頁巖陶?；炷令A(yù)制構(gòu)件鋼筋漿錨連接性能試驗研究

谷倩　張鵬　饒依文　陳榮亮

摘要：

為了驗證頁巖陶?；炷令A(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨連接的適用性和可靠性，對采用該連接形式的鋼筋連接試件分別進(jìn)行了單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓和大變形反復(fù)拉壓試驗，分析頁巖陶?；炷翉?qiáng)度和鋼筋搭接長度對其連接性能的影響。試驗結(jié)果表明：所有試件縱筋均未出現(xiàn)滑移，試件的最終破壞均為接頭外鋼筋被拉斷或屈服；采用漿錨連接的鋼筋搭接長度不宜小于10laE；當(dāng)鋼筋搭接長度大于等于1.0laE時，隨著頁巖陶?；炷翉?qiáng)度的增加，試件接頭的極限抗拉強(qiáng)度有所提高。在滿足規(guī)定的構(gòu)造要求下，鋼筋漿錨連接形式可用于頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋的可靠連接。

關(guān)鍵詞：頁巖陶?；炷粒活A(yù)制構(gòu)件；漿錨連接；連接性能；試驗研究

中圖分類號：TU375

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A文章編號：16744764（2018）03012409

Abstract：

In order to verify the applicability and reliability of longitudinal reinforcing steel grouted connecting in prefabricated components of shale ceramsite concrete， specimens were tested under monotonic tension test， high strength cyclic load test and large deformation cyclic load test. The influencing factors on connection performance including the strength of shale ceramsite concrete and lapping length of steel were analyzed. The test results indicate that no slippage occurs in all specimens longitudinal steel， and the ultimate failure of all specimens are steel outside the splice broken up or yielding. It is suggested that the lapping length of grouted steel should not be less than 1.0laE. When the lapping length of steel is greater than or equal to 1.0laE， the ultimate tensile strength of splice will be increased with the higher strength of shale ceramsite concrete. The grouted connecting is suitable for the reliable connection of longitudinal reinforcing steel in prefabricated components of shale ceramsite concrete， when it satisfies certain structural requirements.

Keywords：

shale ceramsite concrete；prefabricated components；grouted connection；connection performance；experimental study

頁巖陶粒混凝土作為一種輕骨料混凝土，具有高強(qiáng)、輕質(zhì)、抗震和保溫隔熱等優(yōu)點(diǎn)[12]。在中國大力推行“住宅產(chǎn)業(yè)化”和“建筑工業(yè)化”的背景下，為實(shí)現(xiàn)國家提出的“四節(jié)一環(huán)?！钡陌l(fā)展要求及建筑節(jié)能減排的目標(biāo)，在預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)體系中采用頁巖陶?；炷吝@種新型建筑材料是符合當(dāng)前中國國情的[35]。由于鋼筋的連接是鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的重要組成部分，因此，將頁巖陶?；炷翍?yīng)用于預(yù)制裝配式結(jié)構(gòu)中，且確保預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋連接的安全可靠是首先要解決的關(guān)鍵問題。

鋼筋漿錨連接是哈爾濱工業(yè)大學(xué)姜洪斌課題組和黑龍江宇輝集團(tuán)自主研發(fā)的一種鋼筋連接方式，具有施工簡單方便，成本低等優(yōu)點(diǎn)，這種連接形式被廣泛應(yīng)用于混凝土預(yù)制構(gòu)件間的連接。目前，中國對該連接形式的研究主要集中在普通混凝土預(yù)制構(gòu)件的鋼筋漿錨連接，且大多進(jìn)行的是連接鋼筋的單向拉伸試驗和高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗。姜洪斌等[67]進(jìn)行了81個預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的拉拔試驗和108個預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的單向拉伸試驗，研究了鋼筋的錨固性能和連接性能。馬軍衛(wèi)等[8]對144個鋼筋漿錨連接的普通混凝土預(yù)制試件進(jìn)行了單向拉伸和高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗，分析了混凝土強(qiáng)度、縱向受力鋼筋直徑和鋼筋搭接長度等影響因素對其連接性能的影響。

