張淞棋，鄭小紅，宋 琢

（1.華南理工大學(xué)土木與交通學(xué)院，廣州 510640；2.廣州市市政工程機(jī)械施工有限公司，廣州 510060）

套筒灌漿連接是目前裝配式橋墩主要的拼接方式，基本施工步驟是先在澆筑橋墩結(jié)構(gòu)時(shí)，在內(nèi)部預(yù)埋入套筒，下部的承臺伸出連接鋼筋，拼接時(shí)插入對應(yīng)的套筒內(nèi)，如圖1所示，然后往套筒內(nèi)灌入無收縮高強(qiáng)灌漿料，硬化后通過鋼筋與灌漿料之間的黏結(jié)力實(shí)現(xiàn)傳力的一種鋼筋連接方式.灌漿套筒連接技術(shù)對鋼筋的對中要求很高，實(shí)際施工過程中，存在上下鋼筋拼接偏心的情況，如圖1 c所示，使灌漿的流暢性降低，導(dǎo)致套筒內(nèi)部可能出現(xiàn)空隙或灌漿缺陷，對灌漿套筒受力性能造成不利影響，為確保鋼筋傳力的可靠性，十分必要研究偏心情況下的灌漿套筒的受力和變形性能.

圖1 全灌漿套筒連接技術(shù)Fig.1 Full grouting sleeve connection technique

有不少學(xué)者［1-5］研究了不同類型的灌漿缺陷對鋼筋套筒連接件受力性能影響，但主要是針對灌漿飽滿度不足的缺陷，關(guān)于鋼筋拼接偏心的影響相對缺乏.匡志平等［6］通過人為控制灌漿料含量，以模擬實(shí)際工程中灌漿飽滿度不足的缺陷對鋼筋套筒灌漿連接件的承載力和變形的影響.鄭清林等［7］通過單向拉伸試驗(yàn)，對比不同位置灌漿缺陷的軸心和偏心灌漿套筒連接試件的承載力和變形，表明鋼筋偏心的試件錨固效果較差，在試件破壞前產(chǎn)生更大滑移，總體變形能力更差.孫彬、毛詩洋等［8］對鋼筋偏置的半灌漿套筒進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)，結(jié)果表明鋼筋位置偏移會使試件的變形能力下降.吳玉龍、顧盛等［9］制作了不同灌漿飽滿度的兩種型號灌漿套筒試件，分別進(jìn)行對中單向拉伸、偏置單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓以及大變形反復(fù)拉壓等試驗(yàn)，結(jié)果表明連接鋼筋的偏位會使套筒灌漿連接接頭的力學(xué)性能略有降低.張嘉欣［10］研究半灌漿套筒鋼筋連接性能，考慮了鋼筋偏置情況、指出鋼筋偏置5 mm時(shí)，連接件的承載力和變形能力減小，試件的破壞模式為鋼筋拉伸斷裂.李猛等［11］采用有限元軟件ABAQUS對三種不同直徑（?16，?22，?25）的鋼筋，以及不同程度的偏心率（偏心率i=偏心距e/套筒直徑D），最大偏心率為10.53%，共18個(gè)偏心鋼筋套筒灌漿連接進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)的數(shù)值模擬研究.結(jié)果表明，接頭的偏心率控制在10%以內(nèi)，灌漿套筒傳力可靠，滿足《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》［12］中Ⅰ級接頭的規(guī)定；鋼筋偏心導(dǎo)致套筒應(yīng)力呈現(xiàn)出不均勻分布，套筒應(yīng)力呈現(xiàn)漸變趨勢，從中間到端部不斷減小，在套筒變形處出現(xiàn)應(yīng)力集中.胡瑞［13］采用ANSYS Workbench建模，對鋼筋偏心的半灌漿套筒連接件進(jìn)行單軸拉伸受力下的有限元數(shù)值仿真分析，結(jié)果表明，當(dāng)鋼筋偏心距在1～3 mm時(shí)，破壞模式為鋼筋拉伸斷裂；隨著鋼筋偏心距達(dá)到4 mm，破壞模式為鋼筋未屈服被拔出.以上學(xué)者采用拉伸實(shí)驗(yàn)或有限元數(shù)值分析方法，研究了鋼筋偏置對灌漿套筒連接件力學(xué)性能影響，然而，研究對象大部分是鋼筋半套筒連接件，試驗(yàn)研究主要關(guān)注連接件的極限強(qiáng)度，關(guān)于鋼筋和套筒的應(yīng)力、應(yīng)變分析相對缺乏；現(xiàn)有研究考慮鋼筋偏心的情況是將鋼筋進(jìn)行平移形成偏心距，上下鋼筋中心線仍然與套筒中心線平行；對于裝配式橋墩來說，實(shí)際拼接時(shí)，上下鋼筋筋中心線與套筒中心線存在一定角度θ形成偏心，如圖1 c所示，實(shí)際拼接偏心條件下灌漿套筒連接件的力學(xué)性能還需要進(jìn)一步的試驗(yàn)驗(yàn)證；另一方面，由于墩柱的灌漿套筒節(jié)點(diǎn)屬于隱蔽工程，預(yù)埋在墩柱內(nèi)進(jìn)行拼接的偏心灌漿套筒連接件傳力可靠性研究未見報(bào)道.

