AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力分析

袁嬌嬌 林軍 侯新宇 嵇曉雷

摘要： 纖維與基層混凝土界面的層間剝離主要是由于界面局部黏結剪應力集中造成的。因此，對于研究纖維（FRP）與混凝土界面黏結性能而言，界面局部黏結剪應力的研究至關重要。雖然已有大量學者對碳纖維（CFRP）與混凝土界面性能進行了深入研究，但是芳綸纖維（AFRP）與混凝土界面性能研究較少。通過試驗研究了芳綸纖維-混凝土界面局部黏結剪應力。對試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，并將試驗結果與已有的界面黏結剪應力模型進行對比，發(fā)現(xiàn)Lorenzis模型精確度較高?；贚orenzis模型提出了改進的界面局部黏結剪應力計算模型。研究成果可以為修復后構件的界面黏結性能評價提供理論基礎。

關 鍵 詞： 纖維修復混凝土; 芳綸纖維; 黏結局部剪應力; 界面性能

中圖法分類號： ?TU528.572

文獻標志碼： ?A

DOI： 10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.08.029

0 引 言

為了實現(xiàn)交通強國的建設目標，滿足人民日益增長的出行需求。國內各大城市的橋梁、隧道建造數(shù)量不斷增加。部分橋梁、隧道處于海水等容易侵蝕的惡劣環(huán)境之中，容易出現(xiàn)銹蝕，從而影響結構在服役期的安全使用。FRP纖維片材具有輕質、高強、施工便捷等優(yōu)點，在工程加固修復領域得到廣泛應用[1]。FRP加固混凝土結構的關鍵在于FRP與混凝土界面的有效黏結。良好的界面黏結性能是保證FRP與混凝土共同工作的基礎。剝離破壞主要是由于界面局部黏結剪應力集中造成的，因此，界面局部黏結剪應力的研究至關重要。

目前關于FRP-混凝土界面局部黏結剪應力的研究中，纖維片材主要集中在碳纖維片材和玻璃纖維片材。芳綸纖維具備FRP纖維片材的常見優(yōu)點，因此，也適合用于加固或者修復混凝土結構[2-5]。芳綸纖維還具有良好的耐疲勞性能、耐腐蝕性能和抗沖擊性能，特別適合加固對耐疲勞性能有一定要求的結構。此外，與碳纖維和玻璃纖維相比，芳綸纖維絕緣，不導電，可用于加固修復有電絕緣性要求的結構，比如電氣化鐵路中相關結構。因此，芳綸纖維和其他纖維相比，有著自己獨特的性能優(yōu)勢，這表明芳綸纖維在土木工程結構加固或者修復領域的應用前景十分廣闊。

AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力主要受纖維片材剛度和混凝土強度控制。現(xiàn)有文獻已證實，黏結剪應力與FRP剛度成正比[6-10]。文獻[7-12]的研究結果表明，黏結剪應力與混凝土抗壓強度成正比。文獻[13-15]的研究結果表明，黏結剪應力與混凝土抗拉強度成正比。一些學者認為界面局部黏結剪應力不受混凝土強度的影響[6，16-19]，還有一些學者認為界面局部黏結剪應力與纖維黏結長度有關[16-17]。因此，對于界面局部黏結剪應力，學者們的研究結論是不一致的。

鑒于以上情況，本文設計制作了33個試件進行試驗研究，研究AFRP（芳綸纖維）-混凝土界面剪應力。本文將采用統(tǒng)計、歸納、分析等方法，在前人的研究成果基礎上，分析AFRP（芳綸纖維）-混凝土界面局部剪應力。

1 試驗制作

1.1 試件設計與制作

首先澆筑2個混凝土試塊，試塊的尺寸分別為100 mm×100 mm×250 mm和100 mm×100 mm×230 mm?；炷猎噳K中間預埋鋼筋，預埋鋼筋直徑為22 mm，一側伸出長度為10 mm，另一側伸出長度為150 mm。制作中間木隔板，木隔板尺寸為100 mm×100 mm×20 mm，木隔板中間鉆孔，孔尺寸為25 mm。將兩混凝土塊預埋鋼筋伸出長度為10 mm的一側鋼筋，從木隔板左右兩側分別伸入木隔板中，拼成一個整體。然后，在拼成的整體試件兩側，縱向對稱粘貼修復材料。修復材料在加載端粘貼長度為200 mm，保證加載時只有雙面纖維片材對稱承擔拉力，如圖1所示。為了保證破壞發(fā)生在加載端，將長度為250 mm的試塊環(huán)向纏繞3層纖維布，作為錨固端，如圖1所示。試件制作以及材料粘貼細節(jié)見文獻[20]。

