0 引言

　　 钢管混凝土因其承载力高、塑性及延性好、施工方便等优点在工程实践中逐渐应用推广 ^[1]。钢管可以为混凝土提供侧向约束力从而提高其承载力，同时可以作为混凝土的模板，混凝土可以避免钢管过早屈曲，两者协同工作产生的作用大于二者的简单叠加。而界面粘结力是两种材料共同工作的前提，因此，粘结性能为钢管混凝土的重要研究问题之一。

　　 目前，国内外针对钢管混凝土粘结问题研究较多，其中包括粘结应力组成及原理、粘结强度、粘结滑移本构等方面。近年来又涌现出了新型材料组成的钢管混凝土(如钢管再生混凝土、钢管自密实混凝土等),其粘结性能与传统的钢管混凝土有所区别，又有许多共性；另外，当钢管混凝土处于某些特殊环境(火灾、低温等)下，其粘结性能是否安全可靠，目前还没有较多的研究，现有的相关结论也并不统一。基于此，本文从钢管混凝土粘结应力组成及原理、粘结强度及粘结滑移本构等方面展开归纳，对其研究现状进行分析，同时对钢管混凝土粘结滑移的研究进展进行展望。

1 粘结力的组成及原理

　　 钢管混凝土界面的抗剪粘结力与钢筋混凝土类似 ^[2,3],主要由三部分组成，即化学胶结力、机械咬合力和摩擦力。

(1)化学胶结力：

　　 化学胶结力所产生的作用较小，其与混凝土的性质关系较大，如水泥用量、水灰比等均对其产生影响。研究发现，钢管混凝土的化学胶结力约占抗剪粘结力的5%左右 ^[3,4]。

(2)机械咬合力：

　　 钢管内表面常粗糙不平，文献表明 ^[3],这种粗糙程度数量级很小，大约为10^-2mm, 可将其称为“微观偏差”,如图1(a)所示。机械咬合力即由微观偏差和楔入其中的混凝土产生。钢管内表面未涂油时，试件的粘结强度为涂油试件的2倍，而经过机械打磨除锈的试件，其粘结强度仅为未除锈试件的53%左右 ^[5,6]。

　　 图1 钢管偏差放大示意图 

(3)摩擦力：

　　 与钢筋混凝土不同，核心混凝土膨胀，会在界面产生挤压力，从而增大界面摩擦力，即摩擦力会随钢管约束状况及受力阶段的不同而变化。摩擦力与微观偏差、宏观偏差及混凝土变形均存在很大关系，其与机械咬合力一起承担约95%的粘结应力 ^[4]。其中，“宏观偏差”如图1(b)所示，其概念由Virdi和Dowling ^[7]提出，由于制作工艺等原因，钢管在不同截面处的直径总会存在偏差，这种宏观偏差很难准确预测，其一定程度决定了界面摩擦力的大小及发展。

2 粘结滑移性能研究现状

　　 目前，钢管混凝土粘结性能研究主要以试验为主，试验方法包括推离与推出试验两种，其中推出试验最为常用。目前，粘结滑移性能的研究主要体现在粘结强度和粘结滑移本构两个方面。

2.1 粘结强度

2.1.1 粘结强度影响因素

　　 影响因素的研究是粘结强度计算方法及取值的前提，目前，研究者主要采用推出试验对粘结强度的影响因素进行研究。在国外， Virdi和Dowling(1980) ^[7]通过圆钢管混凝土的推出试验发现，不同浇筑方式、表面粗糙程度及钢管宏观偏差对粘结强度影响较大； Morishita (1979)等 ^[8,9]通过试验研究了钢管截面形状对粘结强度的影响，发现粘结强度随着构件截面形状而变化，具体是由方形→八边形→圆形而逐渐增加。 Shakir(1993) ^[5,6]对40个钢管混凝土试件进行了推出试验，结果表明，试件的截面形状、界面粗糙度以及是否设置剪力连接件对粘结强度的影响很大，钢管表面设置栓钉并不能增大粘结强度，但能提高滑移发生后的承载力； Roeder(1999)等 ^[10]通过统计发现混凝土强度对粘结强度的影响规律不明显，同时对于养护龄期为28d的试件，其径厚比变化对粘结强度影响不明显，而龄期大于28d的试件由于混凝土收缩较大，粘结强度会随着径厚比增大而减小； Aly(2010)等 ^[11]研究了加载制度、混凝土强度和龄期对粘结强度的影响，结果表明，高强混凝土的粘结强度较普通混凝土会有所降低，龄期(100d之内)增加会对粘结强度造成轻微削减； Tao(2016)等 ^[12]通过推出试验发现，随着截面尺寸和混凝土龄期的增长，粘结强度会大大减弱，因此规范给出的粘结强度不够安全。

