楊 帆,馬 高,Hwang Hyeon Jong,

(1. 湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 長(zhǎng)沙 410082；2.韓國(guó)建國(guó)大學(xué) 建筑學(xué)院，韓國(guó) 首爾 05029)

0 引言

在鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)中，鋼筋的連接是工程設(shè)計(jì)和施工中不可避免的問題。常見的鋼筋連接方式有搭接連接、焊接連接和機(jī)械連接等，其中搭接連接由于其便捷性被廣泛使用。在搭接連接中，被搭接鋼筋之間的應(yīng)力通過鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)應(yīng)力傳遞，搭接連接實(shí)質(zhì)上是鋼筋的粘結(jié)錨固問題[1]。

在給定混凝土強(qiáng)度和鋼筋屈服強(qiáng)度的情況下，存在一個(gè)臨界錨固長(zhǎng)度，此錨固長(zhǎng)度下搭接鋼筋達(dá)到屈服強(qiáng)度的同時(shí)發(fā)生粘結(jié)失效[2]，此時(shí)的搭接鋼筋極限應(yīng)力為鋼筋的屈服強(qiáng)度。在此基礎(chǔ)上，各學(xué)者通過鋼筋的搭接對(duì)拉試驗(yàn)和搭接混凝土梁試驗(yàn)，為鋼筋搭接長(zhǎng)度的計(jì)算提供了建議[3]。梁業(yè)凡[4]通過對(duì)49根鋼筋混凝土受彎構(gòu)件的搭接試驗(yàn)研究，建議鋼筋的搭接長(zhǎng)度按照所選用的鋼筋等級(jí)和混凝土強(qiáng)度設(shè)計(jì)等級(jí)取搭接鋼筋直徑的倍數(shù)。徐有鄰[5]等通過對(duì)32個(gè)鋼筋的搭接對(duì)拉試驗(yàn)和8個(gè)鋼筋搭接梁試驗(yàn)，由可靠度分析給出了基于鋼筋基本錨固長(zhǎng)度的鋼筋搭接長(zhǎng)度計(jì)算公式，并被我國(guó)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[6]所采用。Darwin[7]等通過對(duì)133個(gè)無(wú)箍筋約束鋼筋搭接或錨固試件和166個(gè)有箍筋約束搭接或錨固試件的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，得出在鋼筋搭接或錨固強(qiáng)度公式中f′c1/4更能體現(xiàn)混凝土強(qiáng)度對(duì)鋼筋搭接性能的影響，其中f′c為圓柱體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，并分別給出了搭接鋼筋在有箍筋約束和無(wú)箍筋約束下的粘結(jié)錨固強(qiáng)度計(jì)算公式。李艷艷[8]等通過63個(gè)棱柱體試件的拉拔試驗(yàn)，研究了600 MPa熱軋帶肋鋼筋的粘結(jié)錨固性能，結(jié)果表明其錨固性能隨混凝土抗拉強(qiáng)度的提高而增大，且在臨界混凝土保護(hù)層厚度范圍內(nèi)鋼筋的粘結(jié)錨固性能隨著混凝土保護(hù)層厚度的增加而提高。

現(xiàn)有的研究主要通過鋼筋搭接對(duì)拉試驗(yàn)和梁的搭接試驗(yàn)[9]得到鋼筋的搭接長(zhǎng)度計(jì)算公式，進(jìn)而得到搭接鋼筋的鋼筋應(yīng)力計(jì)算式。由于搭接梁試驗(yàn)中搭接鋼筋處于梁的純彎曲段，與實(shí)際工程中搭接鋼筋的受力情況有一定出入，比如地震作用下柱端和梁端的搭接區(qū)受到線性彎矩作用，通過現(xiàn)行規(guī)范計(jì)算得到的線性彎矩分布下的搭接鋼筋應(yīng)力會(huì)偏低，造成實(shí)際構(gòu)件的力學(xué)性能被低估。此外，按照舊規(guī)范設(shè)計(jì)的既有鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)存在鋼筋搭接長(zhǎng)度普遍較短的問題，在對(duì)既有結(jié)構(gòu)進(jìn)行性能評(píng)估時(shí)，準(zhǔn)確計(jì)算搭接鋼筋應(yīng)力與結(jié)構(gòu)構(gòu)件在鋼筋搭接區(qū)域的承載力是保證結(jié)構(gòu)評(píng)估結(jié)果可靠的重要基礎(chǔ)。針對(duì)上述問題，本文提出了一種考慮線性彎矩分布的修正系數(shù)，并以GB 50010-2010[6]和ACI 318-19[10]規(guī)范公式為例，給出了修正后的搭接鋼筋極限應(yīng)力計(jì)算公式，并通過8組搭接鋼筋混凝土簡(jiǎn)支梁的靜載試驗(yàn)對(duì)公式進(jìn)行驗(yàn)證。

