機(jī)械套筒連接預(yù)制混凝土結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌機(jī)理

譚光偉，胡淑軍，黃 華，覃幼轍，錢(qián) 凱

(1. 江西中煤建設(shè)集團(tuán)有限公司，江西南昌 330001； 2. 南昌大學(xué)工程建設(shè)學(xué)院，江西南昌 330031； 3. 長(zhǎng)安大學(xué)建筑工程學(xué)院，陜西西安 710061； 4. 廣西建工軌道裝配式建筑產(chǎn)業(yè)有限公司，廣西柳州 545000; 5. 桂林理工大學(xué)廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣西桂林 541004)

0引 言

裝配式預(yù)制混凝土(PC)結(jié)構(gòu)因由其節(jié)能環(huán)保、施工效率高和工廠化生產(chǎn)等優(yōu)點(diǎn)而具有廣闊的應(yīng)用前景。在PC結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，“等同現(xiàn)澆”是最為核心的設(shè)計(jì)理念，該理念要求PC結(jié)構(gòu)構(gòu)件間實(shí)現(xiàn)可靠連接。在柱子失效工況下，梁需要通過(guò)發(fā)生較大變形傳遞不平衡荷載，這對(duì)梁柱連接的強(qiáng)度、延性和可靠性提出了更高的要求。如果不能形成有效的荷載傳遞路徑，結(jié)構(gòu)可能發(fā)生嚴(yán)重的倒塌。

目前，已有大量學(xué)者研究了PC結(jié)構(gòu)在柱子失效工況下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，包括干式連接PC結(jié)構(gòu)[1-9]、預(yù)應(yīng)力拼接PC結(jié)構(gòu)[10-12]和裝配整體式PC結(jié)構(gòu)[13-22]。Qian等[1]對(duì)比了鋼筋混凝土(RC)結(jié)構(gòu)與采用螺栓連接和焊接連接的PC結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能，發(fā)現(xiàn)采用螺栓連接和焊接連接的PC結(jié)構(gòu)的延性及承載力均明顯弱于RC結(jié)構(gòu)。Zhou等[2-3]對(duì)比了栓釘和角鋼連接PC結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆RC結(jié)構(gòu)在中柱失效下的抗倒塌性能，結(jié)果表明栓釘和角鋼連接PC結(jié)構(gòu)性能劣于RC結(jié)構(gòu)，大變形階段不能有效發(fā)展懸索機(jī)制。Qian等[10-12]研究了預(yù)應(yīng)力拼接PC結(jié)構(gòu)的靜力和動(dòng)力倒塌響應(yīng)，指出預(yù)應(yīng)力拼接PC結(jié)構(gòu)具有優(yōu)異的抗倒塌性能，在靜力和動(dòng)力加載下具有相似的破壞模式，壓拱機(jī)制和懸索機(jī)制可以同時(shí)發(fā)揮作用。Nimse等[13]最先對(duì)裝配整體式PC結(jié)構(gòu)開(kāi)展了抗倒塌試驗(yàn)研究，證明該類(lèi)PC結(jié)構(gòu)具有與RC結(jié)構(gòu)相近的抗倒塌性能。Kang等[14-16]對(duì)裝配整體式PC結(jié)構(gòu)開(kāi)展了系列研究，結(jié)果表明：梁底部鋼筋采用搭接連接可獲得“等同現(xiàn)澆”的效果；采用90°彎鉤錨固連接可能發(fā)生鋼筋錨固破壞；采用水泥基復(fù)合材料(ECC)作為后澆疊合層材料對(duì)裝配整體式PC結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能影響很小。Qian等[17]研究了樓板布置方向?qū)ρb配整體式PC結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，表明樓板布置方向?qū)Y(jié)構(gòu)抗倒塌性能影響很小，裝配整體式PC樓板的整體性弱于RC樓板。Zhang等[18]基于擬靜力加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：梁底部鋼筋采用搭接連接、90°彎鉤錨固連接和有頭鋼筋連接的3種裝配整體式PC結(jié)構(gòu)具有相似的抗連續(xù)倒塌性能。Qian等[19]對(duì)梁底部鋼筋采用搭接連接、90°彎鉤錨固連接和有U形鋼筋連接裝配整體式PC結(jié)構(gòu)開(kāi)展了中柱失效工況下的抗倒塌試驗(yàn)，指出梁底部鋼筋僅在節(jié)點(diǎn)內(nèi)搭接不能滿足鋼筋的連續(xù)性；采用90°彎鉤錨固連接和有U形鋼筋連接則可以獲得與RC結(jié)構(gòu)相近的承載力與變形能力；后澆疊合層混凝土強(qiáng)度會(huì)影響結(jié)構(gòu)的變形能力，進(jìn)而影響懸索機(jī)制的發(fā)展。張望喜等[20]基于擬靜力加載試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：RC子結(jié)構(gòu)在懸索階段承載力相比于90°彎鉤連接和錨固板焊接連接PC子結(jié)構(gòu)分別高出57%和22%。袁鑫杰等[21]研究了套筒灌漿、漿錨搭接和預(yù)應(yīng)力裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能，指出PC結(jié)構(gòu)抗倒塌承載力較RC結(jié)構(gòu)更弱。Zhou等[22]研究了火災(zāi)下/后PC結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)的抗倒塌行為，證明火災(zāi)下高溫使混凝土膨脹增強(qiáng)了壓拱機(jī)制。

