鋼套筒約束漿錨搭接試驗(yàn)及數(shù)值分析

王傳林, 劉澤平, 黃恩海

(汕頭大學(xué) 結(jié)構(gòu)安全與監(jiān)測工程技術(shù)研究中心,廣東 汕頭 515063)

鋼筋搭接作為錨固的一種特殊形式,可看作是兩根并排的鋼筋一同錨固于混凝土中,然后通過兩根鋼筋之間混凝土傳遞應(yīng)力,從而完成連接[1]。通過鋼筋搭接完成的連接在相向受力情況下,2根鋼筋相互分離的趨勢使得鋼筋之間的混凝土受剪,容易迅速破壞[2]。文獻(xiàn)[3]試驗(yàn)結(jié)果表明,搭接接頭破壞時,往往是2根鋼筋之間的混凝土產(chǎn)生劈裂裂縫,裂縫從兩端向中間發(fā)展,使得搭接黏結(jié)強(qiáng)度下降,最終導(dǎo)致鋼筋滑移撥出。在同一截面中,鋼筋的搭接率不宜過高,鋼筋間距不能太密集,保證有足夠的混凝土能夠用來傳遞搭接鋼筋間存在的應(yīng)力。因此,為了避免鋼筋的搭接發(fā)生破壞,必須設(shè)置足夠的搭接長度[4]。

在國內(nèi),套筒灌漿連接技術(shù)研究相對成熟[5-6],而約束漿錨搭接連接技術(shù)的研發(fā)應(yīng)用時間較短。文獻(xiàn)[7]提出插入式預(yù)留孔灌漿鋼筋搭接連接技術(shù),該技術(shù)是在預(yù)埋鋼筋附近預(yù)留孔洞,布置螺旋箍筋在搭接范圍內(nèi),鋼筋插入孔洞后灌漿,如圖1a所示。套筒約束漿錨搭接技術(shù)[8]是在2根搭接鋼筋外部放置套筒,并注入灌漿料,實(shí)現(xiàn)2根鋼筋的連接,如圖1b所示。插入式預(yù)留孔灌漿鋼筋搭接連接技術(shù)和套筒約束漿錨搭接技術(shù)都是利用鋼筋搭接傳力,并利用箍筋或套筒約束,提高接頭承載力。

目前,關(guān)于鋼套筒約束漿錨搭接接頭極限搭接長度的研究并不完善,沒有全面分析各方面因素對搭接長度的影響規(guī)律。本文在已有相關(guān)研究的基礎(chǔ)上,綜合考慮灌漿料強(qiáng)度和不同搭接長度2個影響因素,分析該類鋼套筒約束漿錨搭接頭的連接性能,使其極限搭接長度的研究更加完善。本文采用單向拉伸試驗(yàn)的研究方法,對鋼套筒約束漿錨搭接試件進(jìn)行拉伸,分析其破壞規(guī)律,評估其性能指標(biāo),從而全面分析該類新型接頭的連接性能,為確保裝配式構(gòu)件節(jié)點(diǎn)連接質(zhì)量和降低施工成本作出貢獻(xiàn)。

圖1 接頭構(gòu)造示意圖

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)參數(shù)

本試驗(yàn)選取搭接長度(ll)和灌漿料強(qiáng)度這2個變量作為主要影響因素,試件編號和2個變量取值見表1所列。

表1 試件灌漿料強(qiáng)度和搭接長度取值

鋼筋等級選為HRB400,鋼筋直徑(d)為12 mm,鋼套筒采用標(biāo)準(zhǔn)鋼管制作而成,材質(zhì)為Q235B,鋼套筒內(nèi)徑(D)和壁厚(t)分別為47、3 mm。試驗(yàn)灌漿料采用由杭州歐創(chuàng)涂料工廠提供的高強(qiáng)無收縮灌漿料,C80強(qiáng)度等級的灌漿料型號為H80通用型,試驗(yàn)平均抗壓強(qiáng)度為81.81 MPa(3個試件立方體抗壓強(qiáng)度分別為79.39、85.90、80.14 MPa);C60強(qiáng)度等級的灌漿料型號為H60通用型,試驗(yàn)平均抗壓強(qiáng)度為62.37 MPa (3個試件立方體抗壓強(qiáng)度分別為59.63、63.96、63.51 MPa);C30等級的灌漿料采用型號為PO.R的普通硅酸水泥配制,試驗(yàn)平均抗壓強(qiáng)度為35.05 MPa (3個試件立方體抗壓強(qiáng)度分別為34.22、34.24、36.68 MPa)。本試驗(yàn)鋼筋搭接長度小于文獻(xiàn)[9-11]中所規(guī)定的長度,主要是由于本試驗(yàn)采用了套筒約束,可大幅度降低鋼筋的搭接長度要求。此外,本試驗(yàn)的另一目的是為了驗(yàn)證套筒約束作用下的鋼筋搭接長度的最小極限值。

