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(xué)院 土木工程學(xué)院，湖南 益陽 413000；2.湘潭大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭 411100；3.長沙理工大學(xué) 土木工程學(xué)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(xué)性充分發(fā)揮，在大跨徑斜拉橋、波形鋼腹板組合梁橋及建筑結(jié)構(gòu)等領(lǐng)域研究應(yīng)用愈加廣泛[1-3]。近年來，國內(nèi)外學(xué)者針對組合梁耐久性能的試驗研究有一定進展。榮學(xué)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(wèi)華[7]為研究銹蝕栓釘力學(xué)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?？飦喆ǖ萚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(qū)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(xué)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(xué)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(yīng)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(jié)構(gòu)力學(xué)性能退化。實際工程中，在外部環(huán)境侵蝕、自身恒載及車輛活載等作用下，極易產(chǎn)生栓釘腐蝕以及荷載耦合作用下材料、構(gòu)件及結(jié)構(gòu)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(yīng)用價值。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)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?；炷涟宀捎肅40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(guī)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(gòu)造如圖1所示。

圖1 試件幾何尺寸及構(gòu)造(單位：mm)

1.2 材料力學(xué)性能

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

表1 混凝土力學(xué)性能

表2 鋼材力學(xué)性能

1.3 試驗設(shè)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?？紤]3種設(shè)計銹蝕率、2種加載齡期，其試件編號及具體設(shè)計參數(shù)詳見表3及文獻[15]。

表3 組合梁設(shè)計參數(shù)

試驗采用對稱加載，在正式加載前首先進行2～3次預(yù)加載，預(yù)加載結(jié)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(dāng)加載至90 kN時，每級荷載變?yōu)?0 kN，加載時保證加載速率均勻，當(dāng)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(nèi)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(jié)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(shù)據(jù)，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(jù)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(jié)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(fā)現(xiàn)，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(dǎo)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(guān)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(xiàn)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(xiàn)出線性上升趨勢。加載到145 kN后，試件跨中撓度出現(xiàn)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(xiàn)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(dǎo)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(dǎo)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(yīng)時視為彈性體，并具有以下假設(shè)：

(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(xiàn)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(yīng)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(yīng)時，鋼-混凝土組合梁總撓度f為

f=fe+Δf1

(1)

式中：fe為根據(jù)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(yīng)引起的附加撓度。

根據(jù)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(dǎo)致栓釘連接件截面面積減小，從而導(dǎo)致其剛度降低。結(jié)合試驗數(shù)據(jù)，在文獻[17]提出的栓釘連接件剛度系數(shù)公式中，引入栓釘連接件剛度降低系數(shù)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(shù)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(zhì)量，g；M為栓釘銹蝕前的質(zhì)量，g。

3.2 組合梁強度極限狀態(tài)撓度計算

因混凝土為非彈性材料，當(dāng)混凝土最大壓應(yīng)力小于0.5fc(fc為軸心抗壓強度設(shè)計值)，且鋼材最大拉應(yīng)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(yīng)力及剛度。在組合梁強度極限狀態(tài)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(dǎo)致計算結(jié)果偏小，且不能體現(xiàn)組合梁實際受力狀態(tài)。

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(tài)時，滑移效應(yīng)也會使抗彎剛度降低，從而導(dǎo)致?lián)隙仍龃?。設(shè)在極限狀態(tài)下，組合梁塑性中和軸至混凝土板頂?shù)木嚯x為xu(此時不考慮滑移效應(yīng))，強度極限狀態(tài)時極限滑移應(yīng)變εsu為

(6)

式中：ξ1為相對受壓區(qū)高度系數(shù)，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(yīng)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(shù)。

根據(jù)文獻[18]，折減剛度系數(shù)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(yīng)鋼梁開始屈服時的彎曲強度；ζ為由滑移效應(yīng)引起組合梁截面彈性彎矩減小的折減系數(shù)，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(jù)試驗數(shù)據(jù)分析，考慮栓釘銹蝕后的極限滑移應(yīng)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(tài)下滑移效應(yīng)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(tài)下考慮滑移效應(yīng)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(jié)合式(16)計算結(jié)果與彈性階段撓度計算結(jié)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(jié)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(yīng)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(shè)計銹蝕率現(xiàn)象，導(dǎo)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(yù)測栓釘腐蝕組合梁的跨中撓度。

4 結(jié)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(yīng)的鋼-混凝土組合梁撓度計算方法整體預(yù)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(yù)測栓釘腐蝕組合梁的跨中撓度，為工程實際應(yīng)用提供參考。