鋼筋套筒灌漿對(duì)接與搭接接頭力學(xué)性能對(duì)比

余 瓊，張遠(yuǎn)明，宮 鑫，白少華，范寶秀

(1.同濟(jì)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)研究所，上海 200092；2.山西建筑工程集團(tuán)有限公司，太原 030032)

灌漿套筒是目前裝配式混凝土結(jié)構(gòu)中鋼筋主要連接方式，采用鋼筋對(duì)接連接，見圖1(a)，即在套筒的中心插入兩根對(duì)接的鋼筋后注漿.目前，該連接的研究較為成熟.

2013年吳小寶等[1]進(jìn)行了灌漿套筒對(duì)接接頭拉伸試驗(yàn)，證明了接頭變形與鋼筋種類無(wú)明顯關(guān)系；2015年鄭永峰等[2]通過(guò)拉伸試驗(yàn)，研究了對(duì)接接頭套筒約束機(jī)理；2016年鄭永峰等[3]進(jìn)行了變形套筒拉伸試驗(yàn)及有限元分析，證明了該對(duì)接接頭抗拉強(qiáng)度滿足要求；2018年劉洋等[4]進(jìn)行了對(duì)接接頭單向拉伸、高應(yīng)力及大變形反復(fù)拉壓試驗(yàn)，分析了鋼筋直徑、套筒形式和鋼筋偏位對(duì)接頭力學(xué)性能的影響；2018年許成順等[5]通過(guò)接頭高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)高應(yīng)力循環(huán)作用對(duì)接頭性能影響不明顯；2019年王瑞等[6]采用ABAQUS進(jìn)行對(duì)接接頭模擬，發(fā)現(xiàn)當(dāng)接頭為鋼筋拉斷破壞時(shí)，鋼筋偏位對(duì)承載力影響不顯著.

套筒灌漿搭接接頭是在兩搭接鋼筋外部安放套筒后注漿，以此實(shí)現(xiàn)鋼筋的連接，見圖1(b)，這是余瓊[7]提出的新的鋼筋連接方式.該接頭具有套筒直徑較大，施工便利、灌漿易密實(shí)、造價(jià)低等優(yōu)勢(shì).

2016年余瓊等[8]進(jìn)行了以鋼筋直徑與套筒長(zhǎng)度為變量的搭接接頭拉伸試驗(yàn)，分析了接頭受力機(jī)理，提出了搭接黏結(jié)應(yīng)力和臨界搭接長(zhǎng)度的計(jì)算公式；2017年余瓊等[9]通過(guò)拉伸試驗(yàn)，研究搭接長(zhǎng)度變化對(duì)鋼筋及套筒力學(xué)性能的影響，同時(shí)發(fā)現(xiàn)搭接接頭對(duì)套筒材料抗拉性能要求低.

圖1 接頭構(gòu)造示意

對(duì)接與搭接接頭都是利用套筒約束漿錨連接，但鋼筋連接方式不同，因此其傳力機(jī)理不同.本文通過(guò)24個(gè)對(duì)接和12個(gè)搭接接頭單向拉伸試驗(yàn)，研究了對(duì)接及搭接接頭破壞形態(tài)、力學(xué)性能、力-位移曲線差異，分析了兩者套筒縱向、環(huán)向應(yīng)變的不同，為搭接接頭運(yùn)用于預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)鋼筋連接提供理論依據(jù).

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)及制作

試驗(yàn)制作了24個(gè)對(duì)接與12個(gè)搭接接頭.接頭鋼筋直徑及套筒截面尺寸、厚度相同，對(duì)接接頭套筒長(zhǎng)度6d～20d(d為鋼筋的公稱直徑)，搭接接頭套筒長(zhǎng)度6d～12.5d.

對(duì)接試件兩鋼筋對(duì)接布置于套筒軸線位置，澆筑灌漿料，在筒壁粘貼SG1、SG2應(yīng)變片分別測(cè)量套筒中部截面縱向、環(huán)向應(yīng)變.試件詳細(xì)尺寸(見表1)及應(yīng)變片布置示意見圖2.

