2016, Vol. 33扩展功能
文章信息
- 姜海波，方 鑫，郭文华
- JIANG Hai-bo, FANG Xin, GUO Wen-hua
- 桥梁加固中沟槽植筋新旧混凝土界面抗剪性能试验研究
- Experimental Sudy on Shear Behavior of Grooved Interface between Newly Poured and Existing Concrete with Reinforcement in Bridge Rehabilitation
- 公路交通科技, 2016, Vol. 33 (6): 68-75
- Journal of Highway and Transportation Research and Denelopment, 2016, Vol. 33 (6): 68-75
- 10.3969/j.issn.1002-0268.2016.06.011
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文章历史
- 收稿日期：2015-05-22
2.广东省公路勘察规划设计院股份有限公司，广东 广州 510507
2. Guangdong Provincial Highway Planning and Design Institute Co., Ltd., Guangzhou Guangdong 510507, China
新增预应力和增大截面法[1, 2, 3, 4]加固混凝土桥梁时，新旧混凝土界面抗剪性能是影响加固效果的关键因素。在佛开高速张槎立交等加固工程中，采用沟槽植筋方法[5, 6, 7, 8, 9, 10, 11]处理新旧混凝土界面。该桥的加固设计草图见图 1，首先在旧混凝土上开60 mm宽、深30 mm的槽，槽间距200 mm，然后植12 mm的钢筋，界面处理见图 2。
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| 图 1 新增预应力加固图(单位：mm) Fig. 1 Sketch of rehabilitation by new additional prestressing(unit：mm) |
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| 图 2 界面处理图 Fig. 2 Interface disposing |
沟槽法是郑州大学张雷顺教授提出的一种新型新旧混凝土加固黏结方法[12]，以此来达到提高新旧混凝土之间机械咬合力的作用，但该文的槽深仅为2~3 mm。沟槽植筋是一种新的界面处理方式，国内外研究较少，我国还没有相应的规范，该界面的抗剪性能有待深入研究。
本文对14个新旧混凝土试件进行静力试验研究，探讨界面处理方式、沟槽宽度、植筋率对新旧混凝土界面抗剪性能的影响，并将试验值与美国ACI、AASHTO LRFD规范中植筋新旧混凝土界面抗剪承载力公式计算值进行对比。
1 界面抗剪机理混凝土界面抗剪承载力主要来源于界面的骨料咬合力，或称之为“剪-摩擦”(shear-friction)。该理论由Birkeland and brikeland (1966)[13]最早提出。如图 3所示，当界面发生剪切滑移“Δ”时，由于粗糙表面的影响，将在垂直滑移面发生剪胀“w”，进而在横向钢筋中产生约束力 Avffy。界面抗剪承载力Vni与横向钢筋中约束力Avffy存在比例关系，比例系数μ被称为摩擦系数，它是由锯齿倾角所决定的。Birkeland and brikeland (1966)提出界面抗剪承载力：
对于整体混凝土，tanΦ=1.7；对于人工凿毛混凝土，tanΦ=1.4；对于常规混凝土接缝，tanΦ=1.0。
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| 图 3 剪-摩擦理论 Fig. 3 Theory of shear-friction |
美国ACI建筑规范 (318-11)[14]认为新旧混凝土间设置抗剪钢筋，当植入钢筋达到屈服强度时，新旧混凝土界面的抗剪承载力达到了极限抗剪承载力。美国AASHTO LRFD规范 (2012)[15]在美国ACI规范公式的基础上添加了界面黏结力，该公式认为植筋新旧混凝土界面抗剪承载力由界面混凝土黏结力和钢筋对混凝土的约束作用而产生的摩擦力提供。美国ACI、AASHTO LRFD规范中植筋新旧混凝土界面抗剪承载力计算公式见表 1。
| 界面条件 | ACI (318-11) 11.6.4章节 | AASHTO (2012) 5.8.4章节 | ||||||
| 剪-摩擦计算公式 | Vni=μAvffy | Vni=cAcv+μ(Avffy+Pc) | ||||||
