虞小平, 梁都*, 虞愛平, 張明浩

(1.桂林理工大學南寧分校土木與測繪工程系, 崇左 532100; 2.桂林理工大學土木與建筑工程學院, 桂林 541004)

為推進建筑產業(yè)化快速升級,針對灌漿套筒連接技術學者們開展了大量研究。苗吉軍等[1]從灌漿套筒自身組分即灌漿料、套筒、連接鋼筋出發(fā),總結了不同因素對試件力學性能影響。高強[2]通過試驗數(shù)據(jù)、理論分析及數(shù)值模擬結果,提出了該類新型灌漿套筒接頭的設計方法。馬福金[3]給出新型連接接頭的力學模型,推導出連接接頭搭接長度的計算公式,提出套筒及搭接長度相關構造要求。Zhao等[4-5]研究了高溫、靜載和疲勞荷載作用下預應力灌漿套筒連接的延性、極限荷載及吸能情況。11個連接試樣置于高溫中并施加不同級荷載,觀察其變形。最后發(fā)現(xiàn)隨著管外和管內溫差的增加,連接件的極限荷載幾乎成線性趨勢下降。朱萬旭等[6]介紹了灌漿套筒的組成、原理和套筒尺寸,對排漿管和灌漿管的位置、拼接進行了詳細的研究。鮮艾珂[7]通過ABAQUS有限元軟件對鋼筋灌漿套筒連接構件進行了單向拉伸、高應力和大變形反復拉壓數(shù)值模擬分析,取得了一定成果。鄭永峰等[8]分析了套筒的連接性能,得到當鋼筋錨固長度是連接鋼筋直徑的6.9～7.5倍時,新型灌漿套筒接頭的單向拉伸強度滿足《鋼筋機械連接技術規(guī)程》(JGJ 107—2010)Ⅰ級接頭強度和變形性能的要求。黃遠等[9]通過半灌漿套筒的單向拉伸受力性能,對14個試件進行試驗,得到當為鋼筋拉斷破壞時,連接鋼筋偏心對灌漿套筒連接構件的承載力影響極小,鋼筋的螺紋形狀、套筒的質量和肋深對半灌漿套筒連接件的承載力影響較大。

綜上可知,前人對灌漿套筒連接的研究較少,特別是新型灌漿套筒在連接的施工技術、質量控制以及己有套筒產品的連接接頭性能檢驗方面。為順應工業(yè)產業(yè)化節(jié)能、降低成本、減少污染的要求,現(xiàn)結合黏結滑移理論,在考慮新型灌漿套筒連接件間的黏結滑移,包括徑向應力、環(huán)向應力、徑向位移及連接件接觸表面界面壓應力情況下,對新型灌漿套筒的凸肋深度力學性能進行分析。

1 研究內容

以自制直徑為32 mm的HRB400鋼筋,作為新型灌漿套筒連接件為研究對象,采用理論分析、數(shù)值模擬及試驗研究相結合的方法,保持鋼筋和灌漿料各性能參數(shù)不變情況下,對該自制灌漿套筒考慮套筒的壁厚參數(shù)影響下的力學性能開展分析和研究,為預制裝配式建筑的推廣及應用提供參考數(shù)據(jù)。具體內容如下。

(1)采用兩種內徑相同的冷軋?zhí)淄?分為A、B兩組灌漿套筒連接件,通過單向拉伸試驗,確定連接件的破壞形態(tài),分析其受力機理。

(2)利用套筒凸肋深度受力模型,基于彈性力學理論得出的黏結滑移參數(shù)代入ABAQUS建立的新型灌漿套筒數(shù)值模型中,在單向拉伸作用下,將模型計算得到的數(shù)值結果與試驗結果通過荷載—位移曲線做對比,分析連接件受力機理,驗證有限元軟件所建模型的合理性。

(3)以套筒凸肋深度為變量,用壁厚為5 mm,肋間距為30 mm,凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm的無縫鋼管。直徑為32 mm的HRB400鋼筋,厚度為12.5 mm的灌漿料組成的新型灌漿套筒,建立5組不同套筒凸肋深度的計算模型。利用有限元軟件模擬其單向拉伸,并將模擬計算得到的應力—應變曲線、傳力機制和極限承載力結果進行對比分析,找出凸肋深度最優(yōu)套筒。

