銹蝕栓釘剪力件抗剪承載力數值模擬研究

蔚 林，蒲洪年，侯勝利，賀 強

(重慶海裝風電工程技術有限公司,重慶 401122)

0 引言

鋼-混凝土組合梁是在鋼結構和混凝土結構基礎上發展起來的一種新型結構型式。剪力連接件將鋼梁與混凝土板有效連接，從而成為共同工作的整體。處于惡劣環境中工作時，鋼-混凝土組合梁的耐久性會受到顯著影響，導致混凝土中栓釘防護失效并引發其銹蝕，從而使組合連接抗剪承載力和抗滑移能力下降[1]，進一步導致鋼-混凝土組合梁承載能力和剛度降低[2]，因此有必要對栓釘銹蝕后承載能力展開研究。

鋼-混凝土組合梁耐久性逐漸成為新的研究方向，近年來針對栓釘銹蝕的研究已經陸續展開[3]。氯鹽環境中栓釘銹蝕主要受氯離子的影響。混凝土中氯離子擴散研究經過數十年的發展，已形成了較成熟的理論[4]及較可靠的分析模型[5-7]。在鋼筋銹蝕理論基礎上，許多學者對鋼筋銹蝕影響因素進行了研究。施錦杰等[8]分析了氯離子臨界值、鋼筋-混凝土界面區及開裂-銹蝕交互作用等因素對鋼筋銹蝕的影響。Wanees等[9]通過測量銹蝕電流對影響鋼筋坑蝕的因素進行了研究。Mai等[10]采用相場模型來模擬金屬材料的銹蝕現象。盡管現有研究成果針對銹蝕混凝土鋼筋結構力學性能進行評估，但栓釘焊接于鋼梁上，不與外部環境直接接觸，故鋼筋銹蝕與栓釘銹蝕仍有區別。

針對栓釘銹蝕模擬及其力學性能難以分析的問題，本文提出采用數值模擬方法，通過經驗公式計算栓釘銹蝕量，結合非線性有限元模擬，得到自然條件下銹蝕栓釘抗剪承載力時變曲線。

1 組合梁栓釘銹蝕數值模擬方法

氯離子侵蝕導致鋼-混凝土組合梁耐久性退化分為氯離子擴散、栓釘銹蝕、銹蝕組合梁承載能力退化三個步驟。本文根據氯離子擴散模型和結構有限元方法，針對鋼-混凝土組合梁耐久性退化過程提出建模方法和分析策略，全過程為：1)以單個栓釘為研究對象，確定分析區域、環境邊界條件及材料參數；2)計算分析區域內氯離子濃度時變過程；3)計算栓釘銹蝕深度及形態；4)建立銹蝕栓釘-混凝土推出加載模型并計算其抗剪承載力。上述過程如圖1所示。

1.1 混凝土板氯離子擴散數值模擬方法

氯離子主要通過兩種方式進入混凝土：1)在混凝土拌制過程中使用了含氯鹽材料；2)環境氯離子從表面侵入混凝土[11]。本文考慮第二種情況。氯離子擴散數值模擬中一般假定混凝土均質各向同性，且其成分不與氯離子發生反應。氯離子傳輸方式按傳輸動力不同可分為濃度擴散、毛細吸收、壓力滲流及電遷移四種形式[12-14]。混凝土中氯離子傳輸以濃度擴散為主要形式。按Fick第二定律，氯離子傳輸的數學模型可表示為：

?C/?t=D▽2C。

其中，C為擴散濃度,kg/m3或%；t為擴散時間,s；D為擴散系數,m2/s。給定邊界條件C(x=0,t=0)=C0及恒定擴散系數D，通過求解上述微分方程可對理想飽和狀態下混凝土中氯離子傳輸過程進行數值模擬。

