钢-混组合桥梁栓钉腐蚀疲劳失效及力学性能退化机理试验研究

Experimental Research on Corrosion-Fatigue Failure and Properties Degradation Mechanism of Stud in Steel-Concrete Composite Bridges

摘要

腐蚀环境中钢-混组合桥梁的栓钉连接件可能因腐蚀-疲劳耦合作用而劣化，为此设计制作3组10个栓钉推出试件，分别进行腐蚀后的静力、疲劳性能试验和腐蚀-疲劳耦合试验，研究栓钉的腐蚀-疲劳失效及力学性能退化机理。结果表明：腐蚀作用使得栓钉抗剪刚度显著退化；腐蚀-疲劳耦合作用下栓钉疲劳寿命明显低于腐蚀后疲劳寿命；栓钉初始疲劳裂纹产生于钉杆靠近焊趾截面的剪力作用侧，以剪切裂纹扩展为主，当疲劳裂纹或腐蚀疲劳裂纹发展至约1/2栓钉直径后，栓钉在拉-剪组合应力作用下断裂；影响栓钉损伤发展速率的主要因素为荷载比、腐蚀速率及腐蚀-疲劳耦合作用；腐蚀-疲劳耦合作用下栓钉抗剪刚度退化速度大于疲劳单独作用下，抗剪刚度退化包括快速退化和缓慢退化2个阶段，前一阶段约占栓钉腐蚀疲劳寿命的20%。

Abstract

The stud connectors of steel-concrete composite bridges in corrosive environments may deteriorate due to corrosion-fatigue coupling effect. Three groups of 10 stud push-out specimens were designed and fabricated, and the static and fatigue performance tests and corrosion-fatigue coupling tests were carried out respectively to study the corrosion-fatigue failure and mechanical property degradation mechanism of stud. The results show that corrosion significantly degrades the shear stiffness of the stud; the fatigue life of stud under corrosion-fatigue coupling effect is significantly lower than that after corrosion; the fatigue crack of the stud originates from the stud rod section near the weld toe section on the shear action side, and mainly propagates as a shear crack. When the fatigue crack or corrosion-fatigue crack develops to about 1/2 of the stud diameter, the stud fractures under the combined tensile-shear stress; the main factors affecting stud's damage evolution rate are load ratio, corrosion rate, and corrosion-fatigue coupling effect; the degradation rate of shear stiffness of the stud under the corrosion-fatigue coupling effect is greater than that of the fatigue alone, and the degradation of the shear stiffness includes two stages: rapid degradation and slow degradation, and the former stage accounts for about 20% of the corrosion fatigue life of the stud.

Graphical abstract

关键词

钢-混组合桥梁 / 栓钉 / 腐蚀疲劳 / 失效机理 / 性能退化 / 试验研究

Key words

Steel-concrete composite bridge / Studs / Corrosion fatigue / Failure mechanism / Performance degradation / Experimental study

对于腐蚀环境中服役的钢-混组合桥梁，腐蚀介质离子易从混凝土裂缝处、钢-混结合面侵入^［1-4］，在栓钉上可能形成腐蚀初始缺陷，降低材料的断裂韧性、进而改变其受力特征。学者们对钢-混组合梁腐蚀问题进行研究，明确了有害离子在组合梁中的侵蚀路径^［5-6］和氯离子环境下栓钉连接件锈蚀的主要原因^［2］。试验研究发现^［7-11］，栓钉腐蚀将导致组合梁刚度和承载力下降，且栓钉锈蚀率越高钢-混凝土组合梁承载力越低。

钢-混组合桥梁服役过程中循环车辆荷载与腐蚀共同作用导致桥梁性能劣化，桥梁结构性能严重降低^［12-14］。研究者发现腐蚀效应使得栓钉连接件疲劳性能受到明显影响^［15］，随着栓钉锈蚀程度的加深，组合梁承载力不断下降，滑移量增大，刚度退化明显，疲劳寿命在腐蚀效应作用下显著缩短，且影响程度与锈蚀率有关^［16-18］。目前相关腐蚀-疲劳损伤研究多针对钢-混组合梁，对栓钉的腐蚀疲劳研究大多采用预先锈蚀后进行疲劳试验。由于桥梁实际服役状态下，腐蚀与疲劳交互作用，考虑腐蚀疲劳耦合作用导致的损伤更符合实际情况。

