鋼管混凝土中內(nèi)配鋼骨與混凝土黏結(jié)性能試驗(yàn)

趙衛(wèi)平，雷永旺，王振興，朱彬榮

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 力學(xué)與建筑工程學(xué)院，北京 100083；2.中國電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100192)

隨著建筑結(jié)構(gòu)不斷向高性能發(fā)展，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)展了多種截面類型[1]，比如內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土和圓中空夾層鋼管混凝土.兩種構(gòu)件均是在鋼管中先插入鋼骨、再澆筑混凝土的組合結(jié)構(gòu)，內(nèi)配鋼骨的加入可有效提高組合結(jié)構(gòu)的延性、抗彎剛度和承載能力[2].由于其優(yōu)越的受力性能，在大跨越輸電線桿塔工程中得到廣泛應(yīng)用[3-4].黏結(jié)性能作為內(nèi)配鋼骨(本文指工字型鋼和鋼管)鋼管混凝土優(yōu)良力學(xué)性能的基礎(chǔ)，有必要對(duì)其黏結(jié)性能進(jìn)行深入研究.

目前關(guān)于工字型鋼黏結(jié)性能的研究主要以型鋼混凝土結(jié)構(gòu)為主，并已經(jīng)取得了一系列研究成果.薛建陽等[5]、鄧國專[6]、楊勇[7]對(duì)型鋼混凝土界面黏結(jié)破壞機(jī)理進(jìn)行了細(xì)致分析，提出相應(yīng)的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系；白國良等[8]、陳宗平等[9]等分別研究了型鋼再生混凝土、型鋼高強(qiáng)混凝土中黏結(jié)傳力機(jī)理，并建立了黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式；Roeder等[10]、鄭山鎖等[11]和應(yīng)武擋等[12]研究了各因素對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律，包括型鋼截面尺寸、錨固長度、混凝土保護(hù)層厚度、混凝土強(qiáng)度及配箍率等參數(shù)；張譽(yù)等[13]、鄭山鎖等[14]和楊勇等[15]通過在拼接工字鋼表面沿縱向布貼應(yīng)變片，獲得了黏結(jié)應(yīng)力分布曲線.內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土與型鋼混凝土在結(jié)構(gòu)上存在明顯不同，外鋼管與鋼筋對(duì)內(nèi)配鋼骨的約束機(jī)理類似，但兩者的約束效果將存在差異；練其安等[16]進(jìn)行了21個(gè)鋼管混凝土中內(nèi)配型鋼的拔出試驗(yàn).結(jié)果表明，鋼管混凝土中十字型鋼與混凝土黏結(jié)性能優(yōu)于角鋼與混凝土黏結(jié)性能.當(dāng)前對(duì)鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管與混凝土黏結(jié)性能研究報(bào)道較少；錢稼茹等[17]研究了鋼管混凝土疊合柱中內(nèi)配鋼管與管外混凝土黏結(jié)性能，提出了內(nèi)配鋼管與管外混凝土界面抗剪黏結(jié)設(shè)計(jì)建議；王維肖等[18]通過28個(gè)鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管的拉拔試驗(yàn)和推出試驗(yàn)，結(jié)果表明內(nèi)配鋼管推出時(shí)的黏結(jié)強(qiáng)度普遍高于拉拔試驗(yàn)，內(nèi)配鋼管徑厚比對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度影響顯著.之前研究主要采用對(duì)比試驗(yàn)分析各因素對(duì)內(nèi)配鋼骨黏結(jié)強(qiáng)度的影響，實(shí)際上黏結(jié)強(qiáng)度的影響因素眾多，而無法確定各因素影響?zhàn)そY(jié)強(qiáng)度的主次關(guān)系.

本文進(jìn)行了18個(gè)內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土試件的推出試驗(yàn)，以探討內(nèi)配鋼骨與混凝土之間的黏結(jié)機(jī)理；運(yùn)用正交試驗(yàn)分析，得到各因素影響?zhàn)そY(jié)強(qiáng)度的變化規(guī)律及主次關(guān)系，并分析黏結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律；基于實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)回歸分析，提出兩種鋼骨黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法，可供工程技術(shù)人員參考.

