肖慧雙，邊旭輝，閆 磊，王彬先

(1.浙江省交通集團(tuán)高速公路寧波管理中心，浙江 寧波 315000；2.陜西交通控股集團(tuán)有限公司，陜西 西安 710009；3.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064)

0 引言

鋼和混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)集合鋼材和混凝土的力學(xué)特點(diǎn)，充分發(fā)揮兩者的材料性能，在減少材料消耗的同時(shí)減輕結(jié)構(gòu)自重，因此鋼和混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)在橋梁工程中得到廣泛的應(yīng)用[1]。將鋼結(jié)構(gòu)和混凝土結(jié)構(gòu)結(jié)合成為整體進(jìn)而充分發(fā)揮作用的關(guān)鍵在于連接兩者的抗剪連接件，目前在鋼與混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最廣泛的連接件為圓柱頭焊釘。Slutter[2]通過(guò)對(duì)比認(rèn)為推出試驗(yàn)可用于研究剪力連接件的抗剪性能。此后學(xué)者們通過(guò)推出試驗(yàn)對(duì)焊釘連接件性能進(jìn)行研究，研究包括混凝土強(qiáng)度、焊釘直徑等因素對(duì)焊釘滑移規(guī)律和抗剪性能的影響[3-5]；汪勁豐[6]通過(guò)推出試驗(yàn)研究焊釘長(zhǎng)徑比對(duì)焊釘承載力的影響，并結(jié)合國(guó)內(nèi)外推出試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合出長(zhǎng)徑比為 4.5～13.2 時(shí)連接件抗剪承載力計(jì)算式。不僅有單釘?shù)耐瞥鲈囼?yàn)研究，還有關(guān)于多排焊釘受力性能的研究[7]；更有不少學(xué)者通過(guò)有限元軟件分析研究焊釘滑移和抗剪性能[8-9]。Nakajima[10]設(shè)計(jì)出只有一側(cè)的推出試件，并將其試驗(yàn)結(jié)果與傳統(tǒng)推出試件試驗(yàn)結(jié)果做對(duì)比。目前針對(duì)焊釘連接件的研究和試驗(yàn)大部分基于無(wú)銹蝕情況，而這種情況與實(shí)際結(jié)構(gòu)應(yīng)用的耐久性存在一定的差別，在潮濕多雨的南方沿海地區(qū)鋼結(jié)構(gòu)銹蝕問(wèn)題隨處可見(jiàn)。增加鋼結(jié)構(gòu)使用壽命的方式為噴涂防腐油漆，近年來(lái)為響應(yīng)綠色化高質(zhì)量發(fā)展理念鋼結(jié)構(gòu)相繼采用耐候鋼材料[11]。然而，從經(jīng)濟(jì)等角度考慮焊釘通常不噴漆也不采用耐候鋼。但是復(fù)合結(jié)構(gòu)在實(shí)際施工及運(yùn)營(yíng)過(guò)程中受荷載作用混凝土?xí)a(chǎn)生破損和裂縫，在車輛反復(fù)荷載作用下鋼板和混凝土交界面會(huì)出現(xiàn)滑移現(xiàn)象產(chǎn)生縫隙，腐蝕性介質(zhì)侵入會(huì)引起焊釘銹蝕，尤其沿海地區(qū)腐蝕介質(zhì)多且易滲入致使焊釘銹蝕。焊釘銹蝕會(huì)導(dǎo)致焊釘力學(xué)性能退化，降低復(fù)合結(jié)構(gòu)的整體性，導(dǎo)致復(fù)合結(jié)構(gòu)承載能力和剛度都大大降低[12-13]。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)焊釘連接件的研究大多參考?xì)W洲規(guī)范4推薦的推出試件設(shè)計(jì)雙側(cè)試件，試驗(yàn)現(xiàn)象通常表現(xiàn)為一側(cè)破壞[14]，是試件制造不精確或試驗(yàn)過(guò)程受力不均勻造成的，影響試驗(yàn)結(jié)果。并且對(duì)于焊釘連接件的研究通常只需要觀察單根焊釘性能變化情況，采用雙側(cè)試件造成材料的浪費(fèi)。本研究采用單側(cè)試件，對(duì)比單側(cè)和雙側(cè)試件的靜載試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證采用單側(cè)試件研究焊釘承載力和變形能力的可行性。

