橋梁無縫伸縮縫用改性聚氨酯研發及足尺試驗研究

李 巖,李 文,張華建,韓樂冰,仝 騰,李小波,袁思奇

(1.山東高速建設管理集團有限公司,濟南 250002;2.山東高速工程檢測有限公司,濟南 250002;3.山東高速濟青中線公路有限公司,濰坊 261599;4.東南大學土木工程學院,南京 211189)

0 引 言

伸縮縫作為橋梁結構重要的附屬設施,主要功能是滿足橋梁由溫度變化、車輛荷載、混凝土收縮徐變等引起的橋面伸縮處的變形,并保證橋面行車平順。相比傳統的對接式或支撐式伸縮縫,瀝青填充式無縫伸縮縫(asphalt plug joints, APJs)因施工便捷、駕駛舒適性好及噪聲小等優點而逐步運用于越來越多的中小跨徑橋梁[1]。然而,工程經驗表明APJs在實際推廣應用時仍存在以下缺陷:1)變形能力較小,適用于伸縮變形量不超過50 mm的橋梁[2];2)病害嚴重,車轍導致的磨損顯著,并且伸縮縫與路面交界面容易出現早期開裂[1]。盡管工程師們一直在努力提升APJs的材料力學性能,但其在服役期內的病害依然難以避免。除施工工藝影響外,材料自身特性是影響無縫伸縮縫工作性能及使用壽命的最主要因素[3]。

聚氨酯(polyurethane, PU)作為一種新型環保材料在近年來得到了廣泛的發展,具有養護時間短、拉伸強度高、韌性好、保水性好、路面附著力強等優點[4]。對于PU材料的現有研究主要集中在材料的組成和性能上,對于其結構行為特征探討較少。Chen等[5]通過一系列試驗測試了PU彈性復合材料在不同環境下的強度、柔韌性及耗能情況,并研究了各項性能隨環境溫度及濕度水平的變化規律。Hussain等[6]研究了聚氨酯水泥(polyurethane cement, PUC)加固對鋼筋混凝土T梁的抗彎行為及延性的作用,體現了這種新型材料在結構性能提升領域的應用前景。Wang等[7]對PUC的黏結性能進行了試驗測試,發現其與混凝土、鋼筋均具有良好的黏結性能。劉稼琛[8]制備了聚氨酯粉煤灰砂漿復合材料,并利用試驗驗證了其在鋼拱橋抗震加固方面效果顯著。Zhang等[9]在新型高韌性PUC中加入鋼絲繩及鋼絲網,通過靜力試驗證明采用該材料加固混凝土T梁可顯著提升結構的剛度、強度等力學性能。

PU材料雖然具有優異的力學性能,但是作為橋梁無縫伸縮縫的應用十分有限。張勇等[10]從設計方案、生產流程及安裝方法等方面全面介紹了一種新型PU伸縮縫裝置,并從PU材料性能出發解釋了該伸縮縫裝置擁有良好防水效果的原因。陳會凡等[11]利用實際工程應用案例,從現場測試方法、施工工藝等方面介紹了PUC在橋梁伸縮縫病害維修中的應用。張梅等[12]研發了一種低模量、高伸長率的雙組分PU伸縮縫,并試驗驗證了該伸縮縫達到了高速鐵路橋梁的標準要求。上述既有研究都是將PU材料應用于填充式伸縮縫,僅適用于伸縮變形較小的橋梁結構。目前尚未有將PU材料應用在超過40 mm的無縫伸縮縫中的相關研究,制約了其進一步的推廣使用。

本文從“材料—結構—模擬”入手,開展了改性PU材料在橋梁無縫伸縮縫中的應用研究。首先,系統地研究了不同配合比下PU材料的力學行為,包括初凝時間、拉伸強度、與瀝青/混凝土的附著力、吸水率和熱氧化老化性等,并選擇了最優配合比。然后,給出了基于改性PU材料的橋梁無縫伸縮縫的細部構造和尺寸,依此制備了4個足尺PU無縫伸縮縫試件,并建立了與之對應的精細化有限元模型(finite element model, FEM)。最后,通過對比分析試驗實測值與有限元計算結果,論證了本文提出的PU無縫伸縮縫的合理性與適用性。

