摘要
为了探讨植筋螺杆直径以及超高性能混凝土（UHPC）浇筑方法对普通钢筋混凝土（NRC）与 UHPC 间抗剪受力性能的影响，该文设计了两组共 6 个推出试件，并进行抗剪性能试验。试验结果表明：NRC-UHPC 界面混凝土黏结力失效后，植筋螺杆仍可继续发挥抗剪作用，从而使荷载达到峰值后的试件破坏过程呈现出延性特征；对于使用直径为 12 mm 和 16 mm 螺杆的试件，随着螺杆直径的增大，试件的抗剪承载力和界面破坏时的延性均得到提升。在采用后浇 UHPC 层的试件（ZJ 组）中，当螺杆直径为 16 mm 时，其破坏形态介于剪断与拔出之间。而使用高强砂浆作为填充材料的试件（GJ 组）的界面，在荷载‒滑移曲线上表现出的延性低于后浇 UHPC 试件（ZJ 组）。此外，基于试验结果，对比了 ACI、AASHTO 和 FIB 规范给出的抗剪公式发现，同时考虑了剪‒摩擦和销栓效应的 FIB 公式能较为准确地描述试件的界面抗剪承载力。因此，建议采用 FBI规范来计算使用 UHPC 加固的植筋 NRC 结构的抗剪承载力。
Abstract
In order to investigate the effect of the screw diameter of planted bars and ultra-high performance concrete （UHPC） pouring method on the shear behavior of normal reinforced concrete （NRC） and UHPC， two groups of six push-out specimens were designed for shear behavior tests. The results show that after the failure of the concrete bonding force in the NRC-UHPC interface， the screw can maintain shear behavior so that the failure process of the specimen after the load reaches the peak shows ductile characteristics. For specimens with screw diameters of 12 mm and 16 mm， greater screw diameter indicates higher shear capacity of the specimens and ductility after interface failure. When the screw diameter is 16 mm， the specimens in Group ZJ using the post-pouring UHPC layer fail in a mode of partial shearing off and partial pulling out. The ductility at the interface of the specimens in Group GJ using high-strength mortar as filling material is lower than that of the specimens in Group ZJ using the post-pouring UHPC layer in terms of the load-slip curve. Based on the experimental results， the shear behavior formulas of ACI， AASHTO， and FIB specifications are compared. The FIB formula， which considers both the shear friction and the bolt pin effect， can accurately describe the interfacial shear capacity of the specimens. Therefore， it is recommended to use the FBI specification to calculate the shear capacity of NRC structures reinforced with UHPC.
