栓釘銹蝕后鋼-混凝土組合梁抗彎性能試驗研究

曹國輝，曹一青，周 超，李 海

(1.湖南城市學院 土木工程學院，湖南 益陽 413000；2.湘潭大學 土木工程學院，湖南 湘潭 411100；3.長沙理工大學 土木工程學院，湖南 長沙 410000)

鋼-混凝土組合梁采用抗剪連接件將混凝土板和鋼梁組合在一起，使材料各自的力學性充分發揮，在大跨徑斜拉橋、波形鋼腹板組合梁橋及建筑結構等領域研究應用愈加廣泛[1-3]。近年來，國內外學者針對組合梁耐久性能的試驗研究有一定進展。榮學亮等[4]對鋼-混凝土組合梁的栓釘連接件進行了耐久性試驗，研究了銹蝕率對栓釘連接件抗剪承載力的影響。文獻[5-6]對鋼-混凝土組合梁整體受力性能進行了耐久性試驗，探究了腐蝕后鋼-混凝土組合梁整體受力性能及鋼-混凝土組合梁界面氯離子侵蝕路徑對耐久性的影響。石衛華[7]為研究銹蝕栓釘力學性能退化機理，對不同截面尺寸抗剪連接件進行氯離子侵蝕試驗及推出試驗。匡亞川等[8]通過恒電流加速模擬試驗研究栓釘銹蝕對其承載力的影響。薛文等[9]制作了7根鋼-混凝土組合梁試件，對負彎矩區栓釘連接件采用海綿包裹恒電流方法進行加速銹蝕，銹蝕完畢后進行抗彎性能試驗，研究銹蝕率對組合梁力學性能的影響。趙長軍等[10]為研究組合梁在負彎矩作用下的抗彎能力，對5根不同腐蝕程度的組合梁進行靜力加載試驗。Gheitasi等[11]對混凝土板腐蝕作用后組合梁力學性能進行了試驗研究，探究了組合梁混凝土剝離面積、剝離深度等因素對組合梁抗彎承載力的影響。

綜上所述，針對組合梁耐久性研究均是在無應力條件下對試件進行一定程度的腐蝕，然后研究腐蝕引起的材料及結構力學性能退化。實際工程中，在外部環境侵蝕、自身恒載及車輛活載等作用下，極易產生栓釘腐蝕以及荷載耦合作用下材料、構件及結構性能的全面退化，其耐久性問題日益凸顯[12]。本文對11根腐蝕與長期荷載耦合作用后的鋼-混凝土簡支組合梁進行極限承載能力試驗，研究栓釘銹蝕與長期荷載對組合梁極限承載力、跨中撓度、界面相對滑移的影響，具有重要的理論意義與工程應用價值。

1 試驗概況

1.1 試件設計

試驗共制作了11根鋼-混凝土簡支組合梁試件，均為完全抗剪連接。每根梁長度均為2 200 mm，計算跨徑L=2 000 mm。鋼梁采用Q235寬翼緣H型鋼，鋼梁高125 mm，上下翼板厚9 mm，腹板厚度6.5 mm，翼板寬125 mm。混凝土板采用C40混凝土，混凝土翼板寬320 mm，高75 mm。每根梁實配栓釘2列，共32個栓釘，栓釘規格為φ16 mm×60 mm，栓釘縱向間距130 mm，橫向間距60 mm，抗剪連接程度為1.16。幾何尺寸及構造如圖1所示。

圖1 試件幾何尺寸及構造(單位：mm)

1.2 材料力學性能

按文獻[13-14]方法分別對混凝土與鋼材的材料力學性能進行測試，見表1、表2。

表1 混凝土力學性能

表2 鋼材力學性能

1.3 試驗設計

鋼-混凝土組合梁在腐蝕與長期荷載耦合作用225 d后卸載，隨后進行極限承載力試驗。考慮3種設計銹蝕率、2種加載齡期，其試件編號及具體設計參數詳見表3及文獻[15]。

表3 組合梁設計參數

試驗采用對稱加載，在正式加載前首先進行2～3次預加載，預加載結束后進行正式加載，正式加載采用分級加載模式，加載初期以15 kN每級進行加載，當加載至90 kN時，每級荷載變為10 kN，加載時保證加載速率均勻，當鋼梁屈服后采用位移加載，每次加載2 mm。試驗主要測點布置及測量內容包括：

(1)在0、L/4、3L/4、L截面布置百分表，測量組合梁撓度，見圖2。

(2)在試件跨中、1/6跨、1/3跨和支座截面布置6個千分表，測量混凝土與鋼梁的相對滑移，具體測點布置見圖2。

圖2 撓度與界面相對滑移測點布置

2 試驗結果及分析

2.1 組合梁極限承載力

試驗考慮三種不同的加載齡期將試件分組為：不加載試件(SCB1、SCB4、SCB5、SCB6)、7 d加載齡期試件(SCB2、SCB7、SCB8、SCB9)、28 d加載齡期試件(SCB3、SCB10、SCB11)。通過試驗數據，繪制出試件極限承載力隨銹蝕率變化曲線，見圖3。