1 改性PU材料配合比與性能試驗

1.1 材料配合比和制備

想要將PU材料應用于橋梁無縫伸縮縫,首先需要確定其配合比與材料性能。本文提出的改性PU材料由多元醇(組分A)、異氰酸酯(組分B)、消泡劑、鋁粉等成分組成。其中,不同質量比的組分A與B將會顯著影響PU材料的力學性能。研究[13]表明,較高的組分B含量會提高PU材料的硬度、強度和耐磨性,但會降低其剛度和延性。因此,確定各個組分合適的配合比(主要考慮各組分的質量配合比)對改性PU材料力學性能至關重要。本文選擇3種不同的組分質量比:多元醇/異氰酸酯/消泡劑/鋁粉為468.5/445.1/2.75/83.6(其中,因組分A/組分B為100/95,故稱為PU-95,下同)、445.6/467.9/2.75/83.6(組分A/組分B為100/105,PU-105)和424.9/488.6/2.75/83.6(組分A/組分B為100/115,PU-115)。其中,多元醇25 ℃黏度為350～850 mPa·s,密度為1.10～1.20 g/cm3,異氰酸酯(純度不低于99%,25 ℃黏度為170～250 mPa·s,密度為1.22 g/cm3。

試件澆筑時,先分別在攪拌桶中放入組分A和B,使用轉速大于500 r/min的攪拌器開始攪拌,再依次加入鋁粉和消泡劑并攪拌約5 min。攪拌結束后立即進行真空消泡,消泡壓力降至比大氣壓小0.1 MPa,消泡過程約2 min。最后,將消泡后的PU材料倒入模具中進行自然養護。整個制備過程持續時間不大于10 min,且自然養護時間為24 h。

1.2 材料性能試驗方案

針對配制的改性PU-95、PU-105和PU-115材料的力學性能開展一系列測試,包括初凝時間、拉伸強度、撕裂強度、硬度、吸水率和老化性能等。

1.2.1 初凝時間測試

初凝時間是指材料從能流動的液態轉變成失去流動性的凝膠狀態所需的時間,該性能直接影響了施工可行性。為了便于伸縮縫施工,這就要求PU材料的初凝時間大于20 min。同時,初凝時間也不宜過長,否則會影響工程項目的施工速度。參考類似材料的既有研究[14],在室溫環境(25 ℃)下使用凝膠時間測定儀對上述3種改性PU材料的初凝時間進行測定。

1.2.2 拉伸強度測試

作為無縫伸縮縫的填充材料,PU材料的拉伸性能直接決定了結構的伸縮變形能力。PU材料的拉伸性能測試方法參照了ASTM D638(2014)[15],制備狗骨形狀的PU試件,采用萬能試驗機以0.001 s-1應變速率進行勻速拉伸試驗。通過試驗機控制系統,采集并記錄PU材料的拉伸強度和斷裂應變。

1.2.3 撕裂強度測試

PU材料用于無縫伸縮縫時面臨著產生開裂損傷的可能性,因此對上述3種配合比的PU材料進行撕裂性能測試。撕裂試件為長100 mm、寬15 mm、厚2 mm的薄片,并且沿著中心線切開40 mm形成褲狀試件。使用萬能試驗機拉伸兩個端頭,以0.001 s-1的應變速率進行加載,直至撕裂失效。此時,所測材料撕裂強度Ttear(N/mm)的計算公式為

(1)

式中:FT為加載過程中施加的最大荷載N;d為試件厚度,文中取2 mm。

1.2.4 硬度測試

作為無縫伸縮縫的主要材料,PU材料的硬度直接影響了道路的行車通順性。根據ASTM D2240—91[16]的相關規定測試上述3種不同配合比PU材料的肖氏硬度。將3種不同配合比PU材料制作的立方體試件(邊長為40 mm)放置于堅固穩定的水平面上,隨后將a型硬度計壓針垂直布置于試件表面上方并施加足夠壓力將壓針以固定速率無沖擊地壓到試件上。每個立方體試件分別選取5個測點進行測試,并保證任意測點間距大于6 mm,且每個測點距試件邊緣至少12 mm。壓針與試件緊密接觸并作用15 s后讀取和記錄試件的肖氏硬度值。

