AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力分析

袁娇娇 林军 侯新宇 嵇晓雷

摘要： 纤维与基层混凝土界面的层间剥离主要是由于界面局部黏结剪应力集中造成的。因此，对于研究纤维（FRP）与混凝土界面黏结性能而言，界面局部黏结剪应力的研究至关重要。虽然已有大量学者对碳纤维（CFRP）与混凝土界面性能进行了深入研究，但是芳纶纤维（AFRP）与混凝土界面性能研究较少。通过试验研究了芳纶纤维-混凝土界面局部黏结剪应力。对试验数据进行回归分析，并将试验结果与已有的界面黏结剪应力模型进行对比，发现Lorenzis模型精确度较高。基于Lorenzis模型提出了改进的界面局部黏结剪应力计算模型。研究成果可以为修复后构件的界面黏结性能评价提供理论基础。

关 键 词： 纤维修复混凝土; 芳纶纤维; 黏结局部剪应力; 界面性能

中图法分类号：  TU528.572

文献标志码：  A

DOI： 10.16232/j.cnki.1001-4179.2021.08.029

0 引 言

为了实现交通强国的建设目标，满足人民日益增长的出行需求。国内各大城市的桥梁、隧道建造数量不断增加。部分桥梁、隧道处于海水等容易侵蚀的恶劣环境之中，容易出现锈蚀，从而影响结构在服役期的安全使用。FRP纤维片材具有轻质、高强、施工便捷等优点，在工程加固修复领域得到广泛应用[1]。FRP加固混凝土结构的关键在于FRP与混凝土界面的有效黏结。良好的界面黏结性能是保证FRP与混凝土共同工作的基础。剥离破坏主要是由于界面局部黏结剪应力集中造成的，因此，界面局部黏结剪应力的研究至关重要。

目前关于FRP-混凝土界面局部黏结剪应力的研究中，纤维片材主要集中在碳纤维片材和玻璃纤维片材。芳纶纤维具备FRP纤维片材的常见优点，因此，也适合用于加固或者修复混凝土结构[2-5]。芳纶纤维还具有良好的耐疲劳性能、耐腐蚀性能和抗冲击性能，特别适合加固对耐疲劳性能有一定要求的结构。此外，与碳纤维和玻璃纤维相比，芳纶纤维绝缘，不导电，可用于加固修复有电绝缘性要求的结构，比如电气化铁路中相关结构。因此，芳纶纤维和其他纤维相比，有着自己独特的性能优势，这表明芳纶纤维在土木工程结构加固或者修复领域的应用前景十分广阔。

AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力主要受纤维片材刚度和混凝土强度控制。现有文献已证实，黏结剪应力与FRP刚度成正比[6-10]。文献[7-12]的研究结果表明，黏结剪应力与混凝土抗压强度成正比。文献[13-15]的研究结果表明，黏结剪应力与混凝土抗拉强度成正比。一些学者认为界面局部黏结剪应力不受混凝土强度的影响[6，16-19]，还有一些学者认为界面局部黏结剪应力与纤维黏结长度有关[16-17]。因此，对于界面局部黏结剪应力，学者们的研究结论是不一致的。

鉴于以上情况，本文设计制作了33个试件进行试验研究，研究AFRP（芳纶纤维）-混凝土界面剪应力。本文将采用统计、归纳、分析等方法，在前人的研究成果基础上，分析AFRP（芳纶纤维）-混凝土界面局部剪应力。

1 试验制作

1.1 试件设计与制作

首先浇筑2个混凝土试块，试块的尺寸分别为100 mm×100 mm×250 mm和100 mm×100 mm×230 mm。混凝土试块中间预埋钢筋，预埋钢筋直径为22 mm，一侧伸出长度为10 mm，另一侧伸出长度为150 mm。制作中间木隔板，木隔板尺寸为100 mm×100 mm×20 mm，木隔板中间钻孔，孔尺寸为25 mm。将两混凝土块预埋钢筋伸出长度为10 mm的一侧钢筋，从木隔板左右两侧分别伸入木隔板中，拼成一个整体。然后，在拼成的整体试件两侧，纵向对称粘贴修复材料。修复材料在加载端粘贴长度为200 mm，保证加载时只有双面纤维片材对称承担拉力，如图1所示。为了保证破坏发生在加载端，将长度为250 mm的试块环向缠绕3层纤维布，作为锚固端，如图1所示。试件制作以及材料粘贴细节见文献[20]。

