套筒約束兩根鋼筋漿錨搭接拉伸試驗(yàn)研究

余瓊　魏晉文　魏雨桐　許志遠(yuǎn)

摘? 要：為了改善預(yù)制構(gòu)件鋼筋連接的施工便利性及提高連接效率，提出兩根鋼筋套筒約束漿錨搭接接頭，進(jìn)行了12個(gè)以搭接長度為變化參數(shù)的Ⅱ型搭接接頭、63個(gè)以搭接長度和鋼筋直徑為變化參數(shù)的Ⅲ型搭接接頭的拉伸試驗(yàn)，研究了試件的破壞形態(tài)、極限承載力、力-位移曲線及鋼筋和套筒的應(yīng)變，提出搭接接頭的平均黏接應(yīng)力的計(jì)算公式. 與單根鋼筋的I型搭接接頭的相同之處為：試件破壞形態(tài)有套筒外鋼筋拉斷及鋼筋與灌漿料滑移兩種，套筒端部環(huán)向拉應(yīng)變大于套筒中部，套筒中部近鋼筋處拉應(yīng)變大于遠(yuǎn)鋼筋處. 直徑相同的鋼筋拉斷試件，套筒中部遠(yuǎn)鋼筋側(cè)環(huán)向應(yīng)變隨搭接長度增加而減小;不同處：Ⅲ型接頭橢圓型套筒對(duì)灌漿料的約束力小于I型接頭圓形套筒，造成Ⅲ型接頭加載后期套筒外鋼筋未表現(xiàn)出明顯的屈服臺(tái)階，Ⅲ型接頭鋼筋滑移試件極限荷載時(shí)套筒中部遠(yuǎn)鋼筋處環(huán)向應(yīng)變未表現(xiàn)出I型接頭隨直徑d增大而增大的趨勢(shì)，Ⅲ型接頭的搭接長度較大.

關(guān)鍵詞：極限承載力;搭接長度;套筒環(huán)向應(yīng)變;鋼筋應(yīng)變;橢圓形套筒

中圖分類號(hào)：TU375? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Experimental Study of Grouted Sleeve Lapping

Connectors of Two Bars under Tensile Load

YU Qiong，WEI Jinwen，WEI Yutong，XU Zhiyuan

（Department of Disaster Mitigation for Structures，Tongji University，Shanghai 200092，China）

Abstract： To improve the construction convenience of precast component reinforcement connectors and connection efficiency， grouted sleeve lapping connector of two bars was put forward， and 12 type II specimens with varied lap length and 63 type III specimens with varied lap length and bar diameter were tested under tensile load. The failure modes， ultimate bearing capabilities， load-displacement curves， and strains of bars and sleeves were discussed. The formulas of the average bonding stress were proposed. Like type I joint with single reinforcement， bar fracture and bar-grout bond-slip are two typical failure modes of the specimens. The tensile strain in the ring direction at the end of the sleeve is greater than that in the middle of the sleeve. In the middle of the sleeve， the tensile strain in the ring direction near bars is greater than that away from bars. For specimens with the same diameter that failed due to bar fracture， transverse confinement provided by the sleeve decreases as the lap length increases. The restraint force of elliptical sleeve of type III joint on grouting material is less than that of circular sleeve of type I joint， so there is not obvious yield steps on rebar outside of sleeve connector type III at late loading. This is also the reason why the tensile strain in the ring direction， at far away bars in the middle of the sleeve， does not show the increasing trend with the increase of diameter， but connector type I shows. Besides， the lap length of type III joints is more larger.

Key words： ultimate tensile capabilities;lap length;sleeve hoop strain;reinforcement strain;oval sleeve

預(yù)制裝配混凝土結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵在于鋼筋連接，目前主要使用套筒灌漿連接和插入式預(yù)留孔漿錨搭接連接.

鋼筋套筒灌漿連接方式由Alfred A. Yee于20世紀(jì)60年代提出[1]，至今已得到廣泛應(yīng)用，國內(nèi)外學(xué)者也進(jìn)行了許多鋼筋套筒灌漿連接技術(shù)的研

究[2-4]. 但套筒灌漿接頭筒壁需設(shè)置螺紋以提高傳力性能，鑄造工藝要求高、成本高，而且套筒口徑小、施工不便;采用插入式預(yù)留孔漿錨搭接連接時(shí)[5]，鋼筋搭接長度較長，預(yù)留孔洞直徑較小，鋼筋插入難，施工也不便.

