Shear performance of concrete-grouting material-concrete connection joint under low cyclic loading
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摘要:
聚丙烯(Polypropylene，PP)纤维灌浆料是一种高性能水泥基复合材料，具有高强、阻裂和增韧的特点，在预制构件进行钢筋套筒灌浆连接时，可以充分填补构件单元间的接缝及套筒内的空腔，提高界面的连接性能。在构件连接部位形成的混凝土-灌浆料-混凝土(CGC)连接节点的双界面的抗剪性能是保证结构整体安全性的关键。考虑键槽高度、界面配筋率、轴向压力和灌浆料饱满度，研究了低周往复荷载下CGC连接节点的破坏模式、抗剪承载力、刚度、耗能和延性的变化规律。结果表明：CGC连接节点破坏形态以界面水平贯穿裂缝为主，轴向压力的增加使键槽发展出斜向裂缝的同时，节点呈现“X”型剪切斜裂缝；增大键槽高度和轴向压力，能提高CGC连接节点的抗剪承载力、刚度和耗能，但降低了节点的延性；其中，键槽高度由6 mm提升至12 mm和18 mm，节点抗剪承载力提升11%和43%，刚度提升11%和14%，但延性降低10%和21%；界面配筋率的增大改善了节点的抗震性能，而套筒内灌浆料的缺失使节点抗剪承载力和刚度均有下降。根据CGC连接节点的破坏模式，解析了节点双界面剪应力的组成，基于叠加原理建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好。
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关键词:
- 低周往复荷载 /
- 聚丙烯(PP)纤维灌浆料 /
- 节点 /
- 滞回性能 /
- 抗剪承载力
Abstract:Polypropylene (PP) fiber grouting material is a high-performance cementitious composite material with high strength, crack-resistant and toughened characteristics, which can fully fill the gap between the component units and the cavity in the sleeve when prefabricated components are connected by grouted sleeve, and improve the interfacial connection performance. The shear performance of the double interface of concrete-grouting material-concrete (CGC) connection joint formed at the connection parts of components is the key to ensure the safety of the integral structure. Taking the keyway height, interfacial reinforcement ratio, axial compression ratio and grouting material fullness into consideration, the failure pattern, shear capacity, stiffness, energy dissipation and ductility of CGC connection joint under low cyclic loading were investigated. The results show that the failure pattern of CGC connection joint is dominated by horizontal penetration cracks at the interface, and the increase of axial pressure makes the keyway develop diagonal cracks while the joint shows “X”-type shear diagonal cracks; increasing the height of keyway and the axial pressure can improve the shear capacity, stiffness, and energy dissipation of the CGC connection joint, but reduces the ductility of the joint; among them, the increase of keyway height from 6 mm to 12 mm and 18 mm makes the shear capacity improve by 11% and 43%, makes the stiffness improve by 11% and 14%, but makes the ductility decrease by 10% and 21%; the increase of interfacial reinforcement ratio improves the seismic performance of the joint, while the lack of grouting material in the sleeve decreases the shear capacity and stiffness of the joint. According to the failure pattern of the CGC connection joint, the composition of the shear stress at double interface of the joint was analyzed, and the shear capacity calculation formula for the double interface of the CGC connection joint was established based on the superposition principle. tThe calculated values match well with the experimental values.
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装配建造模式具有绿色低碳的特征，碳排放量比现浇工艺降低约10%[1]，有助于建筑业实现“双碳”战略目标。通过装配建造模式，将预制混凝土构件拼装形成装配式混凝土结构，其抗震性能取决于预制构件连接界面的抗剪性能[2]。作为地震作用下结构受力的薄弱部位，保证预制构件连接界面的剪力得到有效传递是装配式结构运用和推广的关键。工程中采用灌浆料[3](Grouting material)、工程水泥基复合材料[4]和超高性能混凝土[5]等高性能复合材料，在预制构件进行钢筋套筒灌浆连接时，填补构件单元间的缝隙及套筒内的空腔，提高连接界面的抗剪性能，保证装配式结构的整体安全性。
