套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋黏結(jié)性能試驗(yàn)與仿真分析

劉良林，肖建莊，丁 陶，張凱建

（同濟(jì)大學(xué)土木工程學(xué)院，上海200092）

與傳統(tǒng)的現(xiàn)澆施工相比，預(yù)制混凝土施工具有產(chǎn)品質(zhì)量穩(wěn)定可靠、工期短、資源消耗少、環(huán)境沖擊小和勞動(dòng)強(qiáng)度低等顯著優(yōu)勢(shì)，在當(dāng)今工程中應(yīng)用越來(lái)越廣泛［1-2］。鋼筋套筒灌漿連接是預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件中結(jié)點(diǎn)受力鋼筋連接的主流方式，可加快建造速度、顯著減少鋼筋搭接長(zhǎng)度、確保建造質(zhì)量［3］。鋼筋套筒灌漿連接軸向受力時(shí)，其鋼筋橫肋與套筒灌漿料存在擠壓作用且可分解成水平、徑向兩組分量［3-4］。水平分量對(duì)鋼筋橫肋間的灌漿料鍵形成剪切作用，并通過(guò)套筒灌漿料與鋼筋間的黏結(jié)強(qiáng)度平衡實(shí)現(xiàn)荷載的傳遞。因此，鋼筋與套筒灌漿料的黏結(jié)強(qiáng)度非常關(guān)鍵，被認(rèn)為是鋼筋套筒灌漿連接最重要的結(jié)構(gòu)性能［5］。徑向分量受到套筒的約束作用而平衡，即套筒為套筒灌漿料提供側(cè)向約束作用，并抑制徑向裂縫發(fā)展，可提升套筒灌漿料與鋼筋的黏結(jié)強(qiáng)度。基于這種有利作用，Kim［5］、Einea等［6］分別以試驗(yàn)研究、理論分析的方式開(kāi)展了套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)強(qiáng)度的計(jì)算方法研究。進(jìn)一步地，Hosseinin與Rahman等［4，7］開(kāi)展了螺旋箍筋約束的對(duì)拉、梁式試驗(yàn)，初步提出了黏結(jié)應(yīng)力與滑移關(guān)系的計(jì)算方法，但是該研究中鋼筋直徑單一，應(yīng)用具有局限性。此外，Xu等［8］根據(jù)混凝土與鋼筋的黏結(jié)性能研究，發(fā)現(xiàn)黏結(jié)強(qiáng)度的提升與壓力作用方向有關(guān)。因此，本文設(shè)置多種鋼筋直徑的試件，開(kāi)展無(wú)側(cè)向約束（壓應(yīng)力）的套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)性能試驗(yàn)研究。

對(duì)拉試驗(yàn)［4，7］、拔出試驗(yàn)［9-10］、梁式試驗(yàn)［4］等是鋼筋與水泥基膠凝材料黏結(jié)性能研究的常見(jiàn)方法。對(duì)拉試驗(yàn)容易發(fā)生鋼筋對(duì)接部分的水泥基材料斷裂，達(dá)不到黏結(jié)性能研究的目的。拔出試驗(yàn)主要測(cè)量拔出荷載、鋼筋與水泥基材料的相對(duì)滑移；拔出荷載一般采用加載設(shè)備輸出的荷載值；相對(duì)滑移的確定，常用的方法包括測(cè)量鋼筋自由端的位移［4，11］、加載端與自由端滑移的平均值［10，12］。當(dāng)黏結(jié)長(zhǎng)度較短時(shí)（≤5d，d為鋼筋直徑，下同），Eligehausen等［9］認(rèn)為自由端滑移代表鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度中點(diǎn)滑移值的做法具有足夠的精度。梁式試驗(yàn)較好地反映了鋼筋與水泥基膠凝材料的真實(shí)受力環(huán)境，但試驗(yàn)工作量與周期相對(duì)拔出試驗(yàn)大幅提升。當(dāng)水泥基膠凝材料的類型不同時(shí)，已有研究發(fā)現(xiàn)梁式試驗(yàn)得到的黏結(jié)強(qiáng)度與拔出試驗(yàn)測(cè)試值存在比例關(guān)系：當(dāng)水泥基膠凝材料為套筒灌漿料時(shí)為0.74～0.79倍［4］，當(dāng)為混凝土?xí)r為0.625～0.91倍［13］。綜上，本文選擇拔出試驗(yàn)開(kāi)展套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋黏結(jié)性能的試驗(yàn)研究，并結(jié)合有限元軟件模擬分析，為鋼筋套筒灌漿連接設(shè)計(jì)與承載力計(jì)算方法的形成提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 材料信息

