界面處理對預(yù)制UHPC 與現(xiàn)澆NC 界面抗剪性能的影響

程文強，耿 健，柳根金，劉慈軍，鄭志輝

（1.浙江大學 建筑工程學院，浙江 杭州 311500；2.浙大寧波理工學院 土建學院，浙江 寧波 315100；3.寧波市高等級公路建設(shè)指揮管理中心，浙江 寧波 315192）

實際工程中使用模板的造價、總用工量均較大且工期較長，免拆模板的應(yīng)用在加快工程進度與減少工程成本方面具有重大意義.

中國研究人員對免拆模板進行了大量研究［1］，其中超高性能混凝土（ultra-high performance concrete，UHPC）免拆模板因其性能優(yōu)異受到了廣泛關(guān)注.UHPC 是一種高強度、高韌性、高耐久性以及良好延性的新型材料［2-3］，可由多種模型進行配合比設(shè)計［4-5］，在固廢方面也取得了優(yōu)異成績［6-8］.與普通混凝土（normal concrete，NC）形成組合結(jié)構(gòu)使用的UHPC免拆模板，可以對整體結(jié)構(gòu)起到增強、增韌、提高耐久性以及降低全壽命周期成本的作用［9-10］.梁興文等［11-12］測試了UHPC 免拆模板鋼筋混凝土梁的抗彎性能，發(fā)現(xiàn)UHPC 模板增大了梁的開裂荷載、抗彎剛度和承載力，對模板內(nèi)部拉毛處理能夠達到疊合結(jié)構(gòu)協(xié)同變形的要求.預(yù)制UHPC 免拆模板與現(xiàn)澆NC形成組合結(jié)構(gòu)，UHPC-NC 界面的黏結(jié)性能對整體結(jié)構(gòu)的承載能力起到至關(guān)重要的作用.研究表明界面黏結(jié)不足引起的剝離會嚴重影響組合結(jié)構(gòu)的整體力學性能［13］.對界面進行粗糙處理是一種有效提高界面黏結(jié)性能的方式［14-15］.王德弘等［16］以預(yù)制UHPC 開槽密度和后澆NC 強度等級為變量，測試了組合試件的抗剪性能，發(fā)現(xiàn)兩者均能明顯提高界面抗剪性能，且預(yù)制UHPC 開槽密度的影響遠大于后澆NC 強度等級的影響.

現(xiàn)有的UHPC-NC 組合試件研究主要針對UHPC 修復(fù)已有的普通混凝土，有關(guān)界面處理對預(yù)制UHPC-現(xiàn)澆NC 界面抗剪性能影響的研究不夠系統(tǒng).本試驗采用雙面剪切試驗，研究4 種界面處理方式對預(yù)制UHPC 與現(xiàn)澆NC 界面抗剪性能的影響，為UHPC 免拆模板界面設(shè)計提供理論依據(jù)與參考.

1 原材料及試驗方法

1.1 原材料

NC 采用P·O 42.5 水泥，按照C50 混凝土進行配置.UHPC 由水泥、硅灰、粉煤灰、石英砂、鋼纖維、減水劑和水拌制而成.其中：水泥采用P·O 52.5 水泥；硅灰（SF）采用SF93 級硅灰；粉煤灰（FA）采用Ⅱ級粉煤灰；石英砂采用河南產(chǎn)高純石英砂，其中細石英砂粒徑為0.045～0.125 mm（120～300 目），中石英砂粒徑為0.125～0.425 mm（40～120 目），粗石英砂粒徑為0.425～2.000 mm（10～40 目）；鋼纖維采用長12 mm、直徑0.18 mm 的平直型鋼纖維，抗拉強度3 100 MPa，體積分數(shù)為2%；減水劑采用PCA-Ⅰ聚羧酸高性能減水劑，減水率1）文中涉及的減水率、噴砂率等均為質(zhì)量分數(shù).為30%；水為自來水.UHPC 與NC 的配合比及抗壓強度如表1、2 所示.

