劉杰 邱磊 張楊 陳娟娟 周萬清

摘 要：為研究抗剪鋼筋的屈服強度fy和混凝土保護層厚度h對混凝土整澆界面直剪性能的影響，開展了12個Z形試件推出式試驗?；谠囼灛F(xiàn)象和界面實測的荷載滑移曲線，提出界面剪力傳遞機理。根據(jù)試件的承載力測試值，對規(guī)范ACI、PCI以及AASHTO的界面直剪承載力計算公式進行評估分析。結(jié)果表明：當(dāng)fy由400 MPa提高至600 MPa或h由20 mm增加至40 mm時，界面的直剪強度和剛度均無顯著變化，但h的變化會引起界面破壞模式的改變;混凝土的粘結(jié)力和內(nèi)聚力對界面直剪承載力的貢獻(xiàn)較大;3個規(guī)范的計算公式都能較好地應(yīng)用于工程設(shè)計，但ACI和PCI計算公式過于保守，AASHTO計算公式的計算精度較高。

關(guān)鍵詞：混凝土界面;直剪性能;高強鋼筋;混凝土保護層;推出式試驗

中圖分類號：TU317?? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A?? 文章編號：2096-6717（2020）04-0077-07

收稿日期：2020-03-10

基金項目：國家自然科學(xué)基金（51641807）;湖北省自然科學(xué)基金（2018CFB664）;防災(zāi)減災(zāi)湖北省重點實驗室（三峽大學(xué)）開放基金（2018KJZ06）;宜昌市大學(xué)應(yīng)用基礎(chǔ)研究項目（A18-302-a14）

作者簡介：劉杰（1984- ），男，博士，副教授，主要從事混凝土結(jié)構(gòu)研究，E-mail：werewolves@163.com。

周萬清（通信作者），男，博士，副教授，E-mail：zhouwq1978@163.com。

Received：2020-03-10

Foundation items：National Natural Science Foundation of China （No.51641807）; Natural Science Foundation of Hubei Province （No. 2018CFB664）; Open Research Fund Project of Hubei Key Laboratory of Disaster Prevention and Mitigation （China Three Gorges University） （No. 2018KJZ06）; University Applied Basic Research Project of Yichang City（No. A18-302-a14）

Author brief：LIU Jie （1984- ）， PhD， associate professor， main research interest： concrete structure， E-mail： werewolves@163.com.

ZHOU Wanqing （corresponding author）， PhD， associate professor， main research interest： concrete structure， E-mail： zhouwq1978@163.com.

Experimental study on direct shear behavior of monolithically cast concrete interfaces with high-strength shear reinforcements

LIU Jiea，b， QIU Leia， ZHANG Yanga， CHEN Juanjuana， ZHOU Wanqinga

（a. College of Civil Engineering & Architecture; b. Hubei Key Laboratory of Disaster Prevention and Mitigation， China Three Gorges University， Yichang 443002， Hubei， P. R. China）

Abstract： In order to study the influence of the yield strength fy of the shear reinforcement and the concrete cover thickness h on the direct shear performance of the monolithically cast concrete interface， a push-out test of 12 Z-shaped specimens was carried out. Based on the experimental phenomenon and the measured load-slip curve of the interface， the interface shear force transfer mechanism was revealed. According to the test value of the bearing capacity of the specimens， the calculation formulas of the interface direct shear bearing capacity of the standard ACI， PCI and AASHTO were evaluated and analyzed. The results show that when fy increases from 400 MPa to 600 MPa or h increases from 20 mm to 40 mm， the direct shear strength and stiffness of the interface do not change significantly， while the change of h will cause the different interface failure modes; The cohesive force of concrete has a great contribution to the direct shear bearing capacity of the interface; The three standard calculation formulas can be applied to engineering design， while the ACI and PCI calculation formulas are too conservative， and the AASHTO calculation formula is of great accuracy.

Keywords：concrete interface; direct shear behavior; high-strength reinforcement; concrete cover; push-off test

鋼筋混凝土構(gòu)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(shè)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(guān)文獻(xiàn)[5]，鋼筋混凝土直剪破壞界面可分為3類：整體澆筑未預(yù)裂界面（以下簡稱“整澆界面”）、整體澆筑預(yù)裂界面（以下簡稱“預(yù)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(zhì)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(yīng)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(jié)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(xiàn)，而AASHTO考慮了這種貢獻(xiàn)，為了更好地指導(dǎo)工程設(shè)計，有必要對各規(guī)范條款進行評估分析。此外，《混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計規(guī)范》（GB/T 50476—2008）[13]針對不同的環(huán)境等級、設(shè)計使用年限及構(gòu)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(jié)果分析了界面的剪力傳遞機理，對ACI、PCI和AASHTO規(guī)范設(shè)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(shè)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(shè)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。

試件一次澆筑成型，混凝土采用表1中的配合比，設(shè)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。

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(diào)加載。試驗時先以0.3 kN/s速率加載至10 kN進行預(yù)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(cè)的豎向相對滑移和橫向裂縫張開寬度，如圖2所示。

2 試驗結(jié)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。

2.2 破壞形態(tài)

試驗結(jié)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(cè)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(cè)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。

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(dāng)這種劈裂力大于混凝土的抗拉強度時，混凝土被拉壞。當(dāng)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(dāng)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(jié)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(yīng)的界面相對滑移Su。需要說明的是，試件ZC5N2-2加載時出現(xiàn)端部壓碎的異常現(xiàn)象，因此，未給出其試驗結(jié)果。為了方便分析，圖7給出了各試件Vu和Su的對比情況。