筆者為了驗證頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨連接的適用性和可靠性，設(shè)計制作了36個采用鋼筋漿錨連接的試件。根據(jù)影響因素將試件分為12種，每種試件有3個，分別用于進(jìn)行單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓和大變形反復(fù)拉壓試驗，驗證各個試件鋼筋連接接頭的可靠性，并依據(jù)規(guī)程[9]來評價接頭性能。作者主要分析頁巖陶?；炷翉?qiáng)度和鋼筋搭接長度這兩個因素對試件連接性能的影響。

1試驗概況

1.1試件設(shè)計

鋼筋漿錨連接的原理是：由于鋼筋與混凝土之間的粘結(jié)錨固，錨固在搭接連接區(qū)段混凝土中的兩根相向受力鋼筋可以實(shí)現(xiàn)鋼筋間的傳力。頁巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件設(shè)計如圖1所示。

試件的縱向受力鋼筋強(qiáng)度等級為HRB400，直徑d為12 mm。試件縱筋外伸端可分為鋼筋自由端和鋼筋加載端，根據(jù)規(guī)程[9]，鋼筋自由端的長度在設(shè)計時預(yù)留25 mm，用于架設(shè)千分表以觀測縱筋在加載過程中的滑移情況；鋼筋加載端的長度在設(shè)計時取為150 mm，鋼筋加載端采用焊接高強(qiáng)鋼板與加載作動器相連。試件的螺旋箍筋強(qiáng)度等級為HPB300，直徑為4 mm，螺距取40 mm，螺旋箍筋內(nèi)徑D為70 mm。

試驗基于混凝土與鋼筋的粘結(jié)機(jī)理，由于影響粘結(jié)的因素較多[1015]，本文主要研究頁巖陶粒混凝土強(qiáng)度和鋼筋搭接長度的影響，設(shè)計制作了36個頁巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件，試件的參數(shù)見表1。其中，試件的頁巖陶?；炷翉?qiáng)度有3個等級，分別為LC30、LC40和LC50；鋼筋搭接長度ll分別為1.2laE、1.0laE、0.7laE和0.5laE，laE為規(guī)程[16]在考慮抗震時縱向受力鋼筋的基本錨固長度。以編號C2L2為例來說明試件編號的意義，C2代表試件的頁巖陶粒混凝土強(qiáng)度等級為LC40，L2代表鋼筋搭接長度為1.0laE。

1.2材料性能試驗

每種強(qiáng)度等級的頁巖陶?；炷猎嚰跐仓r預(yù)留一組共計3個150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊，標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境下養(yǎng)護(hù)28 d后，測得3種強(qiáng)度等級頁巖陶粒混凝土試塊的抗壓強(qiáng)度均值分別為35.41、44.47、50.86 MPa。

試驗采用的灌漿料為YHSCGⅠB型特種C80高性能水泥基灌漿料，試驗制作一組共計3個40 mm×40 mm×160 mm的長方體試塊，養(yǎng)護(hù)28 d后，測得灌漿料試塊的抗壓強(qiáng)度均值為93.06 MPa。

鋼筋單向拉伸材性試驗在WAW100型液壓伺服萬能試驗機(jī)上進(jìn)行，得到直徑12 mm，強(qiáng)度等級為HRB400的鋼筋屈服強(qiáng)度平均值fy為456.9 MPa，極限抗拉強(qiáng)度平均值fu為592.4 MPa，屈服強(qiáng)度平均值fy和極限抗拉強(qiáng)度平均值fu所對應(yīng)的荷載分別為51.67、67.0 kN。

1.3試件制備

澆筑試件的模具是兩個“L”型鋼模具拼接而成的，通過兩個模具之間的相對滑動可以調(diào)整試件的縱向長度。兩個“L”型模具的短邊均留有直徑為38 mm的預(yù)留孔，孔中穿過外側(cè)套有螺旋箍筋的波紋管，并在波紋管正上方需要預(yù)留灌漿孔和出氣孔的位置插上圓柱形塑料管，模具安裝如圖2（a）所示。

根據(jù)強(qiáng)度等級要求設(shè)計試件混凝土的配合比，澆入鋼模具中，試件混凝土澆筑完成如圖2（b）所示。當(dāng)試件混凝土初凝后，緩慢螺旋抽出預(yù)埋的波紋管和塑料管，將試件置于標(biāo)準(zhǔn)環(huán)境下養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)完成后松開固定模具的鋼絲繩，將“L”型鋼模具相對滑開，完成拆模。

