配置高強抗剪鋼筋的混凝土整澆界面直剪性能試驗研究

劉杰，邱磊，張楊，陳娟娟，周萬清

(三峽大學 a.土木與建筑學院；b.防災減災湖北省重點實驗室，湖北 宜昌443002)

鋼筋混凝土構件在材料或幾何不連續(xù)處容易發(fā)生界面直剪破壞，實際工程中，牛腿根部、剪力墻的施工縫以及空心板橋的后澆鉸縫等部位的界面直剪破壞屢見不鮮[1]。對于界面直剪破壞，美國的混凝土規(guī)范ACI[2]、混凝土設計手冊PCI[3]以及橋梁規(guī)范AASHTO[4]都專門在“shear-friction”節(jié)給出了界面的直剪承載力計算條款，根據(jù)這3個規(guī)范和相關文獻[5]，鋼筋混凝土直剪破壞界面可分為3類：整體澆筑未預裂界面(以下簡稱“整澆界面”)、整體澆筑預裂界面(以下簡稱“預裂界面”)和不同時間澆筑形成的新老混凝土界面。近年來，研究者針對這3類直剪破壞界面的研究取得了豐富的成果，研究內(nèi)容涉及高強抗剪鋼筋(Harries等[6]、Barbosa等[7])、高強或高性能混凝土(Kahn等[8]、Wu等[9])、輕質混凝土(Sneed等[10])和再生混凝土(Xiao等[11])等。

實際工程中，高強鋼筋的應用日益廣泛，但需要指出的是，高強抗剪鋼筋的配置能否提高直剪破壞界面的直剪承載力目前尚不明確。盧海霞等[12]利用Z形試件，研究了屈服強度為500 MPa的高強抗剪鋼筋對整澆界面直剪性能的影響，結果表明，與配置HRB400鋼筋的試件相比，配置HRB500鋼筋的試件的直剪承載力提高了2%～8%。同時，上述3個規(guī)范在計算界面直剪承載力方面存在一些明顯的差異，主要表現(xiàn)在ACI和PCI未考慮混凝土對界面直剪承載力的貢獻，而AASHTO考慮了這種貢獻，為了更好地指導工程設計，有必要對各規(guī)范條款進行評估分析。此外，《混凝土結構耐久性設計規(guī)范》(GB/T 50476—2008)[13]針對不同的環(huán)境等級、設計使用年限及構件部位，規(guī)定了鋼筋的最小混凝土保護層厚度范圍為20～45 mm。Liu等[5]和Kahn等[8]的研究表明，抗剪鋼筋混凝土保護層厚度會影響新老混凝土界面的破壞模式，但其對整澆界面直剪性能(尤其是直剪強度)有何影響，還有待深入探究。

基于此，筆者進行了12個Z形試件推出式試驗，研究了抗剪鋼筋的屈服強度和混凝土保護層厚度對整澆界面直剪性能的影響，基于試驗結果分析了界面的剪力傳遞機理，對ACI、PCI和AASHTO規(guī)范設計條款的適用性和經(jīng)濟性進行了比較。

1 試驗概況

1.1 試件設計及試驗方案

Z形推出式試件的幾何尺寸、配筋情況如圖1所示。為了研究抗剪鋼筋的屈服強度fy和混凝土保護層厚度h對整澆界面直剪性能的影響，共設計了4組Z形試件：ZC5N2組、ZC5N4組、ZC5T2組和ZC5T4組，組名中“ZC5”表示“Z形C50整澆試件”、“N”和“T”分別表示抗剪鋼筋為“fy=400 MPa的普通鋼筋”和“fy=600 MPa的高強鋼筋”、“2”和“4”分別表示h為“20 mm”和“40 mm”。每組3個試件，共12個試件。

圖1 試件幾何尺寸及鋼筋配置(單位：mm)Fig.1 Dimensions and reinforcement details of

試件一次澆筑成型，混凝土采用表1中的配合比，設計強度等級為C50。其中，水泥采用P.O 42.5R級早強型普通硅酸鹽水泥；粗骨料采用石灰?guī)r碎石，粒徑為10～12 mm；外加劑采用聚羧酸系高效減水劑。試件加載時測得混凝土立方體抗壓強度為55.6 MPa。試件抗剪鋼筋采用直徑為8 mm的HRB400級和HRB600級鋼筋，試驗測得兩者的屈服強度分別為450、645 MPa。

