趙衛(wèi)平，雷永旺，王振興，朱彬榮

(1.中國礦業(yè)大學(北京) 力學與建筑工程學院，北京 100083；2.中國電力科學研究院有限公司，北京 100192)

隨著建筑結構不斷向高性能發(fā)展，鋼管混凝土結構發(fā)展了多種截面類型[1]，比如內配工字型鋼鋼管混凝土和圓中空夾層鋼管混凝土.兩種構件均是在鋼管中先插入鋼骨、再澆筑混凝土的組合結構，內配鋼骨的加入可有效提高組合結構的延性、抗彎剛度和承載能力[2].由于其優(yōu)越的受力性能，在大跨越輸電線桿塔工程中得到廣泛應用[3-4].黏結性能作為內配鋼骨(本文指工字型鋼和鋼管)鋼管混凝土優(yōu)良力學性能的基礎，有必要對其黏結性能進行深入研究.

目前關于工字型鋼黏結性能的研究主要以型鋼混凝土結構為主，并已經取得了一系列研究成果.薛建陽等[5]、鄧國專[6]、楊勇[7]對型鋼混凝土界面黏結破壞機理進行了細致分析，提出相應的黏結-滑移本構關系；白國良等[8]、陳宗平等[9]等分別研究了型鋼再生混凝土、型鋼高強混凝土中黏結傳力機理，并建立了黏結強度計算式；Roeder等[10]、鄭山鎖等[11]和應武擋等[12]研究了各因素對黏結強度的影響規(guī)律，包括型鋼截面尺寸、錨固長度、混凝土保護層厚度、混凝土強度及配箍率等參數；張譽等[13]、鄭山鎖等[14]和楊勇等[15]通過在拼接工字鋼表面沿縱向布貼應變片，獲得了黏結應力分布曲線.內配工字型鋼鋼管混凝土與型鋼混凝土在結構上存在明顯不同，外鋼管與鋼筋對內配鋼骨的約束機理類似，但兩者的約束效果將存在差異；練其安等[16]進行了21個鋼管混凝土中內配型鋼的拔出試驗.結果表明，鋼管混凝土中十字型鋼與混凝土黏結性能優(yōu)于角鋼與混凝土黏結性能.當前對鋼管混凝土中內配鋼管與混凝土黏結性能研究報道較少；錢稼茹等[17]研究了鋼管混凝土疊合柱中內配鋼管與管外混凝土黏結性能，提出了內配鋼管與管外混凝土界面抗剪黏結設計建議；王維肖等[18]通過28個鋼管混凝土中內配鋼管的拉拔試驗和推出試驗，結果表明內配鋼管推出時的黏結強度普遍高于拉拔試驗，內配鋼管徑厚比對黏結強度影響顯著.之前研究主要采用對比試驗分析各因素對內配鋼骨黏結強度的影響，實際上黏結強度的影響因素眾多，而無法確定各因素影響?zhàn)そY強度的主次關系.

本文進行了18個內配鋼骨鋼管混凝土試件的推出試驗，以探討內配鋼骨與混凝土之間的黏結機理；運用正交試驗分析，得到各因素影響?zhàn)そY強度的變化規(guī)律及主次關系，并分析黏結應力分布規(guī)律；基于實測數據回歸分析，提出兩種鋼骨黏結強度計算方法，可供工程技術人員參考.

1 試驗方案

1.1 試件設計

為研究兩種鋼骨與混凝土黏結性能，共設置兩個正交試驗組，均考慮3因素3水平.1號試驗組為內配工字型鋼鋼管混凝土試件，研究參數為黏結長度(Le)、混凝土強度(fcu)和工字型鋼截面尺寸(SI).2號試驗組為圓中空夾層鋼管混凝土試件，研究參數為黏結長度(Le)、膨脹劑摻量(v)和內配鋼管截面尺寸(SII).選用兩個L9(34)正交試驗表，共設計18個試件，其截面形式見圖1，試件參數見表1.

