管樁-塔腳機械型連接接頭及其軸向性能分析

柴林杰, 顧云凡, 李軍闊, 吳京*, 王麗歡, 郜帆, 郭佳, 謝魯齊

(1.國網河北省電力有限公司經濟技術研究院, 石家莊 050021; 2.東南大學國家預應力工程技術研究中心, 南京 211189)

預應力混凝土高強(precast high-strength concrete,PHC)管樁是通過先張法預應力張拉、高強混凝土澆筑、離心成型以及蒸汽養護得到的空心預制構件。由于PHC管樁具備承載力高、質量有保證、施工便捷等特點,已廣泛應用于輸配電塔、港口碼頭等深基礎中[1]。PHC管樁-塔腳連接處作為樁基礎和上部塔體結構的連接節點,在受力中起著關鍵的作用。在輸電塔的基礎連接中,傳統的連接方式為PHC管樁和上部塔腳預埋件分別與基礎承臺現澆,輸電塔的塔腳再通過塔腳預埋件進行連接[2]。不過輸電塔塔腳基礎的用砼量較少,容易造成混凝土浪費以及施工周期長等情況。由于PHC管樁-塔腳連接節點處需同時考慮受壓性能和受拉性能。而在傳統現澆連接方式中,PHC管樁與上部的輸電塔塔腳沒有直接連接,傳統形式的節點存在受力不合理(受拉性能差)和可靠性不高等問題。在PHC樁-樁連接領域,嚙合式、抱箍式以及內扣式等機械型連接方式已被廣泛應用[3-5]。

常洪林等[6]對預應力混凝土管樁的焊接接頭在腐蝕下的抗震性能進行了研究,并提出了增配非預應力筋的改善措施。文獻[7-10]通過在PHC管樁中加入非預應力筋和鋼纖維,以及樁端纏繞碳纖維布,研究改進的PHC管樁與承臺之間連接節點的力學性能,結果表明管樁中配置非預應力筋效果最為顯著。劉俊卿等[11]通過對塔腳預埋件和承臺連接節點處進行拉拔試驗,研究了常規塔腳板的受拉性能。此外,中外學者對管樁-塔腳連接節點的抗剪、等抗震性能也進行了相關研究[12-16]。現有研究絕大多數是基于傳統現澆型樁-塔腳連接節點進行的,而對于改進的樁-塔腳連接節點,現有研究基本僅采取增加鋼筋、改善混凝土性能等措施,沒有從根本上對樁-塔腳連接節點進行設計。因為輸電塔塔腳節點基本是屬于單樁-單塔腳連接形式,且機械型連接節點已廣泛應用于樁-樁連接節點中。

因此,在對比不同樁-樁機械型連接節點的基礎上,現提出一種新型PHC管樁-塔腳機械型連接接頭,通過理論分析和ABAQUS有限元分析,對其進行軸向性能分析,并將其與傳統現澆型連接接頭進行對比。

1 樁-塔腳連接接頭設計

1.1 傳統現澆型連接接頭設計

選擇600 AB (130)型PHC管樁作為樁體,根據預應力混凝土管樁圖集[2],傳統現澆型連接接頭詳圖如圖1所示。

圖1 傳統現澆型連接接頭詳圖Fig.1 Detail drawing of traditional bearingtype connection joint

1.2 新型樁-塔腳機械型連接接頭設計

通過現有文獻對常規樁-樁機械型連接接頭(抱箍式連接接頭、嚙合式連接接頭以及內扣式連接接頭)的受力性能研究[3,17-19],根據相關規范[2]設計600 AB (130)型 PHC管樁,并通過上述3種機械型連接接頭進行連接,運用ABAQUS軟件進行分析,3種不同連接接頭在受拉狀態下的荷載位移曲線如圖2所示。

圖2 三種機械型樁-樁連接接頭荷載位移圖Fig.2 Load displacement diagram of three mechanical type pile-pile connection joints

由圖2以及三種機械型連接接頭破壞特點可知,嚙合式連接接頭具有傳力路徑明確、受力合理、經濟性高等特點,故在本文新型樁-塔腳機械型連接接頭中,將嚙合式連接接頭用于與管樁端板的連接。本文設計的新型樁-塔腳機械型連接接頭立面示意圖如圖3所示。

