试验研究预制框架柱的抗震性能与垂直钢筋拼接灌浆套筒研磨连接器

文摘

灌浆拼接连接器被广泛应用于预制混凝土结构,但其利用率等缺点仍然是有限的建造成本高,在装配不便,未压实的灌浆造成的小直径套管。作者提出的灌浆套筒研磨连接器不仅可以提供合理的力量转移和方便施工处理,但也有低价的特点和简单的灌浆。本文两个全面预制混凝土柱的抗震性能与两种类型的灌浆套筒研磨连接器进行了研究,在i型连接器连接两个搭接钢筋和ⅱ型连接器连接四个搭接钢筋钢套管,分别。现浇柱也测试作为参考。所有的标本都测试下扭转循环水平载荷恒定轴向力。裂缝的分布、失效模式、装载能力,变形能力、刚度、延性、滞回线,能量耗散的标本进行了研究。i型和ⅱ型灌浆套筒研磨连接器圆满时钢筋的应力转移列达到了极限负荷,和预制混凝土柱的抗震性能被发现与现浇柱。因此,灌浆套筒研磨连接器有潜力取代灌浆拼接连接器在现浇连接。

1。介绍

钢筋的可靠连接,方便组件组装的关键因素,以确保预制混凝土结构的施工质量。灌浆拼接连接器是一个钢筋连接广泛应用于工程实践。如图1(一),把两个钢筋线穿越一个袖子,然后灌浆注入套管间的缝隙和钢筋形成一个无缝的整体。因为它是由阿尔弗雷德发明在1960年末拼接钢筋,灌浆拼接连接器被广泛应用和研究1- - - - - -7]。

测试结果提供有价值的数据的影响套管直径和酒吧嵌入长度灌浆拼接连接器的性能,减少套管直径和增加杆嵌入长度会提高债券的性能。凌et al。8)进行了实验研究,袖子是专门治疗;四个钢筋直径10毫米被焊接套筒内表面的肋骨,因此提高连接器的粘接强度。,预制列使用灌浆套筒耦合器表现出整体行为,伤害,和能量耗散与CIP的列的漂移6% (8]。同时,实验研究由凌et al。9]表明,灌浆拼接连接器的失效模式包括三种类型:(1)外的钢筋套筒被扯下,(2)钢筋之间的滑移和灌浆,(3)中的灌浆套筒被扯下,拿出当套筒的内表面不受评分治疗提高粘结强度。Einea et al。10]发现,可以通过接合强度高焊接钢环的内套筒两端。然而,如果grout-filled套筒的内表面不处理,连接钢筋的强度不满足要求。

一系列的实验研究也一直在进行框架柱与灌浆拼接连接器。莉娃(11]5帧列上进行了准静态测试与不同基本连接,显示,灌浆袖子保证预制柱的延性与现浇柱基础连接和口袋基金会,虽然略低耗散能力观察。列测试表明,最大拉伸应变的拼接酒吧接近灌浆耦合器在低和高轴向负载下分别为0.013和0.0034,分别低于拼接的测量能力。预制柱拼接和连接横向钢筋显示相应的抗震性能与单片(12]。现浇和预制1/3缩尺六桥列标本调查王et al。13),发现大多数预制列有一个低15%比现浇柱承载力和耗能能力。文学研究[14- - - - - -16)表明,预制柱的承载力和能源消费能力和现浇柱基本上是相同的。

如图1(一),力传播rebar-grout-sleeve-grout-rebar灌浆拼接连接器。力在这个力的传播路径,主要是通过灌浆材料之间的摩擦和套筒。道路很长,力不够直接传播。套不仅限制了灌浆材料在圆周方向上也拒绝在轴向方向上的紧张关系。相反的位置,中间的两个钢筋套筒的连接器的薄弱位置,这要求套管的抗拉承载力应至少大于连接钢筋的抗拉强度。此外,为了提供一个可靠的约束灌浆材料、灌浆的内径拼接连接器不能太大。在大多数情况下,只有10毫米到15毫米比钢筋的直径大,造成严重不便预制混凝土构件的组合,尤其是当多个需要连接在一个预制钢筋连接。然而,一个可靠的方法来增加grout-sleeve力量,即。,embossing the inner surface of the sleeve is unfortunately costly. Furthermore, since the gap between the rebar and the sleeve is small, the quality of the connector cannot be guaranteed because the grout is hard to be made dense. The grouting strength is usually C80, and the maximum aggregate size must be less than 2.36 mm, which also increases the cost.

