林上順 暨邦沖 何永波 夏樟華

(1.福建工程學(xué)院土木工程學(xué)院， 福州 350118； 2.福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福州 350108)

隨著中國基礎(chǔ)交通設(shè)施的基本完善及快速施工橋梁技術(shù)的進(jìn)步，預(yù)制混凝土構(gòu)件接縫的力學(xué)性能已經(jīng)成為了提升橋梁整體性能的關(guān)鍵?，F(xiàn)階段，我國在預(yù)制小箱梁或T梁橫向連接上還是較多地使用通過閉合鋼筋環(huán)將橋面板兩側(cè)預(yù)留環(huán)形鋼筋進(jìn)行搭接構(gòu)造的傳統(tǒng)濕接縫。雖然這種傳統(tǒng)濕接縫形式能有效傳遞彎矩與剪力，但是濕接縫寬度通常較大且定位精度要求過高，施工速度較慢。為了加快施工速度，國內(nèi)外橋梁開始越來越多地使用兩側(cè)預(yù)留環(huán)形鋼筋對(duì)接的新型濕接縫，這種濕接縫施工簡(jiǎn)單、施工速度快、工程質(zhì)量更易保證。由于目前預(yù)制構(gòu)件吊裝誤差難以避免，梁體外伸環(huán)形鋼筋搭接長度、間距難以達(dá)到設(shè)計(jì)尺寸，橫向鋼筋數(shù)量及位置也因施工空間不足而難以保證。因此，在不同參數(shù)構(gòu)造下用合理的承載力計(jì)算方法表現(xiàn)其破壞模式及承載力規(guī)律是接縫能夠合理設(shè)計(jì)的關(guān)鍵。

目前對(duì)此類接縫的系統(tǒng)性研究較少，Zalesov[1]在蘇聯(lián)規(guī)范基礎(chǔ)上，通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)提出了由三部分內(nèi)力疊加而成的經(jīng)驗(yàn)承載力計(jì)算式。而文獻(xiàn)[2-3]基于拉壓桿模型提出了濕接縫受拉承載力控制條件不同的計(jì)算式。Joergensen等與董夏鑫等基于修正摩爾庫倫理論提出了塑性功模型計(jì)算方法[4-5]與剪摩擦模型計(jì)算方法[6]。而在2015年，朱玉等基于PBL抗剪承載力計(jì)算式提出了與其相似的濕接縫抗拉承載力計(jì)算式。Ryu等利用環(huán)形鋼筋直徑和接縫寬度為變量研究了接縫在靜載和疲勞荷載下的承載力及剛度[8-9]。張菊輝等依托上海實(shí)際工程以環(huán)形鋼筋間距、直徑等構(gòu)造參數(shù)為變量，對(duì)接縫設(shè)計(jì)提出了建議[10]。申雁鵬等通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)兩端有水平約束的橋面板結(jié)構(gòu)按單向板或懸臂板計(jì)算結(jié)果偏于保守[11]。吳大健等發(fā)現(xiàn)基于拉壓桿模型計(jì)算的搭接長度偏小而導(dǎo)致不安全，認(rèn)為搭接長度應(yīng)取2倍環(huán)形鋼筋間距[12]。張勇等通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)接縫最薄弱處為新舊混凝土交界面處，應(yīng)采取措施予以避免[13]。

綜上所述，現(xiàn)階段環(huán)形鋼筋濕接縫相關(guān)研究仍集中于試件構(gòu)造參數(shù)和以抗拉承載力為基礎(chǔ)利用經(jīng)驗(yàn)算式或理論推導(dǎo)承載力計(jì)算方法兩方面，缺少對(duì)相關(guān)計(jì)算方法的分析對(duì)比。因此，本文在收集現(xiàn)有文獻(xiàn)中抗拉接縫承載力計(jì)算方法的基礎(chǔ)上，利用現(xiàn)有試驗(yàn)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，分析比較其異同之處，為下一步提出簡(jiǎn)潔有效的承載力計(jì)算式提供依據(jù)。