圖3 新型樁-塔腳機械型連接接頭立面示意圖Fig.3 Elevation of the new pile-tower foot mechanical type connection joint

圖3中,新型樁-塔腳機械型連接接頭由連接接頭上板、連接主體以及連接接頭下板組成。其中,連接接頭上板與輸電塔塔腳通過塔腳螺栓進行機械連接;連接接頭上板與連接主體通過焊接相連;連接主體與連接接頭下板通過焊接相連;連接接頭下板通過嚙合式連接接頭與PHC管樁端板相連。

對于600 AB (130)型PHC管樁,本文新型樁-塔腳機械型連接接頭中的連接接頭上板平面圖、連接主體平面圖以及連接接頭下板平面圖如圖4所示。本文新型連接接頭中連接接頭下板與PHC管樁端板的嚙合式連接接頭詳圖如圖7所示。

圖4 新型樁-塔腳機械型連接接頭詳圖Fig.4 Detail drawing of new pile-tower foot mechanical type connection join

在本文新型樁-塔腳連接接頭中,連接接頭上板與塔腳板之間采用螺栓連接,連接接頭上板所開的孔洞可供15°內螺栓的自由布置,且加上16個嚙合式連接接頭的可旋轉性,故本新型樁-塔腳機械型連接接頭適用于任意角度預埋板的布置。

2 有限元模型建立與驗證

2.1 模型建立

對于傳統現澆型連接接頭,有限元模型由管樁主體、管樁上下端板、預應力筋、箍筋、錨固鋼筋、澆筑混凝土墊層、基礎承臺、塔腳預埋件、塔腳螺栓以及塔腳組成。

對于新型機械連接接頭,有限元模型由管樁主體、管樁上下端板、預應力筋、箍筋、嚙合式連接接頭、機械連接接頭主體、塔腳預埋件、塔腳螺栓以及塔腳組成。有限元模型的建立如圖5所示。

圖5 連接接頭有限元模型Fig.5 Finite element model of connection joint

2.2 材料本構與預應力實現

本文的PHC管樁中混凝土采用CDP本構[20],其中混凝土受壓時應力應變曲線和受拉時應力應變曲線分別[20]為

(1)

(2)

本文研究中預應力筋、塔腳、機械型連接接頭以及管樁端板等部件采用鋼材的三折線本構模型。其中預應力筋采用1860級鋼絞線,嚙合式連接接頭中的連接銷與連接塊采用steel45鋼材,其余端板、本機械型連接接頭等部分均采用Q235鋼材。

采用降溫法實現預應力的施加,在預應力筋材料中設置膨脹系數為0.000 012,由張拉控制應力σcon=0.75fptk可知,初始溫度設置為509.744°,后降溫至0°。

2.3 網格劃分

預應力筋、箍筋以及錨固鋼筋采用三維線性桁架單元,混凝土、鋼材等實體采用C3D8R六面體單元。管樁混凝土及墊層混凝土的網格尺寸劃分為100 mm,預應力筋、錨固鋼筋以及箍筋的網格尺寸為20 mm,管樁端板的網格尺寸為20 mm,嚙合式連接塊與連接銷的網格尺寸為3 mm,機械型連接接頭主體的網格尺寸為20 mm,塔腳的網格尺寸為50 mm,塔腳螺栓的網格尺寸為2 mm。

2.4 相互作用

預應力筋、箍筋以及錨固鋼筋采用“內置”方式嵌固在混凝土中。管樁端板與混凝土直接采用“綁定”約束。對于鋼-鋼相互作用,其切向行為設置為0.2系數的罰函數,其法向行為設置為“硬”接觸。

對于傳統現澆型連接接頭中的鋼-混相互作用,考慮PHC管樁端板與混凝土、預埋件與混凝土之間的粘結滑移作用,設置切向行為為0.35系數的罰函數,剪切應力限值為6.5,最大彈性滑移為0.9。

對于新型機械連接接頭中的嚙合式連接接頭,設置連接塊與端板內側、連接銷與連接塊、連接銷與連接接頭下板之間采用“綁定”約束。

2.5 邊界條件

設置管樁下端板面為固定端,即鎖住下端板的3個方向自由度。將塔腳上表面的形心點處建立參考點RP-1,將塔腳上表面耦合到該參考點。對該RP-1參考點進行位移加載,設置參考點處僅U1有加載的位移,鎖住U2和U3方向的位移。初始設置位移為+200 mm(受拉)和-200 mm(受壓),有限元分析直至試件破壞為止。

