白曉宇，張明義，李偉偉，寇海磊

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GFRP抗浮錨桿外錨固性能室內(nèi)試驗(yàn)研究與機(jī)理分析

白曉宇1, 2，張明義1, 2，李偉偉1，寇海磊1

(1. 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院，山東青島，266033；2. 青島理工大學(xué)藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東青島，266033)

通過自行設(shè)計(jì)的室內(nèi)大型構(gòu)件對拉試驗(yàn)，測定外錨固段變形量(滑移量)及外錨固極限承載力，分析玻璃纖維增強(qiáng)聚合物(GFRP)抗浮錨桿的外錨固性能。研究結(jié)果表明：GFRP抗浮錨桿外錨固的破壞形式有2種，一種是錨桿材料強(qiáng)度不足產(chǎn)生劈裂破壞，另一種是GFRP錨桿和混凝土界面相對滑移較大，產(chǎn)生拔出破壞。直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿，在標(biāo)號為C25的商品混凝土的條件下，外錨固長度為840 mm的極限承載力為356 kN，最大滑移量為7.66 mm；外錨固長度為420 mm的極限承載力為215 kN，最大滑移量為4.24 mm；GFRP抗浮錨桿與混凝土之間平均黏結(jié)強(qiáng)度隨著滑移量的增大而提高，隨著外錨固長度的增加而降低；GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的平均黏結(jié)強(qiáng)度的增加速率隨滑移量的增大而減小。研究結(jié)果為GFRP抗浮錨桿的工程應(yīng)用提供理論依據(jù)。

