鄭 亮， 張大鵬， 郭 宏， 閆舒茂， 王 龍， 武艷龍

(中北大學(xué) 土木工程學(xué)科管理部，山西 太原 030051)

0 引言

鋼管混凝土是由鋼管與混凝土兩種材料組合而成，兩種材料之間的界面承載力的大小是保證兩者協(xié)同工作的基礎(chǔ).現(xiàn)階段對(duì)鋼管混凝土粘結(jié)性能的研究采用推出試驗(yàn).國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)鋼管混凝土的粘結(jié)滑移性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究和數(shù)值分析，鄧洪洲等[1]通過(guò)推出試驗(yàn)研究提出了相關(guān)粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式；楊有福等[2]研究了矩形鋼管自密實(shí)混凝土柱的粘結(jié)性能，認(rèn)為采用自密實(shí)混凝土可以顯著地增強(qiáng)鋼管與混凝土間的界面粘結(jié)強(qiáng)度；康希良等[3]通過(guò)試驗(yàn)和理論分析得到了鋼管與混凝土界面的粘結(jié)力傳遞規(guī)律，并回歸得到粘結(jié)力計(jì)算模型；曲秀姝等[4-7]通過(guò)推出試驗(yàn)得到鋼管混凝土柱之間的粘結(jié)力分布規(guī)律和界面承載力對(duì)鋼管混凝土柱極限承載力的影響；劉永健等[8]提出了鋼管與混凝土界面抗剪粘結(jié)應(yīng)力和粘結(jié)滑移的本構(gòu)關(guān)系，并認(rèn)為粘結(jié)強(qiáng)度不受混凝土強(qiáng)度的影響.陳宗平等[9-12]通過(guò)推出試驗(yàn)得出了鋼管與再生混凝土之間的粘結(jié)分布規(guī)律.但現(xiàn)階段推出試驗(yàn)有一點(diǎn)不足，即鋼管內(nèi)部混凝土應(yīng)力較低，混凝土橫向膨脹較小，未考慮混凝土膨脹性對(duì)粘結(jié)能力的影響，而實(shí)際圓鋼管混凝土柱中混凝土應(yīng)力較高，混凝土膨脹性較大；同時(shí)鋼管混凝土柱在節(jié)點(diǎn)處設(shè)有隔板及橫穿鋼管的鋼筋等將限制鋼管內(nèi)混凝土的自由滑動(dòng).但現(xiàn)階段推出試驗(yàn)中并未考慮這兩種重要的因素，導(dǎo)致以往推出試驗(yàn)所得到的鋼管與混凝土之間的粘結(jié)強(qiáng)度與實(shí)際工程中粘結(jié)能力并不相符.為使推出試驗(yàn)更接近實(shí)際工程中鋼管混凝土柱的受力狀態(tài)，筆者對(duì)鋼管混凝土柱中的混凝土施加單調(diào)增加荷載，并對(duì)鋼管進(jìn)行推出試驗(yàn)．

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了3組共10個(gè)構(gòu)件，根據(jù)混凝土應(yīng)力水平和鋼管內(nèi)壁涂抹黃油情況，將試驗(yàn)構(gòu)件分為3組.鋼管混凝土柱試件構(gòu)件具體參數(shù)見(jiàn)表1.

高應(yīng)力下試件制作時(shí),在鋼管的一端焊接端板，在試件另一端與鋼管直徑相交處分別焊接一塊耳板，耳板用于測(cè)量鋼管和混凝土之間的相對(duì)滑移.為避免耳板處焊縫對(duì)鋼管和混凝土之間粘結(jié)產(chǎn)生影響，澆筑混凝土?xí)r混凝土澆筑面距鋼管有耳板的一端預(yù)留10 mm的空隙.低應(yīng)力下試件制作時(shí)鋼管兩端不焊接端板和耳板，澆筑混凝土?xí)r混凝土澆筑面距鋼管上端預(yù)留40 mm的空隙.具體如圖1所示.

