張明義，白曉宇， 李偉偉(.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)濟區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東 青島，266033)

?

GFRP 抗浮錨桿螺母托盤錨具外錨固性能試驗

張明義1,2，白曉宇1,2， 李偉偉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)濟區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東 青島，266033)

摘要：為了解決玻璃纖維增強聚合物(GFRP)抗浮錨桿外錨固問題，提出一種新型的錨固系統(tǒng)—螺母托盤錨具。通過自行設(shè)計的2組大型構(gòu)件對拉試驗，測定外錨固段變形(滑移)及外錨固極限承載力，研究 GFRP 抗浮錨桿螺母托盤錨具外錨固承載性能。研究結(jié)果表明：增設(shè)螺母托盤的GFRP抗浮錨桿結(jié)構(gòu)的破壞形式為錨桿拔出破壞；直徑d為28 mm的GFRP抗浮錨桿，在標(biāo)號為C25的混凝土條件下，外錨固長度為30d的極限承載力為384 kN，最大滑移為8.98 mm，外錨固段廣義效率系數(shù)為0.890，廣義平均黏結(jié)強度為5.20 MPa；外錨固長度為15d的極限承載力為267 kN，最大滑移為5.13 mm，外錨固段廣義效率系數(shù)為0.619，廣義平均黏結(jié)強度為7.24 MPa。GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結(jié)強度隨著外錨固長度的增加而降低；在每級對拉荷載作用下，GFRP 抗浮錨桿與混凝土廣義平均黏結(jié)強度隨試件兩端的滑移增加而降低，隨著滑移增加，廣義平均黏結(jié)強度的增大速率變小。

關(guān)鍵詞：GFRP抗浮錨桿；螺母托盤；外錨固性能；對拉試驗

有調(diào)查表明，經(jīng)過10 a的使用期，在地下巷道腐蝕環(huán)境中未采取保護(hù)措施的管式錨桿腐蝕嚴(yán)重，大多數(shù)錨桿的壽命接近終結(jié)[1?4]。于是，復(fù)合材料錨桿應(yīng)運而生，所用的復(fù)合材料主要是玻璃纖維增強聚合物，即GFRP(glass fiber reinforced polymer)，是以玻璃纖維為增強材料，合成樹脂為基體材料，經(jīng)過拉擠、纏繞螺紋、固化一次成型而形成的一種新型材料。它具有質(zhì)量小、抗拉強度高、抗腐蝕性、抗疲勞性、抗電磁干擾能力強及可用于光纖監(jiān)測等優(yōu)點[5?9]。GFRP材料因其所具有的諸多技術(shù)優(yōu)勢受到工程界的青睞，目前已應(yīng)用于公路、橋梁和混凝土加固中[10?12]。普通鋼筋錨桿孔口段鋼筋直接彎折后在肋梁內(nèi)錨固。對于GFRP 筋材而言，其抗彎性能不佳，不能像鋼筋錨桿那樣彎折錨固。GFRP 錨桿的抗剪強度也遠(yuǎn)低于其抗拉強度，若采用普通夾片式錨具，在錨固區(qū)對纖維筋產(chǎn)生過大的夾持力，導(dǎo)致纖維筋的剪切破壞，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。同時，由于地下結(jié)構(gòu)底板厚度有限，GFRP錨桿直接錨入底板內(nèi)，可能出現(xiàn)錨固長度不足，達(dá)不到預(yù)定的錨固效果。GFRP 筋材性能表現(xiàn)為各向異性，軸向抗拉性能優(yōu)異，而橫向抗壓強度和抗剪強度較低，這是研究其錨具系統(tǒng)時應(yīng)重點解決的問題。賈新等[5]進(jìn)行砂漿錨桿的黏結(jié)性能試驗時，在自由端采用鋼套筒充填環(huán)氧樹脂的方法進(jìn)行錨固；黃志懷等[13]研制了長度為 80 mm 的螺紋耦合對開鋼夾具；CARVELLI等[14]設(shè)計了一種楔形錨具?，F(xiàn)有的研究成果均在一定條件下解決了 GFRP 錨桿的錨固問題。結(jié)合 GFRP 筋材黏結(jié)式錨具和夾片式錨具的研究成果，張明義等[15]提出GFRP抗浮錨桿外錨固采用全螺旋螺母及托盤對其進(jìn)行錨固，以期解決 GFPR抗浮錨桿黏結(jié)式錨具和夾片式錨具的不足之處。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)律及破壞機制進(jìn)行了研究，論證了 GFRP 抗浮錨桿使用的適宜性。試驗表明，直徑為28 mm GFRP錨桿極限抗拔力為250 kN，能夠滿足工程需要。鑒于此，本室內(nèi)試驗采用1組2 個對澆，內(nèi)部設(shè)置聯(lián)通的 GFRP 螺紋錨筋進(jìn)行對拉，錨筋兩端設(shè)置應(yīng)力擴散托盤和鎖緊螺母，在分級荷載作用下，測定外錨固段變形(滑移或底板變形)及外錨固極限承載力，進(jìn)一步研究外錨固承載機理。

