銹蝕焊釘連接件靜力性能試驗研究

肖慧雙，邊旭輝，閆 磊，王彬先

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

0 引言

鋼和混凝土復合結構集合鋼材和混凝土的力學特點，充分發(fā)揮兩者的材料性能，在減少材料消耗的同時減輕結構自重，因此鋼和混凝土復合結構在橋梁工程中得到廣泛的應用[1]。將鋼結構和混凝土結構結合成為整體進而充分發(fā)揮作用的關鍵在于連接兩者的抗剪連接件，目前在鋼與混凝土復合結構中應用最廣泛的連接件為圓柱頭焊釘。Slutter[2]通過對比認為推出試驗可用于研究剪力連接件的抗剪性能。此后學者們通過推出試驗對焊釘連接件性能進行研究，研究包括混凝土強度、焊釘直徑等因素對焊釘滑移規(guī)律和抗剪性能的影響[3-5]；汪勁豐[6]通過推出試驗研究焊釘長徑比對焊釘承載力的影響，并結合國內外推出試驗數據擬合出長徑比為 4.5～13.2 時連接件抗剪承載力計算式。不僅有單釘的推出試驗研究，還有關于多排焊釘受力性能的研究[7]；更有不少學者通過有限元軟件分析研究焊釘滑移和抗剪性能[8-9]。Nakajima[10]設計出只有一側的推出試件，并將其試驗結果與傳統(tǒng)推出試件試驗結果做對比。目前針對焊釘連接件的研究和試驗大部分基于無銹蝕情況，而這種情況與實際結構應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)鋼結構銹蝕問題隨處可見。增加鋼結構使用壽命的方式為噴涂防腐油漆，近年來為響應綠色化高質量發(fā)展理念鋼結構相繼采用耐候鋼材料[11]。然而，從經濟等角度考慮焊釘通常不噴漆也不采用耐候鋼。但是復合結構在實際施工及運營過程中受荷載作用混凝土會產生破損和裂縫，在車輛反復荷載作用下鋼板和混凝土交界面會出現滑移現象產生縫隙，腐蝕性介質侵入會引起焊釘銹蝕，尤其沿海地區(qū)腐蝕介質多且易滲入致使焊釘銹蝕。焊釘銹蝕會導致焊釘力學性能退化，降低復合結構的整體性，導致復合結構承載能力和剛度都大大降低[12-13]。

目前國內外對焊釘連接件的研究大多參考歐洲規(guī)范4推薦的推出試件設計雙側試件，試驗現象通常表現為一側破壞[14]，是試件制造不精確或試驗過程受力不均勻造成的，影響試驗結果。并且對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，采用雙側試件造成材料的浪費。本研究采用單側試件，對比單側和雙側試件的靜載試驗結果，驗證采用單側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方法通常采用模擬試驗法，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條件較為復雜，耗時長且無法預估銹蝕程度，本研究采用恒電流加速銹蝕方法加速單側試件中焊釘的腐蝕，探究焊釘連接件產生銹蝕對其力學性能的影響規(guī)律。

1 單側推出試件

1.1 推出試件設計

本節(jié)設計尺寸一致的雙側和單側試件，通過靜力加載試驗結果對比證明單側試件可用于研究焊釘力學行為變化規(guī)律。推出試件材料屬性如表1所示。試件詳細尺寸如圖1所示，圖1(a)為單側試件，圖1(b)為雙側試件。

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 推出試件靜載試驗方法及結果對比

澆注混凝土前在鋼板表面刷一層工業(yè)油來消除鋼板-混凝土界面之間的黏結。完成試件澆注且在自然環(huán)境中養(yǎng)護28 d后，對單側試件和雙側試件進行靜載破壞試驗。在試件混凝土板下面鋪一層細砂以減小混凝土板與試驗臺之間的摩擦力，并使得試件安放平穩(wěn)、受力均勻。為防止單側試件在試驗過程中傾倒，混凝土板一側用鐵塊抵住。加載試驗過程中采用靜態(tài)數據采集系統(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動量。

