摘要
超高性能混凝土（UHPC）在工程结构加固领域应用前景广阔，新浇 UHPC 加固层与既有混凝土可靠的界面黏结性能，是确保加固结构服役性能的关键。为研究不同界面处理方式对 UHPC 与普通混凝土（NC）间黏结性能的影响，设计制作了 6 个 Z 形 UHPC-NC 界面抗剪试件，探究光滑、凿毛、凿毛+植筋 3 种不同 UHPC-NC 结合面黏结性能，并通过建立混凝土结合面非线性有限元模型，探讨剪切荷载作用下不同 UHPC-NC 结合面黏结应力的分布规律。结果表明：UHPC-NC 界面黏结性能随结合面粗糙度增大不断提高，界面抗剪钢筋有利于延缓混凝土结合面脱黏和裂缝发展；相比光滑 UHPC-NC 结合面，平均凿毛深度为 4 mm 且植入 4 根直径 8 mm 抗剪钢筋的混凝土结合面，其抗剪强度、刚度及弹性刚度依次增大了 156.1%、10.9% 和 101.0%，且随着界面裂缝不断发展，凿毛+植筋处理的 UHPC-NC 界面剪应力分布渐趋均匀，结合面残余黏结作用主要由界面抗剪钢筋提供。
关键词
Abstract
Ultra-high performance concrete （UHPC） has great application prospects in engineering structure reinforcement. The reliability of the bonding properties at the interface between the new UHPC reinforcement layer and the old concrete structure is critical for ensuring the serviceability of the reinforced structures. To determine the influence of different interface treatments on the bonding properties at the interface between the UHPC and normal concrete （NC）， six Z-shaped UHPC-NC bonding specimens were designed， and the bonding properties of the UHPC-NC with three different kinds of interface， namely smooth， chisel， chisel + reinforced， were investigated. In addition， nonlinear finite element models for the concrete interface were established to determine the distribution law of bonding stresses of different UHPC-NC interfaces under shear loads. The results show that the bonding properties of the UHPC-NC interface increase with the increase in the interface roughness， and interfacial shear reinforcements can postpone the debonding and cracking of the concrete interface. Compared to the smooth UHPC-NC interface， the shear strength， stiffness， and elastic stiffness of the concrete interface with an average chisel depth of 4 mm and four shear reinforcements with a diameter of 8 mm are improved by 156.1%， 10.9%， and 101.0%， respectively. With