装配式混凝土结构斜缝免胶预压节点受剪性能分析

2022-02-23李富民

东南大学学报（自然科学版） 2022年1期

李富民范力黄朗

(1 中国矿业大学江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室，徐州 221116)(2 广西合景房地产开发有限公司，南宁 530021)

我国装配式混凝土结构主要采用等同现浇思想主导下的湿连接装配整体式结构模式，然而，这种模式存在预制率偏低、预制构件四周出筋、安装和现浇工作麻烦、套筒过粗且灌浆质量不易保证等不足.相比而言，预压干连接装配整体式结构模式的预制率更高，预制构件四周不出筋，无须套筒灌浆连接，建造效率更高、整体性更好、工作性能更佳、更契合装配式结构的技术初衷.

预压干连接技术主要应用于框架结构，即通过后张预应力筋(分段无黏结或全部有黏结)将预制梁端压接到预制柱侧面(接缝采用纤维砂浆过渡)，以提供摩擦抗剪能力及恢复能力，同时在预制梁顶和梁底后设穿过柱子的分段无黏结(或全部有黏结)普通钢筋以提供抗弯能力及耗能能力[1].许多学者在抗震耗能与复位措施上进行了深入研究和改进[2-4]，并将该技术引入既有结构的抗震改造中[5-6].近年来，研究者们开始关注此类结构的抗震、抗倒塌综合性能[7-8].

当前，预压干连接技术体系仍存在以下几方面的问题：①节点抗震构造较复杂，造价上涨较为明显；②对于结构体系的统筹性装配方案考虑较少，尤其框架与楼盖的连接装配方案较为缺乏，导致技术体系的系统性不足，实际应用存在困难；③接缝截面需要填充高强砂浆等过渡材料，一定程度上会影响装配效率；④不能保证竖缝式连接界面在强震作用下的抗剪能力；⑤连接节点的受剪性能研究较少.

针对上述问题，本文提出了一种不出筋预制、免支撑吊装、免胶预压连接的高效预压装配框架结构技术方案，并针对其中斜缝免胶预压连接节点的受剪性能进行了试验研究.考察了该类节点的全程受力特征，着重分析界面倾角对节点受剪性能的影响.讨论了该类节点的梁端受剪破坏形态和承载力计算方法，并提出了相关设计建议.

1 高效预压连接框架结构技术方案

1.1 结构布置方案

结构布置方案的思路是设置较密的梁格体系，使得所有预制板(常规尺寸上限为3 m×6 m)的四边都能搁置在梁上.这样既可以直接满足其吊装时的免支撑要求，同时还使得最终形成的叠合板四边均承受支座负弯矩而对预制板底纵筋的连接要求不高，从而可实现预制板四周不出筋预制(见图1).

为了保证吊装及使用时的可靠支撑，预制板在梁上的搁置长度不宜小于100 mm.同时，为了保证相邻预制板板边能够可靠传递负弯矩引起的压应力，预制板端间的缝隙宽度不宜小于50 mm.上述预制构件装配完成后，还需在预制板板缝及顶面现浇一层叠合层，以提高楼板整体性、方便布设管线以及保证防水效果.

图1 结构布置方案示意图

1.2 梁柱连接方案

梁柱连接方案示意图见图2.该方案可以实现梁和柱不出筋预制、梁免支撑吊装、梁柱接缝免胶接触以及装配预应力筋便于穿设和张拉锚固等技术效果.

图2 梁柱连接方案示意图

为保证节点传力可靠，梁端扩宽区段(即梁肩)的长度不小于梁内纵筋与装配筋的搭接长度.为了提高节点的抗震延性及韧性，可采用螺纹套筒式拉伸摩擦耗能钢筋技术[9]和高延性微损伤钢筋混凝土梁技术[10].

