孫 濤，周飛羽，劉 強(qiáng)，楊俊杰，劉通昌，4

（1.山東科技大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.中國海洋大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266100；3.海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266100；4.山東正元建設(shè)工程有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南 250100）

玻璃纖維增強(qiáng)聚合物錨桿錨頭試驗(yàn)研究

孫 濤1，周飛羽1，劉 強(qiáng)1，楊俊杰2，3，劉通昌1，4

（1.山東科技大學(xué) 地球科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266590；2.中國海洋大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266100；3.海洋環(huán)境與生態(tài)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266100；4.山東正元建設(shè)工程有限責(zé)任公司，山東 濟(jì)南 250100）

本文實(shí)施了金屬和玻璃纖維錨頭的極限抗拔承載力的模型試驗(yàn)。結(jié)果表明，金屬螺母長度達(dá)到10cm時(shí)，玻璃纖維增強(qiáng)聚合物錨桿錨頭達(dá)到其極限抗拔承載力。該錨桿破壞形式為扒皮破壞，表層平均脫落厚度在2.4～2.7mm之間。起抵抗剪切破壞作用的主要是基體樹脂及其附近的少數(shù)玻璃纖維。螺母長度為8cm的玻璃纖維增強(qiáng)聚合物錨頭極限抗拔承載力，大約等同于金屬螺母長度范圍為6～7cm的錨頭抗拔承載力，產(chǎn)生的位移值約是后者的2倍。

玻璃纖維增強(qiáng)聚合物；錨桿；錨頭抗拔承載力

1 研究背景

玻璃纖維增強(qiáng)聚合物（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）由玻璃纖維作為增強(qiáng)材料、合成樹脂作為基體材料共同組成。GFRP制成的錨桿具有順纖維方向抗拉強(qiáng)度高、比重小、耐腐蝕、抗疲勞、可塑性強(qiáng)、電磁絕緣和減震性能好等優(yōu)點(diǎn)［1］。為了解決鋼筋銹蝕問題，國外學(xué)者自20世紀(jì)60年代以來開始了FRP筋研究，認(rèn)為GFRP筋是有效的普通鋼筋替代品［2］。關(guān)于FRP筋材早期的研究主要集中在FRP筋本身的力學(xué)性質(zhì)和破壞特征等方面。

采用GFRP筋代替鋼筋的混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，需要考慮GFRP筋和混凝土（砂漿）是否能夠協(xié)同變形。針對GFRP筋和混凝土（砂漿）界面的剪切破壞問題，眾多學(xué)者開展了GFRP筋和混凝土（砂漿）界面的黏結(jié)-滑移特征研究。發(fā)現(xiàn)雖然GFRP筋和混凝土（砂漿）二者之間的界面黏結(jié)強(qiáng)度低于鋼筋與混凝土的界面黏結(jié)強(qiáng)度［3］，但二者之間仍然具有較高的界面黏結(jié)強(qiáng)度［4］，達(dá)到一定錨固長度后，能夠保證GFRP筋和混凝土（砂漿）協(xié)同受力。從而得出了一系列GFRP筋和混凝土（砂漿）的黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型，如修正的BEP模型［5］、FRP筋與混凝土的黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型［6］、FRP筋與水泥砂漿黏結(jié)-滑移本構(gòu)模型［7］等，采用這些模型可以預(yù)測GFRP筋和混凝土（砂漿）的黏結(jié)強(qiáng)度，為結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計(jì)提供依據(jù)。此外，學(xué)者們對GFRP筋和混凝土（砂漿）界面的黏結(jié)-滑移特征的影響因素進(jìn)行了分析。認(rèn)為筋材的直徑、表面形態(tài)、錨固長度、灌漿體特征、荷載和溫度等因素對界面的黏結(jié)-滑移特征有一定影響［7-11］。與鋼筋相比，GFPR力學(xué)性能較好且性價(jià)比較高［12-13］，采用GFRP筋代替?zhèn)鹘y(tǒng)的鋼筋錨桿筋材是解決巖土工程中錨桿筋材劣化問題的有效途徑。針對GFRP錨桿的破壞機(jī)制和錨固承載力問題，學(xué)者們進(jìn)行了大量的GFRP錨桿現(xiàn)場拉拔試驗(yàn)［14-17］，分別得出了錨桿承載力設(shè)計(jì)計(jì)算公式。