采用上海某公司生產(chǎn)的鋼筋套筒灌漿連接專用套筒灌漿料干料，以及試驗(yàn)室自來(lái)水配置本次試驗(yàn)用的套筒灌漿料。采用量杯量取自來(lái)水，根據(jù)產(chǎn)品說(shuō)明書(shū)，按照干料：水=1：0.13制備套筒灌漿料混合物，澆筑、養(yǎng)護(hù)拔出試驗(yàn)試件與套筒灌漿料強(qiáng)度測(cè)試試塊。試件澆筑56d后開(kāi)展拔出試驗(yàn)，并進(jìn)行套筒灌漿料強(qiáng)度測(cè)試，實(shí)測(cè)套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度為70.9 N·mm-2，標(biāo)準(zhǔn)方差為3.5 N·mm-2。高強(qiáng)鋼筋直徑d=12、16、18mm，其實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度分別為581.2、566.2、508.4 N·mm-2，相應(yīng)標(biāo)準(zhǔn)方差為4.3、14.3、28.6 N·mm-2。

1.2 拔出試驗(yàn)試件特征

試件的具體特征信息列于表1。在表1中，GBSXX-YY中的GBS表示拔出試驗(yàn)試件、XX表示鋼筋直徑、YY代表該直徑鋼筋的黏結(jié)長(zhǎng)度（如GBS 16-3d，即表示鋼筋直徑16mm、黏結(jié)長(zhǎng)度為3倍該鋼筋直徑的拔出試驗(yàn)試件），開(kāi)槽表示該鋼筋橫截面中心有25 mm2的方形孔槽，lb表示鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度，l0為鋼筋無(wú)黏結(jié)長(zhǎng)度，*為預(yù)試驗(yàn)（下同）。試件由套筒灌漿料試塊（150mm×150mm×150mm）與鋼筋兩部分組成，其中鋼筋包括高強(qiáng)受力縱筋、架立筋（410）、箍筋（6@40），見(jiàn)圖1a。鋼筋自由端、加載端預(yù)留長(zhǎng)度分別為70mm、200mm，因此試件整體長(zhǎng)度為420mm，見(jiàn)圖1b。拔出試驗(yàn)一共27個(gè)試件，其分類與組成方式為：按照鋼筋直徑分成3種，每種包括3組鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度，每組包括3個(gè)試件。

圖1 試件構(gòu)造（單位：mm）Fig.1 Configurations of specimens(Unit:mm)

表1 拔出試驗(yàn)的試件信息Tab.1 Details of the pull-out test

1.3 加載與測(cè)量方案

加載設(shè)備由1 000kN伺服液壓系統(tǒng)與加載籠頭組成（圖2a）。試件置于加載籠頭內(nèi)，鋼筋自由端朝上放置并與位移計(jì)相連（圖2b）。試驗(yàn)采用位移控制加載，其終止條件為達(dá)到以下任意一條：①鋼筋自由端位移達(dá)到20mm及以上；②下降段荷載不超過(guò)0.3倍峰值荷載值。設(shè)置與鋼筋自由端連接的位移計(jì)（圖2b），其讀數(shù)作為拔出試件中鋼筋與灌漿料的相對(duì)滑移。利用D3 818Y數(shù)據(jù)采集箱，連接鋼筋開(kāi)槽后粘貼的應(yīng)變片，記錄加載過(guò)程中鋼筋應(yīng)變變化，監(jiān)測(cè)試件的受力情況。荷載取自加載系統(tǒng)（圖2a）的輸出值。