本文设计制作11组共33个试件，试件编号分别为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。

试件编号L50-1代表芳纶纤维长度为50 mm，宽度为50 mm，层数为1层，混凝土设计强度为C30;试件编号2L200-1代表芳纶纤维长度为200 mm，纤维宽度为50 mm，纤维层数分别为2层，试件混凝土设计强度为C30;试件编号B25-1代表芳纶纤维长度为200 mm，宽度为25 mm，层数为1层，混凝土设计强度为C30;试件编号C40-1代表芳纶纤维长度为200 mm，宽度为50 mm，层数为1层，混凝土设计强度为C40。

制作混凝土试块150 mm×150 mm×150 mm，与试件在相同工况下养护，测得设计强度C30、C40和C50的试块抗压强度分别为32.1，43.7 MPa和51.6 MPa。芳纶纤维力学性能厚度为0.18 mm，弹性模量为1.188×102 GPa。

1.2 试验加载装置设计和试验数据采集

在试件锚固端两侧面对称布置位移计，用于测量加载端位移。加载端位移取值为两侧位移平均值。在试件端部钢筋上布置荷载传感器，用于测量试件加载过程中的荷载值，加载装置如图2所示。

為了尽可能多地得到纤维表面应变分析情况，应变片尺寸选为3 mm×5 mm。从加载端开始布置，每隔15 mm布置一个应变片，位置如图3所示。

加载采用MTS动静万能试验机，为了能够更好地测得纤维表面的应变值，控制试验加载速度为0.2 mm/min。

2 AFRP-混凝土界面性能试验结果及分析

2.1 AFRP片材表面应变分析

试验所得11组共33个试件的AFRP片材应变规律相似，以典型试件2L200-1进行应变分析。当荷载较小时，随着水平坐标值的增加（即从加载端到自由端），应变逐渐减小到约为零，如图4所示。此时，AFRP中的界面局部黏结剪应力主要通过黏合剂中最靠近加载端的一段长度传递到混凝土中。这是因为在应变为零的区域，纤维与混凝土界面是没有界面局部黏结剪应力的。因此，在加载时，只有部分黏结长度是有效的，学者们可以对此开展深入研究，用应变来定义有效黏结长度。有效黏结长度上的纤维应变值，可以用于计算FRP-混凝土界面局部黏结剪应力。随着荷载增大，应变向自由端移动，表明FRP-混凝土界面受力黏结区的移动。同时随着荷载增大，靠近加载端，应变增大到极大值，出现了应变水平段。应变水平段代表纤维与混凝土发生了剥离。

2.2 AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力分析

FRP-混凝土界面局部黏结剪应力公式推导过程参考文献[20]。试验所得11组共33个试件的界面局部黏结剪应力规律相似，以典型试件2L200-1进行界面局部黏结剪应力分析，其他试件规律类似。如图5所示，在加载初期，界面局部黏结剪应力位于加载端，随着荷载增大，在加载端达到最大值之后迅速减小。随着荷载的进一步增大，加载端界面局部黏结剪应力约为零。界面局部黏结剪应力最大值向自由端移动，这表明剥离损伤随着荷载的增大不断向自由端移动。由前文可知，在整个芳纶纤维黏结长度范围内，只有部分长度有界面局部黏结剪应力。

2.3 试验数据与已有模型预测值比较

通过参考文献[20]的公式，可计算出试件L50、L80、L110、L140、L200、2L200、3L200、B25、B100、C40、C50的界面局部黏结剪应力值平均值分别为4.8，4.1，4.2，3.5，2.8，4.2，4.7，4.5，2.2，3.4，3.5 MPa。

