Совершенствование метода расчета долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите мостов по критерию усталостного разрушения тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.11, кандидат наук Поляков Сергей Юрьевич

• Поляков Сергей Юрьевич
• кандидат наук
• 2021

Оглавление диссертации кандидат наук Поляков Сергей Юрьевич

ВВЕДЕНИЕ

1 ОБЗОР СУЩЕСТВУЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МОСТОВ И МЕТОДИК ИХ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

1.1 Общие сведения о конструкции проезжей части металлических мостов с ортотропной плитой

1.1.1 Общие сведения о конструкции ортотропных плит

1.1.2 Общие сведения об одежде ездового полотна на ортотропной плите

1.2 Типичные дефекты в асфальтобетонном покрытии на ортотропной плите

1.3 Долговечность асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите

по критерию усталостного разрушения

1.4 Отечественный опыт проектирования конструкции одежды ездового полотна на мостах с ортотропной плитой

1.4.1 Анализ нормативной базы Российской Федерации, регламентирующей устройство одежды ездового полотна

1.4.2 Отечественные исследования характера работы одежды ездового полотна на ортотропной плите

1.5 Иностранный опыт проектирования одежды ездового полотна на ортотропной плите металлических мостов

1.6 Выводы по главе

2 РАЗРАБОТКА РАСЧЕТНОЙ МОДЕЛИ ДЛЯ ОПРЕДЕЛЕНИЯ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ НА ОРТОТРОПНОЙ ПЛИТЕ

2.1 Определение механических характеристик материалов одежды ездового полотна

2.1.1 Обоснование зависимости для определения модуля упругости асфальтобетона

2.1.2 Обоснование зависимости для определения коэффициента Пуассона асфальтобетона

2.1.3 Обоснование механических характеристик защитно-сцепляющего слоя

2.1.4 Характеристики металлоконструкций, вводимые в расчет

2.2 Общие принципы моделирования конструкций

2.3 Моделирование приложения нагрузки от транспортных средств

2.4 Выводы по главе

3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ НА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МОСТАХ

3.1 Методика проведения экспериментальных исследований

3.2 Проведение экспериментов по определению напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия

3.3 Сопоставление расчетных и фактических данных по оценке напряженно-деформированного состояния покрытия

3.4 Выводы по главе

4 РАЗРАБОТКА АЛГОРИТМА РАСЧЕТА ДОЛГОВЕЧНОСТИ ПОКРЫТИЯ НА ОРТОТРОПНОЙ ПЛИТЕ ПО КРИТЕРИЮ УСТАЛОСТНОГО РАЗРУШЕНИЯ

4.1 Алгоритм расчета долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите по критерию усталостного разрушения

4.1.1 Обоснование величины подвижной нагрузки и ее положения на проезжей части

4.1.2 Определение длительности цикла нагружения асфальтобетонного покрытия

4.1.3 Учет неравномерности накопления дефектов в асфальтобетоне в течение

года

4.1.4 Определение количества циклов воздействия нагрузки на покрытие

4.1.5 Определение предельного количества циклов приложения нагрузки

4.1.6 Рекомендации по моделированию конструкций

4.1.7 Алгоритм расчета долговечности асфальтобетонного покрытия по критерию усталостного разрушения

4.2 Применение усовершенствованного метода расчета долговечности асфальтобетонного покрытия по критерию усталостного разрушения

4.2.1 Определение напряжений в асфальтобетонном покрытии при различных конструкциях одежды ездового полотна

4.2.2 Пример совершенствования конструкции проезжей части моста применительно к характеру работы асфальтобетонного покрытия

4.2.3 Проектирование одежды ездового полотна на разводном пролетном строении моста через левый рукав р. Северная Двина

4.3 Выводы по главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б

ПРИЛОЖЕНИЕ В

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Совершенствование метода расчета долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите мостов по критерию усталостного разрушения»

ВВЕДЕНИЕ

Проезжая часть моста состоит из несущих конструкций проезжей части и одежды ездового полотна. Как правило, несущие конструкции представлены ортотропной или железобетонной плитой, а покрытие - двух- или многослойной системой, включающей выравнивающий, гидроизоляционный, защитный и асфальтобетонный слои. Через одежду ездового полотна происходит взаимодействие автомобилей с пролетным строением, а несущие конструкции обеспечивают передачу нагрузки от веса покрытия и транспортных средств на главные балки, фермы или ванты.

Одежда ездового полотна - элемент, от технического состояния которого напрямую зависят безопасность и комфортность движения автомобилей по сооружению, а также защита нижележащих конструкций от механических и климатических воздействий, поэтому возникающие в покрытии дефекты должны быть своевременно устранены. Допускать их развитие нежелательно, поскольку нарушение сплошности асфальтобетонного покрытия в дальнейшем приводит к снижению долговечности и ряду сопутствующих повреждений, от появления выбоин до нарушения сцепления между слоями одежды ездового полотна.

Согласно результатам многочисленных наблюдений, дефекты в покрытии мостов с ортотропной плитой проявляются уже в первые несколько лет после постройки либо капитального ремонта сооружения. Как правило, это продольные и поперечные трещины в местах наибольшей жесткости проезжей части (над стенками главных и, реже, поперечных балок). Они отмечены, например, на ряде металлических мостов г. Новосибирска, г. Омска, на мостах дороги «Адлер - курорт Альпика-Сервис», и др. За рубежом подобные неисправности фиксировались и над стенками продольных коробчатых ребер жесткости. Развитие данных дефектов приводит к влиянию на безопасность движения транспортных средств по сооружению, что противоречит требованиям Технического регламента Таможенного союза 014/2011 [99].

Тот факт, что трещины возникают не сразу, а спустя какое-то время, позволил выдвинуть гипотезу, что причина этого - приложение количества циклов

нагружения, превышающего предельно допустимое значение, то есть недостаточная долговечность асфальтобетона по критерию усталостного разрушения. К этому приводит отсутствие соответствующей нормативной базы относительно расчета покрытия, из-за чего состав одежды ездового полотна назначается конструктивно, без учета особенностей характера ее работы на искусственном сооружении. При этом согласно Постановлению Правительства РФ № 658 от 30.05.2017 межремонтные сроки эксплуатации автомобильных дорог федерального значения с усовершенствованным типом покрытия (к которому относится и одежда ездового полотна мостов на федеральных трассах) увеличены до 12 лет, по капитальному ремонту - до 24 лет. И это существенно дольше, чем время до появления первых дефектов в одежде ездового полотна искусственных сооружений.

Таким образом, актуальность проведенного исследования обусловлена необходимостью увеличения бездефектного срока службы одежды ездового полотна на металлических мостах с ортотропной плитой.

Степень разработанности.

Изучением характера работы одежды ездового полотна на ортотропной плите занимались и продолжают заниматься ряд отечественных и зарубежных ученых. В нашей стране одними из первых исследователей можно считать Р.С. Азояна, И.Д. Сахарову, Д.И. Гегелию, Н.А. Волкова, В.А. Захарова, А.К. Бобарыкина, Я.Д. Лившица, Д.Ю. Виноградского, Ю.Д. Руденко, А.С. Судомоина. К середине 80-х годов XX века накопленный опыт эксплуатации покрытий на ортотропной плите, а также значительный объем теоретических и экспериментальных исследований позволили И.Д. Сахаровой, Д.И. Гегелии и Н.А. Волкову разработать «Рекомендации по устройству конструкции одежды на стальных ортотропных плитах автодорожных мостов». И.Г. Овчинниковым изучались проблемы расчета многослойных конструкций дорожных одежд на мостах при совместном действии нагрузки, температуры и агрессивной хлоридсодержащей среды. Оценка возникающих температурных напряжений в покрытии на ортотропной плите выполнялась Р.А. Каюмовым и Г.П. Ивановым, а специалистами ЗАО «Институт Стройпроект» под руководством Н.Н. Беляева изучались причины возникновения

трещин в асфальтобетоне, в том числе с применением численного моделирования напряженно-деформированного состояния конструкций. Особенности совместной работы одежды ездового полотна и металлоконструкций пролетного строения рассмотрены М.А. Телегиным. Отечественный и мировой опыт применения щебеночно-мастичного асфальтобетона на мостовых переходах обобщен Г.Н. Кирюхиным и Е.А. Смирновым, А.А. Парфеновым обоснована конструкция покрытия с защитно-сцепляющим слоем из материала и применена на Амурском мосту. С.И. Дубиной с учетом последних достижений в области материаловедения и проектирования разработана одежда ездового полотна на Краснофлотском мосту в г. Архангельске. Аналогичные исследования за рубежом проводятся еще с конца 50-х годов XX века, т.е. практически с самого начала масштабного внедрения данного типа проезжей части в инженерную практику. Существенный вклад в установление и изучение особенностей характера работы одежды ездового полотна на искусственных сооружениях внесли Xianhua Chen, Xueyan Liu, Zhendong Qian, Zhang Lei, Sang Luo, Qing Lu, A. Scarpas, M.H. Kolstein, A. Molenaar, S. Bild, C. Seim, T. Ingham, G.H. Gunter, S. Bild, G. Sedlacek, J. Wardenier, H. Kolstein, Ravi Sankar Chamarthi, Tae Woo Kim, Jongeun Baek, Hyun Jong Lee.

Значительная часть авторов в своих работах указывает на недостаточное количество информации о механических характеристиках асфальтобетона во всем температурном диапазоне эксплуатации искусственного сооружения. Необходимость учета этого вопроса в исследовании не вызывает сомнений, т.к. данный материал является упруго-вязко-пластичным, что вносит существенные коррективы в процесс определения его напряженно-деформированного состояния. Влияние температуры и длительности воздействия нагрузки на механические характеристики асфальтобетона в разное время становилось предметом изучения Papazian, M.Witczak, Van der Poel, T. Hirsch, D. Christensen, Т. Pellinen, R. Bonaquist, Al-Khateeb, Н.Н. Иванова, И.М. Руденской, А.В. Руденского, А.В. Смирнова, Н.В. Горелышева, Л.А. Горелышевой, Л.Б. Гезенцвея, Н.Н. Беляева, Г.Н. Кирюхина, Б.С. Радовского, Б.Б. Телтаева, В.А. Золотарева, А.М. Кириллова, М.А. Завьялова, А.Г. Щербакова, И.Г. Овчинникова, Ю.М. Сибиряковой, О.В. Дровалевой и др.