1 環(huán)形鋼筋接縫破環(huán)模式及傳力機(jī)理

目前，對(duì)環(huán)形鋼筋濕接縫構(gòu)件(圖1)進(jìn)行大量的拉伸試驗(yàn)研究一致證明[2-5]，其破壞模式主要存在環(huán)形鋼筋拉斷與核心混凝土剪切破壞兩種。前者主要發(fā)生在環(huán)形鋼筋配筋率不足的情況下，而后者主要發(fā)生于當(dāng)環(huán)形鋼筋配筋率及搭接長度足夠的情況下，即接縫承載力由核心混凝土區(qū)域控制時(shí)，破壞模式表現(xiàn)為在新舊混凝土界面及濕接縫區(qū)域保護(hù)層開裂之后，核心混凝土區(qū)域開始出現(xiàn)沿環(huán)形鋼筋端點(diǎn)的折線形剪切破壞，橫向鋼筋出現(xiàn)塑性彎曲，破壞如圖2所示。

環(huán)形鋼筋濕接縫的傳力過程由有限元分析軟件和試驗(yàn)觀察得出[14]。當(dāng)試件處于彈性階段時(shí)(圖3)，主要由環(huán)形鋼筋共同承受拉力，但此時(shí)荷載作用并不明顯；隨著荷載加大，環(huán)形鋼筋對(duì)核心混凝土的側(cè)向壓力也隨之增大，核心混凝土區(qū)域受到較小的剪應(yīng)力，此時(shí)橫向鋼筋抗剪作用也不明顯。當(dāng)試件處于非彈性階段(圖4)，核心混凝土區(qū)域已經(jīng)開裂，截面也發(fā)生了應(yīng)力重分布。此時(shí)，可將環(huán)形鋼筋施加于核心混凝土區(qū)域的很大的側(cè)向壓力看作剪力，核心混凝土區(qū)域受剪十分明顯，橫向鋼筋因抗剪而導(dǎo)致變形的同時(shí)又對(duì)混凝土進(jìn)一步擠壓，核心混凝土區(qū)域形成很明顯的受壓柱；當(dāng)核心混凝土柱出現(xiàn)較大貫穿裂縫無法傳遞荷載時(shí)，試件隨之破壞。

a—核心混凝土受壓示意； b—濕接縫受剪示意。

圖4 非彈性階段傳力示意

2 現(xiàn)有的計(jì)算方法

2.1 內(nèi)力疊加法

1989年，Zalesov等通過焊接環(huán)形鋼筋接縫受拉試驗(yàn)結(jié)果并結(jié)合蘇聯(lián)規(guī)范公式擬合提出，認(rèn)為接縫受拉承載力N由鋼筋端點(diǎn)連接處混凝土區(qū)域Nb、環(huán)形鋼筋與混凝土黏結(jié)力Nbs、橫向鋼筋銷栓力NT三部分提供，而各部分具體計(jì)算方法參照試驗(yàn)結(jié)果等都提出了計(jì)算式[1]，如式(1a)～(1d)所示。

N≤φ(Nb+Nbs+NT)

(1a)

(1b)

Nbs=0.6φRftφdlbs

(1c)

(1d)

式中：φ為荷載影響系數(shù)，承受彎矩時(shí)取1，承受拉力荷載時(shí)取0.75;Nb為核心混凝土內(nèi)鋼筋端點(diǎn)連接處混凝土區(qū)域貢獻(xiàn)；Nbs為環(huán)形鋼筋與混凝土黏結(jié)力；NT為橫向鋼筋銷栓力；φb為斜裂縫的數(shù)量；ft為濕接縫混凝土的抗拉強(qiáng)度；hp為構(gòu)件拉伸區(qū)的條件高度；lb為斜裂縫至環(huán)形鋼筋處投影長度；s為環(huán)形鋼筋間距；φR為混凝土抗拉強(qiáng)度折減系數(shù)；lbs為環(huán)形鋼筋與混凝土間黏結(jié)面積的長度；φd為橫向鋼筋與混凝土之間黏結(jié)力影響系數(shù)；φT是與橫向鋼筋直徑有關(guān)的影響系數(shù)；nT為環(huán)形鋼筋搭接范圍內(nèi)橫向鋼筋數(shù)量；dT為橫向鋼筋直徑；fyT為橫向鋼筋的屈服強(qiáng)度。