(4)根據(jù)研究成果得出適用于直徑為32 mm的HRB400鋼筋新型灌漿套筒構造尺寸,并驗證新型灌漿套筒的可行性,對下一步的研究工作提出針對性的建議。

2 單向拉伸試驗

在試驗的基礎上,采用ABAQUS有限元分析軟件,建立直徑為32 mm 的HRB400鋼筋灌漿套筒連接件數(shù)值計算與分析模型,對其在單向拉伸荷載作用下進行數(shù)值模擬研究,確定連接件破壞模式和趨勢,找出鋼筋、灌漿料和新型套筒的應力、應變分布規(guī)律,并對三者之間的受力狀態(tài)和傳力進行修正,然后將模擬計算結果與試驗結果進行對比分析,驗證模型的可靠性。新型灌漿套筒設備如圖1所示。

2.1 室內試驗

試驗用灌漿套筒分為A、B兩組,每組3個試件,試件的構造及尺寸參數(shù)如圖2和表1所示。

表1 試件尺寸Table 1 Specimen size

d1為灌漿料厚度;d2為套筒壁厚;t為肋深;s為肋間距;s1為肋寬;L1為套筒長度;L2為鋼筋長度;連接鋼筋采用HRB400,公稱直徑d3為32 mm圖2 新型灌漿套筒構造圖Fig.2 Construction diagram of new grouting sleeve

新型灌漿套筒試件如圖3所示,灌漿前先將一段連接鋼筋插入木架底部的小孔固定住,分別插入套筒和另一段連接鋼筋后進行灌漿,鋼筋對中較好。

圖3 新型灌漿套筒試件Fig.3 Specimen of new grouting sleeve

由于忽略灌漿料內部缺陷,所以灌漿料直接從套筒端口灌入,在灌漿料內部氣泡冒出后及時補漿。為防止套筒底部出現(xiàn)漏漿現(xiàn)象,在筒口邊緣涂泡沫膠封口。灌注灌漿料后,試件需要在養(yǎng)護室養(yǎng)護10 d。

2.1.1 加載方式

根據(jù)《鋼筋機械連接技術規(guī)程》(JGJ 107—2010)規(guī)范要求,將連接件在萬能試驗機上進行靜載拉伸試驗,試驗機最大量程和加載速率分別為1 000 kN和2 MPa/s,按照試驗加載方案順序加載,當加載至0.6倍的鋼筋屈服強度后再卸載至0,接著加載至試件完全破壞,試驗過程中的荷載及其夾具之間的位移均由試驗機自動記錄,如圖4所示。

圖4 萬能試驗機加載裝置Fig.4 Loading device of universal testing machine

2.1.2 結果與分析

通過試驗可知,試件的破壞形態(tài)為鋼筋拉斷破壞和灌漿料拔出破壞,試件破壞形態(tài)及力-變形曲線如圖5、圖6所示。

圖5 鋼筋拉斷破壞形態(tài)與力-變形曲線Fig.5 Tensile failure mode and force-deformation curve of reinforcement

圖6 灌漿料拔出破壞形態(tài)與力-變形曲線Fig.6 Pull-out failure pattern and force-deformation curve of grouting material

(1)鋼筋拉斷破壞。端部的灌漿料先被劈裂損壞,然后鋼筋出現(xiàn)頸縮后被拉斷,其最大承載力為490 kN。力-變形曲線出現(xiàn)兩個上升段和一個微小的屈服平臺,屈服點在375 kN,滿足大于1.15倍鋼筋屈服強度的性能指標,且屈服強度和極限強度均滿足規(guī)范要求。進入強化階段后,試件位移隨力變化幅度較小,說明此時已進入強化階段,套筒的約束能力仍然很好。受力超過475 kN后,隨著位移增大,力增加幅度較小,直至破壞。

(2)灌漿料拔出破壞過程。隨著荷載增大,灌漿料和鋼筋被緩慢從套筒中拔出,同時鋼筋出現(xiàn)微小的頸縮現(xiàn)象,連接件最大承載力為365 kN,夾具間最大位移為4.2 mm,其力-變形曲線與鋼筋拉斷破壞試件的曲線類似,第一階段屬于彈性階段,力-變形曲線呈直線上升趨勢,此階段試件剛度較大,抵御外部變形能力較強;第二階段屬于鋼筋接頭屈服階段,屈服力為310 kN,較鋼筋拉斷破壞模式值低;隨著荷載持續(xù)增加,鋼筋第三階段是強化階段,該階段持續(xù)時間很短,當極限承載力達到365 kN后,力-變形曲線開始出現(xiàn)下降,最后鋼筋及灌漿料被拔出,試件停止工作。

