凍融循環(huán)作用后圓鋼管混凝土界面粘結(jié)性能試驗(yàn)研究

李星兒 ,苗吉軍 ,曾在平 ,陳超

（1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島 266033；2.甘肅建筑職業(yè)技術(shù)學(xué)院，蘭州 730050；3.長(zhǎng)沙華藝工程設(shè)計(jì)有限公司，長(zhǎng)沙 410116）

因承載力高、延性好等優(yōu)點(diǎn)[2-4]，鋼管混凝土結(jié)構(gòu)[1]被廣泛應(yīng)用于橋梁、海港等領(lǐng)域[5-7]。為保證建筑結(jié)構(gòu)在不同服役環(huán)境中正常工作，有關(guān)結(jié)構(gòu)界面粘結(jié)性能的研究一直備受關(guān)注。陳宗平等[8]分析了混凝土強(qiáng)度、歷經(jīng)最高溫度、錨固長(zhǎng)度、恒溫時(shí)長(zhǎng)和冷卻方式對(duì)高溫噴水冷卻后鋼管高強(qiáng)混凝土界面粘結(jié)性能的影響，并提出界面粘結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算公式；Lu 等[9]探討了混凝土齡期對(duì)鋼纖維自應(yīng)力自密實(shí)鋼管混凝土柱界面粘結(jié)性能的影響，試驗(yàn)表明，混凝土齡期可提高鋼管混凝土柱界面粘結(jié)強(qiáng)度；Yu等[10]以鋼渣混凝土自應(yīng)力、徑厚比及約束因子為參數(shù)，研究了自應(yīng)力鋼渣鋼管混凝土的粘結(jié)滑移性能，并提出了簡(jiǎn)化的三階段粘結(jié)滑移本構(gòu)關(guān)系；Dong 等[11]對(duì)不同構(gòu)造的大型高強(qiáng)度圓鋼管混凝土柱進(jìn)行了推出試驗(yàn)，得到了基于多參數(shù)的預(yù)測(cè)荷載—滑移曲線；Sindhuja 等[12]采用低密度混凝土填充加勁圓鋼管混凝土柱，對(duì)其粘結(jié)強(qiáng)度進(jìn)行了試驗(yàn)與數(shù)值分析，結(jié)果表明，低密度混凝土可提高界面粘結(jié)強(qiáng)度；Li 等[13]提出了考慮荷載傳遞邊界衰減效應(yīng)的分析模型，探討了鋼管混凝土界面粘結(jié)滑移的非線性分布。中國(guó)地域遼闊，北方地區(qū)冬季較寒冷，結(jié)構(gòu)凍融損傷普遍存在[14-16]，隨著鋼管混凝土結(jié)構(gòu)在實(shí)際工程中的廣泛應(yīng)用[17-19]，嚴(yán)寒條件下結(jié)構(gòu)的耐久性問(wèn)題也成為學(xué)者們關(guān)注的焦點(diǎn)。鋼管混凝土結(jié)構(gòu)界面粘結(jié)力是保證兩者共同工作的重要前提，因此，開(kāi)展凍融循環(huán)作用后鋼管混凝土結(jié)構(gòu)界面粘結(jié)性能的研究尤為重要。黃夢(mèng)迪[20]對(duì)凍融循環(huán)作用后方鋼管混凝土試件的粘結(jié)滑移性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，界面粘結(jié)強(qiáng)度隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加、試件長(zhǎng)細(xì)比增大、鋼管寬厚比增大而減小，并進(jìn)一步提出了凍融循環(huán)作用后鋼管混凝土粘結(jié)應(yīng)力—滑移本構(gòu)關(guān)系。但研究?jī)H分析了方鋼管混凝土柱，未分析混凝土強(qiáng)度對(duì)界面粘結(jié)性能的影響。

