環(huán)氧瀝青鋪裝對鋼橋面板受力影響試驗(yàn)研究

王石磊，齊法琳，柯在田，高 巖

(中國鐵道科學(xué)研究院集團(tuán)有限公司基礎(chǔ)設(shè)施檢測研究所，北京 100081)

正交異性鋼橋面板(以下簡稱“鋼橋面板”)具有自重輕、整體剛度大、施工速度快的特點(diǎn)，是大跨度橋梁最常使用的橋面形式[1]。為確保車輛行駛的舒適性和減少車行荷載對鋼橋面的沖擊，通常在鋼橋面板上設(shè)置鋪裝層，我國鋼橋面板常用鋪裝形式有改性瀝青SMA、澆注式瀝青混凝土和環(huán)氧瀝青混凝土三種方案[2]。隨著鋼橋面板的廣泛使用和服役時(shí)間的逐漸增加，該類結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了不同程度的疲勞裂紋[3]。研究表明改進(jìn)鋪裝層結(jié)構(gòu)或確保鋪裝的完整性，可以減小鋼橋面板關(guān)鍵部位的受力，進(jìn)而延緩鋼橋面板疲勞敏感部位的使用壽命[4?7]。

國內(nèi)某懸索橋鋼箱梁竣工時(shí)橋面鋪裝采用改性瀝青SMA 方案，通車運(yùn)行數(shù)年后原有鋪裝頻繁出現(xiàn)推移、車轍、開裂的現(xiàn)象，鋼橋面板U 肋與面板連接部位、U 肋與橫隔板連接部位、U 肋嵌補(bǔ)段出現(xiàn)了大量的疲勞裂紋，管養(yǎng)部門針對鋼橋面板疲勞開裂開展了專項(xiàng)的維修加固處理，同時(shí)將原鋪裝更換為強(qiáng)度高、耐腐蝕性及疲勞性能好的環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝[8]。為考察環(huán)氧鋪裝對鋼橋面板關(guān)鍵部位受力改善效果及穩(wěn)定性能，筆者開展了長達(dá)6 年的實(shí)橋試驗(yàn)研究，以期為同類工程應(yīng)用及鋼橋面板病害處治提供參考和借鑒。

1 背景橋梁概況

1.1 鋼橋面板結(jié)構(gòu)簡介

本文背景橋梁為懸索橋，加勁主梁采用扁平閉合流線型鋼箱梁，橋面寬度為35.6 m，按雙向六車道設(shè)計(jì)，吊索縱向間距12 m，橋面系采用鋼橋面板結(jié)構(gòu)，橋面板厚12 mm，閉口U 肋規(guī)格為320 mm×260 mm ×8 mm，橫向間距620 mm。橫隔板板厚8 mm，縱橋向間距4 m。鋼橋面板細(xì)部構(gòu)造如圖1 所示。

1.2 鋼橋面板病害

背景橋梁鋼橋面板主要存在以下4 種類型病害，分布示意如圖2 所示。

1) 部位1：U 肋與面板連接焊縫位置處裂紋，裂紋豎向貫穿面板；

2) 部位2：U 肋與橫隔板連接部位弧形切口處裂紋，裂紋沿橫隔板母材斜向發(fā)展；

3) 部位3：U 肋與橫隔板連接豎向焊縫下端部裂紋，裂紋沿橫隔板母材斜向發(fā)展；

4) 部位4：U 肋嵌補(bǔ)段現(xiàn)場焊縫位置處裂紋。

圖1 鋼橋面板細(xì)部構(gòu)造 /mm Fig.1 Configuration of steel orthotropic deck

圖2 背景橋梁鋼橋面板病害分布Fig.2 Fatigue crack layout of orthotropic steel deck

1.3 環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝

鋪裝設(shè)計(jì)厚度70 mm，結(jié)構(gòu)組成為：35 mm環(huán)氧瀝青混凝土(EA10)+粘結(jié)層+35 mm 環(huán)氧瀝青混凝土(EA10)+防水粘結(jié)層，結(jié)構(gòu)如圖3 所示。