为了解决上述缺点的灌浆拼接连接器,作者提出了灌浆套筒研磨连接器在2015年与自主知识产权(17]。i型袖,如图1 (b)可以用来连接两个重叠的钢筋,和一个ⅱ型套筒如图1 (c)可以用来连接四个重叠的钢筋,以方便组合时拥挤的预制混凝土中钢筋的连接器。来自普通钢管,衬套,内表面不需要治疗。和灌浆(C60灌浆强度;由于大直径的套管,的最大粒径灌浆套筒总可以达到4.75毫米)执行力传输媒体。灌浆套筒研磨连接器的施工过程如下:(1)铸造前两个组件的预制混凝土连接,pre-embedded钢筋是点焊的内表面套筒修复钢筋最初的位置,而不是转移力,并与pre-embedded钢筋套筒和post-installed钢筋应该仔细定位促进随后的组合。(2)当混凝土养护完成后,两个预制组件组装和post-installed钢筋插入到袖子;然后注入灌浆钢筋之间的差距,通过灌浆孔套筒。

作者进行了全面的实验研究与i型套筒灌浆套筒研磨连接器的性能(18- - - - - -20.]。2016年,16日进行了拉伸测试标本,钢筋的直径18毫米,和搭接长度6 d, 8 d, 10 d, 12.5 d (d是钢筋的直径)。63个标本内套管直径70毫米,sleeve-wall厚度3毫米,钢筋直径12毫米- 25毫米,重叠长度8 d, 10 d,和12.5 d也测试(18,19]。36 2017年,拉伸测试标本的内套管直径79毫米,sleeve-wall厚度为3.5 mm,钢筋直径20 mm-25毫米和6 d的搭接长度,8 d, 10 d,和12.5 d进行了测试。这些实验表明,有两种类型的失效模式为灌浆套筒研磨连接器:(1)之间的滑动破坏钢筋和灌浆,这发生在袖长是不够的。(2)钢筋拉从袖,这发生在当袖长是充分的。然而,灌浆拉从袖,这是经常发现在灌浆拼接连接器,没有发现i型灌浆套筒研磨连接器。此外,由于套管的抑制效果,连接器的承载能力提高,从而减少连接器的重叠长度。重叠长度为12.5 d i型套筒可以选择,这将确保钢筋的屈服没有连接器损坏。

作者也进行了广泛的测试二型灌浆套筒研磨连接器。2016年、63年的标本进行测试调查的影响重叠长度和钢筋直径对ⅱ型连接器的性能。根据测试结果,ⅱ型套筒的重叠长度与直径小于20毫米可以选择20 d,这将保证钢筋的屈服没有连接器损坏(18,19]。

灌浆拼接连接器相比,灌浆套筒研磨连接器有一个更可靠的方式传播力,也就是说,rebar-grouting-rebar,更短的力传递路径。袖中发挥的主要作用是约束灌浆和连接器的直径可以大于,在灌浆拼接连接器,便于施工,明显降低成本,easier-to-compact灌浆。

自两个钢筋套筒在相反的方向,方向的部队实施套筒(灌浆)也相反。他们相互抵消,形成一个连锁现象。这样,袖子上的轴向拉力和灌浆很小。而且,没有袖子的弱势地位。初步测试(18,19]证明了套管的拉伸力小;在加载后期,袖子的中间是轴向压缩。因此,套管材料性能要求较低,不需要内部治疗;灌浆抗拉性能要求相对较低,可以C60,和最大粒径的灌浆可以控制在4.75毫米,所有的这一切使得连接器成本相对较低。灌浆套筒研磨连接器之间的性能比较和灌浆拼接连接器表所示1。