1.2.5 吸水率測試

雨水侵蝕作為伸縮縫最主要的病害損傷,PU材料的吸水性能直接影響了無縫伸縮縫構造的耐久性表現。根據ASTM D570—98[17]的相關規定,先將澆筑好的PU試件在50 ℃環境下干燥24 h,冷卻至室溫后稱量并記錄為初始干重ma,然后完全浸沒在水中7 d后取出擦干稱重,記錄為吸水后質量mb。此時,材料的吸水率η計算公式為

(2)

式中:V為試件的體積,ρw為水的密度。

1.2.6 老化性能測試

處于真實服役環境的伸縮縫會面臨陽光直曬,高溫環境下的材料行為表現直接決定了伸縮縫的高溫服役性能。采用室內加熱試驗的方法研究了PU材料在高溫環境下的老化性能[18]?？紤]橋梁無縫伸縮縫在真實服役環境中可能面臨的最高溫度,將3種不同配合比的PU試件放置在80 ℃環境中等溫老化168 h。在高溫老化完成后,將所有PU試件置于室溫(25 ℃)干燥器中冷卻72 h。待冷卻完成后進行單軸拉伸試驗,以評定高溫環境中PU材料的老化特征。

1.3 材料性能試驗結果與分析

1.3.1 初凝時間

在室溫(25 ℃)環境下,PU-95的初凝時間為42.5 min,PU-105的初凝時間為28.7 min,PU-115的初凝時間為15.6 min。由此可知,PU材料中異氰酸酯(組分B)的含量越高,初凝時間越短。其中,PU-105的初凝時間較為適中,既保證了充足的材料制備時間,也不至時間太長而影響項目施工。

1.3.2 拉伸強度

軸向拉伸試驗得到的不同配合比PU材料的拉伸強度與斷裂應變如圖1所示。當組分A和B的質量比為100/105(試件PU-105)時,PU材料的斷裂應變達到最大,為83.3%。同時,試驗表明PU材料的拉伸強度也隨著異氰酸酯(組分B)含量增多而提升,試件PU-115展現出最高的拉伸強度(11.4 MPa)?？紤]到橋梁無縫伸縮縫對材料延性要求更高,試件PU-105具有更好的拉伸變形能力,因此優選PU-105作為無縫伸縮縫材料。

圖1 PU材料的拉伸性能比較Fig.1 Comparison of tensile properties of PU materials

為了進一步體現PU材料的抗拉行為表現,試件PU-105在不同應變加載速率(0.001～0.050 s-1)作用下的應力-應變曲線如圖2所示。結果表明,試件PU-105的彈性模量和拉伸強度與加載速率密切相關,試驗加載速率越大,材料展現出的彈性模量和拉伸強度越大。

圖2 試件PU-105在不同應變速率下的應力-應變曲線Fig.2 Stress-strain curves of specimen PU-105 at different strain rates

上述受拉力學性能特征證明了PU材料能夠適用于橋梁無縫伸縮縫:一方面,混凝土主梁的縱橋向變形(低應變率)不會對伸縮縫節點產生過大的應力;另一方面,車輛荷載通過(高應變率)時伸縮縫產生的豎向變形較小。

1.3.3 撕裂強度

圖3對比了3種不同配合比PU材料的撕裂強度試驗結果。試驗表明,PU材料的撕裂強度也會隨著異氰酸酯(組分B)含量增多而提升。試件PU-105和PU-115的撕裂強度分別為17.1和19.3 N/mm,比試件PU-95(15.0 MPa)分別提升了14.0%和28.7%。值得一提的是,3個試件的撕裂強度均滿足規范ASTM D624[19]的相關要求(Ttear≥14.3 N/mm),這表明本文所配制的PU材料能夠滿足伸縮縫受車輛荷載作用下的韌性及耐久性需求。