與GFRP筋材較高的本體抗拉強(qiáng)度比較，錨具所能提供的抗拔承載力卻十分有限，因此，一些學(xué)者也針對錨頭開展研究。詹界東等［18］根據(jù)錨固受力原理，將錨具分為機(jī)械夾持式及黏結(jié)型兩類。機(jī)械夾持式錨具有楔形錨具［19］、夾片式錨具［20］和螺母托盤錨具［21］等；黏結(jié)型錨具有套管黏結(jié)式錨具［20］和鋼套筒灌膠錨固［22］等。除傳統(tǒng)的錨具之外，Reda Taha等［23］還研制出了混凝土錨具，在抗腐蝕能力方面極為突出。螺母托盤式錨具是目前錨桿工程中應(yīng)用最為廣泛的機(jī)械夾持式錨具之一。相較于黏結(jié)型，該類錨具可以有效降低錨固長度，降低工程造價(jià)。因此本文針對螺母托盤式錨具GFRP錨桿錨頭破壞機(jī)理進(jìn)行了研究。

2 錨頭抗拔承載力室內(nèi)模型試驗(yàn)

GFRP錨具錨頭預(yù)備試驗(yàn)結(jié)果表明，達(dá)到極限抗拔荷載時(shí)，GFRP螺母內(nèi)螺紋產(chǎn)生嚴(yán)重破壞并伴隨桿體螺紋表面小范圍破損，無法對錨頭部位的抗剪強(qiáng)度進(jìn)行合理分析，如圖1所示。鑒于此，本次試驗(yàn)使用金屬錨具，提高了錨具的剛度，避免錨具損壞，控制GFRP錨桿錨頭錨固系統(tǒng)產(chǎn)生的剪切破壞只發(fā)生在GFRP錨桿桿體上。分別取直徑25、26、28 mm的GFRP錨桿作為研究對象，共分3個(gè)批次，每個(gè)直徑系列有9組試驗(yàn)，共包括8組金屬錨具試驗(yàn)、1組用作對比的GFRP錨具試驗(yàn)，每組進(jìn)行3個(gè)平行的重復(fù)試驗(yàn)。通過改變錨具螺母長度因子進(jìn)行錨具抗拔試驗(yàn)，結(jié)合破壞試驗(yàn)結(jié)果和試驗(yàn)數(shù)據(jù)，探究GFRP錨桿錨頭錨固失效機(jī)理。試驗(yàn)設(shè)計(jì)見表1所示。

圖1 GFRP錨具破壞

表1 試驗(yàn)分組及編號(hào)