表1 試件主要參數(shù)

圖1 試件的幾何尺寸Fig.1 The geometry of the specimens

1.2 材性試驗(yàn)

通過(guò)材性試驗(yàn)，鋼材屈服強(qiáng)度為278 MPa，彈性模量為1.96×105MPa.用標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法在28 d齡期測(cè)得混凝土強(qiáng)度為29.4 MPa，彈性模量為3.01×104MPa.

1.3 加載裝置與加載制度

高應(yīng)力下鋼管混凝土柱推出試驗(yàn)采用2 000 kN的壓力機(jī)加載，采用分級(jí)加載方式.對(duì)于高應(yīng)力下推出試驗(yàn)每級(jí)荷載值為10 kN，當(dāng)達(dá)到極限荷載值的90%時(shí)，采用緩慢連續(xù)加載的方式直至試驗(yàn)構(gòu)件破壞；對(duì)于低應(yīng)力下推出試驗(yàn)每級(jí)荷載值為5 kN，直至鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力達(dá)到極限承載力.推出試驗(yàn)加載裝置如圖2所示.

圖2 推出試驗(yàn)加載裝置Fig.2 Push-out test loading device

1.4 測(cè)量?jī)?nèi)容和測(cè)點(diǎn)布置

在此次推出試驗(yàn)中，在圓鋼管表面沿著軸向和環(huán)向粘貼較為密集的電阻應(yīng)變計(jì)，測(cè)量推出過(guò)程中鋼管縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變.應(yīng)變計(jì)布置如圖3所示.

低應(yīng)力下推出試驗(yàn)中，為了測(cè)量鋼管和混凝土的相對(duì)位移，在壓力機(jī)底部小車對(duì)角處布置兩個(gè)位移計(jì).高應(yīng)力下的推出試驗(yàn)中，在鋼管混凝土柱耳板下面布置兩個(gè)位移計(jì)，測(cè)量鋼管和混凝土的相對(duì)位移，除此之外，在壓力機(jī)底部小車對(duì)角處布置兩個(gè)位移計(jì)，測(cè)量鋼管混凝土柱的壓縮量.

圖3 鋼管應(yīng)變計(jì)的布置Fig.3 Steel strain gauge layout

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

低應(yīng)力下推出試驗(yàn)中，試件C1和C2在加載初期，鋼管與混凝土基本沒(méi)有相對(duì)位移.隨著荷載的增加，位移緩慢增加，位移偶爾會(huì)以跳躍的方式增加.當(dāng)加載到極限荷載的80%～90%時(shí)，鋼管與混凝土發(fā)生相對(duì)位移，并發(fā)出清脆的響聲；當(dāng)達(dá)到極限荷載后，位移開始快速增加,同時(shí)荷載緩慢下降，直到加載過(guò)程結(jié)束.在加載過(guò)程中，混凝土沒(méi)出現(xiàn)壓壞現(xiàn)象，鋼管也未屈曲.鋼管與混凝土之間有較明顯摩擦痕跡，破壞模式如圖4(a)所示.

高應(yīng)力下推出試驗(yàn)加載初期，鋼管和混凝土基本沒(méi)有相對(duì)位移.隨著荷載的增加，混凝土壓縮量緩慢增加，鋼管與混凝土的相對(duì)位移也開始增加.鋼管與混凝土相對(duì)位移在加載過(guò)程中會(huì)間隔出現(xiàn)跳躍增加現(xiàn)象.當(dāng)加載到極限荷載的85%～100%時(shí)，鋼管表面氧化皮逐漸開裂剝落，表面微微鼓曲，同時(shí)位移增加較快.當(dāng)達(dá)到極限荷載后，位移開始快速增加，鋼管中部發(fā)生較大屈曲，同時(shí)荷載開始緩慢下降.鋼管與混凝土之間摩擦痕跡不明顯，構(gòu)件的破壞模式如圖4(b)所示.

