(1.武漢理工大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，武漢 430070；2.美好建設(shè)有限公司，武漢 430071)

頁(yè)巖陶?；炷磷鳛橐环N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)[1-2]。在中國(guó)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(guó)家提出的“四節(jié)一環(huán)保”的發(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(yè)巖陶?；炷吝@種新型建筑材料是符合當(dāng)前中國(guó)國(guó)情的[3-5]。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(yè)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(jiǎn)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(guó)對(duì)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(yàn)和高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)。姜洪斌等[6-7]進(jìn)行了81個(gè)預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的拉拔試驗(yàn)和108個(gè)預(yù)制混凝土鋼筋漿錨連接試件的單向拉伸試驗(yàn)，研究了鋼筋的錨固性能和連接性能。馬軍衛(wèi)等[8]對(duì)144個(gè)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(yàn)，分析了混凝土強(qiáng)度、縱向受力鋼筋直徑和鋼筋搭接長(zhǎng)度等影響因素對(duì)其連接性能的影響。

筆者為了驗(yàn)證頁(yè)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，設(shè)計(jì)制作了36個(gè)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(gè)，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(yàn)，驗(yàn)證各個(gè)試件鋼筋連接接頭的可靠性，并依據(jù)規(guī)程[9]來評(píng)價(jià)接頭性能。作者主要分析頁(yè)巖陶?；炷翉?qiáng)度和鋼筋搭接長(zhǎng)度這兩個(gè)因素對(duì)試件連接性能的影響。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

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(yè)巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件設(shè)計(jì)如圖1所示。

圖1 試件設(shè)計(jì)圖

試件的縱向受力鋼筋強(qiáng)度等級(jí)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(zhǎng)度在設(shè)計(jì)時(shí)預(yù)留25 mm，用于架設(shè)千分表以觀測(cè)縱筋在加載過程中的滑移情況；鋼筋加載端的長(zhǎng)度在設(shè)計(jì)時(shí)取為150 mm，鋼筋加載端采用焊接高強(qiáng)鋼板與加載作動(dòng)器相連。試件的螺旋箍筋強(qiáng)度等級(jí)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(yàn)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[10-15]，本文主要研究頁(yè)巖陶粒混凝土強(qiáng)度和鋼筋搭接長(zhǎng)度的影響，設(shè)計(jì)制作了36個(gè)頁(yè)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(yè)巖陶?；炷翉?qiáng)度有3個(gè)等級(jí)，分別為L(zhǎng)C30、LC40和LC50；鋼筋搭接長(zhǎng)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(shí)縱向受力鋼筋的基本錨固長(zhǎng)度。以編號(hào)C2-L2為例來說明試件編號(hào)的意義，C2代表試件的頁(yè)巖陶?；炷翉?qiáng)度等級(jí)為L(zhǎng)C40，L2代表鋼筋搭接長(zhǎng)度為1.0laE。

表1 試件參數(shù)Table1 Specimen parameters

1.2 材料性能試驗(yàn)

每種強(qiáng)度等級(jí)的頁(yè)巖陶粒混凝土試件在澆筑時(shí)預(yù)留一組共計(jì)3個(gè)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(cè)得3種強(qiáng)度等級(jí)頁(yè)巖陶?；炷猎噳K的抗壓強(qiáng)度均值分別為35.41、44.47、50.86 MPa。

試驗(yàn)采用的灌漿料為YHSCG-ⅠB型特種C80高性能水泥基灌漿料，試驗(yàn)制作一組共計(jì)3個(gè)40 mm×40 mm×160 mm的長(zhǎng)方體試塊，養(yǎng)護(hù)28 d后，測(cè)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(yàn)在WAW-100型液壓伺服萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，得到直徑12 mm，強(qiáng)度等級(jí)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(duì)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(gè)“L”型鋼模具拼接而成的，通過兩個(gè)模具之間的相對(duì)滑動(dòng)可以調(diào)整試件的縱向長(zhǎng)度。兩個(gè)“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(jí)要求設(shè)計(jì)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(duì)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(gè)灌漿通道。灌漿時(shí)將試件平臥在地面，插入漿錨鋼筋后用堵漏王對(duì)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。

圖2 試件制備

1.4 試件測(cè)量標(biāo)距

試件加載前，使用游標(biāo)卡尺測(cè)量并用記號(hào)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(cè)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(cè)量標(biāo)距為

L1=L+4d

(1)

