馮升明 戴國亮 鈕佳偉 龔維明 曹小林

(東南大學土木工程學院，南京 210096)(東南大學混凝土及預應力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點實驗室，南京 210096)

鋼管混凝土不僅具有質(zhì)量可控性高、可受沖擊力強、耐疲勞、塑性能力強、耐火性好等優(yōu)點[1]，并且在施工過程中，可直接使用鋼護筒作為模板，還具有施工簡單快速等施工優(yōu)勢，在工程中已得到了廣泛的應用.

鋼管混凝土構(gòu)件由鋼管和核心混凝土2種結(jié)構(gòu)材料組成，其承載性能取決于2種材料在受力過程中的協(xié)同作用.鋼管與核心混凝土接觸面之間的黏結(jié)應力使荷載得以進行傳遞，黏結(jié)-滑移性能是鋼管混凝土建立起整體承載性能的基礎(chǔ).許多學者對鋼管混凝土黏結(jié)問題進行了一系列研究，多側(cè)重于對鋼管混凝土黏結(jié)-滑移性能[2-5]、本構(gòu)關(guān)系[6-7]、剪力件的設置[8-9]等方面，較少涉及因現(xiàn)場施工殘留泥皮對其黏結(jié)性能的影響.在實際應用中不可避免地會在鋼護筒及核心混凝土之間殘留少量泥皮，且由于施工要求對于鋼護筒徑厚比的選擇同樣影響鋼混組合樁的承載性能與變形特性，因此有必要開展泥皮及徑厚比對鋼混組合樁黏結(jié)性能的影響研究.

本文主要在鋼管和混凝土之間模擬添加了施工過程中產(chǎn)生的泥皮，并設置了不同徑厚比的鋼管，采用推出試驗(push-out test)，分析泥皮及徑厚比對鋼混組合樁黏結(jié)強度的影響規(guī)律，并采用回歸分析的方法，給出了考慮泥皮及徑厚比影響下鋼管混凝土極限黏結(jié)強度計算公式，建立了黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型及相應的剪切模量計算公式.

1 試驗研究

1.1 試驗概況

對比試驗分為兩大類，一類用來研究泥皮的影響，另一類用來研究徑厚比的影響.試驗制作的試件共計6根，長為450 mm.試件的具體參數(shù)見表1.

表1 試驗試件參數(shù)

為盡可能模擬現(xiàn)場施工環(huán)境下鋼混組合樁的力學性能，試驗采用的試件全部為現(xiàn)場制作，使用的鋼管為國標Q235b標準圓鋼管，鋼管直徑均為426 mm，壁厚分別為5與10 mm.鋼管的力學性能參數(shù)如表2所示.澆筑試件所采用的混凝土為現(xiàn)場澆筑樁基的C60混凝土，配合比如表3所示.試件澆筑采用同批次混凝土，采用相同方式澆筑，并將試件在標準養(yǎng)護條件下養(yǎng)護28 d.制作試件時，對同一批次試件留制150 mm×150 mm×150 mm混凝土材性試塊3塊，此材性試塊與試件同條件養(yǎng)護，用以測定混凝土的力學性能.材性試驗的結(jié)果如表4所示.根據(jù)混凝土材性試驗的結(jié)果，實測混凝土的立方體抗壓強度為62.6 MPa.根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗方法標準》(GB 50152—2012)[10]，該混凝土的實測強度等級為C60.縱筋采用16 mm的HRB400熱軋螺紋鋼筋，箍筋采用10 mm的HPB300熱軋光圓鋼筋.

表2 鋼管材料參數(shù)

表3 混凝土配合比

表4 C60混凝土試塊材性試驗結(jié)果

1.2 泥皮制作及混凝土澆筑

泥皮使用現(xiàn)場泥漿制作，泥皮的厚度通過泥漿密度控制.制作薄泥皮所采用的泥漿為第2次清孔時的泥漿，即鋼混組合樁現(xiàn)場施工時下放鋼筋籠之后清孔時的泥漿，泥漿密度約為1.15 g/mm3；制作厚泥皮所采用的泥漿為第1次清孔時的泥漿，即旋挖機鉆孔完畢后孔內(nèi)的泥漿，泥漿密度約為1.2 g/mm3.