綜上，采用合理的連接形式，裝配整體式PC結(jié)構(gòu)在柱子失效工況下可達(dá)到“等同現(xiàn)澆”的效果。目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)不同連接形式的裝配整體式PC結(jié)構(gòu)已經(jīng)展開(kāi)了許多研究，然而關(guān)于機(jī)械套筒連接PC子結(jié)構(gòu)的研究相對(duì)較少，其抗連續(xù)倒塌性能和機(jī)理尚不明確。此外，不同跨高比的裝配整體式結(jié)構(gòu)可能表現(xiàn)出不同的抗連續(xù)倒塌行為。

1試驗(yàn)概況

1.1試件設(shè)計(jì)

1.2材料力學(xué)性能

預(yù)制構(gòu)件混凝土為C45細(xì)石商品混凝土，最大骨料直徑為15 mm； 后澆疊合層混凝土為自配C60混凝土。通過(guò)立方體抗壓試驗(yàn)測(cè)得混凝土強(qiáng)度，其中，預(yù)制混凝土強(qiáng)度為44 MPa， 后澆混凝土強(qiáng)度為量；δ為伸長(zhǎng)率。

圖1試件尺寸和配筋(單位：mm)Fig.1Dimensions and Reinforcement of Specimens (Unit:mm)

表1試件詳情T(mén)able 1Details of Specimens

圖2試件裝配Fig.2Assembling of Specimens

59 MPa。根據(jù)規(guī)范GB 50010—2010[23]及ACI 318-14[26]，換算得到預(yù)制和后澆混凝土圓柱體抗壓強(qiáng)度分別為35 MPa和47 MPa。鋼筋的力學(xué)性能如表2所示。

表2鋼筋力學(xué)性能Table 2Mechanical Properties of Reinforcements

1.3試驗(yàn)裝置和加載方案

本研究中，試驗(yàn)采用擬靜力Push-down加載方式，通過(guò)液壓千斤頂對(duì)失效柱上方實(shí)施位移控制加載，加載速率為0.5 mm·s-1。試驗(yàn)加載裝置和測(cè)量?jī)x器布置如圖3所示。

將邊柱試件安裝于鉸支座上， 通過(guò)2個(gè)與A型反力架連接的水平鏈桿對(duì)邊柱施加軸向及轉(zhuǎn)動(dòng)約束。為了測(cè)量邊柱的底部反力，在鉸支座下放置一排滾動(dòng)軸以釋放水平約束。通過(guò)限位箱保證加載時(shí)試件在平面內(nèi)移動(dòng)。通過(guò)試驗(yàn)采集了試件的水平反力及豎向反力等數(shù)據(jù)，水平反力通過(guò)安裝在水平鏈桿的拉壓荷載傳感器測(cè)量，豎向反力通過(guò)安裝在鉸支座下部的荷載傳感器測(cè)量。子結(jié)構(gòu)的承載力變化情況通過(guò)安裝在千斤頂下部的荷載傳感器測(cè)量。此外，沿梁軸線布置了7個(gè)位移傳感器，用來(lái)測(cè)量梁的撓度。