圖3 環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝方案Fig.3 Structure of epoxy asphalt concrete pavement

2 試驗(yàn)方案

為分析環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝對鋼橋面板局部應(yīng)力和變形的改善效果，在不同鋪裝狀態(tài)(原鋪裝、鋪裝鏟除后、新鋪裝)及不同環(huán)境(低溫、高溫)下開展現(xiàn)場試驗(yàn)，并基于新鋪裝的材料特征建立了有限元仿真計(jì)算模型，對比實(shí)測與理論計(jì)算結(jié)果，研究測試部位受力特點(diǎn)和規(guī)律。

2.1 有限元仿真模型

有限元模型忽略第一體系的影響，模型橫橋向?qū)?200 mm，包含10 道U 肋，為橫向測試區(qū)域的5 倍，縱橋向長16000 mm，覆蓋4 道橫肋間距，為縱向測試區(qū)域8 倍，測試區(qū)域、模型計(jì)算區(qū)域、半幅鋼箱梁斷面布置如圖4 所示。采用ABAQUS建立鋼橋面板計(jì)算模型，單元采用C3D8R 型8 節(jié)點(diǎn)縮減積分實(shí)體單元，對試驗(yàn)重點(diǎn)關(guān)注部位進(jìn)行了單元細(xì)分，網(wǎng)格尺寸按應(yīng)變計(jì)敏感柵長進(jìn)行控制，部位1 單元尺寸約為2 mm，部位2 單元、3 單元尺寸約為3 mm，部位4 單元尺寸約為5 mm。模型邊界條件按四邊簡支考慮，約束橋面板及橫肋四周對應(yīng)節(jié)點(diǎn)的x、y、z方向位移。橋面鋪裝與鋼板間采用界面耦合進(jìn)行約束，不考慮材料非線性及界面滑移的影響。有限元模型如圖5 所示。環(huán)氧瀝青混凝土彈性模量與溫度相關(guān)，結(jié)合背景橋梁當(dāng)?shù)仄骄鶞囟龋_定鋪裝層的彈性模量為3000 MPa，泊松比為0.25[9?10]；鋼材彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3。

圖4 測試及計(jì)算區(qū)域橫橋向布置 /mm Fig.4 Transverse layout of test and calculation area

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

2.2 測點(diǎn)布置

背景橋梁鋼橋面板4 種類型病害空間分布零散，測試區(qū)域選擇前進(jìn)行了現(xiàn)場調(diào)查，保證測試區(qū)域前后2 道橫肋及橫向6 道U 肋(1 個(gè)車道)范圍內(nèi)均未出現(xiàn)疲勞裂紋，以避免病害影響測試結(jié)果、有利于實(shí)測與有限元計(jì)算結(jié)果比較。

試驗(yàn)選擇縱肋與面板連接部位、縱肋與橫隔板連接部位進(jìn)行局部應(yīng)力測試，縱向設(shè)置了A-A、B-B、C-C 三道測試斷面。A-A 測試斷面兼做鋼橋面板變形測試斷面。測點(diǎn)布局如圖6 所示。

圖6 試驗(yàn)測點(diǎn)布局 /mm Fig.6 Distribution of testing points

鋼結(jié)構(gòu)應(yīng)力選用中航電測電阻應(yīng)變計(jì)測量，其中U 肋嵌補(bǔ)段縱向應(yīng)力選用敏感柵長5 mm 的BE120-5AA 型單向應(yīng)變計(jì)，橫隔板處局部應(yīng)力選用45°夾角敏感柵長3 mm 的BE120-3CA 型三向應(yīng)變計(jì)，U 肋與面板連接部位局部應(yīng)力參考熱點(diǎn)應(yīng)力法[11]選用敏感柵長2 mm 的BE120-2GD 型雙組應(yīng)變計(jì)。每次試驗(yàn)前均對各應(yīng)變計(jì)防護(hù)及絕緣狀況進(jìn)行檢查，確保測試結(jié)果的可靠，圖6 中所示測點(diǎn)為經(jīng)驗(yàn)證和分析在6 年周期內(nèi)均穩(wěn)定的測點(diǎn)，其他過程中受到破壞或絕緣狀況不佳的測點(diǎn)未含在本文之列。鋼橋面板變形采用千分表測量。部分測點(diǎn)安裝狀況如圖7 所示。

