随着改扩建项目增多，植筋混凝土在工程实践中应用广泛。植筋混凝土界面的荷载传递机理复杂，设计分析困难，加之在植筋界面处混凝土构件剪力传递效果差，因而植筋混凝土界面成为结构受力的薄弱面和关键面。探讨植筋混凝土界面的剪力传递、植筋承载规律，对研究植筋混凝土界面力学性能具有重要意义。

　　 在植筋力学性能方面，张雷顺等^[1]通过对植筋混凝土界面剪切性能进行试验研究，结果表明植筋法可大幅提升混凝土界面的延性和剪切承载力。张建荣等^[2]对采用不同植筋胶的植筋试件进行拉拔试验，植筋试件均发生钢筋与胶体的界面破坏，结果表明:植筋工作状态包括粘结、滑移、拔出三个阶段。此外张建荣等^[3]还探究了冲击作用后植筋的粘结锚固性能。张立等^[4,5]通过足尺模型研究了植筋混凝土界面的承载性能。在界面剪切承载力影响因素方面，朱炳喜^[6]通过研究界面剂对新旧混凝土界面剪切性能的影响规律，指出界面剂对混凝土界面剪切承载力影响较大。邢强^[7]通过考虑混凝土抗拉强度、界面面积、钢筋面积及屈服强度等参量，提出植筋混凝土界面剪切承载力计算公式。潘传银等^[8]对102个试件进行荷载试验，研究混凝土界面切槽深度、界面倾角、振动频率及植筋等对混凝土界面剪切承载力的影响规律。徐赵东等^[9]通过试验方法探究了锚固灌浆材料对植筋力学性能的影响。林新鹏等^[10]基于对Z形粘结试件进行直剪试验，研究植筋直径、植筋深度及植筋率对界面剪切承载力的影响。

　　 在植筋混凝土界面剪切理论方面，Birkeland^[11]首次提出计算植筋新旧混凝土界面剪切强度的剪切摩擦理论。Mattick等^[12]在剪切摩擦理论基础上引入界面正应力及界面粗糙处理后的黏聚力，提出改进的剪切强度计算公式。Mansur等^[13]对高强混凝土界面间剪力的传递理论进行了研究。Niwa等^[14]对9个剪切试件进行试验，研究不同龄期混凝土结合面剪力传递规律，考虑预应力效应对界面剪切承载力的影响。

　　 植筋混凝土界面工作机理复杂，剪力传递规律与其受载大小、时间均有密切关系。为探讨植筋混凝土界面剪切性能及破坏模式，建立界面在各工作阶段的受力分析模型。本文通过对设计制作的足尺模型进行单向循环荷载试验，结合有限元分析方法，研究了植筋混凝土界面的破坏模式、剪切承载力、植筋应力分布及试件变形特征。

　　 为研究植筋混凝土界面剪切性能，本文设计并制作了2个钢筋混凝土试件J1-1和J1-2，试件主要由部件A、部件B及植筋组成。部件A混凝土试块实测强度标准值26.2N/mm²，强度等级C35;部件B混凝土试块实测强度标准值32.74N/mm²，强度等级C50。试件钢筋布置除箍筋采用HPB235级钢筋外，其余均采用HRB335级钢筋。部件A纵筋直径16mm，间距200mm;箍筋直径8mm，间距60mm。部件B两侧下部布置两层纵向通长并筋，竖向间距100mm，上部纵向钢筋竖向间距300mm，纵筋直径20mm。为增强植筋界面的剪切性能，部件A与部件B在植筋界面采用冲击钻进行凿毛处理，凿毛界面凹凸深度10mm，利用清水充分润湿并清洗界面。在界面涂抹混凝土界面胶AY/HY133LP后浇筑部件B，部件A另两侧面不做处理 (假定为光滑，不抵抗剪切力作用) 。部件A凿毛界面植入4根HRB335级直径25mm的钢筋，植筋间距300mm，深度400mm，采用Araldite胶粘剂植入。图1为部件A和植筋的细部尺寸，图2为试件的整体设计图。