1.2 試件制作

首先將預(yù)留鋼筋點(diǎn)焊于套筒內(nèi)壁,再將插入鋼筋插入套筒,相互緊密搭接,最后再往套筒中灌入高強(qiáng)無收縮灌漿料,養(yǎng)護(hù)28 d,試件即可成型,如圖2所示。

圖2 搭接試件

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果

加載時,由于試件無側(cè)向力約束,逐漸增大的拉力會使鋼筋彎曲,套筒產(chǎn)生偏轉(zhuǎn),最終使上下鋼筋受力于同一條直線上。偏轉(zhuǎn)過程中,點(diǎn)焊于套筒的預(yù)留鋼筋隨套筒整體偏移,插入鋼筋彎折,端部的混凝土在鋼筋彎折過程中不斷拉碎脫落,直至完成試驗(yàn)。偏轉(zhuǎn)現(xiàn)象和破壞形式如圖3所示。試件破壞主要分為3種形式,即預(yù)留鋼筋拉斷、插入鋼筋拉斷和鋼筋滑移,試驗(yàn)未出現(xiàn)文獻(xiàn)[12]中灌漿料與套筒之間黏結(jié)破壞并脫落以及套筒拉斷的情況。各試件試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)見表2所列。

圖3 加載后試件破壞情況

表2 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)

試件30-100、30-120、30-180、30-300、60-100、60-120、60-180、6-300、80-100、80-120、80-180和80-300的平均承載力分別為54.59、54.14、65.93、69.70、71.48、71.90、64.62、71.82、74.60、75.41、68.46、70.40 kN。

2.2 力-位移曲線分析

各試件單向拉伸力-位移曲線如圖4所示。由于各試件力-位移曲線大同小異,本文僅列出3種具有代表性的力-位移曲線。

圖4 各試件力-位移曲線

經(jīng)對比分析上述不同破壞形態(tài)下的典型力-位移曲線和破壞形態(tài),得出以下5點(diǎn)規(guī)律:

(1) 鋼套筒約束漿錨搭接試件加載時發(fā)生偏轉(zhuǎn),試件剛度減小,鋼筋拉斷試件的力-位移曲線屈服臺階較短,不明顯;鋼筋滑移試件的力-位移曲線無屈服臺階;各試件彈性階段力-位移曲線的斜率隨著位移的增加略減小。

(2) 破壞形態(tài)為鋼筋滑移的試件,其力-位移曲線增加至峰值后,迅速下降,下降速率隨著位移增大而不斷減小,最后趨于平緩。試件總體呈脆性破壞。

(3) 破壞形態(tài)為鋼筋拉斷的試件,其力-位移曲線與鋼筋力-位移曲線相似,破壞時呈延性,證明鋼套筒約束漿錨搭接連接的鋼筋與單根鋼筋性能相似。

(4) 60-100-1、60-100-2和60-100-3同一個級別的試件中出現(xiàn)2種不同的破壞形態(tài),說明該等級下鋼套筒搭接試件鋼筋和灌漿料之間的黏結(jié)達(dá)到臨界狀態(tài),其臨界狀態(tài)下力-位移曲線的強(qiáng)化階段與鋼筋拉斷試件相似,鋼筋應(yīng)力已達(dá)到屈服應(yīng)力,但未達(dá)到極限抗拉強(qiáng)度就發(fā)生鋼筋滑移,力迅速下降,到達(dá)一定值后趨于平穩(wěn)。