表1 試件詳細(xì)尺寸

圖2 對(duì)接試件詳細(xì)尺寸及應(yīng)變片布置示意

搭接試件先把預(yù)留鋼筋在筒壁兩端點(diǎn)焊(固定鋼筋位置)，再將后插入鋼筋與預(yù)留鋼筋緊密貼放，最后注入灌漿料.在筒壁粘貼SG3、SG4 (SG5、SG6)應(yīng)變片分別測(cè)量近、遠(yuǎn)鋼筋側(cè)套筒中部截面縱(環(huán))向應(yīng)變.試件詳細(xì)尺寸(見表1)及應(yīng)變片布置見圖3.

圖3 搭接試件詳細(xì)尺寸及應(yīng)變片布置示意

1.2 材料力學(xué)性能

對(duì)接及搭接試件材料相同，套筒使用的是Q235B無(wú)縫鋼管，屈服強(qiáng)度≥235 MPa，抗拉強(qiáng)度為375～500 MPa；試件使用的是HRB400鋼筋，屈服強(qiáng)度實(shí)際測(cè)得為448.82 MPa，極限抗拉強(qiáng)度為625.14 MPa.灌漿料試件28天抗折、抗壓強(qiáng)度按文獻(xiàn)[10]測(cè)得分別為7.23、61.55 MPa；灌漿料立方體劈裂抗拉強(qiáng)度按文獻(xiàn)[11]測(cè)得為3.67 MPa.

1.3 加載方案

試驗(yàn)裝置為萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，在試件屈服前采用力控制勻速加載，加載速率為1 kN/s，加載至130 kN時(shí)，控制試驗(yàn)機(jī)夾頭分離速率為100 mm/s，直至試件發(fā)生破壞，無(wú)法加載.試驗(yàn)裝置見圖4.

圖4 試驗(yàn)裝置示意

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞形態(tài)

試件極限荷載Pu、極限抗拉強(qiáng)度f(wàn)u、屈服位移δy(屈服荷載對(duì)應(yīng)的兩夾頭間鋼筋的位移)、極限位移δu(Pu對(duì)應(yīng)的兩夾頭間的位移)以及試驗(yàn)破壞形態(tài)見表2.

2.1.1 對(duì)接試件破壞形態(tài)分析

對(duì)接試件有兩種破壞形態(tài)：鋼筋屈服前或屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞(圖5)和鋼筋屈服后從灌漿料中拔出破壞(圖6).未出現(xiàn)鋼筋拉斷破壞.

表2 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)

圖5 對(duì)接試件灌漿料從套筒中拔出破壞

圖6 對(duì)接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞

灌漿料從套筒中拔出破壞試件，加載過(guò)程中套筒內(nèi)部裂紋不斷開展(試驗(yàn)中可聽灌漿料開裂聲響)，直至灌漿料中間截面(兩鋼筋相對(duì)處)裂縫貫穿整個(gè)橫截面， 當(dāng)外力大于套筒與灌漿料之間的黏結(jié)力時(shí)，鋼筋與灌漿體被拉出套筒見圖5(b)，試件破壞，承載力降低，套筒長(zhǎng)度≤250 mm的試件均發(fā)生這種破壞，文獻(xiàn)[13]也出現(xiàn)該種破壞形式，主要是錨固長(zhǎng)度較短引起.

鋼筋從灌漿料中拔出破壞試件一端灌漿料出現(xiàn)劈裂裂縫見圖6(a)，另一端出現(xiàn)灌漿料拔出破壞椎體見圖6(b).由于試件端部灌漿料相對(duì)于試件中部受到的縱向約束力小，始于鋼筋肋端的斜裂縫發(fā)展至筒壁，形成劈裂裂縫，隨后，在鋼筋拔出端灌漿錐體隨鋼筋拔出，套筒長(zhǎng)度大于250 mm的試件多發(fā)生這種破壞.

