0.6 m×0.2 m×0.035 m的钢板和一个0.6 m×0.2 m×0.013 m的橡胶板,钢板可以实现荷载均匀布置,橡胶垫板模拟车轮荷载。

试验加载程序分为静载试验和动载试验。静载试验是通过等效桥面荷载逐渐单调增加到预定荷载作用并测试结构性能,模拟结构、材料、荷载等受力条件;动载试验是通过常幅疲劳荷载控制方式进行循环加载,疲劳试验过程中动态量测试验荷载、挠度和应变参数值,监测钢桥面板、铺装结构,以及层间黏结的受力状态与变形特征,试验模型加载,见图1。

图1 试验模型加载图

结合足尺模型“开口肋+小横肋”的构造特点,设计试验加载工况见表3。

表3 足尺试验加载工况

本试验主要采用电阻式动应变片测量钢板的焊缝应变和铺装应变,采用组合式位移计测量肋间相对挠度及采用电阻式位移传感器测量整体挠度变形。

1.3 有限元分析

车辆荷载通过铺装层传递给正交异性钢桥面板[8],铺装层在车轮直接作用下,受力状况非常复杂。实际铺装层属于弹塑性材料,有限元模拟真实材料特性难度较大,为高效针对铺装应变、钢板应变和肋间挠度等关键性能指标进行仿真分析,边界条件假设如下[9-10]。

1) 假设环氧沥青是各向同性材料,且是完全弹性的、均匀的。

2) 假设黏结层是钢板与铺装层之间薄薄的一层黏结材料或认为黏结层是环氧沥青铺装层的一部分。

3) 假设钢板与环氧沥青铺装层之间的接触层的应变是连续。

2 结果与讨论

2.1 足尺模型有限元受力分析

2.1.1铺装表面应变

图2为1/4跨加载时铺装应变沿横桥向分布的特征,图3为1/2跨加载时铺装应变沿横桥向分布的特征。

图2 1/4跨加载铺装应变沿横桥向分布特征

图3 1/2跨加载铺装应变沿横桥向分布特征

由图2、图3可见,1/4跨对齐焊缝和肋间加载所产生的焊缝横向应变峰值分别为317×10-6和189×10-6,1/2跨对齐焊缝和肋间加载所产生的焊缝横向应变峰值分别为77×10-6和62×10-6,1/4跨加载所产生的铺装横向应变约为1/2跨的3倍以上。在荷载区域内,铺装上层RSMA顶面除了L肋位置,其余均受压,最大压应变为两L肋之间。在荷载区域外,铺装层为拉应变。由于荷载附近的加劲肋和横隔板分担了大部分载荷,影响应变的均匀传递,因此车辆荷载具有较为明显的局部效应,应变的峰、谷值全部集中分布在荷载作用区域的4个L肋间距范围内。

2.1.2钢板肋间挠度

图4为1/4跨加载时肋间挠度沿横桥向分布的特征,图5为1/2跨加载时肋间挠度沿横桥向分布的特征。

图4 1/4跨加载肋间挠度沿横桥向分布特征

图5 1/2跨加载肋间挠度沿横桥向分布特征

由图4、图5可见,RAC+RSMA铺装结构的钢桥面板最大相对挠度发生在两肋间距中心处,1/4跨和1/2跨加载工况下所产生的相对挠度峰最大值分别为0.254,0.026 mm,使得跨中位置钢板肋间挠度明显减少约90%,表明1/2跨小横肋构造能够明显增强钢桥面板局部刚度。

2.1.3钢板焊缝应变

图6为1/4跨加载时钢板焊缝应变沿横桥向分布的特征,图7为1/2跨加载时钢板焊缝应变沿横桥向分布的特征。

由图6、图7可见,由于跨中位置小横肋构造影响,1/4和1/2跨钢板底面焊缝应变分布规律存在明显差异;1/4跨对齐焊缝和肋间加载所产生的焊缝横向应变值分别为-209×10-6和-173×10-6,1/4跨相比1/2跨最大焊缝应变增大3倍以上,相同跨位对齐焊缝工况钢板应变均偏大,表明“开口肋+小横肋构造”最不利荷位为1/4跨对齐焊缝工况位置。

