栓钉锈蚀后钢-混凝土组合梁抗弯性能试验研究

曹国辉，曹一青，周 超，李 海

(1.湖南城市学院 土木工程学院，湖南 益阳 413000；2.湘潭大学 土木工程学院，湖南 湘潭 411100；3.长沙理工大学 土木工程学院，湖南 长沙 410000)

钢-混凝土组合梁采用抗剪连接件将混凝土板和钢梁组合在一起，使材料各自的力学性充分发挥，在大跨径斜拉桥、波形钢腹板组合梁桥及建筑结构等领域研究应用愈加广泛[1-3]。近年来，国内外学者针对组合梁耐久性能的试验研究有一定进展。荣学亮等[4]对钢-混凝土组合梁的栓钉连接件进行了耐久性试验，研究了锈蚀率对栓钉连接件抗剪承载力的影响。文献[5-6]对钢-混凝土组合梁整体受力性能进行了耐久性试验，探究了腐蚀后钢-混凝土组合梁整体受力性能及钢-混凝土组合梁界面氯离子侵蚀路径对耐久性的影响。石卫华[7]为研究锈蚀栓钉力学性能退化机理，对不同截面尺寸抗剪连接件进行氯离子侵蚀试验及推出试验。匡亚川等[8]通过恒电流加速模拟试验研究栓钉锈蚀对其承载力的影响。薛文等[9]制作了7根钢-混凝土组合梁试件，对负弯矩区栓钉连接件采用海绵包裹恒电流方法进行加速锈蚀，锈蚀完毕后进行抗弯性能试验，研究锈蚀率对组合梁力学性能的影响。赵长军等[10]为研究组合梁在负弯矩作用下的抗弯能力，对5根不同腐蚀程度的组合梁进行静力加载试验。Gheitasi等[11]对混凝土板腐蚀作用后组合梁力学性能进行了试验研究，探究了组合梁混凝土剥离面积、剥离深度等因素对组合梁抗弯承载力的影响。

综上所述，针对组合梁耐久性研究均是在无应力条件下对试件进行一定程度的腐蚀，然后研究腐蚀引起的材料及结构力学性能退化。实际工程中，在外部环境侵蚀、自身恒载及车辆活载等作用下，极易产生栓钉腐蚀以及荷载耦合作用下材料、构件及结构性能的全面退化，其耐久性问题日益凸显[12]。本文对11根腐蚀与长期荷载耦合作用后的钢-混凝土简支组合梁进行极限承载能力试验，研究栓钉锈蚀与长期荷载对组合梁极限承载力、跨中挠度、界面相对滑移的影响，具有重要的理论意义与工程应用价值。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验共制作了11根钢-混凝土简支组合梁试件，均为完全抗剪连接。每根梁长度均为2 200 mm，计算跨径L=2 000 mm。钢梁采用Q235宽翼缘H型钢，钢梁高125 mm，上下翼板厚9 mm，腹板厚度6.5 mm，翼板宽125 mm。混凝土板采用C40混凝土，混凝土翼板宽320 mm，高75 mm。每根梁实配栓钉2列，共32个栓钉，栓钉规格为φ16 mm×60 mm，栓钉纵向间距130 mm，横向间距60 mm，抗剪连接程度为1.16。几何尺寸及构造如图1所示。

图1 试件几何尺寸及构造(单位：mm)

1.2 材料力学性能

按文献[13-14]方法分别对混凝土与钢材的材料力学性能进行测试，见表1、表2。

表1 混凝土力学性能

表2 钢材力学性能

1.3 试验设计

钢-混凝土组合梁在腐蚀与长期荷载耦合作用225 d后卸载，随后进行极限承载力试验。考虑3种设计锈蚀率、2种加载龄期，其试件编号及具体设计参数详见表3及文献[15]。

表3 组合梁设计参数

试验采用对称加载，在正式加载前首先进行2～3次预加载，预加载结束后进行正式加载，正式加载采用分级加载模式，加载初期以15 kN每级进行加载，当加载至90 kN时，每级荷载变为10 kN，加载时保证加载速率均匀，当钢梁屈服后采用位移加载，每次加载2 mm。试验主要测点布置及测量内容包括：

(1)在0、L/4、3L/4、L截面布置百分表，测量组合梁挠度，见图2。

(2)在试件跨中、1/6跨、1/3跨和支座截面布置6个千分表，测量混凝土与钢梁的相对滑移，具体测点布置见图2。

图2 挠度与界面相对滑移测点布置

2 试验结果及分析

2.1 组合梁极限承载力

试验考虑三种不同的加载龄期将试件分组为：不加载试件(SCB1、SCB4、SCB5、SCB6)、7 d加载龄期试件(SCB2、SCB7、SCB8、SCB9)、28 d加载龄期试件(SCB3、SCB10、SCB11)。通过试验数据，绘制出试件极限承载力随锈蚀率变化曲线，见图3。

