预应力混凝土框架自复位节点的抗剪性能试验研究（建筑）

刘家亮，徐福泉

（中国建筑科学研究院，北京100013）

[摘要]通过对6组共18个预应力混凝土框架自复位节点进行抗剪性能试验，研究了预应力螺杆轴力、构件连接面尺寸、梁下钢牛腿对抗剪性能的影响，提出了预应力混凝土框架自复位节点接缝抗剪承载力计算公式，并分析了摩剪系数的取值。研究表明：节点抗剪承载力与预应力螺杆轴力呈正相关关系，构件连接面尺寸对节点抗剪承载力影响不明显；使用钢牛

腿能提高节点的抗剪性能。

[关键词]框架节点；预应力；自复位；摩剪系数；钢牛腿；抗剪性能

[中图分类号]TU378   

0  引言

    伴随我国经济的结构调整和建筑业的转型升级，建筑产业现代化成为当前我国建筑行业发展的主流趋势，而预制装配混凝土结构是实现建筑产业现代化的重要生产方式之一，它符合绿色施工“四节一环保”的要求，也有利于提高建筑质量和施工效率。近年来，随着经济的不断发展以及预制结构体系研究的不断深入，预制装配混凝土结构体系在我国已经有较大量的实际工程应用，并制定了相应的标准规范。

    目前，比较常见的预制装配混凝土结构体系主要有预制装配式和装配整体式。20世纪90年代，美国和日本学者提出了一种预制预应力装配式体系——自复位( self-centering)体系，并在实际工程中得到了应用，美国、新西兰已将自复位体系纳入了规范。自复位体系主要包括自复位框架和自复位剪力墙，其中，预应力混凝土框架自复位节点是指用无粘结预应力筋连接预制梁柱的一类预制预应力节点，其特点是遭遇地震作用时梁柱基本没有破坏，预应力筋始终保持弹性，节点在震后能回复到原来位置，残余变形小。一系列试验研究表明自复位节点具有较好的抗震性能，1987年，Cheok等在NIST试验计划中，通过对1/3比例的梁柱节点进行低周反复加载试验，研究了预制梁柱节点只有预应力筋连接与普通钢筋和预应力筋共同连接(见图1)等类型，试验发现只有预应力筋连接的节点残余变形小，但耗能特性差；而由普通钢筋和预应力筋共同连接的节点——“混合”连接节点表现出更好的耗能特性。因此，在实际工程中，这种“混合”连接节点应用较多。

    节点抗剪性能是自复位框架结构整体抗震性能研究的重要前提，关于自复位节点的抗剪机制，美国规范和新西兰规范给出了不同的规定：美国规范( ACI T1.2- 03)允许预制“混合”梁柱节点不设永久支撑，由预应力筋拉力产生的摩擦力承担重力荷载和侧向荷载产生的剪力；新西兰规范( NZS3101)则要求重力荷载产生的剪力由永久支撑等承担，预应力筋拉力产生的摩擦力只能用来承担地震荷载产生的剪力。本文通过剪切试验研究预应力螺杆轴力、构件连接面尺寸、梁下钢牛腿对自复位节点抗剪性能的影响，分析摩剪系数的取值，并给出相关设计建议。

1试验概况

1.1  试件设计

    剪切试验试件分6组，每组3个，共18个试件，其中不带钢牛腿与带钢牛腿的节点各9个。试件主要参数见表1，尺寸配筋图见图2。

    剪切试验试件在构件厂预制后运往试验室进行组装，组装过程如下：预制梁柱就位在接缝处支模并浇筑纤维砂浆一待纤维砂浆达到设计强度的50%时，在梁柱预留孔道内穿人预应力螺杆(M304.8级螺杆)并进行初拧纤维砂浆养护。钢牛腿的安装工序如下：钢牛腿坐浆就位一拧紧牛腿锚固螺栓至预定轴力30kN灌注梁下20厚砂浆垫层砂浆垫层养护。

1.2  材料性能

    梁柱接缝处浇筑的纤维砂浆设计强度为40M Pa，留置2组（每组3块）100mm×100mm×100mm的砂浆试块，分别于7d、15d测定其抗压强度。测试结果如表2。

1.3  加载装置及测点布置

    试验加载装置及测试方案如图3所示，试验设备采用5000kN压力试验机，试件采用倒置方式加载，梁底设2块宽100mm厚30mm的钢垫块。试验采用单调匀速的加载方式，当接缝处剪切位移达到10mm时停止加载。