| 限制条件 |
Vni≤K1f′cAcv Vni≤K2Acv Vni≤K3Acv fy≤414 MPa | Vni≤K1f′cAcv Vni≤K2Acv fy≤414 MPa | ||||||
| 其他要求 | Vni≤μ(Avffy+Pc) | Avf≥0.05Acv/fy | ||||||
| 参数 | μ | K1/MPa | K2/MPa | K3/MPa | c/MPa | μ | K1 | K2/MPa |
| 整体植筋试件 | 1.4 | 0.2 | 5.6 | 3.36+0.08f′c | 2.8 | 1.4 | 0.25 | 10.5 |
| 水平板凿毛植筋试件 | 1.0 | 0.2 | 5.6 | 3.36+0.08f′c | 1.96 | 1.0 | 0.3 | 12.6 |
| 其他凿毛植筋试件 | 1.0 | 0.2 | 5.6 | 3.36+0.08f′c | 1.68 | 1.0 | 0.25 | 10.5 |
| 无凿毛植筋试件 | 0.6 | 0.2 | 5.6 | — | 0.525 | 0.6 | 0.2 | 5.6 |
| 注：Acv为新旧混凝土粘结面面积；c为粗糙度系数；Avf为植入钢筋面积；μ为摩擦系数；fy为钢筋屈服强度；Pc为水平约束应力；f′ c为新旧混凝土用平均抗压强度；K1为混凝土界面抗剪承载能力系数；K2为混凝土极限抗剪强度系数；K3为约束条件系数。 | ||||||||
试验共设计了7种不同类型Z型试件，每种试件制作两个，包括整体试件、凿毛植筋试件、沟槽植筋试件。试件的尺寸为340 mm×100 mm×540 mm。 在试件外侧布置2Φ16 HRB400受拉钢筋来防止外侧混凝土发生弯曲破坏，在试件中部布置2Φ16 HRB400受压钢筋斜向来防止内侧拐角处混凝土发生压碎破坏。植筋采用Φ14 HRB400钢筋，试件 具体参数见表 2，具体尺寸见图 4。 试件命名以AB-CD-EF的形式，A代表界面处理方式(M代表整体试件，R代表凿毛植筋试件，G代表沟槽植筋试件)，B代表混凝土强度设计等级(4代表C40混凝土)，C代表植筋的根数，D代表植筋的直径，E代表沟槽深度，F代表沟槽宽度，其中，E、F的单位为cm，在F后加a、b用以区分同一类型的2个试件，N表示未设置。例如R4-314-N表示凿毛植筋试件，混凝土强度设计等级为C40，界面植入3根Φ14钢筋，没有设置沟槽。
| 试件编号 | 试件类型 | 处理方式 | 备注 |
| M4-N-N | 整体试件 | — | 试件尺寸见图 4(a) |
| R4-314-N | 凿毛植筋试件 | 表面进行凿毛；无沟槽；植入3根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(b) |
| G4-214-34 | 沟槽植筋试件 | 表面进行凿毛；槽深30 mm，宽40 mm；植入2根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(c)，其中a=40 mm，植筋位置采用标注2 |
| G4-114-36 | 沟槽植筋试件 | 表面进行凿毛；槽深30 mm，宽60 mm；植入1根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(c)，其中a=60 mm，植筋位置采用标注1 |
| G4-214-36 | 沟槽植筋试件 | 表面进行凿毛；槽深30 mm，宽60 mm；植入2根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(c)，其中a=60 mm，植筋位置采用标注2 |
| G4-314-36 | 沟槽植筋试件 | 表面进行凿毛；槽深30 mm，宽60 mm；植入3根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(c)，其中a=60 mm，植筋位置采用标注3 |
| G4-214-39 | 沟槽植筋试件 | 表面进行凿毛；槽深30 mm，宽90 mm；植入2根直径14 mm钢筋，植入深度150 mm | 试件尺寸见图图 4(c)，其中a=90 mm，植筋位置采用标注2 |
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| 图 4 试件尺寸图(单位：mm) Fig. 4 Specimen dimensions(unit：mm) |