高性能水泥基复合材料黏结预制构件单元，形成单结合界面或双结合界面，其失效破坏形态能直观反映界面的抗剪性能。王鹏刚等[6]通过直剪试验，研究了预制键槽式UHPC-NC界面破坏形态，发现加载过程中，沿结合面水平发展的剪切裂缝逐渐在键槽内部呈斜向延伸，最终形成了与键槽构造形态相同的主裂缝。朱俊涛等[7]在钢绞线网增强ECC与混凝土刻槽式界面粘结性能试验中，依据破坏面位置和破坏特征的不同，将破坏模式分为界面剥离破坏和钢绞线断裂破坏。赵勇等[8]通过套筒灌浆接缝直剪试验，发现灌浆层下结合面和中部区域先后出现水平裂缝和斜裂缝，达到峰值荷载时，两者交叉相连并贯通整个结合面，键槽根部断裂，最终灌浆层界面呈现剪切破坏特征。
对于高性能水泥基复合材料连接界面抗剪应力的组成和计算，国内外学者进行了深入的理论分析。张文莹等[9]根据剪切-摩擦理论[10]，认为双面叠合剪力墙连接节点界面抗剪承载力由黏聚力、钢筋销栓力和界面摩擦力组成，且低周往复荷载加剧了界面损伤，应采用有效截面面积计算界面黏聚力。Peng等[11]开展斜剪试验，研究不同界面粗糙度下GC-NC单界面的黏结强度，拟合得到黏结强度与界面粗糙度关系式。Zhao等[12]通过拟静力试验，分析了套筒灌浆连接节点双界面剪应力的组成与变化规律，并根据弹性地基梁理论[13]建立了简化的纵筋销栓抗剪作用模型。Liu等[14]基于斜压杆模型[15]，对预制UHPC节段式桥梁干接缝界面的剪应力传递机制展开分析，结合莫尔强度理论推导出键槽极限受力状态时的界面剪应力，建立了键槽界面的抗剪承载力计算公式。目前，相关研究分析提出的高性能水泥基复合材料连接界面抗剪承载力计算公式，主要依据单调直剪试验，鲜有低周往复荷载下，关于双界面抗剪性能的劣化机制、破坏模式和抗震性能的研究。
聚丙烯(Polypropylene，PP)纤维灌浆料作为一种高性能水泥基复合材料，具有高强、阻裂和增韧的特点[16]，可以有效地将预制构件黏结成整体，形成混凝土(预制混凝土构件)-灌浆料-混凝土(混凝土楼板)(CGC)连接节点。本文以CGC连接节点为对象，通过低周往复荷载试验，研究键槽高度、界面配筋率、轴向压力和灌浆料饱满度，对CGC连接节点的破坏模式、抗剪承载力、刚度、耗能和延性的影响规律，揭示双界面剪应力的组成，结合叠加原理建立CGC连接节点双界面抗剪承载力计算公式。
1. 试验概况
1.1 试件设计
装配建造时，聚丙烯纤维灌浆料在预制混凝土构件连接部位形成CGC连接节点，考虑键槽高度、界面配筋率、轴向压力和灌浆饱满度对CGC连接节点的双界面抗剪性能影响规律，设计并制作了6个CGC连接节点，剪切平面大小为700 mm×200 mm，其几何尺寸和配筋参数如图1所示，详细设计参数见表1。
表 1 试件设计参数Table 1. Design parameters of specimensSpecimen t/mm ρv Axial pressure/kN Grouting material fullness/% CGC-J1 6 0.22% 0 100 CGC-J2 12 0.22% 0 100 CGC-J3 18 0.22% 0 100 CGC-J4 12 0.48% 0 100 CGC-J5 12 0.22% 220 100 CGC-J6 12 0.22% 220 30 Notes: C—Concrete; G—Grouting material; J—Connection joint; t—Keyway height; ρv—Interfacial reinforcement ratio. CGC连接节点的界面钢筋采用钢筋套筒灌浆连接，所使用的半灌浆球墨铸铁套筒满足《钢筋连接用灌浆套筒》(JG/T 398—2019)[17]的要求，套筒内钢筋锚固长度满足《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》(JGJ 355—2015)[18]的要求，受剪钢筋参数为6
1.2 试件制作
CGC连接节点的制作过程分为两阶段，即混凝土构件预制装配和灌浆连接。首先绑扎预制混凝土构件的钢筋骨架并固定灌浆套筒，在灌浆连接部位放置高密度泡沫板，见图2(a)，以形成预制构件节点连接空腔和界面内不同高度的矩形键槽，此后一次性浇筑连接节点两侧的混凝土，完成构件预制。混凝土养护28天后，分离上下预制混凝土构件，清除节点连接区域的高密度泡沫板后，将下部混凝土构件的受剪钢筋，吊装插入上部构件固定的灌浆套筒，完成预制构件的装配，见图2(b)。构件预制装配后，调整并固定连接节点灌浆层厚度，进行节点灌浆连接，将聚丙烯纤维灌浆料从套筒下方的注浆孔人工注入，直至浆液从出浆孔成股流出，完成节点灌浆连接，见图2(c)。
1.3 材料性能
CGC连接节点上下两侧预制构件采用混凝土进行浇筑，设计强度等级为C40，节点连接采用的聚丙烯纤维灌浆料为装配式套筒灌浆连接专用灌浆料，设计强度等级为85 MPa，主要成分有水泥、石英砂、聚丙烯纤维和外加剂。其中聚丙烯纤维长度为3 mm，体积掺量为1.2%，配置水料比为0.13，其工作性能满足《钢筋连接用套筒灌浆料》(JG/T 408—2019)[19]的技术要求。依据《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081—2019)[20]水泥基灌浆材料应用技术规范》(GB/T 50448—2015)[21]规定，对混凝土和聚丙烯纤维灌浆料分别进行抗压强度和抗拉强度测试，实测结果见表2。CGC连接节点界面受剪钢筋采用HRB400，直径为8 mm和12 mm，依据《金属材料拉伸试验第1部分: 室温试验方法》(GB/T 228.1—2021)[22]规定，钢筋力学性能实测结果见表3。
表 2 混凝土和灌浆料力学性能实测值Table 2. Tested mechanical properties of concrete and grouting material MPaMaterial categories fcu fc ft Concrete 42.5 32.3 — Grouting material 87.9 80.0 5.27 Notes: fcu—Cube compressive strength; fc—Axial compressive strength; ft—Axial tensile strength. 表 3 钢筋力学性能实测值Table 3. Tested mechanical properties of steel bars MPaMaterial categories fy fu 455.8 604.6 457.1 600.7 Notes: fy—Yield strength; fu—Ultimate strength. 1.4 加载方案与测点布置
为了保证低周往复荷载下，CGC连接节点双界面发生剪切破坏，在下部混凝土构件两端设置三角约束钢架，通过对拉螺栓施加预应力，限制其侧向变形。此外，在地梁两端设置压梁和水平限位器，防止整体发生翘曲和水平滑移。试验过程中，保证加载中心与CGC连接节点中心位于同一水平直线，试验加载装置如图3所示。
试验由200 t水平作动器施加低周往复荷载，
1500 t液压千斤顶施加220 kN的轴向压力。采用位移控制的加载制度，如图4所示，规定水平作动器向左拉为正，向右推为负。加载位移达到3 mm前，每一级位移增量为0.5 mm，往复循环1次，加载位移达到3 mm后，每一级位移增量为1.5 mm，往复循环3次，直到节点无法继续承载或荷载低于峰值荷载的50%时，认为节点破坏，停止试验。加载过程中位移计测点布置如图5所示，在地梁一端设置水平位移计D1，观察整体是否发生水平滑移。在CGC连接节点下方布置粘有长玻璃片的固定支架，并保证长玻璃片与节点垂直，在节点中心上方30 mm处布置位移计D2和D3，通过测量玻璃片的水平位移，间接得到CGC连接节点两侧界面相对滑移量。