本文設計制作11組共33個試件，試件編號分別為L50-1，L50-2，L50-3;L80-1，L80-2，L80-3;L110-1，L110-2，L110-3;L140-1，L140-2，L140-3;L200-1，L200-2，L200-3;2L200-1，2L200-2，2L200-3;3L200-1，3L200-2，3L200-3;B25-1，B25-2，B25-3;B100-1，B100-2，B100-3;C40-1，C40-2，C40-3;C50-1，C50-2，C50-3。

試件編號L50-1代表芳綸纖維長度為50 mm，寬度為50 mm，層數(shù)為1層，混凝土設計強度為C30;試件編號2L200-1代表芳綸纖維長度為200 mm，纖維寬度為50 mm，纖維層數(shù)分別為2層，試件混凝土設計強度為C30;試件編號B25-1代表芳綸纖維長度為200 mm，寬度為25 mm，層數(shù)為1層，混凝土設計強度為C30;試件編號C40-1代表芳綸纖維長度為200 mm，寬度為50 mm，層數(shù)為1層，混凝土設計強度為C40。

制作混凝土試塊150 mm×150 mm×150 mm，與試件在相同工況下養(yǎng)護，測得設計強度C30、C40和C50的試塊抗壓強度分別為32.1，43.7 MPa和51.6 MPa。芳綸纖維力學性能厚度為0.18 mm，彈性模量為1.188×102 GPa。

1.2 試驗加載裝置設計和試驗數(shù)據(jù)采集

在試件錨固端兩側面對稱布置位移計，用于測量加載端位移。加載端位移取值為兩側位移平均值。在試件端部鋼筋上布置荷載傳感器，用于測量試件加載過程中的荷載值，加載裝置如圖2所示。

為了盡可能多地得到纖維表面應變分析情況，應變片尺寸選為3 mm×5 mm。從加載端開始布置，每隔15 mm布置一個應變片，位置如圖3所示。

加載采用MTS動靜萬能試驗機，為了能夠更好地測得纖維表面的應變值，控制試驗加載速度為0.2 mm/min。

2 AFRP-混凝土界面性能試驗結果及分析

2.1 AFRP片材表面應變分析

試驗所得11組共33個試件的AFRP片材應變規(guī)律相似，以典型試件2L200-1進行應變分析。當荷載較小時，隨著水平坐標值的增加（即從加載端到自由端），應變逐漸減小到約為零，如圖4所示。此時，AFRP中的界面局部黏結剪應力主要通過黏合劑中最靠近加載端的一段長度傳遞到混凝土中。這是因為在應變?yōu)榱愕膮^(qū)域，纖維與混凝土界面是沒有界面局部黏結剪應力的。因此，在加載時，只有部分黏結長度是有效的，學者們可以對此開展深入研究，用應變來定義有效黏結長度。有效黏結長度上的纖維應變值，可以用于計算FRP-混凝土界面局部黏結剪應力。隨著荷載增大，應變向自由端移動，表明FRP-混凝土界面受力黏結區(qū)的移動。同時隨著荷載增大，靠近加載端，應變增大到極大值，出現(xiàn)了應變水平段。應變水平段代表纖維與混凝土發(fā)生了剝離。

2.2 AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力分析

FRP-混凝土界面局部黏結剪應力公式推導過程參考文獻[20]。試驗所得11組共33個試件的界面局部黏結剪應力規(guī)律相似，以典型試件2L200-1進行界面局部黏結剪應力分析，其他試件規(guī)律類似。如圖5所示，在加載初期，界面局部黏結剪應力位于加載端，隨著荷載增大，在加載端達到最大值之后迅速減小。隨著荷載的進一步增大，加載端界面局部黏結剪應力約為零。界面局部黏結剪應力最大值向自由端移動，這表明剝離損傷隨著荷載的增大不斷向自由端移動。由前文可知，在整個芳綸纖維黏結長度范圍內，只有部分長度有界面局部黏結剪應力。

2.3 試驗數(shù)據(jù)與已有模型預測值比較

通過參考文獻[20]的公式，可計算出試件L50、L80、L110、L140、L200、2L200、3L200、B25、B100、C40、C50的界面局部黏結剪應力值平均值分別為4.8，4.1，4.2，3.5，2.8，4.2，4.7，4.5，2.2，3.4，3.5 MPa。

