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    基于應(yīng)力監(jiān)測的鋼-UHPC組合橋面和環(huán)氧瀝青鋼橋面疲勞性能對比

    2021-02-22 04:20:46秦世強(qiáng)黃春雷張佳斌高立強(qiáng)
    關(guān)鍵詞:易損隔板異性

    秦世強(qiáng) 黃春雷 張佳斌 高立強(qiáng)

    (1 武漢理工大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院,武漢 430070)(2 中鐵大橋科學(xué)研究院有限公司,武漢 430034)(3 中鐵大橋局集團(tuán)有限公司橋梁結(jié)構(gòu)健康與安全國家重點實驗室,武漢 430034)

    正交異性鋼橋面板具有自重輕、承載能力大、整體性好、建筑高度小、施工周期短等優(yōu)點[1],廣泛應(yīng)用于各類橋梁.然而,在正交異性鋼橋面板多年使用過程中,發(fā)現(xiàn)其存在如下缺點[2-3]:在車輛荷載的反復(fù)作用下,橋面板焊縫處極易出現(xiàn)疲勞裂紋;疲勞裂紋的出現(xiàn)會使得橋面板剛度下降,從而使橋面板撓度增大,導(dǎo)致橋面鋪裝層開裂,嚴(yán)重影響橋梁結(jié)構(gòu)的承載能力和耐久性.文獻(xiàn)[4-5]指出德國、英國和日本修建的正交異性橋面板鋼橋在修建后不久,鋼箱梁內(nèi)就出現(xiàn)了不同程度的疲勞開裂.相較于國外,我國公路交通量更大,貨車多且超載現(xiàn)象嚴(yán)重,使得正交異性橋面板疲勞開裂這一現(xiàn)象更加突出.虎門大橋、天津海河大橋在修建后不久就出現(xiàn)了疲勞開裂問題[6-7].文獻(xiàn)[8]指出正交異性橋面板易出現(xiàn)疲勞破壞,主要是因為其構(gòu)造較為復(fù)雜,焊縫處存在較大的殘余應(yīng)力,焊縫數(shù)量較多,應(yīng)力集中效應(yīng)顯著.同時,正交異性橋面板結(jié)構(gòu)具有多個疲勞易損部位,各疲勞易損部位的受力特性和疲勞特性相互影響并共同決定結(jié)構(gòu)的疲勞性能[9].

    為解決上述問題,文獻(xiàn)[10-11]提出了一種鋼-UHPC組合橋面鋪裝,利用UHPC與鋼橋面頂板形成組合結(jié)構(gòu),改善正交異性橋面板疲勞性能.基于此,文獻(xiàn)[11-12] 利用數(shù)值模擬和荷載試驗等手段對鋼-UHPC組合橋面的疲勞性能展開了研究.相比數(shù)值模擬、模型試驗或荷載試驗,實橋疲勞試驗?zāi)軌蚋玫胤从硺蛄簩嶋H工作狀態(tài)、邊界條件和隨機(jī)車流特征,從而更好地表征正交異性橋面板的疲勞狀況.目前,學(xué)者們已對隨機(jī)車流下正交異性鋼橋面板的疲勞評估展開討論[13-16],但不同結(jié)構(gòu)形式的鋼-UHPC組合橋面在隨機(jī)車流下的疲勞性能仍需要進(jìn)一步研究[1].

    本文以一座鋼箱梁斜拉橋為工程背景,結(jié)合其鋼橋面加固改造工程,對正交異性鋼橋面板進(jìn)行疲勞評估.該橋上游側(cè)采用冷拌環(huán)氧樹脂瀝青(ERE)鋼橋面鋪裝,下游側(cè)采用鋼-UHPC組合橋面.通過在橋梁典型截面布置應(yīng)變傳感器,監(jiān)測鋼橋面板各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力信息,對比2種加固方案下鋼橋面板各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力響應(yīng)特征,并基于線性累積損傷準(zhǔn)則進(jìn)行等效應(yīng)力幅計算和疲勞壽命評估.