筆者以?xún)鋈谘h(huán)次數(shù)、鋼管壁厚、混凝土強(qiáng)度為主要參數(shù)，設(shè)計(jì)21 個(gè)圓鋼管混凝土柱進(jìn)行推出試驗(yàn)，分析各因素對(duì)界面粘結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律，提出凍融循環(huán)作用后圓鋼管混凝土柱界面粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式，以期為嚴(yán)寒地區(qū)鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的有關(guān)設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)變量為凍融循環(huán)次數(shù)、鋼管壁厚、混凝土強(qiáng)度，共設(shè)計(jì)21 個(gè)推出試件，試件設(shè)計(jì)具體參數(shù)如表1 所示。其中，凍融循環(huán)次數(shù)分別設(shè)定為0（對(duì)照組）、50、100、200、300 次。試驗(yàn)均采用內(nèi)徑D0=92 mm 的Q235 無(wú)縫圓鋼管，鋼管外徑D分別為100、98、96 mm，材性試驗(yàn)結(jié)果如表2 所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameters of specimens

表2 鋼材材性Table 2 Mechanical properties of steels

試件錨固長(zhǎng)度la取為鋼管外徑的3 倍[21]，試件高度l均為340 mm。核心混凝土采用P·O42.5 水泥制備，混凝土強(qiáng)度等級(jí)分別為C30、C50、C80，進(jìn)行28 d 標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)；同條件下制備并養(yǎng)護(hù)150 mm×150 mm×150 mm 混凝土立方體，根據(jù)立方體試塊混凝土強(qiáng)度等級(jí)的不同，分為3 組，每組3 個(gè)試塊，測(cè)得其抗壓強(qiáng)度。配合比與實(shí)測(cè)立方體抗壓強(qiáng)度平均值見(jiàn)表3。

表3 混凝土配合比及抗壓強(qiáng)度Table 3 The mix ratio and compressive strength of concrete

試件制作時(shí)，為準(zhǔn)確預(yù)留長(zhǎng)度40 mm 空隙，在鋼管一端放置厚度40 mm、直徑與鋼管內(nèi)徑相同的泡沫板。事先將泡沫板用膠帶包裹，避免泡沫粘結(jié)混凝土，對(duì)試驗(yàn)結(jié)果產(chǎn)生影響；并對(duì)試件底部進(jìn)行密封，避免混凝土滲漏。

1.2 試驗(yàn)方法

1.2.1 凍融循環(huán)試驗(yàn) 對(duì)試件完成28 d 養(yǎng)護(hù)后，根據(jù)文獻(xiàn)[22]中規(guī)定的快凍法對(duì)進(jìn)行凍融循環(huán)試驗(yàn)。凍融循環(huán)試驗(yàn)設(shè)備采用水凍水融法，圓鋼管混凝土試件放置于凍融試驗(yàn)箱內(nèi)的橡膠桶（100 mm×100 mm×400 mm）中，清水沒(méi)過(guò)試件5 mm，制冷劑作為循環(huán)介質(zhì)。凍融循環(huán)試驗(yàn)完成后，試件未出現(xiàn)局部變形或開(kāi)裂。

1.2.2 試驗(yàn)加載及量測(cè)內(nèi)容 推出試驗(yàn)在30 t 萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。為避免偏心加載，加載前將試件兩端打磨平整，確保加載時(shí)試件兩端受力面與鋼管縱向軸線垂直。核心混凝土與鋼管平齊的一端定義為加載端，其兩側(cè)垂直安放位移計(jì)，測(cè)量加載端核心混凝土滑移；具有40 mm 空鋼管的一端定義為自由端。在試件下方放置中心預(yù)留孔洞的支座，便于位移計(jì)測(cè)量混凝土自由端位移，并在支座上表面放置位移計(jì)，排除支座位移的影響。試件加載時(shí)，外荷載通過(guò)直徑為90 mm 的圓形鋼墊塊進(jìn)行荷載傳遞，用墨線確定位置，使墊塊中心、試件縱向軸線、支座中心保持在同一直線，并與兩端加載板垂直。為保證試驗(yàn)儀器與試件緊密壓實(shí)，預(yù)加載至5 kN，預(yù)加載期間不記錄數(shù)據(jù)。試驗(yàn)采用分級(jí)加載制，每級(jí)荷載增量為預(yù)期極限荷載的5%，持荷時(shí)間約為2～3 min，荷載達(dá)到極限荷載的70%后，慢速連續(xù)加載，直到自由端核心混凝土達(dá)到預(yù)期位置，最大滑移為30 mm。