GFRP抗浮錨桿；對拉試驗(yàn)；外錨固；荷載?滑移關(guān)系；平均黏結(jié)強(qiáng)度

隨著城市地下空間的開發(fā)利用，地下建(構(gòu))筑物的基礎(chǔ)埋深不斷加大，抗浮問題變得越來越突出。相比于降水、壓載加重、抗浮樁等抗浮技術(shù)措施，抗浮錨桿具有地層適應(yīng)性強(qiáng)、便于施工、易于分散應(yīng)力和節(jié)約造價(jià)等優(yōu)點(diǎn)。但抗浮錨桿常年處于水下或者干濕交替區(qū)，遭受化學(xué)腐蝕，服役環(huán)境比普通錨桿更差，特別是在地鐵等城市軌道交通建設(shè)項(xiàng)目中，由直流供電系統(tǒng)產(chǎn)生的雜散電流，彌漫在道床及其周圍巖土介質(zhì)中，對錨桿鋼筋產(chǎn)生電化學(xué)腐蝕[1]。通常所做的防護(hù)并不能從根本上解決問題，因此不容許采用金屬錨桿。在這種情況下，使用非金屬材料玻璃纖維增強(qiáng)聚合物(GFRP)錨桿成為最佳選擇。GFRP是以玻璃纖維為增強(qiáng)材料，合成樹脂為基體材料，摻入適量輔助劑，經(jīng)過拉擠、固化及螺紋纏繞一次成型的一種新型材料。GFRP錨桿具有抗拉強(qiáng)度高、質(zhì)量輕、抗腐蝕、抗電磁干擾、抗疲勞特性好等優(yōu)點(diǎn)，目前已應(yīng)用于橋梁、公路和混凝土加固[2?3]。鑒于GFRP錨桿的抗拉強(qiáng)度高、抗腐蝕性好的特點(diǎn)，近年來GFRP錨桿在邊坡加固、基坑支護(hù)等工程研究和應(yīng)用[4?5]較多。雖然GFRP筋材具有良好的抗拉性能，但由于其基體為脆性材料，抗壓、抗剪性能均不理想。GFRP筋材表面的剪力是由基體材料傳遞的，難以發(fā)揮GFRP筋材的抗拉性能高的特點(diǎn)。在GFRP抗浮錨桿中，錨筋外伸進(jìn)入有限厚度的混凝土底板內(nèi)，不能像鋼筋錨桿那樣進(jìn)行彎折錨固，錨固長度又受到限制，這給GFRP抗浮錨桿的外錨固(與鋼筋混凝土底板的錨固)造成了很大困難，應(yīng)尋求合理的錨固方法。Tastani等[6]通過加載端滑移量和黏結(jié)強(qiáng)度來量化承載性能極限狀態(tài)，總結(jié)出GFRP筋在普通混凝土中的黏結(jié)?滑移曲線形式，分析了GFRP筋黏結(jié)應(yīng)力?滑移的基本原理。Lee等[7]認(rèn)為GFRP筋界面黏結(jié)強(qiáng)度隨混凝土抗壓強(qiáng)度的增加而增大，但是黏結(jié)強(qiáng)度的增加幅度比鋼筋與混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度小得多。郝慶多等[8]采用拉拔試驗(yàn)研究GFRP帶肋筋與混凝土的黏結(jié)性能，研究結(jié)果表明：GFRP帶肋筋與混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度顯著提高，黏結(jié)強(qiáng)度隨GFRP帶肋筋直徑的增大而降低。師曉權(quán)等[9]對GFRP筋與混凝土黏結(jié)性能進(jìn)行全面研究，結(jié)果顯示，試件破壞形態(tài)與錨固長度具有密切關(guān)系，在同等條件下，鋼筋與纖維筋黏結(jié)力比例系數(shù)為1.2~1.5，最后，確定纖維筋與混凝土的黏結(jié)剛度取值范圍為 0.604 7~1.915 7 MPa/mm。高丹盈等[10]研究了GFRP筋與混凝土黏結(jié)破壞機(jī)理以及GFRP筋直徑和肋間距對GFRP筋與混凝土黏結(jié)滑移性能的影響。結(jié)果表明，GFRP筋與混凝土的黏結(jié)破壞形態(tài)主要為拔出破壞，GFRP筋表面和混凝土黏結(jié)面均發(fā)生不同程度的磨損，GFRP筋直徑和肋間距的增大均不同程度地降低了筋與混凝土的黏結(jié)性能?？梢?，雖然國內(nèi)外已對GFRP筋體做了大量研究，但只局限在考查GFRP錨桿與混凝土的黏結(jié)性能，且針對的是小型構(gòu)件，并沒有將GFRP材料用于抗浮錨桿；另外，目前關(guān)于GFRP抗浮錨桿外錨固(與結(jié)構(gòu)底板的錨固)性能的系統(tǒng)性研究較少。張明義等[11]通過植入式裸光纖傳感測試技術(shù)對青島地區(qū)GFRP抗浮錨桿的界面應(yīng)力分布、荷載傳遞規(guī)律及破壞機(jī)制進(jìn)行了研究，論證了GFRP抗浮錨桿使用的適宜性。試驗(yàn)結(jié)果表明，GFRP抗浮錨桿破壞以桿體基體材料剪切破壞為主，直徑為28 mm GFRP錨桿極限抗拔力為250 kN，能夠滿足工程需要。為此，本次室內(nèi)試驗(yàn)采用1組2個(gè)對澆，內(nèi)部設(shè)置聯(lián)通的GFRP螺紋錨筋進(jìn)行對拉，測定外錨固段變形量(也可稱作滑移量或底板變形量)及外錨固極限承載力，進(jìn)一步研究外錨固承載機(jī)理，為GFRP錨桿推廣應(yīng)用奠定理論基礎(chǔ)，為GFRP抗浮錨桿的設(shè)計(jì)、施工提供依據(jù)。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

目前，對GFRP筋黏結(jié)性能的試驗(yàn)研究較少。它們都按鋼筋黏結(jié)性能試驗(yàn)方法進(jìn)行拔出試驗(yàn)和梁式試驗(yàn)[12?15]。黏結(jié)破壞的主要形態(tài)為拔出破壞和劈裂式破壞。本次試驗(yàn)是在試驗(yàn)室支模，豎向澆筑混凝土，用來模擬地下結(jié)構(gòu)底板，采用1組2個(gè)對澆，內(nèi)部設(shè)置直徑28 mm的GFRP螺紋錨筋，錨筋聯(lián)通，中間預(yù)留千斤頂及測力計(jì)的位置，待混凝土達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度時(shí)，利用1對油壓千斤頂同步加荷，通過標(biāo)定好的荷重傳感器測讀加荷值，2個(gè)試件進(jìn)行對拉，對拉可以解決錨桿夾具問題，同時(shí)也可以減少在試驗(yàn)加載過程中由于采用穿心千斤頂對GFRP抗浮錨桿周圍混凝土的約束造成的影響；另外，2個(gè)試件對拉能同時(shí)進(jìn)行2個(gè)平行試驗(yàn)，試驗(yàn)證明這種做法可行。試驗(yàn)裝置如圖1所示。模擬底板的混凝土塊截面長×寬為800 mm×800 mm，厚度分別為500 mm和900 mm，以變化錨固長度。為了比較，同時(shí)進(jìn)行2組直錨筋錨固試驗(yàn)，錨筋長度分別為420 mm和840 mm，共進(jìn)行2組試驗(yàn)，每組有2個(gè)平行試驗(yàn)。