泥皮制作過程將模仿鋼混組合樁泥漿護壁水下澆筑混凝土的方式，盡量使制作過程和現(xiàn)場施工接近，具體流程如下：

① 從鋼混組合樁現(xiàn)場施工孔內(nèi)取得泥漿，并將泥漿灌滿鋼管.

② 采用PVC管進行導流，將準備好的PVC管插入鋼管，使PVC管下部距鋼管底部有30～50 cm的距離，并將集料漏斗置于PVC管上方，使漏斗口能夠卡進管口，同時用塞子將漏斗口堵住.

③ 在集料漏斗內(nèi)灌滿混凝土并快速拔出塞子，使斗內(nèi)的混凝土全部倒入鋼管內(nèi)，同時將泥漿從鋼管管口擠出.

④ 當混凝土灌入而泥漿不再排出時，把PVC管稍微上提，見有大量泥漿流出后接著灌注混凝土.按照這種方法邊澆筑邊拔管，直到將鋼管內(nèi)灌滿混凝土為止，其間輕敲鋼管壁以使混凝土均勻分布，澆筑完成后取出部分混凝土，以留出空間便于進行黏結(jié)試驗加載.

澆筑混凝土時采用同批次混凝土，并制作3塊150 mm×150 mm×150 mm的混凝土試塊用于之后的混凝土材性試驗.推出試驗鋼管長度為450 mm，混凝土只需澆筑400 mm，留有50 mm的空間用于黏結(jié)滑移試驗加載.待構(gòu)件澆筑完畢后與混凝土試塊一起在標準養(yǎng)護條件下養(yǎng)護28 d，方可進行承載力試驗.

1.3 試驗加載方案

采用圖1所示的加載裝置進行鋼混組合樁推出試驗，單向進油液壓千斤頂，千斤頂標定量程為45 MPa.

本次試驗采用液壓千斤頂單向分級靜力加載.將試件留有50 mm空隙的一端朝下，試驗時可有效觀察試件內(nèi)部混凝土的滑移情況.在試件混凝土的表面對稱設置2個百分表以相互矯正，并測試鋼管與混凝土的相對滑移.加載時預先加載1～2 kN，使儀器與試件之間緊密接觸.加載初期，每級加載約為預估極限荷載的1/20，每級荷載加載完畢后維持荷載2～3 min.當混凝土與鋼管之間的相對滑移出現(xiàn)非線性增長之后，采用緩慢連續(xù)加載，直至試件下端核心混凝土超出鋼管底部或者試件已無法繼續(xù)承擔荷載為止.鋼管的外表面沿縱向布置應變片，用于研究加載過程中鋼管與混凝土的黏結(jié)滑移機理.

(a) 推出試驗加載方案

(b) 加載試驗實際布置照片

(c) 百分表架設照片

1.4 試驗過程

試驗時每級荷載采用油壓千斤頂加載，相對滑移采用百分表測量，鋼管應變使用DH3816靜態(tài)應變采集儀采集.推出試驗在試驗室加載臺上進行，荷載加載分2階段進行.黏結(jié)-滑移破壞過程如圖2所示.

加載初期，核心混凝土與鋼管之間的相對滑移發(fā)展不明顯，混凝土頂部所架設的2個百分表的變化均在10-2mm級別；隨著豎向荷載的不斷增大，鋼管與混凝土之間的相對滑移開始變得明顯，變化級別在10-1mm級別；當豎向荷載慢慢增大到最大豎向荷載的30%左右時，在加載過程中可聽到混凝土與鋼管之間滑動時摩擦所發(fā)出的“嗞嗞”聲，鋼管與混凝土之間的膠結(jié)力與機械咬合力正在