2.2 拉壓桿模型

2006年，Ong等根據(jù)濕接縫的受力狀態(tài)，認(rèn)為可以用拉壓桿模型進(jìn)行模擬[2]。如圖5所示，將接縫內(nèi)分為拉桿、壓桿兩部分，將環(huán)形鋼筋與橫向鋼筋劃分為拉桿，而將沿環(huán)形鋼筋端點(diǎn)連接處混凝土劃分為壓桿。文獻(xiàn)[2]認(rèn)為接縫承載力只由斜向混凝土柱控制，直接通過試驗(yàn)來確定斜向混凝土柱的寬度而后建立與混凝土抗壓強(qiáng)度關(guān)系式，從而建立壓桿混凝土破壞時(shí)接縫強(qiáng)度關(guān)系式，見式(2)。

圖5 拉壓桿模型示意

(2)

式中：Tu為濕接縫抗拉承載力；ηtr為橫向鋼筋影響系數(shù)，接縫內(nèi)有橫向鋼筋時(shí)，取1，否則ηtr取0.8；t為接縫板厚；l0為環(huán)形鋼筋重疊長度；fc為混凝土抗壓強(qiáng)度；s為一側(cè)環(huán)形鋼筋間距。

2012年，He等認(rèn)為濕接縫抗拉強(qiáng)度由環(huán)形鋼筋間斜向混凝土柱壓碎強(qiáng)度、環(huán)形筋屈服強(qiáng)度、橫向鋼筋屈服強(qiáng)度同時(shí)控制，并設(shè)計(jì)了包含混凝土抗壓強(qiáng)度、環(huán)形鋼筋重疊長度與間距三個(gè)參數(shù)的四組試件進(jìn)行負(fù)彎矩靜力加載，得到試驗(yàn)結(jié)果后結(jié)合拉壓桿模型提出了新的抗拉承載力算式[3]，見式(3):

(3)

式中：n為一側(cè)環(huán)形鋼筋的數(shù)量；0.85fc為混凝土抗壓強(qiáng)度(根據(jù)美國規(guī)范ACI 318-08);D為環(huán)形鋼筋彎曲直徑；fyL為環(huán)形鋼筋屈服強(qiáng)度；AL為單個(gè)環(huán)形鋼筋截面面積；AT為單根橫向鋼筋截面積。

2.3 塑性功模型

2013年，Joergensen等對(duì)環(huán)形鋼筋接縫進(jìn)行拉伸加載試驗(yàn)，對(duì)包含混凝土抗壓強(qiáng)度、環(huán)形鋼筋重疊長度等參數(shù)進(jìn)行研究，認(rèn)為接縫破壞模式為沿環(huán)形鋼筋端點(diǎn)的折線形核心混凝土剪切破壞，其斜向裂縫表現(xiàn)為鋸齒狀，并將混凝土材料看作是塑性材料，利用功能原理確定其開裂強(qiáng)度，而后推導(dǎo)了接縫核心混凝土中有、無橫向鋼筋的抗拉承載力計(jì)算式[4-5]，見式(4a)、(4b)。

(4a)

(4b)

Nu=min[max(Nc,ΦT=0,Nc),Ny=nALfyL]