試驗(yàn)開始前需要先給GFRP筋加鋼套管灌膠，目的是保證試驗(yàn)時(shí)只在筋材的一端產(chǎn)生滑移。本試驗(yàn)為破壞性試驗(yàn)，采用電動(dòng)油壓穿心千斤頂對GFRP筋施加豎直向上的軸力，千斤頂上端對托盤施加推力，托盤將推力作用于螺母，螺母進(jìn)而使GFRP筋遭受軸向拉力，千斤頂下端通過墊板抵住安裝在鋼套管上的鋼螺母緊固在鋼套管上，鋼螺母與鋼管之間強(qiáng)大的螺紋咬合力可保證千斤頂下部不會(huì)發(fā)生位移。試驗(yàn)裝置如圖2所示。試驗(yàn)采用逐級加載法，每級施加荷載30kN，直至試驗(yàn)發(fā)生破壞。在托盤上端左右兩側(cè)各安裝一個(gè)百分表，測量托盤位移變化，即施加荷載使GFRP錨桿桿體產(chǎn)生的位移量。油壓穿心千斤頂所提供的拉拔力通過聯(lián)接振弦式錨索軸力計(jì)監(jiān)測數(shù)值計(jì)算所得。每級加載完畢后立即對百分表進(jìn)行讀數(shù)，每間隔5min記錄一次百分表上的讀數(shù)，直至百分表讀數(shù)達(dá)到穩(wěn)定（百分表位移都小于0.01 mm），然后繼續(xù)進(jìn)行下一級加載。當(dāng)試驗(yàn)過程中出現(xiàn)下列情況其中一種時(shí)，可判定試驗(yàn)已發(fā)生破壞：①穿心千斤頂壓力迅速下降至2MPa以下；②從第二級加載開始，后一級荷載產(chǎn)生的單位荷載下的位移增量大于前一級荷載產(chǎn)生的單位荷載下的位移增量5倍；③錨桿桿體破壞。本次試驗(yàn)采用的GFRP錨桿，直徑分別為25、26、28 mm，各項(xiàng)技術(shù)參數(shù)見表2。

表2 GFRP錨桿技術(shù)參數(shù)

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 破壞形態(tài)采用金屬錨具進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，隨著荷載的逐級施加，GFRP材料撕裂聲愈加明顯；當(dāng)達(dá)到破壞狀態(tài)時(shí)，GFRP錨桿錨頭部位發(fā)出巨響后，百分表指針會(huì)迅速向大量程轉(zhuǎn)動(dòng)，千斤頂壓力表指針迅速由當(dāng)前位置掉落至0 MPa。發(fā)生剪切破壞的桿體在螺母下部產(chǎn)生劈裂，分成很多玻璃纖維束，肉眼即可清晰地觀察到白色的玻璃纖維，螺母上部的桿體表層發(fā)生拱起折斷。將金屬螺母取下后，可在螺母中取出已經(jīng)脫落的GFRP桿體外皮，如圖3所示。外皮脫落后的GFRP光圓體大都未被損壞，截?cái)喟l(fā)現(xiàn)個(gè)別桿體橫截面存在裂紋，裂紋延伸至桿體中心，初步推測可能是由于基體樹脂發(fā)生斷裂引起。由試驗(yàn)觀察可以發(fā)現(xiàn)，錨桿破壞形式為扒皮破壞，測得表層平均脫落厚度在2.4～2.7 mm之間。起抵抗剪切破壞作用的主要是基體樹脂及其附近的少數(shù)玻璃纖維。

圖2 GFRP錨桿錨具試驗(yàn)裝置示意圖

采用廠家配套生產(chǎn)的GFRP錨具作為對比試驗(yàn)，破壞結(jié)果顯示，GFRP錨具和桿體同時(shí)發(fā)生了剪切破損，表現(xiàn)為GFRP螺母的破裂和桿體的局部劈裂，如圖3所示。

圖3 破壞形態(tài)

3.2 錨桿的荷載-位移曲線圖4為以直徑25的桿體及配套螺母試驗(yàn)后所得試驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制的荷載-位移曲線，其中3條曲線代表3個(gè)重復(fù)試驗(yàn)，其他兩組的試驗(yàn)結(jié)果限于篇幅未能列出。需要特別說明的是，16 cm錨具荷載-位移曲線只有兩條，原因是第三組在加載一開始就在界面接觸處發(fā)生了桿體的突然剪切破壞，未能在試驗(yàn)進(jìn)行中讀取有效數(shù)值；GFRP錨具試驗(yàn)荷載-位移曲線也只有兩條，原因是在進(jìn)行第三個(gè)GFRP錨具試驗(yàn)時(shí)，廠家提供的GFRP螺母表面存在較多裂紋，在初始加載階段便發(fā)生了螺母的擠壓破壞。