1　螺母托盤錨具的工作原理

由于 GFRP 材料的抗剪強度和抗擠壓強度都很小，GFRP 錨桿不能采用普通鋼筋的錨具，需專門研制。在分析研究國內(nèi)外已有FRP筋材錨具的基礎(chǔ)上，采用并改進(jìn)了國內(nèi)生產(chǎn)的全螺紋 GFRP 抗浮錨桿螺母托盤錨具。該錨具由應(yīng)力擴散托盤和鎖緊螺母組成，二者均采用GFRP材料制成，應(yīng)力擴散托盤呈圓盤狀，以螺紋連接的方式連接在錨桿外錨固段，提供持續(xù)的錨固力，與建(構(gòu))筑物基礎(chǔ)底板現(xiàn)澆于一起。鎖緊螺母呈六邊形狀，便于安裝鎖緊，以螺紋連接的方式連接在錨桿桿體外錨段，內(nèi)端與應(yīng)力擴散托盤外端卡相連，提供可靠的錨固力。圖1所示為全螺紋 GFRP 抗浮錨桿裝置，圖2所示為全螺紋 GFRP 抗浮錨桿外錨固段螺母托盤錨具。螺母托盤錨具生產(chǎn)工藝簡單，質(zhì)量易于控制，施工便捷。經(jīng)試驗，該錨具的錨固性能達(dá)到了預(yù)期目標(biāo)。

全螺紋 GFRP 抗浮錨桿的外錨固段是錨桿與地下結(jié)構(gòu)底板的連接部件，它決定了錨桿外錨固承載力。其錨固原理是用混凝土將錨桿與其相耦合的螺母托盤現(xiàn)澆在一起，當(dāng)?shù)叵陆Y(jié)構(gòu)底板承受浮力，即 GFRP 抗浮錨桿受拉力時，GFRP 桿體將在結(jié)構(gòu)底板內(nèi)產(chǎn)生軸向滑移，隨著浮力的增加，滑移向外錨固段的深部發(fā)展，使得外錨固段應(yīng)力擴散托盤與 GFRP 桿體產(chǎn)生螺紋咬合力并傳遞給鎖緊螺母。鎖緊螺母能夠提供足夠的鎖緊力，內(nèi)端與應(yīng)力擴散托盤卡在一起，使應(yīng)力擴散托盤與錨桿桿體緊密連接，二者在錨桿體的外錨固段能夠迅速形成抗浮錨固力。而應(yīng)力擴散托盤表面光滑，表面積大，能夠分散和傳遞錨固力，從而達(dá)到共同錨固GFRP抗浮錨桿的目的。

圖1　全螺紋GFRP抗浮錨桿裝置Fig.1　Sketch of full-thread GFRP anti-floating anchors device

圖2全螺紋GFRP抗浮錨桿外錨固段螺母托盤錨具Fig.2External anchorage nut-pallet of full-thread GFRP anti-floating anchors

