0 引 言
近年来，建筑工业化和住宅产业化在全国范围进行普遍推广，装配式混凝土结构是建筑工业化的一种重要形式[1]。与传统现浇混凝土结构相比，装配式结构具有生产效率高、建设周期短、产品质量好、环境影响小、可持续发展及耗费人工少等优点[2]，这使得装配式混凝土结构成为当前的研究热点，不断涌现装配式混凝土结构的新形式和建造新技术[3]。
装配式混凝土框架结构中，柱、梁、楼板的连接方式，特别是梁-柱节点的连接方式是区分装配式结构与现浇结构的根本，也是影响整体结构抗震性能的核心受力部位[2]。与普通混凝土结构的抗震工作机理不同，预应力装配整体式混凝土结构梁柱节点通过预加压力使预制梁柱间产生摩擦来抵抗地震作用以及重力荷载产生的剪力[4]。国内一些学者开展了预应力装配整体式混凝土结构节点抗剪性能相关研究，刘家亮等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，分析了摩剪系数的取值[5]；吴丽丽等分析了预应力大小、灌缝材料强度和外加剂对板柱结构节点界面摩擦性能的影响，并对比了板柱节点处存在细石混凝土胶结材料与否时的差异[6]；邓艾等对比了不同技术标准中抗剪承载能力的计算式，提出了改进的抗剪承载力计算式，并用数值方法对改进计算式进行了验证[7]。
基于国内外预应力节点抗剪性能的相关研究成果，对比现有技术标准中关于摩擦系数的规定，综合考虑实际工程中节点的构造特征和要求，设计制作了5组19个梁柱节点的直剪试件，分别考虑了接缝面积、预加应力、预加压力偏心位置、灌缝材料对梁柱节点界面摩擦性能的影响，总结规律，并给出了相关建议。
1 现有技术标准摩擦系数的规定
预制构件结合面的抗剪承载力主要由结合面的黏结力、粗糙面或键槽的抗剪能力、轴压力产生的摩擦力、剪胀作用以及销栓作用组成。目前，有多国技术标准给出了节点抗剪承载力的计算式，这些计算式大多考虑了摩擦力的因素，结构发生剪切滑移首先要克服的就是结合面的化学黏结作用，摩擦系数μ多为化学黏结破坏后产生滑移时的取值，且取值尚有不同规定。将代表性标准的相关规定进行归纳如下：
1)我国CECS 52∶2010《整体预应力装配式板柱结构技术规程》[8]中接缝接触面处的抗剪承载力计算式为：
VuE≤0.36μNtot
(1)
式中：VuE为地震设计状况下受剪承载力设计值；Ntot为预应力综合轴力有效值；μ为摩擦系数,符合CECS 52∶2010第5.1.1条规定时，可取0.7。
2)深圳市地方标准SJG 18—2009《预制装配整体式钢筋混凝土结构技术规划》[9]，规定接触面的受压抗剪承载力设计值为：
VuE=μN
(2)
式中:N为接缝承受的轴压力；μ为摩擦系数，当接合面不处理时，取0.6，表面凹凸不小于6 mm时，取1.0，现浇混凝土取1.4。
3)美国ACI 318-11[10]中摩擦抗剪承载力计算式为：
VuE≤AVf fy μ
(3)
式中:AVf和fy分别为受剪钢筋截面面积和抗拉强度设计值；μ为摩擦系数，按表1中的规定取用。
表1 摩擦系数
Table 1 Friction coefficients
界面状态摩擦系数混凝土浇筑在已经硬化的混凝土表面,表面未有意磨粗糙0.6λ混凝土浇筑在已经硬化的混凝土表面,表面有意磨粗糙1.0λ混凝土整体浇筑,没有浇筑接缝1.4λ
注：轻型混凝土时λ=0.75；普通混凝土时λ=1.0。
4)日本标准[11]规定梁的接触面压缩应力传递的受剪承载力为：
VuE≤μC
(4)
其中 C=M/jt
式中：C为压缩合力；M为接缝处的弯矩；jt为纵筋之间的间距。
应注意到，日本标准中梁的抗剪承载力未考虑轴压力的影响，选用柱底结合部的承载力计算式较为合理，抗震设计时，取摩擦力和销栓作用的较大值。
VuE≤max(VC,Vdo)
(5)
式中：VC为摩擦力，计算方法见式(6)；Vdo为钢筋的销栓作用。
当|M/jt|≥|N/2|时，有：
VC=μ(M/jt+N/2)
(6a)
当|M/jt|≤|N/2|时，有：
VC=μN
(6b)
式中，摩擦系数μ按表1选用。
