考慮鋼筋偏心影響的新型灌漿套筒力學(xué)性能

王飛程，趙 軍，劉 佳，陳 婧，尹露露，朱銀紅

(1. 桂林理工大學(xué) 土木與建筑工程學(xué)院，廣西 桂林 541004；2. 桂林電子科技大學(xué) 建筑與交通工程學(xué)院，廣西 桂林 541004)

進入21世紀(jì)，在節(jié)能減排、低碳、環(huán)保綠色建筑與建筑工業(yè)化的時代背景下，裝配式建筑迎來了新一輪發(fā)展熱潮。20世紀(jì)60年代，預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中使用套筒灌漿連接方式[1]被提出，自此國內(nèi)外眾多學(xué)者開展了對不同類型套筒的研發(fā)與工作機理研究。徐建凱等[2]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏置試件單向拉伸破壞模式為鋼筋拉斷時所需臨界鋼筋錨固長度大于鋼筋對中試件所需臨界長度。高強等[3-4]采用新型堆焊套筒分別進行高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗和單向拉伸對比試驗，探討套筒灌漿連接的力學(xué)性能對內(nèi)腔構(gòu)造參數(shù)的影響規(guī)律，結(jié)果表明，高應(yīng)力反復(fù)拉壓作用對套筒應(yīng)變特征無明顯影響，鋼筋未達屈服強度前套筒對灌漿料約束效應(yīng)不明顯。鄭清林[5]研究發(fā)現(xiàn)，在缺陷大小、長度一致的基礎(chǔ)上，相對于鋼筋無偏心時的缺陷，鋼筋偏心時的缺陷對承載力的影響較大。Zhang等[6]在灌漿材料試驗的基礎(chǔ)上，研究了單軸加載下不同錨固長度對套筒連接件的影響，結(jié)果表明，套筒的力學(xué)性能和殘余黏結(jié)強度均得以改善。張淞棋等[7]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏心對屈服及極限荷載影響不明顯，但是會減緩鋼筋屈服的過程。陳建偉等[8]設(shè)計并制作6組18個半灌漿套筒鋼筋連接試件，考慮2種鋼筋偏心類型，即鋼筋垂直偏心和斜向偏心，考察鋼筋偏心缺陷對灌漿套筒鋼筋連接受拉性能的影響。李猛等[9]研究發(fā)現(xiàn)，偏心套筒試件的極限彎矩與極限軸力存在相關(guān)性，偏心率的變化對灌漿料的應(yīng)力幾乎無影響，套筒的應(yīng)力與偏心率成一定比例且分布不均勻。張嘉欣[10]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋偏心距為5 mm的試件承載力較小且變形能力不足。Henin等[11]針對誤差問題開發(fā)了一種經(jīng)濟、易于生產(chǎn)，并可適應(yīng)生產(chǎn)誤差非標(biāo)準(zhǔn)型的鋼筋灌漿套筒連接接頭。Xu等[12]研究發(fā)現(xiàn)，鋼筋灌漿料間最大局部黏結(jié)應(yīng)力與灌漿時間成正比，但是隨著鋼筋偏心程度的增加而減小，當(dāng)鋼筋錨固長度較大時偏心對鋼筋灌漿料間最大局部黏結(jié)應(yīng)力影響較小。胡瑞[13]研究發(fā)現(xiàn)，半灌漿套筒連接件的承載力和變形性能隨灌漿缺陷分布、厚度、鋼筋深入度、鋼筋偏心等程度的增加而劣化。李玉博[14]研究了鋼筋偏心和灌漿不飽滿等施工缺陷對套筒力學(xué)性能的影響，揭示了缺陷影響等規(guī)律，并提出不同類型缺陷的控制建議。

鋼筋偏心類型主要分為2種，即鋼筋整體偏心與鋼筋局部偏心。鋼筋整體偏心時，2根連接鋼筋均與套筒中心軸線存在偏心距；鋼筋局部偏心，僅單根連接鋼筋存在偏心距。目前國內(nèi)外尚無關(guān)于無縫鋼管加工成型的新型灌漿套筒較成熟的研究，不同偏心類型及偏心距參數(shù)對該類套筒連接件的力學(xué)性能的影響尚不明確。為了解決上述問題，本文中通過單向拉伸實驗及有限元模擬，對比分析套筒連接件的承載力、破壞形態(tài)、應(yīng)力-應(yīng)變分布以及灌漿料損傷程度等。