2.2 ABAQUS數(shù)值分析

ABAQUS/Explicit[10]是一種適用于高階非線性連續(xù)介質和結構分析的有限元求解器。它對于非線性瞬態(tài)現(xiàn)象和準靜態(tài)仿真,特別是瞬態(tài)動力學仿真具有很好的適用性。在相應產品的設計環(huán)境中,能有效地解決非線性問題,包括接觸和許多準靜態(tài)問題。

通過黏結滑移理論,考慮灌漿套筒連接件間的黏結滑移,包括徑向應力、環(huán)向應力、徑向位移[11-13]及連接件接觸表面界面壓應力情況下[14],數(shù)值模型計算得到的應力分布云圖,如圖7～圖12所示。

圖7 連接件接頭Mises應力分布云圖Fig.7 Mises stress distribution cloud diagram of connectors

圖7為兩種連接件接頭破壞模式的Mises應力分布云圖,可知接頭破壞趨勢基本一致,鋼筋拉斷時有明顯的頸縮現(xiàn)象,連接件接頭鋼筋最大Mises應力為600.3 MPa,已超過鋼筋極限抗拉強度550 MPa,表明此時鋼筋已經(jīng)被拉斷;灌漿料被拔出這種破壞模式,由于套筒與灌漿料表面黏結應力較小,在拉伸過程中鋼筋與灌漿料一同被拔出,此時Mises應力最大值為352 MPa,表明鋼筋并未達到屈服連接件就已經(jīng)停止了工作。

由圖8可知,鋼筋拉斷和灌漿料拔出這兩種破壞模式的連接件軸向應力變化總體上相差不大,軸向應力均為拉應力,由連接件軸向應力分布云圖對比分析可知,鋼筋拉斷的軸向應力為477.6 MPa,灌漿料被拔出時的軸向應力為482.7 MPa,表明灌漿料被拔出過程中的軸向應力較鋼筋拉斷時稍大一些。

圖8 連接件軸向應力分布云圖Fig.8 Axial stress distribution cloud diagram of connectors

由圖9所示的套筒Mises應力分布云圖可知,鋼筋被拔斷的套筒在其端部出現(xiàn)一處極大Mises應力集中,最大值為153.3 MPa,套筒中部Mises應力最大值為130.9 MPa,遠小于其最大屈服強度值380 MPa和最大抗拉強度550 MPa,表明套筒仍具有很大的安全儲備空間。除此之外,其他部位所受軸向應力較小;灌漿料被拔出的軸向應力最大數(shù)值為151.7 MPa,并集中在套筒中部,其他部位所受軸向應力較小,套筒端部所受軸向應力最小。從圖10可以看出,鋼筋被拉斷時,套筒中部第一主應力受力分布較復雜,其值在127.9～148.1 MPa浮動,表明鋼筋在受拉過程中,套筒中部受其影響最大,屬于較容易發(fā)生黏結破壞的部位;灌漿料拔出破壞時第一主應力最大值集中在套筒中部,與鋼筋被拔斷破壞不同的是,灌漿料拔出破壞的第一主應力最大值在套筒中部分布較均勻,并沒有鋼筋拉斷時套筒中部出現(xiàn)“斑馬”現(xiàn)象,最大值為152.5 MPa,分析可知,鋼筋拉斷破壞的第一主應力值稍低于灌漿料拔出破壞的第一主應力值。

圖9 套筒Mises應力分布云圖Fig.9 Nephogram of telescopic mises stress distribution

圖10 套筒第一主應力分布云圖Fig.10 Stress distribution cloud diagram of sleeve Mises

從圖11、圖12可以看出,灌漿料第三主應力和軸向應力分布大體上為壓應力,鋼筋拉斷與灌漿料被拔出的灌漿料第三主應力最大值均發(fā)生在與套筒接觸的第一個肋附近,分別為98.5、93.8 MPa,且鋼筋拉斷時灌漿料的第三主應力值較灌漿料拔出時的稍大,由圖11可知,兩種破壞模式的灌漿料中部第三主應力為拉應力,其值在9.6～11.5 MPa變化。灌漿料軸向應力分布與其第三主應力分布類似,區(qū)別在于,灌漿料軸向應力分布的兩種破壞模式灌漿料軸向應力分布整體均為壓應力,這是由于鋼筋在拉伸過程中套筒對其切向應力約束造成的,軸向應力最大值分別為28.1、26.2 MPa。由上述分析可知:鋼筋拉斷破壞的灌漿料第三主應力值是灌漿料拔出破壞時的28.5%,鋼筋拉斷破壞的灌漿料軸向應力值是灌漿料拔出破壞時的27.9%。