試驗(yàn)量測(cè)內(nèi)容包括試件界面相對(duì)滑移量、粘結(jié)荷載及鋼管不同高度應(yīng)變值。粘結(jié)荷載、鋼管應(yīng)變分別通過(guò)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)的力學(xué)傳感器及沿鋼管壁縱向分布的應(yīng)變片測(cè)得，應(yīng)變片的布置如圖1 所示。

圖1 應(yīng)變片布置示意圖（單位：mm）Fig.1 Arrangement diagram of strain gauges (Unit:mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

觀察試驗(yàn)過(guò)程，發(fā)現(xiàn)經(jīng)凍融循環(huán)作用的試件與未經(jīng)凍融的試件試驗(yàn)現(xiàn)象相似。加載初期，加載端位移計(jì)數(shù)值很小，自由端位移計(jì)無(wú)變化，即加載端混凝土有微小變形，局部界面膠結(jié)力破壞，自由端核心混凝土與鋼管之間無(wú)相對(duì)滑移。隨著荷載的增加，自由端位移計(jì)數(shù)值產(chǎn)生變化，試件整體發(fā)生微小滑移，界面膠結(jié)力全部破壞，認(rèn)為以階段外荷載主要靠機(jī)械咬合力承擔(dān)。到達(dá)粘結(jié)破壞荷載Pu時(shí)，突然出現(xiàn)“嘭”的聲，位移計(jì)讀數(shù)變化迅速，荷載明顯下降，核心混凝土整體與鋼管出現(xiàn)相對(duì)滑移，試件發(fā)生粘結(jié)破壞，此時(shí)鋼管與混凝土界面大部分機(jī)械咬合力喪失，摩擦力起主要作用。卸載后，發(fā)現(xiàn)加載端混凝土上表面出現(xiàn)輕微破碎，鋼管全部處于彈性階段，部分試件最終破壞形態(tài)如圖2 所示。

圖2 試件最終破壞形態(tài)Fig.2 Final failure modes of specimens

2.2 荷載—滑移曲線

推出試驗(yàn)中各試件荷載（P）—滑移（S）曲線如圖3、圖4 所示。為便于分析，對(duì)圖4（a）～（c）峰值拐點(diǎn)處進(jìn)行局部放大。

圖3 試件TC2-30-50 的P-S 曲線Fig.3 Load-slip curves of TC2-30-50

圖4 各試件荷載—滑移曲線Fig.4 Load-slip curves of specimens

試件TC2-30-50 同步測(cè)得的加載端與自由端P-S曲線如圖3 所示。由圖3 可知，試件兩端P-S曲線形態(tài)基本一致，加載端初始滑移對(duì)應(yīng)荷載值小于自由端；隨著荷載逐漸增加，兩條曲線大致吻合。試件加載端P-S曲線基本呈現(xiàn)出圓鋼管混凝土柱界面粘結(jié)滑移破壞發(fā)展全過(guò)程，故后文分析僅以試件加載端數(shù)據(jù)為依據(jù)，試驗(yàn)測(cè)得的主要粘結(jié)滑移特征值如表4 所示。

表4 粘結(jié)滑移特征值Table 4 Bond slip characteristic values

由圖4 可知，凍融循環(huán)后試件的P-S曲線趨勢(shì)總體上與未經(jīng)凍融試件相似，均具有明顯峰值點(diǎn)及下降段，大致可劃分為3 個(gè)階段。