1 試驗(yàn)方案

1.1 試件設(shè)計(jì)

為研究兩種鋼骨與混凝土黏結(jié)性能，共設(shè)置兩個(gè)正交試驗(yàn)組，均考慮3因素3水平.1號(hào)試驗(yàn)組為內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土試件，研究參數(shù)為黏結(jié)長度(Le)、混凝土強(qiáng)度(fcu)和工字型鋼截面尺寸(SI).2號(hào)試驗(yàn)組為圓中空夾層鋼管混凝土試件，研究參數(shù)為黏結(jié)長度(Le)、膨脹劑摻量(v)和內(nèi)配鋼管截面尺寸(SII).選用兩個(gè)L9(34)正交試驗(yàn)表，共設(shè)計(jì)18個(gè)試件，其截面形式見圖1，試件參數(shù)見表1.

圖1 內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土橫截面

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

1.2 材料參數(shù)

試驗(yàn)中鋼管均采用大跨越輸電線塔工程中常用的直縫焊接鋼管，經(jīng)過鋼板卷曲成型、埋弧焊工藝生產(chǎn)而成.根據(jù)電力行業(yè)規(guī)范T/CEC 136—2017《輸電線路鋼管塔用直縫焊管》[19]，鋼管外徑制作允許偏差為±0.5%D，厚度制作允許偏差為-0.3～+1.0 mm.所有外鋼管統(tǒng)一采用φ299×4.5，內(nèi)配鋼管采用φ90×4.5、φ135×4.5和φ180×4.5.內(nèi)配工字型鋼采用I10、I14和I18.通過標(biāo)準(zhǔn)拉伸試驗(yàn)，得到外鋼管、內(nèi)配鋼骨的材料力學(xué)性能指標(biāo).混凝土配料采用42.5R硅酸鹽水泥、標(biāo)準(zhǔn)中砂和粒徑范圍為10～20 mm的玄武巖粗骨料，減水劑為標(biāo)準(zhǔn)型聚羧酸減水劑，膨脹劑為硫鋁酸鈣-氧化鈣類混凝土膨脹劑，配合比設(shè)計(jì)見表2.

1.3 試件制作

為使內(nèi)配鋼骨在推出過程中受力均勻和避免發(fā)生局部失穩(wěn)，在工字型鋼加載端加工了方形鋼板，在內(nèi)配鋼管加載端加工了環(huán)形鋼板和加勁肋.在外鋼管的垂直對(duì)角兩側(cè)分別加工一對(duì)彎鉤和一對(duì)角鋼，分別用于試件的吊裝和位移計(jì)的布置.混凝土澆筑時(shí)每組預(yù)留6個(gè)150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方體試塊，按照標(biāo)準(zhǔn)方法制作并自然養(yǎng)護(hù)，其28 d實(shí)測(cè)強(qiáng)度結(jié)果見表2.

表2 混凝土配合比設(shè)計(jì)

1.4 測(cè)試與加載方案

為測(cè)試推出試驗(yàn)中內(nèi)配鋼骨表面的應(yīng)變變化，在工字型鋼翼緣外側(cè)、腹板及內(nèi)配鋼管外壁兩側(cè)沿縱向先銑槽、再在凹槽內(nèi)沿縱向布貼應(yīng)變片，布貼間距為50 mm，最后澆灌環(huán)氧樹脂，以保護(hù)應(yīng)變片和彌補(bǔ)銑槽帶來的幾何缺陷，見圖2.

推出試驗(yàn)在1 000 kN液壓伺服加載試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，在鋼骨加載端上方放置一塊略大于鋼骨直徑的鋼墊塊，軸向荷載通過鋼墊塊直接施加于鋼骨上，通過黏結(jié)力傳遞給周圍的混凝土，加載裝置見圖3.