    1 工程概況

    1.1 橋梁基本信息

    軍山長江大橋主橋為雙塔雙索面鋼箱梁斜拉橋,跨徑布置為(51+203+460+203+49) m,橋面寬38.80 m;橋面設(shè)雙向六車道,行車道寬3.75 m,兩側(cè)各設(shè)寬度為3.25 m的應(yīng)急停車帶,中央分隔帶寬2.0 m.鋼箱梁高3.0 m,寬高比為12.93.橋塔采用分離式倒Y形橋塔,索塔高163.05 m(承臺頂以上);基礎(chǔ)為異形雙壁鋼圍堰高樁承臺配群樁基礎(chǔ).鋼橋面板厚12~14 mm;橫隔板厚10 mm,板間距離為3 m.正交異性橋面板采用U形閉口加勁肋,縱肋間距為300 mm,肋板底部寬180 mm,高260 mm,上口寬180 mm.主橋立面和橫斷面布置分別見圖1和圖2.圖1中Ⅰ-Ⅰ截面為橋梁主跨1/4截面,作為應(yīng)力監(jiān)測的測試截面.圖2中U肋由風(fēng)嘴側(cè)向橋梁中心依次編號,應(yīng)力測點分別布置在7#、8#、9#、11#、12#、14#、15#、18#、19#U肋.

    圖1 橋梁立面圖(單位:m)

    圖2 橋梁橫截面圖(單位:mm)

    1.2 橋面加固改造工程

    由于車流量大且超載車輛數(shù)量不斷增多,該橋鋼箱梁正交異性板出現(xiàn)了開裂情況.為了抑制裂縫的開展,改善正交異性板的疲勞性能,對該橋的橋面鋪裝進(jìn)行了加固改造.加固改造方案中,該橋上游側(cè)采用ERE鋪裝,下游側(cè)采用鋼-UHPC組合橋面方案.

    ERE橋面構(gòu)造見圖3.鋪裝下層為30 mm厚、最大粒徑9.5 mm的冷拌樹脂瀝青混凝土RA08,鋪裝上層為40 mm厚、最大粒徑13.2 mm的冷拌樹脂瀝青混凝土RA13,鋼面板、鋪裝下層與鋪裝上層之間通過EBCL黏結(jié)層合為一個整體.

    圖3 ERE橋面構(gòu)造

    鋼-UHPC組合橋面構(gòu)造見圖4.UHPC層厚度為55 mm,層內(nèi)密布HRB400鋼筋網(wǎng),通過φ13 mm×35 mm 的栓釘與橋面板連接.同時,在UHPC層下部設(shè)置80 mm×8 mm 橫向鋼板條以保證UHPC層在帶裂縫橋面板上的受力性能.UHPC層上部鋪設(shè)30 mm厚的SMA-10瀝青混凝土,采用環(huán)氧樹脂黏結(jié)材料進(jìn)行連接,用以改善路面使用性能并減少UHPC層對車輪的磨損,提供良好的行車舒適性.

    圖4 鋼-UHPC組合橋面構(gòu)造

    1.3 應(yīng)力監(jiān)測方案

    為了對比2種加固方案對正交異性橋面板的疲勞性能改善情況,對加固后的橋梁進(jìn)行應(yīng)力監(jiān)測.選取主跨1/4截面為測試截面(圖1中Ⅰ-Ⅰ截面)并布置應(yīng)力測點,同時為避免裂紋應(yīng)力集中對測試結(jié)果的影響,布置測點時已注意避開鋼板裂紋,上游側(cè)(ERE鋪裝側(cè))應(yīng)力測點布置及編號見圖5.測點D-01~D-08布置在鋼頂板表面,測點U-09~U-24布置在U肋表面,測點H-25~H-32布置在橫隔板表面.布置測點時,測試位置盡可能與裂縫垂直,應(yīng)變片距離焊趾或自由邊的距離為6 mm.下游側(cè)(鋼-UHPC側(cè))測點與上游側(cè)測點對稱布置,測點編號方式相同.試驗采用溫度自補(bǔ)償式電阻應(yīng)變片,采用動態(tài)應(yīng)變采集分析儀采集應(yīng)變時程.應(yīng)力監(jiān)測時間為2019-05-22—2019-06-12,圖6為應(yīng)力監(jiān)測現(xiàn)場照片及部分測點布置情況.