1 實驗

1.1 實驗設(shè)計

采用Q390B型低合金無縫鋼管、HRB400級鋼筋、TT-100型高強度灌漿料，設(shè)計并制作6組共18個新型灌漿套筒連接試件，每組3個相同試件，實驗結(jié)果取均值。其中無縫鋼管通過SZ-110型三軸滾絲機進行滾壓加工成型，環(huán)肋均勻?qū)ΨQ分布于套筒兩端。新型灌漿套筒環(huán)肋分布、套筒試件剖面與帶肋段構(gòu)造如圖1所示。試件實驗設(shè)計參數(shù)為鋼筋整體偏心距，如表1所示，主要實驗現(xiàn)象為鋼筋拉斷的破壞模式。試件編號Total-0中Total表示鋼筋為整體偏心，0表示偏心距為0 mm，編號為Total-0的試件即為無偏心試件，以此類推。

L—套筒長度；Lf—帶肋段套筒長度；Ls—光滑段套筒長度。(a)環(huán)肋分布

(b)套筒試件剖面

(c)帶肋段構(gòu)造圖1 新型灌漿套筒環(huán)肋分布、套筒試件剖面與帶肋段構(gòu)造

表1 5種偏心距試件的試件參數(shù)及主要實驗結(jié)果

1.2 加載方案與應(yīng)變測點布置

實驗裝置是量程為2 000 kN的高速沖擊試驗機。加載速率為5 kN/s，試件拉伸至鋼筋拔斷或鋼筋拔出時停止加載。試驗機采集荷載位移數(shù)據(jù)頻率為20 Hz。為了研究新型套筒表面的應(yīng)變及其分布規(guī)律，在套筒外表面布置應(yīng)變片，其中無偏心試件測量套筒筒壁軸向、環(huán)向應(yīng)變；偏心試件分別測量近鋼筋端與遠鋼筋端套筒表面軸向應(yīng)變(如圖2所示)。應(yīng)變采集頻率與試驗機采集荷載位移數(shù)據(jù)頻率同步。

(a)無偏心試件

(b)偏心試件Zi、Hi(i=1,2,…,7)—無偏心試件軸向、環(huán)向應(yīng)變片；Ni、Fi (i=1,2,…,7)—偏心試件近、遠鋼筋端軸向應(yīng)變片。圖2 新型灌漿套筒試件應(yīng)變測點

1.3 材料性能

配制水與灌漿料質(zhì)量比(簡稱水灰比)為0.11的灌漿料，制作棱柱體尺寸為40 mm×40 mm×160 mm(長度×寬度×高度)的試塊，并與套筒試件置于相同環(huán)境條件下養(yǎng)護28 d。按標(biāo)準(zhǔn)實驗方法，測得TT-100型灌漿料實測性能指標(biāo)，如表2所示。HRB400級鋼筋及Q390B型低合金無縫鋼管的實測性能指標(biāo)分別如表3、4所示。

表2 TT-100型灌漿料實測性能指標(biāo)

表3 HRB400級鋼筋實測性能指標(biāo)

表4 Q390B型低合金無縫鋼管實測性能指標(biāo)

2 材料及內(nèi)聚力單元本構(gòu)參數(shù)

2.1 灌漿料

目前尚無對應(yīng)灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系的理論模型，并且灌漿料的材料性能與高強混凝土性能類似，因此本文中在有限元分析中使用混凝土的塑性損傷本構(gòu)模型[15]，建立TT-100型灌漿料的本構(gòu)模型，灌漿料軸心抗壓強度取為灌漿料棱柱體抗壓強度實驗值的0.76倍，彈性模量取實驗值(見表2)。

2.2 無縫鋼管與鋼筋本構(gòu)參數(shù)

連接鋼筋的本構(gòu)模型選取帶有屈服平臺的三折線強化模型，各項力學(xué)性能參數(shù)見表3，其中屈服應(yīng)變?nèi)?.002 2，強化階段起點應(yīng)變?nèi)?.007，極限應(yīng)變?nèi)?.1。無縫鋼管的本構(gòu)模型選取雙折線強化模型，各項力學(xué)性能參數(shù)見表4，其中極限應(yīng)變?nèi)?.06。

2.3 雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)參數(shù)

