鋼-UHPC組合橋面的疲勞性能研究

顧 萍,魯 凡,張志強,馬家歡

(同濟大學(xué)土木工程學(xué)院,上海 200092)

正交異性鋼橋面因自重輕、承載力大、適用范圍廣等優(yōu)點得到了廣泛的應(yīng)用,但由于重型車輛的荷載增大、交通量增加等原因,其鋪裝層和焊接處容易發(fā)生疲勞破壞[1-2]。為了改進正交異性鋼橋面結(jié)構(gòu)受力性能,解決服役過程中出現(xiàn)的橋面疲勞病害問題,國內(nèi)外學(xué)者做了許多研究,不斷優(yōu)化設(shè)計參數(shù),改變構(gòu)造細節(jié)[3-5],但上述問題并沒有得到很好的解決。隨著材料的發(fā)展與進步,近年來采用UHPC(超高性能混凝土)層與正交異性鋼橋面板結(jié)合的組合橋面板結(jié)構(gòu)開始興起,將傳統(tǒng)的厚度為75～300 mm的瀝青鋪裝用厚度50 mm的UHPC層加一個薄瀝青鋪裝層來代替,組成輕型組合橋面系[6]。針對這種鋼-UHPC 組合橋面結(jié)構(gòu)的基本性能,陳斌等[7-13]結(jié)合虎門大橋、佛陳大橋、楓溪大橋等工程實踐,開展了鋼-UHPC組合鋼橋面足尺模型靜力試驗和力學(xué)性能研究。張清華[14]、L.Dieng[15]、J.S.Kim[16]對不同形式的鋼-UHPC組合鋼橋面進行試驗并研究了其疲勞細節(jié)。劉誠等[17]以岳陽洞庭湖大橋為背景,對組合橋面分別進行了受正彎矩和負彎矩作用的疲勞試驗。田啟賢等[18]以武漢軍山長江大橋為背景,對正交異性鋼-UHPC-組合橋面進行疲勞試驗研究。張清華等[19-20]通過足尺試驗和有限元分析研究了正彎矩下鋼-UHPC組合橋面的疲勞破壞及結(jié)構(gòu)性能。上述鋼-UHPC組合橋面的疲勞性能試驗及研究的共同特點是基于工程驗證,雖然歷經(jīng)200萬次甚至500萬次應(yīng)力循環(huán),組合橋面未出現(xiàn)明顯疲勞破壞。

迄今為止,正交異性鋼-UHPC-組合橋面的疲勞評估理論、計算理論和方法還不完善。筆者根據(jù)實橋構(gòu)造設(shè)計了兩個足尺試件,進行疲勞性能試驗,研究鋼橋面開裂處細節(jié)的疲勞受力性能,得到疲勞破壞模式,分析疲勞裂紋對組合橋面板結(jié)構(gòu)受力特性的影響,為組合橋面疲勞評估提供理論依據(jù)和設(shè)計參考。

1 試 驗

筆者以一座三塔鋼箱梁斜拉橋?qū)崢驗楣こ瘫尘?主橋全長500 m,橋?qū)?9 m,跨徑布置為(82+168+168+82)m,根據(jù)實橋構(gòu)造設(shè)計了兩個足尺試件A、B,其參數(shù)完全相同,僅UHPC層內(nèi)配筋不同。每個試件包括兩根縱肋及兩塊橫隔板。縱肋高280 mm、上寬300 mm、下寬170 mm、厚8 mm,縱肋間距600 mm,橫隔板厚12 mm,頂板16 mm。試件總長4.8 m,跨中2.4 m、懸臂1.2 m,試件寬度為1.4 m。試件結(jié)構(gòu)及測點見圖1。

45 mm厚的鋪裝層采用上海羅洋新材料科技有限公司生產(chǎn)的“泰耐克”E120高應(yīng)變強化型超高性能混凝土。 UHPC與鋼板用栓釘連接,形成組合橋面板共同受力。UHPC中配置雙向鋼筋網(wǎng),兩個試件的橫向配筋均為 8@100,試件A縱向配筋為 10@100,試件B縱向配筋為 12@100,混凝土保護層厚度為20 mm,鋼筋強度均為HRB400。采用直徑13 mm、長35 mm短栓釘,栓釘縱、橫向間距均為300 mm,共計80個。每個試件布置3個位移測點,分別位于加載點、跨中和支座;鋼筋上布置8個應(yīng)變測點,分別位于跨中和兩個支座截面處。在試件1～3截面各布置13個應(yīng)變測點。

試驗加載設(shè)備為電液式脈動疲勞試驗機(PMW-400),其最大加載力500 kN,工作頻率為2～8 Hz。加載位置在懸臂端,加載點處布置有400 mm×200 mm×20 mm橡膠墊板,加載頻率為4 Hz。在試件橫隔板下方布置滾軸支座,在遠離加載處的橫隔板上方用千斤頂壓住,加載裝置見圖2。