由試驗結果可知：試件L200、2L200、3L200的界面局部黏結剪應力值分別為2.8，4.2，4.7 MPa，表明當纖維布黏結層數(shù)增加時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力增大;試件B25、L200、B100的界面局部黏結剪應力值分別為4.5，2.8，2.2 MPa，表明當纖維布黏結寬度增加時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力減小;試件L200、C40、C50的界面局部黏結剪應力值分別為2.8，3.4，3.5 MPa，表明當混凝土強度提高時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力增大。

現(xiàn)有研究關于剪應力的結論差異極大。本文為了評估已有模型的準確性，采用變異系數(shù)IAE來衡量，它通常用于評估模型對試驗結果的偏差[21]，變異系數(shù)IAE如式（1）所示。為了便于理解分析，本文取試件L200進行試驗值和模型值的對比分析，誤差分析結果如表1所列。

IAE= ?[ 試驗值-模型值 2]1/2 ??試驗值

（1）

表1中各模型平均IAE和最小IAE分別為16.51%和4.28%。Pellegrino模型IAE最大，高估達197.10%。Hiroyuki&Wu模型計算值最小，低估74.10%。Lorenzis模型IAE最小，準確性最高。一般來說，由于模型的不準確，導致理論結果顯示出相對較高的離散性。通過統(tǒng)計歸納分析，總結各學者模型與試驗結果的偏差，可以推薦采用Hiroyuki&Wu模型作為試驗結果的下限值，采用Pellegrino模型作為試驗結果的上限值。實際工程中，由于試驗者試驗方法、試驗裝置和試驗環(huán)境的不同，試驗結果差異性很大。各模型計算出的上限值和下限值，可以作為試驗人員試驗結果合理性判斷的依據(jù)，也可以作為工程設計人員偏于安全設計時參考的數(shù)值。

Lorenzis的模型如公式（2）所示[18]：

τu=0.0182（nEftf）0.5 （2）

本文基于該模型進行修正，修正模型如公式（3）所示：

τu=α（nEftf）0.5 （3）

通過對試驗數(shù)據(jù)的回歸分析，確定常數(shù)α為0.019。因此，式（4）可用于預測AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力。

τu=0.019（nEftf）0.5

（4）

式中：Ef，tf，n分別為纖維片材彈性模量，厚度和層數(shù)。

3 結 論

（1） 當纖維布黏結層數(shù)增加時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力增大;當纖維布黏結寬度增加時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力減小;當混凝土強度提高時，AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力增大。因此在實際修復工程中，修復層數(shù)在兩層以上時，修復效果較一層效果好;修復條帶寬度窄時修復效果好。

（2） ?本文采用變異系數(shù)IAE評估現(xiàn)有模型的準確性。各模型平均、最小、最大IAE分別為16.51%，4.28%和197.10%。通過歸納，總結出各學者模型與試驗結果的偏差，推薦采用Hiroyuki&Wu模型作為試驗結果的下限值，而Pellegrino模型作為試驗結果的上限值。

（3） Lorenzis提出的模型顯然是最精確的，其模型IAE低估了4.28%。本文對試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，基于該模型進行修正，提出了改進的AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力。

（4） 本文研究的混凝土強度最高為C50，對于C50以上混凝土和動態(tài)荷載下AFRP-混凝土界面局部剪應力沒有研究。今后可以對更高標號混凝土進行深入研究，并提出相關模型。

參考文獻：

[1] ?鈕鵬，李旭，王曉初，等.FRP增強加固技術在土木工程中的研究進展[J].混凝土，2018，343（5）：152-156.

[2] 邢麗麗，孔祥清，韓飛，等.AFRP加固鋼筋混凝土受損梁抗剪性能試驗研究[J].玻璃鋼/復合材料，2019（10）：76-81.

[3] 孔祥清，戚雪劍，剛建明，等.AFRP加固鋼筋混凝土梁抗爆性能數(shù)值模擬研究[J].玻璃鋼/復合材料，2018（6）：54-60.

[4] 郭昊.芳綸纖維布加固鋼筋混凝土梁的性能研究[D].蘭州：蘭州交通大學，2017.

[5] 王興國，張鵬飛，代波，等.外黏AFRP布加固 RC 梁彎曲性能試驗研究[J].混凝土，2017，327（1）：17-19.

[6] MAEDA T，ASANO Y，SATO Y，et al.A study on bond mechanism of carbon fiber sheet[A].Proc.3rd International Symposium on Non-Metallic （FRP） Reinforcement for Concrete Structures[C]∥Sapporo，1997，1： 279-285.