    2 疲勞易損細(xì)節(jié)應(yīng)力特征對比

    正交異性鋼橋面板疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力特征是計算各疲勞易損細(xì)節(jié)應(yīng)力循環(huán)次數(shù)、等效應(yīng)力幅值和剩余疲勞壽命的重要依據(jù),對正交異形板疲勞性能評估至關(guān)重要.為了對比2種方案加固后各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力特征,對一周內(nèi)隨機(jī)車流下各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力時程數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析.通過對該橋定期檢查發(fā)現(xiàn),鋼箱梁內(nèi)部疲勞裂紋主要出現(xiàn)在面板和縱肋連接部位、縱肋和橫隔板連接部位、縱肋和橫隔板弧形切口部位以及縱肋對接焊縫處.

    (a) 7#、8#、9#U肋

    (b) 11#、12#U肋

    (c) 14#、15# U肋

    (d) 18#、19# U肋

    (a) 弧形切口處

    (b) 面板-縱肋焊縫處

    (c) 縱肋對接焊縫處

    2.1 面板-縱肋焊縫

    面板-縱肋焊縫在焊接時容易出現(xiàn)縫隙,造成連接缺陷;同時焊接時溫度較高,焊接完成后會產(chǎn)生焊接殘余應(yīng)力.當(dāng)車輛荷載直接作用在橋面板上時,輪載作用區(qū)域面板將會產(chǎn)生下?lián)虾蛷澢冃?,縱肋與面板的連接焊縫處會產(chǎn)生較高的局部彎曲應(yīng)力[17].在汽車荷載的不斷作用下,焊縫頻繁承受較大的彎曲拉應(yīng)力,易從焊趾或焊根處萌生裂紋,并向面板和縱肋腹板不斷擴(kuò)展[18].

    圖7為上、下游兩側(cè)面板-縱肋焊縫處的總應(yīng)力時程對比圖.可以看出,在面板-縱肋焊縫處,上、下游兩側(cè)面板和縱肋測點均受拉、壓應(yīng)力交替作用,其中面板處測點拉應(yīng)力占主導(dǎo)地位,縱肋處測點壓應(yīng)力占主導(dǎo)地位.鋼-UHPC側(cè)面板處壓應(yīng)力相較于ERE側(cè)面板處壓應(yīng)力明顯減小,拉應(yīng)力峰值略有減小,最大壓應(yīng)力峰值由16.12 MPa降至4.35 MPa,降幅為73.0%;最大拉應(yīng)力峰值由16.07 MPa降至11.39 MPa,降幅為29.1%.鋼-UHPC側(cè)縱肋處拉、壓應(yīng)力峰值較ERE側(cè)應(yīng)力峰值均明顯降低,拉應(yīng)力峰值由15.93 MPa降至10.76 MPa,降幅為32.5%;壓應(yīng)力由31.69 MPa降至16.97 MPa,降幅為46.4%.由此可見,在隨機(jī)車流作用下,鋼-UHPC側(cè)面板-縱肋焊縫處的應(yīng)力幅值相較于ERE側(cè)明顯降低.這主要是由于下游側(cè)UHPC鋪裝層的存在,使得鋼-UHPC側(cè)的面板剛度大于ERE側(cè),在汽車荷載作用下,鋼-UHPC側(cè)的荷載分布范圍更廣,相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)面板-縱肋焊縫處的應(yīng)力水平則更低.

    (b) 鋼-UHPC側(cè)面板

    (c) ERE側(cè)縱肋

    (d) 鋼-UHPC側(cè)縱肋

    2.2 縱肋-橫隔板焊縫

    在車輛荷載作用下,U肋會產(chǎn)生相對于橫隔板的偏心轉(zhuǎn)動,造成豎向焊縫的焊趾裂紋.同時,由于縱肋與橫隔板剛度不一致,在橋面板發(fā)生縱向變形時,縱肋與橫隔板變形并不協(xié)調(diào),從而產(chǎn)生次內(nèi)力,對該處裂縫產(chǎn)生較大影響.此處的豎向疲勞裂紋一般從U肋和橫隔板連接處底部萌生,沿著焊縫向上逐漸擴(kuò)展[19].

