长期荷载作用下锈蚀栓钉连接件卸载后静力试验研究

熊辉，阳亮，曹国辉

(1. 湖南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410082；2. 湖南城市学院 土木工程学院，湖南 益阳 413000)

钢材和混凝土是土木工程领域2种常用的建筑材料，然而单一材料在物理和力学性能上的劣势制约着材料强度的充分发挥，如混凝土抗拉性能差，易开裂，钢材容易锈蚀，易失稳等。钢−混凝土组合结构通过抗剪连接件将钢材和混凝土组合在一起共同受力，充分发挥钢材的受拉和混凝土的抗压特性，扬长避短，具有显著的经济效应和广泛的应用前景[1−2]。组合结构相对于混凝土结构具有自重轻、地震作用小、结构延性高等优点，相对于钢结构具有刚度大、稳定性好并且能够大大降低用钢量。因此，钢−混凝土组合结构在我国逐渐得到迅速发展，需要进行更加深入的研究。抗剪连接件作为保证钢梁和混凝土共同受力的关键构件，其力学性能将直接影响钢−混凝土组合结构的受力特性。栓钉连接件由于在抗剪方面具有很多优点，是钢−混凝土组合结构最常用的剪力连接件形式。目前，国内外对抗剪连接件的静力性能的研究较多[3−5]，相关试验基本都是对完好无损的试件进行推出试验，对栓钉锈蚀后剪力连接件的抗剪承载力、变形能力等退化情况研究较少，考虑长期荷载对连接件力学性能的影响更是未见相关报道[6−9]。然而组合结构在实际运营过程中，承受着各种荷载的作用，连接件处在反复荷载的作用下可能出现界面开裂，腐蚀介质入侵，栓钉锈蚀等现象[10−12]，弱化钢梁和混凝土共同工作，影响组合结构的工作性能。基于此，本文在考虑长期荷载作用下，通过外加电流对抗剪连接件栓钉进行加速锈蚀，长期荷载与栓钉锈蚀耦合200 d后卸载，探究卸载后栓钉连接件的静力性能。

1 试验概况

1.1 试件制作

试验共设计8个栓钉连接件SC1～SC8，基本情况如表 1所示。具体构造设计见图 1。钢梁采用Q235B的工字钢，截面尺寸为HW250(H)×250(B)×9(t1)×14(t2)，每边焊接4个圆柱头栓钉。钢梁两边的混凝土翼缘板内配置2层钢筋网，钢筋选用ø10 mm的HPB300钢筋，截面纵向配筋率为0.7%，横向配筋率为0.81%，满足最小配筋率要求[13]。试件制作完成时，先对试件进行长期加载，同时通过外加电流对连接件栓钉进行加速锈蚀，试件持载装置如图2所示。长期试验持载荷载为180 kN，约为极限承载力的30%。荷载确定原则是保证长期持载过程中，连接件受力能在弹性阶段内，与实际结构恒载应力水平相当。通过调节腐蚀电流控制锈蚀速率，栓钉锈蚀与长期荷载耦合 200 d，之后卸载进行推出试验。

表1 锈蚀栓钉连接件静载破坏试件设计Table 1 Summary of static strength test for corroded studs

试验前，先对试验材料进行力学性能试验。实测混凝土主要力学性能指标见表 2。试件栓钉参照规范GBT 10433—2002《电弧螺柱焊用圆柱头焊钉》要求选用材料为 ML-15AL，尺寸为 16 mm×80 mm。通过材料拉伸试验测得的H型钢、栓钉以及钢筋的材料力学指标如表3所示。