單位：mm

1.2 試驗(yàn)材料

1.2.1 GFRP抗浮錨桿

本次試驗(yàn)所采用的材料為南京某公司生產(chǎn)的直徑為28 mm GFRP螺旋狀筋材，制作過程是拉伸擠壓1次成型，經(jīng)國家玻璃纖維產(chǎn)品質(zhì)量監(jiān)督中心檢測，樹脂體積分?jǐn)?shù)為25%，玻璃纖維體積分?jǐn)?shù)為75%，密度為2.1 g/cm3；極限抗拉承載力432 kN，極限抗拉強(qiáng)度702 MPa，極限抗剪強(qiáng)度150 MPa，彈性模量51 GPa。

1.2.2 基體

試驗(yàn)采用強(qiáng)度等級為C25的商品混凝土澆筑成的塊體模擬地下結(jié)構(gòu)底板。混凝土用兩端預(yù)留孔洞的木模成型，孔洞處于模板的中心位置且其直徑要稍大于GFRP抗浮錨桿的直徑，以保證在澆筑混凝土過程中GFRP筋的位置不發(fā)生偏移。澆筑混凝土之前，在木模底面與地面之間放置一定數(shù)量的直徑為32 mm無縫鋼管，作為滾軸支座抵消對拉試件與地面的摩阻力。水平放置GFRP筋，垂直澆筑混凝土，用振搗棒震動(dòng)密實(shí)，實(shí)行帶模養(yǎng)護(hù)，28 d后拆模。同批試件還澆注了3組共9個(gè)邊長為100 mm的立方體試件，相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，以測定混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度。

1.2.3 試驗(yàn)儀器

拉拔試驗(yàn)采用2臺噸位為50 t、行程為20 cm的手動(dòng)式油壓千斤頂進(jìn)行同步加載，千斤頂所提供的拉力通過標(biāo)定好的荷重傳感器(量程為500 kN，分辨率≤1 kN)進(jìn)行測量。GFRP抗浮錨桿相對混凝土的滑移量采用精度為0.01 mm，量程為30 mm的百分表進(jìn)行測讀，百分表配套磁性表架固定裝置。

2 試驗(yàn)過程

2.1 加載裝置及儀表安裝

混凝土試件澆筑完畢達(dá)到28 d后，測得邊長為100 mm的立方體試件抗壓強(qiáng)度平均值為25.4 MPa，混凝土強(qiáng)度等級達(dá)到C25，開始進(jìn)行GFRP抗浮錨桿對拉試驗(yàn)。

加載裝置包括剛性墊板(面積略大于壓力傳感器截面積的1倍，厚度大于30 mm)、荷重傳感器(外接YJ-32型數(shù)字顯示儀)和2臺相同的手動(dòng)式油壓千斤頂(每臺油泵控制1臺油壓千斤頂)。在GFRP抗浮錨桿與混凝土試件接觸面位置各安裝1個(gè)百分表，用于測定GFRP抗浮錨桿與混凝土試件的相對滑移。在對拉試件兩側(cè)與GFRP筋相同標(biāo)高處對稱安裝4個(gè)百分表，一方面可用于測定對拉試件在2個(gè)相反方向的位移，另一方面實(shí)時(shí)監(jiān)控2個(gè)百分表的位移控制千斤頂?shù)膲毫?，確保GFRP抗浮錨桿軸向受拉。油壓千斤頂安裝前，先對千斤頂安裝位置進(jìn)行定位，使千斤頂?shù)妮S心與GFRP抗浮錨桿的軸心在同一水平面，2臺千斤頂相對于GFRP筋左右對稱，同樣為了確保GFRP抗浮錨桿軸向受拉。