圖2 測(cè)點(diǎn)布置

圖3 加載裝置

正式加載前期采用力值控制，當(dāng)荷載-滑移曲線開始下降時(shí)換用位移控制.為測(cè)試內(nèi)配鋼骨與混凝土之間的相對(duì)滑移，總共布置6個(gè)位移計(jì).位移計(jì)D1和D2用于測(cè)量內(nèi)配鋼骨加載端的豎向位移；位移計(jì)D3和D4用于測(cè)量外層鋼管的豎向變形；位移計(jì)D5和D6用于測(cè)量底部支座的豎向位移.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)加載初期，內(nèi)配工字型鋼和鋼管的豎向位移接近于零，黏結(jié)界面無相對(duì)滑移；當(dāng)荷載增大到極限滑移荷載的50%左右時(shí)，界面出現(xiàn)相對(duì)滑移，位移計(jì)D1和D2示數(shù)略有增大；當(dāng)荷載接近峰值時(shí)，大部分試件會(huì)出現(xiàn)一聲巨響，此后鋼骨整體向下滑移的速度增大；最后，內(nèi)配工字型鋼和鋼管被順利推出.隨內(nèi)配工字型鋼的推出，工字型鋼自由端附近的混凝土受到界面抗剪黏結(jié)力的作用，出現(xiàn)局部損傷.試驗(yàn)結(jié)束后，發(fā)現(xiàn)所有試件中內(nèi)配工字型鋼和鋼管均未發(fā)生屈曲破壞，其界面均為黏結(jié)破壞，見圖4.

圖4 推出試驗(yàn)后破壞形態(tài)

2.2 黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

通過加載系統(tǒng)內(nèi)置傳感器和外置采集設(shè)備獲得了所有試件的荷載-滑移曲線.為了便于分析，假設(shè)黏結(jié)應(yīng)力沿內(nèi)配鋼骨與混凝土接觸面均勻分布，采用平均黏結(jié)應(yīng)力計(jì)算方法分析界面黏結(jié)-滑移機(jī)理.黏結(jié)應(yīng)力τ計(jì)算公式為

(1)

式中：τ為黏結(jié)應(yīng)力，P為軸向推出荷載，C為內(nèi)配工字型鋼或鋼管的橫截面外周長，Le為黏結(jié)長度.根據(jù)式(1)計(jì)算得到所有試件在滑移過程中內(nèi)配鋼骨的黏結(jié)應(yīng)力和黏結(jié)強(qiáng)度特征值，推出試驗(yàn)結(jié)果見表3.

表3 推出試驗(yàn)結(jié)果

圖5(a)～(e)為18個(gè)內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土試件的黏結(jié)應(yīng)力-滑移(τ-s)曲線，所有曲線在峰值點(diǎn)前呈相似的上升趨勢(shì)，在峰值點(diǎn)后曲線出現(xiàn)多種發(fā)展趨勢(shì).根據(jù)曲線在峰值點(diǎn)后出現(xiàn)的四種形狀特征，圖5(f)歸納出了四類典型黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線，將其分為Ⅰ-1、Ⅰ-2、Ⅰ-3和Ⅱ類.結(jié)合內(nèi)配鋼骨的滑移過程，所有曲線均包括3個(gè)階段，分別為膠結(jié)段、非線性初滑移段和滑移段.

膠結(jié)段(OA段)：曲線呈直線上升.界面黏結(jié)良好，黏結(jié)力由化學(xué)膠結(jié)力構(gòu)成.A點(diǎn)處黏結(jié)應(yīng)力代表初始黏結(jié)強(qiáng)度τ0.內(nèi)配工字型鋼和內(nèi)配鋼管平均初始黏結(jié)強(qiáng)度約分別為平均極限黏結(jié)強(qiáng)度的60%、50%.

非線性初滑移段(AB段)：曲線呈非線性上升.界面開始產(chǎn)生相對(duì)滑移，界面剝離從加載端逐漸發(fā)展至全界面，化學(xué)膠結(jié)力徹底喪失，微觀機(jī)械咬合力參與工作，界面黏結(jié)力由機(jī)械咬合力和摩阻力構(gòu)成，點(diǎn)B處黏結(jié)應(yīng)力代表極限黏結(jié)強(qiáng)度τu.

滑移段(BC1、BC2、BC3和BC4段)：曲線出現(xiàn)4種形狀特征，黏結(jié)力由機(jī)械咬合力和摩阻力構(gòu)成，滑移段最低點(diǎn)處黏結(jié)應(yīng)力代表殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr.