1 搭接鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式

1.1 GB 50010-2010計(jì)算公式

我國(guó)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[6]認(rèn)為鋼筋的搭接長(zhǎng)度是與鋼筋屈服強(qiáng)度f(wàn)y、鋼筋直徑db和混凝土軸心抗拉強(qiáng)度f(wàn)t相關(guān)的函數(shù)式，其計(jì)算公式如下:

(1)

la=ζalab

(2)

ls=ζlla≥300 mm

(3)

其中,lab為鋼筋的基本錨固長(zhǎng)度；α為鋼筋的外形系數(shù)；la為受拉鋼筋的錨固長(zhǎng)度;ζa為考慮大直徑鋼筋、鋼筋環(huán)氧涂層和鋼筋保護(hù)層厚度等的錨固長(zhǎng)度修正系數(shù)，由多項(xiàng)修正系數(shù)連乘得到，但不應(yīng)小于0.6；ls為縱向受拉鋼筋的搭接長(zhǎng)度；ζl為縱向受拉鋼筋搭接長(zhǎng)度修正系數(shù)，根據(jù)位于統(tǒng)一連接區(qū)段內(nèi)的鋼筋搭接接頭面積百分率決定(取值為1.2～1.6)。

在給定搭接長(zhǎng)度的條件下，搭接鋼筋極限應(yīng)力fs的計(jì)算公式如下:

(4)

1.2 ACI 318-19計(jì)算公式

在美國(guó)混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范ACI 318-19[10]中，鋼筋的搭接長(zhǎng)度ls取決于鋼筋的延伸長(zhǎng)度ld，ACI 318-19將鋼筋的搭接接頭分為A級(jí)和B級(jí)兩類，當(dāng)搭接鋼筋的面積大于計(jì)算所需面積的2倍，且搭接長(zhǎng)度范圍內(nèi)的搭接接頭百分比為50%或更小時(shí)定義為A級(jí)搭接，其余情況下為B級(jí)搭接。對(duì)于A級(jí)搭接，鋼筋搭接長(zhǎng)度ls=1.0ld；對(duì)于B級(jí)搭接，鋼筋搭接長(zhǎng)度ls=1.3ld。鋼筋的延伸長(zhǎng)度ld計(jì)算公式如下:

cf=min(cb，cso，csi)+0.5db

(5)

Ktr=40Atr/(stn)

(6)

(7)

其中,λ為混凝土類別系數(shù)，取值為0.75～1.0；ψt、ψe、ψs分別為新拌混凝土系數(shù)、鋼筋環(huán)氧涂層系數(shù)和鋼筋直徑系數(shù)；cb、cso、csi分別為搭接鋼筋表面與混凝土表面的最小豎向間距、與混凝土表面的最小橫向間距和到其他縱筋表面的間距；Atr為箍筋間距st內(nèi)橫跨潛在開裂面的所有橫向鋼筋的截面積之和；n為沿著開裂所搭接或錨固的鋼筋的數(shù)量?？紤]到鋼筋的拔出破壞，(cf+Ktr)/db的限值為不大于2.5。

在給定搭接長(zhǎng)度的條件下，搭接鋼筋極限應(yīng)力fs的計(jì)算公式如下:

(8)

(9)

其中,式(8)為A級(jí)搭接鋼筋的應(yīng)力計(jì)算公式，式(9)為B級(jí)搭接鋼筋的應(yīng)力計(jì)算公式。

1.3 鋼筋搭接長(zhǎng)度的線性彎矩分布系數(shù)