1）上升段：鋼管與核心混凝土界面粘結(jié)力由化學(xué)膠結(jié)力與機(jī)械咬合力共同承擔(dān)。由圖4 可知，各試件上升段曲線斜率隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而降低、隨混凝土強(qiáng)度的增大而升高，但斜率變化幅度不大。當(dāng)凍融循環(huán)次數(shù)較多時(shí)，加載初期荷載—滑移曲線出現(xiàn)下凹趨勢(shì)，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，曲線下凹趨勢(shì)越來(lái)越明顯，原因在于，試件經(jīng)過(guò)多次凍融循環(huán)后，其核心混凝土外層變得疏松、出現(xiàn)微裂縫，加載初期核心混凝土受壓促使裂縫閉合，出現(xiàn)“壓實(shí)”效應(yīng)[23]。

由圖4（a）～（c）可知，相比未凍融的試件，鋼管壁厚為2 mm、凍融循環(huán)次數(shù)為50、100、200、300 的試件粘結(jié)破壞荷載Pu分別下降11.45%、14.50%、16.79%、19.85%；鋼管壁厚為3 mm、凍融循環(huán)次數(shù)為50、100、200、300 的試件粘結(jié)破壞荷載Pu分別下降4.48%、5.97%、8.96%、11.94%；鋼管壁厚為4 mm、凍融循環(huán)次數(shù)為50、100、200、300 的試件粘結(jié)破壞荷載Pu分別下降5.50%、8.72%、6.42%、10.55%。分析數(shù)據(jù)可得，Pu隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而逐漸減小，且減小幅度隨鋼管壁厚的增大而降低[20]。

由圖4（d）～（f）可知，混凝土強(qiáng)度等級(jí)從C30 提高到C50 時(shí)，Pu平均增大2.56%；混凝土強(qiáng)度等級(jí)從C50 提高到C80 時(shí)，Pu平均增大5.48%。且混凝土強(qiáng)度等級(jí)從C30提高到C80，鋼管壁厚為2、3、4 mm時(shí)，Pu分別增大了6.11%、6.97%、10.55%，由此可知，提高混凝土強(qiáng)度等級(jí)、增加鋼管壁厚均可增大粘結(jié)破壞荷載Pu。

2）下降段：荷載突然下降，核心混凝土相對(duì)滑移量迅速增加，曲線具有明顯峰值點(diǎn)。由圖4 可知，下降段P-S曲線總體呈現(xiàn)隨著凍融循環(huán)次數(shù)增加，界面粘結(jié)力破壞越明顯的趨勢(shì)，表現(xiàn)為荷載下降幅度越大、下降段滑移量越大。其中，部分試件下降段較短，P-S曲線出現(xiàn)交叉現(xiàn)象，原因在于試件存在“宏觀偏差”[24]，核心混凝土推動(dòng)過(guò)程中鋼管內(nèi)徑由大到小變化，鋼管對(duì)于核心混凝土的約束效應(yīng)增強(qiáng)，摩擦力增大，且隨著鋼管壁厚增大，荷載增幅越明顯，即鋼管壁厚越大，“宏觀偏差”對(duì)試件影響越大，下降段越短。

3）殘余段：荷載較穩(wěn)定而滑移量不斷增大，各試件P-S曲線大致平行，界面粘結(jié)力的大小由摩擦力決定。由圖4 可知，部分試件，如TC4-30-50 初始?xì)堄嗾辰Y(jié)荷載較大且殘余段曲線呈上升趨勢(shì)，這是“宏觀偏差”的另一個(gè)表現(xiàn)。由圖4（d）、（e）可知，混凝土強(qiáng)度增大，“宏觀偏差”對(duì)于試件殘余段的作用更明顯，原因在于混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高（水膠比減小），核心混凝土表面摩擦系數(shù)增大，殘余粘結(jié)荷載增加幅度變大。對(duì)于n不同的試件，n越大，試件殘余段曲線越貼近橫軸；n相同，試件鋼管壁越厚、混凝土強(qiáng)度等級(jí)越高，殘余粘結(jié)力段曲線越遠(yuǎn)離橫軸。