　　 模型试验的加载装置为电液伺服长柱型压剪试验机，采用微机程序的电液压伺服闭环控制，借助高精度压力传感器和电子测量放大器，可实现对试件进行力控制和位移控制的平滑切换。此试验机最大加载量程20 000kN，加载精度50kN。图3给出了试件加载试验系统示意图。

　　 在模型试件静力加载过程中，采用压力传感器对荷载进行精确控制，试件加载模式为加载-卸载-加载-卸载单向循环模式进行。加载步骤为:150kN预加载试验两次，以200kN为荷载增量反复加载至3 000kN;然后以100kN为荷载增量反复加载至试件达到屈服荷载，对应屈服位移为Δ。试件屈服后采用位移控制加载，以0.5Δ为增量，每级加载三次，直至试件破坏。每级荷载加载-卸载完成后，持时2min，待试件变形稳定后进行数据采集、裂缝观测等工作。图4给出了荷载加载程序示意，其中P_y为试件的屈服荷载，P_u为试件的极限荷载。

　　 为清楚反映荷载作用下试件特征部位的关键参数变化规律，在混凝土试件底面的中部设置位移计1个，部件A与部件B各界面处内外均布置位移计共8个，百分表位移计合计9个，用于试件位移的量测。在混凝土试件跨中两侧面沿高度布设电阻应变片，共计10个，间距100mm;在部件B通长纵筋的1/4跨及1/2跨均布置应变片，共计24个;在部件B的上面及下面靠近部件A处的箍筋布置应变片，共计24个。部件B设置电阻应变片合计58个，监测特征点应变变化。在植筋的两端及中部均布设应变片，共计24个，用于研究植筋应力沿纵向的变化规律。

　　 本文相关数值模拟主要在有限元分析软件ABAQUS的Standard模块中进行，利用NewtonRaphson算法进行接触计算求解。模型切向的接触行为定义时，摩擦公式选择罚函数，表面特征尺寸选择0.005;模型法向的接触行为定义时，选择接触压力和间隙关系为“硬接触”，允许接触后分离。

　　 有限元数值分析时，正确选择合适的单元模型是准确模拟结构的关键。本文选用连续实体单元C3D8R模拟混凝土，采用空间桁架单元T3D2模拟钢筋。钢筋混凝土模型采用分离式建模方法，不考虑钢筋与混凝土间的粘结滑移。试件模型部件A和部件B及植筋的分布情况如图5所示。

　　 采用损伤塑性模型 (CDP模型) 模拟混凝土的力学行为。该模型于1989年由Lubinear等提出，1998年经Lee和Fenves修正而形成。混凝土损伤塑性模型区分材料拉伸和压缩的不同性能，主要用于模拟混凝土损伤导致的材料性能退化。为考虑混凝土的力学非线性行为及破坏过程存在的不可逆损伤，模型利用各向同性弹性损伤理论和各向同性的压缩、拉伸塑性理论，认为混凝土主要由压碎、拉裂而发生破坏。

　　 在混凝土材料弹性受力阶段，CDP模型的弹性模量E为初始弹性模量E₀，进入损伤阶段后，CDP模型的弹性模量E由损伤演化参数d和初始弹性模量E₀表示为:

　　 式中损伤演化参数d的取值为0～1，表征材料的损伤程度，则混凝土损伤阶段应力-应变关系可表示为:

　　 式中:σ_t，σ_c分别为混凝土损伤阶段的拉应力和压应力;ε_t，ε_c分别为混凝土损伤阶段的拉应变和压应变;d_t, d_c分别为单轴拉、压损伤变量;ε_t^～pl，ε_c^～pl分别为拉伸、压缩等效塑性应变。

　　 根据以上混凝土材料的损伤塑性模型，定义有限元数值分析模型中关于混凝土C35和C50的应力-应变关系曲线。

　　 为了简单且真实反映钢筋的应力-应变关系，本文采用双折线形模型:

　　 式中:E为钢筋的弹性模量，E=2×10⁵MPa;ε₀为钢筋的屈服应变，ε₀=0.001 675;ε_cu为钢筋的极限应变，ε_cu=0.075;f_yk为钢筋的屈服强度标准值，f_yk=335MPa;f_stk为钢筋的极限抗拉强度标准值，f_stk=455MPa。

　　 图6给出了试件侧面裂缝开展及有限元模拟结果对比。在承载极限荷载作用下，通过荷载试验方法和有限元模拟方法得到的混凝土裂缝开展基本相同。混凝土试件侧面的裂缝以斜向平行开裂为主，裂缝走向为试件支承点与加载点的连线方向，试件中下部有个别竖向裂缝，分析表明:在荷载作用下，混凝土界面以剪切破坏为主，伴有轻微弯曲承载模式。由于部件B侧面裂缝主要集中在植筋混凝土界面处，可见植筋混凝土界面是试件的剪切薄弱面。根据试件裂缝开展方向及发展规律，分析可知该试件的破坏形式为剪切型劈裂破坏，混凝土界面发生严重开裂。

　　 在进行结构模型的荷载试验时，由于不能直观地探测混凝土界面的损伤分布，对混凝土界面的作用机理分析带来一定影响。借助有限元分析方法，图7给出了部件A混凝土塑性应变云图，图7中可清晰反映混凝土界面的损伤分布。在植筋界面由于试件弯曲而产生界面挤压力，当界面发生相对滑移时，挤压力将形成剪切摩擦力用来承担部分剪切荷载，从而提高界面的剪切承载能力。而部件A另两侧面由于未进行处理，相当于光滑面，其界面间不发生荷载相互作用，因而混凝土不会有过大应变而产生的明显塑性变形。

　　 图8为试件J1-1, J1-2及有限元模拟的试件底部的荷载-位移曲线。试件J1-1, J1-2极限承载力平均值为5 522kN，植筋混凝土界面每平方米剪切承载力可达9.208×10³kN，表明植筋构造对混凝土界面的剪切承载力提高幅度较大。试件极限承载力的有限元分析结果为5 267kN，通过对比有限元分析结果与试验结果，表明有限元分析结果较试验实测结果偏小4.7%，偏小是由于有限元分析未考虑植筋与混凝土间的粘结滑移引起的承载力降低，误差在工程可接受的范围内。

　　 对试件混凝土及钢筋的应力分布进行分析研究，在一定程度上能够帮助研判试件的荷载传递路径及破坏模式。图9为极限荷载作用下混凝土及钢筋骨架的von Mises屈服应力云图。分析可知，在试件加载点与支承点的连线方向应力较大，表明试件有明显的剪切破坏特征。图9 (b) 中钢筋骨架的最大应力出现在梁体底部受拉钢筋处，钢筋拉应力达到157MPa，表明试件在极限荷载作用下，部件B主要以弯曲和剪切组合承载为主。箍筋整体应力分布均匀，表明箍筋约束效应能够充分发挥。

　　 图10给出了试件J1-2在不同荷载等级下植筋应力随荷载增加的变化规律曲线。由图可知，在下排植筋中部 (界面处) 应力随荷载增加而增大较明显，表明在植筋界面处截面下部受拉。分析植筋界面下排植筋应力，在较小荷载作用下试件由植筋及其界面的混凝土共同承担剪切荷载，随着荷载增大，界面处的剪切作用使混凝土逐渐达到其粘结强度，界面开裂，混凝土逐渐退出工作，界面发生相对滑移，界面的剪切荷载主要由植筋的剪切力和界面混凝土的摩擦力承担。下排植筋中部主要以拉剪组合应力为主，在5 702kN荷载作用下，下排植筋中部拉应力达到383MPa，超过HRB335级钢筋的屈服强度，表明植筋已进入强化阶段，所以应着重对植筋混凝土界面处下排植筋的应力进行分析研究。