因此，為了研究灌漿套筒連接的裝配式橋墩在現(xiàn)有施工技術(shù)下，當(dāng)拼接存在鋼筋偏心時(shí)灌漿套筒連接傳力的可靠性，本文依托廣州市芳村大道快捷化改造裝配式橋墩項(xiàng)目，采用與實(shí)際工程相同的施工工藝，考慮了兩種直徑的鋼筋和連接套筒、鋼筋拼接偏心以及預(yù)埋在裝配式橋墩內(nèi)的情況，制作了13全灌漿套筒試件，進(jìn)行單向拉伸試驗(yàn)研究，結(jié)合有限元數(shù)值仿真計(jì)算，分析其極限破壞形態(tài)、鋼筋與套筒的應(yīng)變、套筒應(yīng)力場分布，以探討鋼筋拼接偏心對受力性能的影響，為實(shí)際工程的質(zhì)量驗(yàn)收提供基本依據(jù)，為同類工程的提供參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件

試驗(yàn)考慮的參數(shù)有鋼筋直徑d、鋼筋偏心以及預(yù)埋在墩柱內(nèi)，設(shè)計(jì)了5組共13個(gè)試件，如表1所示.連接鋼筋直徑主要有?25和?32兩種，對應(yīng)的套筒有中建-25，OVM-32兩種類型；C組和D組分別為對中和偏心試件，T組為采用和實(shí)際裝配式橋墩一樣的施工工藝，澆筑并預(yù)埋在墩柱內(nèi)部的灌漿套筒連接件，設(shè)置了1個(gè)偏心試件.由于套筒幾何尺寸的限制以及端部用于定位的橡皮塞，上下鋼筋拼接時(shí)，鋼筋最大的偏心角θ為3°，偏心角θ為鋼筋中心線與套筒中心線夾角.

表1 試件分組Tab.1 Specimen grouping

C組和D組試件制作過程如下：定位→灌漿→養(yǎng)護(hù)28 d，如圖2所示.定位采用鋼制框架，將鋼筋通過焊接固定在鋼框架上，采用激光水平儀進(jìn)行鋼筋中心對中調(diào)整，C組對心，D組試件的下側(cè)鋼筋設(shè)置傾斜.灌漿后在實(shí)驗(yàn)室內(nèi)常溫環(huán)境下養(yǎng)護(hù)28 d.

圖2 C組和D組試件制作Fig.2 The production of specimens in Group C and D

T組3個(gè)試件來源于課題組采用與實(shí)際工程相同的施工工藝，制作的灌漿套筒連接裝配式橋墩縮尺模型，在進(jìn)行軸壓結(jié)合水平單向推力荷載實(shí)驗(yàn)后，鑿出墩柱受壓區(qū)側(cè)預(yù)埋的套筒，其中，?25-T-1～2是對中的鋼筋灌漿套筒連接件，?25-T-3則是模擬了鋼筋偏心的情況.