虽然灌浆套筒研磨连接器的拉伸性能已被证明比传统的更令人满意的灌浆拼接连接器,其可行性的预制混凝土构件仍然需要验证。因此,准静态测试的两个预制列创新连接器将在这项研究中,纵向钢筋的连接由i型或二型灌浆套筒研磨连接器。预制柱的抗震性能研究,相比与现浇柱的引用。钢筋的应变和套筒也将调查分析工作机制的i型和ⅱ型袖子。

2。实验程序

2.1。测试设计

2.1.1。框架柱设计

实验测试了三全面框架列,其中XZ1现浇柱,YZ1和YZ2预制柱纵向钢筋连接由i型和ⅱ型灌浆套筒研磨连接器,分别。测试所有的列有400毫米×400毫米截面和一个明确的高度1500毫米。列的混凝土强度等级和基础梁C30、C40(据中国混凝土设计规范(21分别])。HRB400钢筋的年级,HRB意味着高收益变形钢筋(21]。柱的箍筋由钢筋直径8毫米和100毫米的间距。列是十二的纵向钢筋钢筋直径16毫米。测试的几何和强化列如表所示2和图2。

所示的数字2(一个)和2 (d)现浇column-to-foundation,标本XZ1是一个典型的连接。所示的数字2 (b)和2 (e)YZ1是一个预制column-to-foundation连接,十二i型袖子内直径60毫米,厚度3毫米pre-embedded在列。纵向钢筋的列(称为上层钢筋如图2 (b))是点焊的内表面的袖子。十二个钢筋直径16毫米pre-embedded在基础梁(称为下层钢筋如图2 (b)),其职位对应的袖子预制列。列中的每个灌浆套筒连接上层钢筋和较低的基础梁钢筋的研磨200毫米的长度,通过转移压力完全从一个酒吧到另一个通过灌浆套筒。YZ2数据所示的强化2 (c)和2 (f),四个i型和另外四个二型袖子是嵌入在角落和列mid-sides附近的部分,分别。施工程序的i型袖子是YZ1一样。对于每个二型套筒,两个上酒吧沿着每一列是点焊套筒的内表面,那么相应的两个低的基础梁钢筋的二型灌浆套筒连接。袖子的长度和研磨钢筋的长度都是320毫米。

混凝土保护层的厚度是25毫米。为了提高混凝土的变形能力之外的袖子,避免过早分离,内箍筋的间距320毫米的范围从基础梁的顶面改为50 mm;花药十二垂直钢筋直径8毫米和400毫米的长度,和八层额外的链接与直径6毫米和50毫米的间距被录用,在此范围内。之间的空间列YZ1 YZ2,基础梁是20毫米。

2.1.2。袖设计

i型和ⅱ型袖子的尺寸测试如图3。添加一个盖板的套管,防止混凝土进入套管的内部铸型标本时。孔钻在盖板的边缘,其直径2毫米的直径大于上部钢筋,以方便安装。通气孔和灌浆孔的侧壁形成袖促进灌浆注入。他们的内部直径14毫米和27毫米,分别和最近的边缘的发泄和灌浆洞20毫米的上下两端的袖子。

2.1.3。列组合和灌浆的帧

标本的组合和灌浆过程如图所示4。前基础梁和柱组合吊,关节表面是手工凿暴露粗骨料。一个20毫米厚钢板垫片放在联合表面储备差距,差距的外围是阻止使用环氧树脂,从而形成腔20毫米厚度的促进灌浆注入。然后,压力灌浆用于注入浆液灌浆孔的一个袖子,其余的灌浆孔阻塞,因此灌浆将流入其他袖子通过缺口。当浆液溢出从气口,灌浆完成后。

2.2。测试材料

HRB400钢筋的强度等级,通过拉伸试验获得的基本力学性能如表所示3。

H40-type灌浆材料是用于实验研究,28天抗压强度是不少于60 MPa,和属性如表所示4。六40毫米×40毫米×160毫米弯曲标本和3个150毫米×150毫米×150毫米分裂拉伸标本是捏造出来的。抗弯和抗压强度的平均值是10.77 MPa和77.98 MPa,和分裂抗拉强度的平均值为4.33 MPa。混凝土立方体抗压强度的柱和基础梁30.9 MPa和42.4 MPa,分别。