圖3 PU材料的撕裂強度比較Fig.3 Comparison of tear strength of PU materials

1.3.4 硬度

3種PU材料肖氏硬度的測試結果如圖4所示。由圖4可知,肖氏硬度受材料組分的影響很大,并隨組分A和B質量比的減小而增大。當組分A、B的質量比從100/95減小到100/105及100/105時,材料肖氏硬度分別增大了23.4%及40.0%。由此可見,適當提高PU材料中組分B的含量,可以顯著提升無縫伸縮縫的硬度,使其滿足服役使用需求。

圖4 PU材料的肖氏硬度比較Fig.4 Comparison of Shore hardness of PU materials

1.3.5 吸水率

3種PU材料的實測吸水率如表1所示。從表1中可以看到,PU材料的吸水率會隨著組分中異氰酸酯(組分B)含量的增多而下降,試件PU-115的吸水率僅為試件PU-95的63.6%。根據ASTM D570—98[17]的伸縮縫防水設計要求,所用材料的吸水率應不大于3%。根據試驗結果,本文所配制的PU材料能夠有效滿足無縫伸縮縫的防水設計需求,提升伸縮縫構造在真實服役環境中的耐久性表現。

表1 PU材料的吸水率Table 1 Water absorption rate of PU materials

1.3.6 老化性能

高溫老化試驗得到的PU材料斷裂應變和拉伸強度結果如圖5所示。由圖5可知,PU材料的拉伸強度會隨著高溫加熱時間的增加而提升。同時,這種提升效果會隨著異氰酸酯(組分B)含量的增加而趨于不明顯,當組分A與B的質量比為100/95、100/105和100/115時,PU材料加熱后拉伸強度分別提升了15.3%、6.0%和1.8%。此外,高溫老化會對PU材料的延性產生顯著的不利影響。盡管3種PU試件的配合比有所不同,但是在加熱168 h后所有試件的斷裂應變下降了1.5%～3.2%。

圖5 PU材料的高溫老化性能Fig.5 High thermal aging performance of PU materials

值得說明的是,測試期間的高溫老化條件(168 h,80 ℃)比《公路橋梁伸縮裝置通用技術條件》(JT/T 327—2016)[20]規定的標準環境條件(96 h,70 ℃)更為苛刻。在這種情況下,本文所配制的PU材料的拉伸強度和斷裂應變的變化幅度仍遠小于規范要求的限值(20%)。因此,本文配制的PU材料能夠滿足無縫伸縮縫在高溫環境下的服役需求,在陽光直射等工況下仍能提供良好的力學性能。

綜上研究,3種配合比的PU材料均在初凝時間、拉伸性能、硬度、抗撕裂性能、防水性能及抗老化性能方面展現出優異的表現?？紤]到橋梁無縫伸縮縫對延性的要求更高,故選取PU-105作為合理配合比的材料標號,進一步研究基于改性PU材料的橋梁無縫伸縮縫的使用性能。

2 足尺PU無縫伸縮縫試驗設計與有限元建模

2.1 伸縮縫構造設計

在確定了PU材料配合比與材料性能后,本文制作了足尺PU無縫伸縮縫試件,包括D40和D80兩個系列(各制作2件,分別為D40-1和D40-2,D80-1和D80-2),試件構造細節如圖6所示。D40系列伸縮縫允許的縱向變形為40 mm(拉伸變形26 mm,壓縮變形14 mm);D80系列允許的縱向變形更大為80 mm(拉伸變形53 mm,壓縮變形27 mm),并埋設有穩定元件。值得一提的是,為了解決2種材料交界面處的應力集中問題,試件D80-1將PU材料與瀝青/混凝土路面之間的傾角設為45°。與之相比較的試件D80-2采用常規構造方案,2種材料的交界面與路面垂直(90°)。

圖6 足尺PU無縫伸縮縫構造(單位:cm)Fig.6 Full-scale PU seamless expansion joint structure (unit: cm)