在靜載試驗過程中觀察試驗現象，單側試件和雙側試件破壞過程的現象幾乎一致。在試件前期試件沒有明顯的現象發(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，能聽到鋼板與混凝土板相對錯動的摩擦聲。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，并無產生裂縫和變形，單側推出試件的焊釘根部周圍混凝土剝落更明顯，分析原因是單側試件鋼板另一側無約束，受偏心力作用焊釘有拔出趨勢，外力作用下焊釘釘桿對焊釘周圍的混凝土有較大撬動的力，導致焊釘周圍混凝土破壞。焊釘破壞情況如下：雙側試件左側兩根焊釘剪切破壞，右側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。單側試件的推出試驗測出的焊釘極限抗剪承載力略大于雙側試件測出的結果，是因為雙側試件左側兩根焊釘達到極限承載力破壞而右側未達到，最后試驗得到的極限承載力小于理論試件極限承載力；(2)單側試件鋼板與混凝土板之間的最大滑移量為8.767 mm，雙側試件鋼板與混凝土板之間的最大滑移量為8.704 mm，對于研究最大滑移量兩者結果相差不到0.8%；(3)在荷載-滑移曲線彈性階段雙側試件斜率是單側試件的兩倍，說明雙側試件的剛度是單側試件的兩倍，符合理論情況；(4)在前期荷載增大，試件相對滑移增大，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，單側試件和雙側試件推出試驗得出的荷載-位移曲線變化情況一致。由此得出結論：單側試件可以用于研究靜力荷載作用下焊釘的力學性能。

圖4 單側試件和雙側試件荷載-滑移曲線對比Fig.4 Load-slip curves of single-side specimen vs. double-side specimen

2 試件銹蝕及銹蝕率計算方法

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。在單側推出試件混凝土板上設置銹蝕池，銹蝕池中為NaCl電解質溶液。外加一個直流電源，焊釘為陽極，電解質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)生化學變化物質的質量與通入的電量成正比[16]，故可通過調節(jié)回路中的電流控制焊釘銹蝕速度。焊釘銹蝕率為α時，通電時間計算公式為：

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

(1)

式中，t為通電的時間；m為焊釘質量；α為焊釘預計銹蝕率；F為法拉第常數；M為鐵相對原子質量；I為通過電極的電流量。栓釘材料為鐵，相對原子質量M=56，通過滑動變阻器調整焊釘電流為3 mA，分別通電0，47和94 d。試件編號為T0，T10和T20，下角標0，10，20為預計銹蝕百分率。

在達到預計通電時間后，停止通電并拆除銹蝕池，將試件在自然條件下晾干后對試件進行靜載破壞試驗。靜載破壞后將焊釘取出，用稀鹽酸擦去焊釘表面鐵銹，測量焊釘直徑，用焊釘的面積損失率αs表示焊釘實際銹蝕率。

3 靜力加載試驗結果分析

3.1 單側試件荷載-滑移曲線分析

根據試驗標準規(guī)程，在同一試驗設備上獲得不同銹蝕率3個試件的荷載-滑移曲線如圖6所示。對比試驗圖6曲線結果可以看出：(1)3個試件荷載-滑移曲線的發(fā)展趨勢一致，試驗前期，荷載-滑移曲線基本呈線性發(fā)展；試驗中期，隨著荷載的繼續(xù)增大相對滑移量快速增加；試驗后期，荷載增長緩慢而滑移量增大，直到荷載達到最大值試件發(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束線性階段，試件也更快發(fā)生破壞，說明隨著銹蝕程度的增大焊釘屈服強度、抗剪強度都下降?？梢钥闯鲣P蝕對焊釘強度和剛度都會產生很大的影響，這些影響會造成結構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

對于栓釘的抗剪承載力計算，通常以推出試驗結果作為計算依據。而推出試驗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。其中焊縫破壞時無法充分焊釘抗剪承載力，故應當避免發(fā)生這種破壞。當混凝土強度較低時會發(fā)生混凝土受壓破壞。

