(1.廣西科技大學(xué)土木建筑工程學(xué)院， 廣西柳州545006；2.南寧學(xué)院土木與建筑工程學(xué)院， 廣西南寧530200)

0 引言

近年來，CFRP(carbon fiber-reinforced plastics)增強(qiáng)復(fù)合材料在土木工程中廣泛應(yīng)用并得到較大的發(fā)展，具有強(qiáng)度高、松弛率低、耐疲勞性好、熱膨脹系數(shù)小、耐腐蝕性好、重量輕等優(yōu)點(diǎn)[1]。在結(jié)構(gòu)加固領(lǐng)域中，從傳力機(jī)理來看，CFRP筋錨具大體上可以分為夾具式錨具、粘結(jié)式錨具和復(fù)合式錨具。其中，粘結(jié)式錨具抵抗外部荷載的作用力主要由化學(xué)膠著力、摩擦力以及機(jī)械咬合力來提供。與夾具式錨具和復(fù)合式錨具相比，粘結(jié)式錨具能避免筋材被咬傷，可以較好的解決CFRP筋抗剪強(qiáng)度低的問題，更適用于CFRP筋的錨固[2]。近年來，國內(nèi)外部分學(xué)者對(duì)CFRP筋錨具錨固性能已進(jìn)行了相關(guān)研究。文獻(xiàn)[3]研究了直筒式、內(nèi)錐式及內(nèi)錐—直筒式等3種CFRP筋粘結(jié)式錨固體系，研究表明內(nèi)錐—直筒式錨具荷載傳遞方式可靠合理，能有效解決端口處應(yīng)力集中；CFRP筋經(jīng)過散尾處理后，錨具粘結(jié)性能更優(yōu)；文獻(xiàn)[4]對(duì)纖維塑料筋的受力性能和粘結(jié)滑移性能進(jìn)行了系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，研究表明纖維塑料筋的粘結(jié)性能很大程度上受混凝土強(qiáng)度等級(jí)的影響；文獻(xiàn)[5]對(duì)CFRP筋結(jié)構(gòu)開展研究，研究表明CFRP筋結(jié)構(gòu)的極限承載力并不是由筋材本身的抗拉強(qiáng)度決定的，而是取決于錨固體系的錨固性能；文獻(xiàn)[6]研制出灌注式錨具并成功應(yīng)用于國內(nèi)首座CFRP筋斜拉橋，為CFRP筋錨具的推廣應(yīng)用提供了設(shè)計(jì)施工經(jīng)驗(yàn)；文獻(xiàn)[7]對(duì)CFRP絲股錨固體系開展研究，試驗(yàn)表明錨固性能隨CFRP絲間距的減小而得到增強(qiáng)；文獻(xiàn)[8]錨具內(nèi)部采用活性粉末混凝土作為粘結(jié)介質(zhì)，研究表明CFRP筋的表面形狀對(duì)粘結(jié)式錨具的錨固粘結(jié)性能起到?jīng)Q定性的作用。CFRP筋粘結(jié)式錨具的核心問題之一是錨具內(nèi)部CFRP筋與粘結(jié)介質(zhì)之間的接觸界面問題，雖然目前CFRP筋粘結(jié)式錨具的研究已取得系列成果，但CFRP筋與粘結(jié)介質(zhì)之間的界面粘結(jié)強(qiáng)度、界面粘結(jié)剪切剛度和粘結(jié)損傷等失效指標(biāo)研究成果尚少。為此，本課題通過對(duì)12套CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具進(jìn)行靜載試驗(yàn)，分別從界面粘結(jié)強(qiáng)度、界面粘結(jié)剪切剛度和界面粘結(jié)損傷等失效指標(biāo)分析，重點(diǎn)研究CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具的粘結(jié)錨固性能，為CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具的實(shí)際推廣應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件材料