在一般的鋼筋混凝土梁四點(diǎn)加載搭接試驗(yàn)中，搭接鋼筋長(zhǎng)度范圍處于試驗(yàn)梁的純彎曲段，而在實(shí)際工程中搭接鋼筋區(qū)域通常受彎矩和剪力同時(shí)作用，鋼筋搭接長(zhǎng)度范圍內(nèi)受線性彎矩分布作用，搭接鋼筋受到的總拉力降低，因此對(duì)于鋼筋的粘結(jié)強(qiáng)度要求也隨之下降[11]。本文提出了一種彎矩分布系數(shù)對(duì)給定搭接長(zhǎng)度下鋼筋應(yīng)力的計(jì)算公式進(jìn)行修正，其基本假定如下：

a.在搭接鋼筋達(dá)到其屈服強(qiáng)度之前，鋼筋的應(yīng)力與對(duì)應(yīng)截面所受彎矩值為線性關(guān)系。

b.鋼筋搭接長(zhǎng)度范圍內(nèi)沒有集中荷載作用。

在線性分布的彎矩區(qū)域中，鋼筋搭接接頭的粘結(jié)應(yīng)力需求可以定義為fmax和fmin之間的平均拉應(yīng)力fs0(其中fmax和fmin是分別對(duì)應(yīng)于鋼筋搭接長(zhǎng)度內(nèi)的最大彎矩Mmax和最小彎矩Mmin截面的搭接鋼筋最大、最小應(yīng)力)。則fs 0可以定義為：

(10)

圖1為實(shí)際試件的理想化模型與彎矩分布情況，其中a為到鋼筋搭接長(zhǎng)度端部的剪跨長(zhǎng)度，則式(10)可以進(jìn)一步變?yōu)椋?/p>

(11)

圖1 搭接鋼筋線性彎矩分布 Figure 1 Linear moment distribution on lap splices

定義線性彎矩分布系數(shù)αs=2a/(2a-ls)，當(dāng)搭接鋼筋受純彎矩作用時(shí)取值為1.0。則在給定鋼筋搭接長(zhǎng)度下計(jì)算搭接鋼筋極限應(yīng)力時(shí)，可以得到修正鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式：

(12)

其中,fs為現(xiàn)有規(guī)范中計(jì)算得到的鋼筋應(yīng)力結(jié)果，將式(4)、 式(8)和式(9)分別代入，得到修正后的GB 50010-2010和ACI 318-19搭接鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式分別如下：

(13)

(14)

(15)

式中:ls取實(shí)際鋼筋搭接長(zhǎng)度。式(13)為修正后的GB50010-2010搭接鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式，式(14)和式(15)分別為修正后的ACI 318-19對(duì)于A級(jí)搭接和B級(jí)搭接的鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)制作了8根搭接鋼筋混凝土梁，試驗(yàn)的主要參數(shù)為鋼筋搭接段的彎矩分布、搭接縱筋直徑以及搭接段的配箍率，試驗(yàn)梁的截面尺寸均為450 mm×450 mm。對(duì)其中4個(gè)試驗(yàn)梁進(jìn)行四點(diǎn)加載試驗(yàn)，四點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的長(zhǎng)度為4 000 mm，凈跨為3 500 mm；對(duì)其余4個(gè)試驗(yàn)梁進(jìn)行三點(diǎn)加載試驗(yàn)，三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的長(zhǎng)度為2 500 mm，凈跨為2 000 mm；混凝土設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C35級(jí)，搭接鋼筋采用強(qiáng)度等級(jí)為HRB400、直徑分別為18 mm和25 mm的帶肋鋼筋；箍筋采用強(qiáng)度等級(jí)為HRB400、直徑為8 mm的帶肋鋼筋，除支座截面附近和部分試驗(yàn)梁在搭接鋼筋長(zhǎng)度范圍內(nèi)沒有配置箍筋外，箍筋的間距均為200 mm；鋼筋搭接長(zhǎng)度均為300 mm，兩根縱向鋼筋于試驗(yàn)梁跨中同一截面處搭接連接，搭接接頭百分比為100%。試驗(yàn)梁的尺寸及配筋、搭接構(gòu)造見圖2。當(dāng)鋼筋搭接長(zhǎng)度范圍內(nèi)有箍筋約束時(shí)，搭接長(zhǎng)度300 mm內(nèi)設(shè)有兩道箍筋，間距為200 mm，即兩側(cè)箍筋離搭接長(zhǎng)度邊緣的距離均為50 mm。

圖2 試驗(yàn)梁配筋及搭接鋼筋詳圖 (單位: mm)Figure 2 Detail of test beam reinforcement and lap splices (Unit: mm)