在試件灌漿之前，需要清除灌漿通道內(nèi)的異物，保證灌漿料能均勻布滿整個灌漿通道。灌漿時將試件平臥在地面，插入漿錨鋼筋后用堵漏王對灌漿通道兩端進(jìn)行封堵，封堵完成后用灌漿機(jī)從灌漿孔內(nèi)勻速注入配置好的灌漿料，直到出氣孔有漿料涌出停止注漿，若等待幾分鐘后出氣孔內(nèi)漿料液面有下降可進(jìn)行2次補(bǔ)漿。灌漿完成后將試件置于標(biāo)準(zhǔn)條件下養(yǎng)護(hù)，如圖2（c）所示。

1.4試件測量標(biāo)距

試件加載前，使用游標(biāo)卡尺測量并用記號筆在試件兩側(cè)的鋼筋表面做出標(biāo)記，劃分出如圖3所示的區(qū)段。根據(jù)規(guī)程[9]中的規(guī)定，BC、DE段的測量標(biāo)距L01取100 mm，標(biāo)記點(diǎn)A、B、E、F距試件端部的距離取2d。變形測量標(biāo)距為

L1=L+4d（1）

式中：L1為變形測量標(biāo)距；L為接頭長度；d為縱向受力鋼筋直徑。

1.5試驗加載

試驗在武漢理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗室自平衡多點(diǎn)加載試驗臺上進(jìn)行，試件的加載設(shè)備為PSD10tSJTT型自平衡電液伺服作動器。該作動器的最大作動力為10 t，最大加載位移為200 mm，可通過加載設(shè)備終端的計算機(jī)進(jìn)行力或位移控制的拉壓加載，并采集記錄加載力和加載端的位移。

為了實(shí)現(xiàn)試驗的加載，設(shè)計制作了如圖4所示的試驗加載裝置。加載裝置的主體由4根錨固在試驗臺面上的高強(qiáng)螺紋鋼桿和30 mm厚的可升降鋼板平臺組成。在試驗進(jìn)行之前，試件兩端的鋼筋加載端經(jīng)過加工各焊接上一塊鋼板。正式加載時采用4根高強(qiáng)螺栓將試件上端焊接鋼板與加載作動器相連，再用同樣的方式將試件下端的焊接鋼板與鋼板平臺相連。考慮到試件的兩根搭接鋼筋不對中，在試件四周放置可調(diào)節(jié)的鋼擋板來平衡加載的偏心矩，并將千分表架設(shè)在試件鋼筋的自由端，來觀測縱筋的滑移量。

試驗按規(guī)程[9]中的Ⅰ級100%接頭制定加載制度，分別進(jìn)行單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗。其中，考慮到鋼筋漿錨連接形式與機(jī)械連接形式尚有所不同，在大變形反復(fù)拉壓加載試驗中，將第二階段反復(fù)加載制度（5εyk→ -05fyk）改為（3εyk→ -0.5fyk）。試驗加載制度見表2。單向拉伸、高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗3種加載制度分別用字母A、B、C表示，并附在各試件編號后以示區(qū)別。

由表2的加載制度可知，試件在高應(yīng)力反復(fù)拉壓及大變形反復(fù)拉壓試驗中存在受壓情況。考慮到試件鋼筋受壓，在試件設(shè)計時將鋼筋加載端的長度取為150 mm，可以避免直徑12 mm的鋼筋在受壓加載時出現(xiàn)彎曲失穩(wěn)。現(xiàn)將受壓鋼筋視作軸心受壓桿件，驗證鋼筋加載端長度選取的合理性。

軸心受壓桿件的歐拉公式為

Fcr=π2EI（μl）2（2）

式中：Fcr為軸向受壓桿件保持直線穩(wěn)定形狀時所能承受的最大壓力； E、I分別為受壓鋼桿的彈性模量和受壓桿件的截面慣性矩；μ為壓桿的長度系數(shù)，根據(jù)壓桿兩端的支承情況取值；l為壓桿的長度。