作者在此基礎(chǔ)上提出套筒約束漿錨搭接接頭（Ⅰ型接頭）[6-8]，在搭接鋼筋外放置套筒，注入灌漿料實(shí)現(xiàn)鋼筋的連接. 該接頭具有套筒內(nèi)部空間大、灌漿易密實(shí)、鋼筋插入方便、接頭造價(jià)低等優(yōu)勢(shì).

以上研究均為單根鋼筋連接，目前少有文獻(xiàn)研究兩根鋼筋的連接，作者在前期研究基礎(chǔ)上提出兩根鋼筋的套筒約束漿錨搭接接頭（Ⅱ、Ⅲ型接頭），可用于預(yù)制剪力墻和框架柱等構(gòu)件的縱筋連接，能較好地傳遞鋼筋內(nèi)力，提高連接效率.

試驗(yàn)一（探索性）為12個(gè)以搭接長度為變化參數(shù)的方形（Ⅱ型）套筒搭接接頭受拉試驗(yàn);試驗(yàn)二為63個(gè)以搭接長度和鋼筋直徑為變化參數(shù)的橢圓形（Ⅲ型）套筒搭接接頭受拉試驗(yàn). 通過以上試驗(yàn)研究了試件的破壞形態(tài)、極限承載力、力-位移曲線，分析了鋼筋及套筒的受力特點(diǎn)，并與單根鋼筋Ⅰ型接頭性能進(jìn)行對(duì)比，提出了接頭平均搭接應(yīng)力計(jì)算

公式.

1? ?試驗(yàn)概況

1.1? ?試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)一為Ⅱ型搭接接頭，套筒為兩塊鋼板對(duì)接焊透而成的方形鋼管，試件如圖1所示. 試驗(yàn)二為Ⅲ型搭接接頭，套筒由兩個(gè)半橢圓形鋼板對(duì)接焊透而成，試件如圖2所示.

為固定鋼筋位置，將鋼筋點(diǎn)焊在鋼管內(nèi)壁，稱為預(yù)留鋼筋，套筒內(nèi)側(cè)兩根鋼筋稱為后插入鋼筋. 試驗(yàn)一套筒內(nèi)部鋼筋沿中部等間距布置，試驗(yàn)二后插入鋼筋與預(yù)留鋼筋貼在一起沿中部貼近套筒布置. 鋼筋就位后往套筒中灌漿（非壓力）. 試件尺寸及個(gè)數(shù)分別見表1和表2. 其中D為鋼筋等效直徑，即√2d.

1.2? ?材料力學(xué)性能

套筒為Q235B鋼，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為364 MPa，抗拉強(qiáng)度為524 MPa，彈性模量為184 GPa. 鋼筋為HRB400，試驗(yàn)一鋼筋直徑為14 mm，實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度為499.4 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為599.6 MPa;試驗(yàn)二鋼筋的實(shí)測(cè)性能見表3. 灌漿料選用某公司的H-40灌漿料，最大集料粒徑小于4.75 mm. 試驗(yàn)一40 mm×40 mm×160 mm試塊抗折、抗壓強(qiáng)度[9]分別為10.0 MPa、75.4 MPa. 試驗(yàn)二試塊抗折、抗壓強(qiáng)度[9]分別為11.4 MPa、62.9 MPa，150 mm×150 mm×150 mm試塊劈裂抗拉強(qiáng)度[10]為4.63 MPa.

1.3? ?測(cè)量內(nèi)容及加載方案

試驗(yàn)一SG1、SG3應(yīng)變片測(cè)量筒壁中部的環(huán)向應(yīng)變，SG2、SG4應(yīng)變片測(cè)量筒壁端部的環(huán)向應(yīng)變，SG6、SG8、SG10、SG12應(yīng)變片測(cè)量套筒內(nèi)部鋼筋應(yīng)變，SG5、SG7、SG9、SG11應(yīng)變片測(cè)量套筒外部鋼筋應(yīng)變，具體位置見圖1（a）（b）. 試驗(yàn)二SG5、SG6應(yīng)變片測(cè)量筒壁中部的環(huán)向應(yīng)變， SG1～SG4應(yīng)變片測(cè)量外部鋼筋的應(yīng)變，具體位置見圖2（a）（b）.