1.2 材料

1.2.1 套筒 套筒有兩種類型，連接?25鋼筋是由中建機(jī)械公司生產(chǎn)的帶肋套筒，連接?32鋼筋的連接套筒與依托工程中相同；是由歐維姆（OVM）生產(chǎn)的鑄鐵套筒.

1.2.2 鋼筋 采用兩種直徑的連接鋼筋，分別為?25和?32，鋼筋級別均為HRB400，按照《金屬材料拉伸試驗(yàn)第1部分：室溫試驗(yàn)方法》（GB/T 228.1—2010）［14］中規(guī)定，進(jìn)行鋼筋標(biāo)準(zhǔn)試樣的拉伸試驗(yàn)，得到鋼筋材料參數(shù)指標(biāo)為：屈服強(qiáng)度445 MPa，極限強(qiáng)度615 MPa，彈性模量為205 GPa.

1.2.3 灌漿料 采用OVM生產(chǎn)的灌漿料，根據(jù)《水泥膠砂強(qiáng)度檢驗(yàn)方法（ISO法）》（GB/T 17671—1999）［15］、《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［16］中相關(guān)規(guī)定制作試塊，并測其坍落度、抗壓強(qiáng)度和抗折強(qiáng)度.制作尺寸為40 mm×40 mm×160 mm若干組試件，在標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù).采用壓力試驗(yàn)機(jī)（型號：YAW-300CE），分別測量3 d、7 d和28 d的抗壓強(qiáng)度和抗折強(qiáng)度.

灌漿料的坍落度測量結(jié)果為320 mm，大于《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［16］規(guī)定的初始流動度≥300 mm的要求.不同齡期的灌漿料材料抗壓、抗折試驗(yàn)結(jié)果如表2所示.根據(jù)《鋼筋套筒灌漿連接應(yīng)用技術(shù)規(guī)程》（JGJ 355—2015）［16］中要求，灌漿料的3 d抗壓強(qiáng)度要≥60 MPa，28 d抗壓強(qiáng)度要≥85 MPa，可見滿足規(guī)范要求.灌漿料坍落度、抗壓強(qiáng)度以及抗折強(qiáng)度試驗(yàn)如圖3所示.

表2 灌漿料試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Grouting material test results

1.3 應(yīng)變片布置

為了測量試件在單向拉伸試驗(yàn)過程中鋼筋以及套筒的應(yīng)變，在每個(gè)試件上共布置了10個(gè)應(yīng)變測點(diǎn)，其中在上、下連接的鋼筋表面沿軸向設(shè)置應(yīng)變片各兩個(gè)，編號分別為S1、S2、S3、S4.在套筒表面設(shè)置6個(gè)應(yīng)變片，包括3個(gè)軸向應(yīng)變片以及3個(gè)橫向應(yīng)變片，分別布置于套筒高度方向的1/4、1/2、3/4處，編號分別為V1、V2、V3以及H1、H2、H3.應(yīng)變片布置及編號如圖4所示.

圖3 灌漿料試件及加載裝置Fig.3 Grouting samples and its loading devices

圖4 灌漿套筒試件應(yīng)變片布置圖（單位：mm）Fig.4 Layout of strain gauges for grouting sleeves

1.4 試驗(yàn)裝置及加載制度

采用WAW-2000微機(jī)控制電液伺服萬能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，對所有試件采用從零至破壞的一次加載，加載速率為0.05 mm/s；使用應(yīng)變采集儀自動采集應(yīng)變數(shù)據(jù)，如圖5所示.

2 主要試驗(yàn)結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

所有試件都發(fā)生套筒外連接鋼筋的斷裂破壞，如圖6所示，說明試驗(yàn)中的灌漿套筒連接試件均具有較好的連接性能.在鋼筋屈服前，在膠塞處的灌漿料沒有松動或拔出現(xiàn)象；鋼筋屈服后，套筒頂部的連接鋼筋慢慢出現(xiàn)頸縮，鋼筋表皮有脫落現(xiàn)象，最終鋼筋在頸縮處發(fā)生斷裂.鋼筋拉斷后，個(gè)別試件如C1、C2，套筒端頭的膠塞有松動脫離現(xiàn)象（圖6 b），是由于鋼筋拉伸過程中帶動膠塞移動，但灌漿料均沒有出現(xiàn)拔出破壞.

