配置高强抗剪钢筋的混凝土整浇界面直剪性能试验研究

刘杰，邱磊，张杨，陈娟娟，周万清

(三峡大学 a.土木与建筑学院；b.防灾减灾湖北省重点实验室，湖北 宜昌443002)

钢筋混凝土构件在材料或几何不连续处容易发生界面直剪破坏，实际工程中，牛腿根部、剪力墙的施工缝以及空心板桥的后浇铰缝等部位的界面直剪破坏屡见不鲜[1]。对于界面直剪破坏，美国的混凝土规范ACI[2]、混凝土设计手册PCI[3]以及桥梁规范AASHTO[4]都专门在“shear-friction”节给出了界面的直剪承载力计算条款，根据这3个规范和相关文献[5]，钢筋混凝土直剪破坏界面可分为3类：整体浇筑未预裂界面(以下简称“整浇界面”)、整体浇筑预裂界面(以下简称“预裂界面”)和不同时间浇筑形成的新老混凝土界面。近年来，研究者针对这3类直剪破坏界面的研究取得了丰富的成果，研究内容涉及高强抗剪钢筋(Harries等[6]、Barbosa等[7])、高强或高性能混凝土(Kahn等[8]、Wu等[9])、轻质混凝土(Sneed等[10])和再生混凝土(Xiao等[11])等。

实际工程中，高强钢筋的应用日益广泛，但需要指出的是，高强抗剪钢筋的配置能否提高直剪破坏界面的直剪承载力目前尚不明确。卢海霞等[12]利用Z形试件，研究了屈服强度为500 MPa的高强抗剪钢筋对整浇界面直剪性能的影响，结果表明，与配置HRB400钢筋的试件相比，配置HRB500钢筋的试件的直剪承载力提高了2%～8%。同时，上述3个规范在计算界面直剪承载力方面存在一些明显的差异，主要表现在ACI和PCI未考虑混凝土对界面直剪承载力的贡献，而AASHTO考虑了这种贡献，为了更好地指导工程设计，有必要对各规范条款进行评估分析。此外，《混凝土结构耐久性设计规范》(GB/T 50476—2008)[13]针对不同的环境等级、设计使用年限及构件部位，规定了钢筋的最小混凝土保护层厚度范围为20～45 mm。Liu等[5]和Kahn等[8]的研究表明，抗剪钢筋混凝土保护层厚度会影响新老混凝土界面的破坏模式，但其对整浇界面直剪性能(尤其是直剪强度)有何影响，还有待深入探究。

基于此，笔者进行了12个Z形试件推出式试验，研究了抗剪钢筋的屈服强度和混凝土保护层厚度对整浇界面直剪性能的影响，基于试验结果分析了界面的剪力传递机理，对ACI、PCI和AASHTO规范设计条款的适用性和经济性进行了比较。

1 试验概况

1.1 试件设计及试验方案

Z形推出式试件的几何尺寸、配筋情况如图1所示。为了研究抗剪钢筋的屈服强度fy和混凝土保护层厚度h对整浇界面直剪性能的影响，共设计了4组Z形试件：ZC5N2组、ZC5N4组、ZC5T2组和ZC5T4组，组名中“ZC5”表示“Z形C50整浇试件”、“N”和“T”分别表示抗剪钢筋为“fy=400 MPa的普通钢筋”和“fy=600 MPa的高强钢筋”、“2”和“4”分别表示h为“20 mm”和“40 mm”。每组3个试件，共12个试件。

图1 试件几何尺寸及钢筋配置(单位：mm)Fig.1 Dimensions and reinforcement details of

试件一次浇筑成型，混凝土采用表1中的配合比，设计强度等级为C50。其中，水泥采用P.O 42.5R级早强型普通硅酸盐水泥；粗骨料采用石灰岩碎石，粒径为10～12 mm；外加剂采用聚羧酸系高效减水剂。试件加载时测得混凝土立方体抗压强度为55.6 MPa。试件抗剪钢筋采用直径为8 mm的HRB400级和HRB600级钢筋，试验测得两者的屈服强度分别为450、645 MPa。