2.4 剪摩擦模型

2019年，董夏鑫等從接縫破壞模式出發(fā)，認(rèn)為接縫抗拉強(qiáng)度實(shí)質(zhì)與接縫內(nèi)核心混凝土區(qū)域界面抗剪強(qiáng)度有關(guān)，可利用修正摩爾庫倫理論將其界面抗剪強(qiáng)度分為混凝土界面黏聚力與橫向鋼筋的銷栓力[6]。但是在摩擦抗剪機(jī)理中，鋼筋在足夠錨固且適筋的情況下，橫向鋼筋提供銷栓力有強(qiáng)度上限[15]，因此作者提出了考慮橫向鋼筋提供抗拉強(qiáng)度上限的接縫抗拉承載力計(jì)算式，如式(5)所示。計(jì)算參數(shù)詳見圖6所示。

a—接縫平面； b—1—1剖面。

F=(FVC+FVT)cosα′=2[c′Acv+

νA′TfyT(μcosα′+sinα′)]cosα′

(5a)

F≤2min[0.25fcAv,6.9Av]cosα′

(5b)

式中：FVC為核心混凝土黏聚力提供抗剪分力；FVT為橫向鋼筋提供抗剪分力；c′為混凝土黏聚力；Acv為核心混凝土內(nèi)除橫向鋼筋總截面積之外的面積；ν為橫向鋼筋強(qiáng)度折減數(shù)；AT為核心混凝土中橫向鋼筋總截面面積；fyT為橫向鋼筋屈服強(qiáng)度；μ為混凝土剪摩擦系數(shù)；α′為斜裂縫與環(huán)形鋼筋軸向間夾角。

2.5 PBL抗剪相似計(jì)算方法

2015年，朱玉等認(rèn)為環(huán)形鋼筋濕接縫傳力機(jī)理與一般鋼筋搭接濕接縫利用混凝土黏結(jié)作用等不同，其主要通過環(huán)形鋼筋搭接而形成的核心混凝土區(qū)域來傳力，而傳力過程也是抵抗剪力作用的過程[7]。而后對(duì)環(huán)形鋼筋濕接縫在受力狀態(tài)、極限承載力控制因素與破壞形式方面與PBL鍵進(jìn)行相似性分析，分析結(jié)果表明兩者傳力機(jī)理大致相似。所以文獻(xiàn)[7]在借鑒了PBL剪力連接件單孔抗剪承載力算式的基礎(chǔ)上，保守估計(jì)以單剪切面核心混凝土柱抗剪承載力作為環(huán)形鋼筋濕接縫核心混凝土的抗剪承載力。而按照作者在文中所述，試件抗拉承載力算式與其抗剪承載力應(yīng)相同，因此本文直接列出其抗剪承載力算式作為抗拉承載力算式，如式(6)所示。計(jì)算參數(shù)詳見圖7所示。

圖7 計(jì)算參數(shù)示意

(6)

fvd=0.577fyT

式中：Tu為抗拉承載力；α為混凝土提高系數(shù)，參考現(xiàn)行規(guī)范取α=6.1;Acor為一半核心混凝土凈面積；dT為橫向鋼筋直徑；dL為環(huán)形鋼筋直徑；ftd為混凝土軸心抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；n′為核心混凝土內(nèi)下部縱向鋼筋根數(shù)；fvd為鋼筋抗剪強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；fyT為橫向鋼筋抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值；r為環(huán)形鋼筋彎曲半徑。

