馮升明 戴國(guó)亮 鈕佳偉 龔維明 曹小林

(東南大學(xué)土木工程學(xué)院，南京 210096)(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)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(qiáng)、耐疲勞、塑性能力強(qiáng)、耐火性好等優(yōu)點(diǎn)[1]，并且在施工過(guò)程中，可直接使用鋼護(hù)筒作為模板，還具有施工簡(jiǎn)單快速等施工優(yōu)勢(shì)，在工程中已得到了廣泛的應(yīng)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(guò)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(yīng)力使荷載得以進(jìn)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(xué)者對(duì)鋼管混凝土黏結(jié)問(wèn)題進(jìn)行了一系列研究，多側(cè)重于對(duì)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(shè)置[8-9]等方面，較少涉及因現(xiàn)場(chǎng)施工殘留泥皮對(duì)其黏結(jié)性能的影響.在實(shí)際應(yīng)用中不可避免地會(huì)在鋼護(hù)筒及核心混凝土之間殘留少量泥皮，且由于施工要求對(duì)于鋼護(hù)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(kāi)展泥皮及徑厚比對(duì)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(guò)程中產(chǎn)生的泥皮，并設(shè)置了不同徑厚比的鋼管，采用推出試驗(yàn)(push-out test)，分析泥皮及徑厚比對(duì)鋼混組合樁黏結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度計(jì)算公式，建立了黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型及相應(yīng)的剪切模量計(jì)算公式.

1 試驗(yàn)研究

1.1 試驗(yàn)概況

對(duì)比試驗(yàn)分為兩大類(lèi)，一類(lèi)用來(lái)研究泥皮的影響，另一類(lèi)用來(lái)研究徑厚比的影響.試驗(yàn)制作的試件共計(jì)6根，長(zhǎng)為450 mm.試件的具體參數(shù)見(jiàn)表1.

表1 試驗(yàn)試件參數(shù)

為盡可能模擬現(xiàn)場(chǎng)施工環(huán)境下鋼混組合樁的力學(xué)性能，試驗(yàn)采用的試件全部為現(xiàn)場(chǎng)制作，使用的鋼管為國(guó)標(biāo)Q235b標(biāo)準(zhǔn)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(xué)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(chǎng)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(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d.制作試件時(shí)，對(duì)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(hù)，用以測(cè)定混凝土的力學(xué)性能.材性試驗(yàn)的結(jié)果如表4所示.根據(jù)混凝土材性試驗(yàn)的結(jié)果，實(shí)測(cè)混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度為62.6 MPa.根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50152—2012)[10]，該混凝土的實(shí)測(cè)強(qiáng)度等級(jí)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(yàn)結(jié)果

1.2 泥皮制作及混凝土澆筑

泥皮使用現(xiàn)場(chǎng)泥漿制作，泥皮的厚度通過(guò)泥漿密度控制.制作薄泥皮所采用的泥漿為第2次清孔時(shí)的泥漿，即鋼混組合樁現(xiàn)場(chǎng)施工時(shí)下放鋼筋籠之后清孔時(shí)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(shí)的泥漿，即旋挖機(jī)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(guò)程將模仿鋼混組合樁泥漿護(hù)壁水下澆筑混凝土的方式，盡量使制作過(guò)程和現(xiàn)場(chǎng)施工接近，具體流程如下：

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

② 采用PVC管進(jìn)行導(dǎo)流，將準(zhǔn)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(jìn)管口，同時(shí)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(shí)將泥漿從鋼管管口擠出.

④ 當(dāng)混凝土灌入而泥漿不再排出時(shí)，把PVC管稍微上提，見(jiàn)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(jìn)行黏結(jié)試驗(yàn)加載.

澆筑混凝土?xí)r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(yàn).推出試驗(yàn)鋼管長(zhǎng)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(yàn)加載.待構(gòu)件澆筑完畢后與混凝土試塊一起在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)28 d，方可進(jìn)行承載力試驗(yàn).

1.3 試驗(yàn)加載方案

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

本次試驗(yàn)采用液壓千斤頂單向分級(jí)靜力加載.將試件留有50 mm空隙的一端朝下，試驗(yàn)時(shí)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(duì)稱(chēng)設(shè)置2個(gè)百分表以相互矯正，并測(cè)試鋼管與混凝土的相對(duì)滑移.加載時(shí)預(yù)先加載1～2 kN，使儀器與試件之間緊密接觸.加載初期，每級(jí)加載約為預(yù)估極限荷載的1/20，每級(jí)荷載加載完畢后維持荷載2～3 min.當(dāng)混凝土與鋼管之間的相對(duì)滑移出現(xiàn)非線性增長(zhǎng)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(wú)法繼續(xù)承擔(dān)荷載為止.鋼管的外表面沿縱向布置應(yīng)變片，用于研究加載過(guò)程中鋼管與混凝土的黏結(jié)滑移機(jī)理.