    圖8為上、下游兩側(cè)縱肋-橫隔板焊縫處橫隔板側(cè)測點的總應(yīng)力時程對比圖.由圖可知,在該測點位置,上、下游兩側(cè)均主要受拉應(yīng)力作用.鋼-UHPC側(cè)拉應(yīng)力明顯小于ERE側(cè)拉應(yīng)力,最大拉應(yīng)力峰值由34.00 MPa降至7.68 MPa,降幅為77.4%,說明UHPC對減小縱肋-橫隔板焊縫處橫隔板側(cè)的應(yīng)力幅值作用明顯.

    (a) ERE

    (b) 鋼-UHPC

    圖9為上、下游兩側(cè)縱肋-橫隔板焊縫處縱肋側(cè)測點的總應(yīng)力時程對比圖.由圖可知,上、下游兩側(cè)縱肋-橫隔板焊縫處縱肋側(cè)測點受拉壓應(yīng)力交替作用,且拉應(yīng)力幅值略大于壓應(yīng)力幅值.鋼-UHPC側(cè)縱肋-橫隔板焊縫處縱肋側(cè)的拉應(yīng)力相較于ERE側(cè)拉應(yīng)力明顯減小,最大拉應(yīng)力峰值由27.65 MPa降至15.83 MPa,降幅為42.7%;最大壓應(yīng)力峰值由13.34 MPa降至4.60 MPa,降幅為65.5%.由此表明,相較于ERE鋪裝,UHPC鋪裝更有助于改善縱肋-橫隔板處構(gòu)造細(xì)節(jié)的疲勞性能.

    (a) ERE

    (b) 鋼- UHPC

    綜上可知,在隨機(jī)車流作用下,鋼-UHPC側(cè)其縱肋-橫隔板焊縫處的應(yīng)力幅值相較于ERE側(cè)明顯降低.由于UHPC層的存在,鋼-UHPC側(cè)面板剛度大于ERE側(cè),在汽車荷載作用下,其縱向變形更小,縱肋與橫隔板的變形也相對較小,該構(gòu)造細(xì)節(jié)處的次應(yīng)力有所降低,導(dǎo)致其應(yīng)力水平相較于ERE側(cè)更低.

    2.3 弧形切口母材

    在橫隔板上設(shè)置弧形切口可以減小橫隔板對U肋的約束,從而降低橫隔板面外變形導(dǎo)致的次應(yīng)力.然而,開孔會削弱橫隔板,降低橫隔板的剛度,開孔周邊會產(chǎn)生較高應(yīng)力.同時,該處也是正交異性鋼橋面板中受力狀態(tài)最復(fù)雜的區(qū)域[11].在車輛荷載的反復(fù)作用下,極易出現(xiàn)疲勞裂紋[20].

    圖10為上、下游兩側(cè)弧形切口母材處總應(yīng)力時程對比圖.由圖可知,上、下游兩側(cè)弧形切口母材處上、下游兩側(cè)均主要受壓應(yīng)力作用.鋼-UHPC側(cè)壓應(yīng)力明顯小于ERE側(cè)壓應(yīng)力,最大壓應(yīng)力峰值由22.00 MPa降至5.48 MPa,降幅為75.1%,說明UHPC對減小弧形切口母材處的應(yīng)力幅值作用明顯.

    (a) ERE

    (b) 鋼-UHPC

    2.4 縱肋對接焊縫

    車輛荷載作用下,縱肋在縱橋向的受力形態(tài)與梁受力形態(tài)基本一致,產(chǎn)生的縱向彎矩和下?lián)鲜沟每v肋下部處于受拉狀態(tài).同時,縱肋對接處為仰焊焊接,焊接難度大,容易出現(xiàn)焊接缺陷,形成受力薄弱區(qū).在汽車荷載的循環(huán)作用下,此處極易出現(xiàn)疲勞裂紋.

    圖11為上、下游兩側(cè)縱肋對接焊縫處測點的總應(yīng)力時程對比圖.由圖可知,上、下游兩側(cè)均受到拉、壓應(yīng)力交替作用,且拉應(yīng)力占主導(dǎo)地位.鋼-UHPC側(cè)弧形切口母材焊縫處的拉應(yīng)力相較于ERE側(cè)拉、壓應(yīng)力均明顯減小,最大正應(yīng)力峰值由46.35 MPa降至32.98 MPa,降幅為28.8%;最大負(fù)應(yīng)力峰值由14.92 MPa降至12.08 MPa,降幅為19.0%,說明在隨機(jī)車流作用下,鋼-UHPC側(cè)縱肋對接焊縫處的應(yīng)力幅值相較于ERE側(cè)明顯降低.這是因為相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)的面板剛度更大;在汽車荷載作用下,鋼-UHPC側(cè)橋面板和縱肋的縱向變形更小,縱肋對接焊縫處的拉應(yīng)力也更小.

