卜良桃，徐博煜

(湖南大學土木工程學院，湖南，長沙 410082)

傳統(tǒng)的混凝土加固技術(shù)由于其抗拉強度、耐久性和脆性較低，在使用上存在一些局限性。而后續(xù)流行的復合砂漿/灌漿料鋼筋網(wǎng)加固方式仍存在養(yǎng)護時間長、新老混凝土之間的應力水平低、界面粘結(jié)弱等問題。近年來的研究熱點是用高性能水泥基材料進行加固[1]，這種加固方式可以大幅度提高承載力且耐久性良好?；钚苑勰┗炷镣ㄟ^去除粗骨料，降低自重并提升材料均勻性；通過顆粒優(yōu)化和壓實增加密實度，降低孔隙率；通過熱處理改善微觀結(jié)構(gòu)；通過添加鋼纖維提升材料延性[2]。研究表明活性粉末混凝土(Reactive Powder Concrete, RPC)強度高、韌性好，有著優(yōu)越的耐久、抗裂[3]以及抗震性能[4]，活性粉末混凝土鋼筋網(wǎng)加固技術(shù)(Technical for strengthening concrete structures with reactive powder concrete and bar mesh, RPCBM)適用于受損普通混凝土(Ordinary Concrete, OC)結(jié)構(gòu)的修復與加固，不僅可解決其他架構(gòu)方式的不足，而且可大幅度增加結(jié)構(gòu)受力性能和耐久性能，更符合綠色可持續(xù)發(fā)展的社會需求[5]。

粘結(jié)面通常是修復結(jié)構(gòu)中的薄弱環(huán)節(jié)，良好、高效和持久的粘結(jié)是有效修復混凝土結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵點[6]。近年來，已有眾多學者對RPC-OC 界面的粘結(jié)性能進行了一系列的研究，驗證了RPC 是具有良好修復和改造潛力的加固材料，RPC-OC 構(gòu)件具有較高的粘結(jié)強度和粘結(jié)耐久性，且使用壽命明顯延長[7]。但這些試驗大多數(shù)通過試驗探究界面粗糙度、養(yǎng)護方式、養(yǎng)護齡期、鋼纖維體積、混凝土含水率、RPC 澆筑方位等影響因素對RPCOC 界面粘結(jié)性能的影響[8-11]，缺乏因素組合的對比實驗數(shù)據(jù)，且無法定量模擬界面粗糙度、鋼筋的引入等對粘結(jié)界面的影響，RPCBM 加固OC 界面粘結(jié)性能的研究仍有空缺。因此，本文進行了RPCBM 加固OC 構(gòu)件雙面剪切試驗，觀察試件破壞損傷狀況，分析RPCBM-OC 粘結(jié)-滑移關(guān)系及試件破壞機理，結(jié)合前者研究[12-14]，提出了RPCBMOC 抗剪強度的計算方法，為RPC 鋼筋網(wǎng)加固混凝土技術(shù)工程實際運用提供了理論基礎。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗以界面粗糙度、鋼筋網(wǎng)規(guī)格和植筋率為試驗變量共制備了27 組構(gòu)件，每組由2 個樣本組成，分組編號由界面粗糙度、鋼筋網(wǎng)規(guī)格及銷釘根數(shù)組成，試驗分組見表1。加固前試件均采用C40 的普通混凝土，試件尺寸均為300 mm×300 mm×600 mm，采用RPC100 和6 mm 的CB400鋼筋網(wǎng)為加固材料，加固保護層為25 mm，以試件豎向面進行對面加固，加固前后試件如圖1 所示。

表1 試驗分組Table 1 Testing matrix

1.2 實驗方案

1)澆筑普通混凝土試塊，試驗室室內(nèi)常溫養(yǎng)護6 個月；2)根據(jù)試驗參數(shù)設計處理普通混凝土試塊的兩側(cè)表面，按表1 進行鑿毛，A、B、C 級粗糙度如圖1 所示；3)確定銷釘位置并鉆孔，銷釘根數(shù)為9 的構(gòu)件為半錨布置，其余構(gòu)件的銷釘為均均勻?qū)ΨQ布置(如銷釘個數(shù)為8 或者18)。本試驗用有機結(jié)構(gòu)膠植剪切銷釘，銷釘植入深度40 mm，外露長度20 mm，見圖1。剪切銷釘?shù)拈g距分別為150 mm、225 mm、300 mm，不大于鋼筋網(wǎng)同方向間距的3 倍，不小于銷釘植入深度的2 倍且銷釘與構(gòu)件邊緣的距離不小于60 mm；4)進行綁扎鋼筋網(wǎng)、植銷釘?shù)冉缑嫣幚恚?)普通混凝土塊的濕潤性對試驗影響較大，本試驗將普通混凝土塊表面灑水潤濕約20 min[15]；6)在澆筑RPC 之前擦干，濕處理后澆筑RPC，將試件覆膜，置于室溫養(yǎng)護28 d，進行試驗。

