余 瓊，唐佩妍，張星魁，范寶秀，張 志，陳振海

（1. 同濟大學土木工程學院，上海 200092；2. 山西建筑工程集團有限公司，山西太原 030006；3. 山西二建集團有限公司，山西太原 030013）

套筒灌漿連接是裝配混凝土結(jié)構中鋼筋連接的常用形式，目前主要為套筒灌漿對接。該連接的構造方式為：2 根鋼筋對接放置在套筒中，并注入灌漿料，實現(xiàn)鋼筋之間的連接。Ling 等［1］的試驗結(jié)果表明，減小套筒內(nèi)徑和增大錨固長度可提高接頭的承載力。Alias 等［2］的試驗結(jié)果表明，接頭的剛度隨錨固長度的增加而增大。劉洋等［3］進行了對接接頭單拉、高應力及大變形反復拉壓試驗，分析了鋼筋直徑、套筒形式和鋼筋偏位對接頭力學性能的影響。許成順等［4］通過接頭高應力反復拉壓試驗發(fā)現(xiàn)，高應力反復作用對接頭性能影響不明顯。

對于灌漿套筒對接接頭，需在筒壁內(nèi)設置剪力鍵、刻痕等以提高接頭的傳力性能，這對套筒材料性能和鑄造工藝要求較高。同時，要得到較大的承載力，就要減小套筒口徑，這導致構件就位時鋼筋插入困難，灌漿不易密實。

基于灌漿套筒對接接頭的不足，筆者提出了套筒灌漿搭接接頭（APC 接頭），可實現(xiàn)豎向構件可全預制［5］。該連接的構造方式為：在2個搭接鋼筋外部放置套筒，注入灌漿料，利用套筒約束搭接鋼筋，從而提高接頭承載力。套筒為普通型鋼管，內(nèi)壁不需處理，直徑較大，施工時鋼筋插入方便，灌漿料為C60 加固灌漿料。此外，還進行了APC 接頭單拉試驗，研究了承載力、荷載-位移曲線、套筒環(huán)向與縱向應變等，但未考察接頭殘余變形［6-9］。

進行了32 個APC 接頭的單拉和高應力反復拉壓力學試驗，研究了搭接長度對APC接頭的破壞形式、荷載-位移曲線、延性和殘余變形以及套筒的荷載-環(huán)向及縱向應變曲線的影響。然后，基于接頭受壓力學機理，引入缺陷系數(shù)，提出了接頭的極限黏結(jié)應力和臨界搭接長度的計算公式。

1 試驗概況

1.1 試件設計及制作

取2根搭接鋼筋靠近較不利的工況，試件尺寸如圖1及表2所示。試件制作過程如下：先將預留鋼筋點焊在筒壁兩端，以固定鋼筋位置，再將后插入鋼筋緊貼預留鋼筋放置，最后灌入灌漿料。為了防偏轉(zhuǎn)，在鋼筋端部焊接高強螺桿，方便與防偏轉(zhuǎn)裝置中的加載頭連接。圖1中，d表示鋼筋直徑，n=6.0，8.0，10.0，12.5。

圖1 不同搭接長度試件示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of specimens with different lap lengths (unit:mm)

1.2 試驗材料性能與試驗裝置

采用直徑16 mm、強度等級HRB400 的帶肋鋼筋。灌漿料為某公司的H-40 灌漿料，40 mm×40 mm×160 mm 灌漿料試塊28 d 的抗折強度、抗壓強度［10］分別為7.30、74.70 MPa；150 mm×150 mm×150 mm 灌漿料試塊28 d 的劈裂抗拉強度［11］為4.12 MPa。套筒內(nèi)徑62 mm，壁厚3 mm。

試驗分單拉和高應力反復拉壓后單拉2 種工況。采用電液伺服萬能試驗機及作動器進行加載。加載設備如圖2所示，設置防偏豎桿及防偏反力梁、防偏螺桿、防偏器進行有效防偏［12］。