表1 UHPC 的配合比及抗壓強度Table 1 Mix proportion and compressive strength of UHPC

表2 NC 的配合比及抗壓強度Table 2 Mix proportion and compressive strength of NC

1.2 試件設(shè)計

本研究采用4 種界面處理方式，即未處理（光滑，GH）、鑿毛［17］（ZM）、噴砂（PS）和切槽（QC），共設(shè)計11 組UHPC-NC 組合試件，每組3 個試件，結(jié)果取平均值.并且采用灌砂法［18］對界面平均灌砂深度進行測定，以表征界面粗糙度.平均灌砂深度越大表明界面粗糙度越大.試件的類型及平均灌砂深度見表3.

表3 試件的類型及平均灌砂深度Table 3 Specimen type and average sand filling depth

1.3 試件制作

UHPC-NC 試件采用雙面剪切試驗（bi-surface shear test）標準試件［19-20］，尺寸為 150 mm×150 mm×150 mm，試件一側(cè)為預(yù)制UHPC，厚度為50 mm，另一側(cè)為現(xiàn)澆NC，厚度為100 mm.試件的制備流程為：首先澆筑UHPC，并進行相應(yīng)的界面處理，標準養(yǎng)護7 d；再在UHPC 上澆筑C50 普通混凝土，標準養(yǎng)護28 d 后進行雙面剪切試驗.

預(yù)制UHPC 的界面處理效果如圖1 所示.光滑組對界面未進行任何處理.鑿毛組采用SWM 網(wǎng)格鑿毛法［17］，網(wǎng)格采用邊長為12、18、25、30 mm 的正方形鋼絲網(wǎng)格.由表3 可見，隨著網(wǎng)格邊長的增大，鑿毛組試件界面平均灌砂深度減小.噴砂法使用粒徑為0.85～2.00 mm（10～20 目）的石英砂，按照不同噴砂率（0.44、0.67、0.89、1.11 kg/m2），均勻鋪在剛澆筑的UHPC 表面上，并對石英砂進行壓實，使砂粒的一半壓入UHPC 中，在UHPC 硬化后形成噴砂界面.隨著噴砂率的增大，噴砂組試件界面平均灌砂深度先增大后減小.切槽法首先將布置切槽的模板放入150 mm×150 mm×150 mm 的立方體試模中，切槽寬度與兩側(cè)間隔均為15 mm，中間間隔30 mm；接著完成厚度50 mm 預(yù)制UHPC 的澆筑，靜養(yǎng)24 h后脫模形成切槽界面.隨著切槽深度的增大，切槽組試件界面平均灌砂深度增大.

圖1 預(yù)制UHPC 界面處理方式Fig.1 Interfacial treatment measures of precast UHPC

1.4 加載方案

UHPC-NC 組合試件雙面剪切試驗在YAW-3000 型微機控制電液伺服壓力試驗機上進行.在組合試件頂部鋼墊板的下方對稱布置2 個YWC-50 型位移傳感器，位移傳感器連接動靜態(tài)應(yīng)變采集分析系統(tǒng)，以便對界面滑移與剪切荷載進行實時監(jiān)測.

正式加載時加載速率為0.5 kN/s，至組合試件發(fā)生剪斷破壞時停止加載.雙面剪切試驗加載示意圖如圖2 所示.

圖2 雙面剪切試驗加載示意圖Fig.2 Loading sketch of bi-surface shear test

2 試驗現(xiàn)象及討論

2.1 破壞模式

UHPC-NC 組合試件的雙面剪切典型破壞模式呈3 種形式，如圖3 所示.由圖3 可見：（1）a 類破壞模式為黏結(jié)界面的剪切滑移破壞，破壞時UHPC 與NC均未出現(xiàn)明顯損傷，兩種材料的界面較為光滑；（2）b類破壞模式為黏結(jié)界面與NC 內(nèi)部剪切面均發(fā)生剪切破壞，黏結(jié)界面滑移破壞但不發(fā)生脫落，NC 內(nèi)部剪切面被剪斷；（3）c 類破壞模式為UHPC-NC 界面先發(fā)生剪切破壞但仍能繼續(xù)承載，在NC 內(nèi)部剪切面發(fā)生剪切破壞后，黏結(jié)界面與NC 內(nèi)部剪切面均被剪斷，破壞時UHPC 界面殘留部分NC 基體，NC 內(nèi)部剪切面發(fā)生斷裂，基體與部分骨料被剪斷.