試驗(yàn)在萬能材料試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，屈服前以2 kN/s勻速加載至應(yīng)力達(dá)到兩根鋼筋屈服承載力之和，再以100 mm/min的速率進(jìn)行位移控制，直至試件破壞，加載裝置如圖3所示.

2? ?試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1? ?試驗(yàn)結(jié)果和強(qiáng)度評(píng)價(jià)

文獻(xiàn)[11]規(guī)定：當(dāng)接頭斷于鋼筋時(shí)，接頭抗拉強(qiáng)度應(yīng)不小于鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值（本試驗(yàn)中為540 MPa×2=1 080 MPa）;當(dāng)接頭出現(xiàn)滑移時(shí)接頭抗拉強(qiáng)度應(yīng)不小于鋼筋的1.1倍抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值（本試驗(yàn)為540 MPa×2×1.1=1 188 MPa）. 文獻(xiàn)[12]規(guī)定：鋼筋套筒灌漿連接接頭的抗拉強(qiáng)度不應(yīng)小于連接鋼筋抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值（本試驗(yàn)為540 MPa × 2 = 1 080 MPa），且破壞應(yīng)斷于接頭外鋼筋.

試驗(yàn)一、試驗(yàn)二各試件極限承載力Pu、極限抗拉強(qiáng)度fu、破壞模式、強(qiáng)度評(píng)價(jià)分別見表4、表5. 表4、表5還列出了鋼筋屈服位移δy、接頭破壞位移δu、位移延性系數(shù)Rd = δu /δy（位移為兩加載點(diǎn)間位移），試驗(yàn)一、試驗(yàn)二鋼筋滑移接頭延性系數(shù)分別為2.83～3.67、2.80～5.30，鋼筋拉斷接頭延性系數(shù)為3.89～5.29、3.00～5.37;總的來說，鋼筋拉斷接頭延性系數(shù)大于鋼筋滑移接頭. 文獻(xiàn)[13]推薦結(jié)構(gòu)的延性系數(shù)為4，本試驗(yàn)鋼筋拉斷接頭大部分符合要求. 材性試驗(yàn)鋼筋的延性系數(shù)約為6，大于拉斷接頭的延性系數(shù)，因?yàn)榻宇^中灌漿套筒部分剛度大、延性小，使得整個(gè)接頭延性低于鋼材.

在單根鋼筋套筒灌漿搭接連接的文獻(xiàn)[7]試驗(yàn)

中，鋼筋滑移接頭延性系數(shù)為1.43～2.21，鋼筋拉斷接頭延性系數(shù)為3.33～4.42，總體來說小于本試驗(yàn)中接頭的延性系數(shù). 推斷是由于單根鋼筋接頭試驗(yàn)存在偏心，使接頭延性降低.

由表4、表5的數(shù)據(jù)可知，鋼筋拉斷試件基本滿足兩種強(qiáng)度評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)，套筒約束下接頭所需搭接長度減小.

由表4、表5可知，相同長度的Ⅱ型試件比Ⅲ型試件的承載力低，這是由于Ⅲ型橢圓形截面約束比Ⅱ型方形截面強(qiáng)，且Ⅲ型接頭用鋼量少，無直角，工程中方便運(yùn)用，故推薦使用Ⅲ型接頭.

2.2? ?試件破壞形態(tài)

試驗(yàn)一、試驗(yàn)二均有兩種破壞形態(tài)：套筒外鋼筋拉斷和鋼筋與灌漿料滑移，如圖4（a）～（e）所示，未出現(xiàn)文獻(xiàn)[2]中灌漿料與筒壁拉脫及套筒被拉斷現(xiàn)象. 套筒端部灌漿料無軸向約束，只受灌漿料與鋼筋肋間的機(jī)械咬合力，受拉時(shí)局部破碎并脫落，如圖4（f）（g）所示.

試驗(yàn)一中試件2-200-1筒壁爆裂、試件2-250-3鋼板處焊縫撕裂、試件2-350-1后插入鋼筋間未焊接鋼板，只有一根鋼筋拉斷. 試驗(yàn)二中試件22-248-2和25-283-3筒壁爆裂. 以上試件均為非典型破壞，本文不做分析.