圖2 反復拉壓加載設備Fig.2 Repeated tension-compression loading equipment

1.3 加載制度及測量內(nèi)容

按文獻［13］確定加載方案，測量接頭殘余變形時的加載應力速率宜采用2 MPa·s?1，不應超過10 MPa·s?1。加載制度和測量內(nèi)容均按Ⅰ級接頭標準。加載方案、規(guī)范殘余變形限值如表1 所示。表1 中，fyk表示鋼筋屈服強度標準值，u0表示單拉接頭加載至0.6fyk并卸載后在規(guī)定標距內(nèi)的殘余變形，u20表示高應力反復拉壓接頭按照規(guī)定的加載制度經(jīng)高應力反復拉壓20次后的殘余變形。

表1 不同搭接長度試件加載方案Tab.1 Loading schemes for the specimens with different lap lengths

在筒壁中部近鋼筋側(cè)粘貼應變片SH3、SZ3，分別測量套筒環(huán)向應變、套筒縱向應變，在筒壁遠鋼筋側(cè)粘貼應變片SZ8，測量套筒中部縱向應變，如圖3所示。

圖3 應變片布置示意圖（單位：mm）Fig.3 Schematic diagram of strain gauge layout(unit:mm)

在鋼筋兩側(cè)對稱布置2個位移計，如圖4所示。測量標距（L1=L+4.0d）內(nèi)位移，取2個位移計（a和a'）讀數(shù)的平均值以計算接頭殘余變形等力學指標。

圖4 位移計布置示意圖Fig.4 Schematic diagram of displacement meter layout

2 試驗結(jié)果及破壞形式

各個試件破壞形式及力學指標如表2 所示，對于高應力反復拉壓下的力學參數(shù)，殘余變形為反復拉壓后測得，其余均為試件反復拉壓后單拉加載到破壞的數(shù)據(jù)。表2 中，對于試件編號，第1 個編號L表示單拉試件，G 表示高應力反復拉壓試件，第2 個編號表示試驗分組，第3 個編號表示試驗分組試件編號，第4 個編號Y 表示防偏轉(zhuǎn)，N 表示不防偏轉(zhuǎn)；Asgt表示鋼筋最大荷載下總伸長率，fy表示試件屈服強度，fu表示試件極限強度，―表示無法測得該數(shù)據(jù)；Y表示接頭強度或變形滿足相應規(guī)范的要求，AY表示接頭變形基本滿足相應規(guī)范的要求，N 表示接頭強度或變形不滿足相應規(guī)范的要求。單拉試件的破壞形式有2種，即鋼筋拉斷破壞（見圖5）和鋼筋拔出破壞（見圖6）。鋼筋拉斷破壞可分為2種，即斷于焊接處、斷于母材處。高應力反復拉壓試件的破壞形式有3種，即鋼筋拉斷破壞、鋼筋拔出破壞和鋼筋壓彎破壞，如圖7所示（首輪受壓尚未到?0.5fyk時鋼筋被壓彎，無法完成反復加載試驗）。搭接長度為6.0d時試件破壞形式多為鋼筋拔出破壞（高應力反復拉壓試件存在壓彎破壞）；隨著搭接長度由6.0d增加到8.0d，試件的破壞形式由鋼筋拔出破壞轉(zhuǎn)變?yōu)殇摻罾瓟嗥茐?，試件的承載力增大；搭接長度為10.0d時，試件均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，多斷于焊接處；搭接長度為12.5d時，鋼筋多拉斷于母材處，試件的承載力由鋼筋母材性能決定。

圖5 鋼筋拉斷破壞Fig.5 Tension failure of steel bar

圖7 高應力反復拉壓下鋼筋受彎破壞Fig.7 Compressive bending failure of steel bar under high stress repeated tension-compression loading

3 APC接頭力學性能

3.1 荷載-位移曲線

3.1.1 單拉

圖8a～d為單拉下各試件的荷載-位移曲線。由表2可知，搭接長度為6.0d的L1組試件均發(fā)生鋼筋拔出破壞，并且破壞荷載均超過了鋼筋的屈服荷載。圖8中，荷載-位移曲線既有上升段、下降段，也有殘余段，充分體現(xiàn)了黏結(jié)-滑移的整個過程。搭接長度為8.0d、10.0d及12.5d的L2組―L4組試件均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，荷載-位移曲線有上升段及下降段（無殘余段）。相對于L1組試件，L2組―L4組試件曲線的下降段較短，這是由于鋼筋頸縮后隨即拉斷。對于未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，試件的承載力較采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件降低。這是由于未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的鋼筋出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)，強度不能得到充分發(fā)揮，套筒受力更加復雜，因此接頭承載力降低。