目前研究焊釘耐久性的試驗(yàn)方法通常采用模擬試驗(yàn)法，分為人工氣候法和恒電流通電法[15]。由于人工氣候法所需試驗(yàn)條件較為復(fù)雜，耗時(shí)長(zhǎng)且無(wú)法預(yù)估銹蝕程度，本研究采用恒電流加速銹蝕方法加速單側(cè)試件中焊釘?shù)母g，探究焊釘連接件產(chǎn)生銹蝕對(duì)其力學(xué)性能的影響規(guī)律。

1 單側(cè)推出試件

1.1 推出試件設(shè)計(jì)

本節(jié)設(shè)計(jì)尺寸一致的雙側(cè)和單側(cè)試件，通過(guò)靜力加載試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比證明單側(cè)試件可用于研究焊釘力學(xué)行為變化規(guī)律。推出試件材料屬性如表1所示。試件詳細(xì)尺寸如圖1所示，圖1(a)為單側(cè)試件，圖1(b)為雙側(cè)試件。

表1 推出試件材料屬性Tab.1 Material properties of push-out specimen

圖1 試件示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of specimens(unit：mm)

1.2 推出試件靜載試驗(yàn)方法及結(jié)果對(duì)比

澆注混凝土前在鋼板表面刷一層工業(yè)油來(lái)消除鋼板-混凝土界面之間的黏結(jié)。完成試件澆注且在自然環(huán)境中養(yǎng)護(hù)28 d后，對(duì)單側(cè)試件和雙側(cè)試件進(jìn)行靜載破壞試驗(yàn)。在試件混凝土板下面鋪一層細(xì)砂以減小混凝土板與試驗(yàn)臺(tái)之間的摩擦力，并使得試件安放平穩(wěn)、受力均勻。為防止單側(cè)試件在試驗(yàn)過(guò)程中傾倒，混凝土板一側(cè)用鐵塊抵住。加載試驗(yàn)過(guò)程中采用靜態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，連接電腦記錄施加的荷載值和鋼板與混凝土板之間的錯(cuò)動(dòng)量。

在靜載試驗(yàn)過(guò)程中觀察試驗(yàn)現(xiàn)象，單側(cè)試件和雙側(cè)試件破壞過(guò)程的現(xiàn)象幾乎一致。在試件前期試件沒(méi)有明顯的現(xiàn)象發(fā)生，隨著荷載的增大鋼板周圍的少許混凝土剝落。在即將發(fā)生破壞時(shí)，能聽到鋼板與混凝土板相對(duì)錯(cuò)動(dòng)的摩擦聲。最后焊釘突然發(fā)生剪切破壞，并伴隨著一聲脆響。兩組試件混凝土板處的破壞情況如圖2所示，混凝土整體性完好，并無(wú)產(chǎn)生裂縫和變形，單側(cè)推出試件的焊釘根部周圍混凝土剝落更明顯，分析原因是單側(cè)試件鋼板另一側(cè)無(wú)約束，受偏心力作用焊釘有拔出趨勢(shì)，外力作用下焊釘釘桿對(duì)焊釘周圍的混凝土有較大撬動(dòng)的力，導(dǎo)致焊釘周圍混凝土破壞。焊釘破壞情況如下：雙側(cè)試件左側(cè)兩根焊釘剪切破壞，右側(cè)混凝土板與鋼板分離，焊釘發(fā)生頸縮但未斷裂，如圖3(a)所示；單側(cè)試件兩根焊釘均發(fā)生剪切破壞，如圖3(b)所示。