試件內(nèi)部的粘結(jié)介質(zhì)采用環(huán)氧樹脂砂漿，配合比例為環(huán)氧樹脂∶固化劑∶填料=1∶0.23∶1.5。預(yù)留尺寸為40 mm×40 mm×40 mm的立方體試塊，參考《環(huán)氧樹脂砂漿技術(shù)規(guī)程(DL/T 513—2004)》[9]于23 ℃±2 ℃的環(huán)境中養(yǎng)護(hù)7 d測(cè)試立方體試塊強(qiáng)度，其平均抗壓強(qiáng)度實(shí)測(cè)值為60.6 MPa。CFRP筋采用表面有壓紋筋，依據(jù)《定向纖維增強(qiáng)塑料拉伸性能試驗(yàn)方法(GB 3354—2014)》[10]對(duì)CFRP筋進(jìn)行材性試驗(yàn)，其力學(xué)性能指標(biāo)見表1。

表1 CFRP筋力學(xué)性能指標(biāo)Tab.1 Mechanical properties of CFRP bars

1.2 試件設(shè)計(jì)

試驗(yàn)設(shè)計(jì)了12套CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具，委托某機(jī)械加工廠進(jìn)行加工制作，為提升套筒內(nèi)壁與粘結(jié)介質(zhì)之間的摩擦作用，特別對(duì)錨具套筒內(nèi)壁進(jìn)行噴砂處理，以增加套筒內(nèi)壁的粗糙度。試驗(yàn)主要考慮錨具內(nèi)傾角和CFRP筋的錨固長度等變化參數(shù)，錨具內(nèi)傾角分別為：2°、3°、4°，CFRP筋的錨固長度分別為80 mm、100 mm、150 mm以及200 mm。各試件主要的設(shè)計(jì)參數(shù)見表2，錨具設(shè)計(jì)剖面圖如圖1所示。

圖1 錨具設(shè)計(jì)剖面圖Fig.1 Anchor tool design profile

1.3 試驗(yàn)加載與量測(cè)內(nèi)容

本次試驗(yàn)在廣西高校預(yù)應(yīng)力及控制技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，采用拉壓轉(zhuǎn)換裝置通過60 t微機(jī)控制電液伺服鋼絞線萬能試驗(yàn)機(jī)對(duì)12套CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具進(jìn)行靜載試驗(yàn)。試驗(yàn)加載速度為0.01 kN/s，試驗(yàn)加載裝置如圖2所示。錨具將CFRP筋兩端錨固，貼電阻應(yīng)變片于CFRP筋表面，利用多功能靜態(tài)應(yīng)變儀采集應(yīng)變數(shù)據(jù)。錨具加載端設(shè)置YHD-100型位移傳感器，測(cè)量CFRP筋在錨固區(qū)的滑移值。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 破壞形式

試驗(yàn)結(jié)果表明錨具的破壞形式有拉斷破壞、剪切破壞和滑移破壞三類，所有試件的破壞均是因CFRP筋體被拉斷、剪斷和滑移而引起，試件套筒并沒有發(fā)生明顯變形。試件BTA-4、BTA-7和BTA-8為拉斷破壞，破壞現(xiàn)象大致相同，即筋體在遠(yuǎn)離錨具的兩端處被拉斷，斷口處裸露的CFRP筋絲呈發(fā)散狀，不齊整。拉斷破壞可以最大程度的發(fā)揮CFRP筋材的抗拉強(qiáng)度，被視為理想的破壞形式。試件BTA-11和BTA-12為剪切破壞，CFRP筋體在錨具的兩端附近斷裂，斷口齊整。分析認(rèn)為是因?yàn)楫?dāng)錨具內(nèi)傾角為4°時(shí)，使得CFRP筋受到更大的徑向擠壓，且CFRP筋體本身存在初始偏心，對(duì)中較困難，最終導(dǎo)致筋體在端口處發(fā)生剪切破壞。其余試件均為滑移破壞，錨具滑移破壞的主要原因可以歸結(jié)為CFRP筋錨固長度不足造成筋體與粘結(jié)介質(zhì)之間的界面粘結(jié)失效[11]，當(dāng)CFRP筋體與粘結(jié)介質(zhì)之間的粘結(jié)應(yīng)力達(dá)到最大時(shí)，CFRP筋體與粘結(jié)介質(zhì)接觸面發(fā)生破裂，兩者產(chǎn)生相對(duì)滑移，筋體從錨固區(qū)拔出。錨具的破壞形態(tài)如圖3所示，破壞形式見表2。