[7] NAKABA K，KANAKUBO T，F(xiàn)URUTA T，et al.Bond behavior between fiber-reinforced polymer laminates and concrete[J].ACI Struct.J.，2001，98： 359-367.

[8] SATO Y，KIMURA K，KOBATAKE Y.Bond behavior between CFRP sheet and concrete （part 1）[J].J.Struct.Constr.Eng.AIJ.1997，500： 75-82.

[9] JCI.Technical report of technical committee on retrofit technology[A].Proc.International Symposium on Latest Achievement of Technology and Research on Retrofitting Concrete Structures[C]∥Kyoto，2003.

[10] ?KHALIFA A，GOLD W J，NANNI A，et al.Contribution of externally bonded FRP to shear capacity of RC flexural members[J].J.Compos.Constr.，1998，2： 195-202.

[11] KO H，MATTHYS S，PALMIERI A，et al.Development of a simplified bond stress-slip model for bonded FRP-concrete interfaces[J].Constr.Build.Mater.，2014，68： 142-157.

[12] CAO S Y，CHEN J F，PAN J W，et al.ESPI measurement of bond-slip relationships of FRP-concrete interface[J].J.Compos.Constr.，2007，11： 149-160.

[13] BROSENS K，VAN GEMERT D.Anchoring stresses between concrete and carbon fiber reinforced laminates[A].Proc.3rd International Symposium on Non-Metallic （FRP） Reinforcement for Concrete Structures[C]∥Sapporo，1997，1：271-278.

[14] 楊勇新，岳清瑞，胡云昌.碳纖維布與混凝土黏結性能的試驗研究[J].建筑結構學報，2001，22 （3） ：36-42.

[15] NEUBAUER U，ROSTASY F S.Design aspects of concrete structures strengthened with externally bonded CFRP-plates[C]∥Edinburgh： Engineering Technics Press，1997： 109-18.

[16] HIROYUKI Y，WU Z.Analysis of debonding fracture properties of CFS strengthened member subject to tension[A].Proc.3rd International Symposium on Non-Metallic （FRP） Reinforcement for Concrete Structures[C]∥Sapporo，1997，312 ：284-294.

[17] TANAKA T.Shear resisting mechanism of reinforced concrete beams with CFS as shear reinforcement[D].Hokkaido ：Hokkaido University ，1996.

[18] LORENZIS L D，Miller B，Nanni A.Bond of fiber-rein-forced polymer fibers to concrete[J].ACI Mater.J.，2001，98：256-264.

[19] PELLEGRINO C，TINAZZI D，MODENA C.Experimental study on bond behavior between concrete and FRP reinforcement[J].J.Compos.Constr.，2008，12： 180-189.

[20] 袁嬌嬌，火映霞，侯新宇.CFRP和GFRP混雜后與混凝土界面性能試驗研究[J].建筑科學，2015，31（11）：62-67.

[21] GIRGIN Z C，ARIOGLU N，ARIOGLU E.Evaluation of strength criteria for very-high-strength concretes under triaxial compression[J].ACI Struct.J.，2007，104（3）：278-284.

（編輯：鄭 毅）

引用本文：

袁嬌嬌，林軍，侯新宇，等.AFRP-混凝土界面局部黏結剪應力分析

[J].人民長江，2021，52（8）：194-197，243.

Evaluation on local bond shear stress of AFRP-concrete interface

YUAN Jiaojiao1，2，LIN Jun 1，HOU Xinyu1，JI Xiaolei1

（ 1.School of Construction Engineering，Jiangsu Open University，Nanjing 210036，China; 2.School of Civil Engineering and Transportation，Hohai University，Nanjing 210036，China ）

Abstract：

The debonding failure between FRP and concrete is mainly derived from the local concentration of bond shear stress.Therefore，it is very important to study the local bond shear stress of FRP-concrete interface.Although a large number of scholars have carried out in-depth studies on the interface performance between carbon fiber and concrete，there are few studies on the interface performance between aramid fiber（AFRP）and concrete.In this paper，the experiment was taken to study the local bond shear stress between AFRP and concrete.Through regression analysis on the experimental data，we compared the existed bond models with the experimental data，and the Lorenzis model was found to be a well-fitted model.Based on the Lorenzis model，an improved calculation model of local bond shear stress is established.The research results can provide a theoretical basis for the evaluation of the interface bonding performance of retrofitted structures.

Key words：

FRP concrete;aramid fiber;local bond shear stress;interface performance