表2 試驗結(jié)果Tab.2 Test results

圖8 單拉下荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curve under uniaxial tension

3.1.2 高應力反復拉壓

圖9 為高應力反復拉壓下標距（L+4.0d）內(nèi)各試件的荷載-位移曲線。試件的反復拉壓荷載均小于鋼筋的屈服荷載。屈服前，荷載-位移曲線基本為線性；屈服后，屈服平臺不明顯。這是因為標距內(nèi)主要測量套筒位移，鋼筋段較短僅為4.0d，鋼筋屈服后套筒部分變形很小，所以難以觀察到屈服平臺。防偏轉(zhuǎn)搭接接頭的荷載-位移曲線反復階段略比不防偏轉(zhuǎn)搭接接頭細瘦，表示加載過程中防偏轉(zhuǎn)接頭變形更小，主要是因為防偏轉(zhuǎn)抑制了接頭的偏轉(zhuǎn)和鋼筋的分離。

圖9 高應力反復拉壓下荷載-位移曲線（標距（L+4.0d）內(nèi)）Fig.9 Load-displacement curve under high stress repeated tension-compression loading (with standard distance(L+4.0d))

3.1.3 單拉與高應力反復拉壓對比

對于采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，標距（L+4.0d）內(nèi)單拉及高應力反復拉壓后單拉的荷載-位移曲線如圖10 所示。高應力反復拉壓后單拉試件的極限強度均值為772.31 MPa，較單拉試件極限強度均值643.78 MPa提高20%，表明試件經(jīng)反復拉壓后承載力有所強化。圖10a中，試件均發(fā)生鋼筋拔出破壞，單拉試件初始剛度大于反復拉壓后單拉試件，這是由于反復拉壓后單拉，鋼筋與灌漿料間的裂縫進一步發(fā)展，初始剛度降低。圖10b～d 中試件均發(fā)生鋼筋拉斷破壞，套筒中灌漿料損傷少，兩者初始剛度相當。

圖10 有效防偏轉(zhuǎn)措施下單拉以及高應力反復拉壓后單拉的荷載-位移曲線對比（標距（L+4.0d）內(nèi)）Fig.10 Comparison of load-displacement curve with effective anti-deflection constraints between uniaxial tension and high stress repeated tension-compression(only the last tensile part)loading(with standard distance(L+4.0d))

3.2 APC接頭承載力及強度分析

根據(jù)《鋼筋機械連接技術規(guī)程》［13］、美國規(guī)范ACI-318［14］所得的試件強度性能評定結(jié)果如表2 所示?？梢?，ACI-318 規(guī)范限制較小，《鋼筋機械連接技術規(guī)程》［13］限制較嚴格。

3.3 APC接頭延性及殘余變形分析

3.3.1 延性

δy為試件屈服位移，δu為極限承載力所對應的位移，Rd=δu/δy為位移延性系數(shù)。Asgt的計算方法見文獻［13］，試驗結(jié)果如表2所示。L2組、L3組及L4組試件均為鋼筋拉斷破壞，平均延性系數(shù)為4.01、4.01及4.31；G2 組、G3 組及G4 組試件均為鋼筋拉斷破壞，平均延性系數(shù)為3.28、3.68及3.47。可見，鋼筋拉斷破壞時，搭接長度對延性的影響不大。反復拉壓后單拉試件的延性小于單拉試件，這是由于加載過程中鋼筋出現(xiàn)了硬化現(xiàn)象，鋼筋與灌漿料間的裂縫進一步發(fā)展，屈服位移δy加大，延性降低。由表2可見，是否采取有效防偏轉(zhuǎn)措施對試件的延性影響不大，發(fā)生鋼筋拉斷破壞的試件最大荷載下總伸長率Asgt滿足文獻［13］要求。