2.6 有限元模型驗證

為充分驗證本文建模的有效性,選擇嚙合式連接接頭參考文獻[22]和樁-承臺連接接頭參考文獻[23]進行模擬復現。通過上文的有限元建模方法,對參考文獻[21-22]中的試件進行建模,并按所用加載模式進行加載。參考文獻[21-22]與本文有限元模擬的荷載位移曲線分別如圖6和圖7所示。

圖6 嚙合式連接參考文獻[22]中荷載位移曲線Fig.6 The load-displacement curve in reference [22]

圖7 樁-承臺連接參考文獻[23]中荷載位移曲線Fig.7 The load-displacement curve in reference [23]

由有限元模擬結果可知,所有試件的極限承載力與原有文獻的誤差均在10%以內,所以試件的破壞特點也與試驗一致。本文有限元建模過程、接觸的設置、網格的劃分、荷載的施加均能有效地模擬試驗實際情況,本文有限元分析方法得到的結果具有較高的精確性。

3 新型樁-塔腳連接接頭受壓簡化設計

由于新型連接接頭受拉性能較好、受壓性能較差,故對于所研究的800 mm高連接接頭,本節對其受壓失穩進行分析,并根據受壓分析結果對連接主體中的鋼筒及腹板的最小厚度進行確定。

3.1 圓筒受壓失穩驗算

圓筒的直徑為0.34+2t1,故圓筒的慣性矩為I1=π2[(0.34+2t1)4-0.344]/64。由于本文管樁-塔腳連接接頭下側樁體開視為固定端、上側塔腳為自由端,根據薄壁圓筒受壓失穩計算公式[24]可知,本文連接接頭中連接主體的厚度必須滿足式(3)的要求。除了失穩以外,其自身材料所能承受的極限受壓承載力也必須滿足式(4)的要求。

(3)

(4)

式中:Pcr為圓筒的失穩承載力;F為軸心受壓承載力設計值;A1為圓筒橫截面;A2為腹板橫截面;Fp為整個構件所能承受的極限受壓承載力。

3.2 腹板受壓失穩驗算

(5)

(6)

3.3 厚度與承載力關系

取本機械連接接頭中常見的圓筒厚度t1及腹板厚度t2,能算得各自能承受的軸向荷載,即可進行初步設計。其厚度與承載力的關系如表1所示。

表1 圓筒、腹板厚度與承載力關系Table 1 Relationship between cylinder and web thickness and bearing capacity

對于600 AB (130)型PHC管樁且樁頂與塔腳底的高度為800 mm而言,設計承載力為4 824 kN。當圓筒或腹板中的某一項厚度增加時,其自身分配得到的荷載也會變大,故在進行厚度確定時,需同時考慮單項承載力要求、整體承載力要求以及經濟性要求。由表1的分析結果可知,當腹板的厚度超過4 mm時,其自身即可滿足單項承載力要求。當圓筒厚度取為4、6、8 mm時,腹板即使取較厚,圓筒也無法滿足單項承載力要求,且腹板厚度過大易造成浪費。經過多次嘗試,能滿足承載力要求的方案中最為經濟的配置為:圓筒厚度為10 mm與腹板厚度為10 mm。

4 樁-塔腳連接接頭軸向性能分析

4.1 受壓性能分析

傳統現澆型連接接頭與新型樁-塔腳機械型連接接頭在受壓工況下的荷載位移曲線如圖8所示。

圖8 受壓工況下荷載位移曲線對比Fig.8 Comparison of load-displacement curves under compression conditions

4.1.1 傳統現澆型連接接頭

由圖8可知,傳統現澆型連接接頭在受壓荷載下的極限壓縮變形為20 mm,此時試件已壓縮破壞并無法繼續分析。傳統現澆型連接接頭的延性較機械型連接接頭要低。不過現澆型連接接頭由于混凝土體積較大,承壓能力很強。當壓縮位移為20 mm時,其極限承載力為8 023.37 kN。