式中：L1為變形測(cè)量標(biāo)距；L為接頭長(zhǎng)度；d為縱向受力鋼筋直徑。

圖3 試件變形測(cè)量標(biāo)距Fig. 3 Measured standard distance of specimen

1.5 試驗(yàn)加載

試驗(yàn)在武漢理工大學(xué)結(jié)構(gòu)試驗(yàn)室自平衡多點(diǎn)加載試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，試件的加載設(shè)備為PSD-10tSJTT型自平衡電液伺服作動(dòng)器。該作動(dòng)器的最大作動(dòng)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(jì)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(yàn)的加載，設(shè)計(jì)制作了如圖4所示的試驗(yàn)加載裝置。加載裝置的主體由4根錨固在試驗(yàn)臺(tái)面上的高強(qiáng)螺紋鋼桿和30 mm厚的可升降鋼板平臺(tái)組成。在試驗(yàn)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(shí)采用4根高強(qiáng)螺栓將試件上端焊接鋼板與加載作動(dòng)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(tái)相連?？紤]到試件的兩根搭接鋼筋不對(duì)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(cè)縱筋的滑移量。

圖4 試驗(yàn)裝置Fig. 4 Test setup

試驗(yàn)項(xiàng)目加載制度單向拉伸0→0．6fyk→0→最大拉力(記錄抗拉強(qiáng)度)高應(yīng)力反復(fù)拉壓0→(0．9fyk→-0．5fyk)(反復(fù)20次)→破壞大變形反復(fù)拉壓0→(2εyk→-0．5fyk)→(反復(fù)4次)(3εyk→-0．5fyk)(反復(fù)4次)→破壞

注：fyk為鋼筋屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值；εyk為鋼筋應(yīng)力為屈服強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值時(shí)的應(yīng)變。

試驗(yàn)按規(guī)程[9]中的Ⅰ級(jí)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(yàn)。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(yàn)中，將第二階段反復(fù)加載制度(5εyk→ -0.5fyk)改為(3εyk→ -0.5fyk)。試驗(yàn)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(yàn)3種加載制度分別用字母A、B、C表示，并附在各試件編號(hào)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(yàn)中存在受壓情況。考慮到試件鋼筋受壓，在試件設(shè)計(jì)時(shí)將鋼筋加載端的長(zhǎng)度取為150 mm，可以避免直徑12 mm的鋼筋在受壓加載時(shí)出現(xiàn)彎曲失穩(wěn)。現(xiàn)將受壓鋼筋視作軸心受壓桿件，驗(yàn)證鋼筋加載端長(zhǎng)度選取的合理性。

軸心受壓桿件的歐拉公式為

(2)

式中：Fcr為軸向受壓桿件保持直線穩(wěn)定形狀時(shí)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(zhǎng)度系數(shù)，根據(jù)壓桿兩端的支承情況取值；l為壓桿的長(zhǎng)度。

驗(yàn)算時(shí)，取最大壓力Fcr為0.5fykAs(As為鋼筋理論橫截面面積)，則

(3)

受壓桿件截面為圓形，則

(4)

將式(3)、式(4)代入式(2)中整理得壓桿臨界長(zhǎng)度l為

(5)

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

1.6 試件量測(cè)參數(shù)

單向拉伸試驗(yàn)中，試件量測(cè)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(cè)量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(a)中所標(biāo)識(shí)。Asgt表示的是試件的最大力總伸長(zhǎng)率，按式(6)計(jì)算。

(6)

圖5 3種加載制度下試件的荷載位移曲線及殘余變形Fig. 5 Load-displacement curve and residual deformation of specimen under three loading

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)中，試件量測(cè)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(cè)量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(b)中所標(biāo)識(shí)。

大變形反復(fù)拉壓試驗(yàn)中，試件量測(cè)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(cè)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(cè)量標(biāo)距內(nèi)的殘余變形，如圖5(c)中所標(biāo)識(shí)。

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(yàn)結(jié)果及分析

2.1 典型試件的試驗(yàn)現(xiàn)象

選取試件C2-L2作為典型試件，描述頁(yè)巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件在3種加載制度下的試驗(yàn)現(xiàn)象。

單向拉伸試驗(yàn)中，試件C2-L2-A從0加載到0.6fykAs的過程中，試件表面無(wú)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(shí)，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(shí)，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(shí)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(shí)，接頭外漿錨鋼筋被拉斷，試驗(yàn)結(jié)束。在整個(gè)試驗(yàn)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C2-L2-A的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖6和圖7所示。

圖6 試件C2-L2-A最終破壞形態(tài)Fig.6 Ultimate failure morphology of

圖7 試件C2-L2-A極限破壞時(shí)的裂縫展開圖Fig.7 Unfolded crack figure of C2-L2-A at the ultimate

高應(yīng)力反復(fù)拉壓試驗(yàn)中，試件C2-L2-B首次從0加載到0.9fykAs的過程中，當(dāng)荷載為30 kN時(shí)，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(shí)，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(wú)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(shí)，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(shí)，接頭外鋼筋被拉斷，試驗(yàn)結(jié)束。在整個(gè)試驗(yàn)過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2-L2-B的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖8和圖9所示。

圖8 試件C2-L2-B最終破壞形態(tài)Fig.8 Ultimate failure morphology of C2-L2-B

圖9 試件C2-L2-B極限破壞時(shí)的裂縫展開圖Fig.9 Unfolded crack figure of C2-L2-B at the ultimate