Keywords
0 引言
由于建设时间较早、投入使用时间较长，加上历史局限性的设计缺陷、自然灾害以及人为因素等影响，中国境内的危桥数量日益增多。许多旧桥因混凝土开裂、剥落等问题导致结构承载力下降，采用合适的方法对这些旧桥进行加固修复，不仅能避免桥梁拆除所带来的种种不便，还能因其实施的低碳行为而取得良好的社会与经济效益[1-2]。
现有加固钢筋混凝土结构的方法包括预应力加固法、复合材料粘贴加固法、粘贴钢板加固法、植筋加固法和增大截面加固法等，学界已对这些加固方法的优缺点进行了大量研究[3-8]。在增大截面法中，使用普通混凝土作为加固材料时，因混凝土层厚度大及配筋等需求，会增加桥梁的负担；而采用 UHPC 材料进行增大截面加固时，则能凭借其超高的抗压、抗拉强度，优异耐久度与抗渗性，以及加入纤维后展现出的良好韧性[9-11]，实现减轻自重与部分配筋的效果，相较于传统方式，加固效果更佳且更经济。因此， UHPC 开始在国内外桥面板及梁体的加固维护工程中得到应用[12-15]。对于采用 UHPC 加固的结构，首要解决的问题是确保 UHPC 与普通钢筋混凝土（NRC） 之间具有足够的界面黏结强度，以使结构在承受荷载时，界面两侧的混凝土能够共同受力，从而达到理想的加固效果[16]。为此，近年来国内外学者已进行了大量关于 UHPC 与 NRC 界面黏结性能的试验研究。
Carbonell Muñoz 等[17]通过对普通混凝土（NC） 立方块界面进行凿毛处理后浇筑 UHPC，测得 UHPC 与 NC 界面的抗拉强度可达 NC 抗拉强度的 1.2~2.9 倍；Hussein 等[18] 在界面不同粗糙程度的 NC 试件上浇筑 UHPC，并进行直拉和斜剪试验，得出可用于其所提计算公式中描述界面黏结强度的摩擦系数；Jiang 等[19-20] 通过对 NRC 端部进行不同界面处理或键齿布置的“Z”字形试件进行单剪试验，得出用于计算 UHPC-NRC 界面直剪强度的公式；张阳等[21] 通过推出试验，得出不同界面处理方式下使用 UHPC 加固的试件与同等级普通混凝土抗剪强度的比值。上述试验均表明：UHPC 与 NC 黏结效果优于 NC 本身。然而，现有文献大多聚焦于 UHPC 和普通混凝土两种材料经不同处理方式处理后的界面间黏结强度，但工程实际中多采用界面结合植筋的方式进行加固。因此，有必要对使用 UHPC 加固的植筋 NRC 结构界面的受力性能进行深入研究。
本研究设计了两组试件：① 后浇 UHPC 加固层的 ZJ 组试件；② 先预制 UHPC 再在 UHPC 与 NRC 基体间填充高强砂浆的 GJ 组试件。通过这两组试件，研究螺杆直径、不同浇筑方式对加固后的 NRC 基体抗剪承载力以及界面破坏时结构延性的影响，确定影响界面连接性能的关键因素，并校验现有公式的适用性。为使用 UHPC 结合螺杆植筋进行 NRC 结构加固的工程提供参考。
1 试验准备
1.1 推出试验
本试验共设计两组试件，每组 3 个试件。试件尺寸与钢筋布置图见图1，试件的命名与参数见表1。其中，试件命名方式为“制作方式+螺杆直径”，如 “ZJ-12”表示使用直径为 12 mm 螺杆进行植筋并采用后浇 UHPC 层的试件，“GJ-12”表示使用直径为 12 mm 螺杆进行植筋，先预制 UHPC 层并在 UHPC 与 NRC 基体间填充高强砂浆的试件。另外，分别采用直径为 12 mm 和 25 mm 的 HRB 425 钢筋作为 NRC 基体的箍筋和主筋，采用直径分别为 12~16 mm 的镀锌螺杆作为界面抗剪连接件。其中，抗剪连接件参照某采用直径为 12 mm 的带肋钢筋对旧梁进行贯穿植筋处理的增大截面加固法工程实例，又考虑本试验的加固层较薄且 GJ 组试件预制 UHPC 层装配问题，采用可以安装螺母的螺杆进行植筋以增大该抗剪连接件的抗拔能力。
试件制作过程如图2所示。先进行普通混凝土结构部分浇筑，并在龄期为 3 d 时进行凿毛，随后浇筑 ZJ 组试件的 UHPC 层以及 GJ 组试件的预制 UHPC 层，浇筑次日脱模并使用温度超过 80℃的热水养护。当 UHPC 龄期为 3 d 时，浇筑 GJ 组试件的高强砂浆层，养护至高强砂浆龄期为 28 d 时对试件进行加载。另外，为了保证足够的锚固强度，在浇筑 ZJ 试件组 UHPC 层前先将螺杆的螺母与垫片固定于螺杆的末端[图2（b）]。3 种材料的配合比如表2所示，其中 UHPC 和高强砂浆所用水泥为 P·II 52.5R 水泥，C50 所用水泥为 P·II 42.5R。采用带端钩形钢纤维，直径 0.22 mm，长 13 mm，抗拉强度 2 600 MPa。高强砂浆为基于 UHPC配比的基础上优化细骨料比例得到，所用细骨料中粒径介于 0.6 mm和 0.3 mm的石英砂占比 30%，粒径小于 0.3 mm的石英砂占比 70%。