2.3 粘結(jié)強(qiáng)度

平均粘結(jié)強(qiáng)度τu是指試件粘結(jié)破壞荷載Pu對(duì)應(yīng)的粘結(jié)應(yīng)力值，常假定粘結(jié)應(yīng)力在錨固長(zhǎng)度內(nèi)均勻分布，可按式（1）[25]計(jì)算。

式中：s為試件接觸面周長(zhǎng)；la為錨固長(zhǎng)度，其值等于試件高度減去空鋼管長(zhǎng)度40 mm，即la=l-40=300 mm。

根據(jù)推出試驗(yàn)所得數(shù)據(jù)繪制τu變化曲線，如圖5 所示。由圖5（a）可知，隨著凍融循環(huán)次數(shù)n的增加，τu總體呈下降趨勢(shì)；n<50 時(shí)，τu曲線下降幅度較大，n>50 時(shí)，τu曲線下降幅度較小，粘結(jié)強(qiáng)度近似呈直線下降。原因在于：當(dāng)n<50 時(shí)，凍融循環(huán)作用使試件受凍時(shí)界面產(chǎn)生的靜水壓力大于鋼管與核心混凝土界面的正向膠結(jié)力，導(dǎo)致界面化學(xué)膠結(jié)力遭到嚴(yán)重破壞，試件粘結(jié)強(qiáng)度迅速退化；當(dāng)n>50 時(shí)，隨著n的增大，核心混凝土劣化程度不斷加深，試件界面凹凸處被抹平，界面機(jī)械咬合力逐漸降低，導(dǎo)致粘結(jié)強(qiáng)度下降。相比未凍融試件，經(jīng)300 次凍融循環(huán)后TC2、TC3、TC4 組試件粘結(jié)強(qiáng)度分別下降19.87%、12.07%、10.71%；可知，隨著鋼管壁厚的增大，凍融循環(huán)作用后粘結(jié)強(qiáng)度的下降程度降低，分析其原因，鋼管壁厚增大，鋼管對(duì)核心混凝土的法向作用力增強(qiáng)，核心混凝土受壓橫向膨脹時(shí)產(chǎn)生較大的法向約束，使得粘結(jié)強(qiáng)度增大，最終表現(xiàn)為抑制了凍融循環(huán)作用對(duì)界面粘結(jié)力的破壞。

圖5 粘結(jié)強(qiáng)度τu曲線Fig.5 Curves bond strength τu

由圖5（b）可知，常溫下試件粘結(jié)強(qiáng)度隨混凝土強(qiáng)度的增大總體呈上升趨勢(shì)，原因在于混凝土強(qiáng)度等級(jí)提高，水膠比減小，核心混凝土密實(shí)度增大，鋼管與核心混凝土界面化學(xué)膠結(jié)力有所提高，導(dǎo)致粘結(jié)強(qiáng)度τu增大。

圖5 中鋼管壁厚為2 mm 時(shí)，τu曲線上升幅度較小；壁厚增大至4 mm 時(shí)，τu值上升幅度明顯增大，表明增大鋼管壁厚也是粘結(jié)強(qiáng)度提高的重要因素之一。

2.4 粘結(jié)滑移

粘結(jié)滑移Su為Pu對(duì)應(yīng)的滑移量，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制Su變化曲線，如圖6 所示。由圖6（a）可知，Su隨著n的增大呈上升趨勢(shì)。一方面，經(jīng)過(guò)凍融循環(huán)作用后，試件界面化學(xué)膠結(jié)力遭到破壞，核心混凝土表面產(chǎn)生初始裂縫，隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，初始裂縫中的水不斷凍脹融化，使初始裂縫延伸擴(kuò)展，核心混凝土破壞程度逐漸加深；另一方面，核心混凝土強(qiáng)度等級(jí)較低，孔隙率大，隨著n的增大，孔隙水反復(fù)結(jié)冰，體積膨脹，核心混凝土內(nèi)部產(chǎn)生微裂縫并不斷發(fā)展，最終導(dǎo)致試件界面粘結(jié)性能逐漸退化。