2. 试验现象
低周往复荷载下，CGC连接节点的受剪界面均发生剪切破坏，通过观察和记录每一位移加载级下，节点双界面裂缝的发展趋势，并结合荷载-位移曲线的变化规律，将节点的破坏过程分为弹性阶段，裂缝贯通阶段，峰值阶段和破坏阶段。
CGC连接节点在界面未开裂前，处于弹性阶段，荷载-位移曲线呈线性增长。随着加载位移的增加，节点进入裂缝贯通阶段，3.0 mm−1 (−3.0 mm位移加载级的第1次循环)结束时，随着键槽高度的增大，界面水平裂缝延伸长度呈明显的递减趋势，如图6(a)所示；4.5 mm−1 (−4.5 mm位移加载级的第1次循环)结束时，界面配筋率的提高，使CGC连接节点界面水平裂缝斜向下延伸，如图6(b)所示；在裂缝贯通阶段，以上无轴向压力的节点首先在两端和中部同时出现细微水平裂缝并逐步延展，达到0.7~0.9倍的峰值荷载时，界面水平裂缝相连形成贯通裂缝；对于施加220 kN轴向压力的节点，界面处于剪压复合应力状态，12.0 mm−1 (−12.0 mm位移加载级的第1次循环)结束时，可以发现端部水平裂缝在键槽形成斜裂缝的同时，还向下部预制构件斜向延伸，初现“X”型的裂缝形态，如图6(c)所示。达到0.9倍的峰值荷载后，键槽形成的斜裂缝与端部水平裂缝交叉相连并贯通剪切平面。随后，节点进入峰值阶段，加载位移继续增大，节点界面损伤加剧，荷载-位移曲线斜率下降；无轴向压力的节点贯通裂缝加宽，随着受剪钢筋开始屈服，节点达到峰值荷载；施加220 kN轴向压力的节点界面键槽发出“咔咔”的声响，抗剪性能充分发挥，“X”型剪切斜裂缝明显加宽，节点迅速达到峰值荷载。随后，节点的荷载-位移曲线开始下降，进入破坏阶段，界面相对滑移明显增大，节点两端部分混凝土压溃后剥落。
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图 6 CGC连接节点试验现象对比Figure 6. Comparison of test phenomena of CGC connection jointsThe number before - stands for load displacement; - stands for positive direction; the number after - stands for cyclic order under the load displacement对比分析CGC连接节点的破坏形态，随着键槽高度的增大，灌浆层传递界面剪应力的能力增强，混凝土与灌浆料界面黏结性能提升，界面水平裂缝的延伸受到抑制。增大界面配筋率增强了钢筋在剪切荷载作用下受拉产生的界面压应力，因而界面出现向下部延伸的斜裂缝。轴向压力的增大，一方面使界面主应力的方向由平行于剪切面转变为向下部构件倾斜。另一方面增强了剪压应力状态下键槽的抗剪作用，阻滞了剪切平面因黏结破坏而直接水平贯通，因而节点最终破坏形态由仅呈现水平贯通裂缝，转变为水平贯通裂缝和“X”型剪切裂缝的耦合状态。此外，当套筒内灌浆料饱满度为30%时，受剪钢筋与灌浆料间黏结面积减少，在低周往复荷载下套筒内钢筋发生黏结滑移[23-24]，各节点最终破坏形态如图7所示。
试验结束后对CGC连接节点破坏界面进行观察，发现混凝土与灌浆料发生单界面黏结失效，键槽根部沿破坏界面被剪断，键槽外的平缝部分破坏平整。灌浆料饱满度为30%的节点CGC-J6，部分受剪钢筋从套筒内被拔出，且套筒内被剪断钢筋周围灌浆料有拔出痕迹。此外，低周往复荷载下，界面钢筋反复挤压两侧混凝土，使水泥石破碎成粉，形成圆锥形孔洞，由此产生的抗剪作用为钢筋销栓力，节点界面典型破坏形态如图8所示。
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图 8 CGC连接节点界面典型破坏形态Figure 8. Typical failure pattern of the interface of CGC connection joints3. 试验结果分析
3.1 抗剪承载力
为定量分析试验设计参数对CGC连接节点抗剪承载力的影响，以节点承受荷载的最大值(即峰值荷载)及相应位移(即峰值位移)在正负加载方向上的平均值作为节点的最大承载力Vp及变形Δp，计算结果见表4。
表 4 CGC连接节点骨架曲线特征点参数Table 4. Parameters of characteristic points of skeleton curves of CGC connection jointsSpecimen Direction Vy/kN Δy/mm Vp/kN Δp/mm Vu/kN Δu/mm μ=Δu/Δy CGC-J1 + 152.54 4.41 156.06 4.52 132.65 6.45 1.46 − 144.92 4.30 151.54 4.53 128.81 6.67 1.55 Average 148.73 4.36 153.80 4.52 130.73 6.56 1.51 CGC-J2 + 179.60 4.08 194.36 4.52 165.21 4.99 1.22 − 140.34 3.47 145.91 4.52 124.02 5.16 1.49 Average 159.95 3.77 170.14 4.52 144.62 5.04 1.35 CGC-J3 + 201.03 5.58 210.53 6.02 178.95 6.48 1.16 − 221.57 5.06 229.06 5.32 194.70 6.12 1.21 Average 211.35 5.32 219.80 5.67 186.83 6.32 1.19 CGC-J4 + 259.68 6.36 268.13 7.50 227.91 9.14 1.44 − 244.13 5.87 247.28 6.03 210.19 8.34 1.42 Average 251.87 6.11 257.71 6.76 219.05 8.74 1.43 CGC-J5 + 596.34 17.75 643.36 21.02 546.86 21.50 1.21 − 892.06 18.55 952.45 19.51 809.58 20.00 1.08 Average 744.17 18.15 797.91 20.26 678.22 20.75 1.14 CGC-J6 + 588.20 13.41 629.67 14.99 — — — − 440.74 10.24 501.43 15.00 — — — Average 514.43 11.83 565.55 14.99 — — — Notes: Vy—Yield load, Δy—Yield displacement; Vp—Peak load, Δp—Peak displacement; Vu—Ultimate load, Δu—Ultimate displacement; μ—Ductility coefficient. 随着界面键槽高度的增大，CGC双界面黏结作用增强，键槽高度由6 mm提升至12 mm和18 mm，节点抗剪承载力分别提升11%和43%。界面配筋率的提高，增强了钢筋的剪切摩擦力和销栓力，界面配筋率从0.22%提高至0.48%，节点抗剪承载力增加51%。轴向压力的增大，使键槽出现斜裂缝，抗剪性能得到充分发挥，阻滞了端部裂缝向中部水平延伸。轴向压力从0 kN增加至220 kN，节点抗剪承载力提升了3.69倍。此外，套筒内灌浆料的缺失，使得钢筋黏结锚固强度降低，削弱了界面抗剪应力，节点抗剪承载力下降了29%。
3.2 承载力退化