表1 C50混凝土配合比Table 1 Mix proportion of C50 concrete kg/m3

1.2 加載及測量方案

加載試驗在量程為1 000 kN的電液伺服萬能試驗機上進行，通過試件兩端尺寸為200 mm×150 mm×15 mm的鋼板進行單調加載。試驗時先以0.3 kN/s速率加載至10 kN進行預加載，然后卸荷至1 kN，再以0.3 kN/s速率進行加載，直至試件破壞為止。加載過程中，通過LVDT來實時測量界面兩側的豎向相對滑移和橫向裂縫張開寬度，如圖2所示。

圖2 試件加載及LVDT布置圖Fig.2 Specimen loading and LVDT

2 試驗結果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象

根據(jù)測試過程中記錄的視頻，加載過程中觀察到的第一個試驗現(xiàn)象是界面附近出現(xiàn)微小的肉眼可見裂縫，該裂縫與界面大致呈0°～10°的夾角，如圖3所示。隨后觀察到界面相對滑移逐漸開展，裂縫寬度不斷增大，最后破壞面附近混凝土局部剝落或者抗剪鋼筋的混凝土保護層整體剝落，試件喪失承載能力。

圖3 試件初始裂縫圖

2.2 破壞形態(tài)

試驗結束時，所有試件均出現(xiàn)與界面呈0°～10°的主斜裂縫(ZC5N2-2試件加載時出現(xiàn)端部壓碎的異?，F(xiàn)象，不再討論)，同時，抗剪鋼筋均未被完全剪斷，破壞后的全部試件如圖4所示。整體而言，試件出現(xiàn)兩種破壞模式：1)保護層厚度為20 mm的試件破壞時，主斜裂縫附近混凝土局部剝落，裸露出破壞面周圍部分抗剪鋼筋，同時，試件側面沒有出現(xiàn)豎向裂縫或裂縫寬度較小，如圖5所示；2)保護層厚度為40 mm的試件破壞時，試件側面有明顯的豎向裂縫，抗剪鋼筋混凝土保護層已經(jīng)或接近整體剝落，如圖6所示。

圖4 破壞后的試件

圖5 ZC5N2-1破壞形態(tài)

圖6 ZC5T4-3破壞形態(tài)

產(chǎn)生這兩種破壞模式的原因在于，主拉斜裂縫出現(xiàn)后，抗剪鋼筋開始承受較大的剪力，同時給鋼筋周圍的混凝土施加劈裂力，當這種劈裂力大于混凝土的抗拉強度時，混凝土被拉壞。當混凝土保護層厚度為20 mm時，界面附近的混凝土保護層被局部擠落；當混凝土保護層厚度增大到40 mm時，混凝土保護層有被整體劈裂而剝落的趨勢。

2.3 主要試驗結果與影響參數(shù)分析

根據(jù)試驗全過程采集的數(shù)據(jù)，表2列出了整澆界面的直剪承載力Vu及其對應的界面相對滑移Su。需要說明的是，試件ZC5N2-2加載時出現(xiàn)端部壓碎的異?，F(xiàn)象，因此，未給出其試驗結果。為了方便分析，圖7給出了各試件Vu和Su的對比情況。

表2 主要的試驗結果Table 2 Main test results

2.3.1 抗剪鋼筋屈服強度的影響 為了研究抗剪鋼筋屈服強度fy對整澆界面直剪性能的影響，將ZC5N2組與ZC5T2組、ZC5N4組與ZC5T4組分別進行對比分析。由圖7(a)可知，ZC5N2組與ZC5T2組各試件Vu值相差不大。由表2可知，兩組試件Vu的均值分別為483.7、483.9 kN，表明這兩組試件的Vu均值僅變化了0.04%。此外，由圖7(b)可知，這兩組試件的Su值差距并不明顯。據(jù)表2可知，兩組試件Su均值分別為0.437、0.418 mm，僅變化了4.3%。

圖7 主要的試驗結果對比圖Fig.7 Comparison of main test

同理可知，ZC5N4組與ZC5T4組的Vu值與Su值也都變化不大。由此認為，當fy由400 MPa提升至600 MPa時，整澆界面的Vu及Su并無明顯變化。因此，界面的抗剪剛度亦無明顯變化。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能在于，界面達到承載力峰值時HRB600級抗剪鋼筋并未屈服。