驗算時，取最大壓力Fcr為0.5fykAs（As為鋼筋理論橫截面面積），則

Fcr=12fykAs=18fykπd2（3）

受壓桿件截面為圓形，則

I=πd464（4）

將式（3）、式（4）代入式（2）中整理得壓桿臨界長度l為

l=πdμE8fyk（5）

由于壓桿兩端的支承情況為兩端固定，則長度系數(shù)μ取0.5，由式（5）計算得壓桿臨界長度為596 mm，即在本文的試驗加載制度下，當(dāng)鋼筋加載端的長度小于596 mm時，不會出現(xiàn)試件鋼筋受壓彎曲失穩(wěn)。因此，即使在試驗加載過程中部分試件端部混凝土脫離，鋼筋加載端的長度變得更長，將鋼筋加載端的長度取為150 mm足以保證直徑12 mm的鋼筋受壓不會彎曲。

1.6試件量測參數(shù)

單向拉伸試驗中，試件量測參數(shù)有μ0和Asgt。μ0表示的是試件加載到0.6fykAs的力后，再卸載到零，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5（a）中所標(biāo)識。Asgt表示的是試件的最大力總伸長率，按式（6）計算。

Asgt=L02-L01L01+f0mstE×100（6）

式中：f0mst、E分別為試件達(dá)到最大力時的鋼筋應(yīng)力和鋼筋理論彈性模量； L01為加載前B、C或D、E間的實(shí)測長度；L02為卸載后B、C或D、E間的實(shí)測長度。

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗中，試件量測參數(shù)為μ20。μ20表示的是試件加載至0.9fykAs的力后，再施加-0.5fykAs的力，如此反復(fù)拉壓20次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5（b）中所標(biāo)識。

大變形反復(fù)拉壓試驗中，試件量測參數(shù)有μ4和μ8。μ4是試件加載至2εykL1的位移后，再施加-0.5fykAs的力，如此反復(fù)4次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形；μ8是試件在經(jīng)過4次反復(fù)拉壓后，再加載至3εykL1的位移，然后加載至-0.5fykAs的力，如此反復(fù)4次后，試件測量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5（c）中所標(biāo)識。

圖5（c）中，S線為鋼筋的拉、壓剛度；F為鋼筋所受的力；δ為力作用下的鋼筋變形；δ1為2εykL1反復(fù)加載4次后，在加載力為0.5fykAs及反向卸載力為-0.25fykAs處作S的平行線與橫坐標(biāo)交點(diǎn)之間的距離所代表的變形值；δ2為2εykL1反復(fù)加載4次后，在卸載力為0.5fykAs及反向加載力為-0.25fykAs處作S的平行線與橫坐標(biāo)交點(diǎn)之間的距離所代表的變形值；δ3和δ4為在3εykL1反復(fù)加載4次后，按與δ1和δ2相同方法所得的變形值。殘余變形μ4和μ8按式（7）和式（8）求得。

μ4=（δ1+δ2）/2（7）

μ8=（δ3+δ4）/2 （8）

2試驗結(jié)果及分析

2.1 典型試件的試驗現(xiàn)象

選取試件C2L2作為典型試件，描述頁巖陶粒混凝土鋼筋漿錨連接試件在3種加載制度下的試驗現(xiàn)象。

單向拉伸試驗中，試件C2L2A從0加載到06fykAs的過程中，試件表面無裂縫出現(xiàn)。再由0開始加載直至峰值荷載的過程中，當(dāng)荷載為34 kN時，靠近預(yù)埋鋼筋一側(cè)的混凝土表面首先出現(xiàn)一條縱向裂縫；當(dāng)荷載增加到40 kN左右時，試件中部開始出現(xiàn)橫向裂縫；隨著荷載的增大，裂縫開展延伸；縱筋在荷載加至52.9 kN時屈服，靠近漿錨鋼筋一側(cè)的混凝土表面出現(xiàn)橫向及縱向裂縫，且有部分混凝土發(fā)生斜剪脫落；當(dāng)荷載加至62.95 kN時，接頭外漿錨鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中未見千分表有讀數(shù)，則可以認(rèn)為試件縱筋未發(fā)生滑移。試件C2L2A的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖6和圖7所示。