依据《建筑抗震试验规程》(JGJ/T 101—2015)[25]，采用承载力退化系数λ描述低周往复荷载下CGC连接节点承载力的退化趋势，如下式所示：
λ=F3,max (1) 其中：F3,max为每一加载位移级第3次循环的峰值荷载；F1,max为每一加载位移级第1次循环的峰值荷载。
各节点承载力退化曲线如图9所示。随着加载位移的增大，节点的承载力退化系数逐渐下降。加载位移达到4.5 mm前，CGC连接节点承载力退化系数均在0.9以上，此时界面损伤逐步累积。加载位移达到4.5 mm后，节点CGC-J1和CGC-J2因键槽根部迅速断裂，承载力出现明显退化，且随着键槽高度的增大，其提供的抗剪作用失效越明显，承载力退化曲线下降速率越快。界面配筋率的提高，增强了钢筋的界面摩擦和销栓抗剪作用，因此界面配筋率为0.48%节点CGC-J4，峰值位移后的承载力退化速度低于界面配筋率为0.22%节点CGC-J2。轴向压力的增大，使节点在破坏阶段时的承载力退化幅度更为显著，并表现出一定的脆性特征。正向加载位移达到19.5 mm时，施加轴向压力的节点CGC-J5，承载力退化系数降低为前一加载位移的0.58倍。因试验过程中加载软件出现故障，节点CGC-J3达到峰值荷载后，每级加载位移正向循环了一次，负向循环了两次。节点CGC-J6未记录到滞回曲线的下降段。故节点CGC-J3和CGC-J6不加入承载力退化分析。
3.3 滞回曲线和骨架曲线
滞回曲线和骨架曲线反映了CGC连接节点的变形特性、刚度退化和耗能能力，如图10所示。对于无明显屈服点的节点，屈服荷载和屈服位移采用Park法[26]确定，极限荷载和极限位移定义为0.85Vp及相应位移，得到节点骨架曲线特征点参数见表4。
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图 10 CGC连接节点滞回曲线和骨架曲线Figure 10. Hysteresis curves and skeleton curves of CGC connection joints由节点滞回曲线对比分析可知，轴向压力是影响CGC连接节点抗震性能的重要因素。无轴向压力的节点CGC-J1，CGC-J2，CGC-J3和CGC-J4，滞回曲线总体形状均呈反“S”形，表现出明显的剪切滑移型滞回曲线特征。在未开裂的弹性阶段和裂缝贯通阶段，滞回环包络面积较小。节点水平裂缝贯通后，节点进入峰值阶段，界面受剪钢筋开始屈服，滞回环包络面积增大，随着键槽高度和界面配筋率的提高，CGC连接节点的峰值荷载和峰值位移也随之增大。
施加轴向压力的节点CGC-J5和CGC-J6，滞回曲线整体形状与其它节点明显不同。在弹性阶段以及裂缝贯通阶段，滞回环包络面积极小。此时灌浆料饱满度为30%的节点CGC-J6，对比节点CGC-J5，承受相同荷载时的加载位移更大。是因为套筒内灌浆料的缺失，使钢筋锚固强度降低而发生了黏结滑移，要产生相同的抗剪力需要更大的变形。节点达到峰值荷载后，由于界面黏结失效和键槽的突然断裂，界面抗剪刚度急剧下降。
CGC连接节点的骨架曲线呈明显的三折线。峰值荷载前，曲线整体呈直线，对比分析节点CGC-J1，CGC-J2，CGC-J3和CGC-J4，可知键槽高度的增大和界面配筋率的提高，增强了节点界面抗剪刚度。节点达到峰值荷载后，骨架曲线逐渐下降，节点抗剪刚度和抗剪承载力持续降低，界面配筋率为0.48%的CGC-J4，曲线下降速率明显低于界面配筋率为0.22%的CGC-J2，说明在低周往复荷载下，CGC连接节点界面黏聚力与键槽抗剪力失效较快，峰值荷载以后，主要由受剪钢筋承担节点界面抗剪力。
3.4 延性
延性系数μ反映了CGC连接节点在低周往复荷载下的变形能力，依据文献[25]中的计算公式，可得：
\mu = \frac{{{\Delta _{\text{u}}}}}{{{\Delta _{\text{y}}}}} (2) 由于CGC连接节点均发生剪切破坏，延性系数偏小，计算结果见表4。增大键槽高度，能延缓界面裂缝的发展，提高节点的峰值位移，但加剧了断裂时的界面抗剪刚度退化幅度，因而降低了节点的延性。键槽高度由6 mm提升至12 mm和18 mm。节点延性降低了10%和21%。界面配筋率的增大能提高节点的极限位移，改善节点的延性。界面配筋率为0.48%的节点CGC-J4，对比界面配筋率为0.22%的节点CGC-J2，节点延性提高了6%，而增大轴向压力会降低节点的延性，施加轴向压力的节点CGC-J5对比无轴向压力的节点CGC-J2，延性降低了16%。
3.5 耗能能力
在低周往复荷载作用下，CGC连接节点会通过塑性变形对地震输入能量进行耗散。以滞回曲线在每一位移加载级上的第1次循环所包围的面积来衡量节点的耗能能力，各节点累积滞回耗能如图11所示。
随着加载位移的增大，节点的累积滞回耗能也随之提高。对于无轴向压力的节点，当加载位移达到2.5~3.0 mm时，界面水平裂缝迅速延伸，滞回耗能增长速率明显加快，且键槽高度和曲线斜率呈正相关，如图11(a)所示，说明键槽高度的增大能提升节点的耗能能力。随着加载位移的增大，受剪钢筋逐渐屈服，节点耗能能力持续提升，节点CGC-J4累积滞回耗能水平高于节点CGC-J2，说明界面配筋率的提高，增大了钢筋受剪变形而产生的销栓力和界面摩擦力，节点耗能能力得到增强。对于施加轴向压力的节点CGC-J5和CGC-J6，在剪压复合应力状态下发展出“X”型剪切斜裂缝，变形能力提高，因此累积滞回耗能显著高于无轴向压力的节点，如图11(b)所示。
4. CGC连接节点双界面抗剪承载力分析
对低周往复荷载作用下CGC连接节点破坏机制、抗震性能参数以及滞回曲线的变化规律进行分析，可知CGC连接节点双界面抗剪承载力Vp由界面黏聚力Vc、键槽抗剪力Vk、受剪钢筋产生的界面摩擦力Vs、销栓力Vb和轴向压力产生的界面摩擦力VN五部分组成。
4.1 界面黏聚力Vc
CGC连接节点双界面黏聚力的来源主要有范德华力、化学键力和表面张力。依据AASHTO[27]规范建议，界面黏聚力Vc计算公式为
{V_{\text{c}}} = c{A_{\text{v}}} (3) 其中：c为界面黏聚应力，Av为剪切平面面积。
采用界面粗糙度Rt对不同键槽高度t的界面黏聚力进行量化分析，依据“堆砂法”[28]计算得到键槽高度为6 mm、12 mm和18 mm的界面，界面粗糙度依次为1.03 mm、2.06 mm和3.09 mm，其计算公式如下：
{R_{\text{t}}} = \frac{{bht}}{A} (4) 其中：b为键槽长度，h为键槽宽度，A为剪切平面面积。
前期对22个无侧向约束力作用下预制混凝土套筒灌浆连接“Z”形试件[29]和63个剪压复合作用下灌浆料与混凝土粘结双界面棱柱体试件[30]分别开展了直剪试验和斜剪试验，通过分析拟合分别得到了纯剪应力状态下和剪压应力状态下双界面黏聚应力c1和c2与界面粗糙度Rt的关系式，如下式所示：
{c_1} = {K_1}R_{\text{t}}^{{K_2}} (5) {c_2} = {K_3}{R_{\text{t}}} + {K_4} (6) 其中：K1、K2、K3和K4为黏聚应力与粗糙度的相关系数，拟合后取0.92、0.65、0.74和1.19。
因此节点界面黏聚力Vc的计算公式，对于无轴向压力的节点，如下式所示：
{V_{\text{c}}} = {c_1}{A_{\text{v}}} = {K_1}{R_{\text{t}}}^{{K_2}}{A_{\text{v}}} (7) 对于施加轴向压力的节点，如下式所示：
{V_{\text{c}}} = {c_2}{A_{\text{v}}} = ({K_3}{R_{\text{t}}} + {K_4}){A_{\text{v}}} (8) 4.2 键槽抗剪力Vk