2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1破壞模式

圖4和圖5分別為試件PC-11、PC-13的破壞模式。由圖4、5可知，PC-11和PC-13的裂縫發(fā)展規(guī)律及破壞模式相似。在抗彎承載階段，試件彎曲裂縫集中于梁端，受壓區(qū)混凝土并無(wú)明顯壓潰。進(jìn)入壓拱階段后，中柱兩側(cè)梁端受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)輕微壓潰。隨著位移增加，靠近邊柱梁端受壓區(qū)混凝土開(kāi)始出現(xiàn)壓潰。進(jìn)入懸索階段，梁端受壓區(qū)混凝土壓潰加劇并出現(xiàn)剝落，梁身出現(xiàn)貫通裂縫。在加載末期，梁身出現(xiàn)大量貫通裂縫，中柱兩側(cè)梁底部鋼筋斷裂，梁端混凝土被壓潰并剝落，梁端預(yù)制梁與后澆疊合層間出現(xiàn)水平裂縫。由于鋼筋斷裂具有隨機(jī)性，當(dāng)中柱右側(cè)梁端鋼筋先發(fā)生斷裂后，破壞會(huì)集中在初始斷裂發(fā)生的一側(cè)，因此中柱右側(cè)梁端破壞相較于左側(cè)更為明顯。值得注意的是，在整個(gè)加載過(guò)程中梁底部鋼筋并未發(fā)生錨固破壞，表明機(jī)械套筒連接可以滿足鋼筋的連續(xù)性要求。

圖3試驗(yàn)裝置及測(cè)量?jī)x器布置Fig.3Test Device and Measuring Instrument Layout

圖4試件PC-11破壞模式Fig.4Failure Mode of Specimen PC-11

圖5試件PC-13破壞模式Fig.5Failure Mode of Specimen PC-13

2.2豎向抗力

圖6為試件PC-11、PC-13的豎向抗力-位移(F-Δv)曲線。當(dāng)位移小于35 mm時(shí)，PC-11處于純彎曲階段，抗彎承載力為38 kN。隨后進(jìn)入壓拱階段，并在位移為85 mm時(shí)達(dá)到壓拱峰值承載力50 kN。隨后，豎向承載力開(kāi)始逐漸下降，當(dāng)位移超過(guò)約1倍梁高后又出現(xiàn)上升。當(dāng)豎向位移為429 mm時(shí)，中柱左側(cè)梁底部縱筋斷裂，抗力出現(xiàn)下降。當(dāng)加載至452 mm和503 mm時(shí)，中柱右側(cè)梁底部縱筋斷裂，此時(shí)中柱右側(cè)僅通過(guò)梁頂部縱筋的拉結(jié)作用傳遞荷載。當(dāng)位移為647 mm時(shí)，PC-11達(dá)到極限承載力80 kN，中柱右側(cè)梁頂部縱筋同時(shí)斷裂，PC-11發(fā)生破壞，隨后試件完全喪失承載力。

圖6豎向抗力-位移曲線Fig.6Vertical Resistance-displacement Curves

PC-13豎向抗力-位移曲線發(fā)展趨勢(shì)與PC-11類(lèi)似。當(dāng)位移為56 mm和106 mm時(shí)，PC-13分別達(dá)到抗彎承載力34 kN和壓拱承載力45 kN，分別比PC-11低11%和10%。由于梁跨高比較大，當(dāng)位移為522 mm時(shí)，中柱右側(cè)梁底部鋼筋才發(fā)生斷裂。當(dāng)位移為672 mm時(shí)，PC-13中柱右側(cè)梁底部鋼筋再次發(fā)生斷裂。當(dāng)位移增加至736 mm時(shí)，中柱左側(cè)底部縱筋發(fā)生斷裂，荷載由80 kN下降至54 kN，此時(shí)，由于千斤頂行程達(dá)到極限，試驗(yàn)終止。因此，PC-13的極限承載力為80 kN，與PC-11相同。

2.3水平反力

圖7水平反力-位移曲線Fig.7Horizontal Resistance-displacement Curves

圖7為試件PC-11、PC-13的水平反力-位移(T-Δv)曲線，其中H1、H2分別為邊柱上部和邊柱下部的水平反力。在小變形階段，水平反力為壓力。在達(dá)到峰值后，水平壓反力減小至0，在位移超過(guò)約1倍梁高后轉(zhuǎn)換為拉反力，表明抗力機(jī)制由混凝土提供主要抗力的壓拱階段進(jìn)入由鋼筋主導(dǎo)的懸索階段。在鋼筋發(fā)生斷裂時(shí)，水平拉反力出現(xiàn)下降。