1.3 材料力學性能

1.3.1 OC 和RPC 力學指標

本試驗采用的OC 等級為C40，材料性能平均值見表2。本試驗中采用的RPC 等級為R100，鋼纖維體積分數(shù)2%，密度為2500 kg/m3，成品的RPC 干混料、水和外加劑的比例為100∶8.75∶7.8，運用強制攪拌機進行制備。材料性能根據(jù)文獻[16]試驗，平均值見表2。

表2 OC 和RPC 基本力學性能指標Table 2 Basic mechanical properties of OC and RPC

1.3.2 鋼材力學指標

試驗中加固鋼筋網(wǎng)鋼筋為 HRB400，間距分別為50 mm×50 mm、75 mm×75 mm 和100 mm×100 mm。鋼筋的基本力學性能平均值見表3。

表3 鋼材基本力學性能指標Table 3 Basic mechanical properties of steel

1.4 加載方案及測試方法

雙面剪切試驗裝置如圖2 所示。試驗在500 t油壓千斤頂及反力架上進行。RPCBM-OC 組合棱柱體OC 芯柱下方放置鋼板，置于千斤頂頂端，使試件中心軸與千斤頂中心軸對齊，然后，在砂漿層上方安置鋼條(鋼條寬度為45 mm，開口處用鋼板焊接封口防止其變形)，在構(gòu)件加固層的位置布置四個位移計，測量開裂后的構(gòu)件相對于原始構(gòu)件位置的滑移數(shù)值。千斤頂向上加載的過程中利用反力架使RPC 加固層受到反向作用力，從而達到雙面剪切的目的。隨著千斤頂不斷加載，試件受到雙向的剪切荷載作用沿著鋼條下方的界面處向下發(fā)生破壞，最終得到其破壞荷載。試驗測量內(nèi)容包括：剪切荷載，粘結(jié)滑移。荷載值由電液伺服壓力機控制系統(tǒng)測量，OC 芯柱和RPC 層的相對滑移由4 個位移計自動采集。

2 試驗結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)

27 組構(gòu)件雙面剪切試驗的破壞形態(tài)如圖3 所示。主要有以下三種：1)純界面破壞(A)：裂縫沿界面從上往下發(fā)展，發(fā)生剪切破壞。RPC 層掉落，兩種材料表面互相沒有黏連，附著在RPC 層的普通混凝土與整個粘結(jié)界面的面積比在10%以內(nèi)(A-0-0)；2)界面破壞+OC 芯柱破壞(BMA/CMA)：裂縫先沿著粘結(jié)界面，再沿粘結(jié)面附近的老混凝土豎直發(fā)展。RPC 塊附著了普通混凝土薄層，銷釘屈曲。BMA 破壞時，銷釘沒有全部拔出。CMA破壞時，銷釘全部隨著RPC 層被拔出OC 芯柱；3)界面破壞+OC 芯柱大塊剝離破壞(TMA)：裂縫先沿著粘結(jié)界面，再斜向下發(fā)展，向OC 芯柱中下部延伸，在RPC 層附著一大塊普通混凝土。部分試驗組出現(xiàn)兩個破壞面的情況，一個靠近粘結(jié)面，另一個斜向老混凝土中部，兩個破壞面剪下一大塊老混凝土，推測原因是由于雙面剪切試驗過程中，混凝土強度與鋼筋握裹力不足，或者機械咬合力差造成的。

2.2 荷載滑移曲線

構(gòu)件A/B/C-0-0 發(fā)生脆性破壞，滑移曲線如圖4(a)所示。在加載初期，由于RPC-OC 界面黏聚力的作用，滑移曲線呈彈性上升趨勢，極限荷載平均分別為860 kN、1280 kN 和1520 kN，其對應的滑移平均值分別為0.087 mm、0.743 mm 和0.758 mm，表明RPC-OC 界面抗剪強度與相對滑移隨著粗糙度的增加而增加。