圖1 內配鋼骨鋼管混凝土橫截面

表1 試件設計參數

1.2 材料參數

試驗中鋼管均采用大跨越輸電線塔工程中常用的直縫焊接鋼管，經過鋼板卷曲成型、埋弧焊工藝生產而成.根據電力行業(yè)規(guī)范T/CEC 136—2017《輸電線路鋼管塔用直縫焊管》[19]，鋼管外徑制作允許偏差為±0.5%D，厚度制作允許偏差為-0.3～+1.0 mm.所有外鋼管統(tǒng)一采用φ299×4.5，內配鋼管采用φ90×4.5、φ135×4.5和φ180×4.5.內配工字型鋼采用I10、I14和I18.通過標準拉伸試驗，得到外鋼管、內配鋼骨的材料力學性能指標.混凝土配料采用42.5R硅酸鹽水泥、標準中砂和粒徑范圍為10～20 mm的玄武巖粗骨料，減水劑為標準型聚羧酸減水劑，膨脹劑為硫鋁酸鈣-氧化鈣類混凝土膨脹劑，配合比設計見表2.

1.3 試件制作

為使內配鋼骨在推出過程中受力均勻和避免發(fā)生局部失穩(wěn)，在工字型鋼加載端加工了方形鋼板，在內配鋼管加載端加工了環(huán)形鋼板和加勁肋.在外鋼管的垂直對角兩側分別加工一對彎鉤和一對角鋼，分別用于試件的吊裝和位移計的布置.混凝土澆筑時每組預留6個150 mm×150 mm×150 mm混凝土立方體試塊，按照標準方法制作并自然養(yǎng)護，其28 d實測強度結果見表2.

表2 混凝土配合比設計

1.4 測試與加載方案

為測試推出試驗中內配鋼骨表面的應變變化，在工字型鋼翼緣外側、腹板及內配鋼管外壁兩側沿縱向先銑槽、再在凹槽內沿縱向布貼應變片，布貼間距為50 mm，最后澆灌環(huán)氧樹脂，以保護應變片和彌補銑槽帶來的幾何缺陷，見圖2.

推出試驗在1 000 kN液壓伺服加載試驗機上進行，在鋼骨加載端上方放置一塊略大于鋼骨直徑的鋼墊塊，軸向荷載通過鋼墊塊直接施加于鋼骨上，通過黏結力傳遞給周圍的混凝土，加載裝置見圖3.

圖2 測點布置

圖3 加載裝置

正式加載前期采用力值控制，當荷載-滑移曲線開始下降時換用位移控制.為測試內配鋼骨與混凝土之間的相對滑移，總共布置6個位移計.位移計D1和D2用于測量內配鋼骨加載端的豎向位移；位移計D3和D4用于測量外層鋼管的豎向變形；位移計D5和D6用于測量底部支座的豎向位移.

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現象

試驗加載初期，內配工字型鋼和鋼管的豎向位移接近于零，黏結界面無相對滑移；當荷載增大到極限滑移荷載的50%左右時，界面出現相對滑移，位移計D1和D2示數略有增大；當荷載接近峰值時，大部分試件會出現一聲巨響，此后鋼骨整體向下滑移的速度增大；最后，內配工字型鋼和鋼管被順利推出.隨內配工字型鋼的推出，工字型鋼自由端附近的混凝土受到界面抗剪黏結力的作用，出現局部損傷.試驗結束后，發(fā)現所有試件中內配工字型鋼和鋼管均未發(fā)生屈曲破壞，其界面均為黏結破壞，見圖4.

圖4 推出試驗后破壞形態(tài)

2.2 黏結應力-滑移曲線

通過加載系統(tǒng)內置傳感器和外置采集設備獲得了所有試件的荷載-滑移曲線.為了便于分析，假設黏結應力沿內配鋼骨與混凝土接觸面均勻分布，采用平均黏結應力計算方法分析界面黏結-滑移機理.黏結應力τ計算公式為

(1)

式中：τ為黏結應力，P為軸向推出荷載，C為內配工字型鋼或鋼管的橫截面外周長，Le為黏結長度.根據式(1)計算得到所有試件在滑移過程中內配鋼骨的黏結應力和黏結強度特征值，推出試驗結果見表3.

表3 推出試驗結果

圖5(a)～(e)為18個內配鋼骨鋼管混凝土試件的黏結應力-滑移(τ-s)曲線，所有曲線在峰值點前呈相似的上升趨勢，在峰值點后曲線出現多種發(fā)展趨勢.根據曲線在峰值點后出現的四種形狀特征，圖5(f)歸納出了四類典型黏結應力-滑移曲線，將其分為Ⅰ-1、Ⅰ-2、Ⅰ-3和Ⅱ類.結合內配鋼骨的滑移過程，所有曲線均包括3個階段，分別為膠結段、非線性初滑移段和滑移段.