對于長徑比大于等于4的焊釘，我國《鋼結構設計規(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為焊釘抗拉強度最小值與屈服強度之比，一般取為1.67；f為焊釘抗拉強度設計值。

一些學者根據推出試驗結果提出未銹蝕焊釘極限承載力，出現焊釘剪切破壞時，應用較多的極限承載力計算公式[17]為：

Nv0=ASfu，

(3)

式中，fu為焊釘極限抗拉強度；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，焊釘抗剪承載力計算公式為：

(4)

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

本次試驗采用標號為C50的混凝土，混凝土強度較大，故試件均為焊釘剪切破壞。無銹蝕焊釘承載力試驗結果以及與上述計算公式對比情況如表2所示。

表2 無銹蝕焊釘抗剪承載力計算結果對比Tab.2 Comparison of shear strength calculation results of non-corroded studs

對比表2中試驗值和理論計算值發(fā)現試驗值略大。研究單側推出試件的焊釘承載力，對比公式計算結果發(fā)現，式(2)計算值相對保守，式(3)計算值更接近試驗值，而式(4)計算值與試驗值相差較大。故單側推出試件研究焊釘承載力時，可以采用式(3)作為焊釘剪切破壞時的抗剪承載力計算式。

鋼和混凝土復合結構中，焊釘作為連接件保證鋼板和混凝土板結合為整體時，混凝土對焊釘起到包裹和固定作用。若焊釘發(fā)生銹蝕，不僅會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，而且會出現銹脹作用造成混凝土保護層產生脹裂，大大削弱混凝土對焊釘的包裹作用，間接影響焊釘極限抗剪承載力。焊釘實際銹蝕率和推出試驗結果列于表3。

表3 銹蝕試件承載力試驗結果Tab.3 Test result of bearing capacity of corroded specimens

從表3試驗結果可以看出，銹蝕率越大焊釘抗剪承載力會有明顯的下降：銹蝕程度達到3.53%時焊釘極限承載力下降5.15%，銹蝕程度達到5.06%時焊釘極限承載力下降10.3%。隨著焊釘的銹蝕，焊釘承載力以更快的速度下降，焊釘銹蝕應當引起重視。

參考匡亞川等[19]提出的計算式，假設銹蝕焊釘抗剪承載力計算式為

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。圖7為擬合得到的曲線，F(αs)=e0.003 792-0.020 12αs。

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

提出銹蝕后焊釘的抗剪承載力計算公式為：

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為焊釘實際銹蝕率；AS為焊釘釘桿截面面積；fu為焊釘極限抗拉強度。

4 結論

本研究對比推出試件的單側試件和雙側試件靜力加載試驗結果，證明單側試件可用于研究焊釘力學性能和變形，而后采用單側推出試件研究焊釘銹蝕率對其力學性能和荷載滑移曲線的影響，得到的主要結論為：

(1)單側試件得出的單根焊釘抗剪承載力略大于雙側試件結果，是因為雙側試件的4根焊釘并未全部達到極限破壞強度；雙側試件試驗得到的相對滑移量和焊釘初期剛度是單側試件的兩倍；兩種試件的荷載-滑移曲線變化情況一致。單側試件可用于研究焊釘力學性能和變形情況。

(2)隨著銹蝕程度的增大，焊釘變形量、屈服強度和極限抗剪承載力都減小，這些影響會造成結構性能的退化和耐久性的降低。因此在腐蝕介質較多的沿海地區(qū)應當注意加強焊釘的銹蝕問題，或者在設計時適當增大安全系數以確保結構性能和耐久性。

(3)焊釘極限承載力降低速率大于銹蝕增大速率。試驗結果表明，銹蝕程度達到3.53%時焊釘極限承載力減小5.15%，銹蝕程度達到5.06%時焊釘極限承載力減小10.3%，即焊銹蝕程度提高43.34%時釘極限承載力降低100%，形成銹蝕焊釘抗剪承載力建議計算公式。