PC-11和PC-13的最大水平壓反力分別為174 kN和165 kN，最大水平拉反力分別為151 kN和160 kN。此外，壓拱階段頂部水平鏈桿處水平壓反力遠(yuǎn)小于底部水平鏈桿處，而懸索階段頂部水平鏈桿處水平拉反力遠(yuǎn)大于底部水平鏈桿處，表明靠近邊柱梁端在整個(gè)加載過(guò)程中都在承受彎矩。

2.4梁撓度曲線

試件PC-11和試件PC-13在不同階段的梁撓度曲線如圖8所示。由圖8可知，從加載初期試件梁端便出現(xiàn)彎曲變形，而中間梁段基本呈直線。中柱兩側(cè)梁底部鋼筋發(fā)生斷裂后，梁端轉(zhuǎn)角突然變大。在加載末期，由于中柱右側(cè)梁端底部縱筋完全斷裂，而左側(cè)鋼筋未發(fā)生斷裂，PC-11梁最終呈現(xiàn)明顯的非對(duì)稱變形：中柱左側(cè)梁有明顯的彎曲變形，而右側(cè)梁則如同懸臂梁。試件PC-13左右兩跨梁基本呈對(duì)稱變形。由于靠近中柱梁端鋼筋斷裂，中柱兩側(cè)梁端轉(zhuǎn)角大于靠近邊柱梁端轉(zhuǎn)角，在加載末期梁端轉(zhuǎn)角小于弦角。因此通過(guò)弦角評(píng)估梁端轉(zhuǎn)角會(huì)導(dǎo)致估值過(guò)高。

圖8梁撓度曲線Fig.8Deflection Curves of Beams

2.5抗力分解

圖9抗力分解Fig.9Load Resistance Decomposition

根據(jù)Yu等[27]的分析，豎向抗力由梁截面剪力和軸力的豎向分量組成。圖9為試件PC-11和試件PC-13中柱兩側(cè)梁截面軸力和剪力對(duì)于豎向抗力的貢獻(xiàn)。在壓拱階段，抗力主要源于剪力(彎矩)，而軸壓力為負(fù)值，說(shuō)明其對(duì)豎向抗力產(chǎn)生了負(fù)貢獻(xiàn)。在轉(zhuǎn)換階段，由于混凝土壓潰導(dǎo)致梁截面整體性下降，剪力貢獻(xiàn)出現(xiàn)下降，同時(shí)軸壓力的負(fù)貢獻(xiàn)也下降。

進(jìn)入懸索階段后，軸壓力變?yōu)檩S拉力，軸拉力不斷增大，開(kāi)始對(duì)承載力起主導(dǎo)作用。剪力的貢獻(xiàn)隨著鋼筋斷裂和位移增大而不斷下降。

3有限元模擬

由于試件數(shù)量較少，需要借助有限元軟件LS-DYNA建立精細(xì)化數(shù)值模型開(kāi)展參數(shù)分析。

3.1建模方法

圖10試件PC-11幾何模型Fig.10Geometrical Model of Specimen PC-11

試件PC-11幾何模型如圖10所示?；炷敛捎?節(jié)點(diǎn)6面體單元Solid164模擬；鋼筋和機(jī)械套筒采用Beam161梁?jiǎn)卧M。混凝土材料本構(gòu)采用159號(hào)連續(xù)面帽蓋模型(Continuous Surface Cap Model，*MAT_CSCM)，單元侵蝕系數(shù)取1.10；鋼筋采用雙線性隨動(dòng)強(qiáng)化彈塑性本構(gòu)模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC)。不考慮鋼筋在混凝土中的黏結(jié)滑移，通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID將鋼筋梁?jiǎn)卧度牖炷翆?shí)體單元中。預(yù)制混凝土與現(xiàn)澆混凝土間的界面通過(guò)關(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK模擬界面的力學(xué)行為，界面抗拉強(qiáng)度、抗剪強(qiáng)度設(shè)置為預(yù)制混凝土的抗拉強(qiáng)度。