圖2 混凝土板破壞情況Fig.2 Damage of concrete slabs

圖3 試件破壞情況Fig.3 Damage of specimens

兩組試件的荷載-滑移曲線如圖4所示。對(duì)比焊釘抗剪承載力、最大滑移量和荷載-滑移曲線變化：(1)單側(cè)試件極限荷載為67.9 kN，焊釘極限抗剪承載力為33.95 kN；雙側(cè)試件極限承載力為131.4 kN，焊釘極限抗剪承載力為32.85 kN。單側(cè)試件的推出試驗(yàn)測(cè)出的焊釘極限抗剪承載力略大于雙側(cè)試件測(cè)出的結(jié)果，是因?yàn)殡p側(cè)試件左側(cè)兩根焊釘達(dá)到極限承載力破壞而右側(cè)未達(dá)到，最后試驗(yàn)得到的極限承載力小于理論試件極限承載力；(2)單側(cè)試件鋼板與混凝土板之間的最大滑移量為8.767 mm，雙側(cè)試件鋼板與混凝土板之間的最大滑移量為8.704 mm，對(duì)于研究最大滑移量?jī)烧呓Y(jié)果相差不到0.8%；(3)在荷載-滑移曲線彈性階段雙側(cè)試件斜率是單側(cè)試件的兩倍，說(shuō)明雙側(cè)試件的剛度是單側(cè)試件的兩倍，符合理論情況；(4)在前期荷載增大，試件相對(duì)滑移增大，隨著滑移量的繼續(xù)增大荷載逐漸減小，到后期滑移量增大而荷載幾乎不變，單側(cè)試件和雙側(cè)試件推出試驗(yàn)得出的荷載-位移曲線變化情況一致。由此得出結(jié)論：?jiǎn)蝹?cè)試件可以用于研究靜力荷載作用下焊釘?shù)牧W(xué)性能。

圖4 單側(cè)試件和雙側(cè)試件荷載-滑移曲線對(duì)比Fig.4 Load-slip curves of single-side specimen vs. double-side specimen

2 試件銹蝕及銹蝕率計(jì)算方法

焊釘銹蝕采用恒電流加速銹蝕方法，加速銹蝕裝置如圖5所示。在單側(cè)推出試件混凝土板上設(shè)置銹蝕池，銹蝕池中為NaCl電解質(zhì)溶液。外加一個(gè)直流電源，焊釘為陽(yáng)極，電解質(zhì)溶液中的銅絲為陰極。法拉第第一定律表示在電極界面上發(fā)生化學(xué)變化物質(zhì)的質(zhì)量與通入的電量成正比[16]，故可通過(guò)調(diào)節(jié)回路中的電流控制焊釘銹蝕速度。焊釘銹蝕率為α?xí)r，通電時(shí)間計(jì)算公式為：

圖5 恒電流加速銹蝕裝置Fig.5 Device for constant current accelerated corrosion

(1)

式中，t為通電的時(shí)間；m為焊釘質(zhì)量；α為焊釘預(yù)計(jì)銹蝕率；F為法拉第常數(shù)；M為鐵相對(duì)原子質(zhì)量；I為通過(guò)電極的電流量。栓釘材料為鐵，相對(duì)原子質(zhì)量M=56，通過(guò)滑動(dòng)變阻器調(diào)整焊釘電流為3 mA，分別通電0，47和94 d。試件編號(hào)為T0，T10和T20，下角標(biāo)0，10，20為預(yù)計(jì)銹蝕百分率。

在達(dá)到預(yù)計(jì)通電時(shí)間后，停止通電并拆除銹蝕池，將試件在自然條件下晾干后對(duì)試件進(jìn)行靜載破壞試驗(yàn)。靜載破壞后將焊釘取出，用稀鹽酸擦去焊釘表面鐵銹，測(cè)量焊釘直徑，用焊釘?shù)拿娣e損失率αs表示焊釘實(shí)際銹蝕率。