the continuous development of interfacial cracks， the shear stress distribution of the UHPC-NC interface treated with chisel and reinforcement becomes more and more uniform， and the residual bonding effect of the interface is mainly provided by the interfacial shear reinforcement.
Keywords
0 引言
进入 21 世纪以来，中国公路交通运输量每年保持井喷式增长，大量现役钢筋混凝土桥梁出现不同程度的开裂、混凝土剥落、钢筋锈蚀等病害，影响结构安全和耐久性。导致既有混凝土桥梁开裂病害频发的原因很多，包括早期设计理论不完善（如混凝土收缩徐变考虑不充分、温度效应模型不成熟等）、施工质量缺陷（如预应力灌浆不饱满、混凝土严重超方等）、车辆超载普遍、运营管养不及时等。加固既有混凝土桥梁的结构是增强其服役性能和耐久性的重要手段。传统做法是在桥梁表面粘贴板材（如钢板条、碳纤维 CFRP 布）或采用普通混凝土增大结构断面，或在其受拉区增设体外预应力改善桥梁服役性能。然而，粘贴薄钢板条或 CFRP 布对桥梁刚度和抗裂性能提升有限，较厚的普通混凝土加固层会显著增大结构自重，降低加固效率，体外预应力可以增强桥梁刚度和承载能力，但钢束锚固区和转向块应力集中明显，且钢束防腐难度大。
近年来，有学者提出采用超高性能混凝土（Ultra High-Performance Concrete，UHPC）加固既有混凝土结构的新方法[1]。UHPC 是一种具有超高强度、优异耐久性、符合国家“双碳”目标的可持续发展材料，其组成材料中的钢纤维可有效提高混凝土抗裂性能，掺入的硅灰也有利于改善 UHPC 与普通混凝土 （Normal Concrete，NC）的结合能力[2-3]。采用 UHPC 加固既有钢筋混凝土桥梁不仅能提高结构使用寿命和承载能力，还能增强抗渗和抗锈蚀能力。然而，新浇 UHPC 与旧混凝土之间存在明显的服役龄期和收缩徐变差异，服役过程中新老混凝土结合面拉剪效应明显，加固层与既有混凝土结构的黏结界面开裂风险高，甚至存在服役过程中提早剥离的风险。处治加固区混凝土表面，可以提高界面黏结能力，增强加固结构的可靠性，较为常见的混凝土界面处治方式包括凿毛、喷砂、切槽、钻孔、植筋等。
目前，国内外学者对 UHPC-NC 结合面黏结性能已有一些研究。Jang 等[4]对不同混凝土结合面抗剪性能进行了试验研究，发现结合面附近的骨料咬合作用对 UHPC-NC 界面黏结强度影响显著；Aaleti 等[5] 基于新老混凝土界面黏结试验结果，探讨了凿毛度对 UHPC-NC 结合面黏结性能的影响，结果显示凿毛度对界面剪力传递影响较大；张阳等[6] 研究了不同 UHPC-NC 界面抗剪性能，发现混凝土凿毛和刻槽对结合面抗剪强度提高明显，界面植筋或刻槽能进一步增强结合面变形能力；饶欣频等[7] 对 UHPC-NC 界面进行的试验研究表明：结合面为光滑或凿毛状态时，黏结界面极易发生脆性剪切破坏。综合国内外已有研究，目前有关 UHPC-NC 界面黏结影响因素的研究已较多，但对剪切荷载作用下 UHPC-NC 结合面黏结承载机理的研究还较少，尤其是在桥梁加固中常用的凿毛和植筋界面剪切失效机制亟待深入研究。
基于此，本文设计制作了 6 个 Z 形 UHPC-NC 界面抗剪试件，对光滑、凿毛、凿毛 + 植筋 3 种不同 UHPC-NC 结合面进行试验研究，分析不同 UHPC-NC 结合面的黏结强度、刚度、开裂模式及变形特征，并通过建立的 UHPC-NC 结合面抗剪非线性有限元模型，探讨剪切荷载作用下不同结合面黏结应力的分布规律，以期为 UHPC 薄层加固既有混凝土桥梁的工程应用提供依据。
1 试验方案
1.1 试件设计及制作
试验采用如图1（a）所示的 Z 形直剪试件测试 UHPC-NC 结合面黏结性能，该试件能有效降低加载偏心导致的界面弯曲应力影响，被国内外学者广泛用于确定混凝土结合面黏结特性[8-9]。Z 形抗剪试件由两个反向布置的“L”形混凝土块组成，中间区域结合成整体。为保证竖向加载时混凝土结合面能自由滑移，“L”形混凝土构件端部预留 30 mm 宽的空槽，试件的其他尺寸及截面布置情况如图1（b）所示。