圖11 灌漿料第三主應力分布云圖Fig.11 Distribution cloud diagram of the third principal stress of grouting material

圖12 灌漿料軸向應力分布云圖Fig.12 Axial stress distribution cloud diagram of grouting material

2.3 模擬結果與試驗結果對比分析

試件受拉產生的鋼筋拉斷和灌漿料被拔出的荷載—位移曲線形狀跟模擬結果與試驗結果吻合良好,并且采用ABAQUS有限元分析出來的荷載-位移曲線與試驗的荷載-位移曲線均有明顯的屈服平臺,如圖13所示。

圖13 模擬與試驗荷載-位移曲線Fig.13 Simulated and tested load-displacement curves

從圖13中可以看出,鋼筋屈服前,有限元的荷載-位移曲線與試驗的荷載-位移曲線在彈性階段吻合較好;說明此階段鋼筋的剛度較大,而在鋼筋屈服后,由于鋼筋在本構關系中采用的是理想化的雙折線模型分析,最后強化為一條直線,因此,在鋼筋進入強化階段后,有限元的荷載-位移曲線與試驗的荷載-位移曲線稍有些偏差,且模擬結果稍低于試驗結果,在偏差允許的范圍內,其結果仍然吻合較好,說明有限元所建立的模型正確。

對比鋼筋拉斷時模擬與試驗結果的極限荷載和位移可知,連接件接頭有限元分析的極限承載力為450 kN時達到鋼筋的極限抗拉強度,最大位移為5.8 mm,由于軟件本身局限性,鋼筋本構關系采用的是雙折線模型分析,導致在有限元分析中并沒有體現(xiàn)出鋼筋的頸縮階段,而在試驗過程中,鋼筋頸縮造成的位移增長量較大,最大位移為5.3 mm,極限承載力為490 kN。通過分析發(fā)現(xiàn)模擬承載力較試驗承載力偏小,原因主要有:①由于有限元模擬軟件的局限性,使得材料本構關系和實際情況存在一定差異;②套筒上軋制凹槽時,凹槽部位變薄,強度有所提高,這在有限元模型中沒有反映出來;③灌漿料凝固時會有微膨脹的特性,相當于對鋼筋和套筒施加了一個預壓力,在模擬過程中沒有體現(xiàn)。

由灌漿料拔出的荷載-位移曲線[圖13(b)]可知,此類破壞模式的鋼筋在彈性階段的模擬結果與試驗結果較吻合,兩者彈性荷載分別為250、270 kN后進入屈服階段,該階段的模擬屈服承載力高于試驗屈服承載力,分別為410、365 kN,隨著位移繼續(xù)增大,荷載-位移曲線開始出現(xiàn)下滑,最大位移均為4.2 mm,表明鋼筋并未達到屈服,而連接件就已經(jīng)停止了工作,但模擬結果與試驗結果吻合較好,兩者結果的荷載—位移曲線稍有偏差,這是由有限元軟件的局限性導致的,但偏差在誤差范圍內,且結果仍然吻合得較好,表明采用ABAQUS建立的有限元模型正確。

通過以上分析,ABAQUS模擬軟件計算數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)相差不大,同時表明套筒仍具有很大的安全儲備空間,還有較大的優(yōu)化空間。可以通過減小套筒壁厚尺寸達到節(jié)省材料、降低制作成本的效果。

對套筒壁厚進行數(shù)值模擬研究和優(yōu)化分析。利用有限元分析軟件ABAQUS建立5組關于新型灌漿套筒連接件的數(shù)值模型。采用單一變量的控制方法,對壁厚為5 mm、肋深分別為2、2.5、3、3.5、4 mm,其他材料性能和尺寸參數(shù)保持不變的情況下,對新型灌漿套筒不同凸肋深度進行研究。