為使同側(cè)兩根鋼筋受力盡量相等，在端部兩鋼筋間分別焊接鋼筋和鋼板. 為使加載鋼板的尺寸小，試驗(yàn)一預(yù)留鋼筋間另焊了鋼筋，后焊鋼板，如圖4（b）右側(cè)，加載時(shí)兩根鋼筋受力較均勻，故鋼筋拉斷試件大部分為兩根鋼筋拉斷;試驗(yàn)二焊接鋼板的鋼筋無相應(yīng)措施，如圖4（c）所示，加載鋼板尺寸大，加載時(shí)2根鋼筋受力較不均勻，故較多試件僅1根鋼筋拉斷. 在后續(xù)試驗(yàn)中應(yīng)參考試驗(yàn)一連接方式，加載鋼板尺寸不宜過大.

2.3? ?試件力-位移曲線

圖5（a）（b）所示為試驗(yàn)一的力-位移曲線和鋼筋材性試驗(yàn)力-位移曲線對(duì)比. 圖5（c）（d）所示為試驗(yàn)二有代表性的力-位移曲線與鋼筋材性試驗(yàn)曲線對(duì)比. 鋼筋拉斷試件，其力-位移曲線與鋼筋材性拉伸試驗(yàn)的力-位移曲線基本相同，下降段為直線下降（圖5（b）曲線Ⅰ，圖5（d）曲線Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ）. 鋼筋滑移試件，曲線達(dá)到峰值后由于鋼筋滑移，曲線迅速下降，后進(jìn)入平緩下降（圖5（b）曲線Ⅱ、圖5（d）曲線Ⅳ），并保持一定的殘余承載力. 試驗(yàn)一和試驗(yàn)二試件的極限抗拉強(qiáng)度fu均超過2根鋼筋的屈服強(qiáng)度之和，故試件的破壞均為延性.

3? ?接頭力學(xué)分析

鋼筋在套筒約束灌漿料中的黏結(jié)性能與鋼筋在混凝土中的黏結(jié)性能相同. 黏結(jié)力主要由機(jī)械咬合力起作用時(shí)，連接機(jī)理如圖6（a）（b）所示，鋼筋與灌漿料機(jī)械咬合力產(chǎn)生切向分量τ和徑向分量σ，其中σ引起灌漿料膨脹，套筒約束了灌漿料膨脹， τ對(duì)灌漿料產(chǎn)生剪切作用，當(dāng)τ很大時(shí)易引起灌漿料與鋼筋之間的滑移.

3.1? ?接頭工作機(jī)理

3.1.1? ?對(duì)接接頭工作機(jī)理

工程中運(yùn)用的一般灌漿套筒為對(duì)接接頭，其機(jī)械咬合作用及套筒的剪應(yīng)力分布如圖7所示. 對(duì)接接頭鋼筋拉力通過灌漿料傳遞到套筒上，再由套筒傳遞給另一根鋼筋，套筒的主要作用是抗拉，尤其是套筒的中部2根鋼筋相對(duì)處. 在極限情況下，不考慮灌漿料的抗拉強(qiáng)度，套筒抗拉承載力應(yīng)大于它所連接鋼筋的抗拉承載力.

3.1.2? ?搭接接頭工作機(jī)理

1根鋼筋與2根鋼筋搭接接頭的機(jī)械咬合作用及套筒應(yīng)力分別如圖8（a）（b）所示. 搭接接頭鋼筋大部分拉力直接通過灌漿料傳遞給另一根鋼筋，小部分拉力從灌漿料傳遞到套筒上再傳遞給另一根鋼筋.套筒的主要作用是約束受力膨脹的灌漿料徑向變形，套筒所受的拉力小.

圖8中F1、F2為鋼筋所受拉力，且F1 = F2，加載后期帶肋鋼筋與混凝土間黏結(jié)力[14]主要由機(jī)械咬合力t起作用，t1（由F1產(chǎn)生）和t2（由F2產(chǎn)生）對(duì)灌漿料的作用可分解成圖的徑向分量σ1（σ2）和切向分量τ1（τ2），其中σ使灌漿料承受環(huán)向拉力，τ使灌漿料受剪. 套筒縱向應(yīng)力由 1和 2兩者疊加而成，由于剪應(yīng)力分布不均勻，套筒上縱向力的分布也不均勻. 1根鋼筋的套筒受力對(duì)x軸和y軸均不對(duì)稱，2根鋼筋的套筒受力對(duì)x軸對(duì)稱，對(duì)y軸不對(duì)稱，由于這種受力對(duì)稱性的不同，造成了1根鋼筋和2根鋼筋的套筒上剪應(yīng)力分布的對(duì)稱性也不同.套筒上剪應(yīng)力的分布是個(gè)非常復(fù)雜的問題，有待于進(jìn)一步研究.