鋼-混凝土組合梁中混凝土板的體積較大，如對全混凝土板進行建模分析氯離子擴散，在保證計算精度的情況下會產生較大數值計算量，故需對分析模型進行優化。因栓釘表面各點氯離子濃度呈空間分布，故應進行三維空間氯離子濃度數值模擬。而因混凝土板多按梁縱向布置，故其長度尺寸遠大于寬度。忽略板兩個端面時，可認為混凝土板任意橫截面具有相同的氯離子擴散特征。此時，可認為氯離子從混凝土板的頂面、底面及兩側面侵入。若考慮相同的侵蝕條件下各斷面氯離子濃度分布相同，根據上述分析，僅需要取出某一栓釘所在橫截面沿縱向前后各1/2栓釘間距的三維區域進行分析(見圖2)。

當橋面鋪裝破損、主梁負彎矩區混凝土開裂或重車車輪局部作用到混凝土板時，大氣環境中有害物質將從橋面板頂面滲入(見圖3)。當考慮該型侵入路徑時，數值模擬中需在混凝土局部區域模型的頂面各節點設置氯離子擴散邊界條件。

1.2 氯離子作用下栓釘銹蝕計算

混凝土中金屬表面受氯離子作用破壞后，金屬表面將發生電化學反應，栓釘的銹蝕部位與非銹蝕部位之間將產生銹蝕電流。目前尚無明確的混凝土中栓釘銹蝕電流計算方法，故本文采用混凝土中鋼筋銹蝕經驗公式。Liu等[15]對自然條件下混凝土中鋼筋銹蝕進行實驗研究，建立了考慮環境溫度、氯離子濃度、混凝土電阻率及工作時間的計算模型：

ln(1.08icorr)=8.37+0.618·ln(1.69Cl)-3 034/T-

0.000 105Rc+2.32t-0.215。

其中，icorr為銹蝕電流密度,μA/cm2;Cl為單位體積混凝土中氯離子的質量,kg/m3;T為鋼表面的溫度,K;Rc為混凝土的電阻率，Ω；t為鋼筋的銹蝕時間,a。

當金屬表面發生電化學反應時，銹蝕電流與銹蝕材料的質量、摩爾質量成比例關系。Andrade等[16]根據法拉第定律提出鋼筋銹蝕后直徑Drb與銹蝕電流密度icorr之間的關系：

Drb=Db-0.023icorrΔt。

其中，Drb為栓釘銹蝕后的直徑,mm;Db為栓釘銹蝕前的直徑,mm;icorr為銹蝕電流,μA/cm2;Δt為銹蝕時間,a。

按上述公式得到栓釘銹蝕電流及其銹蝕后直徑的近似計算方法，栓釘銹蝕后直徑Drb與氯離子濃度Cl及銹蝕時間t的關系可表示為：

Drb=Db-0.023t×(1.69Cl)0.618×e(2.32t-0.215-1.97)/1.08。

通過氯離子擴散數值模擬得到一段時間內氯離子在混凝土內部的傳輸過程，即可得到某時刻沿栓釘表面各處的氯離子濃度。給定銹蝕時間、表面氯離子濃度和栓釘銹蝕前的直徑，按式可計算得到沿長度方向銹蝕后栓釘不同高度處直徑。為方便建立銹蝕后栓釘結構有限元模型，在栓釘桿長度方向上選取若干控制截面，連接各銹蝕后控制截面可近似得到銹蝕后的栓釘形態(見圖4)。

2 氯離子作用下栓釘銹蝕數值模擬

根據本文建立的分析方法，對我國東部沿海地區某鋼-混凝土組合梁橋進行分析。該橋位于沿海氯離子較高濃度地區，現場檢測表明混凝土中氯離子侵蝕現象較嚴重，混凝土內部的栓釘也可能存在一定程度的銹蝕。本文根據上述數值模擬方法對該橋栓釘銹蝕程度和銹蝕后抗剪承載力進行預測。