为研究栓钉连接件在腐蚀-疲劳耦合作用下的失效及力学性能退化机理，设计栓钉连接件的推出试件，并分别进行腐蚀后静力、疲劳试验及腐蚀-疲劳耦合试验，进行栓钉腐蚀后力学性能演化规律、腐蚀-疲劳耦合损伤及失效机理研究。

1 试验简介

1.1　试件

设计用于腐蚀后静力试验、疲劳试验以及腐蚀-疲劳耦合试验的10组栓钉连接件（Φ16，ML15材质）试件和1组参照试件，每组试件包含2个样本，后续试验结果若无特殊说明均为2个样本的平均值。表1给出了各组试件对应的试验种类和条件。表中F_u为通过静力推出试验获得的无腐蚀、无疲劳损伤参照栓钉连接试件P0的极限承载力，为260 kN。CP1，CP2和CP3试件腐蚀后进行静力试验；FP0，FP1，FP2和FP3试件腐蚀后进行疲劳试验；CFP1，CFP2和CFP3试件腐蚀后进行腐蚀-疲劳耦合试验。各试件的疲劳荷载及腐蚀环境见表1。

所有推出试件的构造参数相同。参考EC4中的标准推出试件，单侧布置1个栓钉，栓钉直径16 mm、高度80 mm。采用Q355级H型钢模拟钢梁，其高度和翼缘宽度均为200 mm，腹板和翼缘板厚均12 mm。两侧混凝土板长600 mm，宽150 mm，高600 mm，强度等级为C50。箍筋直径10 mm，横向间距180 mm，垂向间距150 mm。试件具体尺寸如图1所示。

1.2　腐蚀环境模拟

服役环境下钢桥的腐蚀行为较为漫长，试验研究中多采用加速腐蚀模拟。

对于腐蚀试验试件，参考JTS/T 236—2019《水运工程混凝土试验检测技术规范》^［19］，将试件置于3.5%NaCl溶液中浸泡1~3个月模拟腐蚀环境中的氯离子侵蚀行为，如图2所示。

已有研究表明，在栓钉根部出现的腐蚀对其服役性能有较大影响^{［15，20］}，为确保腐蚀疲劳试验中腐蚀介质能较好地到达栓钉根部，在混凝土板中预埋1根直径8 mm不锈钢管，钢管与栓钉位于同一水平位置，一端抵住栓钉根部、另一端伸出混凝土板进入腐蚀溶液。为避免钢板、钢筋腐蚀影响试件受力性能，钢板和钢筋涂刷2次防锈漆。

腐蚀-疲劳耦合试验中将推出试件浸泡于3.5%NaCl溶液中并通直流电加速腐蚀，同时对试件进行疲劳加载。

1.3　加载及测试

对腐蚀试验试件，在达到设定腐蚀时间后取出进行静力推出试验，测试试件承载力、抗剪刚度。加载中按照10 kN的荷载幅进行分级加载，每级荷载持续3 min，当加载至约80%极限荷载时调整为位移加载，每级位移0.25 mm · min^-1，直至试件破坏。

对于腐蚀后疲劳试件，在预腐蚀完成后，将试件吊装至MTS多功能试验系统下方进行疲劳试验，如图3所示，加载过程中通过设置于栓钉同一水平面的千分表监测钢与混凝土相对滑移变化。