3.3.2 殘余變形

殘余變形是指試件受拉后產(chǎn)生的不可恢復變形，即進入塑性階段受力卸載至零后，其變形不能回到初始狀態(tài)。試驗中，各試件的單拉殘余變形u0和高應力反復拉壓殘余變形u20如表2所示。規(guī)范對于Ⅰ級接頭變形性能的要求為u0≤0.1 mm，u20≤0.3 mm。試件殘余變形與搭接長度的關系如圖11所示。

圖11 單拉及高應力反復拉壓下殘余變形與搭接長度關系Fig.11 Relationship between residual deformation and lap length under uniaxial tension and high stress repeated tension-compression loading

有效防偏轉(zhuǎn)措施下，單拉及高應力反復拉壓時，隨著搭接長度的增加，試件的殘余變形u0、u20均降低。單拉下，搭接長度為6.0d時u0不滿足規(guī)范［13］要求，搭接長度≥8.0d時u0滿足規(guī)范［13］要求；高應力反復拉壓下，搭接長度為6.0d～8.0d時，u20遠大于規(guī)范［13］要求，搭接長度≥10.0d時，殘余變形u20接近規(guī)范［13］要求。

采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，u0由套筒外長4.0d鋼筋的殘余變形（不可恢復變形）及鋼筋與灌漿料的微滑移組成。加載初期，先是加載端產(chǎn)生了微滑移，隨著荷載的加大，鋼筋自由端也發(fā)生了微滑移［15］，但錨固長度大時，自由端無微滑移，因此錨固長度增大，殘余變形減小。未采取防偏轉(zhuǎn)措施試件的殘余變形u0由鋼筋的殘余變形、鋼筋與灌漿料的微滑移［15］及鋼筋的彎曲變形組成。

如圖11 所示，采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，同樣搭接長度下，反復拉壓時殘余變形大于單拉時，這是由反復拉壓時鋼筋與灌漿料間的裂縫進一步發(fā)展、微滑移加大所致。

未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，單拉及反復拉壓下殘余變形均大于采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件，這是由鋼筋彎曲變形引起的（反復拉壓下未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件絕大部分未能測出殘余變形，僅搭接長度為12.5d的試件測出）。

3.4 套筒的縱向和環(huán)向應變分布

（1）單拉及高應力反復拉壓后單拉套筒中部截面荷載-縱向應變、荷載-環(huán)向應變曲線

單拉及高應力反復拉壓后單拉下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-縱向應變、荷載-環(huán)向應變曲線如圖12、13 所示。單拉及高應力反復拉壓后單拉下套筒中部截面縱向應變和環(huán)向應變的變化趨勢一致，套筒中部截面近鋼筋側(cè)套筒縱向應變均以受壓為主，環(huán)向均以受拉為主（具體原因見第4節(jié)）。反復拉壓再單拉的試件，在加載初期，曲線存在水平段，即荷載不變，但縱向、環(huán)向應變增大。這是由于反復拉壓時數(shù)據(jù)采集儀歸零處理后再單拉，各應變片顯示應變?yōu)榱?，但實際上套筒存在殘余應變（111×10?6～161×10?6），隨著單拉荷載的加大，套筒的殘余應變被消除，因此曲線存在水平段。

圖12 單拉及高應力反復拉壓后單拉下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-縱向應變曲線（SZ3）Fig.12 Load-longitudinal strain curve for the middle section of the sleeve near steel bar under uniaxial tension and high stress repeated tension-compression(the last tensile part)loading(SZ3)

搭接長度對套筒中部截面縱向和環(huán)向應變的影響如圖14所示。隨著鋼筋搭接長度的增大，單拉和高應力反復拉壓后單拉在極限荷載下套筒中部截面縱向壓應變減小，環(huán)向拉應變也減小。

圖13 單拉及高應力反復拉壓后單拉下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-環(huán)向應變曲線（SH3）Fig.13 Load-hoop strain curve for the middle section of the sleeve near steel bar under uniaxial tension and high stress repeated tension-compression(the last tensile part)loading(SH3)