    (a) ERE

    (b) 鋼-UHPC

    2.5 典型應(yīng)力時程對比

    典型車輛作用下疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力時程決定其應(yīng)力循環(huán)次數(shù)及等效應(yīng)力幅值,選取典型車輛作用下同一測點處的應(yīng)力時程進(jìn)行對比分析.然而,實橋疲勞試驗是在隨機(jī)車流下完成的,上下游側(cè)的車輛不可能完全相同.因此,結(jié)合車輛視頻監(jiān)測和車輛軸重監(jiān)測數(shù)據(jù),選取典型3軸貨車(前軸為單軸,中軸為兩單軸形成的聯(lián)軸,后軸為3個單軸形成的聯(lián)軸)通過時上、下游兩側(cè)各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力時程進(jìn)行對比.由于上、下游兩側(cè)貨車軸重不完全相同,本節(jié)只對貨車經(jīng)過時的應(yīng)力特征進(jìn)行對比.選取9#U肋測點的應(yīng)力時程進(jìn)行對比,主要關(guān)注上下游側(cè)應(yīng)力時程的形狀、峰值位置和識別的循環(huán)次數(shù).

    圖12為上下游兩側(cè)縱肋對接焊縫及縱肋-橫隔板焊縫處的典型應(yīng)力時程圖.對比兩側(cè)的應(yīng)力時程峰值特點可以看出,當(dāng)橋面鋪裝形式發(fā)生改變后,相同車型作用下,2種構(gòu)造細(xì)節(jié)對于車輛軸數(shù)(應(yīng)力循環(huán)次數(shù))的識別情況并未發(fā)生變化,其他構(gòu)造細(xì)節(jié)亦有相同結(jié)論.這說明對于車輛峰值識別及應(yīng)力循環(huán)次數(shù),相較于ERE側(cè),UHPC側(cè)并未表現(xiàn)出不同特征.

    (a) ERE

    (b) 鋼-UHPC

    3 橋面板撓度

    3.1 有限元計算模型

    采用通用有限元軟件ANSYS,分別建立帶有ERE鋪裝層和UHPC鋪裝層的鋼箱梁橋面板模型,結(jié)果見圖13.橫橋向長6 m,包含10個U肋;縱橋向長12 m,包含5個橫隔板.在加固過程中,鋼箱梁內(nèi)所有裂縫均已修復(fù),因此,建立有限元模型時并未考慮裂縫的影響. 模型中鋼材、UHPC及ERE材料參數(shù)均根據(jù)設(shè)計資料取值.鋼箱梁采用Shell63單元模擬,UHPC及ERE鋪裝采用Solid45單元進(jìn)行模擬.建立模型時假設(shè)鋪裝層為完全連續(xù)的各向同性彈性體,鋪裝層與鋼橋面板通過共用節(jié)點的方式相連.其中,ERE鋪裝層厚70 mm,UHPC層厚50 mm.建立帶UHPC鋪裝層模型時,并未考慮UHPC層上方瀝青鋪裝的剛度.

    圖13 有限元模型

    3.2 加載工況

    為探究UHPC的剛度貢獻(xiàn)對鋼橋面板豎向變形的影響,分別在ERE和UHPC橋面鋪裝2種模型下施加車輛荷載.由于正交異性橋面板縱向影響線較短,車輛荷載可采用雙軸荷載,車輪中心縱向間距為1.4 m,橫向間距為1.8 m;軸重充分考慮超載情況,采用標(biāo)準(zhǔn)荷載(140 kN)的1.5倍;輪載作用面積為600 mm×200 mm.車輛荷載見圖14.

    加載計算考慮輪跡橫向分布的影響,車輛在車道中心左、右兩側(cè)30 cm范圍內(nèi)橫向移動.加載可分為5個工況,各加載工況縱橋向位置均相同,即車輛中軸位于模型中間橫隔板上.橫橋向車輛輪載位置見圖15.