疲劳试验采用加载频率为4 Hz的恒定幅值加载方式，疲劳荷载谷值F_v为26 kN，峰值F_p=F_v+ΔF，疲劳荷载ΔF见表1。疲劳加载前首先按F_p进行1次静力加载，加载过程中每间隔1 000~5 000次（具体按试验过程中试件疲劳损伤情况调节，损伤发展越快、间隔次数越少）疲劳荷载循环进行静力加载，测试疲劳过程中栓钉荷载-滑移曲线变化，如此循环至试件疲劳破坏。对于腐蚀-疲劳耦合试件，在预腐蚀完成后，更换腐蚀箱中溶液并将试件与腐蚀箱一起吊装至MTS作动器下方，按表1在栓钉上通恒电流并进行疲劳加载，如图4所示。腐蚀-疲劳加载流程与腐蚀后疲劳加载流程相同。

2 栓钉腐蚀、疲劳试验结果

2.1　腐蚀后静力试验

对比CP组试件和P0试件的推出试验结果以分析腐蚀对栓钉静力性能的影响。

图5给出了各试件的破坏形态。由图5可以看出：4组试件均为栓钉弯剪破坏，无腐蚀的P0试件栓钉根部焊环完整性较好，而CP组试件的焊环均发生了明显的剪切变形。

表2给出了基于推出试验得到的4组试件的静力性能。表中：抗剪承载力为单个栓钉所承受的最大荷载均值；抗剪刚度参考日本钢结构协会标准，取荷载-滑移曲线上1/3抗剪承载力处的割线斜率^［21］；峰值滑移定义为抗剪承载力对应滑移值；极限滑移定义为栓钉剪断时的滑移值。

从表2可以看出：腐蚀对于栓钉的抗剪承载力影响较小，而对抗剪刚度的影响较大。由于试验得到的破坏模式为栓钉弯剪破坏，因此其承载力主要与栓钉有效截面积相关；而腐蚀试验中栓钉根部腐蚀程度较小，断面削弱率较低，因此抗剪承载力下降并不明显，这与文献［15］的研究结论较相似。但栓钉腐蚀产物及其锈胀作用导致周边混凝土开裂，使得栓钉受到混凝土的支撑作用减小，因此在相同剪力作用下栓钉的变形及相对滑移量更大，抗剪刚度明显下降。

2.2　腐蚀后疲劳及腐蚀-疲劳耦合试验

试验中疲劳荷载最低的FP3试件因加载至200万次后并未出现明显损伤，因此对其施加静载破坏，其余试件的破坏形式均为栓钉疲劳断裂。图6给出了腐蚀后疲劳试件（FP类）以及腐蚀-疲劳耦合试件（CFP类）的破坏形态。从图6可见：发生疲劳断裂的栓钉断面上均有光滑的疲劳裂纹扩展区域（图中椭圆标记内区域），栓钉在靠近加载侧的焊趾处发生断裂；腐蚀-疲劳耦合试件的疲劳裂纹扩展面内还观测到锈蚀痕迹，栓钉焊环上也能观察到明显的锈蚀。

各组试件的疲劳寿命见表3。表中荷载比η为疲劳荷载峰值F_p与试件极限承载力F_Rd的比值^［22］。

从表3可以看出：2类试件中栓钉的疲劳寿命与荷载比负相关，当荷载比从40%上升到55%时，FP2试件的疲劳寿命较FP3降低93%，而CFP1较CFP2降低39%；荷载比同为55%的FP2（腐蚀后疲劳）的疲劳寿命较FP0（无腐蚀疲劳）降低26%，可见腐蚀对栓钉疲劳寿命影响较大；腐蚀-疲劳耦合损伤对栓钉疲劳寿命的影响更大，荷载比为55%的情况下，腐蚀-疲劳耦合试件CFP1的疲劳寿命较FP2降低了71%；荷载比为40%的情况下，CFP2的疲劳寿命较FP3降低了90%以上；试件CFP2和CFP3的荷载比均为40%，前者腐蚀电流为后者4倍，疲劳寿命为后者37%，可见腐蚀速率（腐蚀电流）对栓钉的疲劳寿命也有较大影响。