2.3 試驗(yàn)加載

圖7 測點(diǎn)現(xiàn)狀安裝狀況Fig.7 Installation condition of measuring points

試驗(yàn)加載采用雙軸貨車，加載重量充分考慮超載車輛的影響，前軸重為90 kN，后軸重320 kN(加載輪)。加載車軸距及車輪觸地面積布局如圖8(a)所示，基于影響面的思路進(jìn)行計(jì)算和加載，橫橋向設(shè)置37 條加載線，如圖8(b)之T1～T37，縱橋向設(shè)置15 個(gè)加載輪位，如圖8(c)之L1～L15，受試驗(yàn)時(shí)間限制，結(jié)合加載位置與測試部位的關(guān)系，選取典型計(jì)算工況進(jìn)行實(shí)橋加載。現(xiàn)場試驗(yàn)組織狀況如圖9 所示。

圖8 試驗(yàn)加載控制 /mm Fig.8 Loading procedures

圖9 現(xiàn)場試驗(yàn)照片F(xiàn)ig.9 Field test photos

2.4 試驗(yàn)工況

實(shí)橋試驗(yàn)共計(jì)進(jìn)行了7 次，時(shí)間跨度為6 年。試驗(yàn)工況安排見表1。

表1 試驗(yàn)工況安排Table 1 Arrangement of field test

為減少環(huán)境對試驗(yàn)結(jié)果的影響，試驗(yàn)均在凌晨0:00～3:00 時(shí)間段及交通封閉條件下開展。歷次試驗(yàn)確保測點(diǎn)位置、加載車輛及點(diǎn)位的統(tǒng)一。試驗(yàn)數(shù)據(jù)按實(shí)際車輛后軸重與計(jì)算軸重320 kN 的比值進(jìn)行線性換算后再進(jìn)行對比分析。

3 試驗(yàn)分析

3.1 U 肋與面板連接部位受力分析

圖10 M1、M2 測點(diǎn)推算焊趾處應(yīng)力結(jié)果Fig.10 Calculated stress of weld toe by M1&M2

U 肋與面板連接部位(部位1)典型測點(diǎn)應(yīng)力與橫向加載線的關(guān)系如圖10 所示，試驗(yàn)加載輪位作用下應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算變化規(guī)律一致，試驗(yàn)荷載控制輪中心位于測試部位正上方時(shí)應(yīng)力達(dá)到峰值，測試部位受加載線橫向位置影響較大，橫向影響區(qū)域約為2 道U 肋中心距(640 mm)，由于控制輪雙胎影響，同一橫向影響區(qū)內(nèi)，應(yīng)力存在雙峰的現(xiàn)象，因考慮了左、右側(cè)輪同時(shí)加載，未試驗(yàn)加載的計(jì)算輪位與試驗(yàn)輪位作用下的應(yīng)力變化規(guī)律存在重演現(xiàn)象。相對于無鋪裝狀態(tài)，鋪裝對測試部位應(yīng)力均存在改善，新鋪裝狀態(tài)下測試部位受力與溫度有強(qiáng)關(guān)聯(lián)性。

3.2 U 肋與橫隔板連接處受力分析

對平面應(yīng)力狀態(tài)下的45°應(yīng)變花測點(diǎn)，按照式(1)算出最大主應(yīng)力、剪應(yīng)力[12]。

式中：E為鋼材彈性模量；σ1為主拉應(yīng)力；σ2為主壓應(yīng)力；τmax為剪應(yīng)力；μ為鋼材泊松比；ε0、ε45、ε90為三向應(yīng)變測試結(jié)果。