其余組都為延性破壞，滑移曲線如圖4(b)～圖4(h)所示。荷載-滑移曲線經(jīng)歷了三個明顯不同的階段：彈性階段、屈服階段和下降-破壞階段。在試驗荷載達到極限荷載的90%之前，滑移曲線呈彈性上升趨勢；隨著荷載增大，界面開始出現(xiàn)滑移，界面間粘聚力所承擔的剪切力開始減少，銷釘承受的剪力增大?；魄€進入屈服階段，但屈服階段不明顯，說明試件延性增加，這其中滑移增長得較快，直到試驗載荷達到極限載荷，相應的滑移為1 mm～1.5 mm；隨著滑移增大，界面剪切力主要由銷釘承擔，滑移曲線進入相對較長的下降階段，在此過程中試驗載荷變化緩慢，滑移量迅速增長。觀察圖4(b)，取平均值，A-0/50/100-18 的RPCBM-OC 組合棱柱體相對滑移分別達到2.91 mm，3.59 mm 和2.97 mm 時，界面仍未完全破壞，分別保持了680 kN，830 kN 和740 kN的界面抗剪能力。銷釘?shù)拇嬖谑菇缑娴募羟衅茐谋谎舆t，并顯著增加了界面的滑移和破壞前的延性。從界面滑移曲線看出，植筋率0.0056 且鋼筋網(wǎng)50 mm×50 mm 處理的界面表現(xiàn)出最好的界面剪切延性。

對比圖4(c)～圖4(g)，發(fā)現(xiàn)鋼筋網(wǎng)規(guī)格越密，最后極限滑移值與保持的界面抗剪力越大。圖4表明各影響因素對荷載-位移曲線的影響力由大到小分別為，植筋率＞鋼筋網(wǎng)規(guī)格＞粗糙度，改變植筋率與鋼筋網(wǎng)規(guī)格是提高RPCBM-OC 組合棱柱體延性的一種好辦法。

2.3 試驗數(shù)據(jù)

雙面剪切試驗的結(jié)果如表4 所示，根據(jù)金瀏等[17]和ZHANG 等[12]指出OC-OC 抗剪強度約為1.36-4.56 MPa，結(jié)合表4 可知，RPC 鋼筋網(wǎng)加固技術(shù)處理下的界面抗剪強度較OC-OC 抗剪強度可以提升1.37-3.11 倍，良好的植筋處理增強了RPCBM-OC 界面的剪切強度，甚至超過了OC 本身的剪切強度[18]。開裂荷載越占極限荷載的50%，表明RPCBM-OC 粘結(jié)抗裂性能良好。

2.4 因素分析

2.4.1 粗糙度

OC 表面粗糙度是決定粘結(jié)界面抗剪強度的重要因素。由表4 可得，其他條件一致時，抗剪強度、附著在RPC 表面的普通混凝土與整個粘結(jié)界面面積比的值(C/B)、極限荷載時的滑移值都是C 組＞B 組＞A 組，即隨著粗糙度的增大，抗剪強度和延性都增強。界面粗糙度越大，暴露的粗骨料越多，界面處的混凝土孔隙越多。加固材料就越容易穿透混凝土的孔隙進行水化形成C-S-H 膠結(jié)物質(zhì)和鈣礬石[19]，產(chǎn)生較大的機械咬合力[10]。COURARD 等[20]指出，界面粗糙度不應太大，因為它會降低粘結(jié)強度。本文中的粗糙度數(shù)據(jù)內(nèi)，粗糙度越高，界面剪切強度越高，RPCBM-OC 粘結(jié)性能越好[21]。

表4 試驗荷載下的結(jié)果Table 4 Characteristic values of testing loads and failure parameters for push-out tests

2.4.2 植筋率

植筋率是界面抗剪強度和延性的最重要因素。植筋率0.0057 的組抗剪強度與延性得到了大幅度提高，極限荷載下界面平均滑移為1.311 mm，當RPC 層完全剝離時，最大相對滑移高達4.16 mm；破壞形態(tài)基本上為界面破壞+OC 芯柱大塊剝離破壞(TMA)。對于A/B/C-0-0 等無植筋組，極限荷載下的滑移小于1.0 mm，發(fā)生脆性破壞。