袖子是Q235B无缝钢管做的。狗骨标本是由单向拉伸试验。测试了屈服强度为266.99 MPa,抗拉强度为417.16 MPa,弹性模量是184 GPa。

2.3。实验装置

2.3.1。加载装置

进行静态测试框架的列在同济大学结构实验室静态试验。实验设置如图5,基础梁固定在坚实的地面,和压缩负荷对列的顶部由三个液压千斤顶,在轴向压缩比为0.24,这是确定 在哪里是轴向压缩比,混凝土抗压强度的测量值,b和h列的截面宽度和高度,分别。对于所有的测试,轴向力N将800 kN。

低水平循环荷载对列的高端,加载历史的力-位移混合控制。根据混凝土规范的代码(21),列标本的理论屈服载荷计算as114 kN。因此,前两个步骤的水平荷载应控制的力量,和大小设置为50 kN - 100 kN(列屈服载荷)。在每个步骤中,一个周期的推(定义为正方向)和一个拉(定义为负方向)对标本。

然后,采用位移控制方法和增量步被选为4毫米。水平位移是骑一次加载的第一步(位移 ),并在每个加载步骑两次在随后的加载过程。当试件的承载力下降到85%的峰值负载(F_p)第一次加载过程终止,标本进入衰竭状态。

水平载荷的加载历史图所示6。

2.3.2。安排的仪器

应变仪的布置如图7。为了调整钢筋的应变变化,应变仪被附加到八钢钢筋YZ1和YZ2。两个位置校准每个钢筋,一个是20毫米以上基础梁的上表面,和其他20毫米以上的高端袖,如图7(一)- - - - - -7 (c)。

袖子的横向应变测量如图7 (d)和7 (e),应变仪被奇数相对接近下层钢筋套筒内,并且被偶数相对远离下层钢筋。

线性可变差动变压器的安排(线性)如图8。8线性受聘为每个标本,线性的安排是相同的所有的标本。基础上的线性梁(命名为DM-8)是用来衡量总体水平运动,在加载过程中可能存在的列。(DM-1)线性水平卧式液压千斤顶是用来调整列的顶部的水平位移,而其他的线性(DM-2∼DM-7)的列是用来反映变形列在加载过程中。

3所示。结果与讨论

3.1。失效模式和裂缝模式

两个水平裂缝形成的左右列XZ1 100毫米的水平高于基础梁的上表面横向力(F)达到100 kN。水平和垂直裂缝出现在左边的列,和两个水平裂缝出现在右边,当水平位移( )16毫米。与原始裂缝继续发展,裂缝在左边开始发展间接右下方。当= 24毫米,正面和负面的水平荷载引起的斜裂缝继续发展,因此分割的中间的列。,垂直裂缝也出现在右边的列。裂缝的左侧的列达到最大值2毫米的水平位移= 44毫米。列的左下角的混凝土压碎和剥落的位移= 48毫米,显然和裂纹不再发达之后。最后,XZ1达到位移极限状态时水平位移达到最终的位移u= 66毫米。

第一水平裂缝YZ1发生在附近的混凝土保护层的高端右袖,这是220毫米以上基础梁的上表面,当水平位移达到4毫米。当位移达到12毫米,左右交叉上的水平裂缝中间的列。随着位移的临近= 16毫米,水平裂缝出现在左边的列,和原始裂纹开始间接传播。渐渐地,垂直裂缝出现在左边,和水平裂缝形成和列之间的灌浆层的负载级别= 24毫米。水平位移接近= 32毫米,纵向裂缝逐渐形成的右下角列,列之间的水平裂缝和灌浆层继续发展的最大裂缝宽度2毫米。当= 56毫米,列的混凝土在左下角开始粉碎,然后表面混凝土剥落了下来。之后,列上的裂缝停止发展和YZ1达到位移和水平位移达到极限状态u= 72毫米。