图1 试件几何尺寸及构造Fig. 1 Dimensions and details of specimens

表2 实测混凝土主要力学性能指标Table 2 Main mechanical properties of concrete

1.2 试验加载与量测

连接件推出试验在2 000 kN的万能试验机上进行，试件加载示意图和试验现场图见图 3。加载前，先在加载台混凝土翼缘板处铺设一层细沙，细沙的作用是为了消除摩擦力及试件受力均匀。之后将连接件安放在细沙上并且注意与压力试验机对中，使试件、传力钢板和压力试验机底座中线在同一垂直线上。正式加载前，先进行2～3次预加载，观察各仪器仪表是否正常工作，并且通过各仪表读数的变化确定试件是否对中加载。加载采用单调分级加载模式，加载速率均匀。开始时每级荷载为1/15～1/10Pu(Pu为抗剪连接件理论承载力)，当荷载超过0.5Pu时，每级荷载变为1/20～1/15Pu，当荷载超过 0.8Pu时，级差将更小。本次试验初始加载荷载级差为40 kN，加载至0.5Pu时级差取为20 kN，当加载至0.8Pu时，级差取为10 kN。为了保证每次数据采集的稳定性，每级荷载持续时间不小于 3 min，待仪表读数稳定后再读取试验数据。每个试件的加载时间在1 h左右。

表3 H型钢、栓钉及钢筋材料性能Table 3 Material properties of section steel,stud and reinforced

图2 试验长期持载装置图Fig. 2 Test setup for long-term load

试验测量主要内容包括：

1) 栓钉位置处混凝土的应变。试件制作过程中在2块混凝土翼缘板栓钉位置处预埋了2个钢弦式应变计，试件加载过程中，每加一级荷载记录一次混凝土应变。

2) 钢梁与混凝土的相对滑移量。在试件栓钉位置所在平面上安装百分表，在前后两侧对称布置 4个百分表测量钢梁与混凝土的相对滑移，具体布置见图 3。试件加载过程中，边加载边记录各百分表的读数可得到连接件的荷载−滑移曲线。

3) 荷载−栓钉应变曲线。试验在试件SC8的栓钉上贴有应变片以测量栓钉的应变发展，应变片位于栓钉的受压侧，对称布置。

图3 推出试验加载装置图Fig. 3 Loading setup

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

加载初期，试件变化很小但各百分表和应变计读数稳定，滑移增长缓慢。随着荷载继续增大，钢梁和混凝土间的相对滑移量也逐渐增大，各百分表示数相对稳定，当荷载加载至极限荷载的90%左右时，此时滑移开始出现不稳定现象，在持载一段时间后读数发现百分表指针仍在微小摆动，继续加载会发现这种不稳定摆动持续增加，当加载至极限荷载时，试件承载力开始出现降低，压力机油门指针开始回弹，尽管荷载在下降，但滑移却在急速增加，此时百分表指针在快速转动，根本无法读出稳定的示数，滑移已经无法准确记录。很快随着一声“砰”的响声，栓钉被剪断，试件破坏，破坏形态如图 4所示。可能是试件采用混凝土强度较高或者混凝土板中横向配筋率较高，试件在加载破坏的过程中并未出现栓钉位置处的混凝土开裂及横向裂缝的发展。试件完全破坏时，本次试验的8个栓钉连接件全是单侧栓钉剪断，这可能是由于尽管栓钉极限抗拉承载力基本差不多但不可能完全一样，加载过程中由于初始缺陷也很难实现完全对中加载。

图4 推出试件破坏形态Fig. 4 Failure modes of specimens

2.2 混凝土、栓钉应变发展

推出试验中，混凝土的荷载−应变曲线如图 5所示。从图5(a)中的荷载−应变曲线可以看出，与试件SC7相比，试件SC1早期应变发展较快，试件SC8早期荷载发展较快，之后三者的变化规律基本一致。试件SC1由于加载有长期荷载，其交界面的黏结摩擦力早已消除，因此早期应变发展较快，相反，试件SC8由于存在锈蚀，增大了交界面的阻力，影响混凝土应变的发展。从图5混凝土总的应变发展量来看，混凝土总应变量为300 με左右，根据计算栓钉受压处混凝土应变已经达到了2 300 με，由此可见，栓钉位置处的受力存在明显的应力区，栓钉正受压处混凝土应变远大于周边混凝土应变的发展。

试验还在试件 SC8中的栓钉上贴有应变片以测量栓钉的应变发展，应变片位于栓钉的受压侧，栓钉应变随荷载的发展曲线如图6所示。从图6的荷载−应变发展曲线来看，栓钉的应变并不是随着荷载增大一直增大的，刚开始栓钉是受压的，随着荷载的增加，栓钉慢慢出现受拉应变，直到破坏。由此可见，连接件中栓钉的受力是先受压再受拉，这主要是刚开始栓钉与混凝土板是一个整体，随着荷载的增加，栓钉与混凝土板一起受压，加载至破坏荷载时，由于栓钉大头端的缘故，栓钉中存在拉拔力，栓钉开始受拉。