2.4.3 鋼筋網(wǎng)規(guī)格

鋼筋網(wǎng)是增強RPCBM-OC 組合棱柱體延性的因素。鋼筋網(wǎng)規(guī)格越密雙面剪切強度越高，但提高效果不明顯。從破壞形態(tài)分析，無鋼筋網(wǎng)組，銷釘未完全從OC 芯柱拔出，銷釘對粘結(jié)性能的貢獻沒有全部被發(fā)揮出來；有鋼筋網(wǎng)組，銷釘全部與加固層一起剝離。從剪切滑移分析，在其他條件一致時，鋼筋網(wǎng)規(guī)格越密，荷載-滑移曲線的下降段越緩，殘余剪切應力越大，延性越好。鋼筋網(wǎng)保證了銷釘協(xié)同工作，是銷釘、RPC 與OC 構(gòu)件形成整體的必要條件。

3 界面抗剪強度計算

3.1 各規(guī)范對比

目前，相關(guān)規(guī)范中界面抗剪強度的計算方法見表5。

表5 的公式都是依托于Birkeland 提出的摩擦抗剪理論，Anderson 首次提出OC-OC 界面抗剪強度計算公式以來，研究得到的公式主要分為兩種：關(guān)于 ρfy的線性表達式(表5 前4 行公式)和關(guān)于 ρfy的非線性表達式(Fib 2010 規(guī)范公式)[26]，對比可得，ACI 318-08 規(guī)范[22]僅適用于植入銷釘?shù)慕缑?，沒有考慮新老混凝土之間的界面黏聚力。AASHTO LRFD 規(guī)范[23]與CAN/CSA-S6-00 規(guī)范[24]考慮到了新老混凝土之間的界面黏聚力、銷釘提供的界面剪切阻力，忽略了銷釘抗剪時的銷釘作用。水泥復合砂漿鋼筋網(wǎng)加固混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[25]為銷釘受集中荷載考慮計算的抗剪承載力，界面黏聚力與混凝土強度、銷釘分布有關(guān)。Fib 2010 規(guī)范[26]將界面的抗剪強度分為三部分：界面黏聚力、銷釘引起的摩擦力以及銷釘?shù)匿N釘作用。通常，ACI 318-08 和AASHTO LRFD 等ρfy的線性表達式僅適用于銷釘屈服強度?y≯414 MPa的情況[27]。現(xiàn)有的計算新老混凝土界面抗剪強度的公式種類繁多，但由于所考慮的因素不同，其計算方法也有一定的局限性，且RPC 作為一種新材料，RPCBM-OC 界面和OC-OC 界面的剪切機理不同，OC-OC 之間弱界面粘結(jié)，不適用于判斷RPCBM-OC 之間的強粘結(jié)，故粘結(jié)問題也不能用同一種公式解答。故本文提出一種綜合計算RPCBM-OC 界面抗剪強度的公式。

表5 OC-OC 界面抗剪強度的典型計算公式Table 5 Typical calculating models for the shear strength of OC-OC interface

3.2 抗剪強度計算公式

通過上述分析，活性粉末混凝土鋼筋網(wǎng)加固混凝土界面剪切承載力由黏聚力Vu(coh)、摩擦力Vu(f)和銷釘?shù)匿N栓力Vu(da)三部分組成，如式(1)：

式中，Acv為粘結(jié)界面面積。

3.2.1 黏聚力Vu(coh)

對于A 組光滑界面而言，RPCBM-OC 界面黏聚力Vu(coh)包括范德華力、化學作用力(老混凝土一般水化完成，化學作用力非常弱)和表面張力[10]。張陽等[12-13]研究表明，OC-RPC 界面黏聚力與粘結(jié)界面的粗糙度、OC 強度、RPC 強度有關(guān)，與GRAYBEAL[28]的摩爾-庫侖準則結(jié)合，建立νu(coh)的計算公式：

式中：α 為界面粗糙度影響系數(shù)；?OC-RPC為OC與后澆RPC 的抗拉強度和抗壓強度有關(guān)的函數(shù)。

VALIKHANI 等[11]研究表明：針對只有鑿毛處理的界面，界面粗糙度數(shù)值可以與抗剪強度進行擬合，由式(3)表示：

式中：Ri為粘結(jié)界面平均表面粗糙度；K1、K2為將無銷釘處理的界面粘結(jié)強度與Ri相關(guān)聯(lián)的系數(shù)。

B 級粗糙度處理的試驗參數(shù)選取的雙面剪切試驗結(jié)論，包括：JU 等[10]粘結(jié)面粗糙度4.11 mm～4.62 mm 組，VALIKHANI 等[11]粘 結(jié) 面 粗 糙 度1.1989 mm～2.1999 mm 組，ZHANG 等[12]粘結(jié)面粗糙度1.78 mm、2.00 mm、2.12 mm 組，選取的Z型直剪試驗結(jié)論來自吳香國等[30]粘結(jié)面粗糙度2.65 mm 組。