該組合梁混凝土為矩形截面，鋼梁為工字型截面，采用單排栓釘連接，栓釘尺寸為16 mm×80 mm，栓釘間距為100 mm。按本文1.1節，針對氯離子擴散數值模擬的局部分析區域尺寸如圖5所示，形成幾何模型如圖6所示，氯離子可從該分析區域的頂面、底面及側面侵入，前后兩端面視為密封面。分析區域三維模型的網格劃分見圖7。

對栓釘周圍區域進行網格劃分時，沿栓釘釘長方向取若干控制截面。本文算例中栓釘共取9個控制截面，每個控制截面為標準圓形。按計算精度要求和網格密度控制，在每個控制截面上取28個節點，以此進行該區域混凝土的三維網格劃分。對已完成網格劃分的分析區域在不同表面節點設置邊界條件。根據趙羽習等[17]對東部沿海地區某港口混凝土中氯離子濃度的實測結果，采用Fick定律擬合得到混凝土表面氯離子濃度(單位體積混凝土內氯化物的質量)為18 kg/m3，混凝土中氯離子擴散系數取1.837×10-12m2/s，以此作為進行數值模擬時分析區域的材料參數和邊界條件數值。通過MATLAB數值模擬程序計算得到分析區域時變氯離子濃度分布(見圖8)。

根據以上氯離子濃度數值模擬結果，提取栓釘表面各截面處節點的平均值，即為每控制截面的代表氯離子濃度，從而得到栓釘不同高度處的平均氯離子濃度時變曲線(見圖9)。將栓釘表面氯離子濃度、栓釘尺寸及擴散時間代入式，計算得到栓釘銹蝕后不同截面高度的直徑(見圖10)，確定栓釘銹蝕的形態。結果表明，受侵入路徑方向和邊界條件設定影響，同一擴散時間下，頂面侵入的栓釘頂部表面氯離子濃度較高，栓釘銹蝕形態呈上細下粗。

3 銹蝕后的栓釘抗剪承載力

目前兩類常用栓釘抗剪承載力試驗方法中，推出試驗值比組合梁試驗低[18]，故一般偏安全的將推出試驗得出的栓釘抗剪承載力作為其下限。本文采用通用有限元分析軟件ABAQUS建立銹蝕栓釘推出試驗有限元模型，對銹蝕后栓釘的形態進行精細建模，得到銹蝕栓釘的荷載滑移曲線，確定銹蝕栓釘的抗剪承載力。

3.1 結構有限元建模與分析

推出試驗試件尺寸和構造按照《歐洲建筑規范4》(全稱歐洲建筑工程設計規范4，是歐洲協調統一的建筑工程承重結構設計計算技術規范)中的規格(見圖11)。

推出試驗模型中，混凝土的本構關系采用文獻[19]中提出的不同強度等級混凝土單軸拉壓應力-應變關系全曲線，受壓狀態為：

受拉狀態為：

其中，σ為混凝土應力，MPa；ε為混凝土應變；fc,r，ft,r分別為混凝土的單軸抗壓強度和抗拉強度,MPa，εc,r,εt,r分別為混凝土的極限壓、拉應力對應的應變；αc,αt分別為受壓和受拉時的回歸參數，不同強度等級的混凝土對應的回歸參數見GB 50010-2010混凝土結構設計規范2015。本文采用C40混凝土，εc,r取1.79×10-3，εt,r取1.18×10-4，αc取1.94，αt取1.95。

栓釘、鋼梁和鋼筋的本構模型均采用彈塑性(硬化)本構模型，強度準則采用經典的von Mises屈服準則。栓釘、鋼梁和鋼筋的應力-應變關系表達式為：

其中，σs為鋼材應力，MPa；εs為鋼材應變；Es為鋼材彈性模量，取Es=2.06×105MPa；fy,r為鋼材屈服強度,MPa；εy為鋼材屈服應變；k為鋼材硬化段斜率；fu為鋼材的極限強度，fu/fy,r在1.2～1.3之間，取低值fu=1.2fy；εu為鋼材極限應變，取εu=21εy。