橫隔板弧形切口處(部位2)及橫隔板與U 肋連接豎向焊縫下端(部位3)典型測點(diǎn)主拉應(yīng)力與橫向加載線關(guān)系如圖11 所示。當(dāng)荷載沿測試橫肋橫橋向移動時(shí)，計(jì)算及實(shí)測結(jié)果均表明當(dāng)試驗(yàn)荷載控制輪中心作用于測試部位正上方時(shí)該部位主拉應(yīng)力較小，遠(yuǎn)離該部位一個(gè)縱肋間距后主拉應(yīng)力達(dá)到峰值，主拉應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算變化規(guī)律相近，計(jì)算主拉應(yīng)力橫向影響范圍為2 道U 肋間距(1240 mm)，存在不同的是理論計(jì)算的主拉應(yīng)力橫向梯度更大，即主拉應(yīng)力實(shí)測橫向影響范圍大于理論計(jì)算結(jié)果，實(shí)際結(jié)構(gòu)受力更為不利，因單元網(wǎng)格尺寸已按照應(yīng)變計(jì)敏感柵長進(jìn)行精細(xì)化設(shè)置，網(wǎng)格劃分影響可以忽略，實(shí)測與理論計(jì)算的偏差體現(xiàn)了鋼橋面板連接部位局部受力行為的復(fù)雜性和仿真計(jì)算的有限性。

部位2 及部位3 典型測點(diǎn)主拉應(yīng)力與縱向加載輪位關(guān)系如圖12 所示。當(dāng)荷載沿縱橋向移動時(shí)，計(jì)算及實(shí)測結(jié)果均表明當(dāng)試驗(yàn)荷載控制輪中心作用于測試部位對應(yīng)橫肋時(shí)主拉應(yīng)力達(dá)到峰值，說明測試部位以承受橫隔板面內(nèi)受力為主，主拉應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算變化規(guī)律一致，計(jì)算測試部位主拉應(yīng)力縱向影響范圍為2 道橫肋間距(8000 mm)。

圖11 典型測點(diǎn)主拉應(yīng)力與橫向加載位置關(guān)系Fig.11 Principal tensile stress with transverse loading line

相對無鋪裝狀態(tài)，鋪裝對測試部位應(yīng)力均存在一定改善，新鋪裝狀態(tài)下，測試部位受力與高低溫環(huán)境有弱關(guān)聯(lián)性。

圖12 典型測點(diǎn)主拉應(yīng)力與縱向加載輪位關(guān)系Fig.12 Principal tensile stress with longitudinal loading wheel position

3.3 U 肋嵌補(bǔ)段受力分析

U 肋嵌補(bǔ)段(部位4)典型測點(diǎn)應(yīng)力與橫向加載線的關(guān)系如圖13 所示。試驗(yàn)加載輪位作用下測試部位應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算變化規(guī)律一致，應(yīng)力橫向影響區(qū)域約為4 道U 肋間距(2480 mm)。當(dāng)試驗(yàn)荷載控制輪中心位于測點(diǎn)所處的縱肋頂部時(shí)受力最為不利，因考慮了左、右側(cè)輪同時(shí)加載，未試驗(yàn)加載的計(jì)算輪位與試驗(yàn)輪位作用下的應(yīng)力變化規(guī)律存在重演現(xiàn)象，因應(yīng)力橫向影響區(qū)域大于車寬，左、右輪作用存在疊合區(qū)間。相對無鋪裝狀態(tài)，鋪裝對測試部位應(yīng)力均存在改善，新鋪裝狀態(tài)下，測試部位受力與高低溫環(huán)境有強(qiáng)關(guān)聯(lián)性。