C 級粗糙度處理的試驗參數(shù)選取了：JANG 等[8]的Z 型直剪試驗結(jié)果，JU 等[10]粘結(jié)面粗糙度為5.66 mm～6.42 mm 組和ZHANG等[13]粘結(jié)面粗糙度為4.56 mm 組的雙面剪切試驗結(jié)果。

代入本文及多位學者的雙面剪切試驗數(shù)據(jù)，擴大樣本容量，可以得到K1、K2參數(shù)見表6。為便于工程應用，對應本文三種粗糙度等級，相應的粗糙度影響系數(shù)見表6。對應本文的A、B、C 級粗糙度，α 分別為1.0、1.5、1.8。

表6 系數(shù)K1、K2、α 的值Table 6 Values for K1, K2 and α coeffificients

綜上，無剪切銷釘?shù)慕缑婵辜魪姸裙剑?/p>

τu(coh)為RPCBM-OC 界面黏聚力，光滑A 級界面取1.5 MPa～2.5 MPa，粗糙B 級界面取2.5 MPa～3.75 MPa，非常粗糙C 級界面取3.5 MPa～5.5 MPa(注：最大值不得超過老混凝土直剪強度)。

3.2.2 摩擦力Vu(f)和銷栓力Vu(da)

粗糙面發(fā)生滑移s的同時，這種滑動會在粗糙界面橫向于剪切的方向上產(chǎn)生接縫位移w，從而銷釘產(chǎn)生拉力F，拉力分解成F(f)和F(da)，所以銷釘?shù)目辜舫休d力包括兩部分：1)垂直拉力分量F(f)使銷釘附近的混凝土中產(chǎn)生壓力σc，從而摩擦抗剪，即銷釘在剪切力作用下沿粗糙粘結(jié)界面產(chǎn)生相對滑移，導致接頭一定的加寬，拔出銷釘時接口被壓縮，這稱為銷釘引起的“剪切摩擦”效應。因此，由于“剪切摩擦”效應，界面處的摩擦力可以被激活，以抵抗外部剪切力。摩擦主要取決于兩個因素：粗糙度和垂直于界面的壓縮力。壓力可以是外部的，如預應力，也可以是內(nèi)部的，如銷釘擠壓混凝土產(chǎn)生。摩擦貢獻隨著滑移的增加而略有下降。2)水平拉力分量F(da)為銷釘?shù)匿N釘作用，直接抵抗剪力。如果銷釘沒有端部錨固或缺乏粘結(jié)，銷釘將通過彎曲變形抵抗剪切位移，Vu(f)不能得到充分發(fā)揮。隨著滑移加大，F(xiàn)(da)越來越大，為銷釘作用，銷釘作用是銷釘由于界面間橫向位移而產(chǎn)生穿過界面的彎曲阻力，其在剪切滑移達到鋼筋直徑約0.1 倍～0.2 倍時達到最大值。

銷釘通過鋼筋網(wǎng)以及RPC 協(xié)同變形。當加固層有剝離趨勢，界面黏聚力Vu(coh)急劇減小，越來越多的剪力由銷釘承受，當加固層與混凝土界面基本裂開并分離時，RPCBM-OC 組合棱柱體破壞[30-33]。

如圖5 所示，銷釘?shù)慕缑婕羟凶枇ω暙I由植入銷釘?shù)慕缑婺Σ亮u(f)和銷栓力Vu(da)組成。由理論分析與實踐結(jié)果得出，其數(shù)值主要取決于銷釘力學參數(shù)，銷釘與混凝土連接層的摩擦系數(shù)、銷釘分布、植筋率和鋼筋網(wǎng)規(guī)格有關(guān)，因此，參考Fib 2010 規(guī)范[26]建立有剪切鋼筋的界面粘結(jié)公式，如下所示：