表2 錨具破壞形式及主要參數(shù)Tab.2 Specimen failure form and main parameters

圖3 錨具破壞形態(tài)
Fig.3 Failure mode of anchorage

2.2 荷載—滑移(P-S)曲線

各試件加載端荷載—滑移曲線，如圖4(a)～(h)所示。通過回歸分析，獲取CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具加載端荷載—滑移典型曲線，如圖4(i)所示。

由圖4(i)可以看出，除個(gè)別試件外，加載端的荷載—滑移典型曲線大體上呈現(xiàn)3個(gè)階段：①OA階段：滑移量表現(xiàn)為隨著荷載的增大而略微增加，增加幅度較小，此階段稱為微滑移階段。②AB階段：滑移量表現(xiàn)為隨著荷載的增大而迅速增大，荷載與滑移量大抵呈線性關(guān)系，此階段稱為升荷階段。③B點(diǎn)后階段：荷載上升至B點(diǎn)后，隨著滑移量的增大，荷載呈斷崖式減小，接著呈線性快速增大，且荷載在降低與上升的拐點(diǎn)處沒有回落緩和期，之后荷載—滑移曲線呈漸漸衰減的波浪式發(fā)展，此階段稱為荷載往復(fù)減弱階段。

(a) BTA-1(b) BTA-2(c) BTA-3

(d) BTA-5(e) BTA-7(f) BTA-8

(g) BTA-9(h) BTA-10(i)

3 錨具粘結(jié)錨固性能分析

3.1 極限荷載和界面粘結(jié)強(qiáng)度

粘結(jié)式楔型錨具內(nèi)的CFRP筋能否最大程度發(fā)揮其抗拉強(qiáng)度，很大程度上取決于錨具內(nèi)CFRP筋體與環(huán)氧樹脂砂漿粘結(jié)介質(zhì)之間界面的粘結(jié)強(qiáng)度，通過內(nèi)力平衡方程可推導(dǎo)出界面平均粘結(jié)強(qiáng)度：

τ=P/A=P/πdl，

(1)

式中：τ為平均粘結(jié)強(qiáng)度，MPa；P為CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具在試驗(yàn)中的極限荷載，N；d為CFRP筋體直徑，mm；l為CFRP筋體錨固長度，mm。

圖5給出了各試件極限荷載和平均粘結(jié)強(qiáng)度的分布情況。從圖5(a)可以看出，錨具內(nèi)傾角和錨固長度的增大對(duì)錨具極限荷載的提升有利，當(dāng)錨具內(nèi)傾角分別為2°、3°和4°時(shí)，極限荷載表現(xiàn)為隨錨固長度的增大呈增大趨勢(shì)，平均增長量分別為10.8 kN、13.6 kN和12.2 kN。當(dāng)錨具內(nèi)傾角為3°，錨固長度為200 mm時(shí)，錨具極限荷載達(dá)到最大值70.2 kN。從圖5(b)可知，在錨固長度相同時(shí)，試件的平均粘結(jié)強(qiáng)度亦隨著錨具內(nèi)傾角的增大呈增大趨勢(shì)。當(dāng)錨具內(nèi)傾角為4°，錨固長度為100 mm時(shí)，錨具平均粘結(jié)強(qiáng)度達(dá)到最大值22.4 MPa。相比于其他試件，試件BTA-11和BTA-12由于發(fā)生剪切破壞，平均粘結(jié)強(qiáng)度較小，分別為10.6 MPa和9.8 MPa。當(dāng)CFRP筋發(fā)生滑移破壞時(shí)，CFRP筋正好發(fā)生拉斷破壞的臨界錨固長度[12]。由表2可知，試件錨具內(nèi)傾角為2°時(shí)，臨界錨固長度處于150 mm～200 mm；試件錨具內(nèi)傾角為3°時(shí)，臨界錨固長度處于100 mm～150 mm；錨固長度為4°時(shí)，易發(fā)生剪切破壞。臨界錨固長度表現(xiàn)為隨試件錨具內(nèi)傾角的增大呈減小趨勢(shì)。