圖3 極限承載力隨銹蝕率變化曲線

由圖3可知，隨著栓釘銹蝕率的增加，各試件極限承載力基本呈線性下降趨勢。本文根據文獻[16]所給出的計算方法，計算得出各試件的理論承載力，將理論值與試驗結果對比，見表4。

表4 試件極限承載力對比

由表4可以看出，SCB11承載力降低率最高為5.41%；對比SCB1、SCB2、SCB3的承載力發現，在無腐蝕的情況下，長期荷載對組合梁極限承載力無明顯影響；銹蝕試件的極限承載力都低于未銹蝕試件，其原因是試件在氯離子侵蝕下，栓釘截面面積減小，抗剪承載力降低，導致鋼梁與混凝土板之間相對滑移增大，截面組合程度降低，試件的極限承載力降低。

2.2 荷載-撓度關系

未銹蝕試件SCB1、SCB2、SCB3的跨中截面荷載-撓度曲線見圖4。由圖4可見，加載至160 kN時，SCB1(不加載)跨中撓度最小為7.89 mm，SCB2(7 d加載齡期)、SCB3的跨中撓度(28 d加載齡期)分別為SCB1的119.0%、116.1%，其原因是長期荷載使各試件剛度出現差異，組合梁撓度隨著試件剛度的降低而增大。

圖5分別為不加載試件、7 d加載齡期試件、28 d加載齡期試件在各級荷載作用下跨中截面的荷載-撓度曲線。由圖5可見，中各試件加載到120 kN前，其撓度隨荷載增大表現出線性上升趨勢。加載到145 kN后，試件跨中撓度出現明顯增加，撓度增長速度快速上升，非線性特征逐漸明顯。加載至160 kN時，不同加載齡期及銹蝕率的組合梁跨中撓度出現明顯差異，由圖5(a)可見，SCB1(ρ=0%)跨中撓度最小為7.89 mm，SCB4(ρ=3.7%)、SCB5(ρ=9.8%)、SCB6(ρ=10.2%)跨中撓度分別為SCB1的122.4%、146.4%、147.5%；由圖5(b)可見，SCB2(ρ=0%)跨中撓度最小為9.39 mm，SCB7(ρ=5.1%)、SCB8(ρ=7.0%)、SCB9(ρ=13.7%)跨中撓度分別為SCB2的108.2%、117.4%、134.8%；由圖5(c)可見，SCB3(ρ=0%)的跨中撓度最小為9.16 mm，SCB10(ρ=6.3%)、SCB11(ρ=20.3%)跨中撓度分別為SCB3的116.6%、136.7%。

圖5 各試件跨中荷載-撓度曲線

綜上所述，相同混凝土加載齡期的試件，栓釘銹蝕程度越高，撓度越大，其原因是栓釘銹蝕會降低組合梁抗剪連接強度，導致組合梁剛度下降。

2.3 界面相對滑移

圖6為120 kN集中荷載作用下，未銹蝕試件界面相對滑移沿梁長分布圖。圖6中SCB1(不加載)的最大界面相對滑移為0.24 mm，SCB2(7 d加載齡期)、SCB3(28 d加載齡期)的最大界面相對滑移分別為SCB1的131.8%、118.2%。7 d、28 d加載齡期試件界面相對滑移較不加載試件界面相對滑移偏大，且加載齡期越早，界面相對滑移越大。

圖6 未銹蝕試件界面相對滑移

圖7分別為不加載試件、7 d加載齡期試件、28 d加載齡期試件在120 kN荷載作用下界面相對滑移沿梁長分布圖。

從圖7可以看出，在跨中和梁端，各試件界面相對滑移很小，在距離跨中L/3處界面相對滑移最大。圖7(a)中，試件SCB1(ρ=0%)的最大界面相對滑移為0.24 mm，SCB4(ρ=3.7%)、SCB5(ρ=9.8%)、SCB6(ρ=10.2%)的最大界面相對滑移分別為SCB1的102.7%、130.9%、146.4%；圖7(b)中試件SCB2(ρ=0%)的最大界面相對滑移為0.32 mm，SCB7(ρ=5.1%)、SCB8(ρ=7.0%)、SCB9(ρ=13.7%)的最大界面相對滑移分別為SCB2的106.5%、110.2%、117.8%；圖7(c)中試件SCB3(ρ=0%)的最大界面相對滑移為0.28 mm，SCB10(ρ=6.3%)、SCB11(ρ=20.3%)的最大界面相對滑移分別為SCB3的106.0%、150.8%。

圖7 各試件在P=120 kN荷載作用下界面相對滑移

由此可知，不同銹蝕率的試件，在120 kN荷載作用下各測點的界面相對滑移均隨著栓釘銹蝕率的上升而增大，其原因主要是試件在氯離子侵蝕下，栓釘截面面積減小，其抗剪承載力降低，導致鋼梁與混凝土板之間相對滑移增大。