試驗(yàn)梁編號(hào)及主要參數(shù)見表1。編號(hào)中L和D分別表示四點(diǎn)搭接試驗(yàn)梁和三點(diǎn)搭接試驗(yàn)梁，R及之后的數(shù)字表示搭接鋼筋直徑，S表示鋼筋搭接長(zhǎng)度范圍內(nèi)配置了間距為200 mm的箍筋。

表1 試驗(yàn)梁主要參數(shù)和混凝土抗壓強(qiáng)度值Table 1 Main parameters and concrete compressive strength of test beams試件編號(hào)凈跨長(zhǎng)度L0/mm截面尺寸b×h/mm×mm鋼筋直徑db/mm鋼筋搭接長(zhǎng)度ls/mm箍筋間距/mm剪跨長(zhǎng)度a/mm線性彎矩分布系數(shù)αs立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu/MPaL1-R18S3 500450×45018300200—1.0036.1L2-R183 500450×45018300——1.0031.6L3-R25S3 500450×45025300200—1.0031.0L4-R253 500450×45025300——1.0030.7D1-R18S2 000450×450183002001 0000.8532.6D2-R182 000450×45018300—1 0000.8535.3D3-R25S2 000450×450253002001 0000.8531.3D4-R252 000450×45025300—1 0000.8533.7

2.2 試驗(yàn)材料

采用設(shè)計(jì)強(qiáng)度為C35等級(jí)的普通混凝土，每個(gè)試驗(yàn)梁在澆筑時(shí)均預(yù)留3個(gè)150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土立方體試塊，與試驗(yàn)梁在同等條件下養(yǎng)護(hù)。采用標(biāo)準(zhǔn)試驗(yàn)方法測(cè)得混凝土的力學(xué)性能，試驗(yàn)梁同期立方體抗壓強(qiáng)度f(wàn)cu見表1。鋼筋強(qiáng)度等級(jí)均為HRB400級(jí)，縱向受力鋼筋直徑為18 mm 和25 mm，箍筋直徑為8 mm，實(shí)測(cè)鋼筋力學(xué)性能見表2。

表2 鋼筋力學(xué)性能Table 2 Mechanical properties of rebar鋼筋類別屈服強(qiáng)度f(wàn)y /MPa極限強(qiáng)度f(wàn)u /MPa鋼筋伸長(zhǎng)率δ / %HRB400 C850663022.7HRB400 C1848060816.7HRB400 C2546058229.4

2.3 加載裝置及加載制度

試驗(yàn)采用靜力加載試驗(yàn)方法，試驗(yàn)梁澆筑完成并在標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)28 d后，進(jìn)行四點(diǎn)彎曲加載試驗(yàn)或三點(diǎn)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)裝置如圖3所示。利用壓力傳感器讀取荷載數(shù)值，并由梁跨中截面下方及兩端支座截面上方的電子位移計(jì)來量測(cè)跨中撓度值及兩端支座沉降值。

(a)四點(diǎn)加載試驗(yàn)

試驗(yàn)采用荷載控制加載制度，先通過一次預(yù)加載檢查試驗(yàn)裝置與儀器、儀表的可靠性并進(jìn)行校正后卸載清零。之后在正式試驗(yàn)階段采用分級(jí)加載，每級(jí)加載值為預(yù)估承載力的5%，每級(jí)荷載持續(xù)時(shí)間為5 min。在荷載持續(xù)時(shí)，記錄每個(gè)試件的裂縫開展情況。由于鋼筋搭接長(zhǎng)度有限，試驗(yàn)期間鋼筋可能達(dá)不到屈服強(qiáng)度，加載至荷載不再上升，且荷載值回落到低于峰值荷載的85%后停止試驗(yàn)。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 破壞過程

各試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)均為搭接鋼筋的粘結(jié)錨固失效，隨著荷載的增加，第一條裂縫出現(xiàn)在試驗(yàn)梁的跨中部位，試件梁開裂后裂縫在鋼筋搭接區(qū)域附近迅速發(fā)展，破壞時(shí)搭接鋼筋附近的混凝土同時(shí)產(chǎn)生垂直于鋼筋長(zhǎng)度方向和平行于鋼筋長(zhǎng)度方向的裂縫(見圖4)，搭接鋼筋發(fā)生粘結(jié)錨固失效，試驗(yàn)梁失去承載力。對(duì)于所有試驗(yàn)梁，破壞時(shí)試驗(yàn)梁承受的最大剪力值均遠(yuǎn)低于計(jì)算抗剪強(qiáng)度，未發(fā)生剪切破壞，試驗(yàn)梁的裂縫分布情況見圖5。