圖2 加載設(shè)備Fig.2 Loading setup

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 加載現(xiàn)象

加載過(guò)程中，以GBS 12-3d-1為例（圖3a），當(dāng)荷載分別達(dá)到38、40kN時(shí)，試件分別在正面、背面出現(xiàn)第1、2條豎直方向細(xì)裂縫（圖3b、3c），且隨著荷載增大均不會(huì)繼續(xù)往鋼筋自由端橫截面（往上）發(fā)展。加載結(jié)束后，發(fā)現(xiàn)試件與承載鋼板接觸面有細(xì)小的徑向裂縫，且與側(cè)面的兩條裂縫位置接近但未聯(lián)通，見(jiàn)圖3d中粗墨線。試件出現(xiàn)兩類失效方式，分別為鋼筋斷裂、鋼筋拔出。鋼筋斷裂時(shí)，斷裂位置有明顯的頸縮，且伴隨著巨響。鋼筋拔出時(shí)，試件中的鋼筋從套筒灌漿料試塊中徐徐拔出。鋼筋斷裂表明其與套筒灌漿料的黏結(jié)承載力高于鋼筋本身的受拉承載力，因此該實(shí)測(cè)界面黏結(jié)強(qiáng)度為下限值，雖然并非本研究的主要目的，但也為鋼筋套筒灌漿連接中鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度的選取提供依據(jù)（《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355-2015）［14］要求鋼筋套筒灌漿連接發(fā)生套筒外鋼筋斷裂）。鋼筋拔出為試件發(fā)生套筒灌漿料與鋼筋界面的黏結(jié)失效，表明該界面的黏結(jié)承載力低于鋼筋受拉承載力，黏結(jié)強(qiáng)度可通過(guò)荷載值除以剪切界面面積得到。同時(shí)，套筒灌漿料與鋼筋二者產(chǎn)生了相互滑移，可建立黏結(jié)滑移關(guān)系曲線。從試驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，發(fā)生鋼筋斷裂、鋼筋拔出的試件分別為4和22個(gè)，說(shuō)明試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)合理。

2.2 荷載（F）-滑移（s）曲線

以位移計(jì)輸出值為鋼筋與套筒灌漿料的相對(duì)滑移s、加載設(shè)備輸出力為試件荷載F繪制荷載（F）-滑移（s）曲線，見(jiàn)圖4。從圖4可看出，鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度、鋼筋直徑越大，曲線的峰值荷載越大；F-s曲線上升段均接近線性，下降段存在較大不同，分為A、B、C三種類型。它們的主要區(qū)別為：A類下降段，初始時(shí)驟降0.1～0.3倍峰值荷載，然后下降趨勢(shì)減緩，圍繞某值波動(dòng)，如試件GBS 18-3d-1、GBS 16-4d-1、GBS 18-5d-2，分別見(jiàn)圖4a、4b和4c；B類下降段，相對(duì)A類其初始下降較慢，F(xiàn)-s曲線較飽滿，一般表現(xiàn)為荷載持續(xù)下降，如圖4a、4b中試件GBS 16-3d-2、GBS 18-4d-1；C類下降段特征呈現(xiàn)直線式跌落，如試件GBS 12-4d-3、GBS 16-5d-2，分別見(jiàn)圖4b、4c。

此外，A類F-s曲線呈現(xiàn)出初始下降時(shí)荷載驟降（約0.1～0.3倍峰值荷載，與高強(qiáng)混凝土接近［15］）、滑移幾乎不增加的典型黏結(jié)滑移失效現(xiàn)象。這種驟降特征導(dǎo)致F-s曲線的初始下降段比較狹窄，是區(qū)分A、B類F-s曲線的關(guān)鍵，見(jiàn)圖4d：除了初始下降段的狹窄部分外，A類（試件GBS 18-4d-2、GBS 18-4d-3）與B類（試件GBS 18-4d-1）曲線的下降段非常相似，但A類F-s曲線的峰值荷載（曲線的最高點(diǎn)對(duì)應(yīng)的縱坐標(biāo)）明顯高于B類的值。為了后續(xù)分析，將所有試件峰值荷載及其對(duì)應(yīng)滑移列于表2。

2.3 失效模式

根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象與F-s曲線特征，鋼筋斷裂對(duì)應(yīng)于試件GBS 12-4d-3、GBS 12-5d-2、GBS 12-5d-3與GBS 16-5d-2，視為失效模式Ⅰ，雖然試件的黏結(jié)強(qiáng)度不確定，但其鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度對(duì)鋼筋套筒灌漿連接的設(shè)計(jì)具有參考意義，即d=12mm時(shí)鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度不低于5d，能滿足JGJ 355-2015［14］規(guī)定的基本力學(xué)性能要求——套筒外鋼筋斷裂。關(guān)于d=16、18mm的鋼筋與套筒灌漿料的黏結(jié)失效方式，將在第4部分通過(guò)有限元仿真探討。對(duì)于鋼筋拔出的失效模式，F(xiàn)-s曲線形狀特征相差較大，有必要進(jìn)一步細(xì)分。