在CECS 52∶2010中，抗剪承载力中摩擦力的产生主要与轴压力有关，直接给出了摩擦系数的经验值，但有限制条件；ACI 318-11中摩擦系数考虑不同界面材料和状态的因素，并给出了经验值；日本标准则认为摩擦力的产生不仅与接触面压力有关，还和接缝处受到的弯矩有关，弯矩与轴力组成的压缩合力项共同参与摩擦力的计算，并给出了考虑界面材料和状态的摩擦系数经验值。由此可知，国内外现行标准中摩擦系数μ的取值并不统一，有必要针对节点接触面摩擦系数的取值做进一步研究。
2 节点摩擦性能试验设计
2.1 试件设计
直剪试验分为5组，共19个试件，试件通过对螺纹钢的张拉产生预加压力。第Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ组试件为轴心受压，剪切面积不同；第Ⅳ组试件为偏心受压；第Ⅴ组试件为轴心受压。每个试件分为两个L形部件，第一个部件等效为梁，第二个部件等效为柱，两个部件尺寸及配筋完全相同，两部件的接合面不做处理，部件间的接缝采用砂浆灌实。试件设计如图1所示，截面及配筋见图2，参数见表2。
图1 试件设计
Fig.1 Specimen design
a—Ⅰ组； b—Ⅱ组； c—Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ组。
图2 1—1截面及配筋
Fig.2 Section 1-1 and reinforcement
试件制作及安装过程如下：L形部件支模→钢筋绑扎→浇筑→养护→拼装就位→梁柱接缝支模浇筑砂浆→养护→待材料达到设计强度的100%时，梁柱预留孔道内穿入PSB1080(d=32 mm)精轧螺纹钢筋并按表2数值进行张拉。
2.2 材料性能
试件纵筋采用HRB335级螺纹钢，箍筋采用HRB300级钢筋，梁柱混凝土采用C40混凝土，第Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ组试件梁柱接缝采用50 MPa常规高强砂浆填实，第Ⅴ组试件采用50 MPa钢纤维砂浆，按42.5 MPa水泥∶钢纤维∶胶粉∶减水剂=1∶0.5∶0.003∶0.01的比例拌制，其中钢纤维为直径0.22 mm、长度13 mm的镀铜钢纤维，材料强度测试结果如表3所示。
表2 试件参数
Table 2 Specimen parameters
组号试件编号接缝尺寸/mm构件尺寸(a×b×c×d×e×f×g×h)/mm预加压力/kN预压应力/MPaⅠⅡⅢⅣⅤⅠ-1Ⅰ-2Ⅰ-3Ⅰ-4Ⅱ-1Ⅱ-2Ⅱ-3Ⅱ-4Ⅲ-1Ⅲ-2Ⅲ-3Ⅲ-4Ⅳ-1Ⅳ-2Ⅳ-3Ⅴ-1Ⅴ-2Ⅴ-3Ⅴ-4150×300300×300×300×350×150×150×75×75200×400400×400×400×450×200×200×100×100250×500500×500×500×550×250×250×125×125250×500500×500×500×550×250×170×125×125250×500500×500×500×550×250×250×125×1250090218042706001602320448060025025004750625025004750600250250047506
表3 材料强度
Table 3 Material strength
材料龄期/d立方体抗压强度实测值/MPa试件1试件2试件3平均值/MPa混凝土2845.045.845.9845.6高强砂浆2855.457.954.4055.9钢纤维砂浆2856.752.551.6053.6
2.3 加载装置及数据采集
试验加载装置及测试方法如图3所示，试验设备采用2 000 kN压力试验机。加载采用单调匀速加载方式，加载速率为0.05 kN/s，直至试件破坏。
a—加载装置示意； b—加载装置实景。
1—试件；2—竖向作动器；3—作动器基座；4—钢垫板；5—钢抱框；6—穿心压力传感器；7—精轧螺纹钢；8—金属波纹管；9—灌缝砂浆；10—1号位移计；11—2号位移计；12—3号位移计。
图3 加载装置
Fig.3 Loading device