2.2 加載方式

試驗(yàn)加載用2臺500 kN的千斤頂并聯(lián)同步進(jìn)行對拉，加載方式采用手動(dòng)油泵加載。試驗(yàn)所用千斤頂和荷重傳感器在試驗(yàn)前均已進(jìn)行標(biāo)定。試驗(yàn)采用分級加載，每臺油壓千斤頂?shù)?級荷載為20 kN，第2級荷載為40 kN，以后逐級按20 kN遞增加載，以約0.2 kN/s的速率勻速加載，直至錨桿破壞。每級荷載施加完畢后，應(yīng)立即測讀位移，此后每間隔5 min測讀1次。相臨2級荷載之間的加載時(shí)間間隔為15 min，即穩(wěn)壓15 min，千斤頂?shù)膲毫τ珊芍貍鞲衅魍饨拥腨J-32型數(shù)字顯示儀控制。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 對拉試驗(yàn)破壞形式及機(jī)理分析

錨桿加固結(jié)構(gòu)的破壞形式分4種情況：錨桿自身強(qiáng)度不足，錨桿發(fā)生屈服破壞；砂漿強(qiáng)度較低造成界面黏結(jié)強(qiáng)度較低時(shí)，錨桿和砂漿界面剪切破壞；砂漿體強(qiáng)度不足導(dǎo)致的倒錐形拔出破壞及砂漿和圍巖界面剪切破壞[16?17]。

本次對拉試驗(yàn)中，2組對拉試驗(yàn)錨桿最終破壞結(jié)果如下。

3.1.1 錨桿自身破壞

錨固長度為840 mm的錨桿在加載過程中，當(dāng)加載到245 kN時(shí)，試件損傷筋體發(fā)出輕微的破裂聲，隨著荷載繼續(xù)增加，響聲增大而且逐漸變密集，最后突然發(fā)出很響的斷裂聲，加載至極限荷載356 kN時(shí)，試件陡然破壞。試件破壞斷裂形態(tài)為大范圍劈裂脆斷破壞。錨桿出現(xiàn)明顯塑性變形，錨桿與混凝土之間出現(xiàn)明顯的滑移現(xiàn)象。

GFRP抗浮錨桿在加載過程中發(fā)出清脆響聲，明顯不同于鋼筋抗浮錨桿。因?yàn)镚FRP錨桿受荷初期，玻璃纖維和樹脂承受拉力，樹脂先發(fā)生屈服，過了屈服點(diǎn)后，樹脂進(jìn)入塑性強(qiáng)化狀態(tài)，外加荷載增量主要由玻璃纖維承擔(dān)，當(dāng)玻璃纖維受力達(dá)到其斷裂強(qiáng)度或玻璃纖維與樹脂黏結(jié)力喪失后材料失去其承載力[6]。由于受荷前后階段損傷程度不同，所以發(fā)出聲響強(qiáng)度、聲音出現(xiàn)頻率會有所不同。

3.1.2 GFRP筋拔出破壞

錨固長度為420 mm的錨桿在加載過程中，當(dāng)加載到120 kN時(shí)，試件損傷筋體發(fā)出輕微的破裂聲。筋體拔出前，隨著荷載持續(xù)增加，筋體相對混凝土的滑移量迅速增大，可以聽到連續(xù)的黏結(jié)破壞的劈啪聲，加載至極限荷載215 kN時(shí)，伴隨“嘣”的巨大響聲，筋體被拔出。

該對拉試件錨固長度較短，對拉時(shí)發(fā)生拔出破壞。GFRP筋與混凝土的黏結(jié)應(yīng)力主要由GFRP筋與混凝土表面的摩擦力、化學(xué)黏結(jié)力以及機(jī)械咬合力組成。加載初期，對拉力較小，起作用的主要是摩擦力和化學(xué)黏結(jié)力，隨著荷載不斷增加使黏結(jié)力逐漸降低，最終使得黏結(jié)力破壞，摩擦力和機(jī)械咬合力便起到了主要的作用。由于GFRP筋生產(chǎn)工藝的原因使其縱向和橫向上的物理力學(xué)性能不同，即各向異性，其縱向物理力學(xué)特性由纖維控制，而橫向主要由樹脂決定，一般樹脂的強(qiáng)度低于混凝土的抗壓強(qiáng)度，由于摩擦力的作用致使GFRP筋表面的橫肋產(chǎn)生劣化，GFRP筋表面的磨損和橫肋的削弱又使機(jī)械咬合力進(jìn)一步降低，最終導(dǎo)致GFRP錨桿從混凝土中拔出。