2 試驗方案設(shè)計

2.1對拉模型設(shè)計方案

本次試驗在前期工作的基礎(chǔ)上，進(jìn)行螺母托盤錨固破壞性對拉試驗。試驗方法是在試驗室支模，豎向澆筑混凝土，用來模擬地下結(jié)構(gòu)底板，采用1組2個對澆，內(nèi)部設(shè)置直徑為28 mm的GFRP螺紋錨筋及螺母托盤，錨筋聯(lián)通，中間留放千斤頂及測力計的位置，其中螺母托盤由合作廠家訂做，待混凝土達(dá)到設(shè)計強度時，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 個試件進(jìn)行對拉。對拉可以解決錨桿夾具問題，同時也可以解決在試驗過程中穿心千斤頂對 GFRP 抗浮錨桿周圍混凝土的約束，對試驗結(jié)果造成影響；另外，2個試件對拉能同時進(jìn)行2個平行試驗，試驗證明這種做法可行。模擬底板的混凝土強度為C25，截面長×寬為800 mm×800 mm，厚度h分別為500 mm和900 mm，以改變錨固長度。直錨筋錨固帶螺母托盤對拉試驗，共進(jìn)行2組試驗，每組有2個平行試驗。其中，螺母托盤錨具位于外錨固段的末端，GFRP 錨桿與混凝土的黏結(jié)強度充分發(fā)揮后，最終傳遞給螺母托盤錨具。錨筋長度 l 分別為420 mm和840 mm，試驗參數(shù)如表1所示，試驗裝置示意圖如圖3所示。

表1　試驗設(shè)計參數(shù)Table1　Designed test parameters

圖3　試件對拉示意圖Fig.3　Counter-pulled schematic diagram of specimen

2.2試驗材料

2.2.1GFRP筋材及螺母托盤

本次試驗所采用的材料為南京某公司生產(chǎn)的d28GFRP螺旋狀筋材，型號為YF-H5-28，通過拉擠、螺紋纏繞及固化一次成型。玻璃纖維體積分?jǐn)?shù)為75%，樹脂體積分?jǐn)?shù)為25%，橫截面積為590 mm2，密度為2.1g/cm3，每米的質(zhì)量為1195 g；極限抗拉承載力432 kN，極限抗拉強度為 702 MPa，抗剪強度為150 MPa，彈性模量為51GPa。

螺母托盤委托同一廠家生產(chǎn)，不同規(guī)格的托盤螺母力學(xué)性能指標(biāo)如表2 所示。本次試驗采用規(guī)格為28-170的螺母托盤，其中：2 8表示螺母直徑為28 mm，170表示托盤直徑為170 mm，螺母軸向長度為60 mm。

表2螺母托盤承載力參數(shù)Table1　BearingCapacity parameters of nut-pallet

2.2.2基體

試驗采用強度等級為C25的商品混凝土澆筑成的塊體模擬地下結(jié)構(gòu)底板?；炷劣脙啥祟A(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，并確保試件對拉過程中桿體自由變形。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 d32無縫鋼管，作為滾軸支座減小對拉試件與地面間的摩擦。GFRP 筋水平放置，垂直澆筑混凝土，用振搗棒振動密實，實行帶模養(yǎng)護(hù)，28 d 后拆模。同批試件還澆注3組共9個邊長為100 mm 的立方體試件，在相同條件下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)，以測定混凝土的立方體抗壓強度。

2.2.3試驗儀器

拉拔試驗采用2臺500 kN，行程為20Cm的手動式油壓千斤頂進(jìn)行同步加載，千斤頂所提供的拉力通過標(biāo)定好的BHR?4型荷重傳感器(量程為500 kN，分辨率≤1kN)進(jìn)行測量。GFRP抗浮錨桿相對混凝土的滑移采用精度為0.01mm，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。

2.3加載裝置及試驗方法

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度平均值為25.4 MPa，混凝土強度等級達(dá)到C25，開始 GFRP 抗浮錨桿對拉試驗。

2.3.1加載裝置及儀表安裝

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臺相同的手動式油壓千斤頂(每臺油泵控制1臺油壓千斤頂)3部分。在GFRP抗浮錨桿與混凝土試件接觸面位置各安裝1個百分表，用于測定 GFRP 抗浮錨桿與混凝土試件的相對滑移。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 錨桿左右對稱，同樣為了確保GFRP抗浮錨桿軸向受拉。