图1 推出试件尺寸与配筋图（单位：mm）
Figure1 Dimensions and reinforcement of push-out specimens (unit: mm)
表1 推出试件参数
Table1 Parameters of push-out specimens
1.2 材料基本力学性能
在试件加载当天（高强砂浆龄期为 28 d 时），根据相关规范[22-24]对试件中所用 3 种混凝土进行立方体轴心抗压强度、圆柱体劈裂强度以及圆柱体弹性模量等力学性能试验，结果如表3所示。根据厂家所提供的报告，HRB 400 钢筋的弹性模量为 1.98× 104 MPa，屈服强度 460.85 MPa，极限抗拉强度 579.44 MPa；螺杆的弹性模量为 2.02×104 MPa，屈服强度 680.48 MPa，极限抗拉强度 732.33 MPa。
1.3 加载设备及加载方案
加载设备如图3所示。采用 100 t 压力机进行加载，试验中在加固界面的中间位置放 4个量程为 50 mm 的位移计采集试验过程中界面的相对滑移，试验过程中荷载与位移计读数均由采集仪采集得到。试验开始时，先对构件施加 50 kN 的荷载，然后卸载至 0 并开始正式逐级加载，每级加载 20 kN 直至构件破坏。
图2 试件制作流程与界面处理细节图
Figure2 Fabrication procedure of specimens and interface processing details
表2 3 种混凝土材料配合比
Table2 Mix proportions of three kinds of concrete materials
表3 3 种混凝土的材料力学性能试验结果
Table3 Mechanical properties of three kinds of concrete materials
图3 推出试件加载程序及装置
Figure3 Loading scheme and setup of push-out specimens
2 试验结果
2.1 荷载‒滑移曲线
试件加载过程中界面的相对滑移量采用位移计的平均值，图4为两组试件的荷载‒滑移曲线。结合图4与加载过程现象可知：除试件 GJ-14 外，两组试件均经历了“荷载达到第一峰值（P1）、一边界面开裂破坏→承载能力骤降→荷载达到第二峰值（P2）、另一边界面开裂破坏→承载能力骤降→两边界面完全破坏，螺杆剪断”的过程。出现两个峰值的原因是试件两侧的 NRC-UHPC 界面并未在加载中同时破坏，而是随荷载施加一侧界面先破坏，此时荷载到达第一峰值但本阶段所有试件在加载过程中均未观察到 UHPC 层的剥离现象，界面处也未出现可见裂缝；在随后的继续加荷过程中另一侧界面也发生破坏，此时荷载达到第二峰值。
图4 推出试件荷载‒滑移曲线
Figure4 Load-slip curves of push-out specimens
ZJ 组试件的荷载‒滑移曲线发展趋势十分相似，以试件 ZJ-16 为例，荷载在达到第二峰值前，先经历了一个线性阶段，线性阶段结束时，荷载约为 0.65P1； 随后进入非线性阶段与下降阶段。试件 ZJ-12、ZJ-14 和 ZJ-16 在荷载达到第二峰值 P2时，与第一峰值 P1的比值分别为 0.93、0.98 和 0.99，对应滑移值分别为 0.99 mm、1.54 mm 和 3.36 mm；表明相较于第一峰值，螺杆直径的增大提高了 ZJ 组试件的第二峰值及其对应延性。对于 GJ 组试件，试件 GJ-12 达到第一峰值后滑移并未变化，当荷载达到第二峰值时，两个峰值荷载与滑移均相同，随后进入下降段；试件 GJ-14 在达到峰值荷载时，两边界面同时被剪坏，随即进入下降段；而试件 GJ-16 在达到第一峰值前，荷载达到 1 000 kN 后，由于灌浆层高强砂浆的开裂，曲线斜率变大，且与其他试件不同，其第二峰值仅为 0.59P1。这可能是因为该试件所承受的荷载较大，荷载达到第一峰值时，另外一边的界面虽未有可见裂缝但已轻微损坏。
2.2 螺杆直径的影响
ZJ 组试件和 GJ 组试件的荷载‒滑移曲线对比如图5所示。试件的第一峰值、第一峰值对应界面抗剪强度、第二峰值以及第一、二峰值对应的滑移汇总如表4所示，其中峰值对应界面抗剪强度由公式 τ= P/（2ab）求得，式中：a 为界面的长，a=600 mm；b 为界面的宽，b=350 mm。