2.1.2 搭接試件破壞形態(tài)分析

搭接試件有套筒外部鋼筋拉斷(見圖7)，鋼筋從灌漿料中拔出(見圖8)兩種破壞形態(tài).在套筒端部，灌漿料無(wú)軸向約束，端部灌漿料受灌漿料與鋼筋橫肋間的機(jī)械咬合作用和套筒偏轉(zhuǎn)影響，局部壓碎并且脫落的現(xiàn)象，如7(b)和圖8(a)、(b).套筒中兩根鋼筋為搭接，對(duì)灌漿料、套筒的作用力方向相反，作用相互抵消，未發(fā)生灌漿料從套筒中拔出破壞.

搭接長(zhǎng)度l=6d、8d和大部分l=10d的試件發(fā)生鋼筋從灌漿料中拔出破壞.搭接長(zhǎng)度l=12.5d與部分l=10d的試件發(fā)生鋼筋拉斷破壞.

圖7 搭接試件鋼筋拉斷破壞

圖8 搭接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞

2.2 試件極限承載能力及延性對(duì)比

2.2.1 套筒長(zhǎng)度相同時(shí)

1)承載力

《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》[12]規(guī)定：鋼筋套筒灌漿連接的抗拉強(qiáng)度不應(yīng)小于連接鋼筋抗拉強(qiáng)度的標(biāo)準(zhǔn)值，本文即540 MPa，且破壞時(shí)應(yīng)斷于接頭外鋼筋.對(duì)接接頭均不滿足規(guī)范要求；搭接長(zhǎng)度l=10d的部分搭接試件和l=12.5d全部搭接試件滿足規(guī)范要求，具體評(píng)價(jià)見表2.

圖9為套筒長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件承載力比較，搭接試件承載力約是對(duì)接的5～7倍.原因如下：套筒長(zhǎng)度相同時(shí)，搭接試件鋼筋在套筒中的錨固長(zhǎng)度是對(duì)接試件的2倍；而且搭接試件套筒約束了兩根鋼筋分離趨勢(shì)，提供約束更強(qiáng)，灌漿料與鋼筋的黏結(jié)力更大.

圖9 套筒長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接接頭承載力比較

2)延性對(duì)比

接頭總伸長(zhǎng)率是最大力下的兩加載點(diǎn)之間的位移與兩加載點(diǎn)距離的比值，即接頭的平均應(yīng)變.圖10為套筒長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件總伸長(zhǎng)率比較，可見搭接試件總伸長(zhǎng)率是對(duì)接試件的3～5倍.

接頭位移延性系數(shù)Δ=δu/δy，接頭延性系數(shù)見表2.對(duì)接試件灌漿料從套筒中拔出破壞延性系數(shù)為1.13～1.68，鋼筋從灌漿料中拔出破壞接頭延性系數(shù)為1.51～2.88，后者大于前者.

圖10 對(duì)接試件與搭接試件最大力下的總伸長(zhǎng)率比較

搭接試件鋼筋從灌漿料中拔出破壞接頭延性系數(shù)為1.90～3.68，鋼筋拉斷破壞延性系數(shù)為3.87～4.3.文獻(xiàn)[14]推薦鋼筋的延性系數(shù)為4，鋼筋拉斷搭接試件基本滿足要求.

總的來(lái)說(shuō)，搭接試件位移延性系數(shù)大于對(duì)接試件.

3)力-位移曲線對(duì)比

圖11為套筒長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件荷載-平均應(yīng)變曲線，搭接試件初始剛度約為對(duì)接試件2～3倍.試件應(yīng)變有3個(gè)部分，鋼筋應(yīng)變、鋼筋與灌漿料間滑移、套筒與灌漿料間滑移.因?yàn)閷?duì)接試件鋼筋在灌漿料中的錨固長(zhǎng)度為搭接試件的一半，其鋼筋-灌漿料平均黏結(jié)力較大，由此引起鋼筋肋前灌漿料的壓縮和鋼筋-灌漿料局部黏結(jié)破壞的程度較大， 試件滑移大， 同時(shí)部分對(duì)接接頭存在較大的套筒-灌漿料滑移，因此對(duì)接試件初始剛度小于搭接試件.