膠結段(OA段)：曲線呈直線上升.界面黏結良好，黏結力由化學膠結力構成.A點處黏結應力代表初始黏結強度τ0.內配工字型鋼和內配鋼管平均初始黏結強度約分別為平均極限黏結強度的60%、50%.

非線性初滑移段(AB段)：曲線呈非線性上升.界面開始產生相對滑移，界面剝離從加載端逐漸發(fā)展至全界面，化學膠結力徹底喪失，微觀機械咬合力參與工作，界面黏結力由機械咬合力和摩阻力構成，點B處黏結應力代表極限黏結強度τu.

滑移段(BC1、BC2、BC3和BC4段)：曲線出現4種形狀特征，黏結力由機械咬合力和摩阻力構成，滑移段最低點處黏結應力代表殘余黏結強度τr.

內配工字型鋼的τ-s曲線在滑移段分為Ⅰ-1和Ⅰ-3類，見圖5(a)～(b).1)Ⅰ-1類曲線在BC1段下降后保持水平發(fā)展，隨著工字型鋼的推出，嵌含在工字型鋼表面的混凝土晶體被徹底剪碎，機械咬合力逐漸減小，曲線呈下降趨勢.由于工字型鋼表面較為平整，摩擦力在滑移后期不再增大；2)Ⅰ-3類曲線在BC3段迅速下降后仍呈緩慢下降趨勢，隨工字型鋼被推出，部分試件的自由端處混凝土出現局部損傷，導致實際有效黏結面積減小，界面上被剪碎的水泥晶體粉末也被帶出，導致摩擦力在后期減小，曲線在滑移段持續(xù)下降.

圖5 黏結應力-滑移曲線

內配鋼管的τ-s曲線在滑移段分為Ⅰ-1、Ⅰ-2和Ⅱ類，見圖5(c)～ (e).1)Ⅰ-1類曲線在BC1段下降后保持水平，機理與內配工字型鋼相似；2)Ⅰ-2類曲線在BC2段下降后出現二次上升段，由于內配鋼管的制作“宏觀偏差”不可忽略，其外徑沿縱向呈不規(guī)則狀，導致在推出過程中形成“錐楔作用”，使摩阻力繼續(xù)增大，進而出現二次上升；3)Ⅱ類曲線在BC4段無下降段，形成拐點B后以較小斜率繼續(xù)上升，這是因為內配鋼管的制作“宏觀偏差”程度較大，且遠高于Ⅰ-2試件，較強的“錐楔作用”使摩阻力在滑移段早期大于極限滑移荷載Pu，導致曲線持續(xù)升高.

根據上述機理分析，可初步認為τ0、(τu-τr)、τr分別為化學膠結力、機械咬合力和摩阻力的比值.由表3可知，內配工字型鋼界面黏結力中三部分組成比值均值為1∶0.49∶1.15，內配鋼管界面黏結力中三部分組成比值均值為1∶0.40∶1.55，兩種鋼骨黏結力組成的比重關系均為摩阻力所占比重最大，其次為化學膠結力，最小為機械咬合力.相比文獻[12]型鋼混凝土界面黏結力中三者比重關系1∶0.14∶0.19，型鋼混凝土中摩阻力所占比重大小明顯低于內配鋼骨鋼管混凝土，這與兩者在結構上的差異直接關聯(lián).相比型鋼混凝土中配置的外包箍筋，外鋼管提供的橫向緊箍作用更高，對內配鋼骨殘余黏結強度的提高具有顯著優(yōu)勢.

3 黏結強度影響因素正交試驗分析

正交試驗分析方法綜合了極差分析和方差分析的優(yōu)點，兩者相互補充.極差分析根據極差Ri的大小，以判別各因素影響結果指標的主次關系及變化趨勢.方差分析通過F值與不同置信水平下的Fa臨界值進行對比，以判別各因素的顯著性影響水平.

3.1 內配工字型鋼極限黏結強度

圖6為內配工字型鋼極限黏結強度τu極差分析結果，由RC1=0.30>RA1=0.14>RB1=0.09可知，影響τu的因素主次關系為：工字型鋼截面尺寸(SI)、黏結長度(Le)、混凝土強度(fcu).τu隨黏結長度增大而減小，初步分析為黏結長度越大，黏結應力沿界面分布的不均勻程度越大，導致τu降低.當混凝土強度C30增大到C50時，τu整體呈增大趨勢，由于工字型鋼與混凝土界面密實度隨混凝土強度增大而增高，有利于界面黏結性能的提高.而τu隨內配工字型鋼截面尺寸增大而減小，這是因為外鋼管尺寸統(tǒng)一時，管中混凝土保護層厚度隨工字型鋼橫截面尺寸增大而減小，混凝土提供的橫向約束作用相應減弱，導致τu顯著下降.