圖4 25mmGFRP錨桿錨具荷載-位移曲線

結(jié)合試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析和現(xiàn)場觀測可知，金屬螺母長度在4～16 cm范圍內(nèi)，錨頭破壞前，荷載-位移曲線大都近似呈直線型，表明此時(shí)為彈性變形階段；GFRP錨桿桿體在達(dá)到荷載極限的下一刻直接發(fā)生了剪切破壞，由彈性階段直接過渡為破壞階段，此時(shí)，GFRP錨桿桿體發(fā)生淺表層脫落。同一長度的螺母在施加相同荷載情況時(shí)，產(chǎn)生的滑移量略有不同，但施加下一級荷載時(shí)產(chǎn)生的位移變化量卻基本相等，最大滑移值受施加第一級荷載時(shí)的滑移值影響最大，即第一級荷載下滑移值越大，則剪切破壞時(shí)產(chǎn)生的滑移值也越大。分析第一級荷載相同而產(chǎn)生的滑移值不同的原因可知，一方面受加工工藝影響，GFRP筋外皮的基體樹脂含量可能存在差異；另一方面桿體及螺母加工和安裝均存在一定誤差。如前所述，在GFRP筋體中起抗拉作用的是玻璃纖維，GFRP筋體外皮部分基體樹脂所占含量相對較多，則會(huì)使得外皮部分滑移值越高。而桿體及螺母加工和安裝誤差越大，第一級荷載下的滑移值可能越大。

施加相同荷載時(shí)，GFRP螺母的筋體滑移量遠(yuǎn)大于同等長度8cm金屬螺母的筋體滑移量，極限抗拔荷載低于同等長度金屬螺母的極限荷載。這說明采用高于GFRP彈性模量的材料制作錨具螺母不僅有助于增強(qiáng)GFRP錨桿錨頭錨固系統(tǒng)的極限抗拔承載力，還可以減少錨頭部位的滑移量。碳纖維的彈性模量約是玻璃纖維的4.0倍，如果將碳纖維增強(qiáng)塑料聚合物作為GFRP錨桿的錨頭生產(chǎn)材料，相信會(huì)大幅改善GFRP錨桿錨頭的錨固效果。

3.3 承載力分析由圖5中不同直徑的GFRP螺母長度-荷載曲線分析可得，采用金屬錨具錨固GFRP錨桿時(shí)，直徑為25、26、28 mm的GFRP錨桿錨頭平均極限抗拔承載力分別約為173、182、214 kN。當(dāng)采用玻璃纖維增強(qiáng)塑料錨具作為GFRP錨桿錨頭時(shí)，直徑為25、26、28 mm的GFRP錨頭平均極限抗拔承載力分別為122、118、125 kN，分析可得螺母長度為8 cm的GFRP錨頭極限抗拔承載力大致等同于螺母長度范圍為6～7 cm的金屬錨具抗拔承載力。螺母長度在0～10 cm范圍內(nèi)時(shí)，抗拔承載力一直呈近似線性增加；當(dāng)長度不大于6 cm時(shí)，各系列直徑的GFRP錨桿錨頭承載力雖有一定差別，但波動(dòng)范圍較小。當(dāng)螺母長度為10 cm時(shí)，桿體抗剪承載力達(dá)到極限狀態(tài)，直至長度為16 cm，曲線基本保持平緩波動(dòng)，表明此時(shí)已經(jīng)達(dá)到GFRP錨桿桿體抗剪承載力達(dá)到極限狀態(tài)，錨頭抗拔承載力不再隨螺母長度的增加而增大。