大變形反復(fù)拉壓試驗(yàn)中，試件C2-L2-C首次從0加載到2εykL1的過程中，當(dāng)荷載為25 kN時(shí)，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(shí)，荷載為40 kN左右時(shí)，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(shí)，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(shí)，鋼筋屈服；當(dāng)荷載增大至62.98 kN時(shí)，接頭外鋼筋被拉斷，試驗(yàn)結(jié)束。在整個(gè)試驗(yàn)過程中縱筋未發(fā)生滑移。試件C2-L2-C的最終破壞形態(tài)和裂縫展開圖，如圖10和圖11所示。

圖10 試件C2-L2-C最終破壞形態(tài)Fig.10 Ultimate failure morphology of C2-L2-C

圖11 試件C2-L2-C極限破壞時(shí)的裂縫展開圖Fig.11 Unfolded crack figure of C2-L2-C at the ultimate

2.2 典型試件的荷載位移曲線

圖12 3種加載制度下試件C3-L2的荷載位移曲線Fig. 12 Load-displacement curve of C3-L2

2.3 試件接頭強(qiáng)度和變形

由于中國(guó)尚未出臺(tái)關(guān)于漿錨連接接頭性能評(píng)價(jià)的行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)，暫依據(jù)規(guī)程[9]中對(duì)Ⅰ級(jí)接頭提出的強(qiáng)度和變形性能要求對(duì)頁(yè)巖陶?；炷翝{錨連接試件接頭性能作出分析和評(píng)價(jià)。表3給出了3種加載制度下的連接試件接頭的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度和變形情況。其中，試件C3-L4由于加載端端板焊縫質(zhì)量不過關(guān)，在3種加載制度下的試驗(yàn)過程中都出現(xiàn)提前結(jié)束，所以,表中并未給出其數(shù)據(jù)，也不作分析評(píng)價(jià)。

表3 3種加載制度下鋼筋連接接頭的實(shí)測(cè)屈服強(qiáng)度和變形

對(duì)比材性試驗(yàn)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(cè)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(zhǎng)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(cè)屈服強(qiáng)度均大于HRB400級(jí)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(jì)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(jí)鋼筋的標(biāo)稱抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值fstk對(duì)應(yīng)荷載61.07 kN，即試件接頭的實(shí)測(cè)極限抗拉強(qiáng)度整體達(dá)到了HRB400級(jí)鋼筋的標(biāo)稱極限抗拉強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值540 MPa。因此，頁(yè)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(duì)Ⅰ級(jí)接頭強(qiáng)度的要求。

表4 3種加載制度下鋼筋連接試件的峰值荷載Table 4 Peak load of steel connecting specimens under three loading paths kN

表5為規(guī)程[9]對(duì)Ⅰ級(jí)接頭變形性能的要求。對(duì)照表3和表5，可以發(fā)現(xiàn)，單向拉伸下試件的最大力總伸長(zhǎng)率滿足I級(jí)接頭變形要求，且3種加載制度下，試件接頭的殘余變形也基本滿足規(guī)程[9]對(duì)Ⅰ級(jí)接頭變形要求，即頁(yè)巖陶?；炷龄摻顫{錨連接試件接頭具有高延性和殘余變形小的性能。

表5 鋼筋接頭變形要求Table 5 Deformation requirements for steel splice

由于在試驗(yàn)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(yàn)結(jié)果表明，直徑12 mm的HRB400級(jí)鋼筋采用漿錨連接，且鋼筋搭接長(zhǎng)度不小于1.0laE時(shí)，鋼筋漿錨連接形式可用于頁(yè)巖陶?；炷令A(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(yè)巖陶?；炷翉?qiáng)度

圖13 頁(yè)巖陶粒混凝土強(qiáng)度影響對(duì)比曲線(1.0laE)Fig.13 Contrast curves under the influence of the strength of shale ceramsite

3.2 鋼筋搭接長(zhǎng)度

圖14 鋼筋搭接長(zhǎng)度影響對(duì)比曲線(LC40)Fig. 14 Contrast curves under the influence of the

4 結(jié)論

根據(jù)試驗(yàn)研究，可以得到如下結(jié)論:

1)直徑為12 mm的HRB400級(jí)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(yè)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(yè)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(duì)鋼筋Ⅰ級(jí)連接接頭性能的要求。

3)在相同鋼筋搭接長(zhǎng)度下，隨著頁(yè)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(yè)巖陶?；炷梁吐菪拷顚?duì)鋼筋接頭有明顯橫向約束作用，在相同頁(yè)巖陶?；炷翉?qiáng)度下，鋼筋搭接長(zhǎng)度越短，橫向約束作用越弱，頁(yè)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(yè)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(shí)，鋼筋搭接長(zhǎng)度不宜小于1.0laE。

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