本试验设计的 UHPC-NC 结合面形式包括界面光滑、凿毛、凿毛+植筋，按结合面形式共制作 3组 Z形 UHPC-NC界面抗剪试件，同组参数试件制作 2个。如图1（b）所示，UHPC 与 NC 结合面高度和宽度均为200 mm。表1 给出了试验参数设置情况。试件编号 GH、ZM、ZJ分别表示界面光滑、凿毛、凿毛+植筋，数字 1和 2分别代表同组试件中两个相同参数试件的编号。
图1 试件尺寸及植筋布置（单位：mm）
Figure1 Specimen dimension and reinforcement arrangement (unit:mm)
表1 试件主要设计参数
Table1 Main design parameters of specimen
Z 形界面试件的制作流程遵循先浇 NC 再浇 UHPC 的顺序，具体步骤如下：① 模板内绑扎钢筋，然后浇筑普通混凝土，养护 28 d；② 处治养护好的 NC 构件表面，利用凿毛机和小型钻机对结合区进行凿毛和钻孔，通过灌砂法控制平均凿毛深度为 4 mm，钻孔直径 10~12 mm、孔深 60 mm，植入直径 8 mm 的 HRB400 钢筋，孔内填充植筋胶固定；③ 待胶体完全固化后，对结合面进行湿润处理，模板内绑扎钢筋，浇筑 UHPC，并覆膜湿润养护 28 d。
1.2 材料参数
试验采用的 NC 为 C55 混凝土，UHPC 为 U120 级，表2 为测得的混凝土材料力学性能结果。NC 的立方抗压强度、轴心抗压强度、弹性模量和泊松比参考《混凝土物理力学性能试验方法标准》（GB/T50081—2019）进行测定[10]。其中，混凝土立方体抗压强度通过 3 个 150 mm×150 mm×150 mm 的标准立方体试件测定，轴心抗压强度、弹性模量、泊松比通过 6 个 150 mm×150 mm×300 mm 的棱柱体依据《活性粉末混凝土》（GB/T31387—2015）规定方法测定。试件使用的 HRB400 钢筋实测屈服强度为 455 MPa，弹性模量为 200 GPa。
表2 混凝土材料性能
Table2 Concrete material properties
1.3 试验加载方案及测点布置
如图2 所示，所有试件采用量程为 1 000 kN 的伺服压力试验机进行加载，试验机加载端板与 Z 形试件之间放有 8 mm 厚的钢板，并用石膏抹平。试件上下端各布置 1 个量程 50 mm 的位移传感器（型号： YHD-50），实时测量加载过程中 UHPC 与 NC 构件之间的相对滑移。此外，UHPC-NC 结合面中部设有 1 个量程 5 mm 的位移传感器（型号：YHD-5），监测 UHPC 与 NC 结合面开裂后的剥离位移。加载前期，荷载通过力加载，加载速率为 1 kN/s；当荷载超过 50% 的试件理论极限荷载后，加载方式转换为位移加载，加载速率为 0.1 mm/min，直至试件破坏。
图2 加载装置及测点布置
Figure2 Loading device and measuring point arrangement
2 试验结果分析
2.1 破坏形态
图3 为 3 种不同 UHPC-NC 结合面抗剪试件的破坏形态。
图3 试件破坏形态
Figure3 Failure mode of specimen
由图3 可知：对于 GH（光滑）和 ZM（凿毛）组界面抗剪试件，加载时未观察到明显的 UHPC-NC 表面裂缝，直至峰值荷载时结合面上部突然开裂，并迅速延伸贯穿整个 UHPC-NC 界面。这两组试件从开裂到破坏的过程极短，脆性破坏特征明显。由图3（a） 可知：破坏后的 GH 试件 NC 界面仍保持光滑，UHPC 与 NC 彻底分离，属于完全界面破坏（A 类破坏形态）；图3（b）显示 ZM 试件的 NC 构件混凝土局部剥落，且 UHPC 表面残留有少量 NC，属于界面-NC 破坏（B 类破坏形态）。结合 GH 和 ZM 的界面破坏情况可知，界面凿毛对 UHPC-NC 结合面破坏形态影响较小。对于 ZJ（凿毛+植筋）试件，加载至极限荷载的0.7 附近时，UHPC-NC 结合面上部产生竖向裂缝，且随荷载增大裂缝迅速向下延伸，直至极限荷载时贯穿整个结合面。由于界面布置了抗剪钢筋，极限荷载后结合面仍保持较大的残余黏结作用，表现出较为明显的延性破坏特征，试件最终破坏由 NC 侧抗剪钢筋剪断控制（C 类破坏形态），如图3（c）所示。与 ZJ 试件相比，GH 和 ZM 试件的初始开裂荷载更高、破坏时界面滑移更大，这主要是由于界面钢筋在提供抗剪作用之余，在结合面上也形成了法向约束，抑制了结合面裂缝的扩展。