图3 极限承载力随锈蚀率变化曲线

由图3可知，随着栓钉锈蚀率的增加，各试件极限承载力基本呈线性下降趋势。本文根据文献[16]所给出的计算方法，计算得出各试件的理论承载力，将理论值与试验结果对比，见表4。

表4 试件极限承载力对比

由表4可以看出，SCB11承载力降低率最高为5.41%；对比SCB1、SCB2、SCB3的承载力发现，在无腐蚀的情况下，长期荷载对组合梁极限承载力无明显影响；锈蚀试件的极限承载力都低于未锈蚀试件，其原因是试件在氯离子侵蚀下，栓钉截面面积减小，抗剪承载力降低，导致钢梁与混凝土板之间相对滑移增大，截面组合程度降低，试件的极限承载力降低。

2.2 荷载-挠度关系

未锈蚀试件SCB1、SCB2、SCB3的跨中截面荷载-挠度曲线见图4。由图4可见，加载至160 kN时，SCB1(不加载)跨中挠度最小为7.89 mm，SCB2(7 d加载龄期)、SCB3的跨中挠度(28 d加载龄期)分别为SCB1的119.0%、116.1%，其原因是长期荷载使各试件刚度出现差异，组合梁挠度随着试件刚度的降低而增大。

图5分别为不加载试件、7 d加载龄期试件、28 d加载龄期试件在各级荷载作用下跨中截面的荷载-挠度曲线。由图5可见，中各试件加载到120 kN前，其挠度随荷载增大表现出线性上升趋势。加载到145 kN后，试件跨中挠度出现明显增加，挠度增长速度快速上升，非线性特征逐渐明显。加载至160 kN时，不同加载龄期及锈蚀率的组合梁跨中挠度出现明显差异，由图5(a)可见，SCB1(ρ=0%)跨中挠度最小为7.89 mm，SCB4(ρ=3.7%)、SCB5(ρ=9.8%)、SCB6(ρ=10.2%)跨中挠度分别为SCB1的122.4%、146.4%、147.5%；由图5(b)可见，SCB2(ρ=0%)跨中挠度最小为9.39 mm，SCB7(ρ=5.1%)、SCB8(ρ=7.0%)、SCB9(ρ=13.7%)跨中挠度分别为SCB2的108.2%、117.4%、134.8%；由图5(c)可见，SCB3(ρ=0%)的跨中挠度最小为9.16 mm，SCB10(ρ=6.3%)、SCB11(ρ=20.3%)跨中挠度分别为SCB3的116.6%、136.7%。

图5 各试件跨中荷载-挠度曲线

综上所述，相同混凝土加载龄期的试件，栓钉锈蚀程度越高，挠度越大，其原因是栓钉锈蚀会降低组合梁抗剪连接强度，导致组合梁刚度下降。

2.3 界面相对滑移

图6为120 kN集中荷载作用下，未锈蚀试件界面相对滑移沿梁长分布图。图6中SCB1(不加载)的最大界面相对滑移为0.24 mm，SCB2(7 d加载龄期)、SCB3(28 d加载龄期)的最大界面相对滑移分别为SCB1的131.8%、118.2%。7 d、28 d加载龄期试件界面相对滑移较不加载试件界面相对滑移偏大，且加载龄期越早，界面相对滑移越大。

图6 未锈蚀试件界面相对滑移

图7分别为不加载试件、7 d加载龄期试件、28 d加载龄期试件在120 kN荷载作用下界面相对滑移沿梁长分布图。

从图7可以看出，在跨中和梁端，各试件界面相对滑移很小，在距离跨中L/3处界面相对滑移最大。图7(a)中，试件SCB1(ρ=0%)的最大界面相对滑移为0.24 mm，SCB4(ρ=3.7%)、SCB5(ρ=9.8%)、SCB6(ρ=10.2%)的最大界面相对滑移分别为SCB1的102.7%、130.9%、146.4%；图7(b)中试件SCB2(ρ=0%)的最大界面相对滑移为0.32 mm，SCB7(ρ=5.1%)、SCB8(ρ=7.0%)、SCB9(ρ=13.7%)的最大界面相对滑移分别为SCB2的106.5%、110.2%、117.8%；图7(c)中试件SCB3(ρ=0%)的最大界面相对滑移为0.28 mm，SCB10(ρ=6.3%)、SCB11(ρ=20.3%)的最大界面相对滑移分别为SCB3的106.0%、150.8%。

图7 各试件在P=120 kN荷载作用下界面相对滑移

由此可知，不同锈蚀率的试件，在120 kN荷载作用下各测点的界面相对滑移均随着栓钉锈蚀率的上升而增大，其原因主要是试件在氯离子侵蚀下，栓钉截面面积减小，其抗剪承载力降低，导致钢梁与混凝土板之间相对滑移增大。