(a) 推出試驗(yàn)加載方案

(b) 加載試驗(yàn)實(shí)際布置照片

(c) 百分表架設(shè)照片

1.4 試驗(yàn)過(guò)程

試驗(yàn)時(shí)每級(jí)荷載采用油壓千斤頂加載，相對(duì)滑移采用百分表測(cè)量，鋼管應(yīng)變使用DH3816靜態(tài)應(yīng)變采集儀采集.推出試驗(yàn)在試驗(yàn)室加載臺(tái)上進(jìn)行，荷載加載分2階段進(jìn)行.黏結(jié)-滑移破壞過(guò)程如圖2所示.

加載初期，核心混凝土與鋼管之間的相對(duì)滑移發(fā)展不明顯，混凝土頂部所架設(shè)的2個(gè)百分表的變化均在10-2mm級(jí)別；隨著豎向荷載的不斷增大，鋼管與混凝土之間的相對(duì)滑移開(kāi)始變得明顯，變化級(jí)別在10-1mm級(jí)別；當(dāng)豎向荷載慢慢增大到最大豎向荷載的30%左右時(shí)，在加載過(guò)程中可聽(tīng)到混凝土與鋼管之間滑動(dòng)時(shí)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(jī)械咬合力正在

(a) 最終試驗(yàn)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(shí)，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(dāng)豎向荷載繼續(xù)增大至最大豎向荷載的75%附近時(shí)，鋼管與混凝土之間的相對(duì)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(duì)滑移急劇變大，肉眼已清晰可見(jiàn)，豎向荷載已經(jīng)很難繼續(xù)加載下去，可認(rèn)為試件已經(jīng)破壞.

從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，6根試件在推出試驗(yàn)中均表現(xiàn)為延性破壞.從開(kāi)始滑移到有混凝土崩裂的聲音出現(xiàn)，再到相對(duì)滑移明顯出現(xiàn)非線性直至破壞均沒(méi)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(lèi)似.

2 試驗(yàn)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(diǎn)所對(duì)應(yīng)的荷載值.文獻(xiàn)[11]假定同一截面上的鋼管應(yīng)力分布均勻，混凝土四周與鋼管內(nèi)壁接觸處應(yīng)力分布均勻，以及同一截面四周的黏結(jié)應(yīng)力分布均勻.在受力全過(guò)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(dǎo)得到黏結(jié)應(yīng)力τ與相對(duì)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(duì)滑移量.將此關(guān)系式進(jìn)一步化簡(jiǎn)，設(shè)As≈πDnt，Dn為鋼管內(nèi)徑,可得

(2)

式(2)即為簡(jiǎn)化后的鋼管混凝土構(gòu)件推出試驗(yàn)中黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型黏結(jié)應(yīng)力τ與相對(duì)滑移S的關(guān)系式.結(jié)合鋼管初始應(yīng)力、黏結(jié)初始應(yīng)力以及相對(duì)滑移初始值等邊界條件，即可計(jì)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(yīng)力-單位長(zhǎng)度滑移曲線(τ-s曲線).

由圖3可見(jiàn)，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(guò)程中均沒(méi)有明顯的峰值點(diǎn)，曲線上只存在較為明顯的拐點(diǎn).曲線主要分為2個(gè)階段：整體膠結(jié)段、滑移摩擦段.當(dāng)試件處于整體膠結(jié)段時(shí)，鋼管與核心混凝土接觸界面沒(méi)有產(chǎn)生較大的相對(duì)滑移，兩者之間黏結(jié)力鋼管與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力由化學(xué)膠結(jié)力、摩擦力和機(jī)械咬合力共同承擔(dān)[12]，且以化學(xué)膠結(jié)力與機(jī)械咬合力為主，曲線基本呈直線上升趨勢(shì)；當(dāng)豎向荷載進(jìn)一步增大，接觸面之間的相對(duì)滑移開(kāi)始變大，化學(xué)膠結(jié)力基本消失，機(jī)械咬合力也開(kāi)始衰減，此時(shí)界面黏結(jié)力主要由摩擦力和機(jī)械咬合力承擔(dān)，直到鋼管與核心混凝土之間的黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到峰值;之后進(jìn)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(shí)接觸面之間的滑動(dòng)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(guò)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(xué)膠結(jié)力與機(jī)械咬合力作用較弱，一開(kāi)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(yīng)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(jiàn)，隨泥皮厚度的加大，無(wú)論厚徑比是否存在差異，都將會(huì)對(duì)其黏結(jié)性能產(chǎn)生影響.