有限元模型中栓釘、鋼梁和混凝土均采用八節點三維實體單元(C3D8R)，鋼筋采用梁單元。推出試件和荷載在兩個水平方向上均具有對稱性，故僅需建立推出試件的1/4有限元模型(見圖12)。橫向和縱向對稱面采用對稱約束(約束該方向上的平動和另外兩個方向的轉角)，混凝土底面平動和轉角自由度全部約束。鋼梁和栓釘采用共節點連接模擬焊接，鋼筋與混凝土采用多節點耦合連接模擬鋼筋嵌入混凝土。栓釘與混凝土、鋼梁與混凝土均采用面-面接觸，接觸面切向摩擦系數為0，不考慮鋼梁與混凝土的化學黏結力，接觸面法向為硬接觸，鋼梁和混凝土不互相穿透。模型采用六面體網格劃分，栓釘、栓釘周圍混凝土、栓釘與鋼梁連接處等應力集中的區域進行網格加密處理。

3.2 數值分析方法對比

為保證銹蝕栓釘的推出試驗數值模擬結果的有效性，需要對3.1中ABAQUS數值模擬方法進行驗證。本文以文獻[1]中銹蝕栓釘推出試驗結果為依據，選取未銹蝕與16%銹蝕率兩組試驗結果進行數值分析對比。假定栓釘縱向均勻銹蝕。采用C40混凝土，鋼梁為Q235鋼，栓釘屈服強度為400 MPa。計算得到兩組栓釘的荷載-滑移曲線(見圖13)。

數值模擬結果表明，數值模擬得到的荷載-滑移曲線整體上對試驗值擬合較好。其中，未銹蝕栓釘彈性階段的模擬結果與實驗結果吻合較好，16%銹蝕率栓釘彈性階段與試驗結果存在一定差異，但極限承載力吻合較好。根據上述對比分析結果可知，本文數值模擬方法可進一步分析不同銹蝕狀態栓釘的極限抗剪承載力。

3.3 銹蝕栓釘連接件力學性能分析

分別選取初始狀態、10 a,20 a,30 a,50 a及100 a時栓釘的銹蝕形態進行建模。材料采用C40混凝土，鋼梁為Q235鋼，栓釘屈服強度為400 MPa。分別計算得到銹蝕栓釘在不同時間的荷載-滑移曲線(見圖14)。取銹蝕栓釘各條荷載-滑移曲線中最大值得到栓釘抗剪極限承載力隨時間變化曲線(見圖15)。

承載力時變分析結果表明，在氯離子侵蝕作用下，栓釘抗剪極限承載力呈持續下降趨勢，至100 a時栓釘極限抗剪承載力不足初始值的75%。由于本文忽略鋼-混凝土結合面對承載力的貢獻，故計算結構較不利。此外，氯離子從結合面侵入時對栓釘極限抗剪承載力影響較大，該類侵入路徑下栓釘焊接部位的銹蝕較嚴重，栓釘初期銹蝕速率較高，導致全過程抗剪承載力低于另兩類路徑。

4 結論

1)本文建立了鋼-混凝土組合結構中栓釘受氯離子侵蝕下的極限抗剪承載力時變分析方法。本文提出的方法系統探討了計算組合結構中栓釘銹蝕量和銹蝕形態，同時也基于銹蝕栓釘計算其極限抗剪承載力。

2)本文研究了在氯離子的侵蝕作用下頂面侵入路徑下混凝土中栓釘的銹蝕形態。研究結果表明結合面侵入中栓釘根部氯離子濃度較快發展，致使其銹蝕速率顯著高于另兩類侵入路徑。

3)針對銹蝕栓釘連接件的抗剪承載力建模分析表明，在氯離子的侵蝕作用下，100 a時混凝土中栓釘極限抗剪承載力不足初始值的75%。