2.2.2 錨固長(zhǎng)度相同時(shí)

1)承載力對(duì)比

表3為錨固長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件的承載力比較，可見兩者的屈服強(qiáng)度無(wú)明顯差異，但搭接試件的承載力比對(duì)接試件略高.1965年Untrauer等[15]提出的黏結(jié)力τ與約束力fn之間有關(guān)系式(1)，搭接接頭套筒約束兩根鋼筋分離趨勢(shì)，套筒對(duì)灌漿料有更大的徑向約束力，所以鋼筋與灌漿料兩者黏結(jié)力更大，承載力越大.

圖11 套筒長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件荷載-平均應(yīng)變曲線比較

(1)

表3 錨固長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件承載力比較

2)延性對(duì)比

3)力-位移曲線對(duì)比

圖12為錨固長(zhǎng)度相同的對(duì)接與搭接試件荷載-平均應(yīng)變曲線，兩者的初始剛度差別不明顯，中后期搭接試件剛度明顯高于對(duì)接試件.

表4 錨固長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接與搭接試件延性比較

圖12 錨固長(zhǎng)度相同時(shí)對(duì)接試件與搭接試件

2.3 對(duì)接與搭接接頭工作性能對(duì)比

2.3.1 對(duì)接接頭

對(duì)接接頭鋼筋、灌漿料、套筒的受力情況分別見圖13(a)、(b)、(c).鋼筋傳力方式鋼筋-灌漿料-套筒-灌漿料-鋼筋，中間截面鋼筋不連續(xù)處，力在兩根鋼筋間靠套筒和灌漿料的抗拉傳遞，是通過(guò)鋼筋-灌漿料、套筒-灌漿料間的黏結(jié)力實(shí)現(xiàn).對(duì)接接頭傳力路徑長(zhǎng)、傳力間接，套筒主要作用是抗拉，尤其是套筒中部?jī)筛摻钕鄬?duì)處，套筒的抗拉承載力至少應(yīng)大于所連接鋼筋的抗拉承載力.

2.3.2 搭接接頭

搭接接頭鋼筋、灌漿料、套筒的受力情況分別見圖13(e)、(f)、(g).由于鋼筋徑向擠壓灌漿料所引起的灌漿料內(nèi)的徑向壓力由鋼筋表面向外衰減，遠(yuǎn)鋼筋側(cè)套筒受到灌漿料的黏結(jié)力小于近鋼筋側(cè)，因此圖13(f)中上部灌漿料的黏結(jié)應(yīng)力方向由上部鋼筋控制，其作用方向與上部鋼筋作用方向相反，同理

下部灌漿料的黏結(jié)應(yīng)力作用方向與下部鋼筋作用方向相反.搭接接頭主要傳力方式是鋼筋-灌漿料-鋼筋，兩鋼筋間可通過(guò)灌漿料間剪切作用直接傳力，路徑短.

2.3.3 綜合分析

假定沿鋼筋表面黏結(jié)應(yīng)力分布均勻.圖13(d)、(h)分別為對(duì)接及搭接接頭取半個(gè)套筒受力分析，套筒所受剪應(yīng)力之和Q與套筒中部拉力Pst相等，由圖13(d)可知對(duì)接接頭套筒中部受拉力.由圖13(h)可知搭接接頭套筒中部受力由τ2和τ3疊加而成，而τ2、τ3方向相反，故疊加的力小.因此在外力F相同時(shí)對(duì)接接頭套筒中部拉力也比搭接接頭大.

對(duì)接接頭套筒中部拉力大，采用球墨鑄鐵、45#鋼材等造價(jià)較高的套筒，且筒壁與灌漿料間的黏結(jié)力也應(yīng)足夠大，以抵兩者間的滑移，因此對(duì)接接頭套筒中須進(jìn)行刻痕處理.同時(shí)灌漿料強(qiáng)度也應(yīng)足夠大，抵抗中部截面的拉力，增加套筒壁與灌漿料的黏結(jié)力，一般灌漿料強(qiáng)度要大于C80，套壁與鋼筋間間距小，最大骨料粒徑為2.36 mm.

搭接接頭套筒主要起約束作用，套筒所受拉力小，可采用Q235鋼材，由于兩個(gè)鋼筋對(duì)套筒壁作用力是相反的，相互抵消，不會(huì)出現(xiàn)套筒與灌漿料間滑移，套筒內(nèi)部不需處理；灌漿料主要是握裹鋼筋，抵抗較小的剪力，抗拉強(qiáng)度要求較低，可采用C60灌漿料，套壁與鋼筋間間距可大，最大骨料粒徑可為4.75 mm.