由于整個(gè)加載過(guò)程中梁底部鋼筋并未發(fā)生錨固破壞，機(jī)械套筒和鋼筋之間為共節(jié)點(diǎn)。水平鏈桿通過(guò)Element Combin 165模擬，所采用的材料模型為*MAT_SPRING_NONLINEAR_ELASTIC。通過(guò)關(guān)鍵字*CONSTRAINED_JOINT_SPHERICA在邊柱底部和底部鋼板之間設(shè)置2個(gè)在同一高度上的球鉸，球鉸連線垂直于加載平面，以實(shí)現(xiàn)鉸支座的轉(zhuǎn)動(dòng)約束。通過(guò)釋放底部鋼板水平方向的平動(dòng)約束模擬底部滾動(dòng)軸。通過(guò)關(guān)鍵字*BOUNDARY_PRESCRIBED_MOTION_SET對(duì)中柱的頂部施加位移控制加載。鋼筋及混凝土的網(wǎng)格尺寸均采用25 mm。

3.2模型驗(yàn)證

圖11有限元模型破壞模式Fig.11Failure Modes of Finite Element Models

圖11為有限元模擬得到的試件PC-11和PC-13的破壞模式。由于試驗(yàn)?zāi)M得到的是理想狀態(tài)結(jié)果，而試驗(yàn)中混凝土的非均質(zhì)性、鋼筋斷裂的隨機(jī)性等不確定性因素導(dǎo)致試件出現(xiàn)非對(duì)稱破壞，因此模擬得到的對(duì)稱破壞結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果存在一定誤差。但總體來(lái)說(shuō)，模擬破壞模式與試驗(yàn)破壞模式具有較高的吻合度。由于無(wú)法模擬裂縫，可以通過(guò)觀察混凝土塑性應(yīng)變判斷裂縫的分布。由圖11可見(jiàn)，梁身密布貫通裂縫，梁端受壓區(qū)混凝土出現(xiàn)了明顯的壓潰剝落，受拉區(qū)混凝土開(kāi)裂形成寬裂縫。中柱兩側(cè)梁底部鋼筋斷裂，僅靠梁頂部鋼筋傳遞荷載。靠近邊柱梁端盡管混凝土也發(fā)生了明顯破壞，但沒(méi)有發(fā)生鋼筋斷裂。此外，梁身呈曲線變形，與梁撓度測(cè)量結(jié)果相一致。

圖12為模擬與試驗(yàn)的荷載-位移曲線。由圖12可知，有限元模擬得到的荷載-位移曲線整體趨勢(shì)和特征值與試驗(yàn)值吻合良好。試件PC-11和試件PC-13的第一峰值荷載分別為51 kN和44 kN，與試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差均為2%，極限荷載分別為83 kN和77 kN，與試驗(yàn)結(jié)果均相差4%。此外，有限元模型準(zhǔn)確地模擬了鋼筋斷裂所對(duì)應(yīng)的豎向位移。綜上，有限元模型可以很好地模擬試驗(yàn)結(jié)果，證明了有限元模型的可靠性。

圖12荷載-位移曲線對(duì)比Fig.12Comparison of Load-displacement Curves

4有限元分析

4.1梁縱筋直徑的影響

為了量化梁縱筋直徑對(duì)機(jī)械套筒連接裝配式梁-柱子結(jié)構(gòu)豎向抗力的影響，將試件PC-11、PC-13中梁縱筋直徑替換成為10 mm和14 mm，并提取荷載-位移曲線進(jìn)行對(duì)比，如圖13所示。由圖13(a)可知，增大鋼筋直徑可以顯著提高子結(jié)構(gòu)的承載力。當(dāng)梁縱筋直徑d為10、12、14 mm時(shí)，PC-11的第一峰值荷載分別為34、51、64 kN，極限荷載分別為58、82、116 kN?？梢?jiàn)，梁縱筋直徑由10 mm增加至12 mm和14 mm，第一峰值荷載分別提高24%和55%，極限荷載分別提高55%和100%。鋼筋直徑為10、12、14 mm時(shí)，PC-11首次出現(xiàn)鋼筋斷裂對(duì)應(yīng)的位移分別為239、393、524 mm?？梢?jiàn)，對(duì)于試件PC-11，鋼筋直徑增加可明顯延緩鋼筋斷裂。此外，當(dāng)梁縱筋直徑為10 mm時(shí)，PC-11未進(jìn)入懸索階段便發(fā)生鋼筋斷裂。由圖13(b)可知，對(duì)于跨高比為13的PC子結(jié)構(gòu)，當(dāng)改變梁縱筋直徑時(shí)，豎向荷載-位移曲線的發(fā)展趨勢(shì)仍保持一致。當(dāng)梁縱筋直徑由10 mm增加至12 mm和14 mm時(shí)，PC-13的第一峰值荷載分別提高24%和49%，極限荷載分別提高49%和86%。