圖4 推出試驗(yàn)構(gòu)件破壞模式Fig.4 Failure mode of push-out test components

2.2 荷載-位移曲線

低應(yīng)力下推出試驗(yàn)中，荷載小于彈性極限荷載時(shí)，荷載-位移成線性關(guān)系，在此過(guò)程中混凝土與鋼管之間的膠結(jié)力逐漸消失，而兩者之間的摩擦力和機(jī)械咬合力逐漸增加；在達(dá)到彈性極限荷載時(shí)，鋼管與混凝土之間只剩摩擦力和機(jī)械咬合力，荷載-位移曲線呈現(xiàn)非線性關(guān)系變化；當(dāng)相對(duì)位移增加到大約是5 mm左右時(shí)，鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力到達(dá)極限值，鋼管與混凝土之間的相對(duì)位移增加較快，隨后荷載開始緩慢下降，但下降幅度不大.荷載-位移曲線如圖5(a)所示.

高應(yīng)力下推出試驗(yàn)的荷載-位移曲線與鋼管混凝土柱的荷載-位移曲線變化趨勢(shì)基本相同,如圖5(b)所示.

圖5 推出試驗(yàn)荷載-位移曲線Fig.5 Push-out test load-displacement curve

圖6 彈性荷載條件下推出量和壓縮量Fig.6 The amount of pushout and the amount of compression under elastic loading conditions

高應(yīng)力下荷載大于彈性極限荷載時(shí)，鋼管將產(chǎn)生較大的變形，測(cè)量鋼管與混凝土之間相對(duì)位移的耳板將產(chǎn)生較大的變形，量測(cè)的準(zhǔn)確性受到較大的影響.因此，圖6只繪出彈性荷載條件下推出量和壓縮量之間的關(guān)系.其中壓縮量是指在壓力作用下混凝土的壓縮值；推出量是指鋼管端部由耳板測(cè)量的鋼管向上的位移量.以試件A1和試件A4為例說(shuō)明高應(yīng)力下的整個(gè)推出過(guò)程.

圖6(a)中，試件A1在荷載小于50 kN時(shí)，壓縮量和推出量以斜率k1增加較快；當(dāng)荷載大于50 kN時(shí)，壓縮量和推出量將分別以不同的斜率k2和k3線性增加，壓縮量的增加速度比推出量的增加速度快.壓縮量曲線和推出量曲線之間的陰影即為在不同荷載條件下鋼管與混凝土的共同變形量.從圖7(a)可知，荷載越大，鋼管與混凝土的共同變形量也增大.

試件A4在荷載小于50 kN時(shí)，壓縮量和推出量以斜率k4增加較快；而當(dāng)荷載大于50 kN時(shí)，試件A4的壓縮量和推出量以相同的斜率k5線性增加，壓縮量和推出量的增加速度基本相同.引起A1和A4不同變形的原因是試件A4鋼管內(nèi)表面涂抹黃油減小鋼管與混凝土之間的摩擦力，摩擦力的減小使得鋼管與混凝土之間的共同變形量減小，而使得鋼管推出量與混凝土壓縮量基本相同.

2.3 應(yīng)變沿高度的分布

試件C1鋼管外表面縱向和環(huán)向應(yīng)變沿鋼管高度的分布曲線如圖7所示.

圖7 C1鋼管外表面縱向和環(huán)向應(yīng)變沿鋼管高度的分布Fig.7 C1 steel pipe outside surface longitudinal and annular strain distribution along the pipe

從圖7可知，在低應(yīng)力推出試驗(yàn)中，鋼管混凝土柱處于彈性階段.隨著距離加載端距離增加，由于混凝土與鋼管之間的粘結(jié)力的累積使鋼管的縱向應(yīng)變?cè)黾?而混凝土應(yīng)力減小，混凝土橫向膨脹減小，導(dǎo)致鋼管環(huán)向應(yīng)變逐漸減小.加載過(guò)程中，鋼管的縱向和環(huán)向應(yīng)變未達(dá)到屈服應(yīng)變.鋼管的環(huán)向應(yīng)變比較小，最大應(yīng)變小于400 με.