图5 推出试验混凝土荷载-应变曲线Fig. 5 Load-strain curves of the tested concrete

图6 推出试验连接件栓钉应变发展曲线Fig. 6 Experimental development of stud strain curves

2.3 抗剪承载力

目前，我国规范中对于栓钉抗剪承载力设计计算都是针对无锈蚀栓钉，《钢结构设计规范》中规定，当h/d时，有

式中：As为栓钉横截面面积；Ec为混凝土弹性模量；fc为混凝土轴心抗压强度设计值；fu为栓钉极限抗拉强度。

根据式(1)可知，栓钉连接件的抗剪承载力主要与混凝土强度、弹模与栓钉抗拉强度等有关。当混凝土强度较低时，试件以栓钉处混凝土局部受压破坏为破坏形式，随着混凝土强度的提升，连接件基本都是栓钉剪断破坏。已有研究表明[14−16]，当无锈蚀栓钉连接件发生栓钉钉杆剪断破坏时，其极限承载力可采用下式计算：

式中：Nvu为栓钉极限抗剪承载力；f和fu分别为栓钉材料屈服强度和极限强度；Ec为混凝土弹性模量；Es为栓钉材料弹性模量；fcu为混凝土立方体抗压强度。

表4为2种计算公式的计算值与试验实测值的对比情况。从表4的计算结果可以看出，采用规范的计算结果远远小于试验实测值，计算结果偏于安全。式(2)的计算值与实测结果吻合较好，试验值略高于计算值，建议采用式(2)作为栓钉连接件钉杆剪断破坏时的承载力计算公式，计算结果精度更高，与实际符合较好。

表4 栓钉连接件抗剪承载力试验值与计算值对比Table 4 Comparison of test and calculated value for shear strength capacity

加载试验破坏后，将锈蚀试件栓钉钻芯取出，酸洗去锈后测量锈后直径，取各栓钉锈蚀率的平均值作为试件实际锈蚀率，各试件破环承载力及实际锈蚀测量结果见表 5。表中栓钉锈蚀率为质量锈蚀率，即栓钉锈蚀前后质量损失率，通常通过测量锈蚀栓钉质量损失得到实际锈蚀率。考虑到栓钉剪断破坏对栓钉质量的影响，本文采用测量栓钉直径的方法计算实际锈蚀率，测量栓钉靠近头部、钉杆中部及底部3个位置的直径，每个位置测2个方向，互相垂直，以保证计算的精确性。

表5 试件抗剪承载力及实际锈蚀率Table 5 Shear strength capacity and actual corrosion rate

根据表5可以看出，试件栓钉锈蚀后其极限承载力出现了不同程度的降低，其降低范围在6%～14%之间，当栓钉锈蚀率很低时，试件极限承载力降低很小，随着锈蚀率的增大，承载力也逐渐降低。从表5可知，当锈蚀率很低时，锈蚀率的相对影响力最大，单位锈蚀率使结构承载力降低的更多，因此，栓钉锈蚀对试件承载力影响较大，实际结构中要特别注意锈蚀对结构的影响。

从栓钉锈蚀现象来看，栓钉受拉面的锈蚀程度明显高于栓钉受压面的锈蚀，这主要是因为受拉处的栓钉与周围混凝土出现脱离，加大了两者之间的缝隙，更加有利于腐蚀溶液与栓钉表面的接触，加速栓钉的锈蚀，相反受压面栓钉与周边混凝土接触更加紧密了，降低了腐蚀溶液的侵入腐蚀性，栓钉锈蚀变慢。因此，腐蚀与长期荷载存在耦合现象，对于钢−混凝土连接件来说，栓钉受拉侧加速锈蚀，受压侧抑制锈蚀。