Достигнутые результаты исследований ученых различных отраслей науки позволяют сделать следующий шаг в развитии представлений о характере работы одежды ездового полотна на искусственных сооружениях, что должно найти свое отражение в процессе проектирования конструкции проезжей части пролетных строений мостов.

Объект исследования - асфальтобетонное покрытие одежды ездового полотна на ортотропной плите автодорожных металлических мостов.

Предмет исследования - долговечность асфальтобетонного покрытия одежды ездового полотна на ортотропной плите автодорожных металлических мостов по критерию усталостного разрушения.

Долговечность - свойство объекта сохранять работоспособность до наступления предельного состояния.

Ресурс долговечности - промежуток времени до ремонта, усиления или замены конструкции, определенный на основе оценки ее состояния или прогноза.

Усталость - процесс постепенного накопления повреждений в материале под воздействием повторяющихся нагрузок.

Выносливость - способность материала сопротивляться усталостному разрушению под воздействием повторяющихся нагрузок.

Цель исследования - повышение точности оценки расчетной долговечности асфальтобетонного покрытия на автодорожных мостах по критерию усталостного разрушения за счет учета особенностей совместной работы одежды ездового полотна с ортотропной плитой.

Для достижения цели были решены следующие задачи:

- обоснование расчетных допущений при создании математической модели для определения напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна с учетом ее совместной работы с элементами пролетного строения;

- проведение расчетно-экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна на ортотропной плите металлических мостов;

- разработка алгоритма расчета долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите по критерию усталостного разрушения.

Научная новизна:

- уточнена математическая модель, описывающая взаимодействие одежды ездового полотна с несущими конструкциями пролетного строения, путем учета вязкоупругого характера деформирования содержащих органическое вяжущее материалов;

- разработана новая экспериментальная методика определения напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия на мостах, позволившая выявить качественные и количественные закономерности распределения напряжений в асфальтобетонном покрытии от воздействия временной нагрузки в зависимости от конструкции проезжей части;

- предложен подход к определению долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите по критерию усталостного разрушения, учитывающий податливость основания, зависимость свойств материала от длительности каждого одиночного воздействия подвижной нагрузки и температуры материала, а также неравномерность накопления дефектов в течение года.

Теоретическая и практическая значимость работы.

Изучены причинно-следственные связи между конструкцией проезжей части, условиями загружения асфальтобетонного покрытия, величиной напряжений в асфальтобетонном покрытии на мостах и возникновением регулярных трещин над стенками главных и поперечных балок и между главными балками. Проведена модернизация математической модели для определения напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия на мостах, обеспечена воспроизводимость расчетным путем экспериментально полученных данных по деформациям покрытия при воздействии подвижной нагрузки.

Разработана и внедрена усовершенствованная методика расчета долговечности асфальтобетонного покрытия на мостах по критерию усталостного разрушения, учитывающая зависимость свойств материала от температуры и длительности каждого одиночного воздействия нагрузки, а также неравномерность

накопления дефектов в течение года. Методика внедрена при проектировании капитального ремонта моста через левый рукав реки Северная Двина.

Методология и методы исследования.

Поставленные в рамках исследования задачи решены посредством применения совокупности теоретических и экспериментальных методов научного познания:

- наблюдение за состоянием асфальтобетонного покрытия на мостах;

- анализ, сопоставление и синтез имеющихся теоретических и экспериментальных материалов;

- проведение эксперимента с измерением деформаций асфальтобетонного покрытия;

- выполнение теоретических исследований на основе экспериментальных данных и составленных математических моделей;

- численное моделирование методом конечных элементов.

Основные положения, выносимые на защиту:

- усовершенствованная математическая модель для определения напряжений в асфальтобетонном покрытии одежды ездового полотна при воздействии подвижной нагрузки, составленная с учетом вязкоупругого характера деформирования содержащих органическое вяжущее материалов;

- впервые полученные экспериментальные данные о напряженно-деформированном состоянии асфальтобетонного покрытия на ортотропных плитах с полосовыми и коробчатыми продольными ребрами при различных величине и длительности однократного воздействия подвижной нагрузки и температуре материала;

- алгоритм по определению долговечности асфальтобетонного покрытия на ортотропной плите по критерию усталостного разрушения, учитывающий податливость основания, зависимость свойств материала от длительности одиночного воздействия подвижной нагрузки и температуры материала, неравномерность накопления дефектов в течение года.

Достоверность полученных результатов обеспечивается применением поверенного измерительного оборудования, сертифицированного расчетного

комплекса, сравнением с результатами экспериментальных исследований других авторов. Достоверность подтверждается согласованностью результатов натурных наблюдений, теоретических и экспериментальных работ, воспроизводимостью результатов исследования.

Апробация основных результатов диссертационного исследования была выполнена на следующих конференциях:

- Международная научно-практическая конференция «Модернизация и научные исследования в транспортном комплексе» (ПНИПУ, г. Пермь, 14.04.16 г.);

- Международная научно-техническая конференция «Инновационный транспорт-2016: специализация железных дорог» (УрГУПС, г. Екатеринбург,

16.11.2016 г.);

- IX и X Международная научно-техническая конференция «Политранспортные системы» (СГУПС, г. Новосибирск, 18.11.16 г. и 15.11.18 г.);

- 76-я международная научно-методическая и научно-исследовательская конференция (МАДИ, г. Москва, 31.01.2018 г.);

- XXIX, XXX и XXXII научно-методическая и научно-исследовательская конференция «Ежегодная научная сессия международной ассоциации исследователей асфальтобетона» (МАДИ, г. Москва, 31.01.2017 г., 31.01.2018 г. и 28.01.2020 г.);

- XXI научно-методическая конференция (ВИТУ, г. Санкт-Петербург,

16.03.2017 г.);

- XLI и XLII Международная научно-практическая конференция «Инновационные технологии на транспорте: образование, наука, практика». (КазАТК, г. Алматы, 03-04.04.2017 г. и 18.04.2018 г.);

- Международная научно-практическая конференция «Цифровые технологии и инновационные материалы в дорожном и мостовом строительстве. Направления развития» (Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого, г. Санкт-Петербург, 24-25 сентября 2020 г.).

Внедрение результатов.

Результаты исследований нашли практическое применение при ремонте одежды ездового полотна на Байдаевском мосту через р. Томь в Кемеровской области. Результаты работы включены в Специальные технические условия на проектирование капитального ремонта моста через левый рукав реки Северная

Двина (Архангельская область), согласованные Министерством строительства и жилищно-коммунального хозяйства РФ. Данные, полученные в ходе работы, используются в учебном процессе при подготовке магистров ФГБОУ ВО СГУПС.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 10 работ, в том числе 3 статьи в изданиях, входящих в перечень ВАК Минобрнауки России, и одна статья в издании, входящем в базу данных Web of Science.

Личный вклад автора заключается в участии на всех этапах процесса научного исследования, непосредственном участии в получении исходных данных и в натурных экспериментах; в обработке и интерпретации экспериментальных данных; в подготовке основных публикаций по выполненной работе.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех разделов, заключения, списка литературы и приложений. Общий объем составляет 165 страниц, содержит 82 рисунка, 19 таблиц и 2 приложения. Список литературы содержит 164 источника, из которых 57 - на иностранных языках.

1 ОБЗОР СУЩЕСТВУЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ ПРОЕЗЖЕЙ ЧАСТИ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МОСТОВ И МЕТОДИК ИХ ПРОЕКТИРОВАНИЯ

1.1 Общие сведения о конструкции проезжей части металлических мостов с

ортотропной плитой

В настоящем исследовании рассматривается проезжая часть металлического моста, представленная ортотропной плитой и одеждой ездового полотна, состоящей из наплавляемого гидроизоляционного слоя и двухслойного асфальтобетонного покрытия. Ниже приведены общие сведения о данных элементах.

1.1.1 Общие сведения о конструкции ортотропных плит

Ортотропная плита - сравнительно новая конструкция в отечественном и мировом мостостроении. Предпосылки для ее масштабного применения были заложены в 1920-х годах американскими инженерами, с целью снижения нагрузки от собственного веса запроектировавшими проезжую часть разводного пролетного строения (ПС) в виде стальной плиты, присоединенной к металлическим главным балкам [139]. При этом первое руководство по проектированию в США вышло в свет значительно позже, только в 1963 году [117].

Конструкция ортотропной плиты, сходная с современной, была разработана в Германии в конце 1940-х - начале 1950-х годов, когда остро стоял вопрос о восстановлении разрушенной в ходе войны инфраструктуры в условиях дефицита материалов. На практике первый мост с подобным типом проезжей части был возведен в 1951 году в ФРГ и соединил берега реки Рейн [117] близ городов Кельн и Мюльгейм.

Внедрение ортотропной плиты в СССР началось только с середины 1960-х, при строительстве и реконструкции разводных пролетных строений мостов им. Александра Невского, Литейного, Кировского через р. Неву и Тучкова моста через р. Малую Невку в г. Санкт-Петербурге. В 1970-74 гг. данный тип проезжей части был применен на пролетных строениях мостов через р. Катунь в Алтайском крае, р. Арпу в г. Джермуке, р. Смотрич в г. Каменец-Подольском. Общий объем монтажа конструкций с ортотропной плитой на вышеприведенных отечественных искусственных сооружениях составил 14 000 м2. При этом мировая практика строительства к тому времени уже насчитывала более 1,5 млн. м2 [75].

Широкое применение рассматриваемой конструкции в качестве проезжей части в дальнейшем обусловлено ее хорошими экономическими и эксплуатационными показателями. Она имеет сравнительно малый погонный вес (что важно при значительной длине пролета), а также достаточную продольную и поперечную жесткость, позволяющую включать в работу все поперечное сечение балки жесткости и хорошо распределять нагрузку между главными несущими элементами.

Создание столь удачной с инженерной точки зрения конструкции обусловлено большим объемом расчетно-теоретических и экспериментальных исследований, учитывающих имеющийся опыт эксплуатации. В нашей стране начало этой масштабной работе было положено в конце 1960-х годов, когда в свет вышли «Рекомендации по проектированию стальных ортотропных плит проезжей части автодорожных мостов» [71]. В дальнейшем положения, приведенные в [71], нашли свое отражение сначала в СНиП 2.05.03-84 [81], а затем и в его актуализированной редакции СП 35.13330.2011 [84].

Рассмотрим конструкцию ортотропной плиты подробнее. Монтажный блок (рисунок 1.1) представляет собой систему продольных ребер (стрингеров) и поперечных балок, поверху объединенных листом настила. Название «ортотропная» получено путем слияния слов «ортогонально» и «анизотропная», т.е. элемент с различными свойствами (в данном случае жесткостными) в перпендикулярных направлениях.