    测点布置：在预应力螺杆中穿入穿心式压力传感器测量有效预拉力；在柱顶布置荷载传感器测量荷载大小；在柱子下部靠近接缝侧左右各布置2个位移计测量接缝处剪切位移；带钢牛腿的试件中，在牛腿锚固螺栓中部表面对称贴2个应变片以测量螺栓的轴力。

2试验现象

2.1  不带钢牛腿试件

    试验开始前，拧紧预应力螺杆对其施加预拉力至预定力值，等待30min并保持其预拉力恒定。

    加载初期，试件一切正常；达到一定荷载后，接缝处产生竖向细裂缝；继续加载，剪力达到第一个抗剪承载力峰值，一侧接缝发生剪切开裂并伴随有响声；开裂后抗剪承载力下降，至谷值点（第一谷值）；继续加载，剪切位移增加，剪力也有所上升；当剪力达到第二个抗剪承载力峰值时，试件另一接缝产生剪切开裂；开裂后抗剪承载力下降，至谷值点（第二谷值）；继续加载，剪切位移进一步增加，除试件KJ-Ⅲ-3外，其余试件的最终抗剪承载能力均小于第一、第二剪力峰值，加载至剪切位移达到10mm时试验结束。试验结束后，卸去预应力螺杆，接缝砂浆沿剪切面被分成两部分，预应力螺杆弯曲，试件的典型破坏形态见图4。

2.2带钢牛腿试件

    试验开始前，拧紧预应力螺杆对其施加预拉力至预定力值，等待30min并保持其预拉力恒定。

    带钢牛腿试件的前期试验现象与不带钢牛腿试件类似，表现为一侧先开裂另一侧后开裂；两侧接缝均开裂后，抗剪承载力降低；继续加载，剪力上升较快，大部分试件能达到或超过第一、第二抗剪承载力峰值。试验结束后，卸去预应力螺杆、钢牛腿，接缝砂浆沿剪切面被分成两部分，预应力螺杆弯曲，牛腿锚固螺栓弯曲，试件的典型破坏形态见图5。

3  试验结果及分析

3.1试验结果

    整理各试件的抗剪承载力峰值、谷值及其对应的开裂侧位移、预应力螺杆轴力如表3所示。

3.2不带钢牛腿试件试验曲线

    典型试件KJ-I-3、KJ-Ⅱ-3、KJ-Ⅲ-2的剪力-位移曲线、剪力．预应力螺杆轴力曲线如图6所示。由图6及表3可以看出，加载初期，剪力与位移基本呈线性关系，预应力螺杆轴力基本不变；剪力增长到100kN左右时，预应力螺杆轴力开始增长；继续加载，剪力达到一定数值后，接缝处产生多条竖向细裂缝；继续加载，剪力达到第一个抗剪承载力峰值（大部分试件为200 kN~300kN），一侧接缝发生剪切开裂，剪切位移达到0. 6mm~1.7mm，预应力螺

杆轴力比有效预拉力增长2%~15%；开裂后继续加载，剪切位移增长，抗剪承载力减小至谷值点，预应力螺杆轴力增长；再继续加载，抗剪承载力达到第二个值，大部分试件第二抗剪承载力峰值大于第一峰值，达到150kN~350kN．大部分试件剪切位移为1.5mm~ 3mm，另一侧接缝产生剪切开裂；两侧开裂后，抗剪承载力降至谷值点，大部分试件抗剪承载力降低30%~55%，剪切位移增长，大部分试件剪切位移达到2.0mm~4.6mm，预应力螺杆轴力增长；继续加载，抗剪承载力增长，但试件的剪切刚度很小，除试件KJ-Ⅲ-3外其余试件的剪力均小于第一、第二个抗剪承载力峰值，此时，预应力螺杆已发生销栓作用而弯曲，预应力螺杆轴力变化较为复杂，剪切位移达到10mm时试验结束。

3.3带钢牛腿试件试验曲线

    典型试件KJ-Ⅳ．3、KJ-V-1、KJ-Ⅵ-2的剪力一位移曲线、剪力-预应力螺杆轴力曲线以及KJ-Ⅳ-3的剪力-牛腿锚固螺栓轴力曲线如图7所示。

    由各带钢牛腿试件的试验结果可知，带钢牛腿试件和不带钢牛腿试件一样经历了线性阶段、两个剪力峰值、两个剪力谷值，但不同的是，两侧均剪切开裂后：①带钢牛腿试件还有较大的剪切刚度；②当剪切位移达到10mm时，除试件KJ-V-1、KJ-V-3外，其余试件的抗剪承载力值均超过了第一、第二峰值。