(5) 對比各試件力-位移曲線,鋼筋滑移試件的承載力明顯低于其他破壞形態(tài)的試件。

2.3 強(qiáng)度分析

根據(jù)表2中各試件的抗拉強(qiáng)度fu和強(qiáng)屈比,按照文獻(xiàn)[9-10,13-14]中的標(biāo)準(zhǔn)對鋼筋接頭合格與否進(jìn)行判斷,結(jié)果見表3所列。

由表3可知:

(1) 灌漿料強(qiáng)度等級為C80時,試驗(yàn)中所有搭接長度都滿足各規(guī)范規(guī)定的強(qiáng)度要求;但是當(dāng)灌漿料強(qiáng)度等級為C60時,搭接長度只有大于120 mm才能滿足各規(guī)范規(guī)定的強(qiáng)度要求;而當(dāng)灌漿料強(qiáng)度等級只有C30時,鋼筋搭接長度只有大于300 mm時,才能滿足各規(guī)范規(guī)定的強(qiáng)度要求。該結(jié)果說明,灌漿料強(qiáng)度越高,所要求的最小搭接長度越小。

(2) 對比鋼筋拉斷試件的強(qiáng)度,相同搭接長度下,灌漿料強(qiáng)度等級為C80的試件普遍比C60等級的承載力有一定提高,說明灌漿料強(qiáng)度的提高可以提高試件的承載力。

表3 強(qiáng)度評價(jià)表

2.4 平均黏結(jié)應(yīng)力

鋼筋搭接是一種特殊的錨固,即受相向力的2根鋼筋錨固于各自混凝土中,而由于2根鋼筋相近,力能通過混凝土完成傳遞,從而形成有效搭接。本試驗(yàn)中預(yù)留鋼筋點(diǎn)焊于鋼套筒內(nèi)壁,形成整體,增加了預(yù)留鋼筋與灌漿料的接觸面,從而大幅度提高了預(yù)留鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)承載力,這也是本次試驗(yàn)未發(fā)生套筒與灌漿料滑移破壞的主要原因。而插入鋼筋錨固于鋼套筒中灌漿料,其與灌漿料的接觸面只有鋼筋表面,黏結(jié)承載力小很多,因此,發(fā)生鋼筋滑移破壞的試件全部為插入鋼筋滑移。

在36個試件的單向拉伸實(shí)驗(yàn)中,共有8個試件發(fā)生了黏結(jié)破壞(鋼筋滑移),現(xiàn)分析這8個試件的平均黏結(jié)應(yīng)力。黏結(jié)應(yīng)力計(jì)算簡圖如圖5所示。

圖5 黏結(jié)應(yīng)力計(jì)算簡圖

(1)

表4 8個試件平均黏結(jié)應(yīng)力

3 搭接長度取值

搭接連接的鋼筋受力狀態(tài)與單根鋼筋錨固相似,即鋼筋末端應(yīng)力值為0,鋼筋應(yīng)力增長需要黏結(jié)應(yīng)力的積累。由(1)式可知,黏結(jié)應(yīng)力隨著長度的增長而降低,這也是搭接連接鋼筋必須滿足一定的搭接長度的主要原因。為保證鋼筋搭接或錨固的安全可靠,中國、美國和英國從不同側(cè)重點(diǎn)出發(fā),對鋼筋搭接長度提出了明確的規(guī)范要求。

3.1 三國規(guī)范的搭接長度取值對比

(1) 中國規(guī)范。中國《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[15](下稱“中國規(guī)范”)給出的縱向受拉鋼筋搭接長度計(jì)算公式為:

ll=ζlla

(2)

la=ζalab

(3)

(4)

其中:ll為縱向受拉鋼筋的搭接長度;ζl為與縱向搭接鋼筋接頭面積百分率有關(guān)的修正系數(shù);la為鋼筋錨固長度;ζa為與實(shí)際條件相關(guān)的修正系數(shù);lab為鋼筋基本錨固長度;α為鋼筋外形系數(shù);fy為普通鋼筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;ft為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