式中：μ為摩擦系數(shù)，可取固定值或者界面粗糙度函數(shù)式，歸納得對于光滑的界面，μ=1.07；對于粗糙的界面，μ=1.385；η1鋼筋網(wǎng)規(guī)格影響系數(shù)，回歸分析得，無鋼筋網(wǎng)，η1=1；鋼筋網(wǎng)規(guī)格為100 mm×100 mm 時，η1=1.0010；鋼筋網(wǎng)規(guī)格為75 mm×75 mm時，η1=1.0018；鋼筋網(wǎng)規(guī)格為50 mm×50 mm 時，η1=1.0023；η2界面銷釘分布影響系數(shù)，根據(jù)試驗結(jié)果回歸分析，對于銷釘均勻?qū)ΨQ分布的界面，η2=0.625；對于銷釘半錨界面，η2=0.5；fy為銷釘屈服強度；fc′為混凝土圓柱體單軸抗壓強度，fc′=0.83?cu，fcu為普通混凝土圓柱體的抗壓強度。

綜上，本文給出適合工程實際所使用的RPCBM-OC 界面粘結(jié)強度計算公式：

3.3 結(jié)果比較

首先根據(jù)前述的研究結(jié)果，圖6 可以很明顯的將RPCBM-OC 界面抗剪強度實測值和各公式計算值之間進行比較，表5 所列公式計算RPCBMOC 界面的抗剪強度與試驗值不太一致。因為RPCBM-OC 界面和OC-OC 界面的剪切機理不同，由文獻[26]得到的計算值與試驗值趨勢相對接近，但由于OC-OC 弱粘結(jié)，所以計算值普遍較實測值低[30]。由表7 得，各組在式(6)計算得的抗剪強度和實測值之間都表現(xiàn)出良好的一致性，雖然A-0-0、A-50-18、B-100-9、C-50-18 組的誤差超過了10%，出現(xiàn)偶然的數(shù)據(jù)分散，但其余組的誤差基本在10%以內(nèi)，表明預測RPCBM-OC 界面的抗剪強度公式是可行的。同時，為了更好的表明本文計算模型的精度，將計算結(jié)果與JU 等[10]、RUAN 等[34]、HUNG 等[35]的結(jié)果進行了對比，發(fā)現(xiàn)，誤差分別達到3.67%、5.89%和6.06%，進一步說明了本文的計算模型精度的可靠性，用來預測RPCBM-OC 界面的抗剪強度是可行的。

表7 RPCBM-OC 界面抗剪強度實測值與計算值對比Table 7 Comparison of measured and calculated shear strength of RPCBM-OC interface

RPCBM-OC 界面的抗剪強度受各種復雜影響因素的影響很大，如混凝土強度、界面粗糙度、養(yǎng)護方法、齡期和施工技術(shù)等，在實際現(xiàn)場施工過程中，RPCBM-OC 界面的抗剪承載力存在一定的不確定性，應注意式(6)的局限性。目前的研究僅基于有限的雙面剪切試驗，所建立的計算公式，應用存在一定的局限性，其通用性有待于未來的實驗研究進一步驗證。

4 結(jié)論

通過雙面剪切試驗，研究RPCBM 加固混凝土結(jié)構(gòu)的界面粘結(jié)性能，可以得到以下結(jié)論：

(1) RPC 與混凝土具有較高的粘結(jié)性，RPC 鋼筋網(wǎng)加固OC 結(jié)構(gòu)的界面較OC-OC 界面剪切強度可提升1.37 倍～3.11 倍左右。

(2) RPCBM-OC 界面有三種破壞形態(tài)：界面破壞、界面破壞+OC 破壞(分銷釘全部拔出與部分拔出)、界面破壞+OC 大塊剝離，RPCBM-OC 界面剪切強度與OC 界面粗糙度、植筋率、鋼筋網(wǎng)規(guī)格有關(guān)，剪切性能與粗糙度呈冪次函數(shù)關(guān)系，與植筋率呈線性函數(shù)關(guān)系，與鋼筋網(wǎng)規(guī)格呈正相關(guān)。RPCBM-OC 組合棱柱體延性與粗糙度、植筋率、鋼筋網(wǎng)規(guī)格都呈正相關(guān)。

(3) 本文基于界面黏聚力、摩擦力以及銷釘作用提出了RPCBM-OC 界面剪切強度改進公式，計算值與試驗值吻合良好。將來的工作重點也需要研究采用RPC 相比于復合砂漿的優(yōu)越性，以及比較復合砂漿或其他砂漿粘結(jié)性能，可以為活性粉末混凝土鋼筋網(wǎng)加固混凝土結(jié)構(gòu)時對界面粘結(jié)性能的判斷提供參考依據(jù)。