由图5及表4可知：两组试件中使用直径为 16 mm 螺杆的试件所测得的抗剪承载力与使用直径为 12 mm 螺杆的试件相比均有所增大（由于试件 ZJ-14 与 GJ-14 测得的较小的峰值，在本节及章节 3 中分析各因素对试件峰值影响时忽略这两个试件），表明螺杆直径的增大可以提高试件的抗剪承载能力。对于 ZJ 组，试件 ZJ-16 在加载过程中表现出了良好的延性，其第二峰值对应滑移相较于试件 ZJ-12 和试件 ZJ-14 分别提升了 239.4% 和 118.2%。GJ 组试件在荷载达到第二峰值时的延性较 ZJ 组试件低得多，但螺杆直径增大后相应滑移能力却提高了 333.3%。此外，所有试件在两个界面完全破坏后，由于螺杆的存在且尚未被剪断，试件仍存在一定的承载力，并未表现出脆性破坏的现象。在其中一边的螺杆剪断时，相对滑移超过 10 mm（图4中未给出）。产生这一现象是因为对 NRC 基体进行植筋后，直剪试验过程中由界面和螺杆共同受力，且 NRC 基体与加固 UHPC 层之间的螺杆的连接件具有较好的延性，在界面完全破坏后仍能继续受力而使得加固构件的延性得到较大提升，而不是因界面被剪坏而直接丧失承载力。上述分析表明：螺杆的存在，不仅可以改善试件在界面破坏后的受力模式，螺杆直径的增大，也可以提高试件界面的抗剪承载力以及界面破坏时的滑移能力。另外值得一提的是，尽管在试验前已将螺帽与垫片固定于螺杆端部以增大螺杆在 UHPC 薄层中的抗拉拔能力，试验结束后仍发现 ZJ-16 螺杆顶部介于剪断与被拔出之间的状态[图6（c）]。
图5 不同制作方式荷载-滑移曲线对比
Figure5 Comparison of load-slip curves with different fabrication methods
表4 推出试验结果
Table4 Experimental results of push-out test
2.3 浇筑方法的影响
对于使用螺杆直径为 12 mm 的试件，在预制 UHPC 层与 NRC 基体之间填充高强砂浆的试件 GJ-12相较于使用后浇的 UHPC 层的试件 ZJ-12，其第一峰值P1与P1对应界面峰值抗剪强度分别下降了8.9% 和8.7%，两边界面均破坏时试件GJ-12界面滑移仅不到 0.1 mm。与使用直径为 12 mm 螺杆的两个试件类似，虽然试件 GJ-14 的荷载‒滑移曲线仅有一个峰值，但其破坏时界面滑移不到 0.1 mm，峰值与试件 ZJ-14 的差值也为接近 10%，而对于使用螺杆直径为 16 mm 的试件，试件 ZJ-16 与试件 GJ-16 相比同样表现出更高的第二峰值与更好的延性，但试件 GJ-16 的第一峰值 P1和 P1对应界面峰值抗剪强度与试件 ZJ-16 相比分别提高了 14.9% 和 14.8%。试验结果表明：与后浇 UHPC 层相比，先预制 UHPC 层后在其与 NRC 基体间填充高强砂浆的方法在使用直径较大螺杆时可以有效提高试件的承载能力及刚度，但是试件相应的滑移能力则呈现相反的趋势，GJ-12 和 GJ-16 第二峰值对应的滑移与 ZJ-12 和 ZJ-16 对应滑移比值均约为 10%。此外，使用直径为 12 mm 的螺杆时该方法起到了负面效果。这可能是由于峰值过后，使用后浇 UHPC 的试件在界面破坏后 UHPC 与螺杆依旧紧密连接形成约束，螺杆依旧处于三向受力状态；而 GJ 组试件在加载过程中填充层高强砂浆的劈裂与界面滑移使得界面处螺杆下侧砂浆与螺杆分离[图6（f）]，从而导致使用高强砂浆作为填充材料的试件的界面滑移能力较差。此外，两种浇筑方法制作的试件除了在加载过程中表现出较大区别，在图6的各试件破坏模式中也可观察到，ZJ 组各试件最终沿着 UHPC 和 NRC 基体之间的界面接缝破坏，而对于 GJ 组试件，在靠近加载面的位置其破坏面发生在砂浆层和 NRC 基体之间的界面接缝，但在远离加载面的螺栓位置剪力的传递路径出现偏角，破坏面转移到砂浆层和 UHPC 层的界面接缝，砂浆层较弱的抗劈裂能力也导致了 GJ 组试件较低的抗滑移能力。
图6 各试件破坏模式
Figure6 Failure modes of push-out specimens
3 现有规范界面抗剪承载力计算结果比较
3.1 不同规范界面抗剪承载力计算结果