(a) 各試件極限荷載

圖5 試件極限荷載和平均粘結(jié)強(qiáng)度
Fig.5 Ultimate load and average bond strength of specimens

本文基于試驗(yàn)結(jié)果，經(jīng)過統(tǒng)計(jì)回歸分析，得出CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具內(nèi)部CFRP筋與環(huán)氧樹脂砂漿之間的粘結(jié)強(qiáng)度計(jì)算公式：

(2)

式中：τgm為粘結(jié)強(qiáng)度，MPa；fcu為環(huán)氧樹脂砂漿抗壓強(qiáng)度，MPa；α為錨具內(nèi)傾角度數(shù)；l/d為錨固區(qū)CFRP筋的長徑比。

通過上述公式計(jì)算各試件的粘結(jié)強(qiáng)度，計(jì)算值與實(shí)測(cè)值見表3。當(dāng)采用式(2)計(jì)算時(shí)，平均粘結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值與回歸公式計(jì)算值之比的平均值為1.0，變異系數(shù)為0.13。經(jīng)對(duì)比，計(jì)算結(jié)果離散性較小，平均粘結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值都比較接近。

表3 平均粘結(jié)強(qiáng)度實(shí)測(cè)值與計(jì)算值的比較Tab.3 Comparison between measured and calculated values of average bond strength MPa

3.2 界面粘結(jié)剪切剛度及其退化規(guī)律

CFRP筋體與粘結(jié)介質(zhì)之間的粘結(jié)剪切剛度是粘結(jié)介質(zhì)與CFRP筋體兩種材料界面抵抗變形與滑移的主要指標(biāo)，界面粘結(jié)失效過程是粘結(jié)剪切剛度從線性狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)化為非線性狀態(tài)的過程。由于加載端荷載—滑移曲線的上升階段基本遵循線性關(guān)系，在便于計(jì)算的原則下，本文取荷載—滑移曲線荷載峰值點(diǎn)與起始點(diǎn)的割線剛度作為各試件界面彈性粘結(jié)剪切剛度值Ks。

圖6 試件界面彈性粘結(jié)剪切剛度分布Fig.6 Distribution of shear rigidity of specimen interface adhesion

試件界面彈性粘結(jié)剪切剛度分布如圖6所示，需要注明的是BTA-4、6、11和BTA-12因試驗(yàn)采集到的荷載—滑移曲線畸形而無法計(jì)算界面粘結(jié)剪切剛度。由圖6可知，當(dāng)錨具內(nèi)傾角為2°、4°時(shí)，界面彈性粘結(jié)剪切剛度雖然總體上隨錨固長度增大略微增加，但變化幅度不大。當(dāng)錨具內(nèi)傾角為3°時(shí)，界面彈性粘結(jié)剪切剛度隨著錨固長度增大而增大，變化幅度較為明顯。錨固長度為80 mm時(shí)，界面彈性粘結(jié)剪切剛度為10.7 kN/mm，當(dāng)錨固長度增加到150 mm時(shí)，界面彈性粘結(jié)剪切剛度增加到17.85 kN/mm，增長率為73 %。當(dāng)錨固長度相同時(shí)，界面彈性粘結(jié)剪切剛度表現(xiàn)為隨錨具內(nèi)傾角的增大而交替升降，并無明顯的遞增或遞減關(guān)系。說明錨固長度是界面彈性粘結(jié)剪切剛度增大的主要因素，錨固長度對(duì)界面彈性粘結(jié)剪切剛度的貢獻(xiàn)相比于錨具內(nèi)傾角對(duì)界面彈性粘結(jié)剪切剛度的貢獻(xiàn)更顯著。主要原因是CFRP筋錨固長度的增大使其與粘結(jié)介質(zhì)的接觸面增大，粘結(jié)性能得到加強(qiáng)，試件抗滑移變形能力的提升較為顯著。