数据采集：竖向压力通过作动器控制系统直接采集，通过DH3812系统采集位移计、穿心压力传感器数据，采样频率均为0.3 Hz。如图3所示，构件正面及背面各布置3个位移计，正面编号自上而下依次是1、2、3号位移计，背面自上而下依次是4、5、6号位移计。1、3、4、6号位移计数值以向右为正，向左为负；2、5号位移计数值以向下为正，向上为负。加载过程中，记录试件外观变化及试件裂缝发展状况。
3 试验现象
加载初期，试件无明显变化，位移计示数均显示为0，无相对位移。加载直至一定荷载时，接触面出现细小裂纹，继续加载至一定数值后，接触面突然发生脆性破坏，并伴随有响声，接缝砂浆形成贯通裂缝，出现斜裂缝，接缝处有碎渣掉落，2、5号位移计数值显著增大，试件持续滑移。试验结束后，各试件的两个部件均保持完整，仅接缝处砂浆破坏。试件从出现细小裂纹到试验结束时间极短，给出试件破坏后的典型裂缝分布如图4所示，典型破坏状态如图5所示。
a—正面； b—背面。
图4 典型试件裂缝分布
Fig.4 Typical crack distribution of specimens
a—正面； b—背面。
图5 典型试件破坏形态
Fig.5 Typical failure mode of specimens
4 试验结果及分析
4.1 试验结果
图6所示为各组试件作动器竖向力与位移计数值的关系曲线。可见：试件加载初期，作动器竖向力增加缓慢，位移增加较快，在此期间，作动器的竖向位移包括作动器与试件间隙、钢垫板与柱接触面之间的砂子的压缩变形、反力架的弹性变形以及试件的弹性压缩变形。由位移计监控可知，加载初期，梁柱未发生相对位移，梁柱节点发生滑移破坏的竖向力随着预应力螺杆轴力的增加而增加，试验装置采取了钢抱框的措施，当梁柱发生竖向相对位移时，1、3、4、6号位移计数值变化很小，试件的两部件未发生相对转动或转动极小，保证了试件接近纯剪切破坏，摩擦力的大小主要与预压应力有关，可以忽略弯矩的影响。
a—第Ⅰ组； b—第Ⅱ组； c—第Ⅲ组； d—第Ⅳ组； e—第Ⅴ组。
注：图中标记名称的曲线为2号与5号位移计的数值的平均值曲线，未标记名称的为其他位移计数值曲线。
图6 作动器竖向力P-位移计数值δ曲线
Fig.6 Vertical P-δ curves of actuator
整理各试件的预加压力、抗剪承载力、开裂位移以及等效摩阻系数列于表4，其中，抗剪承载力采用试件接缝产生裂纹时的竖向力，等效摩阻系数为抗剪承载力与预加压力的比值。
表4 直剪试验结果
Table 4 Direct shear test results
试件组试件编号预加压力/kN抗剪承载力/kN开裂位移/mm等效摩阻系数ⅠⅡⅢⅣⅤⅠ-10270.65—Ⅰ-290780.660.88Ⅰ-31801301.230.78Ⅰ-42701630.530.61Ⅱ-10510.19—Ⅱ-21601380.150.86Ⅱ-33202022.660.63Ⅱ-44803190.500.67Ⅲ-10350.42—Ⅲ-22501700.440.68Ⅲ-35003500.330.70Ⅲ-47504550.470.61Ⅳ-12502420.370.97Ⅳ-24002800.380.70Ⅳ-37504901.380.65Ⅴ-10750.32—Ⅴ-22502640.001.06Ⅴ-35004480.680.90Ⅴ-47505310.060.71
注：表中Ⅲ-2试件由于转运时的振动，试件接缝砂浆产生细小裂纹，试件存在初始缺陷；Ⅳ-2试件由于张拉件问题导致预加压力仅至400 kN。
此次试验预留孔道大于钢筋直径，梁柱发生剪切破坏时的位移较小，所以仅考虑试件接缝间砂浆的摩擦力、水泥骨料黏结力、剪胀作用，不考虑钢筋的销栓作用。
4.2 结果分析
1)当梁柱节点无预加压力时，根据表4数据绘制试件Ⅰ-1、Ⅱ-1、Ⅲ-1的接缝面积-滑移荷载曲线如图7所示。
图7 滑移荷载P-接缝面积S曲线
Fig.7 P-S curve
由图7可知:当梁柱节点无预加压力时，抗剪承载力并不随着接缝面积的增而增大，而是呈现离散性，其主要与后浇接缝的施工质量有关。
2)各组试件预加压力与抗剪承载力的关系如图8所示。
— Ⅰ; 
— Ⅱ; 
— Ⅲ; 
— Ⅳ; 
— Ⅴ。
图8 剪切承载力P-预加压力N曲线
Fig.8 P-N curves