國(guó)內(nèi)外的研究表明［16-18］，鋼筋與混凝土的拔出失效包括劈裂、刮出破壞，且前者的黏結(jié)強(qiáng)度低于后者，并提出了劈裂強(qiáng)度的計(jì)算方法。基于此，計(jì)算本試驗(yàn)中試件劈裂的荷載臨界值分別為32.6kN（GBS 12-3d）、40.5kN（GBS 12-4d）、48.4kN（GBS 12-5d）、57.9kN（GBS 16-3d）、72.0kN（GBS 16-4d）、86.1kN（GBS 16-5d）、73.3kN（GBS 18-3d）、91.1kN（GBS 18-4d）、109.0kN（GBS 18-5d）。結(jié)合試驗(yàn)現(xiàn)象、試件的F-s曲線特征、表2中試件的峰值荷載，判斷試件失效模式包括：鋼筋斷裂（模式Ⅰ）、鋼筋黏結(jié)滑移失效（模式Ⅱ）、劈裂（模式Ⅲ），并將所有試件的失效模式列于表2，其相應(yīng)的破壞特征見(jiàn)圖5。

表2 試件F-s曲線特征參數(shù)Tab.2 Parameters for the load versus slip curve of specimens

圖5 失效模式Fig.5 Failure patterns of specimens

如表2所示，劈裂失效的試件分別為GBS 16-3d-2、GBS 18-3d-2、GBS 18-3d-3、GBS 18-4d-1，即d=12mm、d=16mm、18mm的試件劈裂數(shù)量分別為0、1、3個(gè)，表明鋼筋直徑較大、鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度較小，試件容易發(fā)生劈裂失效，但劈裂總數(shù)僅為4個(gè)，表明橫向布置的箍筋有效抑制了套筒灌漿料的環(huán)向開(kāi)裂與拓展。由于劈裂為脆性破壞，實(shí)際工程中應(yīng)通過(guò)施加橫向約束并結(jié)合增大鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度等措施，避免發(fā)生劈裂。因此，下面著重分析失效模式Ⅱ?qū)?yīng)試件的黏結(jié)性能，并探討其受鋼筋直徑、鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度的影響。

3 套筒灌漿料與鋼筋黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型

3.1 黏結(jié)-滑移關(guān)系構(gòu)造

基于F-s曲線特征，提出套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋界面黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型（圖6a）：上升段均簡(jiǎn)化為線性表達(dá)式；失效模式Ⅱ與Ⅲ的上升段重合，符合規(guī)范CEB-FIP［17］推薦的混凝土與鋼筋黏結(jié)-滑移關(guān)系；失效模式Ⅰ的黏結(jié)應(yīng)力（τ）與滑移（s）曲線下降段簡(jiǎn)化為豎直線；失效模式Ⅱ的τ-s曲線下降段簡(jiǎn)化為三部分，即初始段的驟降部分、中間段的快速下降部分、末尾段的水平部分；失效模式Ⅲ的τ-s曲線下降段簡(jiǎn)化成與失效模式Ⅱ中的中間段平行，見(jiàn)圖6a。其中，失效模式Ⅱ試件的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系如下：

圖6 特征參數(shù)組成及計(jì)算方法擬合Fig.6 Fitting expressions for the parameters of bond-slip constitution models

式中：τ、τu、τu，0、τr分別為黏結(jié)應(yīng)力、黏結(jié)強(qiáng)度、下降段黏結(jié)應(yīng)力峰值（取0.7～0.9τu）、殘余黏結(jié)強(qiáng)度，N·mm-2；s、s0、sr分別為滑移、峰值滑移、殘余相對(duì)滑移，mm。