2.2 剪切应力‒滑移曲线
UHPC-NC 结合面平均剪应力 τ 可按式（1）计算，基于试验结果计算得到不同 UHPC-NC 界面黏结剪应力‒滑移曲线如图4 所示。
(1)
式中：F为施加的荷载值（kN）；A为黏结面面积（mm2）。
图4 剪应力-滑移曲线
Figure4 Shear stress-slip curve
从图4 可以看出：对于未设置抗剪钢筋的 GH 和 ZM 试件，黏结曲线大体分为两段：① 从初始加载到极限荷载（Fu）的上升段，荷载与滑移基本保持线性关系，试件表面暂未开裂；② 峰值荷载过后的下降段，滑移快速增大并伴随荷载骤降，UHPC-NC 结合面完全剥离并丧失承载能力。对于界面凿毛并设有抗剪钢筋的 ZJ 试件，结合面剪切应力‒滑移曲线主要包含 4 个阶段：① 初始加载至 0.7Fu的线弹性阶段，随着荷载的增加，滑移线性增长，界面无裂缝出现，此时主要的抗剪作用由界面化学胶着力与机械咬合力提供；② 当荷载从 0.7Fu增加至 Fu，进入弹塑性阶段，此时随着荷载增大，UHPC 与 NC 间的相对滑移非线性增长。结合面开始出现竖向裂缝，并迅速蔓延至整个界面。随着裂缝的扩展，结合面逐渐剥离，界面黏结逐渐失去作用，而由抗剪钢筋开始承担主要的竖向荷载；③ 当荷载从 Fu下降至 0.7Fu时，进入下降阶段。该阶段荷载急剧下降，而界面滑移继续增大。此时，结合面丧失黏结作用，抗剪钢筋进入塑性阶段，钢筋销栓力主要承担剪切作用；④ 破坏阶段，即使荷载继续下降，结合面的残余黏结作用（Fr）基本保持稳定，直至抗剪钢筋断裂。
2.3 黏结强度与刚度
由黏结剪应力‒滑移曲线得到 UHPC-NC 结合面主要力学性能指标，如表3 所示。Ke为结合面弹性抗剪刚度，对应剪切应力‒滑移曲线上开裂荷载时的割线刚度，其值通过开裂荷载 Fc 与开裂滑移 sc 计算得到；开裂荷载 Fc换算得到的黏结剪应力和滑移分别定义为开裂黏结强度 τc和开裂滑移 sc；极限荷载 Fu对应的剪应力和滑移分别定义为极限黏结强度 τu和极限滑移 su；残余荷载 Fr对应的剪应力和滑移分别定义为残余黏结强度 τr和残余滑移 sr。由前述结果可知， GH 和 ZM 的开裂荷载即为极限荷载。
不同 UHPC-NC 结合面的极限黏结强度和弹性刚度情况如图5 所示。
从图5 可以看出：不同 UHPC-NC 结合面的黏结强度差异较大。与 GH 相比，ZM 和 ZJ 试件的结合面极限黏结强度分别增大了 98.1% 和 156.1%。这是由于界面凿毛增大了 UHPC 与 NC 之间的机械咬合作用，结合面钢筋参与提供界面剪切抗力，进而提高了 UHPC-NC 结合面黏结强度。此外，由于界面抗剪钢筋具有良好的变形能力，在凿毛界面增设抗剪钢筋显著增强了结合面的黏结能力。与 ZM 试件相比，ZJ 试件的结合面极限黏结强度提高了 29.3%。
表3 试验主要结果
Table3 Main test results
图5 试件极限黏结强度与弹性刚度
Figure5 Ultimate bonding strength and elastic stiffness of specimen
对于未设置抗剪钢筋的 UHPC-NC 结合面，GH 和 ZM 的剪切刚度接近，机械咬合作用对界面刚度的改善有限。这是因为在抵达峰值荷载前，两种结合面均未开裂，外部剪切荷载主要由黏结界面的化学胶着力承担。尽管凿毛处理能显著提高界面黏结强度，但对剪切刚度提高并不大，不利于 UHPC 加固混凝土桥梁结构的刚度提升。而对于界面设置抗剪钢筋的 UHPC-NC 结合面，由于结合面的混凝土化学胶着力与钢筋共同承担剪切荷载，ZJ 的弹性黏结刚度相较于 GH 和 ZM，分别增大了 10.9% 和 10.1%。这种凿毛+植筋处理方式，能够大幅提高界面的黏结强度和剪切刚度，有利于加固结构更有效地抵抗外部荷载产生的界面剪切作用，从而延缓裂缝的出现与发展。