旧混凝土强度设计等级为C40，每立方米混凝土中水∶ 水泥∶ 沙∶ 石子的质量比为220∶ 500∶ 588∶ 1142，由6个150 mm×150 mm×150 mm立方体、 6个150 mm×150 mm×300 mm圆柱体标准试块在28 d标准养护条件下测得其平均抗压强度分别为74.7,58.3 MPa。新混凝土部分浇注与旧混凝土相隔1个月，强度设 计等级、所用骨料与旧混凝土相同，由6个150 mm× 150 mm×150 mm立方体、6个150 mm×150 mm×300 mm圆柱体标准试块在28 d标准养护条件下测得其平均抗压强度分别为54.1 ,42.0 MPa。新混凝土浇注前对新旧混凝土界面进行人工凿毛、植筋处理。
2.3 试验加载及测试内容试验加载采用位移控制，正式加载之前进行预加载，加载总量取预估最大荷载的15%，恒载15 min 后再慢慢卸载。正式加载时每级取0.05 mm，每一级恒载5 min后采集数据，直至试件破坏或竖向剪切滑移达4 mm后停止加载。
荷载值由电液伺服压力试验机自带的压力传感器测得，竖向剪切滑移由2只位移计测得，水平剪胀由1只位移计测得，并用北京智博联ZBL-F101裂缝观测仪观测裂缝。具体加载装置如图 5所示。
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| 图 5 试验装置图 Fig. 5 Experimental setup |
试件的抗剪试验结果汇总见表 3。
| 试件编号 |
开裂荷载 VCR/kN |
平均值 VCRa/kN |
极限剪切荷载 VEXP/kN |
平均值 VEXPa/kN |
抗剪强度 τ/MPa |
平均值 τa/MPa |
极限剪切时剪 切滑移Δ/mm |
平均值 Δa /mm |
极限剪切时 剪胀w/mm |
平均值 wa/mm |
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M4-N-Na M4-N-Nb |
185.2 — | 185.2 |
185.2 — | 185.2 |
9.3 — | 9.3 | 0.26 | 0.26 | — — | — — |
| R4-314-Na R4-314-Nb |
67.2 110.0 | 88.6 |
146.2 134.3 | 140.3 |
7.3 6.7 | 7.0 |
0.77 0.81 | 0.79 |
0.25 0.21 | 0.23 |
| G4-214-34a G4-214-34b |
80.0 93.5 | 86.8 |
124.5 134.8 | 129.7 |
6.2 6.7 | 6.4 |
1.01 1.00 | 1.00 |
0.35 0.18 | 0.27 |
| G4-114-36a G4-114-36b |
80.0 94.0 | 87.0 |
122.5 118.7 | 120.6 |
6.1 5.9 | 6.0 |
0.51 0.54 | 0.52 |
— 0.35 | 0.35 |
|
G4-214-36a G4-214-36b |
91.8 — | 91.8 |
142.7 — | 142.7 |
7.1 — | 7.1 |
0.55 — | 0.55 |
0.28 — | 0.28 |
|
G4-314-36a G4-314-36b |
102.0 102.7 | 102.3 |
177.8 185.7 | 181.8 |
8.9 9.3 | 9.1 |
0.75 0.80 | 0.77 |
0.13 0.15 |
0.14 |
| G4-214-39a G4-214-39b |
90.8 100.4 | 95.6 |
146.8 154.0 | 150.4 |
7.3 7.7 | 7.5 |
0.67
0.85 | 0.76 |
0.31 0.32 | 0.32 |
对整体试件M4-N-Na进行加载，试件从开始加载到破坏前，没有明显的破坏征兆，破坏时立即被剪成两半。
凿毛植筋试件R4-314-Na加载初始阶段，新旧混凝土界面并未发现裂缝。当荷载增加到67.2 kN时，混凝土沿着新旧混凝土界面产生贯穿裂缝，此时剪切荷载随着位移的增加依然在增大，剪力上升至峰值146.2 kN后又开始平稳下降，剪切滑移、剪胀继续增加，当剪切滑移达到4.06 mm时，剪力仍有69.2 kN左右。从试验过程可以看出，相对于整体试件破坏形态，凿毛植筋试件破坏具有良好的延性，同时由于植入钢筋的影响，破坏时无法分离且整体性较好，破坏形态如图 6所示。
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| 图 6 R4-314-Na破坏形态 Fig. 6 Failure mode of R4-314-Na |