綜上可知，對(duì)接接頭對(duì)套筒、灌漿料材料抗拉強(qiáng)度要求高，對(duì)套筒壁與灌漿料的抗滑移性能要求也高，這些使等直徑鋼筋對(duì)接接頭造價(jià)約為搭接接頭2倍.

圖13 接頭受力分析

3 力學(xué)性能分析

3.1 對(duì)接接頭承載力分析

圖14為鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞對(duì)接試件的承載力與套筒長(zhǎng)度關(guān)系，可見隨著套筒長(zhǎng)度增加接頭承載力增大.當(dāng)套筒長(zhǎng)度較短時(shí)，對(duì)接試件一般發(fā)生灌漿料從套筒中拔出破壞且鋼筋未屈服，而400 mm長(zhǎng)度套筒也發(fā)生灌漿料從套筒中拔出破壞(鋼筋屈服后)，為套筒長(zhǎng)度較長(zhǎng)、灌漿不易澆筑密實(shí)造成.而200 mm組試件承載力卻比160 mm組小，推斷也是灌漿不密實(shí)造成.實(shí)際工程中應(yīng)避免使用套筒較長(zhǎng)的接頭，杜絕灌漿料不密實(shí)的情況發(fā)生.

取鋼筋與灌漿料間極限黏結(jié)強(qiáng)度與鋼筋的極限抗拉強(qiáng)度相等時(shí)套筒長(zhǎng)度為接頭的臨界連接長(zhǎng)度，對(duì)接接頭未發(fā)生鋼筋拉斷，可見接頭的臨界連接長(zhǎng)度大于400 mm(20d).

圖14 對(duì)接接頭鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞試件承載力與套筒長(zhǎng)度關(guān)系

圖15為鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞與鋼筋從灌漿料中拔出破壞試件載力比較，可見當(dāng)套筒長(zhǎng)度相同時(shí)，灌漿料從套筒中拔出破壞試件承載力小于鋼筋從灌漿料中拔出破壞的試件.

套筒長(zhǎng)度相同時(shí)，當(dāng)灌漿料澆筑不密實(shí)時(shí)就發(fā)生灌漿料從套筒中拔出破壞，承載力低，反之，發(fā)生鋼筋從灌漿料中拔出破壞，承載力高.

圖15 對(duì)接接頭鋼筋屈服后兩種破壞模式試件承載力比較

3.2 對(duì)接接頭開裂分析

對(duì)接接頭中間鋼筋斷開，隨著荷載增加，套筒中部灌漿出現(xiàn)全截面開裂現(xiàn)象，圖16為開裂荷載與套筒長(zhǎng)度的關(guān)系，可見對(duì)接試件的開裂荷載隨套筒長(zhǎng)度的增大而增大，說(shuō)明套筒越長(zhǎng)，灌漿料與筒壁的黏結(jié)力越大，套筒中部灌漿承擔(dān)的拉力越小，開裂越晚.

圖16 對(duì)接接頭開裂荷載與套筒長(zhǎng)度關(guān)系

3.3 搭接接頭承載力分析

圖17為搭接接頭承載力與套筒長(zhǎng)度關(guān)系，可見隨著套筒長(zhǎng)度增加接頭承載力增大.當(dāng)套筒長(zhǎng)度較短時(shí)，試件一般發(fā)生鋼筋拔出破壞，而較長(zhǎng)套筒發(fā)生鋼筋拉斷破壞，搭接長(zhǎng)度l=10d的試件兩種破壞均有發(fā)生，可見l=10d為試件臨界搭接長(zhǎng)度，該長(zhǎng)度比對(duì)接接頭小得多.