虽然CGC连接节点的界面键槽最终都为根部沿剪切平面的断裂破坏，但是轴向压力的增大改变了加载过程中键槽的受力状态和裂缝形态，因此对于键槽抗剪力Vk的计算公式应分别进行讨论。
对于无轴向压力的节点界面，键槽处于纯剪应力状态，键槽根部剪应力τ1可参照文献[5]中的材料抗剪强度公式进行计算，如下式所示：
{\tau _1} = 0.5\sqrt {{f_{{\text{cg}}}}{f_{{\text{tg}}}}} (9) 其中：fcg为灌浆料轴心抗压强度，ftg为灌浆料轴心抗拉强度。
对于施加轴向压力的节点界面，键槽处于轴向压力N产生的正应力和水平剪力V产生的剪应力组成的双向应力状态下，其应力平衡状态如图12所示。
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图 12 CGC连接节点键槽应力平衡状态Figure 12. Stress equilibrium state of keyways of CGC connection jointsN—Axial pressure; V—Shear force; Vk—Shear capacity of keyway; h—Keyway width; σx—Horizontal stress of keyway; σy—Normal stress at the interface; τ2—Shear stress of keyway root由图12可知：
{\sigma _y} = \frac{N}{{{A_{\text{v}}}}} (10) {\sigma _x} = \frac{{{V_{\text{k}}}}}{{bt}} (11) {\tau _2} = \frac{{{V_{\text{k}}}}}{{bh}} (12) 结合式(11)和式(12)，可得：
{\sigma _x} = {\tau _{\text{2}}}\frac{h}{t} = {\tau _{\text{2}}}\lambda (13) 其中：σy为界面正应力，σx为键槽水平应力，λ为键槽的宽高比。
依据Feng等[31]关于围压状态下键槽界面抗剪承载力的计算公式，采用莫尔强度理论对此时键槽根部剪应力τ2进行分析计算，假定当最大拉应力达到灌浆料轴心抗拉强度ftg时，键槽根部达到极限受力状态而发生剪切破坏，如图13所示，由此可以建立方程：
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图 13 莫尔圆中键槽应力状态Figure 13. Stress state of keyways in Mohr’s circleσ1—Maximum tensile stress, σ2—Maximum compressive stress\left(\frac{{\sigma }_{x}-{\sigma }_{y}}{2}\right)^{2}+{\tau }_{\text{2}}{}^{2}=\left({f}_{\text{tg}}+\frac{{\sigma }_{x}+{\sigma }_{y}}{2}\right)^{2} (14) 解方程并化简得：
{\tau }_{2}=\frac{\lambda ({f}_{\text{tg}}+{\sigma }_{y})+\sqrt{{\lambda }^{2}({f}_{\text{tg}}+{\sigma }_{y}{)}^{2}+4{f}_{\text{tg}}({f}_{\text{tg}}+{\sigma }_{y})}}{2} (15) 此外考虑到节点剪切平面较长，加载过程中群键受力不均，不能同时达到极限受力状态而产生群键承载力折减效应[32]，故键槽抗剪力Vk的计算公式，对于无轴向压力的节点，如下式所示：
{V_{\text{k}}} = \xi {\tau _{\text{1}}}\sum {{A_{\text{k}}}} (16) 对于施加轴向压力的节点，如下式所示：
{V_{\text{k}}} = \xi {\tau _{\text{2}}}\sum {{A_{\text{k}}}} (17) 其中：ξ为群键共同工作系数，依据文献[32]推导出的公式计算得到0.72，∑Ak为界面键槽根部面积之和。
4.3 受剪钢筋抗剪承载力
CGC连接节点开裂以后，界面相对水平滑移增大，钢筋在剪切荷载作用下产生拉力，拉力的水平分量即为钢筋销栓力Vb，直接承担节点抗剪作用。拉力的竖直分量作用于剪切平面，产生界面摩擦力Vs来提供抗剪力。节点达到峰值荷载后，界面黏聚力失效，键槽断裂，受剪钢筋产生的界面摩擦力Vs和销栓力Vb成为节点主要抗剪力。
4.3.1 界面摩擦力Vs
界面摩擦力Vs的大小跟界面摩擦系数有关，依据Fib Model Code 2010 [33]规范建议，计算公式为
{V_{\text{s}}} = \mu \kappa {f_{\text{y}}}{A_{\text{s}}} (18) 其中：μ为界面摩擦系数，当1.5≤Rt≤3时取0.7；当Rt≥3时取1.0，κ为受剪钢筋强度折减系数，取0.5，As为受剪钢筋截面面积。
4.3.2 销栓力Vb
对于受剪钢筋销栓力Vb的计算，依据文献[13]中的弹性地基梁理论，将钢筋周围的混凝土作为弹性地基，钢筋作为端部承受荷载的地基上半无限长梁进行简化处理。参考文献[8]中建立的抗剪纵筋受力模型，在剪切荷载作用下，受剪钢筋发生弯曲效应，在距分离界面l处达到全截面屈服而形成塑性铰，其截面弯矩Mp的计算公式为
{M_{\text{p}}} = \frac{1}{6}{f_{\text{y}}}{d^{\text{3}}} (19) 以钢筋一侧混凝土达到极限压应力为破坏准则，并假定压应力 q 沿分离界面到塑性铰均匀分布，得到受剪钢筋销栓作用受力状态，如图14所示。结合《混凝土结构设计规范》(GB 50010-2010)[34]关于混凝土局部压应力q的计算公式，可以建立受剪钢筋销栓作用内力平衡方程，如下式所示：
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图 14 CGC连接节点受剪钢筋销栓作用Figure 14. Dowel action of shear reinforcement of CGC connection jointsVb—Dowel stress of reinforcement; q—Uniform compressive stress of concrete; Mp—Bending moment of reinforcement section at plastic hinge; s—Thickness of grouting layer; l—Length of the plastic hinge from the separation interfaceq = \frac{{{V_{\text{b}}}}}{l} = {\beta _{\text{c}}}{\beta _{\text{1}}}{f_{\text{c}}}d (20) {M_{\text{p}}} + \frac{1}{2}q{l^2} = \frac{1}{2}{V_{\text{b}}}t + {V_{\text{b}}}l (21) 其中：βc为混凝土强度影响系数，取1.0，β1为混凝土局部受压强度提高系数，取 \sqrt 3 ，fc为混凝土的轴心抗压强度，d为受剪钢筋直径，s为灌浆层厚度。
将式(20)代入式(21)求解得：