3 有限元模拟
由于在试验过程中难以直接观察到 UHPC-NC结合面黏结应力的分布情况，因此采用 Abaqus 建立了不同 UHPC-NC 结合面的非线性有限元模型，分析结合面黏结应力的分布规律和失效破坏过程。
3.1 模型建立
NC 与 UHPC 的本构均采用塑性损伤模型，其中 NC 的轴压和轴拉本构关系采用丁发兴等[11]和余志武等[12] 提出的理论模型，见图6（a）；UHPC 的轴压和轴拉本构关系分别采用马亚峰[13]、刘坤[14]提出的本构模型，见图6（b）；模型中各材料参数取值根据本文材性试验结果确定。有限元模型中混凝土的膨胀角 ϕ、流量偏心率 ε、黏性系数 μ 参考文献[9，14-18]取值，α 为混凝土双轴抗压强度与单轴抗压强度之比，通过公式 α = fbo /f co 计算得到，具体取值如表4 所示。钢材本构均采用理想弹塑性模型，如图6（c）所示。
表4 混凝土本构基本参数
Table4 Basicconstitutive parameters of concrete
UHPC 与 NC 黏结界面是复杂的非线性接触问题。为准确模拟混凝土的界面黏结行为与黏结应力分布特征，如图7 所示，采用 Traction-separation 响应模型和弹塑性断裂力学内聚力模型分析界面黏结行为[14，16]。根据 Traction-separation 响应模型的 Quads Damage 二次名义应力准则，当结合面的法向和切向名义应力比的平方和为 1 时，模型开始计入损伤：
(2)
式中：tn、ts和 tt分别为法向、第一和第二剪切方向的接触应力；、、 分别为接触面的法向、第一和第二剪切方向最大接触应力，需要试验实测确定。本文参考文献[16]模拟结果取值。
Traction-separation 响应模型的法向、第一、第二切向刚度分量 Knn、Kss、Ktt通过下式计算确定[19]：
(3)
(4)
式中：P 为作用载荷；A 为黏结界面面积；δ 为黏结界面位移；υ 为泊松比。
图6 混凝土与钢材本构曲线
Figure6 Constitutive curve of concrete and steel
利用上式计算得到的 Traction-separation 响应模型参数结果见表5。
建立的 Z 形试件三维实体有限元模型如图8 所示。C55、UHPC 与钢垫块均采用 C3D8R 实体单元，普通钢筋和界面抗剪钢筋均采用 T3D2 单元。利用 Abaqus 内嵌的“Structured”模块进行网格划分，整体网格尺寸为 20 mm×20 mm×20 mm[20]。试件顶部设有 1个参考点，并将其与顶面加载钢板节点耦合，荷载通过参考点施加，然后传递至试件顶面。试件底面 x、y、z方向及参考点 x、z方向自由度均被约束[9]。
图7 典型的 Traction-separation 响应模型
Figure7 Typical traction-separation response model
表5 有限元模型界面参数
Table5 Interface parameters of finite element model
图8 有限元模型
Figure8 Finite element model
3.2 有限元计算结果
图9 为有限元模型计算结果与试验实测结果的对比。从图9 可以看出：有限元模拟得到的结合面黏结应力‒滑移曲线与试验曲线整体趋势一致，模拟结果与试验结果接近，表明采用建立的有限元模型分析 UHPC-NC 界面黏结应力是可行的。
当荷载接近 GH 试件的极限时，在单个荷载计算增量下，UHPC-NC 黏结界面的应力分布情况如图10 所示。
图9 试验与有限元模拟的剪应力-滑移曲线
Figure9 Shear stress-slip curves of test and finite element simulation
从图10可以看出：在竖向荷载作用下，UHPC-NC 结合面的法向正应力很小，几乎可忽略不计，表明采用的 Z 形试件能较好地反映结合面在剪切作用下的受力情况。值得注意的是，ZJ 结合面的正应力高于 GH、ZM 试件。结合图5，ZJ 试件的极限强度与剪切刚度均高于 GH 和 ZM 试件，表明界面钢筋受到剪切作用时，会产生垂直于结合面的法向拉拔力，增强了界面机械咬合作用，提高了抗剪能力。