考慮到鋼筋與混凝土界面黏結(jié)滑移受力接觸的復(fù)雜性，采用分離式模型，引入內(nèi)聚力接觸屬性[16]，雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)折線圖如圖3所示。

3 有限元可行性分析

3.1 模型建立與接觸類型選取

采用有限元軟件ABAQUS建立1/2三維實體模型(整體偏心試件結(jié)果云圖為1/4模型)。為了保證模型計算結(jié)果的精確，模型均采用結(jié)構(gòu)化分網(wǎng)技術(shù)劃分網(wǎng)格。新型灌漿套筒有限元模型如圖4所示。由于實驗結(jié)果中套筒與灌漿料之間接觸良好，因此在模型中對套筒內(nèi)表面與灌漿料外表面采用綁定(Tie)約束，鋼筋的凸肋采用與實際肋等高的梯形環(huán)狀肋等效，鋼筋灌漿料間采用內(nèi)聚力接觸屬性模擬黏結(jié)滑移。

σ—牽引應(yīng)力；δ—分離變量；σmax—拉伸峰值強度，即鋼筋-灌漿料間峰值黏結(jié)強度；K1—基體分層失效的內(nèi)聚力單元界面初始剛度；δ0—損傷起始時對應(yīng)的張開位移，取值為0.001 mm；δf—單元徹底失效時的張開位移，取值為0.1 mm。圖3 雙折線內(nèi)聚力單元本構(gòu)折線圖

(a)套筒連接件(b)灌漿料(c)套筒(d)鋼筋圖4 新型灌漿套筒有限元模型

3.2 有限元模型與實驗結(jié)果對比

圖5所示為無偏心試件有限元模型模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比。從圖中可以看出，灌漿料與套筒之間存在微小黏結(jié)滑移，導(dǎo)致圖5(a)中實驗荷載-位移曲線位移相對于有限元模型荷載-位移曲線的位移較大，但是屈服荷載、極限荷載均較接近；并且圖5(b)中有限元模型與實驗的套筒荷載-應(yīng)變曲線發(fā)展趨勢與應(yīng)變數(shù)值均差異較小。

圖6所示為有限元模型中灌漿料損傷云圖與實驗現(xiàn)象。損傷數(shù)值無量綱，數(shù)值為0時為無損傷狀態(tài)，數(shù)值為1時為完全損傷狀態(tài)。從圖6(a)、(b)中可以看出，試件加載初期的拉伸損傷從鋼筋肋尖開始形成，緩慢延伸至套筒內(nèi)壁，即為實驗試件的灌漿料裂縫產(chǎn)生的趨勢。從圖6(c)中可以看出，加載初期的受壓損傷程度及損傷區(qū)域面積從鋼筋加載端向鋼筋自由端減小，原因是靠近鋼筋加載端灌漿料受到的側(cè)向約束較小，這與實際情況中灌漿料從加載端開始剝落情況一致，見圖6(d)。由此可知，有限元軟件ABAQUS的模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好。

(a)荷載-位移曲線Z5、 Z6、 Z7—軸向應(yīng)變片。(b)套筒光滑段軸向應(yīng)變圖5 無偏心試件有限元模型模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比

(a)受拉損傷云圖(b)近加載端受拉損傷云圖(c)受壓損傷云圖(d)灌漿料剝落圖6 有限元模型中灌漿料損傷云圖與實驗現(xiàn)象

4 結(jié)果與分析

4.1 鋼筋整體偏心對力學(xué)性能的影響

4.1.1 荷載-位移曲線及相關(guān)性能參數(shù)

圖7所示為鋼筋整體偏心試件荷載-位移曲線。從圖中可以看出，鋼筋整體偏心試件破壞模式均為鋼筋拉斷破壞。隨著偏心距的增大，試件極限荷載均呈減小的趨勢，并且偏心距不大于4 mm的試件極限荷載對應(yīng)的位移均小于無偏心試件的，而偏心距為5 mm的位移大于其余試件的，原因是當(dāng)鋼筋偏心距較小時，鋼筋與灌漿料間的滑移不明顯，但是偏心作用導(dǎo)致附加彎矩存在，使鋼筋變成拉彎構(gòu)件，導(dǎo)致其承載力較小且在位移較小處達到破壞，而偏心距最大試件灌漿料的最小厚度僅為1 mm，較其余試件灌漿料更早達到極限狀態(tài)，該試件灌漿料Mises應(yīng)力最大值達到120.2 MPa，遠大于極限抗壓強度，因此滑移效果明顯，造成極限位移較大。表5所示為鋼筋整體偏心試件相關(guān)參數(shù)。從表中可以看出，有限元模型中套筒近、遠鋼筋端中部軸向應(yīng)力比值與偏心距呈正相關(guān)，即隨著偏心距的增大，近、遠鋼筋端套筒的應(yīng)力差明顯，造成近鋼筋端套筒無限趨近于套筒極限抗拉強度，而遠鋼筋端套筒應(yīng)力較小，材料性能并未得到充分利用。