圖1 試件結(jié)構(gòu)及測點示意圖Fig.1 Specimen structure and layout of measured points

圖2 試驗加載裝置Fig.2 Loading device of test

2 有限元分析

試體有限元模型如圖3所示,鋼板采用shell63單元模擬,混凝土采用solid45單元模擬,栓釘采用combin14彈簧單元模擬。整個模型共350 068個節(jié)點,329 358個單元,最小網(wǎng)格尺寸為5 mm。假定鋼板與混凝土在豎向共同變形,在縱向與橫向僅考慮栓釘?shù)目辜糇饔?不考慮兩種材料間的粘結(jié)抗剪作用。計算模型在栓釘位置處設(shè)置縱向與橫向彈簧,將鋼板與混凝土豎向的自由度耦合。在靠近加載端的支座位置處施加豎向和橫向位移約束,在遠離加載端的支座位置處施加三個方向的位移約束以及轉(zhuǎn)角約束。

圖3 試件有限元計算模型Fig.3 Finite element model of specimen

試件A-W、B-W的有限元計算值和靜力試驗實測值對比結(jié)果見表1。表中試驗值均為疲勞加載前做的首次靜力試驗,試驗荷載120 kN。表中應(yīng)力測點見圖1,測點2-7表示測試截面2中的7號測點,其他編號類似。由表1可知,試件的位移、應(yīng)力實測值與計算值基本吻合,試件受力對稱;兩個構(gòu)件的靜力試驗實測值差值均小于4%,故縱向配筋對鋼橋面剛度與應(yīng)力影響較小。

表1 理論與試驗結(jié)果對比Table 1 Comparision of theoretical and experimental results

3 疲勞試驗

3.1 裂紋發(fā)展

本次試驗對每個試件東、西兩側(cè)的懸臂段進行疲勞加載,共進行4次疲勞試驗,分別為A-W、A-E、B-W、B-E。每次疲勞試驗中,進行若干次靜力試驗:試件A的兩個懸臂段各進行4次靜力試驗,其中A-W中的靜力試驗分別在疲勞加載前、100萬次、200萬次和400萬次,A-E中的靜力試驗分別在疲勞加載前、200萬次、400萬次和504萬次;試件B的兩個懸臂段各進行兩次靜力試驗,B-W在疲勞加載前、200萬次,B-E在疲勞加載前、283萬次。疲勞試驗結(jié)果見表2。

表2 疲勞試驗荷載幅及開裂情況匯總Table 2 Summary of fatigue test load amplitude and cracking

疲勞試驗A-W共完成400萬次荷載循環(huán),采用的荷載幅分別為110 kN、115 kN和145 kN,循環(huán)400萬次時在縱肋與橫隔板連接焊縫處(測點2-10附近)出現(xiàn)肉眼可見的裂紋,但裂紋長度較短,沒有明顯的擴展(見圖4)。疲勞試驗A-E進行了500萬次荷載循環(huán),采用的荷載幅分別為165 kN、270 kN和310 kN,當荷載循環(huán)220萬次時在縱肋與橫隔板連接焊縫處出現(xiàn)裂紋,并在縱肋腹板中不斷發(fā)展。在荷載循環(huán)約476萬次后,UHPC與頂板連接處出現(xiàn)脫層現(xiàn)象,沿連接截面產(chǎn)生縱向裂紋,但UHPC內(nèi)未出現(xiàn)裂紋。疲勞試驗B-W與B-E分別在25萬次、39萬次時在縱肋與橫隔板連接焊縫處出現(xiàn)裂紋,并慢慢擴展(見圖4);在113萬次和179萬次時發(fā)生了UHPC與頂板的脫層破壞,脫層不斷擴大,但UHPC內(nèi)均未出現(xiàn)裂縫(見圖5)。

圖4 縱肋與橫隔板連接焊縫疲勞裂紋Fig.4 Fatigue cracks of welded joint between crack longitudinal rib and transverse diaphragm

圖5 UHPC與頂板脫層(B-E)

4次疲勞試驗均在縱肋與橫隔板連接焊縫處出現(xiàn)疲勞裂紋,除疲勞試驗A-W的裂紋僅一條、且出現(xiàn)后沒有擴展外,其他三次疲勞試驗的縱肋腹板裂紋均有兩條(測點9、測點10附近),均隨著循環(huán)次數(shù)的增加,裂紋在腹板上的擴展速度越來越快。圖6為疲勞試驗A-E的縱肋腹板上兩條裂紋擴展曲線。 荷載循環(huán)220萬次時發(fā)現(xiàn)裂縫,初期擴展速度較慢,在荷載循環(huán)420萬次后裂紋迅速擴展,至疲勞試驗結(jié)束時其長度分別達到163 mm、280 mm。