內(nèi)配工字型鋼的τ-s曲線在滑移段分為Ⅰ-1和Ⅰ-3類，見圖5(a)～(b).1)Ⅰ-1類曲線在BC1段下降后保持水平發(fā)展，隨著工字型鋼的推出，嵌含在工字型鋼表面的混凝土晶體被徹底剪碎，機(jī)械咬合力逐漸減小，曲線呈下降趨勢(shì).由于工字型鋼表面較為平整，摩擦力在滑移后期不再增大；2)Ⅰ-3類曲線在BC3段迅速下降后仍呈緩慢下降趨勢(shì)，隨工字型鋼被推出，部分試件的自由端處混凝土出現(xiàn)局部損傷，導(dǎo)致實(shí)際有效黏結(jié)面積減小，界面上被剪碎的水泥晶體粉末也被帶出，導(dǎo)致摩擦力在后期減小，曲線在滑移段持續(xù)下降.

圖5 黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線

內(nèi)配鋼管的τ-s曲線在滑移段分為Ⅰ-1、Ⅰ-2和Ⅱ類，見圖5(c)～ (e).1)Ⅰ-1類曲線在BC1段下降后保持水平，機(jī)理與內(nèi)配工字型鋼相似；2)Ⅰ-2類曲線在BC2段下降后出現(xiàn)二次上升段，由于內(nèi)配鋼管的制作“宏觀偏差”不可忽略，其外徑沿縱向呈不規(guī)則狀，導(dǎo)致在推出過程中形成“錐楔作用”，使摩阻力繼續(xù)增大，進(jìn)而出現(xiàn)二次上升；3)Ⅱ類曲線在BC4段無下降段，形成拐點(diǎn)B后以較小斜率繼續(xù)上升，這是因?yàn)閮?nèi)配鋼管的制作“宏觀偏差”程度較大，且遠(yuǎn)高于Ⅰ-2試件，較強(qiáng)的“錐楔作用”使摩阻力在滑移段早期大于極限滑移荷載Pu，導(dǎo)致曲線持續(xù)升高.

根據(jù)上述機(jī)理分析，可初步認(rèn)為τ0、(τu-τr)、τr分別為化學(xué)膠結(jié)力、機(jī)械咬合力和摩阻力的比值.由表3可知，內(nèi)配工字型鋼界面黏結(jié)力中三部分組成比值均值為1∶0.49∶1.15，內(nèi)配鋼管界面黏結(jié)力中三部分組成比值均值為1∶0.40∶1.55，兩種鋼骨黏結(jié)力組成的比重關(guān)系均為摩阻力所占比重最大，其次為化學(xué)膠結(jié)力，最小為機(jī)械咬合力.相比文獻(xiàn)[12]型鋼混凝土界面黏結(jié)力中三者比重關(guān)系1∶0.14∶0.19，型鋼混凝土中摩阻力所占比重大小明顯低于內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土，這與兩者在結(jié)構(gòu)上的差異直接關(guān)聯(lián).相比型鋼混凝土中配置的外包箍筋，外鋼管提供的橫向緊箍作用更高，對(duì)內(nèi)配鋼骨殘余黏結(jié)強(qiáng)度的提高具有顯著優(yōu)勢(shì).

3 黏結(jié)強(qiáng)度影響因素正交試驗(yàn)分析

正交試驗(yàn)分析方法綜合了極差分析和方差分析的優(yōu)點(diǎn)，兩者相互補(bǔ)充.極差分析根據(jù)極差Ri的大小，以判別各因素影響結(jié)果指標(biāo)的主次關(guān)系及變化趨勢(shì).方差分析通過F值與不同置信水平下的Fa臨界值進(jìn)行對(duì)比，以判別各因素的顯著性影響水平.