傳統現澆型連接接頭在受壓時,壓力由塔腳通過塔腳螺栓傳遞給預埋件,預埋件再將壓力傳遞給混凝土連接接頭,最終由混凝土連接接頭傳遞給下部的管樁。在受壓荷載下,現澆型連接接頭最終因塔腳全域受壓屈曲而破壞。由于現澆型連接接頭中混凝土受壓性能非常好,本文有限元試件在現澆型連接接頭處并不會發生破壞。

(1)混凝土層。對于混凝土層,由于本文現澆型連接接頭所承受的受壓荷載過大,故與預埋件搭接處的少部分混凝土因局部受壓應力過大,不過并沒有進入屈服。加載結束時混凝土層的應力云圖如圖9所示。

圖9 受壓破壞時混凝土連接接頭應力云圖Fig.9 Stress cloud diagram of concrete connection joint during compression damage

(2)預埋件。對于現澆型連接接頭,當試件受壓20 mm時,預埋件的預埋板上出現了局部受壓屈服,不過所占面積不大,整體仍具有很大的受壓承載能力。加載結束時預埋件的應力云圖如圖10所示。

(3)塔角及塔角螺栓。當現澆型連接接頭壓縮了20 mm后,上部的塔腳部件全域進入了屈服,并且產生了較大的壓縮變形,試件最終也因本部分全域受壓屈曲而破壞。螺栓部件一直處于彈性狀態。加載結束時塔角及塔角螺栓的應力云圖如圖11所示。

4.1.2 新型樁-塔腳機械型連接接頭

由圖8可知,樁-塔腳機械型連接接頭在受壓荷載下表現出較好的延性,有限元分析其壓縮30 mm后其整體承載力還在逐漸上升,整體沒有表現出破壞或承載力下降。當壓縮位移為30 mm時,其受壓承載力最大,為5 898.24 kN,可以滿足同型號管樁-塔腳的受壓設計承載力要求。

當樁-塔腳機械型連接接頭受壓時,壓力由塔腳通過塔腳螺栓傳遞給機械型連接接頭的連接接頭上板;連接接頭上板通過連接主體中的圓筒將壓力傳遞給連接接頭下板;連接接頭下板通過自身或者連接銷,將壓力傳遞給管樁上端板再傳遞給管樁。

在受壓荷載下,本文機械型連接接頭最終因連接主體中的圓筒和腹板全域屈服而破壞。破壞時塔腳部分會大面積進入屈服,連接接頭下板與圓筒和腹板連接處會局部進入屈服,其余部件基本處于彈性狀態。對于本機械型連接接頭,由于其自身的受壓承載力主要由連接主體中的圓筒厚度和腹板厚度決定,考慮本分析結果中的全域屈服,若對于有更好受壓承載力要求的其他型號管樁,可選擇增大圓筒厚度和腹板厚度以提高整體承載力。

1)嚙合式連接接頭

對于嚙合式連接接頭,其傳遞壓力有兩種方式:一種是通過連接接頭下板直接將壓力傳遞給管樁上端板;另一種是通過連接銷和連接塊傳遞給管樁混凝土中。由圖12可知,當機械型連接接頭壓縮了30 mm后,嚙合式連接接頭中的連接銷和連接塊并沒有達到屈服,可知嚙合式連接接頭在受壓時,壓力主要通過連接接頭下板直接傳遞給管樁上端板。

對于嚙合式連接接頭,當試件受拉30 mm時,嚙合式連接接頭中出現了局部受壓屈服,主要體現在連接接頭下板的內側一圈以及腹板與連接接頭下板的搭接處。加載結束時嚙合式連接接頭的應力云圖如圖13所示。

圖13 受壓破壞時嚙合式連接接頭應力云圖Fig.13 Stress cloud diagram ofengaged joints during compression damage

2)連接主體

連接主體是本機械型連接接頭的主體。當受縮荷載為1 849.59 kN時,連接主體開始出現局部屈服,主要體現在連接主體的圓筒上側。連接主體開始出現屈服時的應力云圖如圖14所示。隨著荷載的不斷增大,屈服區域也不斷擴大,逐漸延伸至整個圓筒和腹板區域。當機械型連接接頭壓縮了30 mm后,連接主體已全域屈服,并產生了較大的變形,其中腹板和圓筒受壓產生了屈曲變形,連接接頭上板也發生了變形。加載結束時連接主體的應力云圖如圖15所示。