本文將線彈性階段的相對(duì)界面粘結(jié)剪切剛度定義為“1”，對(duì)荷載—滑移曲線進(jìn)行數(shù)學(xué)求導(dǎo)，得到界面粘結(jié)剪切剛度退化曲線。錨具內(nèi)傾角對(duì)界面粘結(jié)剪切剛度退化的影響如圖7所示，當(dāng)錨固長度分別為80 mm、100 mm和150 mm，錨具內(nèi)傾角從2°增大到4°的過程中，界面粘結(jié)剪切剛度的退化規(guī)律不甚明顯。錨固長度對(duì)界面粘結(jié)剪切剛度退化的影響如圖8所示，當(dāng)錨具內(nèi)傾角為2°和3°時(shí)，界面粘結(jié)剪切剛度的退化與錨具內(nèi)傾角和錨固長度之間亦無明顯關(guān)系。而當(dāng)錨具內(nèi)傾角為4°時(shí)，界面粘結(jié)剪切剛度的退化規(guī)律較為明顯，錨固長度越小，界面粘結(jié)剪切剛度的退化越快；錨固長度越大，界面粘結(jié)剪切剛度的退化越慢。主要原因是當(dāng)錨具內(nèi)傾角足夠大時(shí)，外部荷載加大，錨具內(nèi)部的化學(xué)膠著力逐漸失效，CFRP筋與環(huán)氧樹脂砂漿粘結(jié)介質(zhì)界面摩擦力和機(jī)械咬合力成為界面粘結(jié)剪切剛度的主要貢獻(xiàn)源，較大的錨具內(nèi)傾角有助于增大錨具內(nèi)環(huán)向應(yīng)力和摩擦力，較大的錨固長度使得錨具內(nèi)部CFRP筋與環(huán)氧砂漿界面摩擦長度和機(jī)械咬合長度增大，最終使得界面粘結(jié)剪切剛度退化變慢。

3.3 界面粘結(jié)損傷及其發(fā)展規(guī)律

CFRP筋體與粘結(jié)介質(zhì)之間的界面粘結(jié)破壞過程較復(fù)雜，微應(yīng)力的積累使界面缺陷處產(chǎn)生裂紋，最終界面發(fā)展為粘結(jié)破壞。文獻(xiàn)[13]僅研究了疲勞狀態(tài)下錨固體系受到的部分損傷影響，而并未研究損傷的發(fā)展。為研究界面損傷及其發(fā)展規(guī)律，由混凝土的損傷斷裂原理[14]，在界面粘結(jié)剪切剛度的基礎(chǔ)上，定義界面粘結(jié)損傷因子及界面粘結(jié)損傷速率：

(3)

(a) 錨固長度80 mm試件(b) 錨固長度100 mm試件(c) 錨固長度150 mm試件

(a) 錨具內(nèi)傾角2°試件(b) 錨具內(nèi)傾角3°試件(c) 錨具內(nèi)傾角4°試件

(4)

錨固長度對(duì)界面粘結(jié)損傷發(fā)展的影響如圖9所示，錨固長度對(duì)界面粘結(jié)損傷的發(fā)展影響較小，除了BTA-1試件粘結(jié)損傷的發(fā)展呈現(xiàn)升降延時(shí)性外，大體上，當(dāng)錨具內(nèi)傾角相同時(shí)，錨固長度較大者，其界面到達(dá)完全損傷時(shí)對(duì)應(yīng)的滑移量略??；而當(dāng)損傷從0.8附近發(fā)展到1時(shí)，錨固長度越大，粘結(jié)損傷發(fā)展速度略慢。錨具內(nèi)傾角對(duì)界面粘結(jié)損傷發(fā)展的影響如圖10所示，錨具內(nèi)傾角對(duì)界面粘結(jié)損傷發(fā)展的影響亦不明顯，當(dāng)錨固長度相同時(shí)，錨具內(nèi)傾角較大者，其界面到達(dá)完全損傷時(shí)對(duì)應(yīng)的滑移量略小。說明增大錨固長度和錨具內(nèi)傾角，對(duì)提高界面的抗滑移能力有一定的幫助，損傷階段的界面滑移量會(huì)有所減小。BTA-1試件損傷的積累出現(xiàn)升降延時(shí)過程，認(rèn)為是環(huán)氧樹脂砂漿粘結(jié)介質(zhì)局部存在初始缺陷所致。起初，在粘結(jié)介質(zhì)初始缺陷的影響下，損傷發(fā)展較快。隨著CFRP筋體滑移量加大，粘結(jié)介質(zhì)初始缺陷的影響逐漸減小，界面粘結(jié)剪切剛度得到一定程度的恢復(fù)，導(dǎo)致?lián)p傷—滑移曲線下降，之后損傷積累疊加導(dǎo)致?lián)p傷—滑移曲線再次上升，造成損傷延時(shí)。