圖5 加載設(shè)備Fig.5 Loading devices

圖6 試件破壞形態(tài)Fig.6 Failure patterns of specimens

2.2 極限承載力

對于灌漿套筒連接的接頭強(qiáng)度，《鋼筋連接用灌漿套筒》（JG/T 398—2019）［17］以及《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》（JGJ 107—2016）［12］中規(guī)定需滿足Ⅰ級接頭要求，具體為：如果發(fā)生鋼筋母材的鋼筋拉斷，則試件實(shí)際抗拉強(qiáng)度fmst＞鋼筋的抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fstk；如發(fā)生鋼筋從套筒中拔出的連接件破壞，則相應(yīng)的強(qiáng)度要求為或fmst＞1.1fstk.fmst為連接件的極限承載力Pu除以鋼筋面積；根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī) 范》（GB 50010—2010）［18］，本次試驗(yàn)采用的鋼筋為HRB400，鋼筋極限強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fstk為540 MPa.

表3中的結(jié)果表明，本次試驗(yàn)所有灌漿套筒試件均滿足規(guī)定中的Ⅰ級接頭標(biāo)準(zhǔn).

表3 試件試驗(yàn)結(jié)果及破壞形態(tài)Tab.3 Test results and failure modes of specimens

2.3 荷載-位移曲線

2.3.1 鋼筋直徑的影響 圖7是兩種直徑（?32，?25）鋼筋對中的C組灌漿套筒試件與標(biāo)準(zhǔn)的同直徑鋼筋拉伸試驗(yàn)的荷載-位移曲線對比.從整體上看，灌漿套筒連接件的力學(xué)性能與同直徑的鋼筋相似，均分為彈性、屈服、強(qiáng)化、頸縮四個(gè)階段.其中彈性階段兩者非常接近，進(jìn)入屈服階段后有差異.鋼筋套筒連接件的屈服荷載比鋼筋的要低約5%，屈服平臺比鋼筋稍長，強(qiáng)化過程比鋼筋要長，極限荷載比鋼筋稍低5%～10%.相比于同直徑的單根鋼筋整體受力，鋼筋灌漿套筒連接件包括不同材料之間的傳力過程和變形，端部鋼筋受力后，通過與灌漿料的黏結(jié)力將力傳遞給另一端的鋼筋，灌漿料與套筒之間通過黏結(jié)引起套筒的受力變形，作為一個(gè)整體受力，當(dāng)黏結(jié)和傳力可靠時(shí)，最終發(fā)生鋼筋的拉斷破壞.

2.3.2 偏心的影響 圖8是同一種直徑鋼筋灌漿套筒試件的偏心D組與對中C組的荷載-位移曲線對比.在彈性階段，偏心試件的曲線斜率比對中試件低，說明偏心降低了套筒連接件的剛度，相同的荷載下，變形更大；屈服階段和強(qiáng)化階段對比表明，鋼筋偏心對套筒連接件的屈服荷載、極限荷載影響不大，但鋼筋偏心使屈服階段稍微延后，延遲試件的屈服，在?25組試件中有比較明顯的屈服平臺，但在?32組試件中屈服平臺變得不明顯，說明偏心試件的延性變差.

圖7 C組試件荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of group C specimens

圖8 鋼筋偏心與對中試件的荷載-位移曲線Fig.8 Load-displacement curves of specimens of eccentric and centering rebars

2.3.3 預(yù)埋試件 圖9是預(yù)埋在裝配式橋墩內(nèi)部的灌漿套筒試件（T組），與同直徑非預(yù)埋件（?25-C組）的荷載-位移曲線對比.T組裝配式橋墩縮尺模型單向加載試驗(yàn)中處于受壓側(cè)，鋼筋的連接和灌漿料均沒有損壞.圖中可見，彈性段T組三個(gè)試件的剛度比C組稍有降低，變形更大；屈服荷載和C組接近，但對應(yīng)的屈服位移較大.強(qiáng)化段承載力降低，極限荷載相比于C組降低約5%～10%.T-3是偏心試件，與T-1，T-2相比，規(guī)律與上述偏心影響相似，主要是推遲屈服，延性變差.