3.1 內(nèi)配工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度

圖6為內(nèi)配工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度τu極差分析結(jié)果，由RC1=0.30>RA1=0.14>RB1=0.09可知，影響τu的因素主次關(guān)系為：工字型鋼截面尺寸(SI)、黏結(jié)長度(Le)、混凝土強(qiáng)度(fcu).τu隨黏結(jié)長度增大而減小，初步分析為黏結(jié)長度越大，黏結(jié)應(yīng)力沿界面分布的不均勻程度越大，導(dǎo)致τu降低.當(dāng)混凝土強(qiáng)度C30增大到C50時(shí)，τu整體呈增大趨勢(shì)，由于工字型鋼與混凝土界面密實(shí)度隨混凝土強(qiáng)度增大而增高，有利于界面黏結(jié)性能的提高.而τu隨內(nèi)配工字型鋼截面尺寸增大而減小，這是因?yàn)橥怃摴艹叽缃y(tǒng)一時(shí)，管中混凝土保護(hù)層厚度隨工字型鋼橫截面尺寸增大而減小，混凝土提供的橫向約束作用相應(yīng)減弱，導(dǎo)致τu顯著下降.

圖6 工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度極差分析

表4 工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度方差分析

3.2 內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度

從圖7可知RC2=0.45>RB2=0.26>RA2=0.14，說明影響內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度τu的因素主次關(guān)系為：內(nèi)配鋼管截面尺寸(SII)，膨脹劑摻量(v)，黏結(jié)長度(Le).當(dāng)黏結(jié)長度從400 mm增大到800 mm時(shí)，τu整體呈下降趨勢(shì).τu隨膨脹劑摻量增大而增大，因?yàn)榛炷恋呐蛎浛捎行Ы档突炷翉较蚝涂v向收縮作用，從而減小對(duì)黏結(jié)界面造成的不利影響，內(nèi)配鋼管表面受到夾層混凝土膨脹產(chǎn)生的壓應(yīng)力，有利于增強(qiáng)內(nèi)配鋼管界面黏結(jié)性能.τu隨內(nèi)配鋼管截面尺寸增大而顯著減小，由于推出過程中夾層混凝土對(duì)內(nèi)配鋼管提供了相應(yīng)的環(huán)向緊箍力，而外鋼管型號(hào)均為φ299×4.5，隨內(nèi)配鋼管直徑增大，管中混凝土保護(hù)層厚度減小，提供給內(nèi)配鋼管的橫向緊箍作用越弱，導(dǎo)致τu顯著下降.

圖7 內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度極差分析

表5為內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度τu方差分析結(jié)果，由FC2=20.024>F0.05(3,3)，F(xiàn)B2=6.397>F0.10(3,3)，F(xiàn)A2=2.040

表5 內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度方差分析

4 內(nèi)配鋼骨縱向應(yīng)變分布曲線

圖8為內(nèi)配工字型鋼和內(nèi)配鋼管在20%、40%、60%、80%和100%Pu下縱向應(yīng)變分布情況.由圖8可知，內(nèi)配工字型鋼和內(nèi)配內(nèi)配鋼管縱向應(yīng)變的最大值位于加載端附近，距鋼骨的加載端越遠(yuǎn)，縱向應(yīng)變?cè)叫?隨荷載增大，自由端應(yīng)變?cè)龇燃虞d端明顯要小，兩端處的縱向應(yīng)變差逐漸增大，說明施加在鋼骨上荷載通過黏結(jié)力傳遞給了外包混凝土.分布曲線整體呈上凸?fàn)睿€斜率逐漸減小，初步分析黏結(jié)應(yīng)力沿黏結(jié)長度呈不均勻分布.各級(jí)荷載下曲線之間的應(yīng)變差基本接近，說明推出過程中內(nèi)配工字型鋼和內(nèi)配鋼管一直處于彈性狀態(tài).

內(nèi)配鋼骨縱向應(yīng)變沿黏結(jié)長度方向大致呈負(fù)指數(shù)分布，可表示為

εsx(x)=εmaxe-bx，

(2)

式中：εsx(x)為距加載端xmm處的縱向應(yīng)變，εmax為內(nèi)配鋼骨縱向應(yīng)變的最大值，b為應(yīng)變特征系數(shù).采用式(2)中負(fù)指數(shù)函數(shù)對(duì)所有典型試件在Pu下縱向應(yīng)變分布曲線進(jìn)行擬合.對(duì)擬合結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，b值約為0.003 00～0.006 68，擬合相關(guān)系數(shù)為0.981～0.994，整體擬合度較好.