2.4 荷载−滑移曲线

推出试验所测得的试件的荷载−滑移曲线如图7所示。从图7(a)中可以看出，对比试件SC1和SC8可以看出，长期荷载对试件初始滑移的发展影响较大，试件SC1初始滑移增长速率明显大于试件SC8，随着荷载的增加，两者的滑移增长速率逐渐达到一致，最终破坏时，两者的滑移量差不多，这主要是因为长期荷载使栓钉和混凝土板间存在缝隙，随着荷载增加，栓钉和混凝土逐渐共同受力；对比试件SC7和SC8可知，栓钉锈蚀使试件的滑移增长速率明显增大，试件刚度降低，试件极限承载力降低，极限滑移量相对未锈蚀试件也降低很多。从图7(b)也可以看出，随着锈蚀率的增加，试件极限承载力降低，极限滑移量也逐渐下降，试件整体刚度减小。

图7 推出试验连接件荷载-滑移曲线Fig. 7 Load-slip curves of push-out specimens

从图 7整体来看，推出试件的荷载−滑移曲线初期基本呈线性关系发展，随着加载荷载的增大，滑移增长明显增大，最后趋于一条平缓曲线。从滑移量来看，荷载加载至极限荷载的90%时，其滑移量增长不到极限滑移量的50%，最后10%的荷载产生超过50%的滑移量，由此可见，随着荷载的增加，不仅试件的刚度在减小，其刚度退化速率也在不断加大，试件处于一个加速退化的加载状态。

3 锈后栓钉连接件抗剪承载力及滑移计算模型

3.1 栓钉锈蚀抗剪承载力计算模型

根据推出试验结果可以看出，随着锈蚀率的增加，构件的抗剪承载力逐渐退化，其退化特征基本呈线性退化，推出试验结果及其抗剪承载力拟合曲线如图8所示。根据拟合曲线可以得到栓钉锈蚀连接件抗剪承载力退化规律为：

式中：Nvu为栓钉锈蚀连接件抗剪承载力；Nv0为未锈蚀连接件抗剪承载力，可取各连接件抗剪承载力均值；η为栓钉实际锈蚀率，%。

图8 栓钉锈蚀连接件抗剪承载力退化规律及其拟合曲线Fig. 8 Degradation law of shear strength capacity and its fitting curve of corrosion connectors

3.2 栓钉锈蚀连接件荷载-滑移性能关系

栓钉连接件荷载−滑移曲线一直是衡量其变形能力的一个有效方法，在进行结构全过程分析时，连接件的荷载−滑移本构关系更是不可缺少的。目前，被广泛用于描述连接件荷载-滑移本构关系的计算公式是由Ollgaard等[17]提出来的，该公式能较好地反映栓钉连接件的荷载−滑移性能，其基本计算形式如下：

式中：Nv为加载下栓钉连接件剪力作用；Nvu为栓钉连接件的极限承载力；Δ为相对滑移量，mm。

根据荷载−滑移曲线的变化特征，考虑到锈蚀栓钉连接件的极限承载力随锈蚀率变化，为了能够对所有推出试验数据进行拟合，结合Ollgaard等[17]提出的荷载−滑移计算公式，定义锈蚀栓钉连接件荷载−滑移计算公式如下：

式中：Δ为相对滑移量，以mm表示；a，b和c分别为表征锈蚀栓钉荷载−滑移曲线的特征参数。

通过对推出试验结果归一化后进行参数拟合分析，拟合结果及试验测点如图9所示。数据拟合出参数a，b和c的数值分别为0.929 49，2.470 31及 1.076 18。则锈蚀栓钉荷载−滑移曲线可用下式表示：

图9 锈蚀栓钉连接件荷载-滑移拟合结果Fig. 9 Load-slip fitting curve of corroded stud connectors

从图9的拟合结果可以看出，拟合曲线较试验实测结果，滑移发展较快，荷载发展偏慢，拟合曲线的发展趋势与连接件荷载−滑移的实测结果吻合良好，因此可以采用式(6)计算栓钉锈蚀连接件的荷载−滑移关系。考虑锈蚀栓钉抗剪承载力的退化规律，将式(3)代入式(6)，可进一步得到锈蚀栓钉连接件荷载−滑移曲线计算公式如下：