　　 国内对界面粘结性能的研究较国外稍晚一些，最早进行这方面研究的是 薛立红(1996)等 ^[2,3],其进行了23个钢管混凝土的推出试验，结果表明，钢管表面粗糙，混凝土强度等级高，偏心率较大，长细比较小，自然养护下的粘结强度较高，以及轴压比会提高钢管混凝土界面粘结强度。刘永健(2006)等 ^[13]进行了20个圆钢管及12个方钢管混凝土的推出试验，发现方、圆钢管混凝土界面粘结滑移曲线形状相似，粘结强度随钢管长径比的增大而略有增大，随径厚比增大而减小，随龄期增大略增大； 仵建斌(2007)等 ^[14]、 任少华(2011)等 ^[15]通过9个方钢管混凝土推出试验发现，钢管纵向应变沿长度方向基本呈指数分布，随着宽厚比的增加，粘结强度有降低趋势，随长细比增加的变化不明显； 康希良(2008) ^[16]通过9个圆钢管混凝土推出试验发现，粘结强度随长细比的增加先增大后减少，随含钢率的增大而增大，随构件径厚比的增大而减小；许开成(2011)等 ^[17]进行的方钢管混凝土的推出试验结果表明，钢管宽厚比越大，界面粘结强度越小，核心混凝土水灰比越大，界面粘结强度越小。

　　 目前，粘结强度影响因素方面较为确定的结论为：方钢管、八角钢管、圆钢管混凝土的粘结强度依次增大；粘结强度与钢管内表面的粗糙程度呈正相关，随钢管径厚比的增大而降低。然而，对很多其他因素(如混凝土强度、养护条件、龄期、收缩性能、试件长细比等)的研究结论并不一致，这些因素的影响机理还有待更进一步的研究。

2.1.2 强度计算方法

　　 关于钢管混凝土粘结强度的取值计算，目前已提出了一些计算模型，其大多是基于推出试验得出的经验公式，比较典型的包括：

(1)Roeder等 ^[10]提出了以径厚比为主要影响因素的计算公式：

　　 τu=2.109−0.026(d/t)         (1)τu=2.109-0.026(d/t)         (1)

　　 式中：d为试件外径或宽度；t为钢管厚度。

(2)薛立红等 ^[2]提出的公式以混凝土强度为主要参数：

　　 τu=0.1f0.4cu         (2)τu=0.1fcu0.4         (2)

　　 式中f_cu为混凝土立方体抗压强度。

(3)徐金俊等 ^[18]提出以骨料取代率及长径比为参数的计算公式：

　　 τu=[0.0336+0.0141δ−0.0028(le/d)]fcu         (3)τu=[0.0336+0.0141δ-0.0028(le/d)]fcu         (3)

　　 式中：δ为再生混凝土的骨料取代率；l_e/d为试件长径比。

(4)吕晚晴等 ^[19]提出以径厚比及截面尺寸为参数的计算公式：

　　 {τu=0.071+4900(t/D2) (圆钢管)τu=0.043+1100(t/B2) (方钢管)         (4){τu=0.071+4900(t/D2) (圆钢管)τu=0.043+1100(t/B2) (方钢管)         (4)

　　 式中：D为圆钢管外径尺寸；B为方钢管的宽度。

　　 本文收集了48个圆钢管混凝土及30个方钢管混凝土的推出试验数据 ^{[10,11,14,16,20,21]},拟通过试验对以上模型进行评价，其中试件截面尺寸为90～600mm。将试验数据分别代入公式(1)～(4),计算与试验结果对比如图2所示。

　　 图2 模型计算值与试验结果的对比

　　 由图2可知，Roeder公式的计算结果偏大；薛立红公式对方钢管混凝土的计算效果较好，计算圆钢管混凝土的粘结强度则偏于保守；徐金俊公式计算结果在0.5～2MPa之间，与试验值存在一定误差；吕晚晴公式的计算值与试验数据最为接近。其中，方钢管混凝土的粘结强度略小于试验值，圆钢管混凝土的计算结果较为离散。可见，现有的粘结强度公式还存在理想之处，需要进一步完善。