圖14 單拉及高應力反復拉壓后單拉時極限荷載下搭接長度對套筒中部截面縱向應變及環(huán)向應變的影響Fig.14 Effect of lap length on longitudinal and hoop strain of the middle section of the sleeve under ultimate load state during uniaxial tension and high stress repeated tension-compression (the last tensile part)loading

（2）高應力反復拉壓下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-縱向應變和荷載-環(huán)向應變曲線

圖15 為高應力反復拉壓下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-縱向應變曲線。搭接長度較短時，曲線呈左上右下（傾斜），隨著搭接長度的增加，曲線向左下右上（傾斜）轉(zhuǎn)化，這說明隨搭接長度的變化，套筒的應變規(guī)律也發(fā)生改變。

搭接長度為6.0d（見圖15a）的試件拉伸（圖15中縱坐標大于等于零）時，套筒縱向以受壓為主；試件受壓（圖15中縱坐標小于零）時，荷載較小則套筒受壓，荷載較大則套筒受拉，具體原因見第4節(jié)。搭接長度為8.0d的（見圖15b）試件拉伸時，套筒縱向以受壓為主；試件受壓時，荷載較小則套筒受拉，荷載較大則套筒受壓。搭接長度為10.0d～12.5d（見圖15c、d）的試件拉伸時，套筒縱向以受拉為主；試件受壓時，荷載較小則套筒受拉，荷載較大則套筒受壓。

圖15 高應力反復拉壓下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-縱向應變曲線（SZ3）Fig.15 Load-longitudinal strain curve for the middle section of the sleeve near steel bar under high stress repeated tension-compression loading（SZ3）

圖16a～d為高應力反復拉壓下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-環(huán)向應變曲線。可見，試件無論受拉還是受壓，套筒中部截面近鋼筋側(cè)環(huán)向均以受拉為主，套筒主要起約束作用。所有試件環(huán)向最大拉應變均未超過套筒母材屈服應變。

圖16 高應力反復拉壓下套筒中部截面近鋼筋側(cè)荷載-環(huán)向應變曲線（SH3）Fig.16 Load-hoop strain curve for the middle section of the sleeve near steel bar under high stress repeated tension-compression loading(SH3)

4 APC接頭受力機理分析

（1）接頭受拉時應力分析

APC 接頭受拉時受力機理見文獻［16］。可見，加載初期套筒軸向受拉，加載后期套筒軸向受壓。

（2）接頭受壓時應力分析

以搭接長度短（L=6.0d）的套筒為例，在單向受壓荷載下，當壓力不大時，鋼筋及套筒與灌漿料之間的黏結(jié)應力分布如圖17 所示。圖17 中，τ表示鋼筋、套筒與灌漿料間黏結(jié)應力，τ1、τ2分別表示套筒中部預留鋼筋、后插入鋼筋的黏結(jié)應力，BC為套筒中線，B'、C'為套筒上黏結(jié)應力零線的端點。

2 根鋼筋的黏結(jié)應力沿長度方向是反對稱的。在套筒中部截面處，2根鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)應力大小相等，方向相反（圖17a、19a中τ1等于τ2）。圖18 為套筒中部截面沿套筒縱向黏結(jié)應力分布。A、A'為到2 根鋼筋距離相等的點，其受到的黏結(jié)應力作用為零，·表示垂直平面向外，×表示垂直平面向內(nèi)，符號的大小即表示黏結(jié)應力的大小。

圖17 荷載較小情況下試件受壓時鋼筋及套筒黏結(jié)應力Fig.17 Bond stress of steel bar and sleeve under lower loading(compression)

圖18 套筒中部截面沿套筒縱向黏結(jié)應力分布Fig.18 Distribution of longitudinal cohesive stress at the middle section along the sleeve