(a) 錨具內(nèi)傾角2°試件(b) 錨具內(nèi)傾角3°試件(c) 錨具內(nèi)傾角4°試件

(a) 錨固長度80 mm試件(b) 錨固長度100 mm試件(c) 錨固長度150 mm試件

4 粘結(jié)—滑移本構(gòu)模型

圖11 粘結(jié)—滑移本構(gòu)關(guān)系模型Fig.11 bond slip constitutive relation model

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，參考相關(guān)學(xué)者的理論模型[15-16]，推導(dǎo)獲得CFRP筋粘結(jié)式楔型錨具內(nèi)部CFRP筋與環(huán)氧樹脂砂漿粘結(jié)介質(zhì)的粘結(jié)—滑移本構(gòu)關(guān)系模型，如圖11所示。

(5)

(6)

殘余水平段：τ=τsδ>δs。

(7)

式中：α為模型曲線常量，其值由試驗(yàn)確定;τm為極限平均粘結(jié)強(qiáng)度，MPa；δm為τm對(duì)應(yīng)的滑移量，mm；τs為殘余平均粘結(jié)強(qiáng)度，MPa；δs為τs對(duì)應(yīng)的滑移量，mm。

圖12為部分試件的粘結(jié)強(qiáng)度—滑移曲線試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與預(yù)測(cè)值對(duì)比，試驗(yàn)實(shí)測(cè)值與粘結(jié)—滑移本構(gòu)模型預(yù)測(cè)值的吻合程度良好，說明本文推導(dǎo)出的粘結(jié)—滑移本構(gòu)關(guān)系適用性較好。

(a) BTA-2

(b) BTA-5

圖12 部分試件實(shí)測(cè)與預(yù)測(cè)的粘結(jié)強(qiáng)度—滑移曲線對(duì)比
Fig.12 Comparison of measured and simulated bond strength-slip curves

5 結(jié)語

①錨具內(nèi)傾角和錨固長度對(duì)于錨具極限荷載的提升均起到有益作用，平均粘結(jié)強(qiáng)度隨錨具內(nèi)傾角的增大呈增大趨勢(shì)，但傾角過大易出現(xiàn)剪切破壞，以3°為宜，臨界錨固長度隨試件錨具內(nèi)傾角的增大呈減小趨勢(shì)，采用回歸公式計(jì)算的平均粘結(jié)強(qiáng)度值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值比較接近。

②錨固長度是界面彈性粘結(jié)剪切剛度增大的主要因素，錨固長度對(duì)界面彈性粘結(jié)剪切剛度的貢獻(xiàn)相比于錨具內(nèi)傾角對(duì)界面彈性粘結(jié)剪切剛度的貢獻(xiàn)更顯著。

③錨固長度和錨具內(nèi)傾角對(duì)界面粘結(jié)損傷的發(fā)展影響較小，兩者均可在一定程度上提高界面的抗滑移能力，錨固長度和錨具內(nèi)傾角增大時(shí)，界面滑移量會(huì)有所減??；而當(dāng)損傷從0.8附近發(fā)展到1時(shí)，錨固長度越大，粘結(jié)損傷發(fā)展速度略慢；試件內(nèi)部粘結(jié)介質(zhì)的初始缺陷過大會(huì)造成損傷延時(shí)現(xiàn)象。

④建立了荷載—滑移本構(gòu)模型，預(yù)測(cè)結(jié)果與試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果吻合良好，表明本文推導(dǎo)的粘結(jié)—滑移本構(gòu)模型適用性較好。