圖6 粘結(jié)滑移Su曲線Fig.6 Curves bond slip Su

由圖6 可見(jiàn)，鋼管壁厚由2 mm 增大至4 mm 時(shí)，相比常溫試件，經(jīng)過(guò)300 次凍融循環(huán)的試件Su分別增長(zhǎng)了22.79%、19.20%、16.02%，表明鋼管壁厚增大時(shí)，核心混凝土受到的約束作用增強(qiáng)，核心混凝土內(nèi)部裂縫受到擠壓，產(chǎn)生抑制裂縫不斷開(kāi)展的效果，延緩了界面粘結(jié)性能的退化。

由圖6（b）可知，粘結(jié)滑移Su與混凝土強(qiáng)度和鋼管壁厚均呈正相關(guān)，曲線近似呈直線分布，t=4 mm時(shí)，粘結(jié)滑移增大的速率明顯高于t=2 mm 時(shí)，即混凝土強(qiáng)度和鋼管壁厚同時(shí)增大時(shí)，試件抗滑移性能增強(qiáng)。

2.5 縱向應(yīng)變

各級(jí)荷載水平下，通過(guò)粘貼在鋼管外壁的縱向應(yīng)變片測(cè)得鋼管不同位置的應(yīng)變分布規(guī)律，圖7 為部分試件實(shí)測(cè)應(yīng)變分布曲線，其中，x為測(cè)點(diǎn)距加載端的間隔長(zhǎng)度。

圖7 鋼管表面應(yīng)變分布曲線Fig.7 Strain distribution curves on surface of steel tube

由圖7 可知，不同荷載水平下、不同位置處各試件鋼管應(yīng)變變化趨勢(shì)相似，經(jīng)過(guò)凍融循環(huán)的試件與未凍融試件應(yīng)變曲線變化規(guī)律相同，大致呈指數(shù)分布。加載初期（10%Pu），鋼管兩端應(yīng)變值相差較小，說(shuō)明荷載能夠均勻傳遞；隨著荷載的增加，加載端與自由端應(yīng)變差值增大，說(shuō)明兩者傳力的連續(xù)性遭到破壞，試件界面粘結(jié)性能退化，鋼管與核心混凝土之間出現(xiàn)滑移。

3 粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算方法

主要研究圓鋼管混凝土柱界面粘結(jié)強(qiáng)度τu和相對(duì)滑移Su受凍融循環(huán)次數(shù)n、鋼管壁厚t和混凝土強(qiáng)度變化的影響，鑒于套箍系數(shù)ξ可綜合反映鋼管壁厚和混凝土強(qiáng)度對(duì)界面粘結(jié)性能的影響，從凍融循環(huán)次數(shù)和套箍系數(shù)兩個(gè)方面考慮單一因素對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度及相對(duì)滑移的影響，并通過(guò)回歸擬合方式建立兩者對(duì)粘結(jié)強(qiáng)度及相對(duì)滑移綜合影響的計(jì)算方法。

3.1 考慮單因素影響的計(jì)算方法

3.1.1 凍融循環(huán)次數(shù) 根據(jù)凍融循環(huán)次數(shù)n對(duì)界面粘結(jié)強(qiáng)度τu及粘結(jié)滑移Su影響的定性分析可知，n與τu成反比、n與Su成正比，與圖8 所示曲線趨勢(shì)一致。圖8 所示為其他條件相同時(shí)n與τu和Su的關(guān)系曲線，圖中實(shí)心點(diǎn)為相同凍融循環(huán)次數(shù)的試件試驗(yàn)所得τu和Su的平均值，β為凍融循環(huán)次數(shù)無(wú)量綱化處理的參數(shù)，β=n/n0，n0=50；圖中直線為采用一次函數(shù)對(duì)兩組數(shù)據(jù)的擬合結(jié)果。