{V_{\text{b}}} = C{A_{\text{s}}}\sqrt {{f_{\text{c}}}{f_{\text{y}}}} (22) C=\frac{4}{\text{π}}\left(\sqrt{{\alpha }^{2}+\frac{\sqrt{3}}{3}}-\alpha \right) (23) \alpha = \frac{{\sqrt 3 }}{2}\frac{s}{d}\sqrt {\frac{{{f_{\text{c}}}}}{{{f_{\text{y}}}}}} (24) 其中：C为钢筋销栓作用影响系数，α为剪切荷载偏心影响系数。
对于套筒内灌浆体积饱满度为30%的节点，钢筋与灌浆料间粘结强度下降，应引入折减系数γ，取为0.5，以考虑灌浆料缺失对受剪钢筋抗剪承载力的影响。
4.4 轴向压力产生的界面摩擦力VN
轴向压力会在CGC连接节点界面形成正应力σy，从而产生界面摩擦力VN进行抗剪。由于在计算键槽抗剪力Vk时，对界面正应力σy产生的影响已作考虑，故只需计算正应力σy在平缝部分产生的界面摩擦力，按下式进行计算：
{V_{\text{N}}} = \mu {\sigma _y}{A_{{\text{sm}}}} (25) 其中：Asm为剪切界面平缝部分的面积
此外，所有节点达到峰值荷载时，界面均有一定程度的破坏。且对于无轴向压力的节点，水平裂缝的发展形态更为明显，界面损伤的累积更为突出，有效剪切面积也更小。结合试验现象与数据分析，CGC连接节点双界面抗剪承载力Vp的计算公式，对于无轴向压力的节点，如下式所示：
{V}_{\text{p}}=0.3({c}_{1}{A}_{\text{v}}+\xi {\tau }_{\text{1}}{\displaystyle \sum {A}_{\text{k}}})+\gamma (\mu \kappa {f}_{\text{y}}{A}_{\text{s}}+C{A}_{\text{s}}\sqrt{{f}_{\text{c}}{f}_{\text{y}}}) (26) 对于施加轴向压力的节点，如下式所示：
\begin{array}{l}{V}_{\text{p}}=0.8({c}_{2}{A}_{\text{v}}+\xi {\tau }_{\text{2}}{\displaystyle \sum {A}_{\text{k}}})+\\ \quad\;\;\gamma (\mu \kappa {f}_{\text{y}}{A}_{\text{s}}+C{A}_{\text{s}}\sqrt{{f}_{\text{c}}{f}_{\text{y}}}) +\mu \frac{N}{{A}_{\text{v}}}{A}_{\text{sm}}\end{array} (27) 4.5 计算结果分析
根据式(26)和式(27)，可以对比CGC连接节点双界面抗剪承载力计算值与试验值，见表5。键槽高度对比节点CGC-J1，CGC-J2，CGC-J3抗剪承载力计算值与试验值比值平均值为1.03，标准差为0.02，变异系数为0.02，精确度较高。节点CGC-J5双界面抗剪承载力实测值较高，是因为加载过程中节点界面受剪压复合作用，发展出向下部构件延伸的斜裂缝，剪切面积增大，因此提高了节点的抗剪承载力。
除节点CGC-J5外，其余节点双界面抗剪承载力计算值均偏大。这是因为实际加载过程中，节点CGC-J1，CGC-J2，CGC-J3，CGC-J4较小的界面剪切变形以及节点CGC-J6因套筒内灌浆料缺失产生的钢筋黏结滑移，使得节点达到峰值荷载时，部分受剪钢筋还未屈服。但为了能对钢筋抗剪作用进行统一的量化分析，计算公式中假定峰值荷载时受剪钢筋全截面屈服，增大了钢筋的抗剪力。故节点双界面抗剪承载力计算值偏大，但均在合理误差范围内，实际设计中可以考虑安全系数进行折减。
表 5 CGC连接节点双界面抗剪承载力计算值与试验值对比Table 5. Comparison between test and calculated values of shear capacity of the double interface of CGC connection jointsSpecimen Vc/kN Vk/kN Vs/kN Vb/kN VN/kN V c p/kN V p/kN V c p/V p CGC-J1 39.35 53.24 48.11 17.55 0 158.26 153.80 1.03 CGC-J2 61.75 53.24 48.11 17.55 0 180.66 170.14 1.06 CGC-J3 80.37 53.24 68.73 17.55 0 219.90 219.80 1.00 CGC-J4 61.75 53.24 108.56 49.08 0 272.64 257.71 1.06 CGC-J5 303.78 193.39 48.11 17.55 127.60 690.43 797.91 0.87 CGC-J6 303.78 193.39 24.06 8.77 127.60 657.60 565.55 1.16 Notes: Vc—Interfacial concrete cohesion; Vs—Interfacial friction generated by shear reinforcement; VN—Interfacial friction generated by axial pressure; V c p—Calculated values of shear capacity of the double interface of joint. V p—Test values of shear capacity of the double interface of joint. 5. 结 论
(1)低周往复荷载下，CGC连接节点破坏形态以界面贯穿裂缝为主，轴向压力的增加使键槽发展出斜向裂缝，节点呈现“X”型剪切斜裂缝。
(2)键槽高度由6 mm增大至12 mm和18 mm，CGC连接节点的抗剪承载力分别提高了11%和43%，刚度分别提高了11%和14%，但延性降低了10%和21%；轴向压力增大220 kN，抗剪承载力提高了3.69倍，但延性降低了16%；界面配筋率增大0.26%，节点抗剪承载力和延性分别提高了51%和6%；而套筒内灌浆料缺失70%导致受剪钢筋发生粘结滑移，使得抗剪承载力和刚度分别降低了29%和4%。
(3) CGC连接节点达到峰值荷载前，界面相对滑移较小，节点抗剪承载力主要由界面黏聚力和键槽抗剪力组成；峰值荷载后，随着节点界面相对滑移的增大，界面黏聚力和键槽抗剪力失效，此后仅由受剪钢筋的销栓力和轴向压力产生的界面摩擦力组成。
(4)根据CGC连接节点的破坏模式，明确了节点双界面抗剪承载力由界面黏聚力、键槽抗剪力、受剪钢筋产生的界面摩擦力、销栓力和轴向压力产生的界面摩擦力五部分组成，基于叠加原理建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好。
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图 6 CGC连接节点试验现象对比
Figure 6. Comparison of test phenomena of CGC connection joints
The number before - stands for load displacement; - stands for positive direction; the number after - stands for cyclic order under the load displacement