沟槽植筋试件G4-214-34a加载至80.0 kN时，槽底部开始出现微小裂缝，此时剪切滑移为0.17 mm。随着荷载增加，裂缝由下向上发展至槽被剪断。槽被剪断时，剪切荷载突然下降，之后剪力慢慢减小，剪切滑移、剪胀继续增加，当剪切滑移达到4.08 mm时，剪力仍有60.2 kN。从试验过程可以看出，沟槽植筋试件破坏形态类似于凿毛植筋试件R4-314-Na，破坏形态如图 7所示。其他沟槽植筋试件试验现象和破坏形态与G4-214-34a类似。
|
| 图 7 G4-214-34a破坏形态 Fig. 7 Failure mode of G4-214-34a |
(1)开裂荷载
由表 3中的数据可知，与整体试件M4-N-N相比，凿毛植筋试件和沟槽植筋试件的开裂荷载有明显降低。沟槽植筋试件G4-214-34,G4-214-36,G4-214-39的开裂荷载平均值分别为86.8,91.8,95.6 kN,这表明沟槽宽度可以增加抗剪。沟槽植筋试件G4-114-36，G4-214-36，G4-314-36的开裂荷载平均值分别为87.0，91.8，102.3 kN。凿毛植筋试件R4-314-N的开裂荷载平均值为88.6 kN。界面比试件R4-314-N多设置30 mm 深、90 mm宽沟槽的沟槽植筋试件G4-314-39的开裂荷载平均值为102.3 kN。这说明增加试件沟槽宽度、植筋率和设置沟槽都能延迟裂缝的产生。
(2)极限荷载
由表 3中的数据和表 4中试件抗剪强度与整体试件的比值可知，试件抗剪承载能力随植筋率、沟槽宽度的增加而提高；设置沟槽试件抗剪能力相比凿毛粗糙处理试件有所提高；沟槽植筋法能明显地提高新旧混凝土抗剪能力，其中沟槽植筋试件G4-314-36抗剪强度达到了整体试件M4-N-N抗剪强度的98.2%。
| 试件 | M4- N-N | R4- 314-N | G4- 214-34 | G4- 114-36 | G4- 214-36 | G4-314-36 | G4- 214-39 |
| 比值/% | 100.0 | 75.6 | 70.0 | 65.1 | 77.1 | 98.2 | 81.2 |
(3)荷载-剪切滑移关系
本次试验对每种试件都测试了两个，每种试件取其平均值得到的荷载-剪切滑移曲线如图 8所示，图中横坐标代表试件新混凝土和旧混凝土部分之间的竖向剪切滑移，纵坐标代表试验机记录的剪切荷载。
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| 图 8 试件的剪切荷载-竖向剪切滑移曲线 Fig. 8 Curves of shear load vs. vertical shear slip of specimen |
从图 8中可知，试件在破坏之前，剪切荷载与剪切滑移近似于线性增加。整体试件M4-N-N具有明显的脆性破坏特征，破坏前的最大剪切滑移为0.26 mm；凿毛植筋试件R4-314-N极限剪切时剪切滑移平均值达0.79 mm，且剪切荷载和剪切滑移没有明显的突变过程，具有良好的延性；沟槽植筋试件极限剪切时剪切滑移平均值在0.52~1.00 mm之间，相对于整体试件具有较好的延性，但剪力到峰值后都会出现一次骤降，之后剪切荷载随剪切滑移的增大而慢慢减小。
(4)荷载-剪胀关系
试验测试的荷载-剪胀曲线如图 9所示。图中横坐标代表试件新混凝土和部分旧混凝土之间的水平剪胀，纵坐标代表试验机记录的剪切荷载。
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| 图 9 试件的剪切荷载-水平剪胀曲线 Fig. 9 Curves of shear load vs. horizontal shear dilation |
由表 3中的数据和图 9可知，试件在破坏之前，剪切荷载与剪胀近似于线性增加。破坏时沟槽植筋试件G4-114-36,G4-214-36,G4-314-36剪胀平均值分别为0.35,0.28,0.14 mm，剪胀随植筋率的增大而减小，增大植筋率能提高试件的延性，使试件保持较好的完整性。破坏时沟槽植筋试件G4-214-34,G4-214-36,G4-214-39剪胀平均值在0.27~0.32 mm之间，沟槽宽度对试件的延性影响不大。植筋试件G4-314-36、R4-314-N极限剪切时剪胀平均值分别为0.14,0.23 mm，在一定植筋率的前提下，沟槽植筋试件的延性比凿毛植筋试件好。
4 新旧混凝土界面承载能力计算分析美国ACI、AASHTO LRFD规范未提及沟槽植筋试件的抗剪承载力计算公式，只给出了整体植筋试件、凿毛植筋试件以及无凿毛植筋试件的计算公式。从本次试验结果及分析可知，沟槽植筋试件的粗糙度应该在其他凿毛植筋试件到整体植筋试件之间，故摩擦系数μ的取值应在1.0~1.4之间，粗糙度系数c应在1.68~2.8之间。假设μ=1.0，c=1.68计算美国ACI、AASHTO LRFD规范中植筋新旧混凝土界面抗剪承载力计算公式，计算结果见表 5。其中，新旧混凝土黏结面面积为20 000 mm2，植筋面积分别为153.9,307.7,461.6 mm2，植筋屈服强度fy=400 MPa，无水平约束应力。