圖14 連接主體開始屈服時應力云圖Fig.14 Stress cloud at the start of yielding of the connection body

圖15 受壓破壞時連接主體應力云圖Fig.15 Stress cloud of the connection body when damaged by pressure

3)塔角及塔角螺栓

當機械型連接接頭壓縮了30 mm后,塔腳及塔腳螺栓發生了部分屈服,屈服區域主要集中于塔腳板及塔腳加勁肋上。加載結束時塔角及塔角螺栓的應力云圖如圖16所示。

圖16 受壓破壞時塔角及塔角螺栓應力云圖Fig.16 Stress cloud diagram of tower angle and tower angle bolt during compression damage

4.2 受拉性能分析

傳統現澆型連接接頭與新型樁-塔腳機械型連接接頭在受拉工況下的荷載位移曲線如圖17所示。

圖17 受拉工況下荷載位移曲線對比Fig.17 Comparison of load-displacement curves under tension conditions

4.2.1 傳統現澆型連接接頭

由圖17可知,傳統現澆型連接接頭由于管樁端板與上部塔腳之間沒有直接連接,采用混凝土現澆連接,其自身受拉性能很差。且現澆型連接接頭表現出很差的延性,當拉出位移為5 mm時,接頭就已發生破壞。現澆型連接接頭的受拉極限承載力為240.97 kN。

傳統現澆型連接接頭在受拉時,拉力由塔腳通過塔腳螺栓傳遞給預埋件,預埋件再將拉力通過預埋件的錨筋傳遞給混凝土連接接頭,最終由混凝土連接接頭傳遞給下部的管樁。在受拉荷載下,現澆型連接接頭最終因預埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發生拔出破壞。預埋件錨筋與預埋板搭接處進入了屈服,其余部分基本都處于彈性狀態。由于現澆型連接接頭的受拉承載力很低,可見本現澆型連接接頭在受拉荷載下的結構受力并不合理,抗拉承載能力由預埋件與混凝土之間的錨固力決定。

1)混凝土層

對于混凝土層,由于混凝土受拉性能較大。故本部分極易發生兩種破壞模式,一種是混凝土達到受拉承載力而破壞,另一種是混凝土與預埋件之間的錨固力不足而發生松脫破壞。本現澆型連接接頭在受拉荷載下,混凝土部分均處于彈性狀態,沒有發生受拉破壞。而在與預埋件的連接混凝土處,孔道內部出現了應力最大點,且孔道內的應力均較大,故本現澆型連接接頭最終因預埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發生拔出破壞。加載結束時混凝土層的應力云圖如圖18所示。

圖18 受拉破壞時混凝土連接接頭應力云圖Fig.18 Stress cloud diagram of concrete connection joint when damaged by tension

2)預埋件

對于現澆型連接接頭,當試件受拉5 mm時,預埋件的錨筋與預埋板搭接處,出現了應力集中且進入屈服。隨著錨筋上的深度加大,錨筋的應力逐漸減小。在受拉過程中,預埋件自身變形較小,不過整體發生了較大的剛體移動,也證實了預埋件的松脫破壞。加載結束時預埋件的應力云圖如圖19所示。

圖19 受拉破壞時預埋件應力云圖Fig.19 Stress cloud diagram of pre-buried parts when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

當現澆型連接接頭拉伸了5 mm后,上部的塔腳部件及塔角螺栓一直處于彈性狀態。加載結束時塔角及塔角螺栓的應力云圖如圖20所示。

4.2.2 新型樁-塔腳機械型連接接頭

由圖17可知,樁-塔腳機械型連接接頭在受拉荷載下表現出較好的延性,當拉出位移為20 mm時接頭的整體承載力仍逐漸上升,接頭沒有表現出破壞或承載力下降。當拉出位移為20 mm時,其受拉承載力最大,為1 680.33 kN。

當樁-塔腳機械型連接接頭受拉時,拉力由塔腳通過塔腳螺栓傳遞給機械型連接接頭的連接接頭上板;連接接頭上板通過連接主體中的圓筒將拉力傳遞給連接接頭下板;連接接頭下板通過連接銷將拉力傳遞給連接塊,進而傳遞給管樁上端板,管樁上端板再通過PHC管樁中的預應力筋連接至下端板。