中國規(guī)范規(guī)定,ll不小于300 mm,縱向受壓鋼筋搭接長度不小于ll的70%,最小不低于200 mm。

(2) 美國規(guī)范。美國《ACI 318M-11》[1](下稱“美國規(guī)范”)與中國規(guī)范相似,都以錨固長度為基礎(chǔ),利用系數(shù)進(jìn)行長度修正。由于相關(guān)規(guī)定篇幅過長,本文僅介紹適用于本次試驗(yàn)的相關(guān)規(guī)定。對于A類接頭,相關(guān)計(jì)算公式為:

(5)

ll=1.0la

(6)

其中:λ為混凝土力學(xué)性能下降系數(shù),常規(guī)混凝土?xí)r取1.0;fc′為混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度,其值大小約為0.79～0.80的立方體抗壓強(qiáng)度;ψt為根據(jù)鋼筋位置確定的修正系數(shù),一般情況取1.0;ψe為根據(jù)鋼筋表面涂料確定的修正系數(shù),表面未噴涂的鋼筋取1.0;d≤20 mm。

(3) 英國規(guī)范。英國《BS EN 1992-1-1:2004+A1:2014》[11](下稱“英國規(guī)范”)計(jì)算比較繁瑣,需取用的系數(shù)較多。雖然其搭接長度的計(jì)算也是將基本錨固長度進(jìn)行系數(shù)修正,但其基本錨固長度的計(jì)算方式卻與中、美兩國規(guī)范不同。中國和美國規(guī)范的鋼筋錨固長度計(jì)算時,認(rèn)為鋼筋屈服,且錨固長度從鋼筋最大應(yīng)力點(diǎn)起算,而英國規(guī)范的錨固長度從應(yīng)力為鋼筋設(shè)計(jì)應(yīng)力σsd起算,相關(guān)計(jì)算公式為:

fbd=2.25η1η2fctd

(7)

lb.rqd=(d/4)(σsd/fbd)

(8)

l0=α1α2α3α5α6lb.rqd≥l0.min

(9)

其中:fbd為極限黏結(jié)應(yīng)力設(shè)計(jì)值;fctd為混凝土抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;η1為與黏結(jié)情況和鋼筋位置相關(guān)的修正系數(shù);η2為與鋼筋直徑相關(guān)的修正系數(shù);lb.rqd為所需基本錨固長度;α1為鋼筋樣式影響系數(shù);α2為混凝土保護(hù)層厚度影響系數(shù);α3為鋼筋交錯形式影響系數(shù);α5為沿設(shè)計(jì)錨固長度傳遞到破裂面的壓力影響系數(shù);α6為截面鋼筋搭接面積比例影響系數(shù);l0.min為最小搭接長度,規(guī)定l0.min≥max{0.3α6lb.rqb;15d;200 mm},計(jì)算時具體參數(shù)按規(guī)范取用。當(dāng)d=12 mm時,按中、美、英三國規(guī)范計(jì)算本次試驗(yàn)搭接試件的搭接長度結(jié)果見表5所列。由表5可知:

表5 中、美、英三國規(guī)范鋼筋搭接長度計(jì)算值 單位:mm

(1) 三國規(guī)范側(cè)重點(diǎn)和計(jì)算方式不同,計(jì)算所得鋼筋搭接長度均不相同。

(2) 中國規(guī)范在鋼筋搭接長度的計(jì)算上略大于英國規(guī)范,而美國規(guī)范卻相對保守,計(jì)算值均大于按中、英兩國規(guī)范所規(guī)定的計(jì)算值。

(3) 三國在搭接長度計(jì)算時均為以錨固長度為基礎(chǔ),再以各類修正系數(shù)進(jìn)行修正計(jì)算。其中以英國規(guī)范的計(jì)算方式最為繁瑣,系數(shù)取用太多,相比而言,中國規(guī)范更加簡單實(shí)用。

(4) 三國規(guī)范均未對有約束形式下的搭接長度有明確規(guī)定。

3.2 鋼套筒約束漿錨搭接長度建議

由表2和表3可知,鋼套筒約束漿錨搭接連接試件所需的搭接長度遠(yuǎn)低于中、美、英三國規(guī)范的計(jì)算搭接長度值。這是由于在本次搭接試件的單向拉伸試驗(yàn)中,當(dāng)鋼筋受拉時,插入鋼筋與灌漿料有相離的趨勢,灌漿料內(nèi)部產(chǎn)生大量斜裂縫,隨著拉力增大,裂縫不斷擴(kuò)展,但在鋼套筒的約束下,內(nèi)部斜裂縫發(fā)展緩慢,從而增強(qiáng)了搭接試件的連接性能。在沒有套筒約束的情況下,需要靠足夠長的搭接長度才能滿足安全的承載力,但是在有套筒約束的情況下,套筒提供了足夠的約束應(yīng)力,從而提高了搭接節(jié)點(diǎn)的承載力。