圖6 工字型鋼極限黏結強度極差分析

表4 工字型鋼極限黏結強度方差分析

3.2 內配鋼管極限黏結強度

從圖7可知RC2=0.45>RB2=0.26>RA2=0.14，說明影響內配鋼管極限黏結強度τu的因素主次關系為：內配鋼管截面尺寸(SII)，膨脹劑摻量(v)，黏結長度(Le).當黏結長度從400 mm增大到800 mm時，τu整體呈下降趨勢.τu隨膨脹劑摻量增大而增大，因為混凝土的膨脹可有效降低混凝土徑向和縱向收縮作用，從而減小對黏結界面造成的不利影響，內配鋼管表面受到夾層混凝土膨脹產生的壓應力，有利于增強內配鋼管界面黏結性能.τu隨內配鋼管截面尺寸增大而顯著減小，由于推出過程中夾層混凝土對內配鋼管提供了相應的環(huán)向緊箍力，而外鋼管型號均為φ299×4.5，隨內配鋼管直徑增大，管中混凝土保護層厚度減小，提供給內配鋼管的橫向緊箍作用越弱，導致τu顯著下降.

圖7 內配鋼管極限黏結強度極差分析

表5為內配鋼管極限黏結強度τu方差分析結果，由FC2=20.024>F0.05(3,3)，FB2=6.397>F0.10(3,3)，FA2=2.040

表5 內配鋼管極限黏結強度方差分析

4 內配鋼骨縱向應變分布曲線

圖8為內配工字型鋼和內配鋼管在20%、40%、60%、80%和100%Pu下縱向應變分布情況.由圖8可知，內配工字型鋼和內配內配鋼管縱向應變的最大值位于加載端附近，距鋼骨的加載端越遠，縱向應變越小.隨荷載增大，自由端應變增幅比加載端明顯要小，兩端處的縱向應變差逐漸增大，說明施加在鋼骨上荷載通過黏結力傳遞給了外包混凝土.分布曲線整體呈上凸狀，曲線斜率逐漸減小，初步分析黏結應力沿黏結長度呈不均勻分布.各級荷載下曲線之間的應變差基本接近，說明推出過程中內配工字型鋼和內配鋼管一直處于彈性狀態(tài).

內配鋼骨縱向應變沿黏結長度方向大致呈負指數分布，可表示為

εsx(x)=εmaxe-bx，

(2)

式中：εsx(x)為距加載端xmm處的縱向應變，εmax為內配鋼骨縱向應變的最大值，b為應變特征系數.采用式(2)中負指數函數對所有典型試件在Pu下縱向應變分布曲線進行擬合.對擬合結果進行統(tǒng)計，b值約為0.003 00～0.006 68，擬合相關系數為0.981～0.994，整體擬合度較好.

圖8 縱向應變分布曲線

5 內配鋼骨黏結應力分布規(guī)律

根據內配鋼骨與混凝土微元體受力關系，可得黏結應力τ(x)與鋼骨表面縱向應變εsx(x)的一階微分成正比[11]，由式(2)可知，縱向應變εsx(x)呈負指數函數分布，則黏結應力τ(x)可表示為

τ(x)=γiτue-kix，

(3)

式中：x為距混凝土加載端距離，τu為極限黏結強度，γi、ki為內配鋼骨的黏結應力特征系數.

圖9(a)為內配工字型鋼在極限滑移荷載Pu下的黏結應力分布曲線.內配工字型鋼翼緣外側和腹板的黏結應力最大值均位于加載端附近，距加載端的距離越遠，黏結應力越小.內配工字型鋼黏結應力沿縱向呈不均勻分布，主要由工字型鋼與混凝土界面的黏結裂縫沿縱向從加載端向下逐步發(fā)展引起.對已形成界面黏結裂縫的位置而言，外鋼管和混凝土對工字型鋼的橫向緊箍作用可使黏結應力保持穩(wěn)定.隨荷載增大，黏結裂縫不斷沿縱向發(fā)展，即將產生裂縫位置的黏結應力開始提高.