水平裂缝出现在YZ2的左右,这是220毫米以上基础梁、水平位移达到8毫米。12毫米的水平位移、裂缝出现在列和灌浆层之间的联合。当= 16毫米,最初的裂缝几乎中间交叉的列,和垂直裂缝出现。当= 24毫米,右列之间的最大裂缝宽度和灌浆层约1毫米。混凝土在左下角开始脱落,在垂直裂缝长度约为45毫米的位移达到46毫米。当= 56毫米,角落里混凝土剥落和裂纹不再显著发展。最后,YZ2达到位移和水平位移达到极限状态u= 70毫米。

图9显示了损伤左和右栏的底部的位移极限状态。很明显,损失主要是混凝土的压碎,在拐角处的列。相比之下,预制柱角套筒有某种限制混凝土,因此,碎在预制的角落列比现浇柱短。然而,由于套管的存在,外的抗裂性混凝土保护层低于整体混凝土,所以列的垂直裂缝两侧的边缘套比现浇柱向上延伸。

图10显示了裂纹分布的三列位移极限状态。一般而言,预制柱的失效模式基本上是一样的现浇柱。所不同的是,第一次现浇柱的水平裂缝出现在100毫米以上基础梁的水平,而预制柱出现在220毫米以上基础梁,即。以上高端袖子。,在预制裂纹的发生比现浇柱后列。上述现象的主要原因是,袖子提供相当大的抑制,从而减少混凝土的纵向应变水平,防止混凝土开裂。其次,YZ1的裂缝发展和YZ2也不同。尽管发生横向裂纹顶端附近的i型袖子,水平裂缝YZ2没有穿透水平但发达斜向下,因为二型袖子YZ2比i型袖子长得多;因此,水平裂缝的发展被抑制。

因为附加箍筋和垂直钢筋提供了在联合地区外的袖子,袖子没有外的混凝土保护层脱落在该测试中,如图11。没有混凝土之间滑移/灌浆和钢筋/袖子被发现。

3.2。滞回曲线和能量耗散能力

标本的水平力-位移滞回曲线和相应的骨架曲线如图12和13,分别。

与现浇柱相比,预制列已经含在嘴里的滞回曲线,从而有更好的能源消费能力和更高的承载能力。三个骨架曲线几乎重叠在小位移,但现浇柱的骨架曲线有明显的峰值,而没有预制列。时,相对应的位移超过了位移峰值负载(>p),现浇柱的承载力下降突然突然退化,而预制柱逐渐减少。

据中国代码,“建筑抗震规范的测试方法”(JGJ / T 101 - 2015) (22),一个列的能量耗散能力通常是衡量能源消耗系数E和等效粘性阻尼系数D作为 ,版南非广播公司,一个升级档SOBE, SODF曲线在图下面的区域吗14。

数据15和16显示能量耗散系数之间的关系,等效粘性阻尼系数和水平位移的标本。可以看出,在相同的位移情况下,预制的能耗曲线列与前现浇柱是相一致的= 44毫米,YZ1的能源消费能力略高于其他两个测试点。在相同位移条件下,所有列的粘性阻尼系数基本上是相同的= 28毫米,因此,现浇柱的粘性阻尼系数是预制的比列,随着位移的增加,差距也逐渐增加。

表5显示了能量耗散系数(E)和等效粘性阻尼系数(D)的位移极限状态下的标本。预制柱的能量耗散能力约为1.2倍的现浇柱,及其等效粘性阻尼系数约等于现浇柱。

3.3。承载力

当第一个观察裂纹的张力区列,相应的水平加载被定义为裂解力(F_cr)。当最外层钢筋层的列受到拉伸屈服,相应的收益率水平载荷被定义为部队(F_y)。列能够承受的最大水平荷载定义为峰值力(F_p)。

裂解力(F_cr)、屈服力(F_y)和峰值力(F_p)如表所示6。预制的开裂荷载列略高于现浇柱。这是由于混凝土上的套筒有抑制作用。自YZ2的袖子是最长的,混凝土的约束效应也是最强的,所以开裂荷载实现最大的价值。