3 計(jì)算方法比較

3.1 計(jì)算值與試驗(yàn)值的比較

由于前述理論計(jì)算方法主要是針對(duì)處于受拉工況的試件的承載力，為此本節(jié)收集了文獻(xiàn)[5]中8個(gè)不同構(gòu)造參數(shù)的受拉試件進(jìn)行分析。此外，考慮到實(shí)際工程中的濕接縫多處于受彎狀態(tài)，因此選取文獻(xiàn)[2,16]中的8個(gè)受彎試件，所有試件數(shù)據(jù)主要選取將前述對(duì)其抗拉承載力有重要影響的構(gòu)造參數(shù)為變量的試件，試件具體參數(shù)如表1所示。由于試件中橫向鋼筋均未與環(huán)形鋼筋進(jìn)行焊接，與Zalesov等提出的內(nèi)力疊加法[1]的假定不符，所以只對(duì)前文整理的Ong拉壓桿模型[2]、He拉壓桿模型[3]、塑性功模型[4-5]、剪摩擦模型[6]與PBL抗剪相似計(jì)算方法[7]這5個(gè)計(jì)算方法進(jìn)行分析比對(duì)，并根據(jù)表1中試件參數(shù)計(jì)算得出接縫試件抗拉承載力理論值，與試件實(shí)測(cè)破壞荷載比對(duì)，數(shù)據(jù)如圖8所示。

表1 試件參數(shù)

從圖8可以看出，不同計(jì)算方法計(jì)算出的試件抗拉承載力理論值與實(shí)測(cè)值之間都存在一定的差異。從計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)來看，PBL鍵抗剪相似計(jì)算方法得到的抗拉承載力理論值平均值比其他計(jì)算方法得到的抗拉荷載與實(shí)測(cè)值更為接近，為0.88，但是其數(shù)據(jù)離散性較大；而He拉壓桿模型、塑性功模型計(jì)算方法得到的抗拉承載力理論值平均值比剩余其他計(jì)算方法得到的抗拉荷載與實(shí)測(cè)值更為接近，均為0.86，但塑性功模型計(jì)算方法的標(biāo)準(zhǔn)差與變異系數(shù)較小，計(jì)算結(jié)果較為穩(wěn)定；Ong拉壓桿模型計(jì)算方法與剪摩擦模型計(jì)算方法均與實(shí)測(cè)值相差較大，較為保守。

從圖8a～圖8e中計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)的分布來看，塑性功模型計(jì)算數(shù)據(jù)點(diǎn)基本上呈現(xiàn)出與45°線y=x平行分布的特點(diǎn)且基本上位于其上方，說明其計(jì)算荷載均小于實(shí)測(cè)荷載，采用其方法計(jì)算能夠給予構(gòu)件一定的安全儲(chǔ)備。其次，各文獻(xiàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)基本上也呈現(xiàn)線性分布，說明其方法在不同的構(gòu)造參數(shù)下都能保持良好的精度；而采用He拉壓桿模型計(jì)算的數(shù)據(jù)點(diǎn)呈現(xiàn)出了在不同荷載工況下(即不同文獻(xiàn))差別較大的特點(diǎn)，在計(jì)算文獻(xiàn)[2,16]處于受彎狀態(tài)下試件的抗拉承載力時(shí)基本處于45°線y=x附近，但計(jì)算處于拉伸荷載下試件(文獻(xiàn)[5])時(shí)，數(shù)據(jù)點(diǎn)偏于保守，全部位于45°線y=x上方；PBL抗剪相似計(jì)算方法則與He拉壓桿模型相反，在計(jì)算文獻(xiàn)[2，16]處于受彎狀態(tài)下試件的抗拉承載力時(shí)偏于保守，而計(jì)算處于拉伸荷載下試件(文獻(xiàn)[5])的承載力都大于其實(shí)測(cè)值；Ong拉壓桿模型與剪摩擦模型計(jì)算數(shù)據(jù)點(diǎn)均位于45°線y=x上方，其中剪摩擦模型在計(jì)算處于拉伸荷載下試件(文獻(xiàn)[5])的承載力時(shí)呈現(xiàn)出與45°線y=x平行分布的特點(diǎn)且基本位于其上方，說明其較為適宜計(jì)算此工況下試件承載力。由于既有的試驗(yàn)數(shù)據(jù)有限，今后還有待進(jìn)一步進(jìn)行補(bǔ)充。

a—Ong拉壓桿模型計(jì)算方法； b—He拉壓桿模型計(jì)算方法； c—塑性功模型計(jì)算方法； d—剪摩擦模型計(jì)算方法； e—PBL抗剪相似計(jì)算方法。文獻(xiàn)[2]；文獻(xiàn)[16]；文獻(xiàn)[5]。