由试验结果可知：试件L200、2L200、3L200的界面局部黏结剪应力值分别为2.8，4.2，4.7 MPa，表明当纤维布黏结层数增加时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力增大;试件B25、L200、B100的界面局部黏结剪应力值分别为4.5，2.8，2.2 MPa，表明当纤维布黏结宽度增加时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力减小;试件L200、C40、C50的界面局部黏结剪应力值分别为2.8，3.4，3.5 MPa，表明当混凝土强度提高时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力增大。

现有研究关于剪应力的结论差异极大。本文为了评估已有模型的准确性，采用变异系数IAE来衡量，它通常用于评估模型对试验结果的偏差[21]，变异系数IAE如式（1）所示。为了便于理解分析，本文取试件L200进行试验值和模型值的对比分析，误差分析结果如表1所列。

IAE=  [ 试验值-模型值 2]1/2   试验值

（1）

表1中各模型平均IAE和最小IAE分别为16.51%和4.28%。Pellegrino模型IAE最大，高估达197.10%。Hiroyuki&Wu模型计算值最小，低估74.10%。Lorenzis模型IAE最小，准确性最高。一般来说，由于模型的不准确，导致理论结果显示出相对较高的离散性。通过统计归纳分析，总结各学者模型与试验结果的偏差，可以推荐采用Hiroyuki&Wu模型作为试验结果的下限值，采用Pellegrino模型作为试验结果的上限值。实际工程中，由于试验者试验方法、试验装置和试验环境的不同，试验结果差异性很大。各模型计算出的上限值和下限值，可以作为试验人员试验结果合理性判断的依据，也可以作为工程设计人员偏于安全设计时参考的数值。

Lorenzis的模型如公式（2）所示[18]：

τu=0.0182（nEftf）0.5 （2）

本文基于该模型进行修正，修正模型如公式（3）所示：

τu=α（nEftf）0.5 （3）

通过对试验数据的回归分析，确定常数α为0.019。因此，式（4）可用于预测AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力。

τu=0.019（nEftf）0.5

（4）

式中：Ef，tf，n分别为纤维片材弹性模量，厚度和层数。

3 结 论

（1） 当纤维布黏结层数增加时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力增大;当纤维布黏结宽度增加时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力减小;当混凝土强度提高时，AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力增大。因此在实际修复工程中，修复层数在两层以上时，修复效果较一层效果好;修复条带宽度窄时修复效果好。

（2）  本文采用变异系数IAE评估现有模型的准确性。各模型平均、最小、最大IAE分别为16.51%，4.28%和197.10%。通过归纳，总结出各学者模型与试验结果的偏差，推荐采用Hiroyuki&Wu模型作为试验结果的下限值，而Pellegrino模型作为试验结果的上限值。

（3） Lorenzis提出的模型显然是最精确的，其模型IAE低估了4.28%。本文对试验数据进行回归分析，基于该模型进行修正，提出了改进的AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力。

（4） 本文研究的混凝土強度最高为C50，对于C50以上混凝土和动态荷载下AFRP-混凝土界面局部剪应力没有研究。今后可以对更高标号混凝土进行深入研究，并提出相关模型。

参考文献：

[1]  钮鹏，李旭，王晓初，等.FRP增强加固技术在土木工程中的研究进展[J].混凝土，2018，343（5）：152-156.

[2] 邢丽丽，孔祥清，韩飞，等.AFRP加固钢筋混凝土受损梁抗剪性能试验研究[J].玻璃钢/复合材料，2019（10）：76-81.

[3] 孔祥清，戚雪剑，刚建明，等.AFRP加固钢筋混凝土梁抗爆性能数值模拟研究[J].玻璃钢/复合材料，2018（6）：54-60.

[4] 郭昊.芳纶纤维布加固钢筋混凝土梁的性能研究[D].兰州：兰州交通大学，2017.

[5] 王兴国，张鹏飞，代波，等.外黏AFRP布加固 RC 梁弯曲性能试验研究[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，FURUTA 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.碳纤维布与混凝土黏结性能的试验研究[J].建筑结构学报，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] 袁嬌娇，火映霞，侯新宇.CFRP和GFRP混杂后与混凝土界面性能试验研究[J].建筑科学，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.

（编辑：郑 毅）

引用本文：

袁娇娇，林军，侯新宇，等.AFRP-混凝土界面局部黏结剪应力分析

[J].人民长江，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