1.3 主次梁连接方案

主次梁连接方案示意图见图3.该方案可以实现主梁和次梁不出筋预制、次梁免支撑吊装、主次梁接缝免胶接触以及装配预应力筋便于穿设和张拉锚固等技术效果.同样，为保证节点传力可靠，次梁肩的长度也不应小于其内纵筋与装配筋的搭接长度.

图3 主次梁连接方案示意图

2 受剪性能试验

斜缝免胶预压连接节点存在着连接界面和梁端斜截面2处天然的受剪薄弱面.无论哪个薄弱面成为最终的受剪破坏控制截面，全程受力中2处薄弱面都将出现不同程度的损伤发展，导致该节点的受剪性能特征与整体浇筑节点不同.因此，本节拟通过试验研究考察斜缝免胶预压连接节点独特的受剪性能特征.

2.1 试验方案

2.1.1 试件设计与制作

斜缝连接节点中，连接界面的倾角是影响该节点受剪性能的主要因素.本试验中设定了3个试件，编号为S65、S75、S90，其界面倾角(即连接界面与水平面之间的夹角)分别为65°、75°、90°.同时，每个试件又有左右2个对称的连接节点，其编号分别为S65-1、S65-2、S75-1、S75-2、S90-1、S90-2.

3个试件的尺寸和配筋如图4所示.为充分考

(a) 纵断面

(b) 支承构件横断面

察节点的受剪性能，设计中保证了节点具有足够的抗弯承载力.为顺应梁端部的倾斜端面，从端面向内数前3圈箍筋平行于端面，以确保不发生从倾斜端面上发起的斜截面受剪破坏.实际工程中，梁端面倾角一般为60°～75°.这种情况下，本文仍建议将前3圈箍筋平行于倾斜端面，如此既可保证常规配箍间距下端面的抗剪承载力，也能简化设计，提高设计的统一性.节点通过分布于梁肩4个角部的4根预应力筋实现预压连接.

表1 试验用材料的有关强度平均值 MPa

预应力筋的有效预拉应力设定为σpe=0.5fptk=930 MPa，其中fptk为预应力筋的极限抗拉强度标准值.则4根预应力筋提供的总有效预拉力为520.8 kN，与接缝截面对应的正截面上的平均有效预压应力为5.8 MPa.由于预应力筋的长度较小，为了减小由此带来的过大的锚固预应力损失，采用补张拉插垫片方法[11]，将锚固回缩值降为0.5 mm.综合考虑预应力的锚固损失、孔道摩擦损失和预应力筋松弛损失，采用《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)[12]中的有关计算方法，确定张拉控制应力σcon=1 068 MPa=0.574fptk.

2.1.2 试件加载与测试

加载装置照片见图5.加载过程分级进行，每级加载增量为20 kN，每级加载完成后持荷5 min.

图5 试件及加载装置照片

加载持续至荷载无法增加时停止，记录此时的荷载，并将其作为极限荷载.在梁端面向内前3圈箍筋的竖肢中点处粘贴电阻应变片，应变片通过导线与外部应变采集系统连接，监测加载过程中箍筋的应变.连接界面的相对滑移采用千分表监测.每个连接界面左右两侧各安装一个千分表，其中一个位于界面中部，另一个位于界面下部，最后取2个千分表读数的平均值来表示该界面的相对滑移值.

2.2 试验现象与结果

2.2.1 连接界面顶部张开现象

加载过程中，接缝截面会出现负弯矩并在截面上半区产生拉应力.当该拉应力超过装配预应力筋在此处产生的预压应力时，接缝截面上部张开，从而引起接缝截面上的应力重分布.

根据试验记录，3个试件的6个接缝截面均在第6级加载过程中(荷载为100～120 kN)出现顶部张开现象.之后随着荷载的不断增大，张开裂缝的宽度和深度也不断增大，直到试件最终失效时，接缝顶部张开裂缝宽度均大于1.0 mm.