3 靜力加載試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 單側(cè)試件荷載-滑移曲線分析

根據(jù)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)規(guī)程，在同一試驗(yàn)設(shè)備上獲得不同銹蝕率3個(gè)試件的荷載-滑移曲線如圖6所示。對(duì)比試驗(yàn)圖6曲線結(jié)果可以看出：(1)3個(gè)試件荷載-滑移曲線的發(fā)展趨勢(shì)一致，試驗(yàn)前期，荷載-滑移曲線基本呈線性發(fā)展；試驗(yàn)中期，隨著荷載的繼續(xù)增大相對(duì)滑移量快速增加；試驗(yàn)后期，荷載增長(zhǎng)緩慢而滑移量增大，直到荷載達(dá)到最大值試件發(fā)生破壞。(2)焊釘銹蝕率越大，曲線線性階段的斜率越大，說(shuō)明隨著銹蝕程度的增大焊釘前期受剪剛度增大；而銹蝕程度更大的焊釘曲線更早結(jié)束線性階段，試件也更快發(fā)生破壞，說(shuō)明隨著銹蝕程度的增大焊釘屈服強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度都下降?？梢钥闯鲣P蝕對(duì)焊釘強(qiáng)度和剛度都會(huì)產(chǎn)生很大的影響，這些影響會(huì)造成結(jié)構(gòu)性能的退化和耐久性的降低。

圖6 不同銹蝕率試件荷載-滑移曲線Fig.6 Load-slip curves of specimens with different corrosion rates

3.2 焊釘極限承載力比較

對(duì)于栓釘?shù)目辜舫休d力計(jì)算，通常以推出試驗(yàn)結(jié)果作為計(jì)算依據(jù)。而推出試驗(yàn)中試件的破壞形式分為3種：焊釘剪切破壞、混凝土受壓破壞和焊縫破壞。其中焊縫破壞時(shí)無(wú)法充分焊釘抗剪承載力，故應(yīng)當(dāng)避免發(fā)生這種破壞。當(dāng)混凝土強(qiáng)度較低時(shí)會(huì)發(fā)生混凝土受壓破壞。

對(duì)于長(zhǎng)徑比大于等于4的焊釘，我國(guó)《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50017—2003)給出了抗剪承載力公式：

Nv0=0.7ASγf，

(2)

式中，Nv0為焊釘抗剪承載力；AS為焊釘截面面積；γ為焊釘抗拉強(qiáng)度最小值與屈服強(qiáng)度之比，一般取為1.67；f為焊釘抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

一些學(xué)者根據(jù)推出試驗(yàn)結(jié)果提出未銹蝕焊釘極限承載力，出現(xiàn)焊釘剪切破壞時(shí)，應(yīng)用較多的極限承載力計(jì)算公式[17]為：

Nv0=ASfu，

(3)

式中，fu為焊釘極限抗拉強(qiáng)度；其他字母含義同上。

丁敏等[18]建議試件發(fā)生焊釘剪切破壞時(shí)，焊釘抗剪承載力計(jì)算公式為：

(4)

式中，fy為焊釘屈服強(qiáng)度；Ec，Es為混凝土，焊釘彈性模量；fcu為混凝土抗壓強(qiáng)度；其他字母含義同上。

本次試驗(yàn)采用標(biāo)號(hào)為C50的混凝土，混凝土強(qiáng)度較大，故試件均為焊釘剪切破壞。無(wú)銹蝕焊釘承載力試驗(yàn)結(jié)果以及與上述計(jì)算公式對(duì)比情況如表2所示。

表2 無(wú)銹蝕焊釘抗剪承載力計(jì)算結(jié)果對(duì)比Tab.2 Comparison of shear strength calculation results of non-corroded studs

對(duì)比表2中試驗(yàn)值和理論計(jì)算值發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)值略大。研究單側(cè)推出試件的焊釘承載力，對(duì)比公式計(jì)算結(jié)果發(fā)現(xiàn)，式(2)計(jì)算值相對(duì)保守，式(3)計(jì)算值更接近試驗(yàn)值，而式(4)計(jì)算值與試驗(yàn)值相差較大。故單側(cè)推出試件研究焊釘承載力時(shí)，可以采用式(3)作為焊釘剪切破壞時(shí)的抗剪承載力計(jì)算式。