3 栓钉腐蚀疲劳失效及性能退化机理

3.1　腐蚀疲劳失效机理

结合试件失效后栓钉的变形形态和断口形貌对其腐蚀疲劳损伤机理进行分析。

各组试件中典型的栓钉变形形态如图7所示。由图7可见：腐蚀后疲劳试件的栓钉变形较小，而腐蚀-疲劳耦合试件栓钉变形较大，且表现出明显的弯曲变形。

一般来说，混凝土的支撑刚度越大，栓钉越容易发生剪切破坏，反之更容易发生弯-剪破坏甚至弯曲破坏。腐蚀环境中栓钉根部的锈蚀产物及其锈胀效应降低了混凝土对栓钉的支撑刚度，导致栓钉在承受剪力时发生较大弯曲变形，这是CFP类试件弯曲变形大于FP类试件的原因。腐蚀电流较小的CFP3试件，因锈蚀产物较CFP2试件少，其混凝土支撑刚度降低相对较少，因此破坏时栓钉弯曲变形程度也小于后者。CFP1和CFP2试件的腐蚀速率相同，虽然前者应力幅更大，但后者因疲劳寿命更长，锈蚀产物更多、锈胀效应更突出，因此破坏时栓钉弯曲程度更大。

为确认栓钉的裂纹扩展路径及疲劳断裂模式，采用钨灯丝电镜仪（JSM-IT500）对疲劳破坏后的栓钉进行断口形貌分析，典型试件断口如图8所示。由图8可见：区域1为明显的疲劳裂纹稳定扩展区，区域2和区域3为疲劳裂纹快速扩展区域，区域4具有韧窝形貌的断裂区域；区域1与区域2、区域3与区域4具有明显的分界线，裂纹扩展区域均呈典型的“月牙形”。

各区域500倍放大照片如图9所示。

由图8和图9可以看出，栓钉疲劳裂纹最初出现在钉杆靠近焊趾截面的荷载作用侧（上侧），加载过程中不断向下扩展，当裂纹深度扩展至约1/2栓钉直径后，栓钉在疲劳荷载作用下断裂。

采用通用有限元分析软件ABAQUS对疲劳荷载作用下栓钉受力状态进行仿真分析。栓钉、焊环、钢梁和混凝土均采用实体单元模拟，考虑其材料非线性与接触关系，通过生死单元技术模拟压碎后混凝土退出受力的情况。

图10给出了有限元分析得到的栓钉在荷载作用下的轴向应力云图。由图10可以看出：焊环处栓钉的剪力作用侧（上侧）承受轴向压应力、承压侧（下侧）承受轴向拉应力，但拉压应力相对较小；焊环以上10 mm左右栓钉的上侧受拉、下侧受压，应力水平相对较高。进一步分析疲劳开裂过程中的应力强度因子，发现疲劳荷载作用下栓钉根部、焊环处受拉区的应力强度因子较小，不会受拉开裂；而焊环处栓钉受压区的剪切应力强度因子较大，可发生剪切裂纹扩展。

结合试件破坏的形态、断口情况以及数值分析结果，可以确认栓钉的疲劳（腐蚀后疲劳及腐蚀-疲劳耦合）失效模式为剪切疲劳破坏。剪切疲劳裂纹最初出现在钉杆靠近焊趾截面的剪力作用侧（上侧），在循环剪应力的作用下逐步发展为月牙形的裂纹扩展区，当疲劳裂纹或腐蚀疲劳裂纹扩展到一定程度后，栓钉在拉-剪组合应力作用下断裂。

3.2　腐蚀疲劳损伤演化规律

动态滑移及残余滑移可作为衡量栓钉疲劳性能的重要指标^［21］，相关学者通过试验总结出了基于残余滑移的剪力连接件3阶段疲劳损伤模型^［23］。通过加载过程中相对滑移测量，得到了各试件的动态滑移、残余滑移随荷载作用次数的演化规律，以评估其疲劳性能。