圖3 UHPC-NC 組合試件的雙面剪切典型破壞模式Fig.3 Typical shear failure patterns of UHPC-NC composite specimens in bi-surface shear test

圖4 給出了各組合試件的破壞形態(tài).由圖4 可知：（1）光滑組試件的破壞形態(tài)為a 類，破壞時界面處UHPC 與NC 均未發(fā)生明顯損壞，破壞后預(yù)制UHPC界面較為光滑.（2）噴砂組試件破壞形態(tài)也為a 類，剪切破壞時預(yù)制UHPC 界面有少量NC 基體殘留，界面上的石英砂部分被剪斷和拔出.（3）鑿毛組試件的破壞形態(tài)分為b 類與c 類，黏結(jié)界面破壞時NC 內(nèi)部剪切面也被剪斷.隨著網(wǎng)格邊長的增大，界面處鑿毛處理形成的UHPC 凸峰抗剪強度先增大后減小.12 mm 網(wǎng)格鑿毛界面處UHPC 凸峰與NC 均發(fā)生較大破壞但不脫落，為b 類破壞；18 mm 網(wǎng)格與25 mm 網(wǎng)格鑿毛界面處UHPC 發(fā)生較少破壞，且NC發(fā)生剪斷破壞，為c 類破壞；30 mm 網(wǎng)格鑿毛界面處UHPC 凸峰與NC 均發(fā)生較大破壞但不脫落，為b 類破壞.（4）切槽組試件的破壞形態(tài)大部分為c 類，少數(shù)為b 類.發(fā)生c 類破壞時切槽組預(yù)制UHPC 的界面比較完整，說明在界面黏結(jié)面處UHPC 的抗剪強度大于NC 的抗剪強度.同時，UHPC 切槽處存在微量破損，這是因為UHPC 的切槽邊角較為尖銳、存在應(yīng)力集中的情況；發(fā)生b 類破壞時，NC 內(nèi)部剪切面破壞，黏結(jié)界面未發(fā)生剪斷破壞，這是因為切槽處理黏結(jié)界面的抗剪強度大于NC 內(nèi)部抗剪強度，NC 內(nèi)部被剪斷時黏結(jié)界面未發(fā)生完全剪斷破壞.

圖4 各組合試件的破壞形態(tài)Fig.4 Shear failure patterns of composite specimens

2.2 剪切荷載-界面滑移曲線

圖5 是UHPC-NC 試件的剪切荷載-界面滑移（F-s）曲線.根據(jù)最小二乘法原理對曲線的彈性上升階段進行一元線性回歸.

圖5 UHPC-NC 試件的剪切荷載-界面滑移曲線Fig.5 Shear load-interface slip curves of UHPC-NC specimens

各組試件的界面剪切荷載和界面滑移見表4，其中：Fu為試件破壞極限荷載，F(xiàn)l為近似線性增長階段的極限荷載，τu為抗剪強度，SD 為破壞極限強度的標準差，K為線性增長階段采用割線模量法近似計算得到的界面抗剪剛度，su為達到破壞極限荷載時的滑移量，sl為達到近似線性增長階段極限荷載時的滑移量.

由圖5（a）可知：（1）GH 組試件的預(yù)制UHPC 表面平整光滑，界面黏結(jié)力主要為化學作用力和范德華力，而無機械咬合力.界面開裂的瞬間，黏結(jié)界面豎向裂紋瞬間貫穿而發(fā)生剪切破壞，因此光滑組試件的曲線近似呈線性，并在達到破壞極限荷載時迅速發(fā)生剪切脆性破壞.（2）PS 組的預(yù)制UHPC 界面進行了噴砂處理，隨著噴砂率的增加，界面粗糙度增大，組合試件的黏結(jié)能力增強，如試件PS-1、PS-2. 值得注意的是，噴砂率達到一定程度后，過多的砂與預(yù)制UHPC 的結(jié)合較差，使預(yù)制UHPC 與現(xiàn)澆NC 的機械咬合力下降.同時噴砂率過高會使石英砂過多覆蓋UHPC，減少UHPC 與NC 的接觸面，使得UHPC-NC 界面黏結(jié)力中的化學作用力和范德華力均顯著降低，組合試件的黏結(jié)能力反而降低，如試件PS-3、PS-4.PS 組試件的曲線近似呈線性，在破壞極限荷載處試件發(fā)生脆性破壞.結(jié)合表4 可知，隨著噴砂率的上升，噴砂試件界面的抗剪強度和抗剪剛度均先上升再下降.