Продольные ребра могут иметь различное поперечное сечение. До недавнего времени в Российской Федерации чаще проектировались стрингеры полосового сечения, сейчас - замкнутые трапецеидальные. Тенденция схожа с инженерной практикой других стран, где открытые продольные ребра практически не

применяются уже в течение длительного времени.

Рисунок 1.1 - Конструкция ортотропной плиты Поперечные балки - обычно таврового поперечного сечения, расположенные с шагом 3-3,5 м, при этом согласно зарубежной практике использование замкнутых продольных ребер позволяет увеличивать это расстояние до 5 м и более.

Минимально допустимые размеры элементов ортотропных плит в нашей стране в настоящее время регламентируются [84]. Геометрические параметры ортотропных плит некоторых металлических мостов, возведенных в Российской Федерации, приведены в таблице 1.1.

Таблица 1.1 - Геометрические параметры ортотропных плит ряда мостов РФ

Пересекаемое препятствие Тип пролетного строения Год постройки Толщина листа настила, мм Тип и шаг продольных ребер, мм Шаг поперечных балок, м Размеры продольного ребра (ширина поверху х ширина понизу х высота х толщина), мм

1 2 3 4 5 6 7

р.Москва, Живописный мост Вантовое с арочным пилоном 2009 14 Трапецеидальное, 620 3,5 300 х 164 х 280 х 8

пролив Босфор Восточный, г.Владивосток Вантовое 2012 16 Трапецеидальное, 620 4,0 300 х 155 х 275 х 8

1 2 3 4 5 6 7

р. Волга, г. Ульяновск Балочное 2009 12 Трапецеидальное, 820 5,5 410х410 х365 х10

р. Иртыш, Южный обход г. Омска Неразрезное балочное с подпругами 1991 12 Полосовое, 350 3,5 180 х 14

р. Тура г. Тюмень Неразрезное балочное 2015 16 Трапецеидальное, 610 3,0 300 х150 х 180 х 8

р. Надым, г. Надым Неразрезное балочное 2015 14 Полосовое, 300 3,0 180 х 14

р. Бердь, г. Бердск Неразрезное балочное 2007 12 Полосовое, 300 3,0 180 х 14

р. Обь, Северный обход г. Новосибирска Неразрезное балочное 2008 14 Полосовое, 300 2,25.3,0 180 х 14 / 16

р. Обь, Бугринский мост, г. Новосибирск Арочное безраспорное 2014 14 Трапецеидальное, 600 3,0 300 х150 х 180 х 8

р. Енисей, 4-й мост в г. Красноярске Неразрезное балочное с подпругами 2015 14 / 16 Полосовое, 300 3,0 180 х 14

р.Мзымта, г.Сочи Балочное 2014 14 Трапецеидальное, 650 3,0 300 х150 х 180 х 8

р.Мзымта, г.Сочи Балочное 2014 14 Полосовое, 310 3,0 180 х 14

р.Мзымта, г.Сочи Балочное 2014 14 Трапецеидальное, 600 3,0 320 х160 х 284 х 8

р.Мзымта, г.Сочи Балочное 2014 14 Трапецеидальное, 600 4,0 300 х 200 х 280 х 8

р.Кондома, г.Таштагол Балочное 2017 14 Трапецеидальное, 550...600 4,5 300 х180 х 250 х 8

р. Тобол, с.Ярково Балочное ПС 1 2017 14 Трапецеидальное, 600 3,0 300 х150 х 180 х 10

ПС 2 14 Трапецеидальное, 600 3,0 300 х 150 х 180 х 8

В таблице 1.2 приведены параметры продольных ребер замкнутого

поперечного сечения мостов, построенных в Японии с 1990-го года, а на рисунке 1.2 показано распределение этих сооружений в зависимости от шага продольных ребер и поперечных балок [138, 139].

Таблица 1.2 - Параметры продольных ребер мостов Японии, построенных с 1990 г

Размеры, мм Кол-во Размеры, мм Кол-во

Ширина х высота х толщина мостов Ширина х высота х толщина мостов

1 2 3 4

280 х 220 х 8 1 320 х 250 х 8 3

300 х 200 х 6 2 320 х 260 х 6 3

300 х 220 х 6 32 320 х 260 х 8 37

300 х 220 х 8 7 320 х 270 х 6 5

300 х 224,6 х 7,9 1 320 х 300 х 8 1

300 х 240 х 6 1 324,1 х 242 х 8 1

300 х 250 х 8 2 324,1 х 242 х 15 7

300 х 270 х 6 1 324,1 х 262 х 8 1

300 х 280 х 8 1 325 х 250 х 8 1

300 х 280 х 12 1 327,2 х 274 х 8 1

304,1 х 222 х 8 1 330 х 250 х 8 1

1 2 3 4

310 х 250 х 6 1 330 х 250 х 14 2

310 х 250 х 8 1 330 х 263 х 6 1

318 х 258 х 8 1 330 х 280 х 8 1

320 х 200 х 6 7 330 х 288 х 8 1

320 х 200 х 8 1 330 х 288 х 10 1

320 х 230 х 8 1 340 х 200 х 9 1

320 х 240 х 6 96 340 х 250 х 8 1

320 х 240 х 8 15 340 х 280 х 8 1

320 х 200 х 6 3 370 х 250 х 8 1

а)

Число \ мостоЕ

1 00 90 ВО 70 60 50 40 30 20 1 О

б)

Число /К мостоЕ

480 520 560

600 640 680 Расстояние между ребра ми, мм

175С

И ЕЙ т_Е _

3750 4750

Расстояние между поперечными балками, мм

Рисунок 1.2 - Распределение металлических мостов Японии, построенных с 1990 г., в зависимости от параметров ортотропных плит: а - в зависимости от расстояния между продольными ребрами; б - в зависимости от расстояния между

поперечными балками В таблицах 1.3 и 1.5 даны параметры ортотропных плит иных зарубежных мостов, а в таблице 1.4 - рекомендуемые параметры ортотропных плит при проектировании в США [140, 159]. Расшифровка приведенных в таблицах 1.3 и 1.5 условных обозначений величин приведена на рисунке 1.3.

а + е

г а , Чэ

1 1 -

А \

\ Поперечная ба.пка

Рисунок 1.3 - Схема к таблицам 1.3 и 1.4

Таблица 1.3 - Параметры ортотропных плит зарубежных мостов

Сооружение Тип ПС Страна Год открытия Констр. несущ. эл-та h, мм b, мм a, мм tr, мм a+e мм L, м td, мм d,tA tc, м м

The New Little Baelt Bridge Висячее Дания 1970 Коробчатая балка 244 144 287 6 598 3 12 3 8

Hoga Kusten Bridge Швеция 1996 294 150 287 6 600 4 12 4 10

Great Belt East Bridge Дания 1998 294 150 287 6 600 4 12 0,8 12

Alfred Zampa США 2003 305 166 356 8 660 / 726 6,2 16 3 26

SFOBB США 2012 345 - 300 12 600 5 14 1,37 -

New Tacoma Narrows США 2007 Ферма 305 - - 8 - 6,1 16 1,69 9

Golden Gate Redecking США 1985 279 152 356 9 673 7,62 16 0,31 13

Williamsburg США 1998 Двутавров ая балка 279 165 356 9,5 724 3,05 16 - 8

Bronx Whitestone США 2005 343 127 330 8 660 3,01 16 - 19

Irtysh River Bridge Казах-н 2002 262 208 324 8 628 4 14 - -

Pont De Normandie Вантовое Франция 1994 Коробчатая балка 243 193 293 7/8 605 3,93 12/ 14 3 16

Sutong Bridge Китай 2008 292 164 284 8 600 4 14 4 20

Stonecutters Bridge Китай 2009 339 150 298 9 600 3,8 18 Перем. 12

The Megyeri Bridge Венгрия 2008 292 184 284 8 600 4 14 1,7 12

Millau Viaduct Франция 2004 300 200 300 7 600 - - 0,6 20

Incheon Second Bridge Корея 2009 260 189 304 8 600 3,75 14 3 11

San Mateo Hayward Неразрезное балочное США 1967 Коробчатая балка 203 / 305 - - 16 - 3,17 16/ 19 0,84 -

Great Belt East Approach Дания 1998 294 150 287 6 600 4,02 12 0,9 14

Fremont Арка США 1973 Двутав р. балка 305 152 305 8 600 3,43 13 1,27 11

Таблица 1.4 - Рекомендуемые размеры элементов ортотропных плит США

Параметр Величина

1 2

Толщина листа настила > 14 мм

Толщина ребра 6 < t < 12 мм

Расстояние между трапецеидальными ребрами, воспринимающими подвижную нагрузку 600 < s < 762 мм

Расстояние между трапецеидальными ребрами, не воспринимающими подвижную нагрузку 600 < s < 1000 мм

1 2

Расстояние между поперечными балками < 6000 мм

Соотношение между высотой продольного ребра и поперечной балки < 0,4

Толщина стенки поперечной балки 10 < t < 20 мм

Соотношение высоты выреза в стенке поперечной балки к высоте продольного ребра > 0,33

Таблица 1.5 - Параметры ортотропных плит мостов Китая

Наименован Тип Год открыт ия Главный пролет, м Стальная коробчатая балка td, мм Трапецеидальные продольные ребра

ие моста ПС Длина, м Высо та, м Ширина, м tr, мм h, мм a, мм a+e, мм Прол ет, м

Taizhou 2012 1080х2 2160 3,50 39,1 14/16 6/8 280 300 600 3,2

Xihoumen 2009 1620 2220,8 3,51 36,0 14 8 280 300 600 3,6

Zhujiang Huangpu 2008 1108 1108 3,50 38,6 16 8 280 300 600 3,2

Runyang-South <D 2004 1490 1490 3,0 38,7 14/12 6 280 300 600 3,22

Yichang Yanbtze Sä m 2001 960 1187 3,0 30,0 12 6 280 300 590 4,02

Haicang 2000 648 2000 3,0 28,8 12 6 280 300 600 3,5

Jianguin 1999 1385 1385 3,0 36,9 12 6 280 300 600 3,2

Humen 1997 888 1997 3,0 33,6 12 8 260 320 620 4,0

Xiling 1996 900 900 3,0 21,4 12 6 - 320 640 2,54

Edong 2010 926 901 3,8 38,0 16 8 300 300 600 3,0

Jingyue 2010 816 1204 3,8 38,5 14/ 16 8 300 300 600 3,0

Minpu 2010 708 708 9,0 43,6/27,0 14/16 8 300 360 700 15,1

Shanghai Yangtze <D S 2009 730 1430 4,0 51,5 16 8 300 300 600 3,75

Jingtang pq 2009 620 1210 3,0 30,1 14 8 280 300 600 3,5

Sutong 2008 1088 2088 4,0 41,0 16/14 8 300 300 600 4,0

3rd Nanjing 2005 648 1288 3,2 37,2 14/16 8 280 300 600 3,75

2nd Nanjing 2001 628 1238 3,5 37,2 14 6 280 300 600 3,75

Bashazhou 2000 618 904 3,0 30,2 12 8 260 320 640 6

Из вышеприведенных таблиц следует, что параметры ортотропных плит отличаются разнообразием. Сравнение размеров элементов проезжей части с замкнутыми стрингерами мостов разных стран показывает, что в целом жесткость отечественных конструкций несколько ниже, чем у зарубежных сооружений, вследствие меньшей высоты ребер. При этом продольные ребра открытого поперечного сечения, имеющие меньшую крутильную жесткость, в отличие от России, в других странах практически не применяются (например, в Японии они могут быть расположены только под прохожей частью тротуара).