图11给出了各试件动态滑移及残余滑移随荷载循环次数的变化规律。由图11可以看出：若疲劳荷载较大、腐蚀速度较快，则残余滑移与疲劳循环次数大致呈线性关系（如CFP1试件）；若疲劳荷载相对较小，则残余滑移、动态滑移的发展呈3阶段线性特征（如FP3、CFP2和CFP3试件），且第2阶段（损伤发展阶段）是栓钉疲劳寿命主要组成部分；在损伤发展阶段，荷载比相同的情况下，腐蚀-疲劳耦合作用试件的残余滑移和动态滑移均远大于先腐蚀后疲劳试件。

Hallam^［24］建立了栓钉滑移增长率G的计算方法，认为G与加载幅值ΔF与抗剪强度比呈线性关系。参照其计算方法将抗剪强度替为设计承载力P_Rd，对试件的滑移增长率进行相关性分析。图12给出了各疲劳荷载幅下以滑移增长率对数值表征的栓钉损伤发展速率。从图12可以看出：腐蚀后疲劳加载试件FP1，FP2和FP3的滑移增长率与疲劳荷载幅正相关，而腐蚀-疲劳耦合试件的滑移增长率比较离散。

3.3　抗剪刚度退化过程

抗剪刚度是剪力连接件的重要性能指标，在实际工程应用中多将考虑残余滑移量的割线刚度K作为栓钉抗剪刚度，以便分析其性能演化。参考文献［18］取计算割线刚度的荷载为1/3P_Rd，滑移量取残余滑移δ_res与1/3P_Rd对应的弹性滑移δ_el之和，因此考虑损伤的栓钉抗剪刚度K为

K=\frac{P_{\mathrm{R}\mathrm{d}}}{\mathrm{3}({\delta }_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}+{\delta }_{\mathrm{e}\mathrm{l}})}=\frac{P_{\mathrm{R}\mathrm{d}}}{\mathrm{3}({\delta }_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}+\frac{P_{\mathrm{R}\mathrm{d}}}{K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}})}（1）

其中，

K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}=\frac{P_{\mathrm{R}\mathrm{d}}}{\mathrm{3}{\delta }_{\mathrm{e}\mathrm{l}}}

式中：K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}为栓钉弹性抗剪刚度。

令残余滑移附加刚度K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}=\frac{P_{\mathrm{R}\mathrm{d}}}{\mathrm{3}{\delta }_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}}，则

K=\frac{K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}{K}_{\mathrm{e}\mathrm{l}}}{K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}+K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}}（2）

图13给出了不同疲劳荷载循环次数N时各试件的荷载-滑移曲线。图中：δ_res为荷载为零时对应的滑移量为各荷载循环次数时的残余滑移；K_{\mathrm{e}\mathrm{l},N}为各疲劳荷载循环N次对应的弹性抗剪刚度，即图中连线的斜率。由图13可以看出：大多数试件失效前残余滑移δ_res可达2 mm以上，而弹性滑移δ_el一般不超过0.2 mm，K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}基本不变。

根据图13绘制不同腐蚀疲劳加载次数下各试件的残余滑移附加刚度K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}、弹性抗剪刚度K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}，如图14和图15所示。

由图14可以看出：未发生腐蚀疲劳损伤时栓钉的残余滑移为零，因此残余滑移附加刚度K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}接近无穷大；在腐蚀疲劳损伤初始阶段，栓钉残余滑移增加较快，K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}迅速减小；进入损伤发展阶段后，残余滑移以较小的速率持续增长，因此K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}稳步减小。

从图15可以看出：栓钉弹性抗剪刚度K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}随腐蚀疲劳加载次数的增多总体呈下降趋势，腐蚀-疲劳耦合作用试件的K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}\mathrm{明}显低于腐蚀后疲劳试件。

由式（2）计算得到各试件的抗剪刚度K，并按其归一化处理的疲劳寿命绘制栓钉抗剪刚度退化曲线，如图16所示。对比图14—图16可知：在腐蚀疲劳作用初期各试件的残余滑移附加刚度K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}\gg K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}，因此按式（2）计算的抗剪刚度K与K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}基本相当；损伤发展阶段K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}，K_{\mathrm{e}\mathrm{l}}都因腐蚀疲劳损伤而迅速降低，但K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}降低更为迅速，除FP3试件外，其余试件的，由式（2）可知栓钉抗剪刚度K主要由残余滑移附加刚度K_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{s}}控制。