    由KJ-Ⅳ-3剪力-牛腿锚固螺栓轴力曲线可以看出，加载初期，牛腿锚固螺栓轴力基本没有变动，这是因为接缝未发生剪切开裂前，牛腿基本上不参与受力；继续加载至剪力达到第一个剪力峰值，一侧接缝剪切开裂，杆2、杆4（近梁顶侧牛腿锚固螺栓）轴力开始增加，杆1、杆3（远梁顶侧牛腿锚固螺栓）轴力有所降低，说明钢牛腿受弯剪发挥了支撑作用；继续加载，杆2、4轴力继续增加，杆1、3轴力继续减小。

3.4抗剪承载力

    1)抗剪承载力结果分析

    由前述分析，不带钢牛腿的试件的抗剪可分为三个阶段：①剪切开裂前，节点的抗剪能力由纤维砂浆和混凝土之间的粘结力及预应力螺杆预拉力产生的摩擦力提供；②剪切开裂后，节点的抗剪能力由机械咬合力和预应力螺杆预拉力产生的摩擦力提供；③预应力螺杆直径30mm，孔道直径32mm，剪切位移达到2mm以上时，节点的抗剪能力由机械咬合力、预应力螺杆预拉力产生的摩擦力、预应力螺杆的销栓作用提供。

    与不带钢牛腿试件相比，带钢牛腿试件的抗剪中增加了钢牛腿的作用：①加载初期，由表3对比不带钢牛腿试件和带钢牛腿试件的第一峰值点可知，钢牛腿在加载初期的作用较小②一侧接缝剪切开裂后，钢牛腿发挥了支撑作用。

    选取各试件剪力-预应力螺杆轴力曲线的第二谷值点进行分析并计算摩剪系数，摩剪系数为剪力与预应力螺杆轴力的比值，结果见表4。由表4可知，除KJ-Ⅱ．2、KJ-V．3外其他试件的摩剪系数均大于1.0。

    根据表4绘制各组试件的剪力与预应力螺杆轴力的关系，如图8所示。

    由图8可知：①不带钢牛腿试件的抗剪承载力与预应力螺杆轴力基本呈线性关系，带钢牛腿试件抗剪承载力与预应力螺杆轴力有类似的趋势；说明节点抗剪承载力与预应力螺杆轴力呈正相关关系；②第Ⅲ组试件的剪切面积较I、Ⅱ大，抗剪承载力与预应力螺杆轴力的关系与第I、Ⅱ组基本一致，说明剪切面积对自复位节点的抗剪承载力影响不明显；③带钢牛腿试件的抗剪承载力整体比不带钢牛腿试件大，说明钢牛腿能提高自复位节点的抗剪承载力。

    2)接缝抗剪承载力计算

    依据本文试验结果及参考其他文献资料，仅考虑预应力螺杆有效预拉力产生的摩擦力对接缝处抗剪的贡献。在此基础上提出自复位节点接缝处的抗剪承载力的计算公式如下：

    实际设计中，钢牛腿可按承担重力荷载设计。

    对于粗糙处理的接缝，摩剪系数取为1.0；对于不经粗糙处理的接缝，摩剪系数取

0.6，由于本试验试件数量较少，出于安全考虑，摩剪系数取为0.6。按式(1)计算各节点接缝的抗剪承载力；取试件第一个剪力峰值作为接缝抗剪极限承载力，接缝抗剪承载力计算值和试验抗剪极限承载力实测值对比情况见表5。

    由表5可知，接缝抗剪极限承载力实测值为计算值的1.6~5.5倍，因此，在设计中采用式(1)计算自复位节点接缝的抗剪承载力有足够的安全储备。

4  结论及建议

    1)不带钢牛腿试件在加载初期的抗剪能力由纤维砂浆和混凝土之间的粘结力及预应力螺杆预拉力产生的摩擦力提供；接缝剪切开裂后，抗剪能力由机械咬合力和预应力螺杆预拉力产生的摩擦力提供；当剪切位移达到2mm以上时，抗剪能力由机械咬合力、预应力螺杆预拉力产生的摩擦力、预应力螺杆的销栓作用提供。

    2)与不带钢牛腿试件相比，带钢牛腿试件的抗剪中增加了钢牛腿的作用，加载初期，钢牛腿可发挥作用但作用较小；一侧接缝剪切开裂后，钢牛腿发挥牛腿的支撑作用。

    3)预应力混凝土框架自复位节点的抗剪承载力与预应力螺杆轴力呈正相关关系，构件连接面尺寸对节点的抗剪承载力影响不明显；安装钢牛腿能提高节点的抗剪承载力。

    4)文中提出的自复位节点的抗剪承载力计算公式，可以用于该类节点的设计，并有足够的安全储备。