3.2 荷載?滑移曲線

在試驗(yàn)過程中，GFRP錨桿與混凝土界面相對位移采用百分表測量，由于百分表的磁性表座安裝在距錨桿一定距離(＞10，為錨桿直徑)的對拉試件上。故百分表的讀數(shù)為錨桿與混凝土交界面相對位移，即GFRP抗浮錨桿與混凝土的滑移量。外錨固長度為840 mm和420 mm的對拉試件荷載?滑移曲線關(guān)系分別如圖2和圖3所示。

1—對拉試件一端；2—對拉試件另一端

1—對拉試件一端；2—對拉試件另一端

由圖2可知：在相同的外錨固長度下，對拉試件兩端荷載?滑移曲線的變化規(guī)律相似，在每級對拉荷載作用下，試件兩端的滑移比較接近，加載初期，錨桿桿體和混凝土之間的剪切力較小，低于錨桿桿體和混凝土的黏結(jié)強(qiáng)度，加載端滑移較小。隨著荷載增加，錨桿桿體和混凝土之間的剪切力逐漸增大。加載端剪切滑移隨荷載增大呈線性增加。加載至320 kN時(shí)，錨桿桿體和混凝土之間的剪切力達(dá)到二者的黏結(jié)強(qiáng)度，加載端滑移出現(xiàn)拐點(diǎn)。荷載超過拐點(diǎn)以后，錨桿桿體與混凝土之間剪切力超過錨桿和混凝土之間的黏結(jié)強(qiáng)度，錨桿加載端滑移隨荷載增加明顯增大，加載端孔口出現(xiàn)剪切滑移破壞，加載至極限荷載356 kN時(shí)，滑移產(chǎn)生突變，試件兩端總滑移也較為接近，分別為7.66 mm和7.54 mm，最后1級荷載的滑移約為總滑移的37.0%~43.2%，剪切滑移破壞向錨桿內(nèi)部逐漸 延伸。

由圖3可知：對拉試件兩端荷載?滑移曲線變化規(guī)律有所不同，在最后1級加載過程中，加載至極限荷載215 kN時(shí)，試件一端滑移為1.82 mm，另一端滑移為0.17 mm，兩端總滑移分別為1.69 mm和 4.24 mm?？偦葡嗖?.55 mm，主要是由于試件制作的差異和加載過程中的荷載偏心導(dǎo)致對拉試件兩端的外錨固極限承載力不同，滑移較大的一端發(fā)生拔出 破壞。

從圖2和圖3可以看出，對于不同的外錨固長度，荷載?滑移曲線變化規(guī)律相似，呈現(xiàn)雙折線形式，存在明顯的拐點(diǎn)，均由緩和段和陡降段組成。在曲線緩和段，外錨固體承載力主要由筋體與混凝土的化學(xué)黏結(jié)力、摩擦力以及機(jī)械咬合力共同作用，只是分擔(dān)荷載的比例有所不同；在曲線陡降段，由于外錨固體發(fā)生拉拔破壞，外錨固承載力主要靠GFRP筋體與破碎混凝土之間的機(jī)械咬合力提供。另外，在其他條件不變的情況下，GFRP抗浮錨桿的外錨固承載力隨外錨固長度的增加而增大，總滑移也隨外錨固長度的增加而增加。在工程抗浮錨桿實(shí)際使用荷載作用下，滑移(底板變形)應(yīng)滿足工程要求。

3.3 廣義平均黏結(jié)強(qiáng)度

GFRP抗浮錨桿與混凝土的廣義平均黏結(jié)應(yīng)力計(jì)算公式[18]為

=u/(π) (1)