3.4 鋼橋面板變形分析

鋼橋面板典型測點(diǎn)(D3)撓度與橫向加載線的關(guān)系如圖14 所示。試驗(yàn)加載輪位作用下測試部位應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算變化規(guī)律一致，撓度橫向影響區(qū)域約為4 道U 肋間距(2480 mm)。當(dāng)控制輪中心位于面板測點(diǎn)臨近U 肋腹板頂部時(shí)面板變形達(dá)到峰值，受加載輪雙胎凈距的影響，當(dāng)控制輪中心位于面板測點(diǎn)頂部時(shí)面板變形有所回落。因考慮了左、右側(cè)輪同時(shí)加載，未試驗(yàn)加載的計(jì)算輪位與試驗(yàn)輪位作用下的變形變化規(guī)律存在重演現(xiàn)象，因變形橫向影響區(qū)域大于車寬，左、右輪作用存在疊合區(qū)間。結(jié)果表明相對無鋪裝狀態(tài)，鋪裝對測試部位變形均存在一定改善，面板變形與高低溫環(huán)境有強(qiáng)關(guān)聯(lián)性。

圖13 L1、L2 測點(diǎn)平均應(yīng)力測試結(jié)果Fig.13 Average stresses of L1 and L2

圖14 典型測點(diǎn)撓度測試結(jié)果Fig.14 Measured deflection at typical measuring points

3.5 結(jié)果對比分析

對比實(shí)測與理論計(jì)算結(jié)果可知，最不利試驗(yàn)荷載作用下理論計(jì)算結(jié)果與新鋪裝完成時(shí)(新-11-01)實(shí)測結(jié)果相近，具體分布見表2。

不同測試部位歷次試驗(yàn)不利值見表3，相對無鋪裝狀態(tài)不同試驗(yàn)條件下鋼橋面板受力及變形改善效果見表4。

表2 實(shí)測與理論計(jì)算結(jié)果對比Table 2 Measured and theoretical calculation results

表3 不同測試部位歷次試驗(yàn)不利值統(tǒng)計(jì)Table 3 Statistics of critical measurements of corresponding regions

表4 應(yīng)力及變形改善效果Table 4 Stress and deflection improvement effects

1) 從應(yīng)力值看，鋼橋面板4 個(gè)疲勞敏感區(qū)域在試驗(yàn)荷載作用下承受較大的應(yīng)力，原鋪裝狀態(tài)下測試部位應(yīng)力絕對值為119 MPa～136 MPa，鋪裝鏟除后為125 MPa～179 MPa，新鋪裝高溫環(huán)境下為113 MPa～133 MPa。

2) 從新鋪裝改善效果看，在低溫環(huán)境下，鋪裝運(yùn)營6 年后，疲勞敏感部位1～4 應(yīng)力改善效果分別為80%、14%、32%、46%，面板變形改善27%，U 肋變形改善31%，新鋪裝改善效果優(yōu)于相近環(huán)境下原有鋪裝的改善效果。

3) 4 個(gè)疲勞敏感部位實(shí)測應(yīng)力隨環(huán)境溫度的變化關(guān)系如圖15 所示，各部位應(yīng)力與環(huán)境溫度存在線性關(guān)聯(lián)，隨溫度變化的速率k值差異較大(k1=?4.00，k2=0.64，k3=1.89，k4=1.91)。疲勞敏感部位應(yīng)力與溫度線性關(guān)聯(lián)的特點(diǎn)與文獻(xiàn)[13?14]基于鋼橋面板的監(jiān)測結(jié)果所揭露的現(xiàn)象一致。

圖15 疲勞敏感部位實(shí)測應(yīng)力與溫度關(guān)系Fig.15 Stress of sensitive regions of fatigue crack with temperature

4 考慮溫度的疲勞壽命改善效果分析

4.1 橋梁整體溫度環(huán)境

為考察背景橋梁所處自然溫度環(huán)境，從當(dāng)?shù)貧庀蟛块T獲取了一整年365 d 的實(shí)測結(jié)果作為分析樣本，數(shù)據(jù)來源于橋址附近3 km 氣象部門布設(shè)的觀測站記錄。一年期整點(diǎn)溫度時(shí)程如圖16 所示。