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图 8 CGC连接节点界面典型破坏形态
Figure 8. Typical failure pattern of the interface of CGC connection joints
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图 10 CGC连接节点滞回曲线和骨架曲线
Figure 10. Hysteresis curves and skeleton curves of CGC connection joints
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图 12 CGC连接节点键槽应力平衡状态
Figure 12. Stress equilibrium state of keyways of CGC connection joints
N—Axial pressure; V—Shear force; Vk—Shear capacity of keyway; h—Keyway width; σx—Horizontal stress of keyway; σy—Normal stress at the interface; τ2—Shear stress of keyway root
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图 13 莫尔圆中键槽应力状态
Figure 13. Stress state of keyways in Mohr’s circle
σ1—Maximum tensile stress, σ2—Maximum compressive stress
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图 14 CGC连接节点受剪钢筋销栓作用
Figure 14. Dowel action of shear reinforcement of CGC connection joints
Vb—Dowel stress of reinforcement; q—Uniform compressive stress of concrete; Mp—Bending moment of reinforcement section at plastic hinge; s—Thickness of grouting layer; l—Length of the plastic hinge from the separation interface
表 1 试件设计参数
Table 1 Design parameters of specimens
Specimen t/mm ρv Axial pressure/kN Grouting material fullness/% CGC-J1 6 0.22% 0 100 CGC-J2 12 0.22% 0 100 CGC-J3 18 0.22% 0 100 CGC-J4 12 0.48% 0 100 CGC-J5 12 0.22% 220 100 CGC-J6 12 0.22% 220 30 Notes: C—Concrete; G—Grouting material; J—Connection joint; t—Keyway height; ρv—Interfacial reinforcement ratio. 
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表 2 混凝土和灌浆料力学性能实测值
Table 2 Tested mechanical properties of concrete and grouting material MPa
Material categories fcu fc ft Concrete 42.5 32.3 — Grouting material 87.9 80.0 5.27 Notes: fcu—Cube compressive strength; fc—Axial compressive strength; ft—Axial tensile strength.
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表 3 钢筋力学性能实测值
Table 3 Tested mechanical properties of steel bars MPa
Material categories fy fu 455.8 604.6 457.1 600.7 Notes: fy—Yield strength; fu—Ultimate strength.
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表 4 CGC连接节点骨架曲线特征点参数
Table 4 Parameters of characteristic points of skeleton curves of CGC connection joints
Specimen Direction Vy/kN Δy/mm Vp/kN Δp/mm Vu/kN Δu/mm μ=Δu/Δy CGC-J1 + 152.54 4.41 156.06 4.52 132.65 6.45 1.46 − 144.92 4.30 151.54 4.53 128.81 6.67 1.55 Average 148.73 4.36 153.80 4.52 130.73 6.56 1.51 CGC-J2 + 179.60 4.08 194.36 4.52 165.21 4.99 1.22 − 140.34 3.47 145.91 4.52 124.02 5.16 1.49 Average 159.95 3.77 170.14 4.52 144.62 5.04 1.35 CGC-J3 + 201.03 5.58 210.53 6.02 178.95 6.48 1.16 − 221.57 5.06 229.06 5.32 194.70 6.12 1.21 Average 211.35 5.32 219.80 5.67 186.83 6.32 1.19 CGC-J4 + 259.68 6.36 268.13 7.50 227.91 9.14 1.44 − 244.13 5.87 247.28 6.03 210.19 8.34 1.42 Average 251.87 6.11 257.71 6.76 219.05 8.74 1.43 CGC-J5 + 596.34 17.75 643.36 21.02 546.86 21.50 1.21 − 892.06 18.55 952.45 19.51 809.58 20.00 1.08 Average 744.17 18.15 797.91 20.26 678.22 20.75 1.14 CGC-J6 + 588.20 13.41 629.67 14.99 — — — − 440.74 10.24 501.43 15.00 — — — Average 514.43 11.83 565.55 14.99 — — — Notes: Vy—Yield load, Δy—Yield displacement; Vp—Peak load, Δp—Peak displacement; Vu—Ultimate load, Δu—Ultimate displacement; μ—Ductility coefficient.