圖7 鋼筋整體偏心試件荷載-位移曲線

表5 鋼筋整體偏心試件相關(guān)參數(shù)

4.1.2 荷載-應(yīng)變曲線

圖8所示為鋼筋整體偏心試件荷載-應(yīng)變曲線。從圖中可以看出，隨著偏心距的增大，近鋼筋端套筒中部的實測軸向應(yīng)變增大，根據(jù)表1，偏心距為1 mm的試件在套筒中部的軸向應(yīng)變已達到屈服應(yīng)變，而無偏心試件所有測點應(yīng)變均小于屈服應(yīng)變，即套筒處于彈性階段，偏心距為3 mm的試件與偏心距為5 mm的試件Z7的荷載-應(yīng)變曲線斜率均在荷載為160 kN時發(fā)生變化，即套筒近鋼筋端中部達到屈服強度。從圖8(b)、(c)中可以看出，偏心距為3、5 mm的試件遠鋼筋端應(yīng)變片F(xiàn)7在加載過程中應(yīng)變絕對值均小于屈服應(yīng)變，即該截面在加載過程中均處于彈性狀態(tài)。部分測點在荷載為200 kN時發(fā)生突變，例如偏心距為3 mm的試件測點N5、N6在200 kN處有由拉應(yīng)變向壓應(yīng)變轉(zhuǎn)變的趨勢；偏心距為5 mm的試件近鋼筋加載端N1、F1應(yīng)變曲線變化頻繁。原因是近鋼筋加載端套筒對灌漿料的約束作用較小，由實驗可知，該處灌漿料極易發(fā)生剝落破壞，灌漿料破壞后與鋼筋的相對位置可能發(fā)生改變，造成應(yīng)力重分布，因此曲線變化頻繁。其余測點均存在應(yīng)變突變的情況，這是由于偏心試件為拉彎構(gòu)件，相對于無偏心試件，灌漿料內(nèi)部應(yīng)力分布復(fù)雜，可能導(dǎo)致局部應(yīng)力較大，產(chǎn)生微裂縫，因此造成套筒局部應(yīng)變突變。

(a)無偏心

(b)偏心距為3 mm

(c)偏心距為5 mmZi、Hi(i=1,2,…,7)—無偏心試件軸向、環(huán)向應(yīng)變片；Ni、Fi(i=1,2,…,7)—偏心試件近、遠鋼筋端軸向應(yīng)變片。圖8 鋼筋整體偏心組荷載-應(yīng)變曲線

4.1.3 套筒軸向應(yīng)力

圖9所示為鋼筋整體偏心試件有限元模型模擬套筒軸向應(yīng)力云圖。從圖中可以看出，隨著偏心距的增大，近鋼筋端的套筒軸向應(yīng)力集中現(xiàn)象更明顯，并且應(yīng)力集中區(qū)域發(fā)生改變，偏心距為5 mm的試件應(yīng)力集中區(qū)域分布于套筒中部及靠近套筒中部的2道環(huán)肋。偏心距較小的試件均集中在套筒中部區(qū)域。套筒最大軸向應(yīng)力接近套筒極限抗拉強度，而遠鋼筋端套筒最大軸向應(yīng)力僅為148.8 MPa。

(a)無偏心(b)偏心距為1 mm(c)偏心距為2 mm(d)偏心距為3 mm(e)偏心距為4 mm(f)偏心距為5 mm圖9 鋼筋整體偏心試件有限元模型模擬套筒軸向應(yīng)力云圖

4.1.4 側(cè)向變形及彎曲效應(yīng)