    圖14 車輛荷載示意圖

    圖15 加載工況

    3.3 有限元計算結(jié)果

    通過計算可獲得ERE側(cè)和鋼-UHPC側(cè)鋼橋面板及U肋豎向變形最大值,結(jié)果見圖16.由圖可知,各工況下,相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)鋼橋面板和U肋的豎向變形均明顯降低.工況5時,相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)鋼橋面板的豎向變形降幅最大,由1.07 mm降至0.72 mm,降幅為32.71%,鋼-UHPC側(cè)撓度為ERE側(cè)撓度的67.29%.工況2時,相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)U肋的豎向變形降幅最大,由0.94 mm降至0.70 mm,降幅為25.53%.由此可見,相較于ERE橋面鋪裝,鋼-UHPC組合橋面具有更大的抗彎剛度.

    圖16 豎向變形最大值對比

    4 疲勞性能評估

    4.1 疲勞壽命計算

    本文基于雨流計數(shù)法獲得隨機(jī)車流作用下各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力譜,根據(jù)線性累積損傷準(zhǔn)則將變幅應(yīng)力譜轉(zhuǎn)化為等效應(yīng)力幅,等效應(yīng)力幅值Sreff可表示為

    (1)

    式中,ni為第i個應(yīng)力幅Si的應(yīng)力循環(huán)次數(shù);m為S-N曲線的斜率.根據(jù)美國AASHTO規(guī)范[21]取m=3.各疲勞易損細(xì)節(jié)截止應(yīng)力幅取為3 MPa,即3 MPa以下的應(yīng)力循環(huán)不予考慮.這對各疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命評估影響很小,可忽略不計[1].

    上、下游兩側(cè)典型測點等效應(yīng)力幅值見表1.由表可知,鋼-UHPC側(cè)各典型測點的等效應(yīng)力幅值均小于ERE側(cè).相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)的面板剛度更大,各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力幅均有不同程度的減小,其中測點H-30處的應(yīng)力峰值減小幅度最為明顯.由此說明,鋼-UHPC橋面鋪裝對于改善正交異性橋面板疲勞性能的效果優(yōu)于ERE橋面鋪裝.

    基于AASHTO規(guī)范中的疲勞條紋規(guī)定和建議的S-N曲線,可得疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命計算公式為

    (2)

    表1 ERE側(cè)和鋼-UHPC側(cè)等效應(yīng)力幅值和疲勞壽命對比

    式中,Y為疲勞壽命;C0為疲勞易損細(xì)節(jié)常數(shù),根據(jù)AASHTO規(guī)范取值;d為應(yīng)力監(jiān)測天數(shù).

    根據(jù)AASHTO規(guī)范和式(1)、(2),各疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞等級和常幅疲勞極限(CAFL)、最大應(yīng)力幅值、等效應(yīng)力幅值、日均應(yīng)力循環(huán)次數(shù)以及疲勞壽命見表1.由表可知,在重車道和行車道的所有疲勞易損細(xì)節(jié)中,鋼-UHPC側(cè)的最大應(yīng)力幅均小于ERE側(cè).鋼-UHPC組合橋面加固后,除縱肋對接焊縫外,理論上各疲勞易損細(xì)節(jié)均具有無窮疲勞壽命.在縱肋對接焊縫處的疲勞壽命為113 a,滿足設(shè)計使用年限要求;而ERE側(cè)縱肋對接焊縫的疲勞壽命為47 a,不滿足設(shè)計使用年限要求.由此可知,相比于ERE鋪裝橋面,鋼-UHPC組合橋面各疲勞易損細(xì)節(jié)的最大應(yīng)力幅值、等效應(yīng)力幅值更小,疲勞壽命更長,即鋼-UHPC組合橋面疲勞性能更好.