预制柱的屈服和峰值负荷高于现浇柱。袖子和额外的钢筋和箍筋约束混凝土灌浆和底部的预制列,他们的抗压承载力提高。钢筋屈服后,抑制效果降低,因此,屈服载荷仅略有增加。然而,这种峰值负载抑制效应将变得更强,所以列的高峰负荷显著增加。值得注意的是负载特点(F_cr,F_y,F_p)的正方向YZ1远远大于那些消极的方向,这可能是引起的非均匀截面几何和钢筋的位置。

根据目前中国具体的代码21),相对应的水平力的承载力极限状态列(N_u)是根据现浇柱计算,混凝土保护层的厚度是根据实际情况中扣除。的比率F_p/F_点大于1.0的预制列,因此它是保守计算预制柱的承载力根据当前的代码。同样,根据目前我们具体的代码(23),计算F_点也见表6。美国的代码是比中国人更保守的代码。

从表可以看出6预制柱的承载力大于现浇柱。当计算预制柱的承载力,约束效应的套筒灌浆可以考虑(24)如下: 在哪里f_c1灌浆的平均抗压强度和吗f_c1= 77.98 MPa,_r是径向压力灌浆套筒,然后呢f_y,t,d_天哪是屈服强度、壁厚和套管的内径。考虑到二型套筒不完全是圆的,因此_r在灌浆应减少0.75倍。所以_r34.67 MPa i型套筒,26.00 MPaⅱ型套筒。

极限承载力(N_u)可以计算根据中国代码,“混凝土结构设计规范(GB 50010 - 2010)”(21)如下: 在哪里₁矩形应力系数图和吗₁= 1.0。f_c的轴向抗压强度是混凝土。x是混凝土的深度压缩区。f_y和钢筋的抗拉强度和抗压强度,分别。一个_年代和在紧张和纵向钢筋的截面区域压缩区,分别。e是轴向力之间的距离的合力共同抗拉钢筋。e_我是初始偏心。e₀是偏心轴向力的部分重心。e_一个是额外的怪癖。h₀是有效的矩形剖面深度。一个_年代和是距离的合力抗拉钢筋或受压钢筋的边缘部分,分别。

所有的标本都计算的承载力公式和表中列出7。计算值小于相应的测试值;这是因为袖子的张力和压缩能力并没有考虑。

极限承载力(N_u根据ACI)可以计算代码”结构混凝土建筑规范要求和评论(ACI 318 - 1999)”(23)如下: 在哪里γ的区别是结构强度和试样强度系数,然后呢γ= 0.80。所有标本的承载力计算和比较表7。

通过比较的比率 在表中6和7,它可以发现预制标本(YZ1和YZ2),理论承载力计算提供的抑制效应的考虑袖子更接近试验值,因此套管的影响限制设计中应考虑预制列。其次,计算出的理论结果进行了比较,根据中国和ACI规范设计,可以看出,根据中国代码的计算值更接近试验值,即:根据ACI规范,计算更保守。

因为之间的差异 预制和现浇柱列的比率是可以忽略不计(GB 1.21 - -1.27, 1.52 - -1.62 ACI),在代码中定义的设计方法为现浇柱可用于设计的预制列。

3.4。变形和延性

顶点位移角可以被定义为 ,在哪里列顶部的水平位移,H是加载梁的中心之间的距离和基础梁的上表面。表8列出了开裂位移(_cr)、屈服位移(_y),峰值位移(_p)和极限位移(_u),以及相应的顶点位移角(_cr,_y,_p,_u)所有的标本。位移延性系数可以被定义为 。

从表可以看出8开裂和屈服位移的预制柱现浇柱相似,和峰值位移、极限位移和延性系数较大的比现浇柱。

开裂位移角(_cr)预制柱的1/314和1/219 YZ1 YZ2,分别是远远大于1/550的极限位移角提供的框架结构弹性分析在中国的代码,“建筑抗震设计规范》(gb50011 - 2010)”(25]。它表明在小地震,当一个预制框架结构满足位移角的极限值之间的弹性层,预制列不裂缝,将仍处于弹性阶段。