圖4 試驗(yàn)梁底部的裂縫分布Figure 4 Splitting cracks on the bottom of the test beams

(a)L1-R18S

各試驗(yàn)梁的荷載-跨中位移曲線如圖6所示，在達(dá)到開裂荷載前，荷載與試驗(yàn)梁的跨中位移基本為線性關(guān)系。達(dá)到開裂荷載后，試驗(yàn)梁的跨中撓度開始迅速增長(zhǎng)。

(a)L1-R18S

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

以試驗(yàn)梁在承受極限荷載時(shí)其最大彎矩截面處的彎矩值作為試驗(yàn)梁的極限抗彎承載力，本文引入修正Kent&Park混凝土應(yīng)力-應(yīng)變模型[12]和鋼筋的彈塑性模型，將試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)參數(shù)和實(shí)測(cè)材料強(qiáng)度代入計(jì)算得到各試驗(yàn)梁的彎矩-曲率關(guān)系，通過截面分析法得到試驗(yàn)梁截面在極限彎矩下對(duì)應(yīng)的鋼筋應(yīng)力值fs，各試驗(yàn)梁的試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Test results試件編號(hào)極限荷載Pu/ kN極限抗彎承載力Mu/ MPa鋼筋應(yīng)力fs/ MPaL1-R18S98.559.3306.1L2-R18103.562.2321.7L3-R25S136.481.8226.1L4-R2590.354.2150.0D1-R18S143.171.5369.3D2-R18146.473.0376.3D3-R25S197.198.9274.1D4-R25142.171.1196.5

由表3可見，由于采用了較短的搭接長(zhǎng)度，各試驗(yàn)梁中的搭接鋼筋應(yīng)力均未達(dá)到其材料屈服強(qiáng)度，在搭接鋼筋屈服前試驗(yàn)梁就因?yàn)殇摻畹恼辰Y(jié)錨固失效而失去了承載力，各試驗(yàn)梁的極限抗彎承載力均由鋼筋的搭接性能控制。

相較于四點(diǎn)加載試驗(yàn)梁，在其余試驗(yàn)參數(shù)相同的情況下三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁普遍有更高的抗彎承載力。采用三點(diǎn)加載方式的試驗(yàn)梁其抗彎承載力平均提高了22.5%。從試驗(yàn)結(jié)果還可以看出箍筋約束對(duì)于直徑為18 mm的鋼筋的搭接性能提升不明顯，但對(duì)于直徑為25 mm的搭接鋼筋，與搭接鋼筋長(zhǎng)度范圍內(nèi)沒有配置箍筋的情況相比，鋼筋搭接區(qū)域配置有箍筋的試驗(yàn)梁抗彎承載力提高了45.0%。

試驗(yàn)梁的鋼筋搭接百分比為100%，對(duì)于ACI 318-19規(guī)范來說屬于B級(jí)搭接。將試驗(yàn)梁的設(shè)計(jì)參數(shù)和實(shí)測(cè)材料強(qiáng)度帶入式(4)和式(9)，取試驗(yàn)梁實(shí)際鋼筋搭接長(zhǎng)度ls=300 mm，計(jì)算得到GB 50010-2010和ACI 318-19對(duì)試驗(yàn)梁鋼筋極限應(yīng)力的計(jì)算值值，同時(shí)使用彎矩分布修正后的鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式(13)和式(15)對(duì)鋼筋的理論應(yīng)力值進(jìn)行計(jì)算，并與實(shí)際試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如表4所示。計(jì)算中參考GB 50010-2010對(duì)混凝土強(qiáng)度進(jìn)行換算，換算公式下:

f′c=0.8fcu

(14)

(15)