式中：Nv为加载下栓钉连接件剪力作用；Nv0为未锈蚀栓钉连接件抗剪承载力；η为栓钉实际锈蚀率，%；Δ为相对滑移量，以mm表示。

为了验证式(7)计算结果的精确性，将式(7)的计算结果与推出试验各连接件的实测值对比，结果如图10所示。

从图 10可以看出，利用式(7)可以很好的计算连接件的荷载−滑移曲线，从整体来看，计算结果的滑移终值与试验结果吻合良好，与大多数试件的荷载−滑移发展趋势也吻合很好，对试件SC1和SC7主要是前期滑移发展存在偏差，但后期基本达到相同的变化趋势，差异很小。对于试件SC4～SC6，其荷载−滑移发展趋势与实测结果吻合良好，在最终承载力预测存在些许偏差，但偏差不大，可以接受，而且计算最终滑移量与实测结果吻合很好。考虑到试件试验变量的不同，从试件SC1～SC8的荷载−滑移曲线发展过程可以看出，利用式(7)可以很好地计算不同腐蚀程度连接件滑移终值及荷载−滑移发展曲线，对结构刚度变化预测误差很小，可以很好地表现栓钉锈蚀对结构刚度退化的过程。尽管个别连接件拟合曲线存在的荷载发展较快，滑移发展较慢现象，但最终发展趋势与实测结果一致，预测值略低于实测值，这对结构来说是偏安全的。总的来说，可以采用式(7)对锈蚀栓钉连接件进行荷载−滑移计算。

4 结论

1) 钢−混凝土连接件推出试验中，栓钉位置处混凝土应变远大于周边混凝土应变的发展，并且受力栓钉存在先受压后受拉最后被剪断的受力发展过程。推出试验过程中，试件刚度在减小，并且处在一个加速退化的状态。

2) 腐蚀与荷载存在耦合现象，对于栓钉受拉侧，腐蚀与荷载耦合加速栓钉锈蚀，对于栓钉受压侧，腐蚀与荷载耦合抑制栓钉锈蚀。

3) 长期荷载加速初始滑移的发展，但对试件最终滑移量及承载力影响不大。栓钉锈蚀使试件刚度降低，滑移增长速率变大，试件极限承载力降低，最终滑移量也显著减小。

4) 目前，规范对锈蚀栓钉连接件极限承载力与荷载−滑移曲线的计算预测不足，对无锈蚀试件偏于保守，这不利于组合结构进一步的推广和应用。建议采用式(3)计算锈蚀栓钉连接件抗剪承载力，采用式(7)计算锈蚀栓钉连接件荷载−滑移曲线。

[1] 聂建国, 陶慕轩, 吴丽丽, 等. 钢−混凝土组合结构桥梁研究新进展[J]. 土木工程学报, 2012, 45(6): 110−122.NIE Jianguo, TAO Muxuan, WU Lili, et al. Advances of research on steel-concrete composite bridges[J]. China Civil Engineering Journal, 2012, 45(6): 110−122.

[2] 聂建国, 刘明, 叶列平. 钢−混凝土组合结构[M]. 北京:中国建筑工业出版社, 2005: 151−158.NIE Jianguo, LIU Ming, YE Lieping. Steel-concrete composite structure[M]. Beijing: China Building Industry Press, 2005: 151−158.

[3] 丁发兴, 倪鸣, 龚永智, 等. 栓钉剪力连接件滑移性能试验研究及受剪承载力计算[J]. 建筑结构学报, 2014,35(9): 98−106.DING Faxing, NI Ming, GONG Yongzhi, et al.Experimental study on slip behavior and calculation of shear bearing capacity for shear stud connectors[J].Journal of Building Structures, 2014, 35(9): 98−106.

[4] 罗应章. 钢−混凝土组合梁栓钉剪力连接件的研究[D].长沙: 中南大学, 2008: 14−26.LUO Yingzhang. Study on stud shear connectors of steel-concrete composite beams[D]. Changsha: Central South University, 2008: 14−26.

[5] 陈琳珠, 蒋首超, 张洁. 栓钉剪力连接件的承载能力研究综述[J]. 钢结构, 2010, 9(25): 5−10.CHEN Lingzhu, JIANG Shouchao, ZHANG Jie. The review on load-bearing capacity of stud shear connectors[J]. Steel Construction, 2010, 9(25): 5−10.