圖17 搭接接頭試件承載力與套筒長(zhǎng)度關(guān)系

4 對(duì)接與搭接接頭套筒中部截面縱向應(yīng)變分析

套筒縱向應(yīng)變由兩部分產(chǎn)生：套筒本身受軸向拉力產(chǎn)生縱向拉應(yīng)變，灌漿料膨脹變形使套筒環(huán)向受拉，由于泊松比效應(yīng)，產(chǎn)生套筒縱向壓應(yīng)變.

4.1 對(duì)接接頭套筒中部截面縱向應(yīng)變

圖18為對(duì)接接頭典型荷載-套筒中部截面縱向應(yīng)變曲線，在加載過(guò)程中套筒縱向始終受拉.鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞的試件荷載-縱應(yīng)變曲線相近，見圖18(a)，試件的極限荷載即為開裂荷載，曲線的斜率隨套筒長(zhǎng)度的增大而減小，這說(shuō)明套筒越長(zhǎng)，同樣力作用下套筒中部截面所受縱向拉應(yīng)變?cè)酱?鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出、鋼筋從灌漿料中拔出破壞的試件荷載-中部截面縱向應(yīng)變曲線見圖18(b)、(c)，曲線形狀基本相同.灌漿料中間截面開裂時(shí)，套筒縱向應(yīng)變突然增大，在荷載-應(yīng)變曲線上形成平臺(tái)；之后，試件中間截面(無(wú)鋼筋處)的拉力全部由套筒承擔(dān)，因此曲線斜率比開裂前明顯減小.

圖18 對(duì)接接頭荷載-套筒中部截面縱向應(yīng)變曲線(SG1)

4.2 搭接接頭套筒中部截面縱向應(yīng)變

圖19為搭接試件荷載-套筒中部縱向應(yīng)變曲線，中部截面近鋼筋側(cè)套筒的縱向應(yīng)變?cè)诩虞d前期為拉應(yīng)變，隨著荷載的增大，逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)變；遠(yuǎn)鋼筋側(cè)加載前期拉應(yīng)變不明顯.

加載前期，近鋼筋側(cè)套筒縱向應(yīng)變主要由筒壁受到剪應(yīng)力(由鋼筋引起的)形成的縱向拉力決定，灌漿料的膨脹作用很小；隨著荷載的不斷增加，兩鋼筋分離趨勢(shì)加大，套筒環(huán)向膨脹變形加大，由于泊松效應(yīng)產(chǎn)生的套筒縱向壓應(yīng)變占主導(dǎo)地位，所以套筒表現(xiàn)為縱向受壓.加載前期，遠(yuǎn)鋼筋側(cè)套筒受到鋼筋的影響小，軸拉力小，故筒壁拉應(yīng)變不明顯.

圖19 搭接接頭荷載-套筒中部截面縱向應(yīng)變曲線

4.3 對(duì)接與搭接接頭套筒中部截面縱向應(yīng)變對(duì)比

對(duì)接試件套筒均為縱向拉應(yīng)變，鋼筋屈服前灌漿料從套筒中拔出破壞最大拉應(yīng)變達(dá)50×10-6，鋼筋屈服后灌漿料從套筒中拔出破壞最大應(yīng)變達(dá)800×10-6，鋼筋屈服后從灌漿料中拔出破壞最大應(yīng)變達(dá)1 500×10-6，與套筒屈服應(yīng)變1 500×10-6相近.搭接接頭加載前期套筒中部為拉應(yīng)變，最大達(dá)200×10-6，加載后期均為壓應(yīng)變，最大達(dá)600×10-6.因此總體上搭接接頭對(duì)套筒的抗拉強(qiáng)度要求較低.

5 對(duì)接與搭接接頭套筒中部截面環(huán)向應(yīng)變分析

套筒環(huán)向應(yīng)變也由兩部分力引起，一是灌漿料膨脹變形，使套筒環(huán)向受拉；二是套筒本身受軸向拉力，由于泊松比效應(yīng)，套筒環(huán)向出現(xiàn)壓應(yīng)變.