圖8 縱向應(yīng)變分布曲線

5 內(nèi)配鋼骨黏結(jié)應(yīng)力分布規(guī)律

根據(jù)內(nèi)配鋼骨與混凝土微元體受力關(guān)系，可得黏結(jié)應(yīng)力τ(x)與鋼骨表面縱向應(yīng)變?chǔ)舠x(x)的一階微分成正比[11]，由式(2)可知，縱向應(yīng)變?chǔ)舠x(x)呈負(fù)指數(shù)函數(shù)分布，則黏結(jié)應(yīng)力τ(x)可表示為

τ(x)=γiτue-kix，

(3)

式中：x為距混凝土加載端距離，τu為極限黏結(jié)強(qiáng)度，γi、ki為內(nèi)配鋼骨的黏結(jié)應(yīng)力特征系數(shù).

圖9(a)為內(nèi)配工字型鋼在極限滑移荷載Pu下的黏結(jié)應(yīng)力分布曲線.內(nèi)配工字型鋼翼緣外側(cè)和腹板的黏結(jié)應(yīng)力最大值均位于加載端附近，距加載端的距離越遠(yuǎn)，黏結(jié)應(yīng)力越小.內(nèi)配工字型鋼黏結(jié)應(yīng)力沿縱向呈不均勻分布，主要由工字型鋼與混凝土界面的黏結(jié)裂縫沿縱向從加載端向下逐步發(fā)展引起.對(duì)已形成界面黏結(jié)裂縫的位置而言，外鋼管和混凝土對(duì)工字型鋼的橫向緊箍作用可使黏結(jié)應(yīng)力保持穩(wěn)定.隨荷載增大，黏結(jié)裂縫不斷沿縱向發(fā)展，即將產(chǎn)生裂縫位置的黏結(jié)應(yīng)力開始提高.

采用式(3)中負(fù)指數(shù)函數(shù)對(duì)典型試件中內(nèi)配工字型鋼在Pu下的黏結(jié)應(yīng)力分布曲線進(jìn)行擬合，并對(duì)9個(gè)內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土試件擬合結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，翼緣外側(cè)平均黏結(jié)應(yīng)力約為腹板平均黏結(jié)應(yīng)力的1.77倍，擬合相關(guān)系數(shù)為0.715～0.996，擬合度較好.采用origin中的回歸分析得到各特征參數(shù)的關(guān)系式，表達(dá)式為

(4)

式中：λ與橫截面位置有關(guān)，經(jīng)過回歸分析，翼緣外側(cè)和腹板處λ值分別為1和0.56，Pu為極限滑移荷載，C為工字型鋼橫截面周長，h為工字型鋼橫截面高度，γ1、k1為內(nèi)配工字型鋼指數(shù)特征系數(shù)，k1與Le、h、fcu等變化參數(shù)有關(guān).

圖9 內(nèi)配鋼骨黏結(jié)應(yīng)力擬合曲線

圖9(b)為內(nèi)配鋼管在極限滑移荷載Pu下黏結(jié)應(yīng)力分布曲線，內(nèi)配鋼管黏結(jié)應(yīng)力最大值位于加載端附近，距離試件的加載端越遠(yuǎn)，界面黏結(jié)應(yīng)力越小，曲線整體呈下凹狀.采用式(3)中負(fù)指數(shù)函數(shù)對(duì)典型試件在Pu下黏結(jié)應(yīng)力分布曲線進(jìn)行擬合，并對(duì)9個(gè)圓中空夾層鋼管混凝土試件的擬合結(jié)果進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，擬合相關(guān)系數(shù)為0.856～0.960，整體擬合度較好.通過回歸分析得到各特征參數(shù)的關(guān)系式，表達(dá)式為

(5)

式中：γ2、k2為內(nèi)配鋼管特征系數(shù)，其與Le、(D2/t2)、fcu等變化參數(shù)有關(guān)，D2、t2分別為內(nèi)配鋼管直徑和厚度.通過式(3)～(5)的建立，根據(jù)極限滑移荷載、試件參數(shù)等即可預(yù)測(cè)沿黏結(jié)長度方向任意位置處黏結(jié)應(yīng)力大小.