(a) 最終試驗現(xiàn)象

(b) 核心混凝土破壞

衰減；隨著豎向荷載增大到最大豎向荷載的50%左右時，試件頂部混凝土表層由于受到摩擦力的作用，出現(xiàn)斜向加剪切裂縫并發(fā)生破裂現(xiàn)象；當豎向荷載繼續(xù)增大至最大豎向荷載的75%附近時，鋼管與混凝土之間的相對滑移值迅速變大，伴隨有混凝土崩裂的聲音；隨著豎向荷載繼續(xù)增大，兩者的相對滑移急劇變大，肉眼已清晰可見，豎向荷載已經(jīng)很難繼續(xù)加載下去，可認為試件已經(jīng)破壞.

從試驗結(jié)果來看，6根試件在推出試驗中均表現(xiàn)為延性破壞.從開始滑移到有混凝土崩裂的聲音出現(xiàn)，再到相對滑移明顯出現(xiàn)非線性直至破壞均沒有出現(xiàn)核心混凝土與鋼管發(fā)生脫離或者破壞后承載力迅速降低的現(xiàn)象.6根試件的破壞現(xiàn)象及黏結(jié)-滑移發(fā)展特征類似.

2 試驗結(jié)果分析

2.1 荷載-滑移曲線

黏結(jié)破壞荷載定義為黏結(jié)-滑移曲線上的拐點所對應的荷載值.文獻[11]假定同一截面上的鋼管應力分布均勻，混凝土四周與鋼管內(nèi)壁接觸處應力分布均勻，以及同一截面四周的黏結(jié)應力分布均勻.在受力全過程中，彈性階段鋼管和混凝土的彈性模量分別為Es和Ec，彈塑性及塑性階段要考慮材料變形的非線性和塑性性質(zhì)，并推導得到黏結(jié)應力τ與相對滑移S的關(guān)系式為

(1)

式中，α=As/Ac為鋼管混凝土中鋼管截面面積As與混凝土截面面積Ac之比；x為不同的橫截面位置；n=Es/Ec為鋼管與混凝土的彈性模量之比；S為x處鋼管與混凝土的相對滑移量.將此關(guān)系式進一步化簡，設As≈πDnt，Dn為鋼管內(nèi)徑,可得

(2)

式(2)即為簡化后的鋼管混凝土構(gòu)件推出試驗中黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型黏結(jié)應力τ與相對滑移S的關(guān)系式.結(jié)合鋼管初始應力、黏結(jié)初始應力以及相對滑移初始值等邊界條件，即可計算得到數(shù)值解.之后可將荷載-滑移曲線(P-S曲線)轉(zhuǎn)換成黏結(jié)應力-單位長度滑移曲線(τ-s曲線).

由圖3可見，各試件的荷載-滑移曲線形態(tài)基本一致，在黏結(jié)破壞發(fā)展的過程中均沒有明顯的峰值點，曲線上只存在較為明顯的拐點.曲線主要分為2個階段：整體膠結(jié)段、滑移摩擦段.當試件處于整體膠結(jié)段時，鋼管與核心混凝土接觸界面沒有產(chǎn)生較大的相對滑移，兩者之間黏結(jié)力鋼管與混凝土的黏結(jié)應力由化學膠結(jié)力、摩擦力和機械咬合力共同承擔[12]，且以化學膠結(jié)力與機械咬合力為主，曲線基本呈直線上升趨勢；當豎向荷載進一步增大，接觸面之間的相對滑移開始變大，化學膠結(jié)力基本消失，機械咬合力也開始衰減，此時界面黏結(jié)力主要由摩擦力和機械咬合力承擔，直到鋼管與核心混凝土之間的黏結(jié)應力達到峰值;之后進入摩擦滑移段，曲線的斜率逐漸減小趨于平緩，滑移量繼續(xù)增大，荷載增幅減小，此時接觸面之間的滑動摩擦力起主要作用.