2.2.2 节点区开裂与破坏现象

加载过程中，2个斜缝连接试件S65和S75的4个节点区均在第8～10级加载过程中(荷载为140～200 kN)腹部率先出现斜裂缝.之后随着荷载的增加，逐渐出现了沿着预应力孔道走向的纵向压裂裂缝，同时腹部斜裂缝也出现了不同程度的发展.其中，对于节点S65-1、S75-1和S75-2，腹部斜裂缝向下、向上2个方向延伸，向下延伸有逐渐趋于水平方向的趋势，最终一直裂通至界面处，界面处裂缝的竖向位置大致在界面高度中部偏下，这与传统简支梁的剪压破坏斜裂缝发展不同.腹部斜裂缝向上延伸则与上部纵向压裂裂缝相接，这与传统简支梁的剪压破坏斜裂缝发展类似.最终，上述斜裂缝都发展出了形似扁平S状的临界斜裂缝，这与小剪跨比约束梁的情况相似[13].同时，加载点所在截面顶部和支座所在界面底部均出现了混凝土的压碎现象，即双剪压区现象.显然，该现象是由加载点所在截面的正弯矩和支座所在界面的负弯矩造成的.3个试件的裂缝分布与破坏特征见图6(a)、(c)和(d).

节点S65-2的斜裂缝发展相对较慢；之后出现的上部纵向压裂裂缝则相对发展更快，成为失效控制截面，因而并未出现斜截面剪压破坏(见图6(b)).

竖缝连接试件S90的2个节点区在整个加载过程中并未出现明显的斜裂缝和纵向压裂裂缝；相反，到了加载后期，可见到显著的界面滑移现象且荷载增长困难.最后因为一根装配连接钢绞线出现断丝破坏而宣告整个试件失效.

(a) 节点S65-1

(b) 节点S65-2

(d) 节点S75-2

2.2.3 梁肩内箍筋应变发展

梁肩内箍筋应变的发展可以反映斜裂缝的发展程度，分析节点是否发生斜截面破坏.图7给出了2个斜缝连接试件梁肩内箍筋的应变发展曲线.其中，节点S65-2的第2圈数据和节点S75-2的第1圈数据因应变片意外失效而未给出；试件S90各应变片在全程加载中均处于很低的应变水平，因而也未在图中给出相应数据.由图可知，节点 S65-1、S75-1和S75-2的第2圈箍筋应变均大幅超过屈服应变，节点S65-1和S75-2的第3圈箍筋应变略超过屈服应变.由于所有应变片均粘贴于箍筋的竖肢中点，第2圈竖肢中点正好在斜裂缝附近，第1圈和第3圈竖肢中点相对远离斜裂缝，故未检测到箍筋的最大应变.箍筋屈服现象与这3个节点最终发生斜截面破坏相吻合.对于节点S65-2，虽然没有监测到第2圈箍筋的应变发展，但根据第1、3圈箍筋的应变发展趋势可以推测，第2圈箍筋在极限荷载时也未屈服，这与该节点未发生斜截面破坏相吻合.

(a) 试件S65

(b) 试件S75

2.2.4 连接界面滑移发展

加载过程中，3个试件的6个节点界面均出现了不同程度的滑移.由图8可知，加载初期，6个节点界面的滑移随剪力增加近似线性增大，但增大速率不同，试件S65的2个节点界面增大速率最小，试件S75次之，试件S90最大.对于静摩擦刚度，则试件S65最大，试件S90最小(见表2).界面主要处于静摩擦状态，滑移主要是由界面两侧混凝土的弹性变形引起.因此，可将该阶段称为静摩擦工作阶段.

图8 剪力-界面滑移曲线

表2 界面受剪性能参数

随着界面剪力的增大，滑移曲线第1次出现明显拐点(即滑移刚度首次突减).各试件出现拐点的剪力值大小不同，试件S65的2个界面最大，试件S75次之，试件S90最小(见表2).拐点后，界面部分区域开始出现真正的相对滑移，即界面上出现了动摩擦区域，且该区域随剪力的增大而不断增大，导致界面滑移刚度不断降低.因此，将该阶段称作静-动摩擦工作阶段.