3.2 黏結(jié)強(qiáng)度τu及相應(yīng)滑移s0

以F-s曲線中的最大荷載為每個(gè)試件的峰值荷載Fu，r，試件組的峰值荷載平均值為Fu，A，每個(gè)試件峰值滑移s0，r、試件組的峰值滑移平均值s0，A，以及按式（2）計(jì)算的最大黏結(jié)應(yīng)力——黏結(jié)強(qiáng)度，均列于表3。從表3發(fā)現(xiàn)，相同鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度時(shí)，隨著鋼筋直徑的增大，黏結(jié)強(qiáng)度下降；相同鋼筋直徑時(shí)，隨著鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度增大，黏結(jié)強(qiáng)度下降?；诖耍瑪M合黏結(jié)強(qiáng)度與鋼筋直徑、鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度的關(guān)系，見(jiàn)式（3）。根據(jù)式（3）計(jì)算失效模式Ⅱ試件的黏結(jié)強(qiáng)度，并與實(shí)測(cè)值τu，t對(duì)比（圖6b），發(fā)現(xiàn)計(jì)算值普遍稍小而偏安全。此外，用式（3）預(yù)測(cè)失效模式Ⅰ、Ⅲ試件的黏結(jié)強(qiáng)度τu，c，并與實(shí)測(cè)值均列于表4。理論上實(shí)測(cè)值應(yīng)該低于計(jì)算值（圖6a），表4中的計(jì)算結(jié)果較好地反映了這種特征。因此，式（3）用于黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算較準(zhǔn)確。

表4 黏結(jié)強(qiáng)度計(jì)算表達(dá)式的應(yīng)用Tab.4 Application for the built calculation expression of bond strength

式中：F為試件荷載，kN；lb為鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度（式（3）適用于≤5d），mm；d為鋼筋直徑，mm；fc，g為套筒灌漿料抗壓強(qiáng)度，N·mm-2；其余參數(shù)含義同前。

李杰等［10］、規(guī)范CEB-FIP 2010［17］均認(rèn)為發(fā)生失效模式Ⅱ的界面峰值滑移取1mm。從表3發(fā)現(xiàn)，試件組GBS 12-4d、GBS 16-5d的峰值滑移均較小，與其接近發(fā)生失效模式Ⅰ有關(guān)，造成相應(yīng)試件組峰值滑移變化規(guī)律性不明顯。對(duì)于d=18mm的試件組，其鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度3d、4d、5d的試件組峰值滑移平均值分別為0.2mm、0.33mm、0.51mm，反映出荷載增大、黏結(jié)滑移增大的基本特征，擬合分析lb與s0關(guān)系，見(jiàn)表達(dá)式（4）。

表3 失效模式Ⅱ的荷載-滑移曲線參數(shù)Tab.3 Parameters for the load versus slip curve of specimens with failure patternⅡ

3.3 殘余荷載及相應(yīng)滑移

d=12、16與18mm時(shí)，鋼筋橫肋凈距分別為6.6、8.2與8mm［19］，根據(jù)CEB-FIP 2 010［17］殘余相對(duì)滑移為6.6、8.2與8mm；按照GB50010-2 010［20］的規(guī)定殘余相對(duì)滑移取值分別為6.6、8.8和9.9mm。如圖4所示，失效模式Ⅱ試件的F-s曲線基本在滑移5～10mm進(jìn)入平穩(wěn)段，比較符合前述規(guī)范的殘余相對(duì)滑移取值要求。因此，統(tǒng)一以7.5mm為殘余相對(duì)滑移取值，其對(duì)應(yīng)的荷載為殘余荷載Fr，該值源自試件組的殘余荷載平均值Fr，A（試件組只有1個(gè)劈裂試件則取該試件的殘余荷載Fr，r為該試件組殘余荷載Fr），并計(jì)算殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr，均列于表3。擬合殘余黏結(jié)強(qiáng)度τr與黏結(jié)強(qiáng)度τu的關(guān)系如下：