圖8 凍融次數(shù)的影響Fig.8 The effect of freezing and thawing times

3.1.2 套箍系數(shù) 套箍系數(shù)ξ體現(xiàn)鋼管對(duì)內(nèi)部核心混凝土的約束效應(yīng)，是鋼管混凝土組合結(jié)構(gòu)的重要參考指標(biāo)。ξ與τu和Su的關(guān)系曲線如圖9 所示，其中，對(duì)于套箍系數(shù)ξ相同的試件，其τu和Su分別取平均值。由圖9 可知，τu和Su隨著ξ的增大均呈上升趨勢(shì)。對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行線性擬合分析，可得

圖9 套箍系數(shù)的影響Fig.9 The effect of the hoop coefficient

3.2 考慮雙因素影響的計(jì)算方法

鑒于凍融循環(huán)次數(shù)n和套箍系數(shù)ξ與粘結(jié)強(qiáng)度τu和粘結(jié)滑移Su的計(jì)算表達(dá)式，建立雙因素對(duì)τu和Su綜合影響的計(jì)算方法?；谠囼?yàn)數(shù)據(jù)，利用SPSS 軟件對(duì)參數(shù)進(jìn)行擬合分析，得到試件粘結(jié)強(qiáng)度和粘結(jié)滑移的表達(dá)式，分別如式（6）、式（7）所示。

表5 為試件粘結(jié)強(qiáng)度和粘結(jié)滑移試驗(yàn)結(jié)果τu和Su與計(jì)算結(jié)果τu,c和Su,c的對(duì)比。由表5 可知，τu,c/τu、Su,c/Su的平均值分別為1.036、1.001，方差分別為0.036、0.001。為驗(yàn)證所提出公式的準(zhǔn)確性，與文獻(xiàn)[26]中公式所得粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算值對(duì)比可知，粘結(jié)強(qiáng)度公式準(zhǔn)確性較好；需要說(shuō)明的是，未找到合適的粘結(jié)滑移計(jì)算公式，通過(guò)對(duì)比式（7）所得計(jì)算值與試驗(yàn)值可知，粘結(jié)滑移公式準(zhǔn)確性較好。故綜合考慮凍融循環(huán)次數(shù)n和套箍系數(shù)ξ影響的粘結(jié)強(qiáng)度和滑移計(jì)算公式適用性良好。

表5 計(jì)算值與試驗(yàn)值比較Table 5 Comparison of calculated and test results

4 結(jié)論

1）經(jīng)凍融循環(huán)作用后，圓鋼管混凝土柱P-S曲線與未經(jīng)受凍融循環(huán)作用試件的P-S曲線趨勢(shì)相似，均可分為上升段、下降段、殘余段。粘結(jié)破壞荷載Pu隨凍融循環(huán)次數(shù)的增加而降低，隨鋼管壁厚、混凝土強(qiáng)度的增大總體呈上升趨勢(shì)。綜合考慮3 個(gè)因素的影響，凍融循環(huán)對(duì)界面粘結(jié)性能的損傷大于鋼管壁厚與混凝土強(qiáng)度對(duì)粘結(jié)性能的優(yōu)化作用。

2）隨著凍融循環(huán)次數(shù)的增加，界面粘結(jié)性劣化，粘結(jié)強(qiáng)度τu逐漸降低，粘結(jié)滑移Su逐漸增大，其中凍融循環(huán)次數(shù)在0～50 時(shí)，τu下降幅度更明顯。套箍系數(shù)ξ可綜合反映鋼管壁厚和混凝土強(qiáng)度對(duì)界面粘結(jié)性能的影響，套箍系數(shù)增大，套箍作用增強(qiáng)，從而提高了粘結(jié)強(qiáng)度，粘結(jié)滑移也隨之增大。

3）基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，考慮單一因素對(duì)界面粘結(jié)性能的影響，分別建立凍融循環(huán)次數(shù)n和套箍系數(shù)ξ與粘結(jié)強(qiáng)度τu和粘結(jié)滑移Su的關(guān)系式，進(jìn)一步考慮雙因素對(duì)界面粘結(jié)性能的綜合影響，并提出計(jì)算表達(dá)式。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，可為嚴(yán)寒地區(qū)此類(lèi)圓鋼管混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。