圖9 預(yù)埋灌漿套筒試件與非預(yù)埋試件的荷載-位移曲線Fig.9 Load-displacement curves of embedded sleeve specimens and non-embedded specimens

2.4 鋼筋和套筒應(yīng)變

圖10是同一種直徑鋼筋灌漿套筒試件的偏心D組與對中C組試件的鋼筋與套筒的應(yīng)變-荷載曲線，圖中με表示微應(yīng)變，下同.其中，套筒應(yīng)變選取套筒中部V2應(yīng)變片，鋼筋上的應(yīng)變選取S1～S4應(yīng)變片中應(yīng)變最大值進(jìn)行對比分析.D組與C組試件的鋼筋和套筒應(yīng)變發(fā)展規(guī)律一致，鋼筋先于套筒達(dá)到屈服階段，套筒在整個(gè)單向拉伸過程中始終保持在彈性階段，鋼筋屈服后，變形增大，套筒的應(yīng)變明顯開始增大，表明套筒具有良好的傳力性能.

對比同一直徑的C組和D組鋼筋的應(yīng)變，鋼筋屈服前，D組試件的鋼筋應(yīng)變比C組試件的鋼筋應(yīng)變稍大，表明鋼筋偏心時(shí)，鋼筋在相同荷載下變形更大，偏心對?25鋼筋的影響比?32的大.

圖10 鋼筋與套筒應(yīng)變對比Fig.10 Strain comparison of rebars and sleeves

圖11是預(yù)埋在裝配式橋墩內(nèi)部的灌漿套筒試件（T組）的鋼筋與套筒的應(yīng)變-荷載曲線，以25-C-1的應(yīng)變-荷載曲線為參照.可見，T組試件的鋼筋應(yīng)變比套筒大，鋼筋屈服后，套筒的應(yīng)變相應(yīng)增大.鋼筋偏心的預(yù)埋試件（試件編號：25-T-3）也表現(xiàn)出相同規(guī)律，則預(yù)埋的灌漿套筒試件仍有良好的傳力性能.

3 有限元分析

分別建立?25和?32兩種直徑的鋼筋軸心和偏心灌漿套筒連接件，進(jìn)行單向拉伸受力下的有限元分析，以進(jìn)一步探明偏心對灌漿套筒應(yīng)力分布的影響.

3.1 模型

圖11 25-T組鋼筋與套筒應(yīng)變對比Fig.11 Comparison of strains between rebars and sleeves in group 25-T

3.1.1 材料本構(gòu) 灌漿料的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系參考文獻(xiàn)［11，19］.根據(jù)表2中灌漿料材料性能試驗(yàn)結(jié)果以及《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》（DBJ43T 325—2017）［20］，灌漿料軸心抗壓強(qiáng)度取81 MPa，彈性模量取31 GPa，泊松比取為0.2.

試驗(yàn)采用的鋼筋型號為HRB400，本構(gòu)關(guān)系采用Esmaeily-Xiao鋼筋模型［21］，并考慮了可模擬內(nèi)部柔性損傷模型.鋼筋本構(gòu)模型相關(guān)參數(shù)根據(jù)1.2節(jié)鋼筋材性試驗(yàn)測得試驗(yàn)值進(jìn)行取值，彈性模量取205 GPa，屈服強(qiáng)度取445 MPa，極限強(qiáng)度取615 MPa.

試驗(yàn)中有OVM套筒和中建帶肋套筒兩種型號套筒，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)在文中的有限元分析中采用鋼材理想彈塑性本構(gòu).彈性模量取205 GPa，屈服強(qiáng)度取445 MPa.

3.1.2 幾何模型 采用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行模擬分析.各部件根據(jù)實(shí)體幾何尺寸進(jìn)行建模并分別賦予材性屬性，采用結(jié)構(gòu)化的網(wǎng)格.其中，鋼筋與灌漿套筒采用六面體單元C3D8R，灌漿料由于灌漿套筒內(nèi)部存在肋結(jié)構(gòu)，且分析考慮鋼筋偏心情況的影響，灌漿料的集合形狀較不規(guī)則，所以采用四面體單元C3D10M（圖12）.