[6] 易伟建, 赵新. 持续荷载作用下钢筋锈蚀对混凝土梁工作性能的影响[J]. 土木工程学报, 2006, 39(1): 7−12.YI Weijian, ZHAO Xin. The effect of bar corrosion on the performance of reinforced concrete beams under long-term load[J]. China Civil Engineering Journal, 2006,39(1): 7−12.

[7] 荣学亮, 黄侨, 任远. 栓钉连接件锈蚀后静力性能和抗疲劳性能的试验研究[J]. 土木工程学报, 2013, 46(2):10−18.RONG Xueliang, HUANG Qiao, REN Yuan.Experimental study on static and fatigue behaviors of stud connectors for composite beams after corrosion[J].China Civil Engineering Journal, 2013, 46(2): 10−18.

[8] 薛伟辰, 张士前, 梁智殷. 1年持续荷载作用下GFRP-混凝土组合梁长期性能试验[J]. 复合材料学报, 2016,33(5): 998−1008.XUE Weichen, ZHANG Shiqian, LIANG Zhiyin.Long-term property test of GFRP-concrete composite beam under sustained load for one year[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2016, 33(5): 998−1008.

[9] 丁敏, 蒋秀根, 剧锦三. 体外预应力钢−混凝土组合梁长期挠度分析[J]. 工程力学, 2010, 27(9): 94−101.DING Min, JIANG Xiugen, JU Jinsan. Analysis of long-term deflection of externally prestressed steelconcrete composite beams[J]. Engineering Mechanics,2010, 27(9): 94−101.

[10] 余志武, 石卫华, 匡亚川. 锈蚀栓钉力学性能试验研究[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2014, 45(1): 249−255.YU Zhiwu, SHI Weihua, KUANG Yachuan.Experimental study on mechanical properties of corroded stud[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2014, 45(1): 249−255.

[11] 匡亚川, 余志武, 龚匡晖, 等. 栓钉锈蚀与抗剪承载力试验研究[J]. 武汉理工大学学报(交通科学与工程版),2013, 37(2): 381−385.KUANG Yachuan, YU Zhiwu, GONG Kuanghui, et al.Experimental study on shear capacity and corrosion of studs[J]. Journal of Wuhan University of Technology(Transportation Science & Engineering), 2013, 37(2):381−385.

[12] 荣学亮, 黄侨. 锈蚀栓钉连接件力学性能试验研究[J].土木建筑与环境工程, 2012, 34(2): 15−20.RONG Xueliang, HUANG Qiao. Experimental analysis on mechanical properties of corroded stud shear connectors[J]. Journal of Civil, Architectural &Environmental Engineering, 2012, 34(2):15−20.

[13] 盛一凡. 钢−混凝土组合梁纵向开裂问题分析[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工程大学, 2012: 26−27.SHENG Yifan. Analysis of longitudinal cracking of steel-concrete composite beams[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2012: 26−27.

[14] 丁敏, 薛伟辰, 王骅. 钢−高性能混凝土组合梁栓钉连接件抗剪性能的试验[J]. 工业建筑, 2007, 37(8): 9−13.DING Min, XUE Weichen, WANG Hua. Experiment on stud shear connectors in steel-high performance concrete composite beams[J]. Industrial Construction, 2007, 37(8):9−13.

[15] 王倩, 刘玉擎. 焊钉连接件抗剪承载力试验研究[J].同济大学学报(自然科学版), 2013, 41(5): 659−663.WANG Qian, LIU Yuqing. Experimental study of shear capacity of stud connector[J]. Journal of Tongji University (Natural Science), 2013, 41(5): 659−663.

[16] 聂建国, 谭英, 王洪全. 钢−高强混凝土组合梁栓钉剪力连接件的设计计算[J]. 清华大学学报(自然科学版),1999, 39(12): 94−97.NIE Jianguo, TAN Ying, WANG Hongquan. Design and calculation of shear connector for steel-high performance concrete composite beams[J]. Journal of Tsinghua University (Science and Technology), 1999, 39(12):94−97.

[17] Ollgaard J G, Slutter R G, Fisher J W. Shear strength of stud connectors in lightweight and normal-weight concrete[J]. Engineer Journal of AISC, 1971, 8(2): 55−64.