2.1.3 规范取值比较

　　 已有的粘结强度取值大多基于推出试验得出，而在实际工程中，不论是钢管混凝土受压还是受弯构件，其真实受力状态很难与推出试验完全一致。现有规范 ^{[22,23,24,25,26,27]}的做法为，取一个偏于下限的固定数值作为粘结强度，而不是采用带参数的公式来表达。我国规范 ^[23]分别取圆钢管及方钢管混凝土粘结强度设计值为0.23MPa和0.15MPa, 欧洲规范 ^[24]的取值分别为0.55MPa和0.40MPa; 英国规范 ^[25]及澳大利亚规范 ^[26]建议圆钢管及方钢管混凝土的粘结强度设计值均取0.4MPa; 美国规范 ^[27]建议圆钢管取值为min(5 300t/D²,1.4N/mm²),方钢管为min(2 100t/B²,0.7N/mm²)。

　　 然而有研究表明 ^[12],随着钢管混凝土截面尺寸的增大，粘结强度会显著降低。文献[12]提出了粘结强度随尺寸降低的经验公式，发现截面尺寸D为500～600mm时，圆钢管及方钢管混凝土的粘结强度分别为0.18～0.13MPa和0.21～0.19MPa, 均小于我国规范 ^[23]取值，同时指出现有钢管混凝土粘结强度的推出试验基本采用缩尺，因此规范取值的安全性均偏低。

　　 本文结合试验实际加载情况，发现以往试验研究忽略了材料自重，因而得出粘结强度随界面尺寸显著降低的结论，具体分析为：推出试验中，试件采用两种放置方式，即正放及倒放，如图3所示。当试件正放时，实际界面剪力应为加载端荷载与混凝土重力之和，而试件倒放时应考虑钢管重力的影响。若试件截面尺寸较小，忽略自重对粘结强度的影响，但尺寸较大时，材料自重的影响较大，不考虑会低估界面实际粘结强度。

　　 考虑材料自重后，对文献[28]中试件的粘结强度重新进行了计算，混凝土密度取2 000kg/m³、钢管密度取7 850kg/m³。由于篇幅所限，详细数据并未给出，仅将最终计算结果与各国规范取值进行比较，如图4所示。

　　 由图4可知：1)钢管或混凝土的自重占粘结破坏荷载的20%～310%左右，即当截面尺寸较大时，材料自重产生的界面剪力甚至大于试验机所加的破坏荷载，材料自重对钢管混凝土粘结强度有不可忽略的作用；2)圆钢管混凝土考虑材料自重后的粘结强度为0.84～3.08MPa, 方钢管混凝土粘结强度为0.54～1.23MPa, 重新计算后的粘结强度为原来的120%～410%,计算结果基本大于规范取值；3)各国规范取值整体小于试验数据，但美国规范考虑了构件截面尺寸及截面径厚比的影响，与试验结果最为接近。

　　 图3 试件放置方式

　　 图4 计算值与规范取值比较 

2.2 粘结滑移本构

　　 目前，国内外有关钢管混凝土粘结滑移的研究主要集中在粘结强度方面，粘结滑移本构的提出并不多，已有的粘结滑移本构主要包括两段式及三段式两种。Shakir ^[5]在试验基础上提出了由斜直线与水平线组成的两段式本构模型，极限平均粘结强度取0.8MPa; 刘永健等 ^[13]提出的本构与Shakir ^[5]类似，其在后者的基础上将上升段的斜率固定为0.165,但是与试验得到的数据 ^[2]吻合度不够；许开成等 ^[29]提出上升段为双曲线、后两段分别为一斜直线及一水平直线的三段式本构，但其并未给出本构中关键点的表达式，无法直接使用。

　　 可见，钢管混凝土粘结滑移本构的研究还存在不足之处：一方面，现有的分段函数本构能给出粘结滑移曲线类型，但没有较为合理的关键点表达式；另一方面，已有粘结滑移本构均是基于推出试验提出，而要得到能够反映界面真实受力状况的粘结滑移本构，相关的试验方法尚需进一步改进。