式中：u為對拉力，N；為錨桿的直徑，mm；為GFRP抗浮錨桿的外錨固長度，mm；為GFRP抗浮錨桿與混凝土廣義平均黏結(jié)應(yīng)力，MPa。

圖4為GFRP抗浮錨桿的平均黏結(jié)應(yīng)力隨外錨固長度變化的規(guī)律。由圖4可以看出：直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結(jié)應(yīng)力分別為4.82和5.82 MPa。在其他條件不變的情況下，GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結(jié)強(qiáng)度隨著外錨固長度的增加而降低。GFRP抗浮錨桿的外錨固長度愈短，愈能發(fā)揮桿體與混凝土之間的黏結(jié)力，隨著外錨固長度的增加，單位長度的表面摩擦阻力就會減小，這與Tastani等[6]、高丹盈等[19]、Kilic等[20]研究結(jié)果是一致的。但GFRP抗浮錨桿外錨固段的長度也不能太短，其長度在能夠充分發(fā)揮桿體與混凝土之間黏結(jié)應(yīng)力的同時(shí)，必須確保GFRP抗浮錨桿有足夠的應(yīng)力儲備，以保證桿體和地下結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性，達(dá)到抗浮設(shè)計(jì)要求。

圖4 廣義平均黏結(jié)應(yīng)力?外錨固長度柱狀圖

3.4 黏結(jié)?滑移關(guān)系

通過外錨固長度為840 mm和420 mm的對拉試件的對拉荷載與對拉試件兩端滑移，得到GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)強(qiáng)度?滑移關(guān)系。圖5和圖6分別為不同外錨固長度的GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)應(yīng)力?滑移曲線。

由圖5可知：在相同的外錨固長度下，對拉試件兩端的GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)強(qiáng)度?滑移關(guān)系曲線的變化規(guī)律相似，在每級對拉荷載作用下，GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)強(qiáng)度隨試件兩端的滑移的增加而提高，最后隨著滑移的不斷增加，平均黏結(jié)強(qiáng)度的增大速率變小，最終試件完全喪失承載力。

1—對拉試件一端；2—對拉試件另一端

由圖6可知：對拉試件兩端的GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)強(qiáng)度?滑移關(guān)系曲線變化規(guī)律有所不同，同樣是由于試件兩端的外錨固極限承載力不同，滑移較大的一端拔出破壞。但圖6中曲線的變化規(guī)律與圖5中曲線的變化規(guī)律一致，即對于不同的外錨固長度，平均黏結(jié)應(yīng)力?滑移曲線變化規(guī)律相似。由圖5和圖6還可以看出：GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)應(yīng)力?滑移過程主要有4個(gè)階段[21]：

1) 微滑移段。在加載初期，黏結(jié)?滑移曲線表現(xiàn)為平均黏結(jié)應(yīng)力增加很大而滑移增加很小。此時(shí)，黏結(jié)力主要由GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的膠結(jié)力承擔(dān)。

2) 線性滑移段。隨著荷載增加，對拉試件進(jìn)入線性滑移階段，在這一階段黏結(jié)?滑移曲線的斜率比微滑移段斜率有所降低，此時(shí)平均黏結(jié)應(yīng)力?滑移曲線呈線性關(guān)系。此時(shí)，摩擦力和GFRP的肋與混凝土的機(jī)械咬合力是黏結(jié)力的主要組成部分。

3) 非線性滑移段。荷載繼續(xù)增加，滑移增長速率進(jìn)一步加快，黏結(jié)?滑移曲線開始呈非線性變化，接近最大黏結(jié)應(yīng)力時(shí)，曲線出現(xiàn)近水平發(fā)展趨勢，滑移急劇增加。這一階段黏結(jié)力主要由GFRP筋的肋與混凝土的機(jī)械咬合力承擔(dān)。

4) 黏結(jié)破壞段。黏結(jié)應(yīng)力達(dá)到最大值后，對拉試件發(fā)生劈裂或拔出破壞，滑移突然增加，荷載迅速減小，黏結(jié)?滑移曲線一般呈線性下降[8, 21]。試件發(fā)生劈裂破壞時(shí)曲線的下降段更靠近橫軸，試件完全失去承載力。由于本次試驗(yàn)受對拉試件的約束，該階段曲線變化不明顯。