3.2? ?鋼筋應(yīng)變分析

3.2.1? ?套筒外鋼筋應(yīng)變分析

試驗(yàn)一加載端SG11鋼筋力-應(yīng)變曲線與鋼筋材性試驗(yàn)對(duì)比如圖9所示. 套筒外鋼筋均屈服，加載初期鋼筋應(yīng)變?cè)鏊倏?，與材性試驗(yàn)類似，加載后期曲線平緩，但無明顯屈服臺(tái)階. 單根鋼筋搭接接頭[3]有屈服臺(tái)階. 推斷該現(xiàn)象與接頭構(gòu)造及加載方式有關(guān)，本接頭為方形截面，其約束作用比圓形截面弱，會(huì)導(dǎo)致鋼筋與灌漿料間產(chǎn)生微小滑移，故加載后期無明顯屈服臺(tái)階.

3.2.2? ?套筒內(nèi)鋼筋應(yīng)變分析

圖10為試驗(yàn)一預(yù)留鋼筋應(yīng)變片布置示意圖，AB和BC兩段長度相等，設(shè)AB和BC段灌漿料作用于預(yù)留鋼筋上的黏結(jié)力之和分別為FAB和FBC，圖11所示為試驗(yàn)一試件FAB、FBC與拉力的比值. FAB由SG8應(yīng)變片測(cè)量的應(yīng)變值乘以鋼筋的彈性模量及面積，F(xiàn)BC為SG8與SG7測(cè)量的應(yīng)變差值乘以鋼筋的彈性模量及面積. 當(dāng)荷載為25～100 kN時(shí)，F(xiàn)BC > FAB，即鋼筋近加載端的黏結(jié)力大于遠(yuǎn)加載端，與文獻(xiàn)[11]鋼筋拉拔試驗(yàn)中指出的黏結(jié)應(yīng)力τ變化規(guī)律一致. 極限荷載時(shí)，F(xiàn)BC < FAB，即鋼筋近加載端的黏結(jié)力小于遠(yuǎn)加載端，由于近加載端鋼筋肋與灌漿料間咬合松動(dòng)，主要靠遠(yuǎn)端鋼筋肋與灌漿料間黏結(jié)力提供拉力. 后插入鋼筋也有相同規(guī)律.

3.3? ?套筒環(huán)向應(yīng)變分析

套筒環(huán)向應(yīng)變由兩部分組成，一是黏結(jié)力引起套筒縱向受拉（壓）產(chǎn)生的橫向壓（拉）應(yīng)變;二是灌漿料膨脹引起套筒橫向受拉產(chǎn)生的橫向拉應(yīng)變，套筒最終受力狀態(tài)為二者疊加.

3.3.1? ?同一套筒環(huán)向應(yīng)變分析

1）套筒中部和端部環(huán)向應(yīng)變比較：圖12是試驗(yàn)一同一套筒中部和端部具有代表性的環(huán)向應(yīng)力-應(yīng)變曲線圖. 可知同一拉力下，SG2應(yīng)變大于SG1，SG4應(yīng)變大于SG3，即套筒端部環(huán)向拉應(yīng)變大于套筒中部，鋼筋加載端套筒端部灌漿料膨脹力比內(nèi)部大.

2）套筒中部近、遠(yuǎn)鋼筋處環(huán)向應(yīng)變比較：圖13為同一套筒中部近鋼筋處和遠(yuǎn)鋼筋處應(yīng)力-應(yīng)變曲線對(duì)比圖. 加載初期，試驗(yàn)一SG3和試驗(yàn)二SG6近鋼筋處均有負(fù)應(yīng)變，套筒環(huán)向受壓，說明套筒中部近鋼筋處由套筒縱向受拉引起的橫向壓應(yīng)變起主要作用，灌漿料膨脹力小;試驗(yàn)一SG1和試驗(yàn)二SG5遠(yuǎn)鋼筋處多為拉應(yīng)變，說明套筒中部遠(yuǎn)鋼筋處灌漿料膨脹力起主要作用. 加載后期，試驗(yàn)一SG3拉應(yīng)變大于SG1、試驗(yàn)二SG6拉應(yīng)變大于SG5，說明近鋼筋處拉應(yīng)變大于遠(yuǎn)鋼筋處，即近鋼筋處灌漿料膨脹力大于遠(yuǎn)鋼筋處.