2.2 伸縮縫試件制備與試驗

對于足尺伸縮縫試件的制備過程,首先采用C40混凝土澆筑混凝土板,并利用鑿毛的方式提升混凝土表面粗糙度,從而增強PU材料與混凝土之間的附著力。然后,將瀝青混凝土塊粘貼在混凝土板并采用螺栓連接將角鋼錨固于混凝土塊。圖7(a)展示了在伸縮縫構造中埋置的穩定元件。該穩定元件是由插入鋼管中的鋼棒組成,在保證伸縮縫縱向變形能力的同時提升構件穩定性。同時采用塑料波紋管套住鋼管與鋼棒區域,使得該穩定元件與澆筑的PU材料相互隔離。本文試驗件中穩定元件的布置間距為20 cm。最后,在接縫區域底部安裝并固定鋼蓋板,將攪拌好的PU材料澆筑在鋼蓋板上形成無縫伸縮縫,如圖7(b)所示。

試件D40-1、D40-2和D80-1的PU材料均采用一次澆筑成型。而試件D80-2則分2次澆筑了PU材料區域,在第一次澆筑3 cm厚度后自然養護6 h,隨后澆筑剩余的3 cm厚度。4個足尺伸縮縫試件均自然養護24 h。

為了研究所提出的PU無縫伸縮縫使用性能,分別對其受拉、壓及低周疲勞(拉伸及壓縮)性能進行了試驗測試。在安裝有PU無縫伸縮縫的混凝土板一側設置2個50噸級的液壓千斤頂(分別用于拉伸及壓縮),并通過混凝土板中的精軋螺紋鋼筋將荷載傳遞至伸縮縫(見圖8(a))。加載裝置及試件均安裝于鋼梁上方,且加載裝置中的拉伸及壓縮千斤頂分別放在反力裝置的左側及右側。同時,為了防止受壓時由于精軋螺紋鋼筋的偏心及傾斜引起混凝土構件起拱,進而引起PU產生較大的豎向變形,在伸縮縫試件中混凝土板表面放置千斤頂以限制板向上翹起。加載過程中,當使伸縮縫受拉時,須提前拉緊加載裝置中拉伸夾套的螺母,并松開壓縮夾套螺母;當使伸縮縫受壓時,則只需拉緊壓縮夾套螺母(見圖8(b))。

圖8 加載裝置及布置Fig.8 Loading device and arrangement

加載期間,將伸縮縫試件放置在4個鋼枕上,以減小試件與底部鋼梁之間的摩擦力,模擬橋梁產生順橋向自由變形的工況。加載過程中采用精度為±0.1 mm位移計記錄伸縮縫的豎向及水平變形,所施加的拉伸及壓縮作用力則由數據采集系統自動記錄。

此外,本文還進行了PU無縫伸縮縫垂直加載試驗以測試PU板上作用車輛荷載時的豎向變形。試驗通過在PU無縫伸縮縫跨中位置布置豎向加載裝置,并利用分配梁將集中荷載轉化為近似均布荷載。當行駛在橋面的車輛速度不同時,車輛荷載作用產生的沖擊系數也不同。為了研究不同車速下PU無縫伸縮縫的豎向變形,加載時可通過調整荷載大小[21]及持荷時間以模擬不同車速(5、60、120 km/h)下車輪壓過PU無縫伸縮縫時產生的垂直荷載。加載期間,采用伸縮縫兩側的位移計測量豎向變形,具體的垂直加載試驗裝置如圖9所示。

圖9 垂直加載試驗裝置Fig.9 Set up of vertical loading test

2.3 PU無縫伸縮縫有限元建模

本文采用ABAQUS建立了PU無縫伸縮縫的精細化三維有限元模型,采用自動時間步的隱式求解分析方法進行計算。由于試驗中未觀察到混凝土開裂和鋼材屈服的損傷現象,故模型不考慮材料非線性的影響,將混凝土與鋼材均視為線彈性材料,其材料特性如表2所示。