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗中，試件C2L2B首次從0加載到0.9fykAs的過程中，當(dāng)荷載為30 kN時，靠近預(yù)埋鋼筋一側(cè)混凝土表面出現(xiàn)兩條橫向裂縫；當(dāng)荷載增大至36 kN時，試件中部出現(xiàn)兩條橫向裂縫，靠近漿錨鋼筋一側(cè)開始出現(xiàn)縱向裂縫。在往后的拉壓往復(fù)循環(huán)過程中，裂縫處于張開、閉合的循環(huán)狀態(tài)，無明顯開展，直至結(jié)束循環(huán)加載。在加載至破壞的過程中，當(dāng)荷載逐漸增大至57 kN時，靠近漿錨鋼筋一側(cè)混凝土表面出現(xiàn)斜裂縫，預(yù)埋端的混凝土有少許剝落；當(dāng)荷載達(dá)到62.05 kN時，接頭外鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2L2B的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖8和圖9所示。

大變形反復(fù)拉壓試驗中，試件C2L2C首次從0加載到2εykL1的過程中，當(dāng)荷載為25 kN時，預(yù)埋鋼筋一側(cè)的混凝土端面出現(xiàn)了一條縱向裂縫。在2εykL1到-0.5fykAs的循環(huán)過程中，裂縫緩慢開展延伸，當(dāng)循環(huán)到第3次時，荷載為40 kN左右時，試件中部出現(xiàn)兩條橫向橫縫。在3εykL1到-0.5fykAs的循環(huán)過程中，當(dāng)?shù)?次加載至3εykL1的過程中，當(dāng)荷載達(dá)到50 kN時，靠近漿錨鋼筋一側(cè)的混凝土表面出現(xiàn)縱向和橫向裂縫。在加載至破壞的過程中，當(dāng)荷載為53.0 kN時，鋼筋屈服；當(dāng)荷載增大至6298 kN時，接頭外鋼筋被拉斷，試驗結(jié)束。在整個試驗過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2L2C的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖10和圖11所示。

2.2典型試件的荷載位移曲線

選取試件C3L2作為典型試件，說明頁巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件在3種加載制度下的力學(xué)性能。通過提取加載設(shè)備終端計算機(jī)中的荷載及位移的數(shù)據(jù)并導(dǎo)入Origin軟件繪得試件C3L2在3種加載制度下的荷載位移曲線如圖12所示（荷載為鋼筋加載端所受的力，位移為加載端的位移）。試件C3L2A在單向拉伸試驗中加載到接頭外鋼筋被拉斷結(jié)束，試驗峰值荷載66.8 kN，試件實(shí)際抗拉強(qiáng)度為591 MPa，殘余變形μ0為0.05 mm，計算得試件的最大力總伸長率Asgt為15.1%。試件C3L2B在高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗中加載到鋼筋屈服時測得試件實(shí)際屈服強(qiáng)度為460.1 MPa，殘余變形μ20為0.26 mm。試件C3L2C在大變形反復(fù)拉壓試驗中加載到接頭外鋼筋被拉斷結(jié)束，試驗峰值荷載62.95 kN時，試件實(shí)際抗拉強(qiáng)度為557 MPa，殘余變形μ4 、μ8分別為0.22、0.45 mm。

2.3試件接頭強(qiáng)度和變形

由于中國尚未出臺關(guān)于漿錨連接接頭性能評價的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，暫依據(jù)規(guī)程[9]中對Ⅰ級接頭提出的強(qiáng)度和變形性能要求對頁巖陶粒混凝土漿錨連接試件接頭性能作出分析和評價。

對比材性試驗中母材鋼筋屈服強(qiáng)度平均值456.9 MPa，發(fā)現(xiàn)表3中大多數(shù)鋼筋連接接頭的實(shí)測屈服強(qiáng)度超過了母材鋼筋屈服強(qiáng)度平均值，其中，搭接長度為0.5laE和0.7laE的部分試件雖未超過母材鋼筋屈服強(qiáng)度平均值，但均達(dá)到了其95%以上；且所有鋼筋連接接頭的實(shí)測屈服強(qiáng)度均大于HRB400級鋼筋的標(biāo)稱屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值400 MPa。表4給出了3種加載制度下的鋼筋連接試件的峰值荷載，經(jīng)過計算得到表4中所有試件峰值荷載平均值為62.39 kN，大于HRB400級鋼筋的標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fstk對應(yīng)荷載61.07 kN，即試件接頭的實(shí)測極限抗拉強(qiáng)度整體達(dá)到了HRB400級鋼筋的標(biāo)稱極限抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值540 MPa。因此，頁巖陶粒混凝土漿錨連接試件的接頭強(qiáng)度基本滿足規(guī)程[9]對Ⅰ級接頭強(qiáng)度的要求。