　　 为反映不同植筋部位处植筋的应力分布规律，利用有限元数值分析方法模拟了3 100kN荷载作用下不同植筋的应力分布状况，如图11所示。分析图11可知，下排植筋中部应力大于上排植筋应力，这也表明了图10中对植筋应力变化分析正确性。此外，对单根植筋应力沿纵向的变化分析表明，植筋应力在中部达到最大，向两端逐渐减小，在植筋端部达到最小。植筋应力的分布模式符合荷载沿植筋的传递规律，即在界面处由植筋承担的剪切荷载主要通过植筋与混凝土植筋胶的粘结力向两端传递。

　　 图12给出了试件J1-2混凝土界面处下部植筋应力随荷载变化的试验值与有限元结果。在荷载小于1 000kN作用下，植筋应力增长相对较慢;而当荷载在1 000～4 500kN时，植筋应力呈线性较快增长;当荷载大于4 500kN时植筋应力增长变缓，植筋表现出一定延性。分析表明:较小荷载作用下，界面处剪切荷载主要由植筋和混凝土的界面粘结力共同承担，植筋分配较少剪切荷载。随着荷载增大，混凝土界面的粘结效果由于界面的开裂而逐渐消失，界面两侧发生相对滑移，植筋与混凝土形成新的相互作用模式:植筋的拉剪作用和混凝土的摩擦剪切作用。荷载继续增加，植筋进入强化阶段，试件表现出一定延性。

　　 此外，荷载小于4 700kN时混凝土界面处植筋应力的分析结果与试验结果基本吻合，差异较小。当荷载大于4 700kN时，由于混凝土和植筋界面间发生粘结滑移，有限元分析结果稍微偏小，但误差不大，表明有限元方法是一种有效、可靠的方法。

　　 图13给出了3 100kN荷载作用下试件的竖向位移云图。由于试件两侧布置有不同支座形式，在试验工况分析中，产生左、右变形分布不对称。对图13分析可知，荷载直接作用的部件A混凝土产生的竖向位移最大，在试件底面部件A和部件B界面有明显的位移差异，亦即表明在该级荷载下，混凝土界面发生了相对滑移。对比植筋界面与非植筋界面竖向位移的连续性可知，植筋对混凝土界面的荷载传递贡献，使得植筋混凝土界面位移连续，而光滑侧混凝土界面位移突变，表明植筋界面荷载传递效率远高于非植筋界面。

　　 本文通过对1∶1实体钢筋混凝土模型进行单向循环荷载试验，结合ABAQUS有限元分析结果，研究了植筋混凝土界面的剪切性能，得到以下结论:

　　 (1) 植筋混凝土界面为结构受力薄弱面，荷载作用下其破坏模式以劈裂型剪切破坏为主。荷载作用下，试件侧面裂缝走向为加载点与支承点的连线方向，且有多条斜向平行裂缝，部件A植筋混凝土界面发生明显塑性应变，界面损伤严重。

　　 (2) 植筋构造对混凝土界面的剪切承载力和荷载传递效率均有明显提高。采用植筋构造的混凝土界面剪切承载力可达9.208×10³kN/m²，且试件在植筋界面侧变形过渡连续，表明植筋可大幅提升混凝土界面的剪切承载力。

　　 (3) 植筋应力在中部 (界面处) 达到最大，向两侧逐渐减小。植筋在界面处应力最大，表明在混凝土界面剪切荷载传递时其占重要地位，植筋在沿其纵向将该剪切荷载传递到两侧混凝土，因而植筋应力分布会表现出明显的中间大而两端小特征。

　　 (4) 荷载较小时，界面剪切荷载由混凝土和植筋共同承担，随着荷载增大，当界面剪切荷载大于混凝土粘结强度时混凝土界面粘结作用消失，其后主要由植筋和混凝土界面摩擦力承担剪切荷载。较小荷载作用下，植筋与混凝土协同变形，当界面处剪切荷载大于混凝土的粘结强度，混凝土界面开裂，荷载逐渐由混凝土向植筋转移，随着界面相对滑移增大，植筋与混凝土形成新的协同作用模式:植筋剪拉作用和混凝土界面的摩擦剪切作用。