圖5 螺母長度-荷載變化曲線

4 結(jié)論

本文基于直徑為25、26、28 mm的GFRP錨桿錨具抗拔破壞試驗(yàn)，研究了在改變螺母長度條件下錨頭的承載特征及對應(yīng)的位移變化規(guī)律。主要結(jié)論如下：（1）GFRP錨桿錨頭發(fā)生剪切破壞前，處于彈性變形階段。當(dāng)螺母長度達(dá)到10 cm時(shí)，GFRP錨桿錨頭錨固力達(dá)到其極限抗拔荷載。隨著螺母長度的繼續(xù)增加，會(huì)出現(xiàn)位移值隨螺母長度增加而逐漸減小的趨勢。將GFRP錨桿用于巖土錨固時(shí)，可以根據(jù)工程需要適當(dāng)延長螺母長度，以提高錨頭的抗拔承載力，但螺母長度不宜超過10 cm。（2）不同直徑的GFRP錨桿發(fā)生剪切破壞時(shí)，荷載主要作用于桿體表層，表層基體的損傷開裂導(dǎo)致了基體附近少數(shù)玻璃纖維的斷裂，起抵抗剪切破壞作用的主要是基體樹脂及其附近的少數(shù)玻璃纖維。GFRP錨桿金屬錨具抗拔破壞試驗(yàn)最終發(fā)生的是桿體扒皮破壞現(xiàn)象，表層平均脫落厚度在2.4～2.7 mm之間，在該界面發(fā)生的整體脫粘現(xiàn)象與螺紋高度及表皮基體含量有關(guān)。（3）螺母長度為8 cm的GFRP錨頭極限抗拔承載力大約等同于金屬螺母長度范圍為6～7 cm的錨頭抗拔承載力，產(chǎn)生的位移值約是后者的2倍。采用高于GFRP彈性模量的材料（比如碳纖維增強(qiáng)塑料聚合物）制作錨頭有助于大幅提升GFRP錨桿錨頭的錨固效果。

［1］ MALVAR L J.Tensile and bond properties of GFRP reinforcing bars［J］.Aci Materials Journal，1995，92（3）：276-285.

［2］ 薛偉辰.纖維塑料筋混凝土研究新進(jìn)展［J］.中國科學(xué)基金，2004（1）：10-12.

［3］ TIGHIOUART B，BENMOKRANE B，GAO D.Investigation of bond in concrete member with fibre reinforced polymer（FRP）bars［J］.Construction&Building Materials，1998，12（8）：453-462.

［4］ 薛偉辰.非金屬錨桿界面黏結(jié)強(qiáng)度試驗(yàn)研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2005，27（2）：206-209.

［5］ COSENZA E，MANFREDI G，REALFONZO R.Analytical modelling of bond between FRP reinforcing bars and concrete［C］//“non-Metallic.1995：164-171.

［6］ MALVAR L J.Tensile and bond properties of GFRP reinforcing bars［J］.Aci Materials Journal，1995，92（3）：276-285.

［7］ ZHANG B，BENMOKRANE B.Pullout bond properties of fiber-reinforced polymer tendons to grout［J］.Journal of Materials in Civil Engineering，2002，14（5）：399-408.

［8］ KATZ A.Bond to concrete of frp rebars after cyclic loading［J］.Journal of Composites for Construction，2000，4（3）：137-144.

［9］ OKELO R.Realistic bond strength of FRP rebars in NSC from beam specimens［J］.Journal of Aerospace Engi?neering，2007，20（3）：133-140.

［10］ GOLAFSHANI E M，RAHAI A，SEBT M H.Bond behavior of steel and GFRP bars in self-compacting concrete［J］.Construction&Building Materials，2014，61（3）：230-240.

［11］ VILANOVA I，BAENA M，TORRES L，et al.Experimental study of bond-slip of GFRP bars in concrete under sustained loads［J］.Composites Part B，2015，74：42-52.

［12］ 閆富友，賈新，袁勇.砂漿粘結(jié)GFRP錨桿試驗(yàn)研究［J］.工業(yè)建筑，2004，34（12）：59-61.

［13］ 劉漢東，于新政，李國維.GFRP錨桿拉伸力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2005，24（20）：3720-3721.

［14］ 李國維，黃志懷，張丹，等.玻璃纖維增強(qiáng)聚合物錨桿現(xiàn)場承載特征現(xiàn)場試驗(yàn)［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2006，25（11）：2240-2246.