由圖5（b）可知，ZM 組曲線表明鑿毛組試件界面的破壞形式為明顯的延性破壞.具體而言，ZM 組曲線在前期大致呈線性，隨后出現(xiàn)屈服階段，荷載緩慢增加、位移快速增長.這是因為鑿毛處理使預(yù)制UHPC 界面粗糙度增大，表3 顯示，ZM 組界面平均灌砂深度明顯大于PS 組和QC 組.ZM 組的UHPC 界面形成凸峰并且鋼纖維裸露，達到線性增長階段的極限荷載時預(yù)制UHPC 界面部分被剪斷，由于UHPC 本身具有延性破壞特征，ZM 組試件界面剪切破壞也表現(xiàn)出有限的延性.這點也由圖4 中鑿毛組破壞斷面所證明.表現(xiàn)最好的試件ZM-2 在達到極限荷載的93.62% 前基本呈線性，sl=1.07 mm，su=1.33 mm，屈服階段的滑移量達到sl的24.30%.試件ZM-3 在達到極限荷載的84.52%前基本呈線性，sl=1.28 mm，su=1.61 mm，屈服階段的滑移量達到sl的25.78%.試件ZM-2 與ZM-3 在擁有最高界面抗剪強度的同時，破壞時延性也最為明顯.

由圖5（c）可知，QC 組整體呈現(xiàn)延性破壞.與ZM 組類似，QC 組曲線前期基本呈線性增加，后期出現(xiàn)屈服階段.這是由于QC 組界面破壞時UHPC切槽被部分剪壞，UHPC 切槽延緩了界面剪切破壞過程，因此曲線出現(xiàn)屈服階段.試件QC-2 的滑移曲線在達到極限荷載的98.18% 前基本呈線性，sl=0.80 mm，su=0.85 mm，屈服階段的滑移量達到sl的6.25%.相較于試件ZM-2，試件QC-2 的屈服階段較短，延性較差.

2.3 UHPC-NC 界面抗剪強度與抗剪剛度

組合試件的界面抗剪強度τu可以采用式（1）計算.

式中：A為組合試件界面的面積.

UHPC-NC 界面抗剪剛度可按照線性增長階段割線模量法近似計算.組合試件的界面抗剪強度和抗剪剛度見表4.

由表4 中各試件抗剪強度的結(jié)果可知：（1）ZM 組中試件ZM-2 的界面粗糙度較高，擁有較大的機械咬合力，從而表現(xiàn)出最大的界面抗剪強度，達到14.36 MPa，是光滑組的4.69 倍，是網(wǎng)格邊長最小的試件ZM-1 的1.60 倍，說明適度增加網(wǎng)格邊長可以使鑿毛組試件界面抗剪強度增大；試件ZM-3 同樣具有較高的界面抗剪能力，其界面抗剪強度達到試件ZM-2 的99.37%；過度增大網(wǎng)格邊長會降低界面粗糙度，使得界面抗剪強度減小，如試件ZM-4.（2）QC組界面的切槽能較好地提升組合試件的界面抗剪強度，切槽組中試件QC-2 的界面抗剪強度為11.79 MPa，達到試件ZM-2 的82.10%，是光滑組試件界面抗剪強度的3.85 倍，是試件QC-1 的1.39 倍，說明適度提高切槽深度可以有效提高組合試件的界面抗剪強度.（3）PS 組試件隨著噴砂率的增加，界面抗剪強度整體呈現(xiàn)先增加后降低的趨勢，這是因為適量的噴砂能提高界面粗糙度和增大界面機械咬合力，而過度噴砂會減弱砂與UHPC 的結(jié)合能力，同時會覆蓋UHPC 表面進而減少UHPC 與NC 的接觸面積，使界面黏結(jié)強度降低.試件PS-2 的界面抗剪強度為噴砂組試件中的最大值，是光滑組試件的1.48 倍，達到試件ZM-2 的31.48%，值得注意的是，試件PS-2的平均灌砂深度為2.62 mm，與試件QC-2 的平均灌砂深度2.40 mm 較為接近，然而其界面抗剪強度僅為試件QC-2 的38.34%，這說明粗糙度接近的不同界面處理試件的界面抗剪強度表現(xiàn)出明顯差異.