以試件A1為例說(shuō)明在高應(yīng)力下推出試驗(yàn)中鋼管表面各測(cè)點(diǎn)應(yīng)變的變化如圖8所示.

圖8 A1鋼管表面測(cè)點(diǎn)應(yīng)變Fig.8 The strain of A1 steel surface measurement points

從圖8可知，在達(dá)到彈性極限荷載前，隨著距離加載端的距離增加，鋼管的縱向應(yīng)變?cè)黾樱摴艿沫h(huán)向應(yīng)變減小，其原因與低應(yīng)力下推出試驗(yàn)相同.但達(dá)到彈性極限荷載之后，鋼管表面中部測(cè)點(diǎn)縱向和環(huán)向應(yīng)變基本都達(dá)到屈服應(yīng)變.鋼管屈服使得鋼管上部的力無(wú)法有效地傳遞到鋼管的下部，因此，距離屈服點(diǎn)下面鋼管的縱向應(yīng)變?cè)黾虞^小.

2.4 參數(shù)變化對(duì)縱向和環(huán)向應(yīng)變影響

長(zhǎng)徑比、壁厚和混凝土應(yīng)力水平等參數(shù)對(duì)鋼管混凝土柱的縱向和環(huán)向應(yīng)變都有一定的影響.

通過(guò)分析可知，鋼管壁厚只會(huì)影響縱向和環(huán)向應(yīng)變的大小，不會(huì)影響縱向和環(huán)向應(yīng)變的變化趨勢(shì).即壁厚只會(huì)影響鋼管與混凝土之間粘結(jié)力的大小，并不會(huì)影響粘結(jié)力的變化趨勢(shì).

從圖9可知，長(zhǎng)徑比越大縱向和環(huán)向應(yīng)變?cè)叫。忆摴芫嚯x加載端越遠(yuǎn)的縱向應(yīng)變?cè)黾虞^為緩慢，鋼管中部應(yīng)變平緩段越長(zhǎng).這是由于加載端鋼管與混凝土之間發(fā)生相對(duì)滑動(dòng)，上部鋼管的應(yīng)力得到釋放，故應(yīng)力變化較大，中下部鋼管相對(duì)混凝土的滑動(dòng)較小或只有相對(duì)位移的趨勢(shì)，應(yīng)力得不到釋放，故應(yīng)變變化不大.從圖9(a)可以看出，長(zhǎng)徑比對(duì)縱向應(yīng)變影響顯著.即對(duì)鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力影響顯著.

從圖10可知，高應(yīng)力下鋼管的縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變都要高于低應(yīng)力下鋼管的應(yīng)變，即高應(yīng)力下鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力高于低應(yīng)力下鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力.低應(yīng)力下縱向和環(huán)向應(yīng)變近似于直線變化，并且兩種情況下縱向應(yīng)變和環(huán)向應(yīng)變變化趨勢(shì)也不相同.因此應(yīng)力水平對(duì)縱向和環(huán)向應(yīng)變影響較大，即對(duì)鋼管和混凝土之間的粘結(jié)力有較大影響.

綜上所述可知，長(zhǎng)細(xì)比和混凝土應(yīng)力水平對(duì)鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力有較大影響；壁厚只影響鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力的大小.