圖10(a)、(b)為變形放大系數(shù)為5時鋼筋整體偏心距為5 mm的試件在極限狀態(tài)下的變形云圖，其中套筒與鋼筋均為拉彎構(gòu)件，對試件承載力有削弱影響。根據(jù)附加彎矩原理(見圖10(c))，附加彎矩的產(chǎn)生機理類似于鋼筋混凝土構(gòu)件由軸向壓力產(chǎn)生撓曲變形引起曲率、彎矩增量的情況，即重力二階效應(yīng)。造成應(yīng)力、應(yīng)變差異的原因主要是偏心作用下附加彎矩的存在，導(dǎo)致近鋼筋端套筒外表面受拉，遠鋼筋端套筒外表面受壓。

根據(jù)表1可知，套筒中部側(cè)向位移隨偏心距的增大而增大，因此附加彎矩Fuδ增大，偏心作用影響更明顯。

4.1.5 灌漿料Mises應(yīng)力

圖11所示為鋼筋整體偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖。由圖可以看出，灌漿料Mises應(yīng)力最大值隨偏心距的增大而增大，并且近鋼筋端、遠鋼筋端Mises應(yīng)力值差值也隨偏心距的增大而增大，偏心距為4、5 mm的試件出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中的現(xiàn)象，主要區(qū)域分布于鋼筋肋與套筒環(huán)肋之間，即在該處灌漿料已產(chǎn)生微裂縫。偏心距為5 mm的試件灌漿料Mises應(yīng)力達到121.3 MPa，遠大于實測抗壓強度，說明局部灌漿料已達到極限狀態(tài)，這也是該試件極限位移大于其余試件的原因之一。

(a)套筒側(cè)向變形(b)鋼筋側(cè)向變形Fu—試件極限荷載; δ—試件側(cè)向位移量; e0—偏心距。(c)附加彎矩原理圖10 變形放大系數(shù)為5時鋼筋整體偏心距為5 mm的試件在極限狀態(tài)下的變形云圖與附加彎矩原理

(a)無偏心(b)偏心距為2 mm(c)偏心距為4 mm(d)偏心距為5 mm圖11 鋼筋整體偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖

4.2 鋼筋局部偏心對力學(xué)性能的影響

4.2.1 套筒軸向應(yīng)力

圖12所示為鋼筋局部偏心試件套筒軸向應(yīng)力圖。由圖可知，該類套筒軸向應(yīng)力存在與鋼筋整體偏心試件軸向應(yīng)力一致的趨勢，即隨著局部偏心距的增大，套筒軸向應(yīng)力增大，并且近、遠鋼筋端套筒應(yīng)力差異更明顯，應(yīng)力集中區(qū)域主要在套筒中部靠下位置，即靠近偏心鋼筋端。軸向應(yīng)力最大值區(qū)域為近套筒中部的2道環(huán)肋處，機械滾壓后該處材料性能已被嚴(yán)重劣化，而偏心距導(dǎo)致的應(yīng)力集中加劇了套筒在該處斷裂破壞的風(fēng)險。

4.2.2 灌漿料Mises應(yīng)力

圖13所示為鋼筋局部偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖。由圖可知，偏心距為4、5 mm的試件灌漿料Mises應(yīng)力均已達到灌漿料實測抗壓強度，主要集中于灌漿料最薄弱位置，即鋼筋肋與套筒環(huán)肋之間，說明該處灌漿料已被壓碎，鋼筋與灌漿料間黏結(jié)強度退化明顯，相互間的滑移比其余試件的更明顯。

(a)無偏心(b)偏心距為1 mm(c)偏心距為2 mm(d)偏心距為3 mm(e)偏心距為4 mm(f)偏心距為5 mm圖12 鋼筋局部偏心試件套筒軸向應(yīng)力云圖

(a)偏心距為1 mm(b)偏心距為4 mm(c)偏心距為5 mm圖13 鋼筋局部偏心試件灌漿料Mises應(yīng)力云圖

由圖13(c)可知，偏心距為5 mm的試件偏心鋼筋端灌漿料靠近套筒中部環(huán)肋處Mises應(yīng)力較大，因此鋼筋偏心導(dǎo)致在加載過程中，鋼筋有繞P點旋轉(zhuǎn)的趨勢(見圖14)，因此灌漿料較厚的位置受到明顯擠壓，套筒環(huán)肋處止推作用造成靠近套筒中部環(huán)肋處灌漿料應(yīng)力較大。