图6 1/4跨加载焊缝应变沿横桥向分布特征

图7 1/2跨加载焊缝应变沿横桥向分布特征

2.1.4最不利荷位

钢板焊缝为正交异性钢桥面板最易发生疲劳的部位,因此重点以钢板焊缝应变为指标,确定最不利的荷载位置。RAC+RSMA不同荷位加载下受力对比分析见表4。

表4 RAC+RSMA不同荷位加载下受力对比分析

由表4计算结果可知,RAC+RSMA铺装结构有限元模型在1/4跨位置处加载受力最为明显。1/4跨对齐焊缝加载工况下铺装焊缝位置处的横向应变峰值是1/4跨对齐肋间加载工况下峰值的1.6倍;1/4跨对齐焊缝加载工况下钢板焊缝位置处的横向应变峰值比1/4跨对齐肋间加载工况下峰值高21.1%。综合对比可得横向最不荷位为荷载边缘正对于加劲肋正上方的荷位I,纵向最不利荷位为横隔板与小横肋的跨中。

2.2 足尺试验结构响应分析

结合足尺模型有限元模拟分析,最不利荷位为1/4跨对齐钢板焊缝位置,因此针对该位置进行“RAC+RSMA”高韧树脂铺装足尺结构疲劳加载试验,结合高频动态采集系统,实时监测动态荷载、加载次数、钢板底面应变、铺装表面应变,以及肋间相对挠度变化,分析“开口肋+小横肋”桥面系下高韧树脂铺装结构整体的长期使用性能和疲劳耐久性能。考虑足尺钢材结构韧性反射性能的影响,试验加载系统设置频率1.6 Hz,以作动器循环2次确定为完整加载次数1。

2.2.1铺装表面应变

图8为1/4跨横断面铺装表面各位置应变随加载次数的变化情况。

图8 铺装表面应变随加载次数变化规律

如图8所示,加载15万次时,荷载区铺装表面焊缝位置处的最大拉应变为295×10-6,加载至190万次时,最大拉应变为293×10-6,平均拉应变为300×10-6。

2.2.2钢板肋间挠度

图9为1/4跨横断面钢板底面各位置挠度随加载次数的变化情况。

图9 肋间挠度随加载次数变化规律

如图9所示,加载15万次时,荷载区肋间相对挠度峰值为-0.58 mm,加载200万次后,荷载区肋间挠度峰值为-0.61 mm,相比初始值增大5%。

2.2.3钢板焊缝应变

图10为1/4跨横断面钢板底面焊缝位置应变随加载次数的变化情况。

图10 钢板焊缝应变随加载次数变化规律

如图10所示,初始加载2万次时,荷载区钢板焊缝位置处最大应变为-266.83×10-6,加载15万次时,荷载区钢板焊缝位置处最大应变为-294.67×10-6,加载至200万次时,荷载区焊缝位置最大应变为-301.63×10-6,相比初始增大13%。

3 结论

1) 根据力学计算可得,RAC+RSMA铺装结构有限元模型在1/4跨位置处加载受力相较于1/2跨加载受力更为明显。1/4跨对齐焊缝加载工况下铺装焊缝位置处的横向应变峰值是1/4跨对齐肋间加载工况下峰值的1.6倍,钢板焊缝位置处的横向应变峰值比1/4跨对齐肋间加载工况下峰值高21.1%。因此,横向最不利荷位为对齐钢板焊缝位置处,纵向最不利荷位为横隔板与小横肋的跨中位置处。

2) 针对“RAC+RSMA”高韧树脂铺装足尺结构1/4跨对齐钢板焊缝位置处进行加载,分析可得:加载15万次时,荷载区铺装表面焊缝位置处的最大拉应变为295×10-6,肋间相对挠度峰值为-0.58 mm,钢板焊缝位置处最大应变为-294.67×10-6;加载至200万次时,荷载区铺装表面焊缝位置处的最大拉应变为293×10-6,肋间相对挠度峰值为-0.61 mm,钢板焊缝位置处最大应变为-301.63×10-6。在300 kN荷载作用下,铺装表面焊缝处横向应变基本未衰减,钢桥面板焊缝应变仅增大13%,肋间相对挠度平均增幅5%。