6 黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法

6.1 黏結(jié)性能對(duì)比分析

圖10為內(nèi)配鋼骨極限黏結(jié)強(qiáng)度與國內(nèi)外規(guī)范對(duì)比結(jié)果.目前國內(nèi)外相關(guān)規(guī)范中僅針對(duì)外鋼管與混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值τd進(jìn)行了規(guī)定，國內(nèi)的CECS28:2012《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[20]要求根據(jù)混凝土強(qiáng)度等級(jí)(C30～C80)進(jìn)行黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值取值，范圍為0.4～0.6 MPa，日本規(guī)范AIJ[21]規(guī)定了圓形鋼管混凝土黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為0.225 MPa，英國規(guī)范BS540025:2005[22]、澳大利亞規(guī)范AS5100.6—2004[23]、美國規(guī)范ANSI/AISC360-10[24]規(guī)定取值均為0.4 MPa，歐洲規(guī)范Eurocode4[25]規(guī)定圓形鋼管混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為0.55 MPa.

圖10 極限黏結(jié)強(qiáng)度對(duì)比結(jié)果

由圖10可知，內(nèi)配工字型鋼、內(nèi)配鋼管界面極限黏結(jié)強(qiáng)度均值分別為0.919、1.283 MPa，兩者均大于國內(nèi)外相關(guān)規(guī)程中外鋼管與混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值τd，Roeder等[26]通過試驗(yàn)研究表明，收縮作為混凝土的變形特性，對(duì)外鋼管與混凝土界面的黏結(jié)十分不利.而內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土中混凝土的收縮常指向形心處，即內(nèi)配鋼骨表面，明顯可促進(jìn)內(nèi)配鋼骨與混凝土界面的黏結(jié)，說明內(nèi)配鋼骨和外鋼管在配置方式的差異對(duì)界面黏結(jié)性能影響顯著.通過對(duì)比可知，鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管與混凝土黏結(jié)性能明顯優(yōu)于內(nèi)配工字型鋼黏結(jié)性能，以上規(guī)范均暫未考慮鋼管混凝土中內(nèi)配鋼骨的黏結(jié)強(qiáng)度設(shè)計(jì)值，建議相關(guān)規(guī)范可將內(nèi)配鋼骨鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的黏結(jié)強(qiáng)度納入考慮.

6.2 內(nèi)配工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算

目前有關(guān)鋼管混凝土中內(nèi)配工字型鋼與混凝土黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法極少，目前研究主要針對(duì)型鋼混凝土黏結(jié)強(qiáng)度提出了相應(yīng)的計(jì)算式，本文選取了代表性計(jì)算式計(jì)算本文試件.

文獻(xiàn)[6]計(jì)算式為

τu=0.082 7ft-0.045 4Le/h+0.862Cs/h+1.029 5.

(6)

文獻(xiàn)[7]計(jì)算式為

τu=ft(0.292 1-0.078 1Le/h+0.459 3Cs/h).

(7)

基于本文中9個(gè)內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土試件實(shí)測(cè)結(jié)果，考慮各因素對(duì)極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，建立計(jì)算式為

τu=ft(0.05t1-0.01Le/h+0.459 3Cs/h).

(8)

式中：Cs為混凝土保護(hù)層厚度，t1為外鋼管厚度，h為工字型鋼橫截面高度，ft為混凝土抗拉強(qiáng)度，計(jì)算式為[27]

(9)

表6 內(nèi)配工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度對(duì)比

表6為極限黏結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值對(duì)比結(jié)果，采用式(6)計(jì)算得到兩者比值的平均值為1.691，計(jì)算值明顯偏大.采用式(7)與式(8)計(jì)算得到比值的平均值分別為1.083、0.974，變異系數(shù)分別為0.085、0.119，式(8)計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較接近，且更加偏于安全、保守，而式(7)無法考慮外鋼管的橫向緊箍作用，建議采用式(8)用于鋼管混凝土中內(nèi)配工字型鋼與混凝土界面極限黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算.

6.3 內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算

為探討關(guān)于鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管界面極限黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法，選取以下計(jì)算方法進(jìn)行對(duì)比分析.