受实际结构力学性能离散性及测试误差的影响，图16所示的各试件抗剪刚度退化曲线有所差异，但总体可分为2个阶段：第1阶段是由残余滑移快速发展导致的抗剪刚度快速退化阶段；第2阶段是残余滑移稳定发展时的抗剪刚度缓慢退化阶段。大多数试件的抗剪刚度快速退化阶段时长不超过其总寿命的20%，且抗剪刚度可退化到其初始刚度的0.2倍以下。

3.4　腐蚀疲劳因素对栓钉性能退化影响

疲劳荷载（荷载比）对栓钉腐蚀疲劳性能有重要影响。在本试验疲劳荷载范围内，栓钉根部混凝土应力水平较高，因此荷载作用下很快被压碎并发生塑性流动，同时栓钉自身也会产生一定程度的塑性变形，导致钢与混凝土界面产生残余滑移，且疲劳荷载水平越高，残余滑移增长越快；另一方面，疲劳荷载使得栓钉根部剪切裂纹增长，减小其弹性抗剪刚度，且疲劳荷载越大裂纹增长越快。综上所述，疲劳荷载越大，栓钉腐蚀疲劳寿命越短、抗剪刚度退化越迅速。

对比疲劳荷载相同的FP2和CFP1试件以及FP3和CFP2试件，可以发现：相对于疲劳荷载单独作用，腐蚀-疲劳耦合作用使得栓钉的残余滑移与弹性滑移增长更明显，尤其是残余滑移增加较快。残余滑移主要来自荷载作用下栓钉根部混凝土被压碎而发生的塑性变形，而栓钉腐蚀产物的锈胀作用使得其周边混凝土更易被压碎，从而加速试件塑性变形的增长；弹性滑移主要来自荷载作用下栓钉的弯、剪变形，腐蚀作用使得栓钉周边混凝土对其支撑刚度减小、弯曲变形更大，且腐蚀-疲劳耦合效应也加速了栓钉自身的损伤速度，以上效应综合使得栓钉弹性滑移量增长速度大于疲劳单独作用。因此，腐蚀-疲劳耦合作用会大大加快试件损伤速度、减小其抗剪刚度。

对比腐蚀电流分别为400和100 mA的CFP2和CFP3试件，可以发现后者的残余滑移和弹性滑移增长更缓慢，一方面其锈蚀产物少、锈胀效应不突出，周边混凝土塑性变形较小，另一方面栓钉自身腐蚀发展较慢，因此其抗剪刚度退化速度更缓慢，可见腐蚀速率对栓钉腐蚀疲劳性能也有较大影响。

4 结论

（1）在本文所研究的栓钉尺寸及疲劳荷载范围内，试件疲劳及腐蚀-疲劳失效模式为栓钉疲劳断裂，损伤起源于钉杆靠近焊趾截面的荷载作用侧，加载过程中主要发生剪切裂纹扩展，当裂纹深度扩展至约1/2栓钉直径后，未开裂区域在拉-剪组合应力作用下断裂。

（2）由于腐蚀产物的锈胀效应及栓钉自身腐蚀-疲劳损伤联合作用，腐蚀-疲劳耦合作用下栓钉疲劳寿命明显低于疲劳荷载单独作用，抗剪刚度退化速度更为显著；影响栓钉腐蚀疲劳性能的主要因素包括荷载比、腐蚀速率和腐蚀-疲劳耦合作用。

（3）腐蚀-疲劳耦合作用下栓钉抗剪刚度退化呈现快速退化和缓慢退化2个阶段，第一阶段大约占其腐蚀疲劳寿命的20%，抗剪刚度可退化至其初始刚度0.2倍以下。

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基金资助

国家自然科学基金资助项目(52078424)

国家自然科学基金资助项目(52178170)

四川省自然科学基金资助项目(2022NSFSC0426)

四川省科技创新人才项目(2020JDRC0009)