綜上所述，使用塑性功模型計(jì)算方法計(jì)算出的理論值較其余4種計(jì)算方法更為接近實(shí)測(cè)值，且離散性最小，即穩(wěn)定性更好，是上述5種方法中最適宜用于計(jì)算環(huán)形鋼筋接縫試件抗拉承載力的計(jì)算方法。

3.2 計(jì)算方法比較

1)內(nèi)力疊加法與其他方法相比，計(jì)算過程較為簡(jiǎn)便，但理論基礎(chǔ)卻未明確體現(xiàn)，缺乏與現(xiàn)有試驗(yàn)受力及破壞過程的一一對(duì)應(yīng)關(guān)系。且這種計(jì)算方法基于將橫向鋼筋焊接在環(huán)形鋼筋上，即橫向鋼筋完全錨固于核心混凝土中的假定，因此使用范圍較小。此外，計(jì)算式中的許多參數(shù)是基于上世紀(jì)蘇聯(lián)標(biāo)準(zhǔn)結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)照擬合確定，有一定的局限性，且在文獻(xiàn)發(fā)表之后并無后續(xù)研究。因此，此方法目前并不適用于現(xiàn)有環(huán)形鋼筋濕接縫計(jì)算。

2)Ong拉壓桿模型計(jì)算方法由于計(jì)算方法由試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得出，所以在計(jì)算其他試件抗拉承載力時(shí)，由于參數(shù)與原試驗(yàn)相差較大，計(jì)算結(jié)果精度較差，數(shù)值僅為實(shí)測(cè)值一半左右，如圖8所示。且試驗(yàn)中橫向鋼筋是否有效錨固在核心混凝土柱中也表達(dá)得不明確，因而無法確定算式中橫向鋼筋配筋率對(duì)于斜向混凝土的影響參數(shù)取值是否正確。

3)當(dāng)試件(2.1A、2.5A)橫向鋼筋配筋率較小時(shí)，He拉壓桿模型計(jì)算值僅為實(shí)測(cè)值的43%、39%。由上述試件(2.1A、2.5A)在試驗(yàn)中出現(xiàn)更多的橫向貫通裂縫[5]可知：核心混凝土所提供斜向拉力的橫向分量并不完全由橫向鋼筋承擔(dān)，一定程度上可能由與橫向鋼筋同向的混凝土兩者共同承擔(dān)。因此，在使用此計(jì)算方法時(shí)應(yīng)限定其核心混凝土橫向鋼筋配筋率。此外，在橫向鋼筋低配筋率情況下的受力過程更需進(jìn)行試驗(yàn)觀測(cè)分析揭示其受力機(jī)理，以便對(duì)計(jì)算式進(jìn)行修正。

4)塑性功模型的推導(dǎo)算式未考慮橫向鋼筋提供給核心混凝土柱的強(qiáng)度上限，而既有試驗(yàn)研究也沒有涉及這方面的研究，因此其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為相符。其次，既有試件中僅考慮統(tǒng)一的環(huán)形鋼筋間距這個(gè)單一參數(shù)對(duì)其承載力影響，然而實(shí)際工程中環(huán)形鋼筋間距可能不同，但統(tǒng)一的環(huán)形鋼筋間距恰好與推導(dǎo)算式時(shí)假定為剛體位移相符，因而在最終結(jié)果比對(duì)上表現(xiàn)出了較好的精確度。此外，塑性功模型的推導(dǎo)算式較為復(fù)雜，各類參數(shù)的確定等需花費(fèi)過多時(shí)間，不便于在實(shí)際工程中推廣應(yīng)用，還有待進(jìn)一步完善。