圖9 長(zhǎng)徑比對(duì)鋼管應(yīng)變的影響Fig.9 The influence of slenderness ratio on steel pipe strain

圖10 混凝土應(yīng)力水平對(duì)鋼管應(yīng)變的影響Fig.10 The influence of the concrete stress level on steel tube strain

2.5 鋼管與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度

文獻(xiàn)[3,12]中鋼管的粘結(jié)強(qiáng)度通過(guò)試驗(yàn)數(shù)據(jù)數(shù)值回歸的方式得到，在公式中并未考慮混凝土膨脹性的影響因素.混凝土膨脹性對(duì)鋼管與混凝土之間的相互作用力有較大的影響，特別是摩擦力.當(dāng)鋼管與混凝土之間產(chǎn)生相對(duì)滑移時(shí)膠結(jié)力已經(jīng)消失.同時(shí)在澆筑混凝土?xí)r會(huì)充分振搗，在鋼管壁會(huì)粘結(jié)一層水泥砂漿，使得混凝土表面較為平整，鋼管與混凝土之間的機(jī)械咬合力較小，可以忽略不計(jì).因此，在鋼管達(dá)到彈性荷載之前，計(jì)算鋼管與混凝土之間的粘結(jié)力時(shí)，只考慮它們之間的摩擦力.

計(jì)算摩擦力時(shí)，首先確定鋼管對(duì)混凝土的約束作用力p(x)，為計(jì)算p(x)做出如下假定：①鋼管的環(huán)向應(yīng)變沿鋼管的表面均勻分布；②鋼管對(duì)混凝土之間的約束作用力沿鋼管環(huán)向均勻分布.

上述假定可以通過(guò)鋼管表面測(cè)點(diǎn)的環(huán)向應(yīng)變，計(jì)算鋼管的環(huán)向應(yīng)力：

σ(x)=ε(x)·Es,

(1)

式中：Es為鋼管的彈性模量；ε(x)為鋼管表面測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變.

鋼管對(duì)混凝土的約束作用力p(x)：

(2)

式中：t和D分別為鋼管的厚度和內(nèi)徑.

鋼管與混凝土之間的摩擦力f(x)：

f(x)=μ·p(x),

(3)

式中:μ為鋼管與混凝土之間的滑動(dòng)摩擦系數(shù).

通過(guò)式(1)～(3)的計(jì)算，在低應(yīng)力下推出試驗(yàn)中，鋼管與混凝土之間的剪應(yīng)力從加載端到自由端逐漸減小，剪應(yīng)力的最大值都小于1.06 MPa，其余點(diǎn)處的剪應(yīng)力都小于1 MPa，鋼管通過(guò)與混凝土之間的剪應(yīng)力承擔(dān)全部的推出荷載141 kN；在高應(yīng)力下推出試驗(yàn)中，由于混凝土的橫向膨脹，鋼管對(duì)混凝土約束作用力較大，鋼管與混凝土之間的剪應(yīng)力最大值達(dá)到1.79 MPa，剪應(yīng)力的最小值1.08 MPa，鋼管通過(guò)與混凝土之間的剪應(yīng)力承擔(dān)部分的推出荷載，其承擔(dān)的荷載值為231 kN，達(dá)到彈性極限荷載的51%.

從上述分析可知：鋼管對(duì)混凝土的約束作用力對(duì)鋼管與混凝土之間剪應(yīng)力影響較大，是鋼管與混凝土內(nèi)力分配中不可忽視的重要因素.

3 結(jié)論

(1)兩種條件下推出試驗(yàn)中，鋼管混凝土柱的破壞模式不同.在低應(yīng)力條件下推出試驗(yàn)中鋼管表面沒(méi)有屈服，鋼管與混凝土發(fā)生較大相對(duì)滑移而破壞；在高應(yīng)力條件下推出試驗(yàn)中鋼管與混凝土發(fā)生相對(duì)滑移較小，鋼管表面屈曲而破壞.

(2)兩種條件下荷載-位移曲線變化趨勢(shì)相同，但高應(yīng)力條件下推出試驗(yàn)中鋼管承擔(dān)的推出荷載值比低應(yīng)力條件下承擔(dān)的推出荷載值大.

(3)長(zhǎng)徑比和混凝土應(yīng)力水平對(duì)鋼管與混凝土之間的剪切應(yīng)力有較大影響.壁厚對(duì)鋼管與混凝土之間的剪切應(yīng)力影響較小.

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