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

1.2 加载及测量方案

加载试验在量程为1 000 kN的电液伺服万能试验机上进行，通过试件两端尺寸为200 mm×150 mm×15 mm的钢板进行单调加载。试验时先以0.3 kN/s速率加载至10 kN进行预加载，然后卸荷至1 kN，再以0.3 kN/s速率进行加载，直至试件破坏为止。加载过程中，通过LVDT来实时测量界面两侧的竖向相对滑移和横向裂缝张开宽度，如图2所示。

图2 试件加载及LVDT布置图Fig.2 Specimen loading and LVDT

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

根据测试过程中记录的视频，加载过程中观察到的第一个试验现象是界面附近出现微小的肉眼可见裂缝，该裂缝与界面大致呈0°～10°的夹角，如图3所示。随后观察到界面相对滑移逐渐开展，裂缝宽度不断增大，最后破坏面附近混凝土局部剥落或者抗剪钢筋的混凝土保护层整体剥落，试件丧失承载能力。

图3 试件初始裂缝图

2.2 破坏形态

试验结束时，所有试件均出现与界面呈0°～10°的主斜裂缝(ZC5N2-2试件加载时出现端部压碎的异常现象，不再讨论)，同时，抗剪钢筋均未被完全剪断，破坏后的全部试件如图4所示。整体而言，试件出现两种破坏模式：1)保护层厚度为20 mm的试件破坏时，主斜裂缝附近混凝土局部剥落，裸露出破坏面周围部分抗剪钢筋，同时，试件侧面没有出现竖向裂缝或裂缝宽度较小，如图5所示；2)保护层厚度为40 mm的试件破坏时，试件侧面有明显的竖向裂缝，抗剪钢筋混凝土保护层已经或接近整体剥落，如图6所示。

图4 破坏后的试件

图5 ZC5N2-1破坏形态

图6 ZC5T4-3破坏形态

产生这两种破坏模式的原因在于，主拉斜裂缝出现后，抗剪钢筋开始承受较大的剪力，同时给钢筋周围的混凝土施加劈裂力，当这种劈裂力大于混凝土的抗拉强度时，混凝土被拉坏。当混凝土保护层厚度为20 mm时，界面附近的混凝土保护层被局部挤落；当混凝土保护层厚度增大到40 mm时，混凝土保护层有被整体劈裂而剥落的趋势。

2.3 主要试验结果与影响参数分析

根据试验全过程采集的数据，表2列出了整浇界面的直剪承载力Vu及其对应的界面相对滑移Su。需要说明的是，试件ZC5N2-2加载时出现端部压碎的异常现象，因此，未给出其试验结果。为了方便分析，图7给出了各试件Vu和Su的对比情况。

表2 主要的试验结果Table 2 Main test results

2.3.1 抗剪钢筋屈服强度的影响 为了研究抗剪钢筋屈服强度fy对整浇界面直剪性能的影响，将ZC5N2组与ZC5T2组、ZC5N4组与ZC5T4组分别进行对比分析。由图7(a)可知，ZC5N2组与ZC5T2组各试件Vu值相差不大。由表2可知，两组试件Vu的均值分别为483.7、483.9 kN，表明这两组试件的Vu均值仅变化了0.04%。此外，由图7(b)可知，这两组试件的Su值差距并不明显。据表2可知，两组试件Su均值分别为0.437、0.418 mm，仅变化了4.3%。

图7 主要的试验结果对比图Fig.7 Comparison of main test

同理可知，ZC5N4组与ZC5T4组的Vu值与Su值也都变化不大。由此认为，当fy由400 MPa提升至600 MPa时，整浇界面的Vu及Su并无明显变化。因此，界面的抗剪刚度亦无明显变化。产生这种现象的原因可能在于，界面达到承载力峰值时HRB600级抗剪钢筋并未屈服。