4.2.3 側(cè)向變形及彎曲效應(yīng)

圖15所示為變形放大系數(shù)為3時鋼筋局部偏心試件側(cè)向變形云圖。由圖可知，鋼筋變形與套筒側(cè)向位移較大，鋼筋偏心距越大，則鋼筋彎曲效果越明顯，而彎曲效應(yīng)造成側(cè)向位移較大也在一定程度上削弱了試件的安全性，并且增加了套筒試件側(cè)向失穩(wěn)破壞的風(fēng)險。

圖14 加載過程中鋼筋的運動趨勢

(a)偏心距為1 mm(b)偏心距為4 mm(c)偏心距為5 mm圖15 變形放大系數(shù)為3時鋼筋局部偏心試件側(cè)向變形云圖

4.2.4 相關(guān)性能參數(shù)

表6所示為鋼筋局部偏心試件組的相關(guān)參數(shù)。由表可知，相關(guān)參數(shù)規(guī)律性較明顯，有限元模型中套筒最大應(yīng)變、近遠鋼筋端套筒中部軸向應(yīng)力比與側(cè)向位移數(shù)值均與偏心距呈正相關(guān)，無偏心試件套筒最大軸向應(yīng)變小于屈服應(yīng)變，而其余鋼筋偏心試件有限元模型中套筒最大應(yīng)變均大于屈服應(yīng)變，即已進入塑性階段。

表6 鋼筋局部偏心試件相關(guān)參數(shù)

結(jié)合圖12可知，偏心距為5 mm的試件軸向應(yīng)力最大值達到518 MPa，接近套筒實測極限抗拉強度，并且隨著偏心距的增大，套筒近、遠鋼筋端應(yīng)力比逐漸增大，即應(yīng)力不均勻程度變大。局部偏心距為5 mm的試件破壞模式為鋼筋拉斷破壞，承載力、軸向變形滿足行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)JGJ 107—2010《鋼筋機械連接技術(shù)規(guī)程》[17]中一級接頭的性能要求，但是套筒應(yīng)力、應(yīng)變均接近極限值，并且存在較大側(cè)向變形，套筒連接件隨時可發(fā)生斷裂及失穩(wěn)破壞，安全儲備嚴(yán)重不足。由于規(guī)范中無關(guān)于現(xiàn)行套筒連接側(cè)向變形限值的內(nèi)容，因此本文中的研究可以為行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)的完善提供參考。

5 結(jié)論

本文中通過對新型灌漿套筒偏心連接件的實驗和有限元分析，得出以下主要結(jié)論：

1)基于內(nèi)聚力接觸屬性、三維實體單元及顯示動力學(xué)的有限元軟件ABAQUS建模方式可以有效地模擬套筒連接件部件之間的相互作用。

2)偏心新型灌漿套筒試件破壞模式均為鋼筋拉斷，并且試件的破壞過程與鋼筋的一致，均經(jīng)歷彈性階段、屈服階段、塑性階段、強化階段與破壞階段。

3)隨著偏心距的增大，套筒、灌漿料應(yīng)力集中現(xiàn)象更明顯，并且承載力及變形能力均呈減小趨勢。偏心試件套筒為拉彎構(gòu)件，灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)較復(fù)雜，局部微裂縫的產(chǎn)生導(dǎo)致套筒筒壁軸向應(yīng)變發(fā)生突變。偏心距的存在導(dǎo)致套筒、灌漿料應(yīng)力-應(yīng)變分布不均，近鋼筋端套筒軸向應(yīng)力接近極限抗拉強度，機械加工劣化了環(huán)肋處套筒的材料性能，而軸向應(yīng)力峰值出現(xiàn)在近套筒中部2道環(huán)肋處，加劇了套筒在該處斷裂破壞的風(fēng)險，安全儲備嚴(yán)重不足；而遠鋼筋端套筒應(yīng)力過小，材料性能未能充分利用。

4)鋼筋整體偏心與鋼筋局部偏心試件承載力及軸向變形均滿足規(guī)范要求，但是偏心距的存在導(dǎo)致套筒試件存在附加彎矩、側(cè)向變形與彎曲效應(yīng)，并且偏心距不小于4 mm的試件套筒筒壁應(yīng)力-應(yīng)變均接近極限狀態(tài)，存在試件側(cè)向失穩(wěn)及套筒斷裂的風(fēng)險。