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Поляков Сергей Юрьевич, 2021 год

/ / / /

II

III 11/

!

50 мм

50 мм

70 мм

60 мм

70 мм

2500 10000 20000 30000 40000 Модуль упругости асфальтобетона, МПа

- - при наличии сцепления с листом

---- — без сцепления

-40 0 40

Температура, 'С

для а/ для а/

на Ьитуме на ПБВ

Рисунок 2.3 - Результаты расчетов И.Д. Сахаровой [75]: а - графики зависимости изгибных напряжений в асфальтобетонном покрытии от модуля упругости и толщины покрытия; б - температурная

зависимость модуля упругости при частоте нагружения 0,01 и 20 Гц А.С. Судомоиным [87] в ходе исследований по оценке влияния конструкции ортотропной плиты на работу одежды ездового полотна в расчет вводились различные модули упругости асфальтобетона в диапазоне от 2000 до 40000 МПа (рисунок 2.4).

Большая часть приведенных выше данных получена еще в 1980-е годы. Из более современных материалов можно выделить результаты, полученные Н.Н. Беляевым в ходе работы по выявлению причин образования трещин в покрытии 1-й очереди Большого Обуховского моста в г. Санкт-Петербурге [4]. Проводимые им всесторонние исследования включали в себя и эксперименты по определению механических свойств литого и щебеночно-мастичного асфальтобетонов, примененных на рассматриваемом искусственном сооружении, часть из которых приведена в таблице 2.1. Но представленные там результаты получены для конкретных образцов и при конкретной длительности загружения, что не позволяет использовать эти данные в других условиях.

10 20 30 40 50 10 20 30 40 50 60

Толщина покрытия, мм Толщина покрытия, мм

Рисунок 2.4 - Результаты исследований А.С. Судомоина [87]: а - зависимость растягивающих напряжений в верхней фибре покрытия от его толщины при изменении модуля упругости; б - зависимость растягивающих напряжений в верхней фибре покрытия при различных модулях упругости при наличии (сплошная) и отсутствии (пунктирная) связи с листом настила

Таблица 2.1 - Экспериментальные значения модулей упругости асфальтобетонов [4]

Модуль упругости, МПа, при температуре, 0С, и длительности загружения 0,1 с

Тип асфальтобетона +50 +20 0 -20 -50

Литой 200 890 5180 7745 3630

Щебеночно-мастичный 65 630 3290 9460 2315

Для асфальтобетонов, отличающихся от примененных на Большом Обуховском мосту, значения механических характеристик (модуль упругости Е, коэффициент Пуассона V) во всем температурном диапазоне работы покрытия не регламентируются ни одним отечественным нормативом. Кроме того, по мнению Б.Б. Телтаева [92], также подтвержденному результатами исследований других ученых, значения изгибного модуля упругости современных мелкозернистых и крупнозернистых асфальтобетонов при кратковременном однократном

нагружении должны быть существенно выше, чем приведенные в методике проектирования нежестких дорожных одежд [63]. Поэтому для соответствующих вычислений предлагается использовать иные данные, обоснование применения которых приведено ниже.

2.1.1 Обоснование зависимости для определения модуля упругости

асфальтобетона

При проектировании искусственных сооружений из наиболее распространенных строительных материалов (стали, бетона), в расчет принимаются фиксированные значения их модуля упругости (за исключением учета ползучести). Аналогичный подход сохранен и при конструировании нежесткой дорожной одежды на земляном полотне, но модуль упругости асфальтобетона при проверке на изгиб с учетом усталостных явлений принимается при одной конкретной температуре в 0 0С [63]. При этом величина напряжений в разных климатических условиях непостоянна, поэтому расчетов только при этой температуре для расчета долговечности по критерию усталостного разрушения покрытия на ортотропной плите недостаточно.

Для определения модуля упругости асфальтобетона с учетом изменения температуры и длительности воздействия нагрузки существует целый ряд зависимостей, что обусловлено отличиями во взглядах ученых на сам механизм деформирования данного материала. Соответственно, расчетные формулы выведены на основании разных исходных предпосылок - например, в [120] модуль упругости асфальтобетона предполагается зависящим от его гранулометрического состава, а в [20] обосновывается необходимость определения именно соотношения между модулями жесткости и вязкости битума (по терминологии авторов).

Соискателем рассмотрено и проанализировано несколько таких зависимостей [102, 104, 103], в результате чего было принято решение в дальнейшем использовать модель T. Hirsch с соавторами, применяемую совместно

с формулой для определения модуля упругости (или жесткости, как принято авторами) битума, полученной Б.С. Радовским и Б.Б. Телтаевым [68]. Остановимся на ней подробнее.

Асфальтобетон - композиционный материал, т.е. состоит из компонентов с различными свойствами. Поэтому значение его модуля упругости в соответствии с правилами смеси Рейсса (формула (2.1)) и Фойгта (формула (2.2)) во-первых, находится в диапазоне между модулями упругости составляющих его компонентов, а, во-вторых, зависит от доли объема смесей, занимаемой каждым компонентом [68]:

Ec = vxEx +v2 E2, (2.1)

1/Ec=vJ E1 +v2/E2, (2.2)

где Ес - модуль упругости композиционного материала;

Е1, Е2 - модули упругости компонентов композиционного материала;

v1, v2 - объемные доли компонентов композиционного материала.

При этом формулы (2.1) и (2.2) позволяют вычислить только диапазон возможных значений модуля упругости композиционного материала, без получения информации, насколько близко фактический Ес находится к верхней или нижней границе. Оценить это можно разными путями, один из которых -количественное выражение связи по контакту включений и матрицы. Основываясь на этом, T. Hirsch в 1962 году предложил формулу для определения модуля упругости цементного бетона, основанную на правилах смеси Рейсса и Фойгта с учетом влияния связи на контакте включений и матрицы [68]:

1 К /1\ + (1 - к)

'с с2 ^ (2.3)

1 + 2

ЕС Е1С1 ^ Е2С2 VЕ1 Е2 J

где к - эмпирический коэффициент, лежащий в диапазоне от 0 до 1, характеризующий величину связи по контакту матрицы и заполнителя (0 - связь отсутствует, 1 - связь абсолютно жесткая) и показывающий, насколько близко находится модуль упругости композиционного материала Ес к нижней либо верхней границе возможного диапазона.

Применительно к асфальтобетону показатель к можно интерпретировать следующим образом. Если эта связь слаба и к стремится к 0, то касательные напряжения по контакту не передаются, соответственно, компоненты деформируются «последовательно», т.е. продольные и поперечные деформации составляющих смеси суммируются. Это можно применить к асфальтобетону при высоких температурах. Если же связь существенна, то все происходит наоборот.

В период с 1999 по 2001 год T. Pellinen провел динамические испытания 206 асфальтобетонных образцов при разных условиях загружения, на основании чего совместно с D. Christensen и R. Bonaquist разработал прогностическую модель для получения модуля упругости асфальтобетона на основе зависимости T. Hirsch (2.3) [116]:

1 - P

E = Pc [E • (1 - VMA) + Eb ■VMA ■ VFA] +

(1 - VMA) VMA ' (2.4)

- +

E E ■ VFA

agg J-yb

где - модуль упругости каменного материала. В соответствии с [68]

принимается равным 19000 МПа;

Еь - модуль жесткости вяжущего;

УМА - пористость минерального материала (в долях единицы); УРА - доля межзерновых пор, заполненных вяжущим;

Рс - контактная функция, выражающая коэффициент к и характеризующая вклад каждого компонента в модуль упругости асфальтобетона [68]:

(и 77 VFA

P0 + Eb-

v 0 b VMA у

= v-—/ , (2.5)

P2 +

Eb

v b VMA у

где P0, P1, P2 - эмпирические коэффициенты.

Схема модели композиционного материала, предложенной T. Hirsch, и ее уточненная применительно к асфальтобетону вариация приведены на рисунке 2.5 [164].

а)

б)

/

Vi

V2

Vi v2

\ /

Минеральная часть Вяжущее Поры Минеральная часть

Вяжущее Поры

\

Примечания: Vi - первый компонент;

V2 - второй компонент.

Рисунок 2.5 - Модель T. Hirsch и ее вариация для асфальтобетона, разработанная T. Pellinen, D. Christensen и R. Bonaquist: а - исходная модель, предложенная T. Hirsh; б - уточненная модель для асфальтобетона. Значения модуля упругости битума определены по зависимости, полученной Б.Б. Телтаевым и Б.С. Радовским [68]:

E (t) = Eg

1 +

EA

V 3П у

i+1 b

(2.6)

где Её - мгновенный продольный модуль жесткости вяжущего (принимается

равным 2460 МПа согласно [68]);

ц - сдвиговая ньютоновская вязкость, зависящая от типа битума и его температуры;

£ - длительность воздействия нагрузки, с; Ь - показатель степени, определяемый как:

ь = ■

1 + М-) _ 2'

(2.7)

ß ln(2)

1

где Р - показатель (0 < р < 1), который предполагается зависящим только от индекса пенетрации битума и определяется по приближенной формуле [68]:

Р =

0,1794

(2.8)

1 + 0,2084Р/ - 0,00524Р/

где Р1 - индекс пенетрации битума.