定義γmod為試驗(yàn)梁鋼筋應(yīng)力值fs與各規(guī)范鋼筋應(yīng)力預(yù)測(cè)值fcal的比值。由表4可見，GB 50010-2010和ACI 318-19公式對(duì)于試驗(yàn)梁的搭接鋼筋極限應(yīng)力的計(jì)算結(jié)果都偏于安全。對(duì)于GB50010-2010，在進(jìn)行線性彎矩分布修正前，γmod的平均值為1.59，在引入線性彎矩分布系數(shù)進(jìn)行修正后，γmod的平均值為1.46。對(duì)于ACI 318-19，在進(jìn)行線性彎矩修正前，γmod的平均值為1.79，在引入線性彎矩分布系數(shù)進(jìn)行修正后，γmod的平均值為1.65。在進(jìn)行彎矩分布系數(shù)修正后整體預(yù)測(cè)結(jié)果的離散程度降低，對(duì)GB 50010-2010，修正后預(yù)測(cè)結(jié)果的變異系數(shù)從0.170降低至0.146，對(duì)ACI 318-19，修正后預(yù)測(cè)結(jié)果的變異系數(shù)從0.185降低至0.160。

表4 理論計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 4 Comparison between calculated results and test results試件編號(hào)鋼筋應(yīng)力fs/MPaGB 50010-2010 (修正前)GB 50010-2010 (修正后)ACI 318-19(修正前)ACI 318-19(修正后)fcal/MPaγmodfcal/MPaγmodfcal/MPaγmodfcal/MPaγmodL1-R18S306.1211.31.45211.31.45236.81.29236.81.29L2-R18321.7196.31.64196.31.64206.51.56206.51.56L3-R25S226.1139.91.62139.91.62112.32.01112.32.01L4-R25150.0139.11.08139.11.0891.61.6491.61.64D1-R18S369.3199.71.85234.91.57225.11.64264.81.39D2-R18376.3208.71.80245.51.53218.31.72256.81.47D3-R25S274.1140.61.95165.41.66112.82.43132.72.07D4-R25196.5146.51.34172.41.14962.05112.91.74平均值1.591.461.791.65變異系數(shù)0.1700.1460.1850.160注: fcal為計(jì)算得到的鋼筋極限強(qiáng)度預(yù)測(cè)值,γmod=fs/fcal。

圖7比較了配筋情況條件相同的三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁和四點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的γmod比值，由圖7可以看出，修正后的預(yù)測(cè)值更加符合試驗(yàn)實(shí)際情況，在修正前，各規(guī)范公式未考慮彎矩分布的影響，對(duì)三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的預(yù)測(cè)值普遍偏低，考慮線性彎矩分布系數(shù)后，各規(guī)范對(duì)于三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁和四點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的預(yù)測(cè)比較接近。修正前GB 50010-2010和ACI 318-19中三點(diǎn)加載試驗(yàn)梁與四點(diǎn)加載試驗(yàn)梁的γmod平均比值分別為1.20和1.21，修正后降低至1.02和1.03，即修正后的各規(guī)范公式對(duì)于純彎矩和線性彎矩分布作用下的搭接鋼筋應(yīng)力具有相同水平的預(yù)測(cè)能力。

(a)水泥膠結(jié)料體系

4 結(jié)論

本文通過分析搭接鋼筋在線性彎矩分布作用下的鋼筋應(yīng)力，提出了一種搭接鋼筋應(yīng)力修正系數(shù)，以GB 50010-2010和ACI 318-19為例對(duì)搭接鋼筋應(yīng)力計(jì)算公式進(jìn)行修正，并進(jìn)行了8根鋼筋混凝土搭接試驗(yàn)梁的靜載試驗(yàn)，對(duì)修正后的公式進(jìn)行驗(yàn)證，主要結(jié)論如下：

a.搭接鋼筋處于線性彎矩分布下的試驗(yàn)梁的極限抗彎承載力高于搭接鋼筋處于純彎曲段的試驗(yàn)梁，其抗彎承載力平均提高了22.5%。

b.箍筋約束對(duì)于直徑為18 mm的鋼筋的搭接性能提升不明顯，但對(duì)于直徑為25 mm的搭接鋼筋，與搭接鋼筋長(zhǎng)度范圍內(nèi)沒有配置箍筋的情況相比，鋼筋搭接區(qū)域配置有箍筋的試驗(yàn)梁抗彎承載力提高了45.0%。

c.GB 50010-2010和ACI 318-19規(guī)范公式引入線性彎矩分布修正系數(shù)后對(duì)試驗(yàn)梁搭接鋼筋應(yīng)力的預(yù)測(cè)值更加符合試驗(yàn)結(jié)果。

d.在對(duì)實(shí)際構(gòu)件的搭接鋼筋連接性能的研究和評(píng)估中，為了反映搭接鋼筋的實(shí)際受力性能，應(yīng)考慮到彎矩分布條件對(duì)鋼筋應(yīng)力的影響。