［15］ 黃志懷，李國維，王思敬，等.不同圍巖條件玻璃纖維增強(qiáng)塑料錨桿結(jié)構(gòu)破壞機(jī)制現(xiàn)場試驗(yàn)研究［J］.巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2008，27（5）：1008-1018.

［16］ 劉穎浩，袁勇.全螺紋GFRP筋與混凝土粘結(jié)應(yīng)力分布模型［J］.地下空間與工程學(xué)報(bào)，2011，7（增刊）：1353-1363.

［17］ 白曉宇，張明義，劉鶴，等.風(fēng)化巖地基全螺紋玻璃纖維增強(qiáng)聚合物抗浮錨桿承載特征現(xiàn)場試驗(yàn)［J］.巖土力學(xué)，2014，3（9）：2464-2472.

［18］ 詹界東，杜修力，鄧宗才.預(yù)應(yīng)力FRP筋錨具的研究與發(fā)展［J］.工業(yè)建筑，2006，36（12）：65-68.

［19］ CARVELLI V，F(xiàn)AVA G，PISANI M A.Anchor system for tension testing of large diameter GFRP bars［J］.Jour?nal of Composites for Construction，2009，13（5）：344-349.

［20］ 王偉，付凱.玻璃纖維筋錨具研制及其力學(xué)性能試驗(yàn)研究［J］.土木工程學(xué)報(bào)，2010（S2）：194-198.

［21］ 張明義，白曉宇，李偉偉.GFRP抗浮錨桿螺母托盤錨具外錨固性能試驗(yàn)［J］.中南大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2016（1）：239-246.

［22］ 李國維，倪春，葛萬明，等.大直徑噴砂FRP筋應(yīng)力松弛試件錨固方法研究［J］.巖土工程學(xué)報(bào)，2013，35（2）：227-234.

［23］ TAHA M M R，SHRIVE N G.New concrete anchors for carbon fiber-reinforced polymer post-tensioning ten?dons-Part 1：State-of-the-art review/design［J］.Aci Structural Journal，2003，100（1）：86-95.

Abstract：A series of model tests were conducted on the ultimate tensile capacity of glass fiber reinforced polymer anchors using the mental screw nut and the glass fiber anchor head.The results show that when the mental screw nut is longer than 10cm，the ultimate capacity of GFRP anchor head will be achieved.The failure model of the GFRP anchor is the damage of the surface，and the average failure thickness of the failure surface is about 2.4～2.7mm.The most resistance to shear failure comes from the matrix resin and small parts of nearby glass fiber.The ultimate tensile capacity of GFRP anchors with an 8cm length of glass fiber head is approximately equal to that of the metal nuts with a length of 6 to 7 cm.However，the displacement is about 2 times the latter.

Keywords：Glass Fiber Reinforced Polymer；anchor；anchor head tensile capacity

（責(zé)任編輯：李 琳）

Experimental study on anchor head of GFRP bolt

SUN Tao1，ZHOU Feiyu1，LIU Qiang1，YANG Junjie2，3，LIU Tongchang1，4
（1.College of Earth Science and Engineering，Shandong University of Science and Technology， Qingdao 266590，China；2.College of Environmental Science and Engineering，Ocean University of China，Qingdao 266100，China；3.Key Laboratory of Marine Environment and Ecology，Ministry of Education，Qingdao 266100，China；4.Shandong Zhengyuan Construction Engineering Co.，Ltd，Jinan 250100， China）

TU452

A

10.13244/j.cnki.jiwhr.2017.04.002

1672-3031（2017）04-0250-06

2017-06-15

山東科技大學(xué)人才引進(jìn)科研啟動(dòng)基金項(xiàng)目（2015RCJJ010）

孫濤（1972-），男，山東高密人，博士，研究員，主要從事巖土工程相關(guān)研究。E-mail：sunystao@qq.com