圖3 試件荷載-滑移關(guān)系曲線

除A-5試件外，各試件從膠結(jié)階段過渡到滑移摩擦階段的曲線段均較為平緩，可視為延性破壞，A-5試件的兩階段曲線斜率出現(xiàn)突變，屬于脆性破壞.A-6試件膠結(jié)階段的特征并不明顯，試件的化學膠結(jié)力與機械咬合力作用較弱，一開始就出現(xiàn)膠結(jié)作用就與摩擦混合的非線性特征.黏結(jié)應力-滑移曲線的特征主要取決于界面的摩擦力，即界面的粗糙程度[13].由試件A-5和A-6可見，隨泥皮厚度的加大，無論厚徑比是否存在差異，都將會對其黏結(jié)性能產(chǎn)生影響.

2.2 泥皮對黏結(jié)強度的影響

綜合表5和圖4可看出，相較無泥皮試件A-1，有泥皮試件A-3和A-5的極限黏結(jié)強度都出現(xiàn)了不同程度的降低.相較A-1試件的極限黏結(jié)強度，試件A-3與試件A-5的極限黏結(jié)強度分別低了16%與8%，薄泥皮試件A-3比厚泥皮試件A-5的極限黏結(jié)強度甚至低10%，可能的原因是在制作試件過程中無法精確控制泥漿的均勻性，無法將泥皮的厚度定量化，所以試驗結(jié)果略有誤差.但在試件發(fā)生黏結(jié)破壞之后，各試件黏結(jié)應力增長趨勢逐漸趨于一致.由此3條黏結(jié)-滑移曲線可知，泥皮的存在會大大削弱試件黏結(jié)強度，使試件鋼管與核心混凝土之間更早發(fā)生界面滑移.

表5 各試件黏結(jié)破壞荷載及極限黏結(jié)強度

(b) 壁厚10 mm

同時，相較無泥皮試件A-2，有泥皮試件A-4和A-6的極限黏結(jié)強度都出現(xiàn)了下降.又由表5中的數(shù)據(jù)可知其中薄泥皮試件A-4與厚泥皮試件A-6的極限黏結(jié)強度分別比無泥皮試件A-2降低了3.2%與27.2%，而厚泥皮試件A-6比薄泥皮試件A-4黏結(jié)強度降低24.8%.由此可知，泥皮的存在會削弱試件的黏結(jié)強度，破壞試件的界面黏結(jié)性能.

綜合分析2組對比試驗的結(jié)果可知，泥皮的存在會大大削弱鋼混組合樁的黏結(jié)性能，削弱的范圍在10～20%之間，但泥皮厚度對極限黏結(jié)強度的削弱程度呈不確定性，主要是因為在試件制作過程中無法精確控制泥漿的均勻性.

文獻[14]在鋼管內(nèi)表面涂刷防腐蝕層的基礎(chǔ)上測得涂刷0.1 mm奈普頓泥漿的鋼管復合樁極限黏結(jié)強度較未涂刷時強度降低約29%.考慮其為均勻刷涂并事先風干，其結(jié)果與本文試驗較為接近.

2.3 徑厚比對黏結(jié)強度的影響

通過對比表5與圖5中 的τ-s曲線可知，對于本次試驗，只有薄泥皮一組試驗中隨著鋼管徑厚比增大，鋼管混凝土界面間黏結(jié)強度降低.試件A-4的極限黏結(jié)強度較試件A-3提高3.3%，兩者的極限黏結(jié)強度比較接近.但在試件發(fā)生黏結(jié)破壞之后，試件A-4的殘余黏結(jié)應力要比試件A-3大的多.

無泥皮組黏結(jié)強度基本一致，試件A-1的極限黏結(jié)強度與試件A-2的極限黏結(jié)強度僅相差8%.此組試驗中徑厚比對試件極限黏結(jié)強度影響并不明顯.

厚泥皮組試件A-5的極限黏結(jié)強度要遠大于試件A-6，試件A-5的極限黏結(jié)強度相較于試件A-6提高了29.5%.