| 公式 | 试件 | 黏结面承载 力/kN | 钢筋引起的摩擦力/kN | 抗剪承载力/kN | 计算值/实际值 | |||
| 计算值 | 试验值 | 比值 | 比值平均值 | 比值方差 | ||||
| 美国ACI 建筑规范 | R4-314-N | — | 184.5 | 184.5 | 140.5 | 1.32 | 0.91 | 0.06 |
| G4-214-34 | — | 123.0 | 123.0 | 129.7 | 0.95 | |||
| G4-114-36 | — | 61.5 | 61.5 | 120.6 | 0.51 | |||
| G4-214-36 | — | 123.0 | 123.0 | 142.7 | 0.86 | |||
| G4-314-36 | — | 184.5 | 184.5 | 181.8 | 1.01 | |||
| G4-214-39 | — | 123.0 | 123.0 | 150.4 | 0.82 | |||
| 美国AASHTO LRFD 规范 | R4-314-N | 39.2 | 184.5 | 223.7 | 140.3 | 1.59 | 1.16 | 0.06 |
| G4-214-34 | 33.6 | 123.0 | 156.6 | 129.7 | 1.21 | |||
| G4-114-36 | 33.6 | 61.5 | 95.1 | 120.6 | 0.79 | |||
| G4-214-36 | 33.6 | 123.0 | 156.6 | 142.7 | 1.10 | |||
| G4-314-36 | 33.6 | 184.5 | 218.1 | 181.8 | 1.20 | |||
| G4-214-39 | 33.6 | 123.0 | 156.6 | 150.4 | 1.04 | |||
由表 5中试件计算值与试验值比值可知，美国ACI、AASHTO LRFD规范计算值与试验值比值的平均值分别为0.91,1.16，美国ACI规范计算值较美国AASHTO LRFD规范更接近于试验值，且美国ACI规范较美国AASHTO LRFD规范更加偏于安全，建议采用美国ACI规范计算沟槽植筋新旧混凝土界面抗剪承载力及摩擦系数μ=1.0。
5 结论沟槽植筋是新旧混凝土界面处理的新形式，已在桥梁加固中得到成功应用。通过沟槽植筋新旧混凝土界面抗剪性能的试验研究，可以得到以下结论：
(1)新旧混凝土界面抗剪强度随植筋率的增加而增加，沟槽植筋试件G4-114-36,G4-214-36,G4-314-36抗剪强度分别为整体试件M4-N-N的65.1%,77.1%,98.2%。增大植筋率还能延迟裂缝的产生及提高试件的延性，沟槽植筋试件G4-114-36,G4-214-36,G4-314-36开裂荷载平均值分别为87.0,91.8,102.3 kN，极限剪切时剪胀平均值分别为0.35,0.28,0.14 mm。植筋试件极限剪切时剪胀平均值都在0.14~0.35 mm之间，即使在剪胀达1.5 mm的情况下仍有较强的抗剪性能和较好的整体性，界面破坏具有明显的延性特征。
(2)新旧混凝土界面抗剪强度随沟槽宽度的增加而增加，沟槽植筋试件G4-214-34,G4-214-36,G4-214-39抗剪强度分别为整体试件M4-N-N 的70.0%,77.1%,81.2%。增加沟槽宽度还能延迟裂缝的产生，沟槽植筋试件G4-214-34,G4-214-36,G4-214-39开裂荷载平均值分别为86.8,91.8,95.6 kN。与凿毛植筋试件R4-314-N相比，多设置30 mm深、60 mm宽沟槽的沟槽植筋试件G4-314-36抗剪强度提高了29.6%。界面设置沟槽不仅提高了抗剪强度，而且能延迟裂缝的产生。沟槽植筋试件G4-314-36开裂荷载平均值也比凿毛植筋试件R4-314-N大13.7 kN。
(3)对美国ACI、AASHTO LRFD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分析，美国ACI规范计算值与试验值吻合良好，且美国ACI规范较美国AASHTO LRFD规范更加偏于安全，认为美国ACI规范可以用于计算沟槽植筋新旧混凝土界面抗剪承载力，并给出了建议取值摩擦系数 μ=1.0。
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