2.3 有限元分析方法

　　 界面的正确处理一直是组合结构有限元模拟中的难点，钢管混凝土常用的界面处理方法分为三种，即不考虑界面滑移、弹簧单元模拟界面、接触单元模拟界面。

　　 不考虑界面滑移适用于粘结性能对结构影响不大或精度要求较低的情况，例如在钢管混凝土柱轴压试验模拟时，进入塑性阶段的核心混凝土变形增大，界面压力增大，粘结力大大增强，此时界面状况接近完全连接，考虑与不考虑粘结性能对结果影响有限 ^[30]。文献[31]对钢管混凝土弯曲构件进行了有限元界面分析，通过对比发现，不考虑粘结滑移时得到的模拟结果更为精确；文献[32]对在压弯扭复合受力状态下的钢管混凝土进行了有限元模拟，采用了不考虑粘结滑移的方式处理界面，计算滞回曲线与试验结果相比符合较好，模拟结果可以反映钢管混凝土柱在复杂荷载工况下的刚度、承载力和滞回特性。

　　 接触类单元通过界面之间的“硬接触”考虑法向荷载的传递，用库伦摩擦力考虑界面纵向及切向荷载的传递，当界面等效剪应力大于最大剪应力时，界面即产生滑动。最大剪应力值通过摩擦系数决定，并与界面压力相关，故接触类单元可以考虑到界面之间的压力对粘结应力的影响。文献[33,34]建立了偏压及轴压荷载作用下的钢管混凝土有限元模型，界面采用接触单元处理，当界面有分离趋势时产生滑移，有挤压趋势时完全粘结，计算的荷载-位移曲线与试验结果吻合较好。文献[35]对高轴压比作用下的钢管混凝土柱进行了拟静力试验及有限元模拟，模拟界面采用接触单元，摩擦系数取0.25,计算所得轴向破坏形态、滞回曲线与试验结果吻合较好。文献[36]分别采用三维刚性弹簧及壳单元模拟钢管混凝土中的混凝土及钢管，界面采用接触单元，通过与单轴受压试验结果对比，发现该模型能够提供损伤的定性测量和合理的强度预测。

　　 采用弹簧单元对钢管混凝土界面进行处理时，钢管纵向、切向、法向三个方向的荷载传递均依靠事先定义好的弹簧刚度，三个方向的弹簧根据界面之间的传力行为选取各自的弹簧本构，因此若能准确定义三个方向的弹簧本构，得出的结果与真实情况更为接近。文献[30]采用二段式简化粘结滑移本构，运用弹簧单元对钢管混凝土受压及受弯构件进行了模拟，结果表明，考虑粘结滑移之后的计算曲线与试验结果吻合良好。文献[37]在此基础上，采用改进粘结滑移本构以及弹簧单元对钢管混凝土压、弯、扭力学性能进行模拟研究，也得到了较为吻合的计算曲线。

　　 弹簧单元依赖粘结滑移本构的定义，而现有的本构还不够完善，且无法考虑界面压力对粘结应力的影响。接触类单元操作简单，模拟效果也较好，因此在钢管混凝土有限元分析时较为推荐。

3 粘结滑移性能研究进展

　　 随着材料科学及组合结构的发展，以及实际工程对构件要求的不断提高，研究者在钢管混凝土现有粘结性能研究的基础上，开始关注新型钢管混凝土及特殊环境下钢管混凝土的界面行为。

3.1 新型钢管混凝土粘结性能

　　 新型钢管混凝土指采用新型材料替换原有材料(钢材及混凝土)从而达到更为理想的组合效果，如不锈钢钢管混凝土、钢管再生混凝土、钢管膨胀混凝土、钢管超高性能混凝土等。新型钢管混凝土与普通钢管混凝土的粘结应力组成及原理基本相似，但是由于材料性能的不同，组合结构的粘结性能也会有所差异。

　　 不锈钢钢管混凝土因其外形美观、耐腐蚀性好、耐久性好、施工方便及维修方便等优点在建筑结构中的应用日益广泛。研究表明 ^[38,39],其与普通钢管混凝土不同，高宽比、宽厚比及混凝土强度对粘结强度的影响均不大，且不锈钢钢管混凝土的粘结强度更小，已有粘结强度公式的适用性较差，本方面的研究还需继续深入。