极限位移角(_u)预制柱的1/23和1/24 YZ1 YZ2,分别是大于的现浇柱(1/31),和远远大于1/50,框架结构的弹塑性位移角限制中国抗震规范规定的25),这表明在大地震,当与i型预制框架结构或二型连接器到弹塑性位移角interstory限制(例如,= 1/50),仍有足够的安全裕度(1/50 < < 1/24)。

峰值位移(_y)、极限位移(_u)和延性系数( )预制柱比现浇柱。这一现象的原因是灌浆的上部和下部钢筋套筒研磨连接器接头不在一条直线,这将造成偏心,所以变形大于轴向抗拉钢筋。同时,额外的箍筋约束混凝土的压缩区,因此预制柱的承载力下降较慢。

3.5。刚度

割线刚度K_我代表了框架柱的刚度和割线刚度的定义是每周期往复荷载下的最大位移,计算如下: 在哪里和的绝对值是高峰负荷的正面和负面的方向我th周期和和相对应的位移的绝对值是高峰负荷。

图17显示了割线刚度的退化(K_我)的标本。位移达到15毫米,前三列的刚度迅速降低,但降低率逐渐降低。然而,在相同的位移条件下,预制柱的刚度略大于现浇柱,这主要是有益的袖子预制柱的刚度增加。

表9显示了裂解,产生、峰值和终极刚度的三列。预制柱的开裂、屈服刚度大于现浇柱,但峰值刚度和极限刚度略小。这表明预制的袖子列有积极影响的列在早期阶段刚度加载、列的截面的完好无损。然而,钢筋的偏心,因此灌浆套筒研磨的旋转连接器,导致相当大的亏损列周围混凝土的刚度约束后消失在加载的后期。

3.6。水平位移的分布

图18显示所有列的水平位移的分布裂纹状态,屈服状态,峰值状态和位移极限状态。从图可以看出,按顺序列的水平位移增加负载的变化状态。

水平位移是bending-shear形状沿高度的分布列,这表明列的挠曲变形集中在较低范围内底部的列。这个范围外的位移几乎是线性分布。

水平位移的分布在积极和消极的方向一般对称加载的早期阶段,但他们有一个显著的不对称在后期阶段,特别是对于标本YZ1。这可能是由于不对称的几何,柱截面由于施工误差和压实不足混凝土浇注在右边的列,应变仪导线分布。

比较数据(18日)- - - - - -18 (c)可以看到,它的峰值位移和极限位移预制列(YZ1和YZ2)大于现浇柱(XZ1),这表明预制柱的变形能力是在加载的后期。

3.7。钢筋应变

钢筋的屈服应变测试2470 u 。因为钢筋的应变差相关性与屈服后的水平力,最大应变将3000 u分析了应变和横向力之间的关系。拉伸应变记录为正值,和压缩应变是负面的。

图19滞回曲线和骨架曲线的显示了水平力和钢筋的应变的右侧现浇柱XZ1 20毫米的位置从基础梁的上表面。负磁滞曲线钢筋的丰满,而钢筋有微弱的磁滞曲线和小面积紧张。很明显的骨架曲线的最大拉伸应变下钢筋大于最大应变压缩。钢筋的拉伸应变(当负载发生负方向)和横向力迅速增加,而压缩应变(负载在正方向)发生变化缓慢。这是因为钢筋经受住了几乎所有的张力,而钢筋和混凝土顶住了压力在一起。

数据20.和21的滞回曲线和骨架曲线的水平force-strain上层钢筋的应变仪(20毫米以上i型/ⅱ型套筒)和较低的钢筋(20毫米以上基础梁,即。在套管的下端)右边的列YZ1 YZ2,分别。当钢筋受到压缩,压缩应变高于上部钢筋普遍比钢筋(SG20 > SG4)越低,和相应的磁滞曲线也含在嘴里。这是因为上层钢筋的应力传播,虽然经受住了袖子,灌浆,降低钢筋在一起。当钢筋在张力下,force-strain磁滞曲线的上部和下部钢筋是一致的;这是因为套筒和灌浆不能转移有效拉应力。因为上面列的弯矩引起的套管水平力相对较小而下套管,上层钢筋的拉伸应变小于低的钢筋。