5)剪摩擦模型計(jì)算方法由于將環(huán)形鋼筋濕接縫的抗拉承載力完全看為由橫向鋼筋與核心混凝土區(qū)域的抗剪承載力，但是從試件受力過程可知，在試件受載初期至中期，核心混凝土區(qū)域明顯形成受壓柱狀，此時(shí)在核心混凝土發(fā)揮更多為其受壓強(qiáng)度而非界面抗剪作用。因此將其完全看成試件抗剪而形成的抗拉承載力會(huì)將前中期受壓作用忽略，導(dǎo)致其計(jì)算方法總體上都偏于保守，如圖8所示。

6)PBL鍵抗剪相似計(jì)算方法在對(duì)核心混凝土區(qū)域面積大小變化相對(duì)較大時(shí)，表現(xiàn)出了較大的差異性，主要是因?yàn)榇朔僭O(shè)環(huán)形鋼筋提供抗拉承載力與核心混凝土區(qū)域混凝土、橫向鋼筋兩者相等，但實(shí)際上當(dāng)文獻(xiàn)[5]核心混凝土區(qū)域面積較大時(shí)，試件環(huán)形鋼筋會(huì)在核心混凝土還未破壞時(shí)就屈服而導(dǎo)致試件破壞。反之，當(dāng)文獻(xiàn)[2，16]核心混凝土區(qū)域面積較小時(shí)，由于其初始假定中為保守計(jì)算將核心混凝土區(qū)域面積折減為一半計(jì)算，因而此時(shí)試件抗拉承載力由其控制時(shí)，所計(jì)算結(jié)果又較實(shí)測(cè)值偏小。

4 結(jié)束語

1)對(duì)于環(huán)形鋼筋濕接縫抗拉承載力的計(jì)算方法，本文提及的6種計(jì)算方法主要區(qū)別在于核心混凝土區(qū)域抗拉強(qiáng)度的計(jì)算方法及試件抗拉承載力的控制因素。

2)由于現(xiàn)有研究在試件參數(shù)、具體構(gòu)造及選用理論的差異，本文提及的6種計(jì)算方法與實(shí)際得到的試驗(yàn)值都存在一定的偏差，相對(duì)而言，由Joergensen等提出的塑性功模型計(jì)算方法得到的抗拉承載力理論值與試驗(yàn)值更為接近，且數(shù)據(jù)更為穩(wěn)定。但是此模型中并未考慮橫向鋼筋提供的強(qiáng)度上限及實(shí)際工程易出現(xiàn)環(huán)形鋼筋橫向間距不一致與其剛體假定不符的現(xiàn)象，下一步應(yīng)從這兩方面出發(fā)對(duì)其修正。

3)從反映環(huán)形鋼筋濕接縫破壞模式與受力機(jī)理來看：He拉壓桿模型比其他模型更好地反映了整個(gè)過程，但當(dāng)橫向鋼筋配筋率較低時(shí)，計(jì)算結(jié)果相對(duì)保守，因而使用此計(jì)算方法時(shí)應(yīng)限定其核心混凝土橫向配筋率。但從試件受力過程分析，橫向鋼筋提供抗拉承載力更應(yīng)從延緩核心混凝土剪切破壞的作用出發(fā)，將其作用歸結(jié)于核心混凝土區(qū)域提供抗拉承載力中。

4)內(nèi)力疊加法、Ong拉壓桿模型、剪摩擦模型與PBL鍵抗剪類比計(jì)算方法在受力機(jī)理與計(jì)算精度上均與實(shí)際情況相差較大，現(xiàn)階段不適合應(yīng)用于環(huán)形鋼筋濕接縫的承載力計(jì)算當(dāng)中。

5)由于目前的計(jì)算方法與實(shí)際情況仍有一定的誤差，下一步仍然應(yīng)從破壞模式及受力機(jī)理出發(fā)推導(dǎo)出更適用于環(huán)形鋼筋濕接縫承載力的計(jì)算方法。