2.2 泥皮對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響

綜合表5和圖4可看出，相較無(wú)泥皮試件A-1，有泥皮試件A-3和A-5的極限黏結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度，試件A-3與試件A-5的極限黏結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度甚至低10%，可能的原因是在制作試件過(guò)程中無(wú)法精確控制泥漿的均勻性，無(wú)法將泥皮的厚度定量化，所以試驗(yàn)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(yīng)力增長(zhǎng)趨勢(shì)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(huì)大大削弱試件黏結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度

(b) 壁厚10 mm

同時(shí)，相較無(wú)泥皮試件A-2，有泥皮試件A-4和A-6的極限黏結(jié)強(qiáng)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(qiáng)度分別比無(wú)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(qiáng)度降低24.8%.由此可知，泥皮的存在會(huì)削弱試件的黏結(jié)強(qiáng)度，破壞試件的界面黏結(jié)性能.

綜合分析2組對(duì)比試驗(yàn)的結(jié)果可知，泥皮的存在會(huì)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(duì)極限黏結(jié)強(qiáng)度的削弱程度呈不確定性，主要是因?yàn)樵谠嚰谱鬟^(guò)程中無(wú)法精確控制泥漿的均勻性.

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

2.3 徑厚比對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響

通過(guò)對(duì)比表5與圖5中 的τ-s曲線可知，對(duì)于本次試驗(yàn)，只有薄泥皮一組試驗(yàn)中隨著鋼管徑厚比增大，鋼管混凝土界面間黏結(jié)強(qiáng)度降低.試件A-4的極限黏結(jié)強(qiáng)度較試件A-3提高3.3%，兩者的極限黏結(jié)強(qiáng)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(yīng)力要比試件A-3大的多.

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

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

由3組對(duì)比試驗(yàn)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(qiáng)度出現(xiàn)較大離散性.此次試驗(yàn)鋼管徑厚比對(duì)鋼管混凝土黏結(jié)性能的影響沒(méi)有明顯規(guī)律.

一般認(rèn)為，隨著鋼管徑厚比增大，鋼管對(duì)混凝土的套箍效應(yīng)減小，從而導(dǎo)致黏結(jié)強(qiáng)度降低[15].根據(jù)文獻(xiàn)[16]中6組18根鋼管混凝土試件的試驗(yàn)結(jié)果，徑厚比在16.7～34.5間的黏結(jié)強(qiáng)度數(shù)據(jù)離散性較大，認(rèn)為鋼管徑厚比對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響并不明顯.根據(jù)文獻(xiàn)[17]中3組9根鋼管混凝土構(gòu)件的試驗(yàn)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(qiáng)度增大的現(xiàn)象；文獻(xiàn)[18]則認(rèn)為在徑厚比大于50的情況下，黏結(jié)強(qiáng)度的減小趨勢(shì)并不明顯.因此,關(guān)于徑厚比的影響規(guī)律仍需進(jìn)一步確定.

(a) 無(wú)泥皮試件

(b) 薄泥皮試件

(c) 厚泥皮試件

3 黏結(jié)強(qiáng)度

3.1 極限黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算模型

在推出試驗(yàn)的結(jié)果分析中得出了各種因素對(duì)鋼混組合樁黏結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律，為了讓結(jié)果能夠更好地應(yīng)用于實(shí)際工程，對(duì)極限黏結(jié)強(qiáng)度的主要影響因素進(jìn)行回歸分析.由于泥皮厚度無(wú)法量化為數(shù)據(jù)指標(biāo)，本文僅考慮泥皮存在對(duì)鋼管與核心混凝土之間黏結(jié)強(qiáng)度的影響.根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，有泥皮試件極限黏結(jié)強(qiáng)度比無(wú)泥皮構(gòu)件極限黏結(jié)強(qiáng)度要降低10%～20%，設(shè)泥皮影響系數(shù)η表示由于泥皮存在對(duì)鋼管與混凝土界面之間的削弱作用.根據(jù)文獻(xiàn)[19]總結(jié)的黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式形式，將極限黏結(jié)強(qiáng)度數(shù)據(jù)對(duì)自變量徑厚比(D/t)進(jìn)行回歸分析，綜合考慮各項(xiàng)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(qiáng)度；當(dāng)鋼管與核心混凝土接觸面無(wú)泥皮時(shí)η取值為1，當(dāng)鋼管與核心混凝土接觸面有泥皮時(shí)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(gè)加載過(guò)程中，黏結(jié)應(yīng)力沿界面均勻分布，鋼管混凝土界面平均黏結(jié)應(yīng)力的計(jì)算公式τ與單位長(zhǎng)度相對(duì)滑移量s分別為

(4)

式中,N為推出試驗(yàn)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(zhǎng)度.