3.8。套管横向应变

套管横向应变由两部分组成:(1)灌浆的圆周扩张引发的紧张和(2)造成的压力的轴向拉力或压缩套筒由于泊松比的影响。

图22显示了横向压力中间的i型套筒ColumnYZ1的右边。钢筋位置附近的应变(SG14)通常大于远离钢筋位置的应变(SG13)。负方向水平载荷时,袖中的钢筋在紧张,因此,横向应变的套管是由灌浆的扩张造成的,是正面的。水平荷载是积极的,钢筋时,套筒,在压缩和周围的混凝土都是:(1)在水平力小,钢筋和套筒的刚度大,和袖子周围混凝土的弹性模量小;因此,混凝土的横向膨胀压缩高于造成的袖子。具体将挤压套筒,因此套管的圆周应变变得消极。(2)在水平载荷不断增加,套管周围的混凝土逐渐摧毁,袖子和内部灌浆材料横向扩张,使套管横向应变变得积极。

图23显示了横向压力中间的二型袖子YZ2左右的列。菌株的抗拉和抗压袖子通常是相同的,这表明,灌浆的袖子有一个可怜的约束。

表10显示了侧向压力的i型袖子在列YZ1高峰状态。表11和12显示了侧向压力的i型和ⅱ型袖子,分别在列YZ2高峰状态。很明显,大多数的袖子在圆周方向的张力,即灌浆体积的膨胀套管横向应变发挥了主导作用。最大周向压力的大小是小于1000 ,即。,我年代less than the yield strain of steel, which indicated that the sleeves were in satisfactory working condition.

4所示。结论

通过准静态测试现浇柱和两个预制列,纵向的增援部队是由i型和ⅱ型灌浆套筒研磨连接器连接,可以得出以下结论:(1)发生的初始水平裂缝现浇柱底部的列,和预制的列发生以上的高端袖子,袖子提供相当大的限制,从而减少了混凝土的纵向应变水平,防止混凝土开裂。袖子没有外的混凝土保护层脱落在这个测试,因为额外的垂直钢筋和箍筋,和混凝土之间滑移/灌浆和钢筋/袖子被发现。(2)开裂、屈服和预制列的高峰负荷高于现浇柱。这是因为袖子、灌浆和额外的钢筋与钢筋共享力量转移,和提供的附加箍筋约束的混凝土。(3)的开裂和屈服位移所有列都类似,和预制裂纹位移角的列是1/314和1/219,满足中国的要求代码(1/550)。峰值和最终位移,以及预制柱的延性系数,比现浇柱,和预制柱的极限位移角是1/23和1/24,超过11/50的中国所需的代码。(4)预制柱开裂和屈服刚度,但小峰比现浇柱刚度,这表明袖子有积极影响刚度截面时完好无损,但钢筋的偏心柱刚度的灌浆套筒研磨连接器减少加载的后期。(5)因为额外的钢筋和箍筋约束混凝土的共同核心区域,从而推迟混凝土崩溃,预制的能源消费列略优于现浇柱位移极限状态。(6)i型和ⅱ型袖子转移钢应力峰值负载下的钢筋满意,和袖子的圆周应变小于钢铁材料的屈服应变;因此,袖子在令人满意的工作条件。(7)由于数量有限的样本和研究的参数范围在这项研究中,更多的实验和数值研究将有利于进一步理解灌浆套筒研磨力转移机制的连接器。然而,测试结果为进一步的数值和理论研究提供基准数据连接技术,以及预制框架结构的设计和实践指南。

数据可用性

数据要求通讯作者。

的利益冲突

作者宣称没有利益冲突。

确认

这项研究是由中国国家自然科学基金资助(批准号51578228),感激地承认。教授,我们应感谢LV Xilin(同济大学)的援助。

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