Вязкость битума можно определить по следующим формулам [68]:

п= а^ (Т)ц(Тг ) при Т ^ ТгЬ -10, п= а^(т).л(тг ) при Т > ТгЬ -10,

(2.9) (2.10)

где п - вязкость, МПа • с;

Т - температура вяжущего, 0С;

Т, - температура размягчения битума, определенная по методу кольца и шара, 0С;

Ц (Т) - вязкость при температуре Тг =(Тгъ - 10) 0С, МПа• с:

) = 0,00124 1 + 71ехр

12(20 - Р1) 5(10 + Р1)

• ехР|

0,2011

0,11 + 0,0077Р1

аТ,Лкгг (Т) ' аТ

,(Т) - функции температурно-временного смещения.

атлкгг(Т) = ехР

11720

3(30 + Р1)

5(10 + Р1)

Т + 273 ТЛ+263

ат

(Т ) =

ехр

2,303(Т - Тл +10)

(0,11 + 0,0077Р1 )(114,5 + Т - Тъ)

(2.11)

(2.12)

(2.13)

По мнению соискателя, данная расчетная модель в настоящее время является наиболее подходящей для прогнозирования значений модуля упругости асфальтобетона. Во-первых, в ее основе лежат зависимости, выведенные математическим путем и обоснованные физически, уже применявшиеся ранее и доказавшие свою состоятельность. Во-вторых, параметры, входящие в нее, либо регламентируются отечественными нормативами, либо определяются при испытаниях асфальтобетона, поэтому при расчете можно заранее оценить диапазон возможных значений модуля упругости.

2

1

1

Безусловно, в данной расчетной модели имеются и недостатки, например, тот факт, что коэффициенты в выражении для вычисления контактной функции (формула (2.5)) получены иностранными исследователями для асфальтобетонов на остаточном типе битума. Оценить степень их влияния можно посредством сравнения напряженно-деформированного состояния покрытия, полученного в ходе экспериментов и вычисленного с учетом определенного по формуле (2.4) модуля упругости асфальтобетона. Результаты подобного сравнения для одежды ездового полотна нескольких мостов приведены в главе 3 данного исследования.

2.1.2 Обоснование зависимости для определения коэффициента Пуассона

асфальтобетона

Коэффициент Пуассона V - еще одна механическая характеристика, влияющая на напряженно-деформированное состояние материала. Информации о температурно-временной зависимости этого параметра для асфальтобетона в открытом доступе существенно меньше, чем для модуля упругости, особенно в отечественных источниках. В существующих нормах по расчету нежестких дорожных одежд на земляном полотне [63] коэффициент Пуассона не упомянут, в статье [28] использованы наработки 1930-х годов [9], О.В. Дровалева проводит расчеты при V = 0,35 [19], а Ю.М. Сибирякова [78] принимает V = 0,25 согласно рекомендациям Ленинградского филиала СоюздорНИИ [26, 27], но отмечая при этом наличие зависимости коэффициента Пуассона от температуры и частоты приложения нагрузки. Экспериментальные исследования данного вопроса в нашей стране пока ограничены только работой [100], где значения рассматриваемого параметра определены в диапазоне от +20 до +50 0С.

За рубежом эта проблема проработана более детально. Эксперименты, направленные на выявление зависимости коэффициента Пуассона от температуры и длительности воздействия нагрузки, проводились уже в 70-х годах ХХ века [131] и свидетельствовали об изменении данного показателя с 0,24 при +10 0С до 0,46

при +42 0С. Обобщение результатов дальнейших исследований можно найти в работе [9], где приведена сводная таблица рекомендуемых значений коэффициента Пуассона в соответствии с различными источниками [121, 147, 154, 155, 156] (таблица 2.2).

Таблица 2.2 - Значения коэффициента Пуассона асфальтобетона

[121] [147] [154] [1 155] [156]

Т, 0С V Т, 0С V Т, 0С V Т, 0С V Т, 0С V

<-18 <0,15 10 0,25 0 0,21 4 0,21 4 0,18.0,35

-18...4 0,15.0,20 20 0,35 11 0,33 13 0,25 13 0,28.0,43

4...21 0,20.0,30 30 0,45 27 0,44 21 0,31 21 0,32.0,44

21.38 0,30.0,40 - - - - 38 0,41 38 0,40.0,50

38.54 0,40.0,48 - - - - 60 0,48 60 0,40.0,50

>54 0,45.0,48 - - - - - - - -

Согласно [121], между значениями коэффициента Пуассона и модуля упругости асфальтобетона существует обратно пропорциональная корреляционная зависимость, в общем виде выражаемая как:

035

У = 0,15+ 1 + ,00689* (2.14)

где а, р- коэффициенты, определяемые по результатам экспериментов;

Е - модуль упругости асфальтобетона, МПа.

В 1999 году в ходе проведенных исследований были получены следующие величины коэффициентов: а = -1,63, в = 3,84-10-6. Результаты данных испытаний асфальтобетона, а также аппроксимирующая их зависимость изображены на рисунке 2.6 [136].

Зарубежное руководство по механико-эмпирическому проектированию покрытий [121] предлагает вычислять значения коэффициента Пуассона по несколько видоизмененной формуле (2.14):

0,35

0,15 + 1 —12,452+2,291-^0,00689Е . (2.15)

Последующие анализ и экспериментальная проверка выражения (2.15) доказали правильность применения сигмоидальной функции в основе прогностической зависимости для вычисления значений коэффициента Пуассона [136].

Мй(1л1л (ры)

Рисунок 2.6 - Результаты экспериментов, используемые для разработки прогностической модели коэффициента Пуассона [136] Обратно пропорциональная зависимость V от Е асфальтобетона согласуется с расчетными предпосылками принятой модели для вычисления модуля упругости асфальтобетона. Поскольку в формуле (2.4) посредством контактной функции Рс отражен характер взаимодействия компонентов асфальтобетона между собой, вычисленные значения модуля упругости косвенно характеризуют соотношение между продольными и поперечными деформациями материала. Т.е. чем выше Е, тем сильнее связь на контакте между компонентами и, соответственно, меньше поперечные деформации. При снижении Е справедливо обратное. Таким образом,

существование корреляционной зависимости между Ет1х и V нельзя исключать, и одним из вариантов ее выражения может выступать формула (2.15). Г.Н. Кирюхин в своих исследованиях также допускает, что физическая природа экспериментально установленных зависимостей модуля упругости, коэффициента

Пуассона и коэффициента линейного температурного расширения асфальтобетона от температуры является одной и той же [33].

На основании этого принято решение при вычислении напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна значения коэффициента Пуассона асфальтобетона получать по зависимости (2.15). Подтвердить возможность применения данной формулы предполагается в ходе натурного определения НДС покрытия и сравнения экспериментальных данных с расчетными (см. главу 3).

2.1.3 Обоснование механических характеристик защитно-сцепляющего слоя

Согласно результатам ряда исследований, одним из факторов, влияющих на напряженно-деформированное состояние элементов мостового полотна, являются свойства защитно-сцепляющего слоя [37, 111, 132, 135].

В работе [37] проведена оценка величины напряжений в элементах ортотропной плиты при абсолютно жесткой связи покрытия с листом настила и при наличии между ними пятимиллиметрового слоя с модулем упругости около 10 МПа. Установлено увеличение напряжений в металлоконструкциях при наличии податливой защитно-сцепляющей прослойки, поэтому можно сделать вывод, что НДС одежды ездового полотна также зависит от механических характеристик гидроизоляции.

В [135] определено НДС нескольких конструкций одежды ездового полотна по ортотропной плите, как включающих защитно-сцепляющий слой между листом настила и асфальтобетоном, так и обходящихся без него. Связь между всеми материалами принималась абсолютно жесткой и обеспечивалась посредством наличия общих узлов. Защитно-сцепляющий слой задавался объемными конечными элементами толщиной 3 мм с модулем упругости в диапазоне 5.. .50 МПа. Установлено, что наличие более податливой прослойки привело к возрастанию напряжений в верхней фибре асфальтобетона, и в целом величина

напряжений в покрытии обратно пропорциональна жесткости материала гидроизоляции.

В работе [111] рассмотрено влияние конструктивных параметров одежды ездового полотна на ее поведение на ортотропной плите под воздействием подвижной нагрузки при температурах от -20 0С до +60 0С и длительности ее приложения в 0,1 с. Проанализировано четыре типа покрытий - полимербетон, эпоксидный, щебеночно-мастичный и мастичный асфальтобетоны, и три варианта гидроизолирующего слоя - с модулем упругости в 5, 10 и 50 МПа.

Схожие результаты получены корейскими и голландскими учеными. В исследовании [132] проанализирована работа покрытия на Merwede bridge, введенном в эксплуатацию в 1961 году, при этом рассмотренная конструкция одежды ездового полотна несколько отличается от принятой в нашей стране. Имеется не один, а два защитно-сцепляющих слоя, выполненных из мембранной гидроизоляции - между покрытием и листом настила и между слоями асфальтобетона (рисунок 2.7, а). Расчеты проведены с характеристиками материалов, соответствующими температурам -5 0С и +10 0С, модуль упругости гидроизоляции при этом принят в диапазоне 5.95 МПа. По результатам исследования сделан вывод о влиянии на НДС одежды ездового полотна наличия и характеристик более податливой в сравнении с асфальтобетоном мембраны, даже с учетом того, что анализировалось сечение над поперечной балкой, менее опасное по сравнению с сечением над стенкой главной балки (рисунок 2.7, б).

Что касается отечественных исследователей, то их подходы к учету защитно-сцепляющего слоя отличаются многообразием. Например, в [90] информации о принимаемых свойствах гидроизоляции не приведено, указано, что наличие сцепления между покрытием и листом настила задано посредством абсолютно жестких связей, поэтому вероятно, что расчеты проводились в предположении отсутствия податливой прослойки. В [4] отмечалось, что принятый при моделировании модуль упругости гидроизоляции меньше, чем таковой у асфальтобетона, а в [28] свойства защитно-сцепляющего слоя комбинировали в себе характеристики битума (модуль упругости) и асфальтобетона (коэффициент

Пуассона). В монографии [101] описаны различные расчетные модели системы «ортотропная плита - одежда ездового полотна», начиная с советских времен. В их основе лежало две крайности - либо абсолютно жесткая связь между листом настила и покрытием, либо ее полное отсутствие вследствие развития дефектов. Самими авторами работы [101] также выполнено моделирование работы одежды ездового полотна, как без учета защитно-сцепляющего слоя, так и с его включением в виде мастики толщиной 20 мм. Механические характеристики данного материала задавались через диаграмму деформирования, уточненную по опытным данным.