鋼和混凝土復(fù)合結(jié)構(gòu)中，焊釘作為連接件保證鋼板和混凝土板結(jié)合為整體時(shí)，混凝土對(duì)焊釘起到包裹和固定作用。若焊釘發(fā)生銹蝕，不僅會(huì)減少焊釘截面有效面積從而直接降低焊釘極限抗剪承載力，而且會(huì)出現(xiàn)銹脹作用造成混凝土保護(hù)層產(chǎn)生脹裂，大大削弱混凝土對(duì)焊釘?shù)陌饔茫g接影響焊釘極限抗剪承載力。焊釘實(shí)際銹蝕率和推出試驗(yàn)結(jié)果列于表3。

表3 銹蝕試件承載力試驗(yàn)結(jié)果Tab.3 Test result of bearing capacity of corroded specimens

從表3試驗(yàn)結(jié)果可以看出，銹蝕率越大焊釘抗剪承載力會(huì)有明顯的下降：銹蝕程度達(dá)到3.53%時(shí)焊釘極限承載力下降5.15%，銹蝕程度達(dá)到5.06%時(shí)焊釘極限承載力下降10.3%。隨著焊釘?shù)匿P蝕，焊釘承載力以更快的速度下降，焊釘銹蝕應(yīng)當(dāng)引起重視。

參考匡亞川等[19]提出的計(jì)算式，假設(shè)銹蝕焊釘抗剪承載力計(jì)算式為

Nvu=F(αs)Nv0，

(5)

式中，Nvu為銹蝕焊釘抗剪承載力；Nv0為焊釘初始抗剪承載力；F(αs)為含銹蝕率αs的函數(shù)。圖7為擬合得到的曲線，F(xiàn)(αs)=e0.003 792-0.020 12αs。

圖7 F(αs)擬合曲線Fig.7 Fitting curve of F(αs)

提出銹蝕后焊釘?shù)目辜舫休d力計(jì)算公式為：

Nvu=e0.003 792-0.020 12αsNv0=e0.003 792-0.020 12αsASfu，

(6)

式中，Nvu為銹蝕焊釘抗剪承載力；αs為焊釘實(shí)際銹蝕率；AS為焊釘釘桿截面面積；fu為焊釘極限抗拉強(qiáng)度。

4 結(jié)論

本研究對(duì)比推出試件的單側(cè)試件和雙側(cè)試件靜力加載試驗(yàn)結(jié)果，證明單側(cè)試件可用于研究焊釘力學(xué)性能和變形，而后采用單側(cè)推出試件研究焊釘銹蝕率對(duì)其力學(xué)性能和荷載滑移曲線的影響，得到的主要結(jié)論為：

(1)單側(cè)試件得出的單根焊釘抗剪承載力略大于雙側(cè)試件結(jié)果，是因?yàn)殡p側(cè)試件的4根焊釘并未全部達(dá)到極限破壞強(qiáng)度；雙側(cè)試件試驗(yàn)得到的相對(duì)滑移量和焊釘初期剛度是單側(cè)試件的兩倍；兩種試件的荷載-滑移曲線變化情況一致。單側(cè)試件可用于研究焊釘力學(xué)性能和變形情況。

(2)隨著銹蝕程度的增大，焊釘變形量、屈服強(qiáng)度和極限抗剪承載力都減小，這些影響會(huì)造成結(jié)構(gòu)性能的退化和耐久性的降低。因此在腐蝕介質(zhì)較多的沿海地區(qū)應(yīng)當(dāng)注意加強(qiáng)焊釘?shù)匿P蝕問(wèn)題，或者在設(shè)計(jì)時(shí)適當(dāng)增大安全系數(shù)以確保結(jié)構(gòu)性能和耐久性。

(3)焊釘極限承載力降低速率大于銹蝕增大速率。試驗(yàn)結(jié)果表明，銹蝕程度達(dá)到3.53%時(shí)焊釘極限承載力減小5.15%，銹蝕程度達(dá)到5.06%時(shí)焊釘極限承載力減小10.3%，即焊銹蝕程度提高43.34%時(shí)釘極限承載力降低100%，形成銹蝕焊釘抗剪承載力建議計(jì)算公式。