如圖17a 所示，荷載較小時，靠近2 根鋼筋受力端的鋼筋黏結(jié)應力較大，而靠近自由端的鋼筋黏結(jié)應力為零，因此在套筒端部截面上，套筒與灌漿料的黏結(jié)應力大小及方向主要由受力端鋼筋決定。對于試件加載端，由于后插入鋼筋所受的黏結(jié)應力遠大于預留鋼筋所受的黏結(jié)應力，因此該截面上套筒所受的黏結(jié)應力大小及方向由后插入鋼筋決定，套筒與后插入鋼筋較近處黏結(jié)應力較大，較遠處則較小，試件加載端的遠、近鋼筋側(cè)套筒所受的黏結(jié)應力與后插入鋼筋受壓方向一致。試件的自由端則與加載端相反，自由端截面上套筒所受黏結(jié)應力大小及方向主要由預留鋼筋決定，固定端遠、近鋼筋側(cè)套筒所受的黏結(jié)應力與預留鋼筋受壓方向一致。

如圖18 所示，在中部截面的遠鋼筋側(cè)B點處所受的黏結(jié)應力與后插入鋼筋受壓方向一致，在近鋼筋側(cè)C點與預留鋼筋受壓方向一致。近鋼筋側(cè)黏結(jié)應力為零的點C'偏向加載端一側(cè)，遠鋼筋側(cè)黏結(jié)應力為零的點B'偏向自由端一側(cè)。由圖17b 可見，在加載初期灌漿料給套筒的黏結(jié)應力方向相對，套筒軸向受壓。

加載到壓應力較大時，假設灌漿料無破壞，則鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)應力分布如圖19a 所示。與加載初期的分析類似，極限荷載自由端處的遠、近鋼筋側(cè)套筒所受的黏結(jié)應力與后插入鋼筋受壓方向一致，加載端處的遠、近鋼筋側(cè)套筒所受的黏結(jié)應力與預留鋼筋受壓方向一致。由圖18可知，在中部截面處的遠鋼筋側(cè)套筒所受的黏結(jié)應力與后插入鋼筋受壓方向一致，在近鋼筋側(cè)與預留鋼筋受壓方向一致。由圖19b 可見，荷載較大時灌漿料給套筒的黏結(jié)應力方向相背，套筒軸向受拉。

圖19 荷載較大情況下試件受壓時鋼筋及套筒黏結(jié)應力Fig.19 Bond stress of steel bar and sleeve under higher loading(compression)

隨著搭接長度增加，鋼筋、套筒黏結(jié)應力分布有所變化，有待進一步研究。

5 黏結(jié)強度計算公式

5.1 黏結(jié)因素灰色關聯(lián)分析

采用灰色關聯(lián)理論［17］定量分析鋼筋直徑d、搭接長度L、相對搭接長度L/d、套筒內(nèi)徑D、套筒壁厚t、含鋼率ρv、簡化含鋼率t/D與黏結(jié)強度關聯(lián)度，如表3所示。

由表3可知，簡化含鋼率t/D與黏結(jié)強度相關性最強，含鋼率ρv和黏結(jié)強度的相關性與簡化含鋼率t/D相當接近，套筒內(nèi)徑D次之。套筒壁厚t相對較弱，這是因為當套筒壁厚較小時（＜2.5 mm），套筒的約束能力隨著壁厚的增大而迅速增大，當套筒壁厚較大（≥2.5 mm）時，壁厚的增加對提高套筒的約束能力作用不大［18］，本次分析中大部分試件套筒壁厚較大（3 mm），導致t與黏結(jié)強度的相關性相對較弱。對于鋼筋直徑d、搭接長度L及相對搭接長度L/d，鋼筋直徑d與黏結(jié)強度關聯(lián)密切，相較于搭接長度L，相對搭接長度L/d與黏結(jié)強度相關性更好。

表3 各因素與黏結(jié)強度關聯(lián)度Tab.3 Correlation degree between each factor and bond strength

5.2 考慮缺陷影響的極限黏結(jié)應力計算公式

考慮黏結(jié)因素灰色關聯(lián)結(jié)果，并參考文獻［19］，選取以下函數(shù)對試件的極限黏結(jié)應力進行擬合：

極限黏結(jié)應力的擬合值與其試驗值的比在0.85～1.28 范 圍 內(nèi)，平 均 值 為1.00，標 準 差 為0.047，變異系數(shù)為0.047。圖20為極限黏結(jié)強度的擬合值與試驗值對比，可見兩者吻合度好。