2.3.2 混凝土保护层厚度的影响 为了研究抗剪钢筋混凝土保护层厚度h对整浇界面直剪性能的影响，将ZC5N2组与ZC5N4组、ZC5T2组与ZC5T4组分别进行对比分析。由图7(a)可知，ZC5N2组与ZC5N4组各试件的Vu值相差不大。由表2可知，两组试件Vu的均值分别为483.7、500.5 kN，表明两组试件的Vu均值仅变化了3.5%。此外，由图7(b)可知，这两组试件的Su值差距并不明显。由表2可知，两组试件Su均值分别为0.437、0.475 mm，数值仅增加了0.038 mm，增幅为8.7%。

同理可知，ZC5T2组与ZC5T4组的Vu值与Su值也都变化不大。由此认为，当h由20 mm提高至40 mm时，整浇界面的Vu及Su并无明显变化。因此，此时界面的抗剪刚度亦无明显变化。

2.4 界面荷载-滑移曲线及剪力传递机理分析

根据万能试验机所记录的荷载值以及LVDT测量的界面相对滑移值，绘制了整浇界面的荷载-滑移曲线，见图8。需要说明的是，考虑到相似性以及易于对比，每组试件中仅选择了一根曲线绘制在图8中。

图8 界面实测的荷载-滑移曲线Fig.8 Measured load-slip curves of

基于对图8实测曲线的分析，结合试验过程中观察到的现象，提出的整浇界面典型的荷载-滑移曲线如图9所示，据此可将整浇界面的直剪过程分为4个阶段。

图9 界面典型的荷载-滑移曲线Fig.9 Typical load-slip curve of

阶段1(弹性阶段，如图9线段OA所示)：荷载值从0增加至约0.7Vu～0.8Vu时，界面的相对滑移非常小，此阶段荷载与位移基本呈线弹性关系，界面直剪承载力主要由混凝土的粘结力和内聚力提供。

阶段2(承载力峰值阶段，如图9线段AB所示)：在此阶段，界面出现肉眼可见斜裂缝，滑移增长速率较前一阶段明显提高，但最大滑移值仍然很小，一般不超过0.6 mm。滑移值的增加使得混凝土的粘结力和内聚力有所降低，并使抗剪钢筋更多地参与到界面抗剪，而鉴于此时界面相对滑移很小，混凝土的粘结力和内聚力对界面抗力的贡献仍然较大。在本阶段的最后，荷载达到界面直剪承载力峰值Vu，界面承载力主要由混凝土的粘结力、内聚力以及抗剪钢筋引起的摩擦力提供。

阶段3(荷载释放阶段，如图9线段BC所示)：一般情况下，荷载在Vu附近会持续3 s左右，随后界面进入荷载释放阶段(此时部分试件会听见“砰”的一声)。在该阶段，界面滑移较前两个阶段有明显的增大，这使得混凝土的粘结力和内聚力很快下降，并在该阶段的最后降至接近于0，此时的界面承载力主要由抗剪钢筋引起的摩擦力和销栓作用提供。

阶段4(破坏阶段，如图9线段CD所示)：在该阶段，由于界面的滑移和裂缝宽度较大，混凝土的粘结力、内聚力以及界面摩擦力基本不再提供抗力，界面承载力主要由抗剪钢筋的销栓作用提供。当钢筋给周围混凝土施加的劈裂力大于混凝土的抗拉强度时，界面附近混凝土局部剥落或者抗剪钢筋的混凝土保护层整体剥落，界面丧失承载能力。

综上所述，在加载过程的不同阶段，界面的抗力由不同的因素提供，当界面达到直剪承载能力极限状态时，界面直剪承载力主要由混凝土的粘结力、内聚力以及抗剪钢筋引起的摩擦力提供。