由图10（a）可知：在界面裂缝贯通后，GH 试件的 UHPC 与 NC 彻底分离，接触面的摩擦剪应力逐渐趋于均匀分布，最大剪应力位于界面边缘，该计算结果与 GH 失效时，结合面裂缝自上而下发展，最终导致混凝土块瞬间脱落的失效模式相吻合。由图10（b） 可知：结合面凿毛后，该荷载增量步下 ZM 试件的 UHPC 与 NC 黏结整体性得到显著增强，界面摩擦剪应力也远小于 GH 试件。由图10（c）可知：在凿毛界面上植入短钢筋后，由于界面抗剪钢筋参与抵抗剪切荷载，在该计算荷载增量步下，ZJ 试件结合面摩擦剪切应力远低于 ZM 试件。由结合面应力结果可知， UHPC-NC 结合面最大剪应力最先出现在靠近钢筋的根部区域，说明 ZJ 试件的界面裂缝最先形成于抗剪钢筋附近。
极限状态下不同 UHPC-NC 结合面的应力云图如图11 所示。图11（a）、（b）显示 GH 和 ZM 的结合面应力分布规律接近，最大界面应力均出现在结合面顶部边缘，这与试验观察的裂缝自上而下延伸发展现象一致，验证了有限元模型的可靠性。结合图11 （c），ZJ 的界面抗剪钢筋在结合面产生了明显的应力集中，混凝土峰值应力均靠近抗剪钢筋根部，说明界面裂缝首先出现在该区域附近，随着荷载增大逐渐由内而外延伸，直至贯穿整个接触面。综上可知：对于光滑或凿毛的混凝土界面，UHPC-NC 结合面的剪切失效主要源于界面边缘的应力集中；对于设有抗剪钢筋的混凝土界面，UHPC-NC 结合面的剪切开裂是由 NC 侧抗剪钢筋根部应力集中所致，随着裂缝不断发展蔓延，最终引发整个界面失效。
图10 界面黏结状态（左）、界面摩擦剪切应力（中）与界面正应力（右）（单位：MPa）
Figure10 Interfacial bonding state (left) , frictional shear stress (middle) , and normal stress (right) （unit:MPa）
由图11 可知：与 GH 试件相比，ZM 试件的结合面最大黏结应力提高了 37.0%，对应 ZJ 的结合面最大黏结应力也提高了 120%。界面凿毛有效增强了 UHPC 与 NC 间的机械咬合力，改善两者之间的界面黏结作用。在峰值荷载作用下，ZJ 试件的界面抗剪钢筋最大应力达 455 MPa，表明此时除机械咬合作用外，结合面抗剪钢筋承担了大部分的界面剪切作用。
4 结论
本文对 UHPC-NC 结合面的黏结性能进行了试验研究和数值模拟，分析了不同界面处理方式对 UHPC-NC 结合面力学性能的影响，并基于模拟结果，探讨了结合面的应力分布规律及 UHPC-NC 界面的失效机制。得到以下主要结论：
（1） UHPC-NC 界面的弹性刚度受结合面粗糙度的影响较小，但抗剪强度随界面粗糙度增大提高显著。与光滑界面相比，当界面平均凿毛深度为 4 mm 时，结合面的黏结强度提高了 98.1%。
图11 极限状态下不同 UHPC-NC 结合面应力计算结果（单位：MPa）
Figure11 Calculation results of stress at different UHPC-NC interfaces under extreme conditions（unit：MPa）
（2）界面凿毛+植筋可以大幅改善 UHPC-NC 结合面的黏结强度及变形能力，与凿毛界面相比，凿毛+植筋界面的弹性黏结刚度、极限黏结强度分别增大了 10.1%、29.3%。
（3）对于光滑或凿毛的 UHPC-NC 结合面，界面最大黏结剪应力及裂缝均先出现在结合面的边缘； 对于凿毛+植筋的 UHPC-NC 结合面，界面最大黏结剪应力及裂缝则均先出现在抗剪钢筋的根部，并随着荷载的增大迅速向四周发展。
（4）结合面凿毛+植筋的 UHPC-NC 界面黏结强度最高，且剪切刚度较大，其黏性强度与弹性剪切刚度分别为 3.97 MPa 和 462.02 kN/mm。鉴于凿毛和植筋工艺相对简便，在 UHPC 加固既有混凝土桥梁工程中推荐使用，以有效改善界面黏结能力与剪切刚度，进而提升加固结构的可靠性。