式中：τr為失效模式Ⅱ的灌漿料與鋼筋的殘余黏結(jié)強(qiáng)度，N·mm-2；其余參數(shù)含義同前。

4 有限元數(shù)值仿真與分析

利用Abaqus軟件對(duì)d=16mm、18mm的拔出試驗(yàn)試件開(kāi)展仿真分析，前者的鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度設(shè)置為3d、4d、5d、6d、7d，后者為6d、7d。套筒灌漿料、鋼筋采用C3D8R單元模擬，兩者的黏結(jié)采用Cohesive單元模擬。套筒灌漿料的本構(gòu)采用相同強(qiáng)度等級(jí)的C70混凝土本構(gòu)表達(dá)式［20］，鋼筋采用理想彈塑性本構(gòu)模型（圖7a），Cohesive單元的本構(gòu)按表達(dá)式（1）確定。拔出試驗(yàn)試件的有限元分析模型，見(jiàn)圖7b，其中套筒灌漿料塊體、鋼筋、Cohesive單元的單元數(shù)分別為1 600、1 248、1 008。根據(jù)實(shí)測(cè)與模擬結(jié)果，繪制lb≤5d試件實(shí)測(cè)與模擬F-s曲線與lb=6d、7d模擬對(duì)象的F-s曲線，分別見(jiàn)圖7c～e與圖7f。

當(dāng)鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度不超過(guò)5d時(shí)，從圖7發(fā)現(xiàn)：有限元分析結(jié)果與實(shí)測(cè)曲線的上升、下降段走勢(shì)較為一致，滑移不低于7.5mm所對(duì)應(yīng)的模擬曲線與試驗(yàn)曲線較為接近且為偏安全的下限值；d=16mm且lb=3d、4d、5d時(shí)，模擬對(duì)象峰值荷載對(duì)應(yīng)為68.8、85.6、104.4kN，與其表3中實(shí)測(cè)最大值相比，相差不超過(guò)3.8%、4.5%、0.5%。因此，有限元模擬方法較好地反應(yīng)了拔出試驗(yàn)的黏結(jié)性能，可用于其拓展分析。

當(dāng)鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度超過(guò)5d時(shí)，由圖7f可知：lb=6d、d=16mm與18mm的模擬對(duì)象，其F-s曲線飽滿，因此發(fā)生鋼筋黏結(jié)滑移失效；lb=7d、d=16mm與d=18mm的模擬對(duì)象，其F-s曲線下降段為跌落式，因此發(fā)生鋼筋斷裂。因此，d=16、18mm試件達(dá)到鋼筋斷裂的鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度均不低于7d。

圖7 有限元數(shù)值模擬結(jié)果Fig.7 Analysis of FEM simulations

5 結(jié)論

基于試驗(yàn)和數(shù)值模擬，探究了鋼筋套筒灌漿連接中套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋的黏結(jié)性能，得到主要結(jié)論如下：

（1）套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋的拔出試驗(yàn)失效模式包括鋼筋斷裂（失效模式Ⅰ）、鋼筋黏結(jié)滑移失效（失效模式Ⅱ）、劈裂（失效模式Ⅲ），其受鋼筋直徑，尤其是鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度的影響。

（2）失效模式Ⅱ試件的荷載-滑移曲線初始下降段出現(xiàn)荷載驟降，下降幅度約為峰值荷載的0.1～0.3倍。

（3）提出套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋的黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型，由上升段和下降段組成。其中，上升段為直線式，下降段包含三種類型：①失效模式Ⅰ—跌落式；②失效模式Ⅱ—初始的小幅驟降、斜線下降、水平直線等三部分；③失效模式Ⅲ—斜線下降。

（4）建立套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋的黏結(jié)-滑移本構(gòu)關(guān)系式（1），并基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合建立黏結(jié)強(qiáng)度（lb≤5d）、峰值滑移（d=18mm）、殘余黏結(jié)強(qiáng)度等特征參數(shù)的計(jì)算式（3）～（5），發(fā)現(xiàn)殘余黏結(jié)強(qiáng)度約為黏結(jié)強(qiáng)度的0.46倍。

（5）套筒灌漿料與高強(qiáng)鋼筋之間的拔出過(guò)程可以采用有限元模擬分析，并發(fā)現(xiàn)d=12、16、18mm的拔出試驗(yàn)發(fā)生鋼筋斷裂時(shí)試件的鋼筋黏結(jié)長(zhǎng)度分別不低于5d、7d、7d，為鋼筋套筒灌漿連接設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

作者貢獻(xiàn)說(shuō)明：

劉良林：試驗(yàn)及有限元模擬、論文撰寫(xiě)；

肖建莊：提出研究思路與方法、稿件審核與監(jiān)督；

丁陶：稿件審閱與修訂；

張凱建：稿件審閱與修訂。