文獻(xiàn)[18]結(jié)合16個(gè)鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果，采用線性回歸，提出了極限黏結(jié)強(qiáng)度隨內(nèi)配鋼管徑厚比變化的計(jì)算方法，其計(jì)算式為

τu=2.229-0.026D2/t2， 0

(10)

英國健康與安全執(zhí)行局在《Pile/sleeve connections: offshore technology report》[28]中提出了套管樁內(nèi)部黏結(jié)力的計(jì)算方法，可用于鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管與混凝土界面極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算，其表達(dá)式為：

(11)

K=[m(D1/Cs)]-1+[(D2/t2+D1/t1)]-1.

(12)

式中：m為鋼管與混凝土彈性模量之比；fcd為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度；D1、t1分別為外層鋼管直徑和厚度；D2、t2分別為內(nèi)配鋼管直徑和厚度；Cs為混凝土保護(hù)層厚度；CL為黏結(jié)長度系數(shù)，當(dāng)Le/D2=2時(shí)，CL取1，當(dāng)Le/D2=12時(shí)，CL取0.7，其余CL取插值；Cm為界面系數(shù)，受壓時(shí)Cm取0.6，受拉時(shí)Cm取0.3.

本文在以上計(jì)算方法基礎(chǔ)上，考慮各因素對(duì)極限黏結(jié)強(qiáng)度的影響，結(jié)合9個(gè)圓中空夾層鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管的推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果，提出極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算式為

τu=0.166ft(0.058D1/t1-0.044D2/t2-0.014Le/D2).

(13)

由表7可知，采用式(10)、(11)得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比值的均值分別為1.149、1.186，變異系數(shù)分別為0.134、0.149，兩者均比試驗(yàn)結(jié)果略偏高.采用式(13)得到的極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值與實(shí)測(cè)值比值的平均值為1.028，變異系數(shù)為0.140，誤差較小，擬合公式更為精確，說明式(13)可用于鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管與混凝土界面極限黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算.

表7 內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度對(duì)比

7 結(jié) 論

根據(jù)9個(gè)內(nèi)配工字型鋼鋼管混凝土試件和9個(gè)圓中空夾層鋼管混凝土試件的推出試驗(yàn)結(jié)果，對(duì)兩種內(nèi)配鋼骨與混凝土黏結(jié)性能進(jìn)行了分析，可得到以下結(jié)論：

1)兩種鋼骨黏結(jié)應(yīng)力-滑移曲線均包括膠結(jié)段、非線性初滑移段和滑移段.由于直縫焊接鋼管存在不同程度制作“宏觀偏差”，曲線在滑移段出現(xiàn)下降后水平、持續(xù)下降、下降后二次上升和持續(xù)上升等4種趨勢(shì).兩種鋼骨界面黏結(jié)力中摩阻力所占比重最大，其次為化學(xué)膠結(jié)力，最小為機(jī)械咬合力.

2)影響內(nèi)配工字型鋼極限黏結(jié)強(qiáng)度τu的因素主次關(guān)系為工字型鋼截面尺寸、黏結(jié)長度、混凝土強(qiáng)度.τu隨工字型鋼截面尺寸和混凝土強(qiáng)度增大而增大，隨黏結(jié)長度增加而有所減小.影響內(nèi)配鋼管極限黏結(jié)強(qiáng)度τu的因素主次關(guān)系為內(nèi)配鋼管截面尺寸、膨脹劑摻量、黏結(jié)長度；τu隨內(nèi)配鋼管截面尺寸和膨脹劑摻量增大而增大，隨黏結(jié)長度增大，τu先降低后有所增大.

3)峰值荷載下內(nèi)配工字型鋼和內(nèi)配鋼管黏結(jié)應(yīng)力沿黏結(jié)長度均呈負(fù)指數(shù)函數(shù)分布，內(nèi)配工字型鋼黏結(jié)應(yīng)力沿截面周長方向分布不均勻，翼緣外側(cè)黏結(jié)應(yīng)力約為腹板的1.77倍.

4)鋼管混凝土中內(nèi)配鋼管黏結(jié)性能優(yōu)于內(nèi)配工字型鋼黏結(jié)性能.基于推出試驗(yàn)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，建立了鋼管混凝土中兩種內(nèi)配鋼骨的極限黏結(jié)強(qiáng)度經(jīng)驗(yàn)計(jì)算式，與其他學(xué)者計(jì)算方法的對(duì)比證明本文計(jì)算式有較好適用性.