б)

Рисунок 2.7 - Моделирование конструкции проезжей части в работе [111]: а - моделирование одежды ездового полотна; б - конечно-элементная модель В настоящем исследовании рассматривается наплавляемая рулонная битумно-полимерная гидроизоляция, наиболее часто применяемая в России при устройстве одежды ездового полотна искусственных сооружений. Данный материал состоит из армирующей базы, на которую с обеих сторон нанесено битумно-полимерное вяжущее. В качестве основы используются долговечные, не подверженные гниению полотна из синтетических нетканых полиэфирных волокон [70, 98].

Механические свойства данного материала, необходимые для расчета напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна (Е и V), нормативами, техническими условиями и рекомендациями по применению не регламентируются. Эксперименты по определению предельных сдвигающих усилий для различных конструкций одежды ездового полотна с использованием подобных систем гидроизоляции также не дают представления о действительных значениях механических свойств данного материала [55].

Ввиду отсутствия формализованных данных об интересующих нас параметрах защитно-сцепляющего слоя принято решение о моделировании его как полностью состоящего из битума, что позволяет использовать формулу (2.6) для вычисления модуля упругости и значение коэффициента Пуассона, равное 0,35 [68]. При этом в ходе сравнения результатов экспериментальных исследований и расчетов (см. главу 3) установлено, что малые значения модуля упругости защитно-сцепляющего слоя (менее 20 МПа) приводят к существенному искажению напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна по сравнению с эмпирическими данными. Расчетами установлена минимально допустимая величина модуля упругости гидроизоляционного материала, равная 20 МПа и приводящая к удовлетворительной сходимости результатов экспериментов и расчетов.

При расчетах также следует контролировать, что модуль упругости битума не может быть больше 2460 МПа, т.е. максимального значения в момент стеклования материала [68]. Таким образом, расчетный диапазон величин модуля упругости для защитно-сцепляющего слоя - 20.2460 МПа, а коэффициент Пуассона - 0,35.

2.1.4 Характеристики металлоконструкций, вводимые в расчет

Общепринятые значения механических характеристик стали пересмотру не подвергались, поскольку они многократно подтверждены экспериментально.

2.2 Общие принципы моделирования конструкций

Как отмечалось в главе 1, общий подход, реализованный в действующей нормативной документации по расчету нежестких дорожных одежд, к покрытиям на мостах неприменим ввиду невозможности представить ортотропную плиту как многослойное полупространство, для которого и разработаны все формулы и номограммы к определению напряжений.

Ранее при расчетах одежды ездового полотна несущие конструкции проезжей части мостов моделировались различными путями. Лист настила, опертый на продольные ребра и поперечные балки, заменялся как разрезными, так и неразрезными и защемленными балками, что, во-первых, не позволяло учесть пространственную работу конструкции, а, во-вторых, иногда приводило к отличиям между расчетным и фактическим характером деформирования элемента [101].

Метод конечных элементов (МКЭ), получивший в настоящее время широкое развитие в различных отраслях науки и техники, в том числе в мостостроении, позволяет обойти данные недостатки. Он является универсальным численным методом статических и динамических расчетов любых конструкций с возможностью учета пластического деформирования материала. Для определения напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна МКЭ применялся, например, Н.Н. Беляевым [4], М.А. Телегиным [90], Jongeun Baek [111], Sang Luo, Qing Li [135], C. Seim [150] и др.

При использовании МКЭ область, в которой ищется решение, разбивается на конечное число элементов. В нужные узлы прикладывается нагрузка и накладываются граничные условия. Напряженное состояние в каждом конечном элементе определяется через значения узловых перемещений, а связь между усилиями и перемещениями осуществляется с помощью матрицы жесткости через уравнение:

[R] • Z = P, (2.16)

где [R] - матрица жесткости конструкции;

2 - вектор перемещений;

Р - вектор узловой нагрузки.

Определение напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна выполнялось в основанной на методе конечных элементов программе MidasCivil. В общем случае расчетная модель представляет собой блок или фрагмент блока пролетного строения с геометрическими характеристиками элементов, соответствующими фактическим (рисунок 2.8). Несущие металлоконструкции заданы плитными конечными элементами, одежда ездового полотна - объемными, поперечные связи - балочными конечными элементами.

Моделирование одежды ездового полотна объемными конечными элементами позволяет по результатам расчетов получить все компоненты напряженно-деформированного состояния. При этом в данной работе принято решение анализировать только тот компонент тензора напряжений, который вносит наибольший вклад в возникновение того или иного дефекта:

- поперечные нормальные растягивающие напряжения, т.е. ау при ориентации оси х вдоль сооружения (приводят к появлению продольных трещин над стенками главных балок, см. рисунки 1.6, 1.7, 1.9, 1.11);

- продольные нормальные растягивающие напряжения, т.е. ах при ориентации оси х вдоль сооружения (приводят к появлению поперечных трещин над стенками поперечных балок, см. рисунки 1.8, 1.10).

Рисунок 2.8 - Пример расчетной модели в MidasCivil для определения НДС

одежды ездового полотна

При моделировании введено допущение о наличии сцепления между всеми слоями покрытия и нижнего слоя с листом настила ортотропной плиты, задаваемом путем наличия общих узлов у смежных элементов. Потеря сцепления приведет к изменению напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна, что подтверждено исследованиями [75, 90], и в данной работе подобный случай не рассматривался.

Несмотря на отличия в величине коэффициентов линейного температурного расширения стали и асфальтобетона, температурные напряжения в покрытии не учитывались в предположении, что защитно-сцепляющий слой за счет своей большей податливости компенсирует разницу в деформациях материалов при изменении температуры.

Моделирование участка пролетного строения, а не всего сооружения целиком обусловлено тем, что причинами возникновения рассматриваемых трещин являются местные деформации ортотропной плиты, а не общие перемещения пролетного строения. Это подтверждает анализ полученных поверхностей влияния (рисунок 2.9).

Об отсутствии влияния общей работы пролетного строения на рассматриваемые трещины в покрытии свидетельствуют также результаты обследования проезжей части Краснофлотского моста через р. Северную Двину в г. Архангельске, выполненного специалистами РУТ (МИИТ) в 2017 году. На нескольких пролетных строениях с ортотропной плитой проезжей части были выявлены однотипные дефекты - регулярные продольные трещины в покрытии по полосам наката. Выполненные автором расчетные исследования (см. п. 4.2.2) показали, что наиболее вероятной причиной их возникновения является недостаточная долговечность асфальтобетона по критерию усталостного разрушения. Согласно имеющимся фотографиям, данные трещины проявились в том числе и в самом начале пролетного строения (рисунок 2.10), что говорит об отсутствии влияния общей работы пролетного строения на образование подобных дефектов.

Рисунок 2.9 - Поверхность влияния поперечных растягивающих напряжений в верхней фибре асфальтобетона в рассматриваемом сечении: а - расчетная модель; б - поверхность влияния напряжений

Поскольку, как предполагается, возникающие в асфальтобетоне напряжения обусловлены местной работой пролетного строения, а моделируется не все ПС, а его фрагмент, накладываемые граничные условия не должны запрещать местные перемещения элементов, в особенности, изгиб стенок главных балок. Этому условию отвечает, например, ограничение всех (линейных и угловых перемещений узлов, по которым проведено отсечение рассматриваемого участка, т.е. тех мест, которые соприкасаются с металлоконструкциями, не вошедшими в расчетную модель. Пример назначения граничных условий приведен на рисунке 2.11.

Рисунок 2.10 - Продольные трещины в асфальтобетоне по полосам наката в начале арочного пролетного строения

Рисунок 2.11 - Назначение граничных условий для расчетной модели

Передача нагрузки от транспортных средств на моделирующие асфальтобетон объемные конечные элементы осуществлена посредством «отпечатков», задаваемых с помощью средств MidasCivil (рисунок 2.11). Размеры «отпечатков» приняты равными 20х30 см для одиночного и 20х60 см для сдвоенного колеса (как при расчете элементов ортотропной плиты в соответствии с [84]) с меньшим размером в направлении вдоль оси моста, и будут обоснованы ниже в подразделе 2.3.

Определение напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна выполнялось с учетом следующих исходных предпосылок:

- расчеты выполнены в линейной постановке в упругой стадии работы материалов. Результаты схожих исследований свидетельствуют, что учет пластических свойств асфальтобетона существенно усложняет расчет, но повышает точность не более чем на 10-15% [4];

- асфальтобетон представлен как изотропный материал;

- предполагается, что одежда ездового полотна имеет одинаковую температуру по всей высоте ввиду небольшой (в пределах 12 см) общей толщины покрытия.

Рисунок 2.12 - Моделирование нагрузки от трехосного грузового автосамосвала

В дальнейшем с использованием МКЭ планируется проведение расчетов сдвиговых напряжений в асфальтобетоне и по контакту слоев одежды ездового полотна, что при наличии предельно допустимых значений позволит проводить проверки по обеспечению сцепления между материалами.

2.3 Моделирование приложения нагрузки от транспортных средств

Одним из факторов, влияющих на результаты расчета напряженно-деформированного состояния элемента, является характер приложения нагрузки от транспортных средств. Очевидно, что с уменьшением размера рассчитываемого элемента относительно всей конструкции степень детальности моделирования приложения нагрузки должна возрастать. Если при расчете главных балок достаточным может быть задание воздействия от транспортных средств через сосредоточенные узловые силы, то для определения локальных напряжений в одежде ездового полотна подобной детализации недостаточно. Характер приложения нагрузки к конечным элементам должен быть приближен к реальному для получения достоверных результатов и вместе с тем максимально, но обоснованно унифицирован для упрощения процесса моделирования. С целью назначения параметров отпечатка при расчете напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна в ходе воздействия испытательной нагрузки

рассмотрены и проанализированы отечественные и некоторые зарубежные нормы и исследования в области расчета дорожных одежд на земляном полотне и конструкций проезжей части мостов.

Параметры транспортной нагрузки при проектировании нежестких дорожных одежд на земляном полотне согласно нормам разных стран сведены в таблицу 2.3.

Таблица 2.3 - Параметры транспортной нагрузки

Нормы Описание расчетной нагрузки

ПНСТ 265-2018 (Россия) Нагрузка от одного колеса тележки АК. Диаметр кругового штампа равен 30 см, осевая нагрузка для капитальных дорожных одежд - 115 кН, величина давления - 800 кПа [63].