3 挠度计算

3.1 组合梁弹性阶段挠度计算

为简化理论分析模型，将钢-混凝土组合梁在分析滑移效应时视为弹性体，并具有以下假设：

(1)混凝土板和钢梁交界面处弯曲曲率相同，即钢梁和混凝土板之间无竖向掀起现象。

(2)交界面上的水平剪力与相对滑移成正比。

(3)混凝土板和钢梁应变在荷载作用后分别沿截面高度呈线性分布。

通过叠加原理可以得到弹性阶段考虑滑移效应时，钢-混凝土组合梁总挠度f为

f=fe+Δf1

(1)

式中：fe为根据弹性换算截面法得到的计算挠度；Δf1为弹性阶段由滑移效应引起的附加挠度。

根据文献[17]得出的两点对称荷载作用下Δf1表达式代入式(1)，可得两点对称荷载作用下简支组合梁的跨中总挠度f为

(2)

栓钉锈蚀将导致栓钉连接件截面面积减小，从而导致其刚度降低。结合试验数据，在文献[17]提出的栓钉连接件刚度系数公式中，引入栓钉连接件刚度降低系数f(ρ)计算栓钉锈蚀后栓钉连接件刚度为

K=0.66nsVn×f(ρ)

(3)

栓钉连接件刚度降低系数f(ρ)为

f(ρ)=1-ρ

(4)

式中：ρ为栓钉实际锈蚀率%，有

(5)

其中，ΔM为栓钉在锈蚀过程中损失的质量，g；M为栓钉锈蚀前的质量，g。

3.2 组合梁强度极限状态挠度计算

因混凝土为非弹性材料，当混凝土最大压应力小于0.5fc(fc为轴心抗压强度设计值)，且钢材最大拉应力小于屈服强度fy时，对组合梁按弹性理论分析才认为是合理的。因此，弹性分析法只适用于分析使用阶段组合截面应力及刚度。在组合梁强度极限状态下计算其跨中挠度时，因没有计入塑性变形及腐蚀作用下相对滑移引起的挠度增长，导致计算结果偏小，且不能体现组合梁实际受力状态。

钢-混凝土组合梁在荷载作用下达到塑性阶段直至强度极限状态时，滑移效应也会使抗弯刚度降低，从而导致挠度增大。设在极限状态下，组合梁塑性中和轴至混凝土板顶的距离为xu(此时不考虑滑移效应)，强度极限状态时极限滑移应变εsu为

(6)

式中：ξ1为相对受压区高度系数，且ξ1=1.25xu/hc，hc为混凝土翼缘高度；εsy为钢梁开始屈服时的滑移应变，计算式为

(7)

式中：Mpy为钢梁开始屈服时的弯曲强度；ξ为刚度折减系数。

根据文献[18]，折减刚度系数ξ为

(8)

式中：

(9)

(10)

由文献[19]可知，钢梁开始屈服时弯曲强度Mpy为

Mpy=ζMy

(11)

式中：My为由换算截面法得到的对应钢梁开始屈服时的弯曲强度；ζ为由滑移效应引起组合梁截面弹性弯矩减小的折减系数，满足

(12)

其中，Aw、Aft分别表示钢梁腹板、上翼板的面积。

由于组合梁受到腐蚀作用的影响，根据试验数据分析，考虑栓钉锈蚀后的极限滑移应变εsu(ρ)为

(13)

可以得到εsu(ρ)引起的附加曲率△φ为

(14)

沿梁长进行积分，可求得强度极限状态下滑移效应引起的跨中附加挠度△f2为

(15)

由叠加原理可得到强度极限状态下考虑滑移效应时钢-混凝土组合梁的跨中总挠度f计算公式为

f=fe+△f2

(16)

结合式(16)计算结果与弹性阶段挠度计算结果相得到栓钉锈蚀后组合梁荷载-位移曲线，与组合梁极限承载力试验各试件跨中挠度的实测值对比，结果见图8。

图8 各试件跨中挠度实测值与理论值对比

由图8可知，本文考虑滑移效应的组合梁跨中挠度理论值与实测值吻合较好，荷载-挠度曲线整体变化趋势一致。由于普遍存在实际锈蚀率小于设计锈蚀率现象，导致跨中挠度实测值较理论值偏小，160 kN荷载作用下跨中挠度最大偏差7.5%，能较好预测栓钉腐蚀组合梁的跨中挠度。

4 结论

(1)与未锈蚀试件相比，锈蚀试件极限承载力降低较小(最高5.4%)，160 kN荷载作用下的跨中挠度增加较大(最高47.5%)，120 kN荷载作用下最大界面相对滑移增加较大(最高50.8%)。

(2)与无长期荷载试件相比，有长期荷载试件的极限承载力无明显降低，160 kN荷载作用下的跨中挠度增加较大(最高19.0%)，120 kN荷载作用下最大界面相对滑移增加较大(最高31.8%)。

(3)本文提出的栓钉锈蚀条件下，考虑滑移效应的钢-混凝土组合梁挠度计算方法整体预测效果良好，跨中挠度理论值与实测值吻合较好，160 kN荷载作用下跨中挠度最大偏差7.5%，能较好预测栓钉腐蚀组合梁的跨中挠度，为工程实际应用提供参考。