3.3.2? ?不同搭接長度套筒環(huán)向應(yīng)變分析

圖14、圖15分別為試驗(yàn)一和試驗(yàn)二套筒中部應(yīng)力-應(yīng)變曲線. 隨搭接長度增大，加載初期，套筒壓應(yīng)變呈增加趨勢(shì). 由文獻(xiàn)[7]知，相同荷載作用下試件搭接長度越長，套筒近鋼筋側(cè)軸向拉力越大，引起套筒的環(huán)向極限壓應(yīng)變?cè)酱?而鋼筋與灌漿料間平均黏結(jié)應(yīng)力小，引起套筒的徑向應(yīng)力小，套筒環(huán)向拉應(yīng)力小，故疊加后套筒環(huán)向受壓，產(chǎn)生壓應(yīng)變.

3.3.3? ?接頭受力特點(diǎn)

1）鋼筋拉斷試件：圖16、圖17分別為試驗(yàn)二、試驗(yàn)一鋼筋拉斷試件極限荷載時(shí)套筒中部環(huán)向平均應(yīng)變與搭接長度L關(guān)系圖. 可見隨搭接長度增加，套筒中部遠(yuǎn)、近鋼筋處環(huán)向拉應(yīng)變減小. 因?yàn)殇摻罾瓟嘣嚰O限承載力接近，搭接長度增加，更多鋼筋橫肋與灌漿料作用，導(dǎo)致裂縫發(fā)展減少，筒壁的橫向約束降低，故環(huán)向應(yīng)變減小. 試件以上特征與1根鋼筋搭接連接的I型接頭類似. 本試驗(yàn)套筒中部的平均應(yīng)變最大值為1 400×10-6，均小于鋼材屈服應(yīng)變，套筒具有一定安全儲(chǔ)備.

2）鋼筋滑移試件：圖18為試驗(yàn)二鋼筋滑移試件極限荷載時(shí)套筒上遠(yuǎn)鋼筋處平均應(yīng)變?chǔ)?，s與鋼筋直徑的關(guān)系. 可見兩者間無明顯規(guī)律（近鋼筋處SG6也無規(guī)律）. 而I型接頭滑移試件，極限荷載下套筒中部遠(yuǎn)鋼筋處環(huán)向應(yīng)變隨直徑d增大而增大，近鋼筋處套筒應(yīng)變也無明顯規(guī)律. 本試驗(yàn)套筒尺寸較大，且鋼筋面積占套筒面積的比值小于I型接頭，套筒對(duì)鋼筋約束弱于圓形套筒對(duì)鋼筋的約束. 圓形套筒，隨著鋼筋直徑d增大，D/d減小，套筒約束增強(qiáng)[15]，遠(yuǎn)鋼筋處環(huán)向應(yīng)變隨直徑d增大而增大，而本試驗(yàn)套筒約束弱，鋼筋直徑的變化對(duì)環(huán)向套筒應(yīng)變無明顯影響. 本試驗(yàn)及I型接頭近鋼筋處套筒應(yīng)變均無明顯規(guī)律，是由于近鋼筋處套筒應(yīng)變均較大，直徑對(duì)其影響不明顯.

3.4? ?搭接應(yīng)力與鋼筋直徑的關(guān)系

試驗(yàn)二中，破壞形態(tài)為鋼筋滑移的試件，單根鋼筋極限狀態(tài)下平均搭接應(yīng)力τu可表示為式中：Pu為試件的極限承載力.

把試驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式（1）后，得到τu與d的關(guān)系，如圖19所示.