由3組對比試驗的結(jié)果分析可知，鋼管徑厚比分別為42.6和85.2的試件極限黏結(jié)強度出現(xiàn)較大離散性.此次試驗鋼管徑厚比對鋼管混凝土黏結(jié)性能的影響沒有明顯規(guī)律.

一般認為，隨著鋼管徑厚比增大，鋼管對混凝土的套箍效應減小，從而導致黏結(jié)強度降低[15].根據(jù)文獻[16]中6組18根鋼管混凝土試件的試驗結(jié)果，徑厚比在16.7～34.5間的黏結(jié)強度數(shù)據(jù)離散性較大，認為鋼管徑厚比對黏結(jié)強度的影響并不明顯.根據(jù)文獻[17]中3組9根鋼管混凝土構(gòu)件的試驗結(jié)果，徑厚比39.75相較徑厚比35.33的構(gòu)件同樣出現(xiàn)黏結(jié)強度增大的現(xiàn)象；文獻[18]則認為在徑厚比大于50的情況下，黏結(jié)強度的減小趨勢并不明顯.因此,關(guān)于徑厚比的影響規(guī)律仍需進一步確定.

(a) 無泥皮試件

(b) 薄泥皮試件

(c) 厚泥皮試件

3 黏結(jié)強度

3.1 極限黏結(jié)強度計算模型

在推出試驗的結(jié)果分析中得出了各種因素對鋼混組合樁黏結(jié)強度的影響規(guī)律，為了讓結(jié)果能夠更好地應用于實際工程，對極限黏結(jié)強度的主要影響因素進行回歸分析.由于泥皮厚度無法量化為數(shù)據(jù)指標，本文僅考慮泥皮存在對鋼管與核心混凝土之間黏結(jié)強度的影響.根據(jù)試驗結(jié)果，有泥皮試件極限黏結(jié)強度比無泥皮構(gòu)件極限黏結(jié)強度要降低10%～20%，設泥皮影響系數(shù)η表示由于泥皮存在對鋼管與混凝土界面之間的削弱作用.根據(jù)文獻[19]總結(jié)的黏結(jié)強度計算公式形式，將極限黏結(jié)強度數(shù)據(jù)對自變量徑厚比(D/t)進行回歸分析，綜合考慮各項因素后可得到如下回歸方程：

(3)

式中,τu為鋼管混凝土極限黏結(jié)強度；當鋼管與核心混凝土接觸面無泥皮時η取值為1，當鋼管與核心混凝土接觸面有泥皮時η取其平均值0.85.

3.2 黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型

假定在整個加載過程中，黏結(jié)應力沿界面均勻分布，鋼管混凝土界面平均黏結(jié)應力的計算公式τ與單位長度相對滑移量s分別為

(4)

式中,N為推出試驗施加的豎向荷載；A為鋼管與核心混凝土接觸界面面積；l為鋼管與核心混凝土的界面長度.

將所得試件的τ-s曲線中的峰值點或者拐點作為黏結(jié)破壞的標志，相應地便可定義鋼混組合樁的極限黏結(jié)強度：

(5)

式中，Nu為極限豎向荷載.

由圖6的τ-s曲線可看出，各試件都存在較為明顯的拐點，當黏結(jié)應力小于黏結(jié)強度時，黏結(jié)應力與相對滑移曲線近似為線性關(guān)系，當黏結(jié)應力大于黏結(jié)強度時，黏結(jié)應力隨著滑移量的增加仍緩慢增長，但增幅較小.因此，可將鋼管與核心混凝土之間的平均黏結(jié)應力與相對滑移量的本構(gòu)關(guān)系簡化為2段斜率不同的雙線性模型.第1個直線段斜率較大，線性較陡，應力隨單位滑移量增長迅速；第2個直線段斜率較小，線型較為平緩，應力隨單位滑移量增長緩慢.簡化的關(guān)系圖如圖7所示.