將所得試件的τ-s曲線中的峰值點(diǎn)或者拐點(diǎn)作為黏結(jié)破壞的標(biāo)志，相應(yīng)地便可定義鋼混組合樁的極限黏結(jié)強(qiáng)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(diǎn)，當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力小于黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)，黏結(jié)應(yīng)力與相對(duì)滑移曲線近似為線性關(guān)系，當(dāng)黏結(jié)應(yīng)力大于黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)，黏結(jié)應(yīng)力隨著滑移量的增加仍緩慢增長(zhǎng)，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(yīng)力與相對(duì)滑移量的本構(gòu)關(guān)系簡(jiǎn)化為2段斜率不同的雙線性模型.第1個(gè)直線段斜率較大，線性較陡，應(yīng)力隨單位滑移量增長(zhǎng)迅速；第2個(gè)直線段斜率較小，線型較為平緩，應(yīng)力隨單位滑移量增長(zhǎng)緩慢.簡(jiǎn)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(jiǎn)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(jiǎn)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(jìn)入滑移摩擦階段后各個(gè)試件的由于徑厚比與泥皮等因素，開(kāi)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(lèi)，每一類(lèi)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(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)，逐段對(duì)曲線上相鄰兩點(diǎn)求斜率，取前后兩組斜率相差最大的一點(diǎn)作為兩階段分隔點(diǎn)，即τ-s曲線中的峰值點(diǎn)，分別對(duì)前后兩條曲線進(jìn)行線性擬合，2條擬合直線的交點(diǎn)作為簡(jiǎn)化模型的極限黏結(jié)強(qiáng)度點(diǎn)，對(duì)應(yīng)的位移為單位長(zhǎng)度極限相對(duì)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(jiàn)表6.

表6 試件簡(jiǎn)化模型擬合值

由表7及圖8可看出，對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合后得到的雙折線簡(jiǎn)化模型與原始結(jié)果吻合程度較好，計(jì)算出的極限黏結(jié)強(qiáng)度值相較試驗(yàn)結(jié)果誤差也較小，最

表7 試件極限黏結(jié)強(qiáng)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(gè)因素有關(guān)，仿照極限黏結(jié)強(qiáng)度τu的計(jì)算公式,將相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸分析后可得到以下公式：

(7)

(8)

根據(jù)式(6)～(8)計(jì)算得到的結(jié)果如表8所示.

表8 公式計(jì)算值

3.3 公式驗(yàn)證

由于將薄泥皮與厚泥皮綜合成單一系數(shù)進(jìn)行考慮，因此不同壁厚存在泥皮時(shí)簡(jiǎn)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(jìn)行估算時(shí)，對(duì)于不存在泥皮的構(gòu)件，計(jì)算出的極限黏結(jié)強(qiáng)度誤差較小，τ-s曲線整體吻合比較良好，且比較保守，對(duì)工程事先進(jìn)行判斷預(yù)估有一定的指導(dǎo)性.當(dāng)存在泥皮時(shí)，計(jì)算出的極限黏結(jié)強(qiáng)度較試驗(yàn)值較為接近，可用于對(duì)試件的事先預(yù)估.τ-s曲線在整體膠結(jié)階段，與試驗(yàn)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(qiáng)度 MPa

(a) 壁厚5 mm

(b) 壁厚10 mm

4 結(jié)論

1) 施工過(guò)程中殘留的泥皮會(huì)對(duì)鋼混組合樁的黏結(jié)性能產(chǎn)生削弱作用，本次試驗(yàn)中由于泥皮厚度無(wú)法精確控制，鋼管混凝土界面黏結(jié)強(qiáng)度的降低程度出現(xiàn)不確定性，由本次試驗(yàn)結(jié)果可知，存在泥皮時(shí)鋼混組合樁的黏結(jié)強(qiáng)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(yàn)中不同徑厚比的鋼混組合樁試件并未表現(xiàn)出黏結(jié)強(qiáng)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(yàn)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(qiáng)度計(jì)算公式.

4) 鋼管混凝土黏結(jié)-滑移曲線在極限黏結(jié)強(qiáng)度前后基本都為線性關(guān)系，可簡(jiǎn)化為斜率不同的雙線性模型，并基于試驗(yàn)結(jié)果給出了相應(yīng)的本構(gòu)關(guān)系計(jì)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(jì)算公式.