從表4 中各組試件的界面抗剪剛度結(jié)果來看，界面抗剪強度大的試件界面抗剪剛度往往也偏大，整體呈現(xiàn)相同的變化趨勢.其中：試件ZM-2 的界面抗剪剛度最大，為570.60 kN/mm；試件QC-2 也表現(xiàn)出較大的界面抗剪剛度，為試件ZM-2 的85.80%；試件PS-2 在噴砂組里表現(xiàn)出最大的界面抗剪剛度，為試件ZM-2 的46.03%，PS-3 組的抗剪剛度最小，為試件ZM-2 的26.75%；GH 組的界面抗剪剛度較小，為試件ZM-2 的28.66%.

通過對既有的UHPC-NC 黏結(jié)性能研究進行總結(jié)［21］，發(fā)現(xiàn)不同界面處理方式的基體NC-現(xiàn)澆UHPC 的黏結(jié)強度為2.20～6.02 MPa，斜剪試驗測得的抗剪強度可達到11.16～15.5 MPa.王德弘等［16］對預(yù)制UHPC-現(xiàn)澆NC 進行雙面剪切試驗得出，不同開槽密度界面的組合試件界面抗剪強度為1.29～3.77 MPa.Ding 等［22］對預(yù)制UHPC-現(xiàn)澆UHPC 進行雙面剪切試驗發(fā)現(xiàn)，光滑界面與鑿毛界面組合試件的界面抗剪強度分別為0.990、1.006 MPa，鑄槽界面組合試件的界面抗剪強度可達12.355 MPa.本文以邊長18 mm 的正方形鋼絲網(wǎng)格進行鑿毛處理的試件ZM-2 的界面抗剪強度最大，為14.36 MPa，超過以往的研究結(jié)果.試件ZM-2 的界面抗剪剛度也表現(xiàn)最為出色，同時破壞時表現(xiàn)出明顯的延性破壞，而且其界面處理方法方便簡單，因此被認為是最為適合的UHPC 免拆模板界面處理方式.

3 結(jié)論

（1）預(yù)制UHPC 與現(xiàn)澆NC 試件破壞時主要表現(xiàn)為僅UHPC-NC 黏結(jié)界面破壞，UHPC-NC 黏結(jié)界面與NC 內(nèi)部均被剪斷，以及黏結(jié)界面發(fā)生剪切破壞但未脫落與NC 內(nèi)部被剪斷.

（2）鑿毛組試件界面隨著鑿毛網(wǎng)格邊長的增大，抗剪強度先增大后減??；噴砂組試件界面抗剪強度隨著噴砂率的增加而先增大后減小.這說明不同界面處理方式均存在一個最合適的界面處理參數(shù).采用邊長18 mm 正方形鋼絲網(wǎng)格鑿毛處理的試件ZM-2 界面抗剪強度與界面抗剪剛度最大，分別為14.36 MPa 和570.60 kN/mm，被認為是最合適的界面處理方式.

（3）界面抗剪強度大的組合試件界面抗剪剛度往往也偏大.界面處理方式不同但界面粗糙度相近的試件界面抗剪強度相差較大.

（4）組合試件的剪切荷載-界面滑移曲線表明，光滑與噴砂處理的試件界面發(fā)生脆性破壞，鑿毛和切槽處理的試件界面表現(xiàn)出延性破壞特征.