试件S65和S75在界面静-动摩擦工作阶段后期其滑移出现了较大幅度增长，但仍始终处于滑移强化状态，直到最终达到梁端斜截面受剪承载力极限状态，并未超越静-动摩擦工作阶段.试件S90在加载后期并未达到梁端斜截面受剪承载力极限状态，而是出现了滑移曲线的第2次明显拐点，拐点以后界面剪力基本无增加，说明界面已全面进入滑动摩擦阶段，可将该阶段称作动摩擦工作阶段.

综上可知，对于试件S65和S75，除节点S65-2出现意外的预应力孔道压裂破坏外，其他3个节点的控制破坏形态均为梁肩斜截面受剪破坏，而试件S90的控制破坏形态为接缝界面摩擦滑移破坏.3个试件在受剪承载力极限状态时的界面极限滑移见表2.

2.2.5 极限抗剪承载力

各节点的极限抗剪承载力见表2.其中，节点S65-2因出现意外的预应力孔道压裂破坏而导致承载力非正常偏低.发生斜截面受剪破坏的斜缝连接节点的极限抗剪承载力高于发生界面摩擦滑移破坏的竖缝连接节点.无论发生何种受剪破坏，节点的极限抗剪承载力均随着接缝界面倾角的增大而减小；这是因为接缝界面倾角增大时，剪跨比也随之增大，故承载力逐渐减小.

3 受剪性能分析

3.1 破坏形态

3.1.1 竖缝连接节点的界面摩擦滑移破坏

根据2.2节可知，2个斜缝连接试件S65和S75的节点没有发生接缝界面摩擦滑移破坏，而是发生了次梁肩斜截面受剪破坏；而竖缝连接试件S90的节点则相反.形成这种差别的原因在于，对于斜缝连接节点，当其在受到剪力作用而发生界面滑移后会产生楔紧效应，使得次梁难于持续向下滑移，故受剪破坏只能发生在次梁的斜截面上；相反，竖缝连接节点没有楔紧效应，其界面滑移受剪承载力主要取决于界面摩擦力，当摩擦力相对较小而次梁斜截面抗剪承载力相对较大时，节点发生接缝界面摩擦滑移破坏，而非次梁斜截面受剪破坏.

3.1.2 斜缝连接节点的梁端双剪压破坏

由于2个斜缝连接试件的剪跨比都较小，按照既有简支梁以及连续梁受剪理论，箍筋不能屈服而发生斜压破坏，但本试验中箍筋却出现了屈服现象，而且在加载截面顶部和支座界面底部还出现了混凝土的剪压压碎现象，这实际上是典型的剪压破坏特征.究其原因在于，次梁端的支承是由斜面摩擦提供的，这与传统底面搁置支承相比更容易发生梁端沉降，当腹剪斜裂缝裂通至界面后，梁端被分解为上、下两部分，下部梁端在下剪压区剪力作用下相对容易发生沉降，从而与上部梁端之间出现较宽的裂缝，导致穿过斜裂缝的箍筋容易发生屈服.因此，本试验中斜缝连接节点的受剪破坏形态可视作剪压破坏.与传统简支梁和连续梁不同，本试验中的斜缝式预压连接节点斜截面受剪破坏时存在着2个剪压区，出现双剪压破坏形态(见图9).