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%。

同理可知，ZC5N4組與ZC5T4組的Vu值與Su值也都變化不大。由此認(rèn)為，當(dāng)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(dá)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(rèn)為，當(dāng)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。

基于對圖8實測曲線的分析，結(jié)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。

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(guān)系，界面直剪承載力主要由混凝土的粘結(jié)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。滑移值的增加使得混凝土的粘結(jié)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(jié)力和內(nèi)聚力對界面抗力的貢獻(xiàn)仍然較大。在本階段的最后，荷載達(dá)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(jié)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(jié)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(jié)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(dāng)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(dāng)界面達(dá)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(jié)力、內(nèi)聚力以及抗剪鋼筋引起的摩擦力提供。

3 相關(guān)規(guī)范的設(shè)計條款評估

3.1 相關(guān)規(guī)范的設(shè)計條款簡介

選用3個應(yīng)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(shè)計手冊PCI[3]以及橋梁規(guī)范AASHTO[4]?？紤]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(guān)于ρfy的線性表達(dá)式，它們相互之間并無本質(zhì)區(qū)別[1];此外，中國規(guī)范設(shè)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(yīng)的摩擦系數(shù)，而規(guī)范ACI、PCI和AASHTO中的界面抗剪設(shè)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(yīng)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。

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(xiàn);AASHTO考慮了混凝土界面粘結(jié)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(shè)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。

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(yīng)用于指導(dǎo)工程設(shè)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(jié)果可知，混凝土粘結(jié)力和內(nèi)聚力對峰值直剪承載力的貢獻(xiàn)較大，由于AASHTO考慮了混凝土的粘結(jié)力和內(nèi)聚力的貢獻(xiàn)，使得其計算的精確度更高。

4 結(jié)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(dá)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(shè)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(dāng)界面達(dá)到直剪承載能力極限狀態(tài)時，混凝土的粘結(jié)力和內(nèi)聚力對界面直剪承載力的貢獻(xiàn)較大。而3個規(guī)范中，僅AASHTO設(shè)計公式考慮了混凝土的粘結(jié)力和內(nèi)聚力對界面直剪承載力的貢獻(xiàn)，這即是該規(guī)范計算精度最高的原因所在。參考文獻(xiàn)：

[1] 劉杰， 陳娟娟. 新老混凝土界面抗剪強度研究現(xiàn)狀綜述[J]. 混凝土， 2015（1）： 62-67.

LIU J， CHEN J J. State of the art review on shear strength of interface between new and old concrete [J]. Concrete， 2015（1）： 62-67. （in Chinese）

[2] ACI Committee 318. Building code requirements for structural concrete （ACI 318-19） and Commentary （ACI 318R-14）[S].Detroit： American Concrete Institute， 2019.

[3] Precast/Prestressed Concrete Institute. PCI design handbook： precast and prestressed concrete[M]. 7th edition. Precast/Prestressed Concrete Institute， 2010.

[4] American Association of State Highway and Transportation Officials （AASHTO）. AASHTO LRFD bridge design specifications [S].5th edition. Washington， DC： AASHTO， 2010.

[5]? LIU J， FANG J X， CHEN J J， et al. Evaluation of design provisions for interface shear transfer between concretes cast at different times [J]. Journal of Bridge Engineering， 2019， 24（6）： 06019002.

[6]? HARRIES K A， ZENO G， SHAHROOZ B. Toward an improved understanding of shear-friction behavior [J]. ACI Structural Journal， 2012， 109（6）： 835-844.

[7]? BARBOSA A R， TREJO D， NIELSON D. Effect of high-strength reinforcement steel on shear friction behavior [J]. Journal of Bridge Engineering， 2017， 22（8）： 04017038.

[8]? KAHN L F， MITCHELL A D. Shear friction tests with high-strength concrete [J]. ACI Structural Journal， 2002， 99（1）： 98-103.

[9]? WU P T， WU C Q， LIU Z X， et al. Investigation of shear performance of UHPC by direct shear tests [J]. Engineering Structures， 2019， 183： 780-790.

[10]? SNEED L H， KRC K， WERMAGER S， et al. Interfaceshear transfer of lightweight-aggregate concretes with different lightweight aggregates [J]. PCI Journal， 2016， 61（2）： 38-55.

[11]? XIAO J Z， SUN C， LANGE D A. Effect of joint interface conditions on shear transfer behavior of recycled aggregate concrete [J]. Construction and Building Materials， 2016， 105： 343-355.

[12] 盧海霞， 林峰， 李彤煜. 高強鋼筋和剪跨比對混凝土構(gòu)件直剪性能的影響[J]. 結(jié)構(gòu)工程師， 2013， 29（2）： 146-152.

LU H X， LIN F， LI T Y. Effects of the HRB500 steel rebar and shear span ratio on the direct shear performance of reinforced concrete members [J]. Structural Engineers， 2013， 29（2）： 146-152. （in Chinese）

[13] 混凝土結(jié)構(gòu)耐久性設(shè)計規(guī)范： GB/T 50476—2008[S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社， 2008.

Code for durability design of concrete structures： GB/T 50476-2008[S]. Beijing： China Architecture & Building Press，2008.（in Chinese）

[14] 混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范： GB 50010—2010[S] .北京： 中國建筑工業(yè)出版社，2015.

Code for design of concrete structures： GB 50010-2010 [S]. Beijing： China Construction Industry Press， 2015.（in Chinese）

（編輯 章潤紅）