在受拉荷載下,本機械型連接接頭最終因嚙合式連接接頭中的連接銷受拉變形過大而破壞。破壞時塔腳少部分區域進入屈服,連接接頭下板與圓筒和腹板連接處的少部分區域也會進入屈服,其余部件基本處于彈性狀態。對于本機械型連接接頭,由于其自身的受拉承載力不僅可滿足相關規范要求,且已遠大于規范現澆型的受拉承載力。

1)嚙合式連接接頭

當機械型連接接頭受拉時,連接主體與管樁端板之間全部由嚙合式連接接頭傳遞拉力。由圖21可知,當機械型連接接頭拉伸20 mm后,嚙合式連接接頭中的連接銷與連接塊的連接處已達到屈服,連接銷其余部分及連接塊仍處于彈性。

圖21 受拉破壞時連接塊與連接銷應力云圖Fig.21 Stress cloud of connecting block and connecting pin when damaged by tension

對于嚙合式連接接頭下板,當試件受拉20 mm時,連接接頭下板出現了局部受拉屈服,主要體現在連接接頭下板與腹板的連接處。不過該處的屈服面積較小,對連接接頭下板與圓筒和腹板連接處的效果影響不大。加載結束時嚙合式連接接頭的應力云圖如圖22所示。

圖22 受拉破壞時嚙合式連接接頭應力云圖Fig.22 Stress cloud diagram of engaged joint when damaged by tension

2)連接主體

當機械型連接接頭拉伸了20 mm后,連接主體基本處于彈性狀態,僅腹板和圓筒與連接接頭下板的搭接處發生了局部屈服,且對整體影響不大。加載結束時連接主體的應力云圖如圖23所示。

圖23 受拉破壞時連接主體應力云圖Fig.23 Stress cloud of the connection body when damaged by tension

3)塔角及塔角螺栓

當機械型連接接頭拉伸了20 mm后,塔腳及塔腳螺栓發生了部分屈服,屈服區域主要集中于塔腳板上。加載結束時塔角及塔角螺栓的應力云圖如圖24所示。

圖24 受拉破壞時塔角及塔角螺栓應力云圖Fig.24 Stress cloud of tower angle and tower bolt when damaged by tension

5 結論

基于實際需求,提出了一種新型PHC管樁-塔腳機械型連接接頭,具有傳力路徑明確、受力合理、經濟性高等特點。運用ABAQUS軟件建立有限元模型,通過模擬相關文獻中的試件,驗證了本文有限元建模的有效性。通過理論分析,對新型連接接頭主體中的圓筒最小厚度和腹板最小厚度進行確定,再利用ABAQUS軟件對其進行軸向受拉與軸向受壓性能進行分析,并將其與傳統現澆型連接接頭的軸向性能進行對比。

(1)本文所建立的PHC管樁、塔腳、機械連接接頭、現澆式承臺模型以及相關的接觸的設置、網格的劃分、荷載的施加,與相關文獻中試件結果基本一致,可驗證本文有限元模型建立的精確性。

(2)建立了新型機械式連接接頭中圓筒以及腹板的受壓失穩驗算公式,并確定了各自最小厚度:當圓筒厚度為10 mm、腹板厚度為10 mm時,其能滿足單個及整體設計承載力要求。

(3)傳統現澆型連接接頭最終因塔腳全域受壓屈曲而破壞。在受壓荷載下本現澆型連接接頭處并不會發生破壞,其極限受壓承載力為8 023.37 kN,壓縮位移為20 mm。

(4)機械型連接接頭最終因連接主體中的圓筒和腹板全域屈服而破壞。其極限受壓承載力為5 898.24 kN,壓縮位移為30 mm,可以滿足同型號管樁-塔腳的受壓設計承載力要求。可選擇增大圓筒厚度和腹板厚度來提高整體受壓承載力。

(5)現澆型連接接頭最終因預埋件中錨筋與混凝土錨固力不足而發生拔出破壞。現澆型連接接頭的受拉承載力為240.97 kN,拉伸位移5 mm且均為預埋件的剛體位移。現澆型連接接頭具有很差的延性。

(6)機械型連接接頭最終因嚙合式連接接頭中的連接銷受拉變形過大而破壞。其受拉承載力為1 680.33 kN,拉伸位移為20 mm。機械型連接接頭自身的受拉承載力遠大于現澆型受拉承載力,且具有較好的延性。