圖16 一年整點(diǎn)溫度記錄Fig.16 Hourly temperature record of one whole year

由4 個(gè)疲勞敏感部位實(shí)測應(yīng)力與溫度存在線性關(guān)聯(lián)，為修正溫度對應(yīng)力的影響，特將歷次測試結(jié)果修正至年均溫度。為獲取某時(shí)間區(qū)段內(nèi)平均溫度，采用復(fù)化梯形求積公式(2)[15]求得溫度沿時(shí)程的積分。

式中：Tn為積分值；n為積分點(diǎn)數(shù)目，可按逐月或逐年取值；hk為積分步長，取為1h；f(xk)為k時(shí)刻溫度值；f(xk+1)為k+1 時(shí)刻溫度值，平均溫度為Tn除以n。按照本方法求得年均溫度為23.7 ℃。

4.2 疲勞壽命改善效果分析方法

國內(nèi)外規(guī)范中橋梁鋼結(jié)構(gòu)抗疲勞設(shè)計(jì)均是著眼于細(xì)節(jié)構(gòu)造，對易發(fā)生疲勞破壞的細(xì)節(jié)構(gòu)造進(jìn)行分類疲勞評定，不同細(xì)節(jié)構(gòu)造類別對應(yīng)不同的Δσ-N曲線[16]。Δσ-N曲線方程式一般在雙對標(biāo)坐標(biāo)中表示，如下式：

式中：N為對應(yīng)Δσ 作用下的疲勞循環(huán)次數(shù)，即疲勞壽命；Δσ/MPa 為外加應(yīng)力幅；A為曲線的截距；m為曲線斜率，日本規(guī)范中取值為3，中國及歐洲規(guī)范分段考慮，分別為3 和5，如圖17 所示[1]；C為循環(huán)次數(shù)的統(tǒng)計(jì)偏差。

圖17 細(xì)節(jié)構(gòu)造Δσ-N 曲線特點(diǎn)Fig.17 Typical Δσ-N curve for a fatigue vulnerable location

式(4)和式(5)分別為某評定部位在應(yīng)力幅Δσ1及應(yīng)力幅Δσ2作用下其疲勞壽命N1及N2的求解公式，將式(4)減去式(5)可得：

由式(7)可推算兩種不同應(yīng)力幅狀態(tài)下的壽命比值，由此可見兩種不同應(yīng)力幅狀態(tài)下的疲勞壽命相對改善效果主要由所采納的Δσ-N曲線斜率m及對應(yīng)的應(yīng)力幅值有關(guān)，與具體構(gòu)造細(xì)節(jié)的Δσ-N曲線方程已無直接聯(lián)系。

由于正交異性鋼橋面板的疲勞敏感部位應(yīng)力梯度較大，名義應(yīng)力取值位置不同會導(dǎo)致疲勞評估結(jié)果即可能出現(xiàn)較大差異，部分學(xué)者結(jié)合足尺模型試驗(yàn)提出了熱點(diǎn)應(yīng)力法、切口應(yīng)力法、結(jié)構(gòu)應(yīng)力法用于提高鋼橋面板疲勞性能評估的準(zhǔn)確性[17?21]，雖然存在諸如之上的不同應(yīng)力計(jì)算方法，但最終疲勞壽命評估時(shí)仍回歸至線性累積損傷模型之上，且在高應(yīng)力水平所采納的Δσ-N曲線斜率m大多仍取值3，本文以兩種鋪裝狀態(tài)下的應(yīng)力實(shí)測結(jié)果基于式(7)對疲勞改善效果進(jìn)行分析，式(7)中狀態(tài)1 表示原鋪裝狀態(tài)，狀態(tài)2 表示新鋪裝狀態(tài)。當(dāng)結(jié)構(gòu)處于線彈性狀態(tài)、同一考察部位不同測試狀態(tài)下應(yīng)力縱橫向影響范圍及規(guī)律保持一致時(shí)，可以認(rèn)為在荷載特征保持不變時(shí)應(yīng)力峰值之比(σ1/σ2)與應(yīng)力幅之比(Δσ1/Δσ2)一致，即可以將考察部位的實(shí)測應(yīng)力峰值帶入式(7)進(jìn)行疲勞壽命相對改善效果評估。