2.3.2 混凝土保護層厚度的影響 為了研究抗剪鋼筋混凝土保護層厚度h對整澆界面直剪性能的影響，將ZC5N2組與ZC5N4組、ZC5T2組與ZC5T4組分別進行對比分析。由圖7(a)可知，ZC5N2組與ZC5N4組各試件的Vu值相差不大。由表2可知，兩組試件Vu的均值分別為483.7、500.5 kN，表明兩組試件的Vu均值僅變化了3.5%。此外，由圖7(b)可知，這兩組試件的Su值差距并不明顯。由表2可知，兩組試件Su均值分別為0.437、0.475 mm，數(shù)值僅增加了0.038 mm，增幅為8.7%。

同理可知，ZC5T2組與ZC5T4組的Vu值與Su值也都變化不大。由此認為，當h由20 mm提高至40 mm時，整澆界面的Vu及Su并無明顯變化。因此，此時界面的抗剪剛度亦無明顯變化。

2.4 界面荷載-滑移曲線及剪力傳遞機理分析

根據(jù)萬能試驗機所記錄的荷載值以及LVDT測量的界面相對滑移值，繪制了整澆界面的荷載-滑移曲線，見圖8。需要說明的是，考慮到相似性以及易于對比，每組試件中僅選擇了一根曲線繪制在圖8中。

圖8 界面實測的荷載-滑移曲線Fig.8 Measured load-slip curves of

基于對圖8實測曲線的分析，結合試驗過程中觀察到的現(xiàn)象，提出的整澆界面典型的荷載-滑移曲線如圖9所示，據(jù)此可將整澆界面的直剪過程分為4個階段。

圖9 界面典型的荷載-滑移曲線Fig.9 Typical load-slip curve of

階段1(彈性階段，如圖9線段OA所示)：荷載值從0增加至約0.7Vu～0.8Vu時，界面的相對滑移非常小，此階段荷載與位移基本呈線彈性關系，界面直剪承載力主要由混凝土的粘結力和內(nèi)聚力提供。

階段2(承載力峰值階段，如圖9線段AB所示)：在此階段，界面出現(xiàn)肉眼可見斜裂縫，滑移增長速率較前一階段明顯提高，但最大滑移值仍然很小，一般不超過0.6 mm?；浦档脑黾邮沟没炷恋恼辰Y力和內(nèi)聚力有所降低，并使抗剪鋼筋更多地參與到界面抗剪，而鑒于此時界面相對滑移很小，混凝土的粘結力和內(nèi)聚力對界面抗力的貢獻仍然較大。在本階段的最后，荷載達到界面直剪承載力峰值Vu，界面承載力主要由混凝土的粘結力、內(nèi)聚力以及抗剪鋼筋引起的摩擦力提供。

階段3(荷載釋放階段，如圖9線段BC所示)：一般情況下，荷載在Vu附近會持續(xù)3 s左右，隨后界面進入荷載釋放階段(此時部分試件會聽見“砰”的一聲)。在該階段，界面滑移較前兩個階段有明顯的增大，這使得混凝土的粘結力和內(nèi)聚力很快下降，并在該階段的最后降至接近于0，此時的界面承載力主要由抗剪鋼筋引起的摩擦力和銷栓作用提供。

階段4(破壞階段，如圖9線段CD所示)：在該階段，由于界面的滑移和裂縫寬度較大，混凝土的粘結力、內(nèi)聚力以及界面摩擦力基本不再提供抗力，界面承載力主要由抗剪鋼筋的銷栓作用提供。當鋼筋給周圍混凝土施加的劈裂力大于混凝土的抗拉強度時，界面附近混凝土局部剝落或者抗剪鋼筋的混凝土保護層整體剝落，界面喪失承載能力。

綜上所述，在加載過程的不同階段，界面的抗力由不同的因素提供，當界面達到直剪承載能力極限狀態(tài)時，界面直剪承載力主要由混凝土的粘結力、內(nèi)聚力以及抗剪鋼筋引起的摩擦力提供。