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表 5 CGC连接节点双界面抗剪承载力计算值与试验值对比
Table 5 Comparison between test and calculated values of shear capacity of the double interface of CGC connection joints
Specimen Vc/kN Vk/kN Vs/kN Vb/kN VN/kN V c p/kN V p/kN V c p/V p CGC-J1 39.35 53.24 48.11 17.55 0 158.26 153.80 1.03 CGC-J2 61.75 53.24 48.11 17.55 0 180.66 170.14 1.06 CGC-J3 80.37 53.24 68.73 17.55 0 219.90 219.80 1.00 CGC-J4 61.75 53.24 108.56 49.08 0 272.64 257.71 1.06 CGC-J5 303.78 193.39 48.11 17.55 127.60 690.43 797.91 0.87 CGC-J6 303.78 193.39 24.06 8.77 127.60 657.60 565.55 1.16 Notes: Vc—Interfacial concrete cohesion; Vs—Interfacial friction generated by shear reinforcement; VN—Interfacial friction generated by axial pressure; V c p—Calculated values of shear capacity of the double interface of joint. V p—Test values of shear capacity of the double interface of joint.
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目的
结合聚丙烯(Polypropylene，PP)纤维灌浆料高强、阻裂和增韧的特点，在预制构件进行套筒灌浆连接时，可以充分填补构件单元间的接缝及套筒内的空腔，保证构件连接界面的剪力得到有效传递。本文通过对预制构件连接部位形成的混凝土(预制混凝土构件)-灌浆料-混凝土(混凝土楼板)(简称：CGC)连接节点开展低周往复荷载试验，对CGC连接节点的双界面抗剪性能劣化机制、破坏模式和抗震性能进行深入研究，建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式，可用于装配式混凝土结构连接节点的抗剪承载力设计计算，推动绿色低碳装配式混凝土结构的应用。
方法依据《钢筋套筒灌浆连接应用技术规程》(JGJ 355—2015)和《装配式混凝土建筑技术标准》(GB/T 51231—2016)相关设计要求，考虑键槽高度、界面配筋率、轴向压力和灌浆料饱满度对CGC连接节点双界面抗剪性能的影响规律，设计并制作了6个CGC连接节点，剪切平面大小为700mm×200mm，并在节点双界面设置了矩形键槽。试验通过200 t水平作动器施加低周往复荷载，1500 t液压千斤顶施加轴向压力，采用位移控制的加载制度，观察并记录了节点双界面裂缝的发展趋势、钢筋应变和荷载-位移曲线的变化规律，分析了低周往复荷载下CGC连接节点的破坏形态、抗剪承载力、刚度、耗能和延性等抗震性能参数，解析了节点双界面剪应力的组成。
结果试验现象和数据结果表明：①低周往复荷载下，CGC连接节点破坏形态以界面贯穿裂缝为主。轴向压力的增大，一方面使界面主应力的方向由平行于剪切面转变为向下部构件倾斜。另一方面增强了剪压应力状态下键槽的抗剪作用，阻滞了剪切平面因黏结破坏而直接水平贯通，因而节点最终破坏形态由仅呈现水平贯通裂缝，转变为水平贯通裂缝和“X”型剪切裂缝的耦合状态。②当套筒内灌浆料饱满度为30%时，受剪钢筋与灌浆料间黏结面积减少，在低周往复荷载下套筒内钢筋发生黏结滑移。③键槽高度由6mm增大至12mm和18mm，CGC连接节点的抗剪承载力分别提高了11%和43%，刚度分别提高了11%和14%，但延性降低了10%和21%；轴向压力增大220kN，抗剪承载力提高了3.69倍，但延性降低了16%；界面配筋率增大0.26%，节点抗剪承载力和延性分别提高了51%和6%；而套筒内灌浆料缺失70%导致受剪钢筋发生粘结滑移，使得抗剪承载力和刚度分别降低了29%和4%。④CGC连接节点达到峰值荷载前，界面相对滑移较小，节点抗剪承载力主要由界面黏聚力和键槽抗剪力组成；峰值荷载后，随着节点界面相对滑移的增大，界面黏聚力和键槽抗剪力失效，此后仅由受剪钢筋的销栓力和轴向压力产生的界面摩擦力组成。⑤根据CGC连接节点的破坏模式，明确了节点双界面抗剪承载力由界面黏聚力、键槽抗剪力、受剪钢筋产生的界面摩擦力、销栓力和轴向压力产生的界面摩擦力五部分组成，依据叠加原理建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式。
结论采用聚丙烯纤维灌浆料填补预制构件连接接缝以及灌浆套筒的空腔可以提高预制构件连接节点界面的抗剪性能。本文揭示了低周往复荷载下CGC连接节点的破坏模式、抗剪承载力、刚度、耗能和延性的变化规律，解析了节点双界面剪应力的组成，依据叠加原理建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好。
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聚丙烯(Polypropylene，PP)纤维灌浆料作为一种高性能水泥基复合材料，具有高强、阻裂和增韧的特点，在预制构件进行钢筋套筒灌浆连接时，可以充分填补构件单元间的接缝及套筒内的空腔，提高界面的连接性能。在构件连接部位形成的混凝土(预制混凝土构件)-灌浆料-混凝土(混凝土楼板)(简称：CGC)连接节点，其双界面的抗剪性能是保证结构整体安全性的关键。因此，对地震作用下CGC连接节点的双界面抗剪性能劣化机制、破坏模式和抗震性能进行深入研究，有助于装配式混凝土结构的精细化数值分析，推动绿色低碳装配式混凝土结构的应用。
本文通过低周往复荷载试验，研究了键槽高度，界面配筋率、轴向压力和灌浆料饱满度对CGC连接节点的破坏模式、抗剪承载力、刚度、耗能和延性等参数的影响规律。结果表明：CGC连接节点破坏形态以界面水平贯穿裂缝为主，轴向压力的增加使键槽发展出斜向裂缝的同时，节点呈现“X”型剪切斜裂缝；增大键槽高度和轴向压力，能提高CGC连接节点的抗剪承载力、刚度和耗能，但降低了节点的延性；其中，键槽高度由6mm提升至12mm和18mm，节点抗剪承载力提升11%和43%，刚度提升11%和14%，但延性降低10%和21%；界面配筋率的增大改善了节点的抗震性能，而套筒内灌浆料的缺失使节点抗剪承载力和刚度均有下降；最后，根据CGC连接节点的破坏模式，解析了连接节点双界面剪应力的组成，基于叠加原理建立了CGC连接节点双界面的抗剪承载力计算公式，计算结果与试验值吻合较好，可用于装配式混凝土结构连接节点的抗剪承载力设计计算，促进工程应用。
CGC连接节点的破坏形态、滞回曲线和骨架曲线
Failure patterns, hysteresis curves and skeleton curves of CGC connection joint
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