3.2 應(yīng)力幅變化

圖7為疲勞試驗A-W中測點2-9、2-10豎向應(yīng)力幅與循環(huán)次數(shù)的變化曲線。疲勞試驗A-W前200萬次的荷載幅為115 kN,測點2-9、2-10的應(yīng)力幅較平穩(wěn),循環(huán)至200萬次時荷載幅上升為145kN,測點2-10應(yīng)力幅也隨之增大,在約260萬次時開始下降,在400萬次后降為最大值的10%,同時在測點2-10處發(fā)現(xiàn)裂紋(見圖4(a))。測點2-9應(yīng)力幅一直較平穩(wěn),至疲勞試驗A-W結(jié)束,該位置處未發(fā)現(xiàn)疲勞裂紋。

圖7 縱肋與橫隔板連接豎向應(yīng)力幅變化(A-W)

圖8、圖9分別為試件A(E)在400～520萬次荷載循環(huán)中測點2-13的應(yīng)力幅及支座處UHPC中鋼筋應(yīng)力幅變化曲線,疲勞加載的荷載幅為310 kN。在觀察到試件A(E)支座處UHPC鋪裝層與正交異性鋼橋面板脫層現(xiàn)象前,鋼橋面板底部應(yīng)力幅就已經(jīng)開始提高,呈現(xiàn)出一個階梯式的變化曲線,即UHPC層與鋼橋面板間抗剪連接的失效是階段性的:當一部分抗剪連接疲勞破壞后,鋼橋面板底部應(yīng)力會突然上升。此時雖可以觀察到脫層現(xiàn)象,但其余層間抗剪連接未破壞,UHPC層與鋼橋面板間的剪力會重新分布,使鋼橋面板底部應(yīng)力穩(wěn)定在一個值附近,直到下一部分抗剪連接疲勞破壞。當支座處大部分抗剪連接疲勞破壞后,剩余的抗剪連接不足以承受UHPC層與正交異性鋼橋面板的層間剪力,鋼橋面板底部應(yīng)力會突然提升,呈現(xiàn)出如圖中后半段曲線的應(yīng)力變化。鋪裝層與鋼橋面板抗剪連接失效后,試件從組合橋面板共同受力變?yōu)閁HPC板與鋼橋面板疊合受力,此時UHPC中鋼筋應(yīng)力幅減小,鋼橋面板應(yīng)力增大。

圖8 測點2-13應(yīng)力幅變化曲線(A-E)

圖9 鋼筋應(yīng)力幅變化曲線(A-E)

圖10為試驗A-E中部分測點應(yīng)力幅隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線。由圖可知,加載截面縱肋上部豎向應(yīng)力幅、支座和跨中截面縱肋底部縱向應(yīng)力幅同一荷載幅下波動較小,在出現(xiàn)縱肋腹板疲勞裂紋(220萬次)后也沒有明顯的變化,應(yīng)力幅波動在5%以內(nèi),即對鋼橋面受力性能影響較小。但循環(huán)400萬次后由于縱肋疲勞裂紋沿腹板擴展、UHPC脫層出現(xiàn),使鋼橋面應(yīng)力幅的波動增大。

3.3 撓 度

表3為各構(gòu)件在不同靜載試驗時撓度值。由表3可知,隨著荷載循環(huán)次數(shù)的增加,除試驗A-W外,其余試驗中試件的剛度顯著下降。由于試驗A-W的疲勞荷載幅較小,縱肋腹板中裂紋長度較短,UHPC鋪裝層與正交異性鋼橋面板脫層現(xiàn)象也較輕,試件整體剛度下降差為3%,A-W試件剛度的變化較小,而其余構(gòu)件試驗結(jié)束后縱肋腹板中裂紋、UHPC與鋼橋面板脫層現(xiàn)象均有較大擴展,整體剛度下降在12%～33%。由此可知,裂紋和脫層剛產(chǎn)生時,對試件整體的剛度影響較小,但隨著裂紋的擴展,試件整體剛度的退化越來越顯著。

圖10 測點應(yīng)力幅-循環(huán)次數(shù)曲線圖(A-E)Fig.10 Stresses amplitude-cycles graph at measuring points(A-E)

表3 不同靜載試驗時加載位置撓度 Table 3 Deflection of loading position at different stages of static load test

4 結(jié) 論

(1)縱肋與橫隔板連接焊縫處是容易發(fā)生開裂的疲勞細節(jié),所有試件均在此處發(fā)現(xiàn)裂紋,裂紋在縱肋腹中有較大擴展,并有向頂板延伸的趨勢。

(2)縱肋腹板裂紋較小時,縱肋應(yīng)力和試件撓度變化幅度均在5%以內(nèi),裂紋對鋼橋面受力性能影響較小。

(3)隨著縱肋腹板裂紋、UHPC與鋼橋面板脫層擴展,試件剛度顯著下降,最大撓度增量達33%。