采用式(3)中負指數函數對典型試件中內配工字型鋼在Pu下的黏結應力分布曲線進行擬合，并對9個內配工字型鋼鋼管混凝土試件擬合結果進行統(tǒng)計，翼緣外側平均黏結應力約為腹板平均黏結應力的1.77倍，擬合相關系數為0.715～0.996，擬合度較好.采用origin中的回歸分析得到各特征參數的關系式，表達式為

(4)

式中：λ與橫截面位置有關，經過回歸分析，翼緣外側和腹板處λ值分別為1和0.56，Pu為極限滑移荷載，C為工字型鋼橫截面周長，h為工字型鋼橫截面高度，γ1、k1為內配工字型鋼指數特征系數，k1與Le、h、fcu等變化參數有關.

圖9 內配鋼骨黏結應力擬合曲線

圖9(b)為內配鋼管在極限滑移荷載Pu下黏結應力分布曲線，內配鋼管黏結應力最大值位于加載端附近，距離試件的加載端越遠，界面黏結應力越小，曲線整體呈下凹狀.采用式(3)中負指數函數對典型試件在Pu下黏結應力分布曲線進行擬合，并對9個圓中空夾層鋼管混凝土試件的擬合結果進行統(tǒng)計，擬合相關系數為0.856～0.960，整體擬合度較好.通過回歸分析得到各特征參數的關系式，表達式為

(5)

式中：γ2、k2為內配鋼管特征系數，其與Le、(D2/t2)、fcu等變化參數有關，D2、t2分別為內配鋼管直徑和厚度.通過式(3)～(5)的建立，根據極限滑移荷載、試件參數等即可預測沿黏結長度方向任意位置處黏結應力大小.

6 黏結強度計算方法

6.1 黏結性能對比分析

圖10為內配鋼骨極限黏結強度與國內外規(guī)范對比結果.目前國內外相關規(guī)范中僅針對外鋼管與混凝土界面黏結強度設計值τd進行了規(guī)定，國內的CECS28:2012《鋼管混凝土結構技術規(guī)程》[20]要求根據混凝土強度等級(C30～C80)進行黏結強度設計值取值，范圍為0.4～0.6 MPa，日本規(guī)范AIJ[21]規(guī)定了圓形鋼管混凝土黏結強度設計值為0.225 MPa，英國規(guī)范BS540025:2005[22]、澳大利亞規(guī)范AS5100.6—2004[23]、美國規(guī)范ANSI/AISC360-10[24]規(guī)定取值均為0.4 MPa，歐洲規(guī)范Eurocode4[25]規(guī)定圓形鋼管混凝土界面黏結強度設計值為0.55 MPa.

圖10 極限黏結強度對比結果

由圖10可知，內配工字型鋼、內配鋼管界面極限黏結強度均值分別為0.919、1.283 MPa，兩者均大于國內外相關規(guī)程中外鋼管與混凝土界面黏結強度設計值τd，Roeder等[26]通過試驗研究表明，收縮作為混凝土的變形特性，對外鋼管與混凝土界面的黏結十分不利.而內配鋼骨鋼管混凝土中混凝土的收縮常指向形心處，即內配鋼骨表面，明顯可促進內配鋼骨與混凝土界面的黏結，說明內配鋼骨和外鋼管在配置方式的差異對界面黏結性能影響顯著.通過對比可知，鋼管混凝土中內配鋼管與混凝土黏結性能明顯優(yōu)于內配工字型鋼黏結性能，以上規(guī)范均暫未考慮鋼管混凝土中內配鋼骨的黏結強度設計值，建議相關規(guī)范可將內配鋼骨鋼管混凝土結構的黏結強度納入考慮.

6.2 內配工字型鋼極限黏結強度計算

目前有關鋼管混凝土中內配工字型鋼與混凝土黏結強度計算方法極少，目前研究主要針對型鋼混凝土黏結強度提出了相應的計算式，本文選取了代表性計算式計算本文試件.

文獻[6]計算式為

τu=0.082 7ft-0.045 4Le/h+0.862Cs/h+1.029 5.

(6)

文獻[7]計算式為

τu=ft(0.292 1-0.078 1Le/h+0.459 3Cs/h).

(7)

基于本文中9個內配工字型鋼鋼管混凝土試件實測結果，考慮各因素對極限黏結強度的影響，建立計算式為

τu=ft(0.05t1-0.01Le/h+0.459 3Cs/h).