5.1 對(duì)接接頭套筒中部截面環(huán)向應(yīng)變

圖20為對(duì)接試件典型的荷載-套筒中部環(huán)向應(yīng)變曲線，環(huán)向均為壓應(yīng)變.這是由于套筒中部縱向拉應(yīng)力較大，泊松效應(yīng)導(dǎo)致套筒環(huán)向收縮；同時(shí)，由于套筒中部位于鋼筋末端，由灌漿料膨脹引起環(huán)向拉應(yīng)變很小，套筒環(huán)向受壓.圖20(a)120～200系列試件破壞荷載很小，環(huán)向壓應(yīng)變也很??；圖20(b)對(duì)接250～450系列試件，試件發(fā)生破壞荷載大，環(huán)向壓應(yīng)變也大.

圖20 對(duì)接接頭套荷載-筒中部截面環(huán)向應(yīng)變曲線

5.2搭接接頭套筒中部截面環(huán)向應(yīng)變

圖21為搭接接頭荷載-套筒中部截面近、遠(yuǎn)鋼筋側(cè)環(huán)向應(yīng)變曲線.套筒中部截面近鋼筋側(cè)套筒的環(huán)向應(yīng)變?cè)诩虞d初期為壓應(yīng)變，加載中后期，套筒環(huán)向受拉.套筒中部截面遠(yuǎn)鋼筋側(cè)的荷載-應(yīng)變曲線主要表現(xiàn)為受拉，加載初期環(huán)向應(yīng)力在0左右徘徊，受壓不明顯.

搭接接頭近鋼筋側(cè)套筒在加載初期為環(huán)向壓應(yīng)變是因?yàn)榧虞d初期套筒(由鋼筋引起的)軸向受拉形成的環(huán)向收縮起控制作用；加載中后期，灌漿料膨脹變形加大，使套筒環(huán)向受拉起控制作用.加載初期，遠(yuǎn)鋼筋側(cè)套筒受到鋼筋的影響小，軸拉力小，環(huán)向受壓不明顯.

5.3 對(duì)接與搭接接頭套筒中部截面環(huán)向應(yīng)變對(duì)比

對(duì)接接頭中部截面環(huán)向應(yīng)變均為壓應(yīng)變，120～200系列對(duì)接接頭壓應(yīng)變較小，最大約為10×10-6，250～450系列接頭壓應(yīng)變較大，最大約為250×10-6；搭接接頭中部截面在加載后期均為拉應(yīng)變，搭接接頭極限承載力時(shí)拉應(yīng)變約為(200～800)×10-6.因此，搭接接頭套筒中部約束作用大于對(duì)接接頭.

圖21 搭接接頭套筒中部截面環(huán)向荷載-應(yīng)變曲線

6 結(jié) 論

通過(guò)套筒灌漿24個(gè)對(duì)接和12個(gè)搭接接頭單向拉伸試驗(yàn)，可更深入了解對(duì)接與搭接接頭力學(xué)性能差異.得到主要結(jié)論：

1)對(duì)接接頭套筒中部灌漿出現(xiàn)全截面開裂現(xiàn)象，而搭接接頭不存該現(xiàn)象.

2)對(duì)接試件出現(xiàn)灌漿料從套筒中拔出破壞，搭接試件未出現(xiàn).

3)在套筒長(zhǎng)度相同時(shí)，搭接接頭的承載力、總伸長(zhǎng)率、剛度約是對(duì)接接頭的5～7倍、3～5倍、2～3倍，位移延性系數(shù)大于對(duì)接試件.

4)在錨固長(zhǎng)度相同時(shí)，搭接接頭的承載力、位移延性略大于對(duì)接接頭，兩者初始剛度差別不明顯，中后期搭接接頭剛度明顯高于對(duì)接接頭.

5)對(duì)接試件的開裂荷載隨套筒長(zhǎng)度的增大而增大.

6)對(duì)接接頭套筒中部縱向均為拉應(yīng)變，搭接接頭加載前期套筒中部為拉應(yīng)變，加載后期均為壓應(yīng)變，搭接接頭對(duì)套筒的縱向抗拉強(qiáng)度要求低于對(duì)接接頭.

7)對(duì)接接頭套筒中部截面為環(huán)向壓應(yīng)變，搭接接頭加載前期為壓應(yīng)變，加載后期均為拉應(yīng)變.搭接接頭套筒中部截面對(duì)灌漿料的約束作用大于對(duì)接接頭.