    4.2 車流量、溫度對疲勞壽命的影響

    表1中的疲勞壽命計算結(jié)果均是基于短期測試時間獲得的車流量數(shù)據(jù)及應(yīng)力時程數(shù)據(jù)所得.觀察式(2)可知,影響各疲勞易損細(xì)節(jié)疲勞壽命的主要因素為應(yīng)力循環(huán)次數(shù)和等效應(yīng)力幅值.其中,應(yīng)力循環(huán)次數(shù)取決于車流量情況,等效應(yīng)力幅值取決于車輛軸重大小.同時,文獻(xiàn)[22]指出,溫度升高將導(dǎo)致車載作用下正交異性橋面板疲勞細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅值增大.基于此,本文對車流量增大及高溫天氣下上下游兩側(cè)各疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命變化進(jìn)行了初步分析.

    根據(jù)式(2)可知,各疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命與應(yīng)力循環(huán)次數(shù)的倒數(shù)成正比,隨著車流量增長,疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命逐漸下降.除上下游兩側(cè)縱肋對接焊縫及ERE側(cè)面板縱肋焊縫外,其他疲勞易損細(xì)節(jié)的疲勞壽命均為無窮大,車流量變化不會對其疲勞壽命產(chǎn)生影響.車流量增加只會引起應(yīng)力循環(huán)次數(shù)的變化,不會對應(yīng)力幅值產(chǎn)生影響.因此,隨著車流量的不斷增加,上下游兩側(cè)縱肋對接焊縫及ERE側(cè)面板-縱肋焊縫處疲勞壽命均呈線性下降的趨勢,對其他疲勞易損細(xì)節(jié)疲勞壽命無影響,車流量變化對上下游兩側(cè)疲勞易損細(xì)節(jié)疲勞壽命影響基本一致.

    文獻(xiàn)[22]指出,瀝青層的彈性模量受溫度影響很大,當(dāng)溫度由0 ℃升高到60 ℃時,瀝青層的彈性模量由10 562 MPa降低到746 MPa.溫度升高時,由于ERE側(cè)橋面鋪裝均為瀝青混凝土,其剛度會受到較大影響;而UHPC側(cè)瀝青混凝土層只是作為構(gòu)造層來改善橋面使用性能,溫度升高對UHPC層彈性模量基本無影響,鋼-UHPC組合橋面板剛度基本不會變化.由此可見,在高溫天氣下,相較于ERE鋪裝,鋼-UHPC組合橋面板具有更好的抗高溫性能.

    5 結(jié)論

    1) 相較于ERE鋪裝側(cè),鋼-UHPC側(cè)正交異性橋面板各疲勞易損細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅值均小于ERE側(cè).相較于ERE側(cè),鋼-UHPC側(cè)面板豎向變形最大降幅為32.71%.這表明相較于ERE鋪裝橋面,鋼-UHPC組合橋面剛度更大,輪載的傳遞范圍更廣,鋼橋面板和其他疲勞易損細(xì)節(jié)的局部變形更小,各疲勞易損細(xì)節(jié)疲勞性能更優(yōu).

    2) 通過對比各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力總時程可知,相較于ERE鋪裝,鋼-UHPC組合橋面對各疲勞易損細(xì)節(jié)應(yīng)力總時程的峰值應(yīng)力降低明顯,表明鋼-UHPC組合橋面疲勞性能更好.典型車輛作用下疲勞易損細(xì)節(jié)的短時應(yīng)力時程對比表明,無論是采用ERE鋪裝還是UHPC鋪裝,均不能改變正交異性橋面板各疲勞易損細(xì)節(jié)的應(yīng)力時程峰值特征.

    3) 基于線性累積損傷準(zhǔn)則,計算得到2種橋面各疲勞易損細(xì)節(jié)的等效應(yīng)力幅值及疲勞壽命.分析可知:相較于ERE鋪裝橋面,鋼-UHPC組合橋面各疲勞易損細(xì)節(jié)應(yīng)力幅值更?。讳揢HPC組合橋面各疲勞易損細(xì)節(jié)均有足夠的疲勞強(qiáng)度,在橋梁設(shè)計基準(zhǔn)期內(nèi)不會出現(xiàn)疲勞破壞;ERE鋪裝橋面縱肋對接焊縫的疲勞壽命低于規(guī)范設(shè)計要求.

    4) 車流量的增長對上下游兩側(cè)疲勞壽命影響規(guī)律一致.相較于ERE側(cè),鋼-UHPC組合橋面疲勞易損細(xì)節(jié)疲勞壽命受高溫天氣的影響更小.

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