圖12 有限元模型Fig.12 Finite element models of specimens

3.1.3 約束條件 由于試驗(yàn)結(jié)果全部為鋼筋拉斷且未見灌漿料有明顯的滑移，在有限元中不考慮灌漿料與鋼筋之間的黏結(jié)滑移.套筒與灌漿料之間采用接觸對算法，參考相關(guān)文獻(xiàn)，摩擦系數(shù)取0.4［11］.在一端鋼筋截面上施加軸向位移150 mm，在另一端鋼筋截面對稱處施加固定約束.

3.2 荷載-位移曲線

圖13為試件25-C-1、32-C-1試驗(yàn)結(jié)果與有限元模型計(jì)算結(jié)果對比，可見兩者吻合良好，荷載位移曲線發(fā)展規(guī)律與試驗(yàn)結(jié)果一致，且計(jì)算所得屈服荷載與極限荷載接近，說明采用的有限元分析模型是有效的.

圖13 有限元荷載-位移曲線Fig.13 The load-displacement curves of the finite element models

3.3 灌漿套筒連接件應(yīng)力分布

圖14是?25和?32兩種鋼筋對中和偏心試件在鋼筋屈服前套筒應(yīng)力分布，可見，對中的C組套筒應(yīng)力中間位置最大，從中間到兩端不斷減小，沿著套筒中間截面兩邊應(yīng)力對稱分布.?25套筒最大Mises應(yīng)力為164.9 MPa，?32套筒部分肋出現(xiàn)應(yīng)力集中，且由于套筒截面較大，套筒中部Mises應(yīng)力為89.5 MPa.

偏心鋼筋灌漿套筒連接件D組的整體應(yīng)力分布規(guī)律同軸心連接件一致，但灌漿套筒的應(yīng)力分布不再中心對稱.?25套筒最大Mises應(yīng)力為189 MPa，?32套筒部分肋以及偏心鋼筋連接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，套筒中部Mises應(yīng)力為130.9 MPa.鋼筋的偏心分別使?25套筒和?32套筒中部應(yīng)力增大14.6%、46.2%，鋼筋偏心對大直徑鋼筋套筒應(yīng)力的影響更大.

圖14 灌漿套筒連接件Mises應(yīng)力云圖Fig.14 Mises stress cloud diagram of grouting sleeve connector

4 結(jié)論

為了探究現(xiàn)有技術(shù)條件和施工工藝下，鋼筋拼接偏心對裝配式橋墩灌漿套筒連接節(jié)點(diǎn)受力性能的影響，考慮了鋼筋直徑、鋼筋偏心以及預(yù)埋在橋墩內(nèi)部三個(gè)因素，采用與實(shí)際工程相同的施工工藝，制作了5組共13個(gè)灌漿套筒試件，進(jìn)行單調(diào)拉伸試驗(yàn)，對其受力性能進(jìn)行對比分析，得到如下結(jié)論：

1）所有試件的破壞形態(tài)均為鋼筋拉斷，對于不同型號的套筒存在鋼筋拼接允許的最大偏心夾角下，連接件滿足JGJ 107—2016《鋼筋機(jī)械連接技術(shù)規(guī)程》中Ⅰ級接頭的標(biāo)準(zhǔn)，具有良好的連接性能.

2）偏心對灌漿套筒連接件的屈服荷載和極限荷載影響不大，但降低套筒連接件的剛度，增大變形，推遲鋼筋屈服，縮短屈服平臺，降低連接件的延性.相比于?25直徑的鋼筋，偏心對?32鋼筋灌漿套筒連接件影響程度更大.

3）對預(yù)埋在裝配式橋墩內(nèi)的灌漿套筒連接件，經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證，在套筒允許的偏心角范圍內(nèi)，連接傳力可靠，滿足Ⅰ級接頭要求.

4）偏心試件的套筒中間位置受力最大，受力不均勻.鋼筋拼接偏心使?25套筒和?32套筒中部最大應(yīng)力值分別增大14.6%、46.2%.