由图8可知：a.各组试件的抗剪承载力随着预加压力的增加而增大，抗剪承载力与预加压力基本呈线性关系；b.根据第Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ组试件的试验曲线可以看出，剪切面积的大小对试件抗剪承载力的影响不明显；c.与第Ⅲ组试件相比，第Ⅳ组试件的抗剪承载力略有不同，本次试验中预应力螺杆位置的偏心对梁柱节点抗剪承载力的影响并不明显。d.与第Ⅲ组试件相比，采用钢纤维砂浆的第Ⅴ组试件能显著提高梁柱节点的抗剪承载力，4个试件的抗剪承载能力增量分别为114%，55.3%，28%，16.7%，随着预应力的增加，相应增幅变小。
3)各组试件等效摩阻系数与接缝预加压应力的关系曲线如图9所示。
— Ⅰ; — Ⅱ; — Ⅲ; — Ⅳ; — Ⅴ。
图9 等效摩阻系数μ-预压应力σ曲线
Fig.9 μ-σ curves
从图9可知，随着预压应力的增加，等效摩阻系数呈大致下降的趋势。当预加应力较小时，水泥骨料黏结力占主导作用，黏结力与试件的材料、制作、安装等因素有关，随着应力的增加，摩擦力逐渐占据主导作用，摩擦阻数呈现从离散到稳定的趋势。值得注意的是，假若试件Ⅲ-2与Ⅳ-2不存在缺陷，试件的等效摩擦系数将比图9中的数值更高，等效摩阻系数随预压应力的增加而下降的趋势将更加明显，印证了等效摩阻系数随预加应力增加呈下降趋势的判断。与第Ⅲ组试件相比，第Ⅴ组试件的等效摩阻系数显著提高，采用钢纤维砂浆能够有效提高抗剪节点的等效摩阻系数。
4)对于纯剪切构件，仅考虑预应力螺杆对接缝抗剪贡献的摩擦力计算式为：
V=μNt
(7)
式中：V为接缝抗剪承载力；μ为摩擦系数；Nt为螺杆预拉力。
参考文献[8-10]中给出不经粗糙处理接缝的摩擦系数取为0.6或0.7，按式(7)计算各试件接缝的抗剪承载力，接缝抗剪承载力试验值与计算值的对比情况见表5。
表5 抗剪承载力试验值与计算值的比较
Table 5 Comparisons between experimental and calculated values of shear bearing capacity
试件编号预加压力/kN抗剪承载力计算值/kNμ=0.6μ=0.7抗剪承载力试验值/kN试验值/计算值μ=0.6μ=0.7Ⅰ-100027Ⅰ-2905463781.441.24Ⅰ-31801081261301.201.03Ⅰ-42701621891631.010.86Ⅱ-100051Ⅱ-2160961121381.441.23Ⅱ-33201922242021.050.90Ⅱ-44802883363191.110.95Ⅲ-100035Ⅲ-22501501751701.130.97Ⅲ-35003003503501.171.00Ⅲ-47504505254551.010.87Ⅳ-12501501752421.611.38Ⅳ-24002402802801.171.00Ⅳ-37504505254901.090.93Ⅴ-100075Ⅴ-22501501752641.761.51Ⅴ-35003003504481.631.28Ⅴ-47504505255311.181.01
由表5可知:当μ=0.6时，接缝抗剪承载力试验值与计算值的比值，为1.01～1.76，当μ=0.7时，比值为0.86～1.51，直接采用CECS 52∶2010或SJG 18—2009中的摩擦系数会造成抗剪承载力或安全储备不足。
5 结束语
通过对5组19个试件的直剪试验结果的研究，得出以下结论：
1)当梁柱节点无预加压力时，抗剪承载力并不随着接缝面积的增大而增大，呈现离散性，主要与后浇接缝的施工质量有关。
2)试件的剪切面积和预应力螺杆位置的偏心对抗剪承载力的影响不明显。
3)抗剪承载力与预加压力基本呈线性关系，在预应力梁柱节点承载力范围内，增大预应力可以有效提高节点的抗剪性能。
4)灌缝采用钢纤维砂浆能有效提高节点的抗剪承载力与等效摩阻系数。
5)随着预压应力的增加，等效摩阻系数呈大致下降的趋势。
6)对未经粗糙处理的接缝，直接采用相关标准中的摩擦系数会造成抗剪承载力不足或者安全储备不足，抗剪承载力计算式中摩擦系数应根据预压应力的大小确定。
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