對比分析本次試驗(yàn)結(jié)果,可知:

(1) 當(dāng)d=12 mm且灌漿料強(qiáng)度等級為C30時,ll≥300 mm,可使搭接鋼筋達(dá)到屈服并拉斷。

(2) 當(dāng)d=12 mm且灌漿料強(qiáng)度等級為C60時,ll≥120 mm,可使搭接鋼筋達(dá)到屈服并拉斷,且ll=100 mm時,試件發(fā)生臨界滑移破壞。

(3) 當(dāng)d=12 mm且灌漿料強(qiáng)度等級為C80時,若ll≥100 mm,可使搭接鋼筋達(dá)到屈服并拉斷。

一方面,由于搭接試件單向拉伸試驗(yàn)時周圍無混凝土約束,試驗(yàn)過程中試件發(fā)生偏轉(zhuǎn),一定程度上削弱了試件搭接性能;另一方面,搭接長度要保證一定安全冗余度。綜合考慮上述因素,本文給出ll取值建議如下:若灌漿料強(qiáng)度等級為C30,則ll=30d;若灌漿料強(qiáng)度等級為C80,則ll=15d;若灌漿料強(qiáng)度等級在C30與C80之間,則ll在15d和30d之間線性插值取用,可以確保所選的搭接長度大于最小搭接長度。灌漿料強(qiáng)度與鋼筋最小搭接長度取值關(guān)系曲線如圖6所示。但是需注意的是,該建議是基于本試驗(yàn)結(jié)果而總結(jié)出來的,由于試驗(yàn)組數(shù)少,所得數(shù)據(jù)較少,在統(tǒng)計(jì)上存在一定誤差,因此本文所給的套筒約束下的鋼筋搭接長度取值過于保守。為獲得更精確的數(shù)值,后續(xù)試驗(yàn)組數(shù)將增加,并且需要考慮鋼筋直徑。

圖6 灌漿料強(qiáng)度與鋼筋最小搭接長度取值關(guān)系曲線

4 鋼套筒約束分析模型

灌漿套筒中的鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)力由機(jī)械咬合力起主要作用,如圖7所示。鋼筋與灌漿料機(jī)械咬合力作用產(chǎn)生法向應(yīng)力σ和切向黏結(jié)應(yīng)力τ,其中,法向應(yīng)力σ引起灌漿料膨脹,但是鋼套筒約束了灌漿料的膨脹。接頭中的2根搭接鋼筋通過灌漿料和鋼套筒傳遞應(yīng)力,其中,鋼套筒能夠提供約束作用減小灌漿料的徑向變形。

圖7 搭接接頭鋼筋、灌漿料及套筒受力情況

參考文獻(xiàn)[6],將鋼套筒漿錨約束的搭接鋼筋作為力學(xué)模型進(jìn)行分析,如圖8所示。

圖8 鋼套筒約束漿錨搭接力學(xué)模型

當(dāng)灌漿料達(dá)到其極限抗拉強(qiáng)度時,搭接鋼筋拉斷,整個搭接接頭失效,因此可建立平衡方程為:

2σd=2σut+ftk(D-2d)

(10)

其中:σu為鋼套筒的正應(yīng)力;ftk為灌漿料抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。假設(shè)σ=τ,聯(lián)立(1)式、(10)式可轉(zhuǎn)寫為:

(11)

其中,fyk為鋼筋屈服標(biāo)準(zhǔn)值;As為受拉鋼筋橫截面面積。通過(11)式可求出ll值,且t、D及ftk越大,ll越小,而d越大,ll越長。由于鋼套筒搭接接頭中鋼套筒所承擔(dān)的拉應(yīng)力較小,大部分拉力值由灌漿料承擔(dān),且為了確保搭接接頭的安全性,可適當(dāng)增加搭接鋼筋的搭接長度。因此,在利用(11)式初步估算鋼筋搭接長度時,可不考慮鋼套筒的拉力。