圖20 極限黏結(jié)強度的擬合值與試驗值Fig.20 Fitting value and experimental value of ultimate bond strength

5.3 考慮缺陷影響的拉斷臨界搭接長度

鋼筋拉斷以及鋼筋-灌漿料黏結(jié)滑移破壞同時發(fā)生時的搭接長度為鋼筋拉斷臨界搭接長度，鋼筋達到了極限抗拉強度fu，由力的平衡可知，拉斷臨界搭接長度為

聯(lián)立式（2）和式（3）可得

將本試驗、文獻［6］中鋼筋極限抗拉強度代入式（4），對臨界搭接長度計算值Lcrx與試驗值Lcre進行比較，如表4 所示。由表4 可知，計算值與試驗值基本吻合。

表4 臨界搭接長度試驗值與計算值對比Tab.4 Comparison of critical lap length between test value and calculated value

表2 中，在搭接長度為12.5d防偏轉(zhuǎn)條件下，G組試件殘余變形基本滿足規(guī)范要求。式（4）計算得到的臨界搭接長度為13.0d，根據(jù)式（4）設計的試件也可滿足規(guī)范對高應力反復拉壓下殘余變形的要求。

6 結(jié)論

（1）單拉試件的破壞形式有鋼筋拉斷和拔出破壞2種。高應力反復拉壓試件的破壞形式有鋼筋拉斷、拔出和受壓彎曲破壞3種。

（2）經(jīng)過高應力反復拉壓后單拉，試件承載力有所強化，極限承載力比單拉時提高；由于偏轉(zhuǎn)的影響，未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施試件的承載力較采取有效防轉(zhuǎn)偏措施試件的低。

（3）單拉時，搭接長度及是否采取有效防偏轉(zhuǎn)措施對鋼筋拉斷破壞試件的延性影響不大。對于高應力反復拉壓后單拉試件，鋼筋出現(xiàn)了硬化現(xiàn)象，灌漿料裂縫發(fā)展充分，屈服位移加大，延性小于單拉試件。

（4）隨著搭接長度的增加，試件的殘余變形u0和u20均降低。采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件比未采取有效防偏轉(zhuǎn)措施的試件屈服前的剛度增大，殘余變形u0和u20減小。

（5）在單拉及高應力反復拉壓后單拉時，極限荷載下，隨著搭接長度的增大，套筒中部截面近鋼筋側(cè)縱向壓應變、環(huán)向拉應變減?。桓邞Ψ磸屠瓑簳r，隨著搭接長度的增大，受拉時套筒中部縱向應變由受壓轉(zhuǎn)化為受拉，受壓時套筒中部縱向應變由受拉轉(zhuǎn)化為受壓。

（6）基于鋼筋-混凝土黏結(jié)應力曲線，分析套筒縱向壓應力分布及發(fā)展過程。搭接長度較小時，加載前期套筒縱向受壓、加載后期套筒縱向受拉，與試驗結(jié)果吻合；隨著搭接長度的增加，鋼筋、套筒黏結(jié)應力分布有所變化，有待進一步研究。

（7）采用灰色關聯(lián)理論分析了APC接頭各變量和黏結(jié)強度間的相關性，得出套筒簡化含鋼率與極限黏結(jié)強度相關性最大。引入灌漿缺陷系數(shù)ω，提出極限黏結(jié)強度計算式及鋼筋拉斷臨界搭接長度計算式，計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合。

作者貢獻聲明：

余 瓊：試驗方案確定，試驗操作，試驗結(jié)果分析，公式推導與理論計算。

唐佩妍：試驗操作，試驗結(jié)果整理。

張星魁：試驗方案確定，試驗材料準備，試驗設備聯(lián)系。

范寶秀：試驗方案確定、試驗材料準備，試驗設備聯(lián)系。

張 志：試驗方案確定，試驗材料準備，試驗設備聯(lián)系。

陳振海：試驗方案確定，試驗材料準備，試驗設備聯(lián)系。