通過線性回歸得極限平均搭接應(yīng)力τu計(jì)算公式

式中：de為面積與Ⅲ型套筒截面積相等的圓的直徑;D為等效鋼筋直徑（√2d）;L為套筒長度;Rt為灌漿料抗拉強(qiáng)度. 將試驗(yàn)數(shù)據(jù)代入式（2），并與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，擬合結(jié)果較好. 套筒長度相同時(shí)，隨著d的增大，τu呈現(xiàn)出了減小的趨勢(shì)，這與Ⅰ型套筒的隨著d的增大τu增大的規(guī)律相反. 套筒內(nèi)所受約束分兩部分，一是套筒本身約束，二是灌漿料提供的類似保護(hù)層約束. 圓形套筒約束強(qiáng)，灌漿料提供的約束弱，套筒約束起主導(dǎo)作用，隨著d的增加，D/d減小，套筒約束增強(qiáng)[15]，τu增大;相對(duì)而言，對(duì)于橢圓形套筒，灌漿料提供的約束強(qiáng)，隨著d的增加，保護(hù)層厚度變小，鋼筋所受的約束弱，τu減小.

取鋼筋與灌漿料滑移時(shí)，鋼筋剛好被拉斷狀態(tài)的套筒長度作為臨界搭接長度l. 聯(lián)立式（1）和式（2），即可算出本試驗(yàn)條件下不同鋼筋直徑接頭臨界搭接長度：

式中： fu取材性試驗(yàn)得到的鋼筋極限抗拉強(qiáng)度.式（3）可為本試驗(yàn)條件下套筒設(shè)計(jì)提供參考.

4? ?搭接長度建議值

當(dāng)鋼筋直徑小于25 mm時(shí)，建議Ⅲ型接頭的搭接長度值為18d（約12.5D），單根鋼筋搭接接頭為12.5d[3]. Ⅲ型接頭的套筒為橢圓形，且尺寸較大，對(duì)灌漿料的約束力小于I型接頭圓形套筒，故搭接長度值大，后續(xù)試驗(yàn)建議減小套筒尺寸，增大壁厚.

5? ?結(jié)? ?論

通過對(duì)12個(gè)Ⅱ型和63個(gè)Ⅲ型2根鋼筋套筒約束漿錨搭接接頭的拉伸試驗(yàn)，得到主要結(jié)論如下：

1）試驗(yàn)出現(xiàn)鋼筋拉斷破壞和鋼筋與灌漿料滑移破壞. 鋼筋拉斷試件極限承載力約為鋼筋材性試驗(yàn)極限承載力的2倍.

2）套筒端部灌漿料膨脹力比內(nèi)部大. 加載后期，近鋼筋處套筒環(huán)向拉應(yīng)變大于遠(yuǎn)鋼筋處;套筒中部加載初期出現(xiàn)明顯壓（負(fù)）應(yīng)變，近鋼筋處套筒環(huán)向壓應(yīng)變大于遠(yuǎn)鋼筋處，搭接長度越長的試件，套筒環(huán)向壓應(yīng)變?cè)酱?直徑相同的鋼筋拉斷試件，套筒中部平均環(huán)向拉應(yīng)變隨搭接長度增加而減小.

3）以上特性與單根鋼筋搭接接頭基本相同，不同的是：單根鋼筋接頭試驗(yàn)存在偏心，接頭延性小于本試驗(yàn);本文方形與橢圓形套筒對(duì)灌漿料的約束力小于圓形套筒，造成加載后期套筒外鋼筋未表現(xiàn)出單根鋼筋接頭試件的明顯屈服臺(tái)階;本文接頭鋼筋滑移試件極限荷載時(shí)套筒中部遠(yuǎn)鋼筋處環(huán)向應(yīng)變未表現(xiàn)出單根鋼筋接頭隨直徑d增大而增大的趨勢(shì);套筒長度相同時(shí)，隨著d的增大，τu呈現(xiàn)出減小的趨勢(shì)，與Ⅰ型套筒的隨著d的增大τu亦增大的規(guī)律相反.

4）提出Ⅲ型套筒約束漿錨搭接接頭的平均搭接應(yīng)力計(jì)算公式. 當(dāng)鋼筋直徑小于25 mm時(shí)，建議Ⅲ型接頭的搭接長度值為18d（約12.5D）.

5）Ⅲ型接頭承載力比Ⅱ型高，且用鋼量少，工程中運(yùn)用方便，故工程中推薦使用Ⅲ型接頭試件.

6）建議后續(xù)試驗(yàn)減?、笮吞淄驳某叽?，增大壁厚，增加套筒約束，以減小搭接長度;建議后續(xù)試驗(yàn)研究灌漿料強(qiáng)度的變化對(duì)黏結(jié)性能的影響，測(cè)量套筒的縱向應(yīng)變，對(duì)套筒的應(yīng)變分布進(jìn)行深入研究.

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