3 新型灌漿套筒凸肋深度力學性能分析

模型采用的本構關系如圖14所示,各材料采用的參數(shù)及力學性能指標如表2～表4所示。

表2 灌漿料的參數(shù)Table 2 Parameters of grouting material

表3 鋼筋的參數(shù)Table 3 Parameters of reinforcement

表4 套筒的參數(shù)Table 4 Parameters of the sleeve

圖14 材料本構模型Fig.14 Material constitutive model

3.1 本構及單元選擇

新型灌漿套筒連接件的數(shù)值模型為三維實體模型,采用Conn3d2實體單元模擬三維情境下的實體結構,此單元也適合用來分析模型在軸向荷載作用下的復雜幾何結構。

在新型鋼筋灌漿套筒連接件的數(shù)值建模過程中,灌漿料采用ABAQUS損傷塑性模型(concrete damaged plasticity)[15],如圖14(a)所示。

HRB400鋼筋本構采用彈塑性加工硬化后的兩折線模型[16],如圖14(b)所示。

套筒材質類似鋼筋,其本構采用彈性模型[17],如圖14(c)所示。

參照新型灌漿套筒連接件計算模型各材料參數(shù)如表2～表4所示。

3.2 模型建立

采用壁厚為5 mm,肋間距為30 mm,凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm的無縫鋼管。直徑為32 mm的HRB400鋼筋,厚度為12.5 mm的灌漿料組成的新型灌漿套筒,建立5組不同套筒凸肋深度的計算模型。新型灌漿套筒連接件相關尺寸及套筒凸肋深度參數(shù)如表5所示。

表5 新型灌漿套筒連接構件數(shù)值模型參數(shù)Table 5 Numerical model parameters of the new grouting sleeve connection member

模型采用的本構關系如圖14所示。除套筒肋間距外,其余各材料采用的參數(shù)及力學性能指標如表2～表4所示。

3.3 模擬結果與分析

根據(jù)表5建立的新型灌漿套筒連接件數(shù)值模型,模擬計算得到的應力-應變曲線,如圖15～圖21所示。

圖15 套筒凸肋深度各肋Mises應力分布Fig.15 Mises stress distribution of each rib at convex rib depth

由圖15套筒凸肋深度各肋Mises應力分布可知,套筒凸肋深度為2 mm時,肋1～肋6的Mises應力值分別為300、285、267、250、225、207 MPa;套筒凸肋深度為2.5 mm時,肋1～肋6的Mises應力值分別為245、216、291、204、98、203 MPa;套筒凸肋深度為3 mm時,肋1～肋6的Mises應力值分別為220、210、275、200、185、50 MPa;套筒凸肋深度為3.5 mm時,肋1～肋6的Mises應力值分別為265、245、230、225、185、150 MPa;套筒凸肋深度為4 mm時,肋1～肋6的Mises應力值分別為226、180、269、247、140、100 MPa;通過數(shù)據(jù)分析可知,套筒肋部受力較復雜,隨著凸肋深度增加,肋1～肋4的Mises應力總體上較集中,肋5、肋6所受到的Mises應力反而較肋1～肋4的Mises應力有所降低,這是根據(jù)Sezen雙段均布黏結應力模型[18]中鋼筋彈性段和非彈性段長度決定的,即當肋布置在鋼筋彈性長度范圍內時,隨著凸肋深度增加,肋部受到的Mises應力越大,當肋布置在鋼筋非彈性長度范圍內時,隨著肋深度增加,肋部受到的Mises應力越小。

由圖16套筒極限應力與凸肋深度關系可知,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的極限應力逐漸增大,當凸肋深度達到一定程度時,其極限應力下降明顯,當套筒凸肋深度為2、2.5、3 mm時,套筒所能承受的極限應力呈線性增長,極限應力值分別為303、310、318 MPa;當凸肋深度為3.5、4 mm時,套筒所能承受的極限應力急劇下降,極限應力值分別為307、305 MPa。由極限應力分析表明,以上套筒均能滿足工程安全所需,當凸肋深度為3 mm時,套筒所受極限應力最大,當凸肋深度為4 mm時,套筒所受極限應力最小,可見凸肋深度為3 mm時套筒受力最優(yōu)。

圖16 套筒極限應力與凸肋深度關系Fig.16 Relationship between ultimate stress of sleeve and depth of convex rib

由圖17套筒軸向應力與凸肋深度關系可得,當套筒凸肋深度為2、2.5、3、3.5、4 mm時,其軸向應力分別為301.5、296.5、309.1、302.5、294.3 MPa,可見,除凸肋深2 mm以外,套筒軸向應力變化趨勢與圖16一致,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的軸向應力逐漸增大,當凸肋深度超過3 mm時,其軸向應力下降明顯,套筒所能承受的軸向應力越來越低。