1—對拉試件一端；2—對拉試件另一端

4 結(jié)論

1) 對拉試驗(yàn)裝置可合理地解決GFRP錨桿在拉拔過程中的夾具問題，還可以直接量測錨桿相對于基體的滑移，試驗(yàn)裝置簡單、可行。

2) GFRP抗浮錨桿的破壞方式有2種：當(dāng)外錨固長度為840 mm時(shí)，錨桿自身破壞，即錨桿材料強(qiáng)度不足被拉壞；當(dāng)外錨固長度為420 mm時(shí)，錨桿拔出破壞，即GFRP筋體和混凝土界面相對滑移破壞。

3) 直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿，在標(biāo)號為C25的商品混凝土的條件下，外錨固長度為840 mm的極限承載力356 kN，外錨固長度為420 mm的極限承載力215 kN，外錨固長度增加1倍，外錨固極限承載力提高65.6%。另外，一般底板混凝土強(qiáng)度等級會比本文的高，拔出力會增大，本文可能為下限力。

4) 僅改變GFRP抗浮錨桿外錨固長度的情況下，荷載?滑移曲線變化規(guī)律相似，均由緩和段和陡降段組成。當(dāng)直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿，外錨固長度為840 mm時(shí)，最大滑移為7.66 mm；當(dāng)外錨固長度為420 mm時(shí)，最大滑移為4.24 mm。

5) 僅改變GFRP抗浮錨桿外錨固長度的情況下，GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的平均黏結(jié)強(qiáng)度隨著外錨固長度的增加而降低。

6) 在每級對拉荷載作用下，GFRP抗浮錨桿與混凝土平均黏結(jié)強(qiáng)度隨試件兩端的滑移的增加而提高，隨著滑移的繼續(xù)增加，平均黏結(jié)強(qiáng)度的增加速率變小。

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Laboratory test study and mechanism analysis of external anchorage performance of GFRP anti-floating anchors

BAI Xiaoyu1, 2, ZHANG Mingyi1, 2, LI Weiwei1, KOU Hailei1

(1. School of Civil Engineering, Qingdao Technological University, Qingdao 266033, China 2. Collaborative Innovation Center of Engineering Construction and Safety in Shandong Blue Economic Zone,Qingdao Technological University, Qingdao 266033, China)

The external anchorage performance of glass fiber reinforced plastics (GFRP) anti-floating anchors with different anchorage length was studied through self-designed pulling test indoor with large structure. The external anchorage deformation (slippage) and the ultimate capacity were also monitored during the test. The results show that there are two failure modes of the GFRP external anchorage. One is the splitting failure with lack of GFRP material strength and the other is pulling out failure due to larger relative slippage between GFRP anchors and concrete. In the condition of C25 commodity concrete, the limit supporting capacity and maximum slippage of GFRP anti-floating anchors with external anchorage length 840 mm and the diameter 28 mm are 356 kN and 7.66 mm respectively. The limit supporting capacity and maximum slippage of GFRP anti-floating anchors with external anchorage length 420 mm and the diameter 28 mm are 215 kN and 4.24 mm respectively. The generalized average bond strength between GFRP anti-floating anchors and concrete enhances with the increase of slippage quantity, and decreases with the increase of external anchorage length. The average bond strength increase rate between GFRP anti-floating anchors and concrete decreases with the increase of slippage quantity. The research results can provide theoretical basis for the project application of GFRP anti-floating anchors.

GFRP anti-floating anchors; counter-pulled test; external anchorage; relationship between load and slip; average bond strength

10.11817/j.issn.1672-7207.2015.10.038

TU472

A

1672?7207(2015)10?3841?07

2014?10?04；

2014?12?10

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51278261)；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20133721110003)；青島市建設(shè)事業(yè)科技發(fā)展項(xiàng)目(JK2012-1)(Project (51278261) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project (20133721110003) supported by Research Fund for the Doctoral Program of Higher Education of China; Project (JK2012-1) supported by Construction Science and Technology Development of Qingdao of China)

張明義，博士，教授，從事土力學(xué)及地基基礎(chǔ)方面的研究；E-mail：zmy58@163.com

(編輯 羅金花)