4.3 疲勞壽命相對改善效果

基于圖15 中各部位實(shí)測應(yīng)力與溫度的關(guān)系，按年均溫度對實(shí)測應(yīng)力進(jìn)行修正，代入式(7)計(jì)算鋪裝更換前后4 個(gè)疲勞敏感部位壽命相對改善效果，結(jié)果見表5。相對原鋪裝狀態(tài)，新鋪裝對部位1 疲勞壽命改善較大，約提高了2.95 倍，對部位4 疲勞壽命改善次之，約提高1.64 倍，對于部位2、3 疲勞壽命改善效果不明顯。

表5 新鋪裝對疲勞敏感部位壽命相對改善效果Table 5 Relative fatigue life improvement of sensitive regions with new pavement

需要說明的是本文背景橋梁歷次實(shí)橋試驗(yàn)均于測試當(dāng)日夜間0:00～3:00 區(qū)間開展，此時(shí)間段內(nèi)環(huán)境溫度較為穩(wěn)定，且環(huán)境溫度與鋪裝溫度相對一致，而橋面鋪裝在運(yùn)營使用過程中其溫度與自然環(huán)境溫度變化存在一定的滯后性和非線性，尤其在夏季鋪裝長期處于高溫工作狀態(tài)，其溫度要明顯高于環(huán)境溫度，相應(yīng)改善效果較表5 中的理論推算值偏低。

5 結(jié)論

為考察環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝對正交異性鋼橋面板受力影響，對某懸索橋鋼箱梁建立了有限元模型，開展了長達(dá)6 年的現(xiàn)場試驗(yàn)，試驗(yàn)涵蓋原鋪裝、鋪裝鏟除、新鋪裝三種狀態(tài)，測試了疲勞敏感部位受力及構(gòu)件變形規(guī)律，開展了考慮溫度影響的疲勞壽命改善效果分析研究，結(jié)果表明：

(1) 背景橋梁鋼橋面板4 個(gè)疲勞敏感部位受力規(guī)律及隨溫度變化的趨勢6 年來未發(fā)生明顯改變，說明環(huán)氧瀝青混凝土鋪裝與鋼橋面板間組合受力處于穩(wěn)定狀態(tài)。

(2) 在低溫環(huán)境下，鋪裝運(yùn)營6 年后，疲勞敏感部位1～4 應(yīng)力改善效果分別為80%、14%、32%、46%，面板變形改善27%，U 肋變形改善31%。

(3) 4 個(gè)疲勞敏感部位實(shí)測應(yīng)力與溫度存在線性關(guān)聯(lián)，應(yīng)力隨溫度變化的速率k值差異較大(k1=?4.00，k2=0.64，k3=1.89，k4=1.91)。

(4) 部位1、4 應(yīng)力及鋼橋面板變形影響范圍及變化規(guī)律的實(shí)測與理論計(jì)算結(jié)果吻合較好，部位2、3 應(yīng)力實(shí)測與理論計(jì)算存在輕微偏差，僅通過有限元計(jì)算開展疲勞分析存在局限性。

(5) 將實(shí)測應(yīng)力統(tǒng)一至年均溫度后，相對于原鋪裝，新鋪裝對部位1 疲勞壽命改善較大，約提高了2.95 倍，對部位4 疲勞壽命改善次之，約提高1.64 倍，對于部位2、3 疲勞壽命改善效果不明顯，高溫環(huán)境下部位2、3 開裂可能性仍較大。