3 相关规范的设计条款评估

3.1 相关规范的设计条款简介

选用3个应用比较广泛的规范进行评估，分别是美国的混凝土规范ACI[2]、混凝土设计手册PCI[3]以及桥梁规范AASHTO[4]。考虑到规范中直剪界面抗剪计算公式均是基于摩擦抗剪理论提出的关于ρfy的线性表达式，它们相互之间并无本质区别[1]；此外，中国规范设计公式[14](如：剪力墙水平施工缝的受剪承载力公式)的适用对象为新老混凝土界面，没有提供与整浇界面相对应的摩擦系数，而规范ACI、PCI和AASHTO中的界面抗剪设计公式适用于所有3类直剪界面。因此，对以上3个规范进行评估。

表3列出了ACI[2]、PCI[3]以及AASHTO[4]中整浇界面直剪承载力计算公式及相应的限制条件。为方便对比，各公式参数均采用国际单位制，并将各参数符号进行了统一，表中Vu为界面直剪承载力，N；Avf为抗剪钢筋面积，mm2；Acv为界面面积，mm2；c为界面黏聚力，仅存在于AASHTO中，其值为2.76 MPa；fy为抗剪钢筋屈服强度，MPa；f′c为混凝土圆柱体轴心抗压强度，MPa；μ为界面摩擦系数，取1.4；μe为界面有效摩擦系数；Pc为外力引起的界面法向压力；K1为考虑混凝土强度的界面直剪承载力限制系数，ACI、AASHTO和PCI中K1取值分别为0.20、0.25和0.30；K2为界面直剪承载力限制参数，ACI、AASHTO和PCI中K2取值分别为11.03、10.34、6.89 MPa。

表3 各规范整浇界面直剪承载力计算公式Table 3 Calculation formulas of shear capacity for monolithically cast interfaces in codes

对比各计算公式不难发现，ACI与PCI仅考虑了摩擦力对直剪承载力的贡献；AASHTO考虑了混凝土界面粘结力或内聚力、摩擦力以及外力引起的界面法向压力对直剪承载力的影响。

3.2 适用性与经济性评估

为了对各设计规范进行评估，表4列出了各试件直剪承载力的测试值与计算值之比。表中Vt为直剪承载力测试值；VACI、VPCIa、VPCIb和VAAS分别为依据ACI计算式、PCI计算式(a)、PCI计算式(b)和AASHTO计算式得到的直剪承载力计算值。

表4 各试件直剪承载力的测试值与计算值的比值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的均值分别为2.80、2.80、1.82和1.44，变异系数为3.7%，由此表明，3个规范均能较好地应用于指导工程设计，但ACI和PCI显得过于保守，而AASHTO的计算精度最高。由上述剪力传递机理分析结果可知，混凝土粘结力和内聚力对峰值直剪承载力的贡献较大，由于AASHTO考虑了混凝土的粘结力和内聚力的贡献，使得其计算的精确度更高。

4 结论

1)抗剪钢筋的屈服强度fy由400 MPa提升至600 MPa时，整浇界面的直剪强度及刚度均无显著变化。产生这种现象的原因可能在于，界面达到承载力峰值时HRB600级抗剪钢筋并未屈服。

2)抗剪钢筋的混凝土保护层厚度h由20 mm增加到40 mm时，整浇界面的直剪强度及刚度均无显著变化，但界面破坏模式由破坏面附近混凝土局部剥落变为混凝土保护层整体剥落。

3)对于本文试件而言，规范AASHTO设计公式的计算精度比ACI和PCI的高。界面剪力传递机理分析表明，当界面达到直剪承载能力极限状态时，混凝土的粘结力和内聚力对界面直剪承载力的贡献较大。而3个规范中，仅AASHTO设计公式考虑了混凝土的粘结力和内聚力对界面直剪承载力的贡献，这即是该规范计算精度最高的原因所在。