表2 混凝土及鋼板材料特性Table 2 Material characteristics of concrete and steel plate

有限元建模過程中,須注意不同材料之間“接觸”的定義,以確保有限元模型計算結果的準確性及精度。其中,PU材料與鋼蓋板間須設置為“分離”狀態,保證由鋼蓋板承受壓力;而PU材料與路面材料(瀝青/混凝土)之間則采用Cohesive單元模擬黏結滑移。

對于PU材料,本文根據軸拉試驗結果,并利用USDFLD子程序實現率型本構模型的用戶自定義。圖10給出了試件D40-1的1/2有限元模型,以及所定義的Cohesive單元圖示。

圖10 試件D40-1的三維有限元模型Fig.10 3D finite element model of specimen D40-1

3 足尺PU無縫伸縮縫試驗及有限元計算結果對比分析

3.1 單調張拉

本文設計的D40和D80系列無縫伸縮縫的拉伸變形設計值分別為26和53 mm,試驗過程中分別將其拉伸到30和60 mm,且應變加載的速率控制在0.001 s-1。為便于討論,定義名義應力為

(3)

式中:P為作用力,D與t分別為試件受荷載作用截面的長度及寬度。

PU無縫伸縮縫的名義拉伸應力、應變及豎向變形與拉伸變形的試驗實測、有限元計算結果對比分別如圖11～圖13所示。如圖11所示,PU無縫伸縮縫的名義拉伸應力隨所施加的縱向應變而線性上升。當名義拉伸應變達到21%時,試件D80-1和D80-2的最大名義拉伸應力為1.2 MPa,遠小于PU-105的拉伸強度(5.64 MPa),此時接縫仍能保持彈性。

如圖12所示,PU伸縮縫的豎向變形隨所施加的縱向拉伸變形的增大而線性增大。當PU無縫伸縮縫被拉伸至60 mm時,伸縮縫的豎向變形達到最大值,為5.475 mm,此最大值仍低于設計規范ETAG 032[22]中給出的豎向變形閾值(10 mm)。研究結果表明,所設計的PU無縫伸縮縫可以一定程度上確保交通安全,并提供良好的駕駛舒適性。

圖12 豎向變形與拉伸變形的關系Fig.12 Relationship between vertical and tensile displacement

為了揭示PU無縫伸縮縫與道路交界面角分別取90°和45°的差異,本文在交界處埋設有應變片,監測拉、壓試驗過程中的應變演變。由圖13可知,傳統伸縮縫(D80-2)采用的90°界面處的拉伸應變明顯大于45°界面伸縮縫(D80-1),前者甚至可以達到后者的2～3倍。因此,本文建議在實際工程中的PU無縫伸縮縫與路面之間采用45°界面,以保證界面的良好附著性能。

圖13 不同界面角下D80-1和D80-2試件縱向應變演化Fig.13 Longitudinal strain evolution of D80-1 and D80-2 specimen with different interface angles

3.2 單調壓縮

本文設計的D40和D80系列無縫伸縮縫的壓縮變形設計值分別為-14和-27 mm。為了測試該PU無縫伸縮縫的極限強度,本試驗中有意將試件D40和D80分別壓縮到-21和-30 mm。試驗加載的應變速率控制在0.001 s-1。

豎向變形相對于軸向壓縮變形的演變情況如圖14所示。由圖14可知,豎向變形隨所施加的縱向變形的增大而線性提升。當所施加的縱向變形達到30 mm時,PU無縫伸縮縫最大豎向變形達到6.155 mm。此時,該變形值仍低于ETAG 032[22]規定的閾值(10 mm)。對于交通流量及荷載水平較高的橋梁,本文所提PU無縫伸縮縫可有效緩解跳車問題,維持良好的橋面平順性并延長伸縮縫的使用壽命。

為了比較伸縮縫及路面間交界面角度對此處應力集中的影響,提取了有限元模型中試件D80-1和D80-2與混凝土交界面的拉伸應力。圖15對比了2個試件分別被拉伸了53 mm后再作用1 MPa豎向荷載下的拉伸應力。由圖15可知,D80-1(90°交界面)的最大拉應力為3.7 MPa,明顯高于D80-2(45°交界面)的0.2 MPa。結果表明,PU與路面夾角對交界面的拉應力水平有明顯影響。進一步說明試件D80-1交界面更易出現過早開裂。由此可得,通過在伸縮縫與路面間設置斜向夾角以增大二者交界面積并改變荷載作用下的應力方向,可一定程度減小交界面的拉應力水平并加強伸縮縫與路面間的黏結與穩定性。