由于在試驗過程中未見千分表有讀數(shù)，則可以認(rèn)為所有試件的縱筋均未出現(xiàn)滑移，試件的最終破壞形態(tài)為接頭外鋼筋被拉斷或屈服，沒有發(fā)生粘結(jié)錨固破壞。

以上的試驗結(jié)果表明，直徑12 mm的HRB400級鋼筋采用漿錨連接，且鋼筋搭接長度不小于10laE時，鋼筋漿錨連接形式可用于頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋的可靠連接。

3影響因素分析

3.1頁巖陶?；炷翉?qiáng)度

圖13為1.0laE搭接長度下，不同頁巖陶?；炷翉?qiáng)度的試件在單向拉伸試驗下的荷載位移曲線。從圖13中可以看出，在試件縱向受力鋼筋屈服前，3條曲線的斜率相近，試件的剛度相當(dāng)。由于各試件都是加載至接頭外鋼筋被拉斷結(jié)束，從圖13中還可以看出頁巖陶?；炷翉?qiáng)度越高，試件接頭的極限抗拉強(qiáng)度越高。其中，試件C3L2A接頭的極限抗拉強(qiáng)度590.6 MPa，相較于試件C1L2A接頭的極限抗拉強(qiáng)度547.5 MPa，強(qiáng)度提高了8%。這是因為混凝土強(qiáng)度增加，混凝土與灌漿料、混凝土與鋼筋、灌漿料與鋼筋之間的粘結(jié)力均有所增大。

3.2鋼筋搭接長度

圖14為頁巖陶?；炷翉?qiáng)度為LC40，4種鋼筋搭接長度的試件在單向拉伸試驗下的荷載位移曲線。從圖14中可以看出，雖然0.7laE和0.5laE搭接長度試件的承載力可以滿足要求，試驗加載過程中試件縱筋也均未出現(xiàn)滑移，但若在縱筋屈服后繼續(xù)加載，0.7laE搭接長度試件的縱向裂縫逐漸加寬，端部混凝土部分剝落，而0.5laE搭接長度試件混凝土的破壞情況就更為嚴(yán)重，個別試件縱縫貫通，發(fā)生劈裂破壞。不像1.0laE和1.2laE搭接長度的試件，裂縫主要為橫向裂縫，且橫向裂縫大多集中出現(xiàn)在試件的中部。這是因為頁巖陶?；炷梁吐菪拷顚v筋有著橫向約束作用，試件鋼筋搭接長度越短，這種約束作用就越弱，混凝土產(chǎn)生縱向劈裂裂縫，而不是因受拉產(chǎn)生橫向裂縫。因此，當(dāng)頁巖陶?；炷令A(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨連接時，鋼筋搭接長度不宜過短，建議鋼筋搭接長度不宜小于1.0laE。

4 結(jié)論

根據(jù)試驗研究，可以得到如下結(jié)論：

1）直徑為12 mm的HRB400級鋼筋采用漿錨連接方式，試件的最終破壞形態(tài)為接頭外鋼筋被拉斷或屈服，沒有發(fā)生粘結(jié)錨固破壞，鋼筋漿錨連接形式可用于頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋的可靠連接。

2）頁巖陶?；炷龄摻顫{錨連接接頭試件的強(qiáng)度和變形性能基本滿足JGJ 107—2010對鋼筋Ⅰ級連接接頭性能的要求。

3）在相同鋼筋搭接長度下，隨著頁巖陶?；炷翉?qiáng)度的增加，試件接頭的極限抗拉強(qiáng)度有所提高。

4）頁巖陶粒混凝土和螺旋箍筋對鋼筋接頭有明顯橫向約束作用，在相同頁巖陶?；炷翉?qiáng)度下，鋼筋搭接長度越短，橫向約束作用越弱，頁巖陶?；炷令A(yù)制構(gòu)件的縱向劈裂破壞程度越嚴(yán)重。因此建議：頁巖陶粒混凝土預(yù)制構(gòu)件縱向受力鋼筋采用漿錨搭接連接時，鋼筋搭接長度不宜小于1.0laE。參考文獻(xiàn)：

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（編輯胡玲）