图9 双剪压破坏形态

3.2 受剪承载力计算方法

3.2.1 受剪承载力极限状态

斜缝连接节点在受剪承载力极限状态下呈现双剪压破坏形态.2个剪压区在表观上都包含两侧2个梁肩区，而在受剪承载力极限状态下梁肩区无法保证能够提供有效剪压承载力.从本试验来看，梁肩区在受剪承载力极限状态时，沿着上、下预应力管道都发展出了明显的纵压裂缝(见图9)，由纵压裂缝劈开的4个角部难以有效提供剪压承载力.上剪压区两侧的梁肩实际处于自由边界的肩面区，故而无法有效提供剪压承载力.因此，上剪压区为一个矩形区域，其宽度等于梁的基本宽度b；下剪压区为一个T形区域，其翼缘宽度等于梁肩宽度bsh，腹板宽度等于梁肩宽度减去预应力孔道外侧宽度(见图10(a)).图中，h01、h02分别为上、下剪压区所在截面的有效高度.

(a) 斜裂面正视图

(b) 斜裂面侧视图

双剪压受剪承载力极限状态下，梁端斜截面隔离体的竖向受力平衡关系见图10(b).图中，Vc1、Vc2分别为上、下剪压区混凝土提供的抗剪承载力；Vs为箍筋提供的抗剪承载力；Vu为斜面支座依靠摩擦提供的支座反力，等于斜截面总的抗剪承载力(即各部分抗剪承载力之和)；α为界面倾角；lsh、a分别为梁肩顶面和底面长度.

梁端区段虽然存在预压力，但在双剪压受剪承载力极限状态下，该区域已严重开裂，预压力赖以附存的梁肩区存在纵向压裂裂缝.因此，不宜考虑预压力对剪压区混凝土抗剪承载力的提升作用.

3.2.2 计算方法

根据图10(b)所示的平衡关系，斜缝连接节点的双剪压受剪承载力由上、下剪压区混凝土的抗剪承载力和箍筋的抗剪承载力组成，即

Vu=Vs+Vc1+Vc2

(1)

式中

(2)

(3)

(4)

式中，Asv为箍筋竖肢横截面面积之和；fyv为箍筋屈服强度；s为箍筋水平间距；β为箍筋倾角，对于前3圈与界面平行的箍筋来说，该倾角等于界面倾角，对于其他箍筋(铅垂向)来说，该倾角为90°；aap为表观剪跨长度，当其值大于截面有效高度h0时取等于h0；k为下剪压区有效高度修正系数；ft为混凝土抗拉强度；λ1、λ2分别为上、下剪压区的有效剪跨比，与表观剪跨两端截面上的异号弯矩M1和M2有关[13]，即

(5)

(6)

利用式(1)～(6)计算试件S65和S75的双剪压受剪承载力.其中，材料强度按表 1中的实测值取值；ft按C45混凝土推算取2.852 MPa；h01=h02=260 mm；M1、M2按照弹性梁理论计算可得.此外，由图6可知，下剪压区有效高度与界面倾角呈反比关系.若将k取为0.62/α，则计算得到的试件S65和S75的双剪压受剪承载力分别为382.9 和359.8 kN，与试验值的误差分别为-0.24%和0.54%.然而，上述抗剪承载力公式只是基于规范方法并借助少量试验结果回归修正得到的半理论半经验计算方法，样本数据偏少，其准确性还有待进一步扩展样本数据进行验证.

3.3 设计建议

本文所提的受剪承载力计算方法是基于双剪压破坏模式确定的.双剪压破坏模式是在较小的表观剪跨比条件下，剪跨内2段变号弯矩区段内的主斜裂缝相互连通形成一个受剪破坏面而发生的.在表观剪跨比不大于1.54的情况下，竖缝连接节点发生界面摩擦滑移破坏，而斜缝连接节点发生双剪压破坏.当表观剪跨比较大时，剪跨内2段变号弯矩区段内的主斜裂缝将无法相互连通，从而形成2个乃至多个相互独立的受剪斜裂面(见图11).距离集中荷载作用点最近的斜裂面只有1个剪压区，通常为所有斜裂面中的控制斜裂面，最终的受剪承载力将由该控制斜裂面决定.双剪压破坏与单剪压破坏的临界表观剪跨比建议取1.5.