3 撓度計算

3.1 組合梁彈性階段撓度計算

為簡化理論分析模型，將鋼-混凝土組合梁在分析滑移效應時視為彈性體，并具有以下假設：

(1)混凝土板和鋼梁交界面處彎曲曲率相同，即鋼梁和混凝土板之間無豎向掀起現象。

(2)交界面上的水平剪力與相對滑移成正比。

(3)混凝土板和鋼梁應變在荷載作用后分別沿截面高度呈線性分布。

通過疊加原理可以得到彈性階段考慮滑移效應時，鋼-混凝土組合梁總撓度f為

f=fe+Δf1

(1)

式中：fe為根據彈性換算截面法得到的計算撓度；Δf1為彈性階段由滑移效應引起的附加撓度。

根據文獻[17]得出的兩點對稱荷載作用下Δf1表達式代入式(1)，可得兩點對稱荷載作用下簡支組合梁的跨中總撓度f為

(2)

栓釘銹蝕將導致栓釘連接件截面面積減小，從而導致其剛度降低。結合試驗數據，在文獻[17]提出的栓釘連接件剛度系數公式中，引入栓釘連接件剛度降低系數f(ρ)計算栓釘銹蝕后栓釘連接件剛度為

K=0.66nsVn×f(ρ)

(3)

栓釘連接件剛度降低系數f(ρ)為

f(ρ)=1-ρ

(4)

式中：ρ為栓釘實際銹蝕率%，有

(5)

其中，ΔM為栓釘在銹蝕過程中損失的質量，g；M為栓釘銹蝕前的質量，g。

3.2 組合梁強度極限狀態撓度計算

因混凝土為非彈性材料，當混凝土最大壓應力小于0.5fc(fc為軸心抗壓強度設計值)，且鋼材最大拉應力小于屈服強度fy時，對組合梁按彈性理論分析才認為是合理的。因此，彈性分析法只適用于分析使用階段組合截面應力及剛度。在組合梁強度極限狀態下計算其跨中撓度時，因沒有計入塑性變形及腐蝕作用下相對滑移引起的撓度增長，導致計算結果偏小，且不能體現組合梁實際受力狀態。

鋼-混凝土組合梁在荷載作用下達到塑性階段直至強度極限狀態時，滑移效應也會使抗彎剛度降低，從而導致撓度增大。設在極限狀態下，組合梁塑性中和軸至混凝土板頂的距離為xu(此時不考慮滑移效應)，強度極限狀態時極限滑移應變εsu為

(6)

式中：ξ1為相對受壓區高度系數，且ξ1=1.25xu/hc，hc為混凝土翼緣高度；εsy為鋼梁開始屈服時的滑移應變，計算式為

(7)

式中：Mpy為鋼梁開始屈服時的彎曲強度；ξ為剛度折減系數。

根據文獻[18]，折減剛度系數ξ為

(8)

式中：

(9)

(10)

由文獻[19]可知，鋼梁開始屈服時彎曲強度Mpy為

Mpy=ζMy

(11)

式中：My為由換算截面法得到的對應鋼梁開始屈服時的彎曲強度；ζ為由滑移效應引起組合梁截面彈性彎矩減小的折減系數，滿足

(12)

其中，Aw、Aft分別表示鋼梁腹板、上翼板的面積。

由于組合梁受到腐蝕作用的影響，根據試驗數據分析，考慮栓釘銹蝕后的極限滑移應變εsu(ρ)為

(13)

可以得到εsu(ρ)引起的附加曲率△φ為

(14)

沿梁長進行積分，可求得強度極限狀態下滑移效應引起的跨中附加撓度△f2為

(15)

由疊加原理可得到強度極限狀態下考慮滑移效應時鋼-混凝土組合梁的跨中總撓度f計算公式為

f=fe+△f2

(16)

結合式(16)計算結果與彈性階段撓度計算結果相得到栓釘銹蝕后組合梁荷載-位移曲線，與組合梁極限承載力試驗各試件跨中撓度的實測值對比，結果見圖8。

圖8 各試件跨中撓度實測值與理論值對比

由圖8可知，本文考慮滑移效應的組合梁跨中撓度理論值與實測值吻合較好，荷載-撓度曲線整體變化趨勢一致。由于普遍存在實際銹蝕率小于設計銹蝕率現象，導致跨中撓度實測值較理論值偏小，160 kN荷載作用下跨中撓度最大偏差7.5%，能較好預測栓釘腐蝕組合梁的跨中撓度。

4 結論

(1)與未銹蝕試件相比，銹蝕試件極限承載力降低較小(最高5.4%)，160 kN荷載作用下的跨中撓度增加較大(最高47.5%)，120 kN荷載作用下最大界面相對滑移增加較大(最高50.8%)。

(2)與無長期荷載試件相比，有長期荷載試件的極限承載力無明顯降低，160 kN荷載作用下的跨中撓度增加較大(最高19.0%)，120 kN荷載作用下最大界面相對滑移增加較大(最高31.8%)。

(3)本文提出的栓釘銹蝕條件下，考慮滑移效應的鋼-混凝土組合梁撓度計算方法整體預測效果良好，跨中撓度理論值與實測值吻合較好，160 kN荷載作用下跨中撓度最大偏差7.5%，能較好預測栓釘腐蝕組合梁的跨中撓度，為工程實際應用提供參考。