圖6 鋼混組合樁τ-s曲線

根據(jù)簡化的τ-s曲線模型，鋼混組合樁的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系采用下式表示：

圖7 鋼混組合樁τ-s簡化模型

(6)

式中,Gse為第1階段黏結(jié)-滑移剪切模量；Gsp為第2階段黏結(jié)-滑移剪切模量.

從圖6可看出，在整體膠結(jié)階段，所有試件τ-s曲線中直線段的斜率基本一致；但是在進入滑移摩擦階段后各個試件的由于徑厚比與泥皮等因素，開始出現(xiàn)了較大的區(qū)別，τ-s曲線的斜率可根據(jù)徑厚比的區(qū)別分為2類，每一類在黏結(jié)滑移破壞后表現(xiàn)出的直線斜率基本一致.

根據(jù)試驗測得數(shù)據(jù)，逐段對曲線上相鄰兩點求斜率，取前后兩組斜率相差最大的一點作為兩階段分隔點，即τ-s曲線中的峰值點，分別對前后兩條曲線進行線性擬合，2條擬合直線的交點作為簡化模型的極限黏結(jié)強度點，對應的位移為單位長度極限相對滑移量su，2條直線的斜率即為Gse和Gsp，具體擬合出的結(jié)果見表6.

表6 試件簡化模型擬合值

由表7及圖8可看出，對試驗數(shù)據(jù)擬合后得到的雙折線簡化模型與原始結(jié)果吻合程度較好，計算出的極限黏結(jié)強度值相較試驗結(jié)果誤差也較小，最

表7 試件極限黏結(jié)強度 MPa

(a) 壁厚5 mm

(b) 壁厚10 mm

大誤差也小于20%，具有一定的工程適用性.

Gse與Gsp的取值和泥皮與徑厚比2個因素有關(guān)，仿照極限黏結(jié)強度τu的計算公式,將相關(guān)數(shù)據(jù)進行線性回歸分析后可得到以下公式：

(7)

(8)

根據(jù)式(6)～(8)計算得到的結(jié)果如表8所示.

表8 公式計算值

3.3 公式驗證

由于將薄泥皮與厚泥皮綜合成單一系數(shù)進行考慮，因此不同壁厚存在泥皮時簡化公式的曲線只有1條.由表9及圖9可知，采用本文提出的公式進行估算時，對于不存在泥皮的構(gòu)件，計算出的極限黏結(jié)強度誤差較小，τ-s曲線整體吻合比較良好，且比較保守，對工程事先進行判斷預估有一定的指導性.當存在泥皮時，計算出的極限黏結(jié)強度較試驗值較為接近，可用于對試件的事先預估.τ-s曲線在整體膠結(jié)階段，與試驗值吻合度尚可接受，但在滑移摩擦階段，誤差較為明顯.

表9 試件極限黏結(jié)強度 MPa

(a) 壁厚5 mm

(b) 壁厚10 mm

4 結(jié)論

1) 施工過程中殘留的泥皮會對鋼混組合樁的黏結(jié)性能產(chǎn)生削弱作用，本次試驗中由于泥皮厚度無法精確控制，鋼管混凝土界面黏結(jié)強度的降低程度出現(xiàn)不確定性，由本次試驗結(jié)果可知，存在泥皮時鋼混組合樁的黏結(jié)強度總體降低范圍在10%～20%之間.

2) 在仿照混凝土施工的條件下，此次試驗中不同徑厚比的鋼混組合樁試件并未表現(xiàn)出黏結(jié)強度隨徑厚比的增大而減小的理論規(guī)律，影響規(guī)律并不明顯.

3) 基于試驗結(jié)果，在考慮泥皮及徑厚比的影響下提出了鋼管混凝土極限黏結(jié)強度計算公式.

4) 鋼管混凝土黏結(jié)-滑移曲線在極限黏結(jié)強度前后基本都為線性關(guān)系，可簡化為斜率不同的雙線性模型，并基于試驗結(jié)果給出了相應的本構(gòu)關(guān)系計算公式，在考慮泥皮及徑厚比的影響下提出了黏結(jié)-滑移剪切模量計算公式.