PMS Object (Швеция) Ось с нагрузкой 100 кН, передаваемой на спаренные колеса, диаметр кругового штампа для каждой шины 0,2 м, величина контактного давления на дорожную одежду для каждого штампа - 800 кПа, расстояние между центрами штампов для шин спаренного колеса - 0,3 м [128, 141]. || || ЗЩ[тш] 800 1*.Ра]^ 50ПТЭМ

NF P98-086 (Франция) Ось с нагрузкой 130 кН, максимально допустимой величиной в данной стране. Соответственно, на спаренное колесо приходится 65 кН, которые распределены по двум круговым отпечаткам диаметром 0,25 м и расстоянием между их осями 0,375 м. Контактное давление равно 662 кПа [123, 148].

Chinese asphalt pavement design method (Китай) Одна ось с нагрузкой 100 кН, на каждое из спаренных колес приходится по 50 кН. От спаренного колеса на асфальтобетон нагрузка передается через два штампа диаметром по 0,213 м и расстоянием между их осями 0,3195 м. Величина контактного давления 700 кПа [123].

Shell Pavement Design Manual (США) Разработано в конце 1970-х годов. В качестве нагрузки рассматривалась ось с нагрузкой 80 кН, на каждое спаренное колесо приходилось 40 кН. Нагрузка от каждого спаренного колеса передавалась на покрытие через два круговых штампа диаметром по 21 см и расстоянием между их осями 0,32 м. Величина контактного давления 600 кПа [144, 148].

Из таблицы 2.3 следует, что в целом положения норм разных стран перекликаются друг с другом. В качестве нагрузки выступает колесо транспортного средства, к которому приводится транспортный поток в соответствии со степенью воздействия того или иного ТС. Контакт шины с асфальтобетоном задается через круговой отпечаток, равновеликий по площади

фактическому отпечатку от колеса, а давление в пределах отпечатка предполагается равномерно распределенным. Нагрузки на ось также в целом соответствуют друг другу, но, как правило, рассматривается сдвоенное колесо и, соответственно, два отпечатка, расположенных рядом. Единый отпечаток для спаренного колеса принят только в отечественных нормах, результаты исследований свидетельствуют, что замена спаренных колес одним круговым отпечатком приводит к увеличению расчетных напряжений в дорожной одежде на величину около 20%, что идет в запас [24].

Схожесть характера приложения нагрузок в нормах разных стран может быть связана с тем, что в основе всех методик лежат аналогичные предпосылки - в качестве расчетной схемы принято многослойное упругое полупространство, каждый слой которого характеризуется своим модулем упругости и коэффициентом Пуассона, а определение напряжений являет собой задачу Буссинеска. К одежде ездового полотна на ортотропной плите это неприменимо, поэтому ниже рассмотрено, как моделируется передача нагрузки от транспортных средств при расчете элементов проезжей части мостов.

Элементы проезжей части мостов рассчитываются на нагрузку от транспортных средств, прикладываемую также посредством отпечатков с равномерно распределенным в их пределах давлением. Отечественный ГОСТ [13], а вместе с ним и СП 35.13330.2011 [84] регламентируют размеры отпечатка вдоль движения 0,2 м и поперек 0,6 м, соответственно, нормативная величина давления колеса нагрузки АК с классом К = 14 равна 583 кПа. Нагрузка НК в данной работе не рассматривается, поскольку объектом исследования выступает выносливость асфальтобетона (поэтому необходимо обеспечить многократность загружения), а проезд нагрузки, сопоставимой по степени воздействия с тележкой НК, является единичным явлением.

Отечественные исследователи в своих работах также ориентируются на параметры нормативно закрепленных нагрузок. Н.Н. Беляев при конечно-элементном моделировании покрытия с целью анализа причин возникновения

трещин в покрытии первой очереди Большого Обуховского моста в г.Санкт-Петербурге моделировал воздействие тележки АК [4], М.А. Телегин прикладывал к одежде ездового полотна нагрузки А14 и Н14 [90].

В иностранных нормах по расчету искусственных сооружений параметры подвижной нагрузки также отличаются от таковых для методик проектирования дорожной одежды на земляном полотне. Eurocode [118] рассматривает два типа транспортных средств - ЬМ1, моделирующую воздействие стандартного транспортного потока, и ЬМ2, одноосную нагрузку, предназначенную для расчета элементов на местные воздействия. В первом случае при длине пролета менее 10 м контакт колеса и проезжей части представляет собой квадрат со сторонами 0,4 м, во втором - прямоугольник размерами 0,35 м вдоль и 0,6 м поперек движения. Величина контактного давления для ЬМ1 и ЬМ2 практически не отличается и равна около 950 кПа.

Американские мостовые нормы [133] при расчете элементов, на которые непосредственно воздействует шина, регламентируют размер отпечатка как 10х10 дюймов для одинарного и 10х20 дюймов для спаренного колеса (25,4х25,4 см и 25,4х50,8 см). Поскольку на каждое колесо приходится по 3,625 тс, давление в пределах отпечатка составляет 280 кПа.

Иностранные исследователи при расчетах одежды ездового полотна на ортотропной плите передачу воздействия от транспортных средств моделировали аналогично. В [143] нагрузка от спаренного колеса представлялась в виде двух штампов 250х200 мм (вдоль х поперек) с расстоянием в свету 100 мм, а величина контактного давления равнялась 500 кПа. В [162] для аналогичной нагрузки размеры штампов составляли 200х200 мм с таким же промежутком между ними, но контактное давление составило уже 700 кПа.

Таким образом, при проектировании нежесткой дорожной одежды на земляном полотне нагрузка от веса транспортного средства прикладывается через штамп или два расположенных рядом штампа кругового очертания, при расчете

элементов искусственных сооружений - через штамп прямоугольной формы с меньшим размером по направлению движения потока.

Поскольку настоящая работа расположена на стыке данных дисциплин, с целью назначения геометрии штампа были проанализированы результаты нескольких исследований по идентификации фактической формы отпечатка колеса. Например, в [146] определены контуры взаимодействия шины с ровной площадкой и получен характер распределения давления при опирании ТС на реальное асфальтобетонное покрытие (рисунок 2.13).

Представляет интерес, что опирание шины на асфальтобетонное покрытие происходит не всей поверхностью, а через множество отдельных «вкраплений», напряжения в пределах которых существенно превышают получаемые по расчетным методикам. Этот факт предполагается проанализировать в дальнейшем, а в данном исследовании с целью упрощения асфальтобетон рассматривается в качестве гладкой поверхности. Согласно рисунку 2.13а, отпечаток колеса имеет эллиптическую форму, причем больший размер направлен поперек направления качения. На основании этого и поскольку у большинства большегрузных автомобилей колеса задней тележки сдвоены, ширина площадки опирания должна значительно превышать длину.

Профессор Королевского технического университета г. Стокгольм, руководитель группы дорожных конструкций Д.Е. Елагин в ходе конференции в КазАТК (г.Алматы), описывая опыт Швеции по расчету конструкций дорожных одежд численными методами, отмечал, что зона контакта колеса и покрытия имеет прямоугольную форму, а не круговую, как заложено в стандартные методики.

На основании вышеизложенного использование в расчетах прямоугольных штампов выглядит предпочтительнее. В качестве расчетной площадки опирания принимается область размерами 0,2х0,6 м как наиболее близкая по очертанию и размерам к фактическому пятну контакта, а нормативная величина давления определяется как половина осевой нагрузки, отнесенная к площади отпечатка.

а)

б)

* * 1

*

.IX * ¿Л* * я, ' в

л*' ■ в « -А * % 4 *

1 <¿3 Л *... * . а аг

Г"

1

16

и С 5 (1

Рисунок 2.13 - Давление (МПа) по контакту колеса и площадки опирания [146]: а - при опирании колеса на гладкую площадку; б - при опирании колеса на

асфальтобетонное покрытие

2.4 Выводы по главе 2

Таким образом, обоснованы расчетные предпосылки и допущения при определении напряженно-деформированного состояния одежды ездового полотна с учетом ее совместной работы с элементами пролетного строения - принятые значения механических характеристик материалов, учитывающие вязкоупругий характер деформирования асфальтобетона, основные положения конечно-элементного моделирования, параметры подвижной нагрузки и характер ее взаимодействия с покрытием. Уточнена математическая модель, описывающая взаимодействие одежды ездового полотна с несущими конструкциями пролетного строения, путем учета вязкоупругого характера деформирования содержащих органическое вяжущее материалов. Для подтверждения правильности теоретических положений и возможности их дальнейшего применения при разработке мер по совершенствованию конструкции проезжей части автодорожных мостов выполнено сравнение расчетных и фактических параметров НДС одежды ездового полотна под воздействием реально обращающихся на дорогах транспортных средств.

3 ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ОПРЕДЕЛЕНИЕ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ НА МЕТАЛЛИЧЕСКИХ МОСТАХ

3.1 Методика проведения экспериментальных исследований

Предварительные расчеты напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия показали, что, во-первых, над стенкой главной балки действительно должны возникать поперечные растягивающие напряжения, способные привести к возникновению трещин, а во-вторых, существенное влияние на НДС оказывает температурный фактор. Для экспериментального обоснования уточненной математической модели были проведены натурные измерения деформаций одежды ездового полотна нескольких мостов под воздействием подвижной нагрузки.

Основная цель проведения экспериментов по определению напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия - установление соответствия фактической работы конструкции принятым расчетным предпосылкам, описанным в главе 2 настоящего исследования, и уточнение характера ее деформирования. Исходя из этого, в процессе экспериментов необходимо было обеспечить изменяемость следующих параметров:

- величина подвижной нагрузки и длительность ее однократного приложения;

- конструкция проезжей части искусственного сооружения;

- температура асфальтобетона.

Программа экспериментального исследования включала следующие этапы:

1) подготовительная часть.

а) моделирование конструкций. Составление конечно-элементных моделей фрагментов пролетных строений в программе MidasCivil в соответствии с расчетными предпосылками, подробно описанными в главе 2. Моделирование включало в себя задание металлоконструкций плитными элементами,

асфальтобетона и гидроизоляции объемными конечными элементами, наложение граничных условий с учетом при необходимости особенностей опирания концевых блоков пролетных строений (рисунки 3.1.3.3). Далее определялись механические характеристики асфальтобетона в предполагаемых условиях деформирования (при ожидаемой температуре материала и под ожидаемой величиной испытательной нагрузки), и задавались свойства защитно-сцепляющего слоя. После этого к модели прикладывалась ожидаемая квазистатическая нагрузка и выполнялись расчет деформаций и определение контролируемых сечений, где растяжение в верхней фибре покрытия будет максимальным.