5 數(shù)值分析

5.1 數(shù)值分析模型

本研究采用Midas FEA有限元軟件對鋼套筒約束漿錨搭接進(jìn)行數(shù)值模擬。因篇幅所限,本文只進(jìn)行1個鋼套筒約束漿錨搭接接頭(60-180-1)的數(shù)值分析,以此分析鋼套筒接頭的受力情況。鋼筋、鋼套筒和灌漿料均采用三維實(shí)體單元,接觸單元采用零厚度的界面單元模擬。接頭的有限元模型網(wǎng)格劃分如圖9所示。

圖9 搭接接頭網(wǎng)格劃分

5.2 材料本構(gòu)關(guān)系

鋼套筒及鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系均采用雙線性等向強(qiáng)化模型,分別如圖10、圖11所示。灌漿料的應(yīng)力-應(yīng)變曲線參考混凝土的本構(gòu)模型。灌漿料的實(shí)測抗壓強(qiáng)度為62.4 MPa,實(shí)測抗拉強(qiáng)度為3.25 MPa。鋼筋與灌漿之間的零厚度界面單元采用黏結(jié)滑移本構(gòu)模型。

圖10 鋼套筒應(yīng)力-應(yīng)變曲線

圖11 鋼筋應(yīng)力-應(yīng)變曲線

5.3 數(shù)值分析結(jié)果

d=12 mm、ll=180 mm的鋼套筒約束漿錨搭接接頭的試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明,接頭的平均極限承載力為64.62 kN。而本文通過有限元模型經(jīng)數(shù)值模擬獲得的極限承載力為63.82 kN,與試驗(yàn)結(jié)果接近,證明本文的有限元模型和假設(shè)合理。有限元模型應(yīng)力云圖如圖12所示。

由圖12可知,有限元模型結(jié)果與鋼套筒約束漿錨搭接接頭實(shí)際受力狀態(tài)相符,鋼筋應(yīng)力到達(dá)其極限承載力,試驗(yàn)與數(shù)值分析中接頭失效均為鋼筋達(dá)到極限承載力而破壞。由圖12a可知,鋼筋搭接部位的應(yīng)力較小,且越往套筒深處,應(yīng)力值越小。由圖12b可知,灌漿料整體拉應(yīng)力較為均勻,但是由于鋼筋在加載之后會發(fā)生傾斜,會使套筒端部處的灌漿料產(chǎn)生應(yīng)力集中,因此,該處的灌漿料易壓碎。由圖12d可知,鋼套筒的拉應(yīng)力值較小,只在套筒端部因鋼筋傾斜而造成局部應(yīng)力增大。

圖12 有限元模型應(yīng)力云圖

6 結(jié) 論

(1) 鋼套筒約束漿錨搭接能夠大幅度減小鋼筋的搭接長度,而且鋼筋搭接長度隨著灌漿料強(qiáng)度等級的增長而減小。

(2) 插入鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)應(yīng)力隨著灌漿料強(qiáng)度等級的增長而增長,但平均黏結(jié)應(yīng)力隨著鋼筋搭接長度的增大而減小。

(3) 鋼筒約束漿錨搭接試件鋼筋拉斷時均為延性破壞,有利于抗震結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

(4) 對比中、美、英三國的混凝土結(jié)構(gòu)規(guī)范對鋼筋搭接長度的要求,發(fā)現(xiàn)英國規(guī)范對于鋼筋搭接長度的計(jì)算值最小,美國規(guī)范計(jì)算值較為保守,但中國規(guī)范的計(jì)算方式更為簡單實(shí)用。

(5) 鋼套筒約束漿錨鋼筋搭接長度與鋼套筒厚度和內(nèi)徑以及灌漿料強(qiáng)度成反向關(guān)系,而與鋼筋直徑成正向關(guān)系。

(6) 通過有限元模擬可較準(zhǔn)確地分析鋼套筒約束漿錨搭接接頭的受力性能,為進(jìn)一步研究鋼套筒約束漿錨搭接的應(yīng)用提供了借鑒。