根据 ACI 318-19（2017）[25] 第 22.9.4 节“Nominal Shear Strength”规定，基于剪‒摩擦理论，对于使用钢筋等作为抗剪连接件且其垂直于剪切面的情况，界面的名义抗剪强度应按照公式（1）计算：
(1)
式中：μ 为摩擦系数，对于在原结构上整体植筋、凿毛并后浇混凝土情况，取 1.4；Avf为剪切界面中抗剪连接件的横截面面积；fy为抗剪连接件的屈服强度。
规范 AASHTO（2017）[26]第 5.7.4.3 节“Interface Shear Resistance”所提公式同时考虑了混凝土界面与抗剪连接件由剪‒摩擦效应提供的抗剪承载力，其所提界面的名义抗剪强度应按照公式（2）计算：
(2)
式中：c 为混凝土界面系数，对于在原结构上整体植筋、凿毛并后浇混凝土的情况取 2.80 MPa；Acv 为剪切界面面积；μ、Avf和 fy取值同公式（1）；Pc为水平约束力，本试验中试件组 GJ 仅将螺母固定于 UHPC 表面，故取 0。
与规范 AASHTO 2017[26]类似，规范 Fib Model Code for Concrete Structures （2013）[27] 在 6.3 节“Con-crete to Concrete”中同时考虑了剪‒摩擦理论提供的承载力，但是此规范还按销栓效应计算了抗剪连接件对结构承载力的贡献，其所提界面的名义抗剪强度 τu 及名义剪切力 Vu 应按照公式（3）、（4）计算：
(3)
(4)
式中：τa为界面两侧黏结力提供的抗剪强度，根据文献[28]，τa= βτcAc，当界面为 UHPC-NRC 时 β = 0.454，当界面为高强砂浆-NRC 时 β =0.483，τc= 0.75（fcc1fc）0.5，fcc1 为 C50 圆柱体轴心抗压强度，fct 为 C50 圆柱体劈裂强度，Ac为剪切界面面积；μ 为摩擦系数，根据文献[28]取值为 1.385；σn为界面水平压应力，本试验中取 0；系数 K1=0.5；ρ 为剪切界面抗剪连接件配筋率（ρ=As/Ac，As为抗剪连接件面积，Ac为剪切界面面积）；根据文献[28]，系数 K2=0.9；fy为抗剪连接件的屈服强度，fcc为 NRC 结构混凝土的圆柱体轴心抗压强度。
3.2 公式计算结果对比
将试验中各数据代入上述公式中可得本试验中各试件的抗剪承载能力理论计算值，其与实际测得的极限抗剪承载能力比值如表5所示。
表5 试验值与理论计算值比较
Table5 Comparisons between experimental results and theoretical results
注：Vcc为由界面两侧混凝土黏结力提供的抗剪承载力；Vbc为由螺杆的剪‒摩擦效应提供的抗剪承载力； Vb为由螺杆与混凝土的销栓效应提供的抗剪承载力。
由表5可知：对于本试验试件抗剪承载力，ACI 与 AASHTO 规范给出的公式计算结果与试验结果平均比值分别为 0.17 和 0.85，而 FIB 规范给出的模型比值为 1.05，虽然其也得出最大的方差，但也仅为0.20。表明对于本试验研究的试件，FIB 规范的模型所预测的值最为准确，而 ACI 和 AASHTO 规范所提供公式的预测值则相对保守。这是由于虽然三者都基于剪‒摩擦机理，但 ACI 规范的公式主要考虑了抗剪连接件剪‒摩擦效应的贡献；AASHTO 公式在考虑抗剪连接件的贡献基础上，还考虑了混凝土间黏结力的影响；FIB 同时考虑了混凝土界面和抗剪连接件的剪‒摩擦效应以及抗剪连接件的销栓作用。综合试验值与规范预测值，建议设计采用 FIB 规范计算使用 UHPC 加固的植筋 NRC 结构抗剪承载力。
4 结论
本文通过研究使用 UHPC 加固的钢筋混凝土结构界面抗剪性能，结合不同制作方式与螺杆直径试件的试验结果并与现有规范公式进行比较分析，得出以下结论：
（1）螺杆的存在可以改善试件在界面破坏后的受力模式，试件的极限抗剪承载力与界面破坏时的滑移能力总体趋势与螺杆直径呈正相关。
（2）对于后浇 UHPC 的情况，当加固层厚度为 50 mm 时应采用直径小于 16 mm 的螺杆进行植筋以充分发挥其抗剪作用；对于预制加固层并采用灌浆制作工艺的情况，试件具有极限抗剪承载能力离差大且抗滑移能力较差的特点。
（3）对 ACI、AASHTO 及 FIB 规范中植筋新旧混凝土界面抗剪承载力计算公式进行计算比较，ACI 和 AASHTO 公式对于界面的抗剪承载力计算偏向保守，同时考虑了剪‒摩擦效应与销栓效应的 FIB 规范计算值与试验值吻合较好，建议采用此规范或其公式计算方式计算使用 UHPC 加固的植筋 NRC 结构的抗剪承载力。