Рисунок 3.1 - Пример конечно-элементной модели фрагмента ПС

Рисунок 3.2 - Приложение испытательной нагрузки посредством отпечатков

Гидроизоляция

Лист настила ортотропной плиты (пластинчатый КЭ)

Продольное ребро ОП (пластинчатый КЭ)

Рисунок 3.3 - Моделирование проезжей части плитными и объемными конечными элементами (фрагмент)

б) Подбор измерительного оборудования для фиксации деформаций асфальтобетона. Известно несколько способов определения напряженно-деформированного состояния элементов, которым соответствуют различные измерительные приборы или системы. Метод тензометрии - один из широко применяемых в настоящее время. Тензометрия - совокупность экспериментальных методов фиксации механического напряжения в материале, основанных на определении деформаций, вызванных этим напряжением. При испытаниях искусственных сооружений распространением пользуются механические (деформометры на базе часовых или электронных индикаторов), электрические (струнные или резистивные тензометры) или оптоволоконные приборы.

Необходимость фиксации изменения напряженно-деформированного состояния покрытия под движущейся нагрузкой и измерения локальных деформаций материала на возможно меньшей базе предопределили выбор

оборудования в пользу тензодатчиков, широко используемых специалистами НИЛ «Мосты» СГУПС при испытаниях искусственных сооружений:

- размер базы, равный 6 см, позволяет определять локальное изменение напряженно-деформированного состояния;

- более высокая чувствительность дает возможность фиксировать меньшие в сравнении с деформометрами величины деформаций, что актуально для покрытия в зимний период, когда модуль упругости асфальтобетона максимален;

- частота опроса датчиков до 10 мс и запись данных в измерительный блок позволяют получать изменение напряженно-деформированного состояния в контролируемом месте под воздействием движущейся нагрузки.

Измерение НДС асфальтобетонного покрытия выполнялось с использованием оборудования, входящего в состав многофункционального комплекса «Тензор МС» (Свидетельство Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии об утверждении типа средств измерения RU.C34.007A № 32603/1, срок действия до 12 октября 2023 г.). Измерительный блок показан на рисунке 3.4, а, фиксация деформаций производилась с помощью тензодатчиков (рисунок 3.4, б), температуры асфальтобетонного покрытия -температурным датчиком (рисунок 3.4, в).

Рисунок 3.4 - Измерительное оборудование системы «Тензор МС»: а - измерительный блок; б - тензометр; в - температурный датчик

2) экспериментальная часть.

Проведение экспериментов в максимально широком диапазоне изменяемых параметров - величина и характер воздействия подвижной нагрузки, тип, толщина и температура асфальтобетона, тип несущих конструкций проезжей части.

Фиксация деформаций в контролируемых сечениях измерительным оборудованием.

3) камеральная часть.

Обработка результатов экспериментов, уточнение значений механических характеристик асфальтобетона при фактических условиях проведения измерений, перерасчет конечно-элементных моделей, сопоставление полученных данных.

Оценка соответствия расчетных моделей реальной работе конструкции выполнена с помощью конструктивного коэффициента, вычисляемого по формуле:

к = 5 (31)

где Se - параметр, полученный в результате фактического воздействия испытательной нагрузки;

ScaI - расчетный параметр от испытательной нагрузки.

3.2 Проведение экспериментов по определению напряженно-деформированного состояния асфальтобетонного покрытия

Во избежание влияния накопленных за срок эксплуатации микродефектов в асфальтобетоне на полученные результаты было решено выполнять эксперименты на вводимых в эксплуатацию сооружениях со свежеуложенным покрытием проезжей части. Для учета возможно большего числа факторов, от которых зависит напряженно-деформированное состояние одежды ездового полотна, эксперименты предполагалось проводить на нескольких мостовых переходах, имеющих свои конструктивные особенности и в отличных друг от друга климатических условиях. На основании этого экспериментальные исследования работы покрытия были выполнены на следующих четырех мостовых переходах [67, 162]:

- эстакада по ул. Брянская в г. Красноярске (рисунок 3.5, а);

- мост через р. Тобол в Тюменской области (рисунок 3.5, б);

- мост через р. Преголя в Калининградской области (рисунок 3.5, в);

- мост через р. Кондома в Кемеровской области (рисунок 3.5, г).

Рисунок 3.5 - Испытываемые сооружения: а - эстакада по ул. Брянская;

б - мост через р. Тобол; в - мост через р. Преголя; г - мост через р. Кондома Согласно [84], при расчетах ортотропной плиты полные напряжения в элементе представляются как сумма нескольких компонентов, характеризующих деформации конструкции при общей (в составе главных балок) и местной (локальные явления) работе конструкции. При этом «общие» напряжения в поперечном направлении не учитываются ввиду их незначительности. Соответственно, проведя аналогию между ортотропной плитой и покрытием на ней, можно предположить, что место установки датчиков на асфальтобетон по длине пролетного строения не должно иметь значения вследствие несущественного влияния общей работы ПС. С целью проверки этого положения на мосту через р. Тобол контроль напряженно-деформированного состояния выполнялся в середине пролета, где значения коэффициента поперечной установки для главных балок близки между собой и «общие» поперечные напряжения минимальны, и в

приопорных сечениях, где более выражена неравномерность распределения нагрузки между балками.

С целью повышения достоверности получаемых результатов в каждом контролируемом сечении было установлено минимум три тензодатчика в продольном направлении с шагом 20 см.

Конструкция пролетных строений и проезжей части искусственных сооружений в местах установки измерительного оборудования приведена на

Рисунок 3.6 - Конструкция пролетного строения эстакады по ул. Брянская: а - расположение контролируемого сечения в плане; б - поперечное сечение пролетного строения в месте контроля

а)

б)

■ /

С :

> . 41, <5 С) р 1

1,475

Сечение 4

Л

Опора 4

Опора 9

Опора 1С! Блок пролетного строения Б60

890

_15850

_11500

ЩМА-15 - 5 см;

асфальтобетон тип Б марки 1 - 6 см; гидроизоляция "Технооластмост С" - 0,5 см; битумно- полимерный праймер "Технониколь".

1460

Верхняя поперечная балка:

- шаг 5,0 м; - стенка 12x800 мм; - нижний пояс 12x560 мм.

Нижняя поперечная балка:

- шаг 5,0 м;

- Верхний пояс 12x240 мм;

- стенка 12x560 мм;

- нижний пояс 16x420 мм.

Глабная балка:

- лист настила t=14 мм;

- продольные ребра t=8 мм;

- стенка t=14 мм;

- нижний пояс 16x1650 мм;

- Вертикальные ребра жесткости 16x220 мм;

- горизонтальные ребра жесткости 12x440 мм; - поперечные ребра жесткости t=12 мм.

Рисунок 3.7 - Конструкция пролетного строения моста через р. Тобол: а - расположение сечений по длине сооружения; б - поперечное сечение пролетного строения в месте контроля (сечение № 1)

Поскольку температура является важным фактором, существенно влияющим на механические свойства асфальтобетона, и, соответственно, на его напряженно-деформированное состояние, для ее фиксации дополнительно к температурному датчику (см. рисунок 3.4, в) использовался инфракрасный пирометр Яау1вк МтТвтр МТ 6. Эксперименты проводились при температуре покрытия от -14 0С до +25 0С.

а)

б)

Пролетное строение N 2 I Г

,55

!> 1 1 1

Сечение 1

Опора 2

Пролетное отроение N

7, 95

Опора

Опора

20

ООО

00

Сечение 2

_805_

Литой а/б — 5,5 см для ПС 2 и 9,5 см для ПС 5 Гидрсизоляция "Техноэластмост С" — 0,5 см

Поперечная балка: — шаг 2, 75 м для ПС

О л/ для ПС О;

— стенка 600\12 мм для ПС 2 и 600x14 для ПС О;

— нижний пояс 240x12 мм для ПС 2 и 06 О О! 4 для ПС О.

Ортотропная плит а:

— лист настила 1=14 мм;

— продольные ребра 180012 мм для ПС 2 и 200x14 мм для ПС 5.

Гладная балка:

— стенка 1100x14 мм для ПС

1600x14 для ПС О

— нижний пояс 600\20 мм для ПС 2 и 650x25 02 мм для ПС О;

— вертикальные ребра жесткости 1=12 мм для ПС 2 и I = 14 для ПСО.

Рисунок 3.8 - Конструкция пролетного строения моста через р. Преголя: а - расположение сечений по длине сооружения; б - поперечное сечение пролетного строения в месте контроля Тензодатчики системы «Тензор МС» являются съемными, что позволяет производить их быструю установку и перебазирование. При этом они имеют магнитное крепление. Поскольку в контролируемых сечениях металлические детали отсутствовали, места под установку датчиков подверглись предварительной подготовке, которая заключалась в зачистке и наклейке с помощью высокопрочного суперклея металлических марок на расстоянии 6 см друг от друга (равном базе тензометра). Процесс установки тензодатчиков проиллюстрирован фотографиями на рисунке 3.10.

а)

б)

Сечение

1 1 1 1

у

Опора

1452

25

150

.41

ЮОО

.41

150

25

Литой асфальтобетон — 10,5 см_

Поперечная балка:

— шаг 1,45... 5, 75 л/;

— стенка 1 = 12 мгл;

— нижний пояс 540x12 л/л/.

Орт опт ротная плита:

— лист настила 1=14 л/л/;

— продольное ребро Ь = 250 л/л/ 1=8мм.

Олабная балка:

— стенка I = 20 12 мм;

— нижний пояс I1 = 20мм;

— вертикальное ребра .жесткости 200x20 мм;

— горизонтальные ребра жесткости 180x12 мм;

— поперечные ребра жесткости 1=12 мм.

Рисунок 3.9 - Конструкция ПС и ПЧ моста через р. Кондома: а - расположение сечений по длине сооружения; б - поперечное сечение пролетного строения в месте контроля

Рисунок 3.10 -Установка тензодатчиков на покрытие моста через р.Тобол: а - места под установку тензодатчиков; б - установленные тензодатчики

Схемы установки тензодатчиков на проезжую часть каждого сооружения, проиллюстрированные фотографиями готового к работе оборудования, приведены на рисунках 3.11-3.14.

а)

Блок ЛЫ

Ось опирания 'на опору 1

Контролируемое сечение