圖13鋼筋直徑的影響Fig.13Effect of Reinforcement Diameter

4.2混凝土強(qiáng)度的影響

為研究混凝土抗壓強(qiáng)度的影響，本文選取了預(yù)制混凝土強(qiáng)度和后澆混凝土強(qiáng)度分別為25 MPa和37 MPa(工況1)、35 MPa和47 MPa(工況2)、45 MPa和57 MPa(工況3)三種情況進(jìn)行討論分析。圖14為不同混凝土抗壓強(qiáng)度下試件PC-11和試件PC-13的荷載-位移曲線。由圖14可知，在小變形階段，混凝土強(qiáng)度增加對(duì)于壓拱機(jī)制的提高并不明顯，而混凝土強(qiáng)度增加反而使鋼筋更早斷裂，這主要是因?yàn)榛炷翉?qiáng)度越高，鋼筋與混凝土之間的黏結(jié)力越大，限制了鋼筋的滑移和變形。對(duì)于跨高比小的試件，鋼筋斷裂對(duì)應(yīng)位移受混凝土抗壓強(qiáng)度影響更大，而跨高比大的試件則不敏感。鋼筋斷裂后，承載力繼續(xù)回升。該階段的承載力主要由剩余鋼筋的拉力提供，因此3種工況下的荷載-位移曲線幾乎重合，混凝土抗壓強(qiáng)度對(duì)于試件的極限荷載幾乎沒(méi)有影響。

圖14混凝土抗壓強(qiáng)度的影響Fig.14Effect of Concrete Compressive Strength

5結(jié)語(yǔ)

(1)機(jī)械套筒連接裝配整體式預(yù)制混凝土梁-柱子結(jié)構(gòu)的破壞主要集中在梁端，靠近中柱兩側(cè)梁端底部鋼筋斷裂，梁端受壓區(qū)混凝土壓潰剝落，梁端預(yù)制梁與后澆疊合層間出現(xiàn)水平裂縫。在整個(gè)加載過(guò)程中梁底部鋼筋并未發(fā)生錨固破壞，表明機(jī)械套筒連接可以滿足鋼筋的連續(xù)性要求。

(2)跨高比對(duì)機(jī)械套筒連接PC子結(jié)構(gòu)的壓拱機(jī)制有影響，但對(duì)懸索機(jī)制發(fā)展影響不大。由于跨長(zhǎng)更大使得相同轉(zhuǎn)角下中柱可達(dá)到更大的豎向位移，試件PC-13鋼筋斷裂以及最終失效所對(duì)應(yīng)的豎向位移大于試件PC-11。

(3)由于機(jī)械套筒連接保證了鋼筋的連續(xù)性，與普通現(xiàn)澆鋼筋混凝土(RC)子結(jié)構(gòu)相似，機(jī)械套筒連接PC梁-柱子結(jié)構(gòu)先后發(fā)展彎曲機(jī)制、壓拱機(jī)制和懸索機(jī)制提供抗力。在壓拱階段，抗力主要由剪力提供，而軸壓力產(chǎn)生負(fù)貢獻(xiàn)；在懸索階段，軸拉力對(duì)豎向抗力起主導(dǎo)作用，梁底部鋼筋斷裂后，剪力對(duì)豎向抗力的貢獻(xiàn)明顯下降。

(4)增加梁縱筋直徑可顯著提高機(jī)械套筒連接PC梁-柱子結(jié)構(gòu)的第一峰值承載力和極限承載力，同時(shí)延緩了鋼筋的斷裂。提高預(yù)制部分和后澆部分混凝土抗壓強(qiáng)度對(duì)子結(jié)構(gòu)的荷載影響不大，但混凝土強(qiáng)度提高會(huì)增強(qiáng)其與鋼筋之間的黏結(jié)強(qiáng)度，反而導(dǎo)致鋼筋過(guò)早斷裂。