(8)

式中：Cs為混凝土保護層厚度，t1為外鋼管厚度，h為工字型鋼橫截面高度，ft為混凝土抗拉強度，計算式為[27]

(9)

表6 內配工字型鋼極限黏結強度對比

表6為極限黏結強度實測值與計算值對比結果，采用式(6)計算得到兩者比值的平均值為1.691，計算值明顯偏大.采用式(7)與式(8)計算得到比值的平均值分別為1.083、0.974，變異系數分別為0.085、0.119，式(8)計算結果與試驗結果比較接近，且更加偏于安全、保守，而式(7)無法考慮外鋼管的橫向緊箍作用，建議采用式(8)用于鋼管混凝土中內配工字型鋼與混凝土界面極限黏結強度的計算.

6.3 內配鋼管極限黏結強度計算

為探討關于鋼管混凝土中內配鋼管界面極限黏結強度的計算方法，選取以下計算方法進行對比分析.

文獻[18]結合16個鋼管混凝土中內配鋼管推出試驗實測結果，采用線性回歸，提出了極限黏結強度隨內配鋼管徑厚比變化的計算方法，其計算式為

τu=2.229-0.026D2/t2， 0

(10)

英國健康與安全執(zhí)行局在《Pile/sleeve connections: offshore technology report》[28]中提出了套管樁內部黏結力的計算方法，可用于鋼管混凝土中內配鋼管與混凝土界面極限黏結強度計算，其表達式為：

(11)

K=[m(D1/Cs)]-1+[(D2/t2+D1/t1)]-1.

(12)

式中：m為鋼管與混凝土彈性模量之比；fcd為混凝土圓柱體抗壓強度；D1、t1分別為外層鋼管直徑和厚度；D2、t2分別為內配鋼管直徑和厚度；Cs為混凝土保護層厚度；CL為黏結長度系數，當Le/D2=2時，CL取1，當Le/D2=12時，CL取0.7，其余CL取插值；Cm為界面系數，受壓時Cm取0.6，受拉時Cm取0.3.

本文在以上計算方法基礎上，考慮各因素對極限黏結強度的影響，結合9個圓中空夾層鋼管混凝土中內配鋼管的推出試驗實測結果，提出極限黏結強度計算式為

τu=0.166ft(0.058D1/t1-0.044D2/t2-0.014Le/D2).

(13)

由表7可知，采用式(10)、(11)得到的極限黏結強度計算值與實測值比值的均值分別為1.149、1.186，變異系數分別為0.134、0.149，兩者均比試驗結果略偏高.采用式(13)得到的極限黏結強度計算值與實測值比值的平均值為1.028，變異系數為0.140，誤差較小，擬合公式更為精確，說明式(13)可用于鋼管混凝土中內配鋼管與混凝土界面極限黏結強度的計算.

表7 內配鋼管極限黏結強度對比

7 結 論

根據9個內配工字型鋼鋼管混凝土試件和9個圓中空夾層鋼管混凝土試件的推出試驗結果，對兩種內配鋼骨與混凝土黏結性能進行了分析，可得到以下結論：

1)兩種鋼骨黏結應力-滑移曲線均包括膠結段、非線性初滑移段和滑移段.由于直縫焊接鋼管存在不同程度制作“宏觀偏差”，曲線在滑移段出現下降后水平、持續(xù)下降、下降后二次上升和持續(xù)上升等4種趨勢.兩種鋼骨界面黏結力中摩阻力所占比重最大，其次為化學膠結力，最小為機械咬合力.

2)影響內配工字型鋼極限黏結強度τu的因素主次關系為工字型鋼截面尺寸、黏結長度、混凝土強度.τu隨工字型鋼截面尺寸和混凝土強度增大而增大，隨黏結長度增加而有所減小.影響內配鋼管極限黏結強度τu的因素主次關系為內配鋼管截面尺寸、膨脹劑摻量、黏結長度；τu隨內配鋼管截面尺寸和膨脹劑摻量增大而增大，隨黏結長度增大，τu先降低后有所增大.

3)峰值荷載下內配工字型鋼和內配鋼管黏結應力沿黏結長度均呈負指數函數分布，內配工字型鋼黏結應力沿截面周長方向分布不均勻，翼緣外側黏結應力約為腹板的1.77倍.

4)鋼管混凝土中內配鋼管黏結性能優(yōu)于內配工字型鋼黏結性能.基于推出試驗實測數據，建立了鋼管混凝土中兩種內配鋼骨的極限黏結強度經驗計算式，與其他學者計算方法的對比證明本文計算式有較好適用性.