3.3 低周疲勞

本文選用試件D80-2的測試結果來描述低周疲勞(拉伸疲勞試驗和壓縮疲勞試驗)工況下的PU無縫伸縮縫行為表現。試驗過程中,首先使用千斤頂將足尺試件拉伸至55 mm,隨后將試件釋放到初始狀態。本文試驗重復了上述拉伸加載過程11個循環周期。11次加載循環結束后,對試件再進行4次拉伸幅度為80 mm的加載循環。然后,對試件再進行14次壓縮疲勞加載循環,其中加載幅度為-30、-45及-60 mm時分別循環4次、6次及4次。

低周疲勞試驗結束后,PU無縫伸縮縫與混凝土梁之間出現了剝離現象(見圖16(a)),且發生在靠近邊緣的地方。該脫黏區長度約為80 mm,深度約為40 mm(見圖16(b)),此時PU材料與路面界面仍可保持整體完整性。此現象的產生是由于PU材料的剛度及強度與加載速率相關,加載速率較低時PU材料的剛度及強度也隨之下降。此外,受應力集中作用,伸縮縫邊緣與混凝土交界面處易出現脫黏現象。為了避免PU無縫伸縮縫與混凝土交界面脫黏,可盡量將該伸縮縫運用于橋面快車道處,或是在安裝伸縮縫前對混凝土表面進行鑿毛或加筋錨固處理,以增強PU與混凝土間的黏結強度。

圖16 疲勞試驗后試件D80-2 PU/底層混凝土界面行為Fig.16 Interface behavior of PU-concrete in specimen D80-2 after fatigue test

3.4 垂直加載

根據垂直加載試驗結果及數值模擬,伸縮縫豎向變形隨車速(5、60、120 km/h)變化曲線如圖17所示?？梢钥闯?隨著車速的增加,PU無縫伸縮縫的豎向變形明顯減小。當車速大于60 km/h時,伸縮縫豎向變形趨于穩定。因此,PU無縫伸縮縫剛度及強度隨速率改變的特性更有利于承載高速行駛的車輛,對高速公路橋梁或者快車道橋面有很好的適用性。

圖17 試件D80-2豎向變形隨車速的變化Fig.17 Change of vertical displacement of specimen D80-2 with loading speed

4 結 論

1)試驗獲得了3種不同組分下PU的材料性能,包括初凝時間、拉伸強度、斷裂應變、硬度、吸水率和老化性。發現組分的配合比對PU材料性能有明顯影響。其中,當多元醇與異氰酸酯的質量比為100/105時,該組分下的PU材料性能可較好滿足無縫伸縮縫使用需求,因此選擇該配合比的PU制備了無縫伸縮縫試件并開展了力學性能試驗。

2)PU材料是一種速率相關的材料,在承載瞬時載荷時更硬。試驗結果表明,在一定范圍內,PU無縫伸縮縫的豎向變形隨加載速率的增大而減小。

3)對比了設置不同傾角下PU無縫伸縮縫的應變演化規律。發現與交界面夾角設為90°相比,PU無縫伸縮縫與混凝土交界面夾角設置45°時可有效減小伸縮縫在拉伸作用下產生的應力。因此,設置傾角的PU/鋪裝界面可有效避免伸縮縫過早失效,未來可進一步研究不同傾角下PU無縫伸縮縫的使用性能并確定最合理設計方案。

4)低循環拉伸/壓縮疲勞試驗發現,由于較大切向力及應力集中的影響,PU材料與底部混凝土梁的界面處出現局部剝離。脫黏區域集中在2個邊緣并未滲透到中間區域,PU材料與路面(瀝青/混凝土)界面黏結良好,試驗過程中未出現明顯的剝離現象,故不影響伸縮縫整體性能。