　　 采用再生骨料取代原有骨料制成的再生混凝土，是一种环保节能型建筑材料，将再生混凝土灌注入钢管可以克服其耐久性差、吸水率高及抗冻性弱等缺点。研究表明 ^[19,40],钢管再生混凝土与普通钢管混凝土界面粘结性能总体比较相似，截面形状、截面尺寸及钢管内表面状况为影响粘结强度的主要因素，骨料取代率对粘结强度影响不大。因此，钢管再生混凝土可以采用与普通钢管混凝土相同的粘结强度公式。

　　 自密实混凝土可以有效避免钢管混凝土因浇筑困难导致的内部缺陷，研究表明 ^[1],自密实混凝土可有效提高钢管与混凝土的界面粘结强度；自应力混凝土属于膨胀混凝土的一种，混凝土的膨胀可以使界面产生预压应力，从而增大界面摩擦力。文献[41]研究发现，钢管自密实混凝土界面粘结强度是普通钢管混凝土的1.2～3.3倍，文献[42,43]将带钢纤维的自应力混凝土与自密实混凝土相结合作为填充材料制成了一种新型钢管混凝土(FSSCFST),并通过推出试验发现，用新型填充材料制作的钢管混凝土粘结强度比钢管自密实混凝土平均提高42.7%,并且随着龄期(28d～2.5年)的增加，粘结强度还会继续增大。

　　 超高性能混凝土具有强度高、耐久性好等优点，但是，随着混凝土强度的提高，其脆性也会随之加大，研究者将超高性能混凝土灌入钢管，其延性得到明显改善。但是，由于超高性能混凝土与普通混凝土养护条件及组分均存在差异，钢管超高性能混凝土的粘结性能也与普通钢管混凝土存在较大区别。研究表明 ^[44,45],其荷载-滑移全过程曲线不同于普通钢管混凝土，具体表现为荷载-滑移曲线无明显初始峰值点，且曲线出现了二次上升段，可见，钢管超高性能混凝土的粘结强度及粘结滑移本构均需要进一步研究。

3.2 特殊环境下钢管混凝土的粘结性能

　　 研究特殊环境下(火灾、低温等)钢管混凝土的界面粘结性能，对钢管混凝土的应用推广及土木工程学科发展均有积极作用。文献[46]对64个暴露于火中90min或180min的钢管混凝土试件进行了推出试验，结果表明，火灾暴露对钢管混凝土的粘结性能有显著影响，试件在火灾暴露90min后，粘结强度普遍下降，但当暴露时间延长至180min时，粘结强度有所回升；文献[47,48]以混凝土强度、界面粘结长度及历经最高温度为参数制作34个钢管高强混凝土推出试件，试验结果表明，粘结强度随历经最高温度呈先增大后减小的趋势，界面粘结耗能随历经温度的升高呈下降趋势，并提出了钢管高强混凝土在高温下的粘结强度计算公式及粘结滑移本构模型；文献[49]研究了钢管混凝土柱在北极低温下的粘结性能，试验结果表明，北极低温显著改善了钢管混凝土的粘结性能，并提出了钢管混凝土在低温条件下偏于保守的粘结强度方程。总体来说，钢管混凝土在特殊环境下的粘结性能是一个新的研究课题，研究工作还需进一步开展。

4 结语

　　 (1)粘结应力主要由化学胶结力、机械咬合力及摩擦力组成，摩擦力承担界面主要的抗剪作用，其会随混凝土的横向变形而增大；对粘结强度影响较大的因素为钢管形状、钢管径厚比和界面粗糙程度，养护条件、龄期、收缩性能、试件长细比等因素的影响规律尚不一致。

　　 (2)现有钢管混凝土粘结强度计算公式与试验结果吻合程度较低，这是由于依据试验建立的粘结强度计算方法忽略了材料自重，导致结果偏小；考虑材料自重对试验数据进行计算，与各国规范取值对比发现，美国规范对粘结强度的取值较为合理。

　　 (3)钢管混凝土界面处理方法主要包括不考虑界面滑移、弹簧单元模拟界面和接触单元模拟界面三种，其中接触单元模拟界面因其操作简单、效果良好而较为推荐；但目前合理可供应用的钢管混凝土粘结滑移本构较为缺乏。

　　 (4)新型钢管混凝土与普通钢管混凝土的粘结应力组成及原理基本相似，但是由于材料性能的不同，组合结构的粘结性能也会有所差异；火灾暴露及北极低温均对钢管混凝土的粘结性能有显著影响，各种新型钢管混凝土及其他特殊环境下钢管混凝土粘结性能的研究还有待继续深入。