3 相關規(guī)范的設計條款評估

3.1 相關規(guī)范的設計條款簡介

選用3個應用比較廣泛的規(guī)范進行評估，分別是美國的混凝土規(guī)范ACI[2]、混凝土設計手冊PCI[3]以及橋梁規(guī)范AASHTO[4]。考慮到規(guī)范中直剪界面抗剪計算公式均是基于摩擦抗剪理論提出的關于ρfy的線性表達式，它們相互之間并無本質區(qū)別[1]；此外，中國規(guī)范設計公式[14](如：剪力墻水平施工縫的受剪承載力公式)的適用對象為新老混凝土界面，沒有提供與整澆界面相對應的摩擦系數(shù)，而規(guī)范ACI、PCI和AASHTO中的界面抗剪設計公式適用于所有3類直剪界面。因此，對以上3個規(guī)范進行評估。

表3列出了ACI[2]、PCI[3]以及AASHTO[4]中整澆界面直剪承載力計算公式及相應的限制條件。為方便對比，各公式參數(shù)均采用國際單位制，并將各參數(shù)符號進行了統(tǒng)一，表中Vu為界面直剪承載力，N；Avf為抗剪鋼筋面積，mm2；Acv為界面面積，mm2；c為界面黏聚力，僅存在于AASHTO中，其值為2.76 MPa；fy為抗剪鋼筋屈服強度，MPa；f′c為混凝土圓柱體軸心抗壓強度，MPa；μ為界面摩擦系數(shù)，取1.4；μe為界面有效摩擦系數(shù)；Pc為外力引起的界面法向壓力；K1為考慮混凝土強度的界面直剪承載力限制系數(shù)，ACI、AASHTO和PCI中K1取值分別為0.20、0.25和0.30；K2為界面直剪承載力限制參數(shù)，ACI、AASHTO和PCI中K2取值分別為11.03、10.34、6.89 MPa。

表3 各規(guī)范整澆界面直剪承載力計算公式Table 3 Calculation formulas of shear capacity for monolithically cast interfaces in codes

對比各計算公式不難發(fā)現(xiàn)，ACI與PCI僅考慮了摩擦力對直剪承載力的貢獻；AASHTO考慮了混凝土界面粘結力或內(nèi)聚力、摩擦力以及外力引起的界面法向壓力對直剪承載力的影響。

3.2 適用性與經(jīng)濟性評估

為了對各設計規(guī)范進行評估，表4列出了各試件直剪承載力的測試值與計算值之比。表中Vt為直剪承載力測試值；VACI、VPCIa、VPCIb和VAAS分別為依據(jù)ACI計算式、PCI計算式(a)、PCI計算式(b)和AASHTO計算式得到的直剪承載力計算值。

表4 各試件直剪承載力的測試值與計算值的比值Table 4 Values of experimental-to-calculative shear capacity ratio of specimens

由表4可知，Vt/VACI、Vt/VPCIa、Vt/VPCIb和Vt/VAAS的均值分別為2.80、2.80、1.82和1.44，變異系數(shù)為3.7%，由此表明，3個規(guī)范均能較好地應用于指導工程設計，但ACI和PCI顯得過于保守，而AASHTO的計算精度最高。由上述剪力傳遞機理分析結果可知，混凝土粘結力和內(nèi)聚力對峰值直剪承載力的貢獻較大，由于AASHTO考慮了混凝土的粘結力和內(nèi)聚力的貢獻，使得其計算的精確度更高。

4 結論

1)抗剪鋼筋的屈服強度fy由400 MPa提升至600 MPa時，整澆界面的直剪強度及剛度均無顯著變化。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因可能在于，界面達到承載力峰值時HRB600級抗剪鋼筋并未屈服。

2)抗剪鋼筋的混凝土保護層厚度h由20 mm增加到40 mm時，整澆界面的直剪強度及剛度均無顯著變化，但界面破壞模式由破壞面附近混凝土局部剝落變?yōu)榛炷帘Ｗo層整體剝落。

3)對于本文試件而言，規(guī)范AASHTO設計公式的計算精度比ACI和PCI的高。界面剪力傳遞機理分析表明，當界面達到直剪承載能力極限狀態(tài)時，混凝土的粘結力和內(nèi)聚力對界面直剪承載力的貢獻較大。而3個規(guī)范中，僅AASHTO設計公式考慮了混凝土的粘結力和內(nèi)聚力對界面直剪承載力的貢獻，這即是該規(guī)范計算精度最高的原因所在。