圖17 套筒軸向應力與凸肋深度關系Fig.17 Relationship between axial stress of sleeve and rib depth

由圖18套筒切向應力與套筒凸肋深度關系可得,當套筒凸肋深度在2～2.5 mm時,套筒切向應力越來越低;當套筒凸肋深度在2.5～3.5 mm時,套筒切向應力呈線性增長;套筒凸肋深度超過3.5 mm后,套筒切向應力又開始越來越低。當套筒凸肋深度為2.5 mm時,切向應力值最小,為5 MPa;當套筒凸肋深度為3.5 mm時,切向應力值最大,為17 MPa,縱觀其各切向應力取平均值后發(fā)現(xiàn),當套筒凸肋深度為3 mm時,其切向應力值較接近平均值。

圖18 套筒切向應力與凸肋深度關系Fig.18 Relationship between tangential stress of sleeve and convex rib depth

由圖19套筒位移與套筒凸肋深度關系可知,隨著套筒凸肋深度增加,其位移變化較緩,總體上相差不大,當凸肋深度為4 mm時,套筒的位移值最小,為5.62 mm,當凸肋深度為2、2.5、3、3.5 mm時,套筒位移值分別為5.71、5.75、5.74、5.76 mm,由上述數(shù)據(jù)分析可知,當套筒凸肋深度為3 mm時,其位移值最接近整體平均值,為5.75 mm,表明凸肋深度為3 mm的套筒產生的位移變形較其他凸肋深度的套筒穩(wěn)定。

圖19 套筒位移與凸肋深度關系Fig.19 Relationship between sleeve displacement and convex rib depth

圖20所示的套筒凸肋深度與灌漿料第三主應力關系圖中的值是原始值增大10倍后的結果,由圖20、圖21可知,當套筒凸肋深度為2 mm時,灌漿料第三主應力值最大,最大值為10.9 MPa;當套筒凸肋深度為2.5、3、3.5 mm時,隨著套筒凸肋深度增加,灌漿料第三主應力值逐漸趨于一個穩(wěn)定值,分別為6、5.9、6.1 MPa;當凸肋深度達到4 mm時,此時灌漿料第三主應力有所下降,即比凸肋深度為2 mm時的第三主應力要低,為7.1 MPa。分析可知,套筒在一定凸肋深度范圍內,增加其內部凸肋深度有利于提高套筒連接件整體受力性能,當凸肋深度超過一定范圍后,構件承載力有所下降。

圖20 灌漿料凸肋深度第三主應力與第三主應變關系Fig.20 Relationship between the third principal stress and the third principal strain at the depth of grout rib

圖21 套筒內部凸肋深度與灌漿料第三主應力關系Fig.21 Relationship between depth of convex rib inside sleeve and third principal stress of grouting material

綜上所述,當套筒凸肋深度為3 mm時,其受力最優(yōu),可見能滿足工程需要的同時還能節(jié)約制作成本。

4 結論

在試驗的基礎上,采用ABAQUS有限元分析軟件,進行單向拉伸試驗、新型灌漿套筒凸肋深度力學性能分析。得出以下結論。

(1)通過以上分析,ABAQUS模擬軟件計算數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)相差不大,表明軟件計算結果具備可靠性。

(2)由套筒凸肋深度各肋Mises應力分布可知,當肋布置在鋼筋彈性長度范圍內時,隨著凸肋深度增加,肋部受到的Mises應力越大,當肋布置在鋼筋非彈性長度范圍內時,隨著肋深度增加,肋部受到的Mises應力越小。

(3)由套筒極限應力與凸肋深度關系可知,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的極限應力逐漸增大;由套筒位移與套筒凸肋深度關系可知,隨著套筒凸肋深度增加,其位移變化較緩,總體上相差不大。

(4)由套筒軸向應力與凸肋深度關系可得,隨著套筒凸肋深度增加,套筒所能承受的軸向應力逐漸增大,當凸肋深度超過3 mm時,其軸向應力下降明顯,套筒所能承受的軸向應力越來越低。

(5)由套筒凸肋深度與灌漿料第三主應力關系可知,套筒在一定凸肋深度范圍內,增加其內部凸肋深度有利于提高套筒連接件整體受力性能,當凸肋深度超過一定范圍后,構件承載力有所下降。

綜上所述,當套筒凸肋深度為3 mm時,其受力最優(yōu),即能滿足工程需要的同時還能節(jié)約制作成本。