2.3.2加載方式

試驗加載用2臺500 kN的千斤頂并聯(lián)同步進(jìn)行對拉，加載方式采用手動油泵加載。試驗所用千斤頂和荷重傳感器在試驗前均已進(jìn)行標(biāo)定。試驗采用逐級加載法，第1級荷載為40 kN，以后逐級按40 kN遞增加載，即以0.2 kN/s的速率勻速加載，直至GFRP錨桿破壞。每級荷載施加完畢后，應(yīng)立即測讀位移，以后每間隔5 min 測讀1次。相臨兩級荷載之間的加載時間間隔為15 min，荷重傳感器外接的YJ?32型數(shù)字顯示儀可直觀顯示千斤頂施加的壓力。

3　試驗結(jié)果及分析

3.1帶螺母托盤的GFRP抗浮錨桿破壞特征分析

錨桿加固結(jié)構(gòu)的破壞形式分4種情況：錨桿自身強度不足，錨桿發(fā)生屈服破壞；砂漿強度較低造成界面黏結(jié)強度較低時，錨桿和砂漿界面剪切破壞；砂漿體強度不足導(dǎo)致的倒錐形拔出破壞及砂漿和圍巖界面剪切破壞[16?17]。GFRP 抗浮錨桿最大加荷狀態(tài)下破壞情況如表3所示。

表3　GFRP抗浮錨桿試驗情況統(tǒng)計表Table1　Statistical testCircumstantialities of GFRP anti-floating anchors

試件 d28-15 在加載過程中，當(dāng)加載到約180 kN時，筋體發(fā)出的輕微的破裂聲。隨著荷載繼續(xù)增加，錨桿相對混凝土的滑移迅速增大，可以聽到連續(xù)的黏結(jié)破壞的劈啪聲，加載至極限荷載 267 kN 時，伴隨“嘣”的巨大響聲，錨桿被拔出。

試件 d28-30 在加載到約 260 kN，錨桿開始發(fā)出劈啪聲，隨著荷載的增加，桿體的滑移變形開始增大，最后加載到極限荷載 384 kN 時，錨固端產(chǎn)生較大變形，錨桿被拔出，此時發(fā)出的聲響比試件d28-15的更大，荷載迅速降到較低水平。

試件 d28-15 和 d28-30 的破壞形態(tài)均為錨桿被拔出，產(chǎn)生黏結(jié)滑移破壞。從破壞形態(tài)上直觀看出試件d28-30的滑移量較試件d28-15的更大，桿體拔出破壞同時也使桿體周圍的約 5d(d 為錨桿直徑)范圍內(nèi)混凝土產(chǎn)生隆起或脫落，桿體的強度尚未充分發(fā)揮。

3.2帶螺母托盤的GFRP抗浮錨桿外錨固性能

GFRP 抗浮錨桿桿體材料屬于非均質(zhì)各向異性復(fù)合材料，實質(zhì)上是由樹脂材料膠結(jié)起來的玻璃纖維束，與鋼筋錨桿相比，GFRP錨桿的極限強度離散性較大。這種離散性主要由纖維強度、樹脂強度、纖維和樹脂的配合比、固化劑類型及體積分?jǐn)?shù)、固化環(huán)境溫度、纖維膠結(jié)均勻程度、成型工藝等諸多因素決定[6]。

本次試驗采用螺母托盤錨固的 2組對拉試件，試件 d28-15 的破壞荷載為 267.2 kN，試件 d28-30 的破壞荷載為384.4 kN，可見，直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿外錨固系統(tǒng)能提供較大的極限抗拔力，能夠滿足工程需要。2組采用同批次相同直徑的GFRP錨桿、相同的混凝土強度等級、同種條件下制作的試件，試件 d28-30 較試件 d28-15 的錨固效果好，錨固承載力提高約43.9%。參照J(rèn)GJ 85—2010“預(yù)應(yīng)力筋用錨具、夾具和連接器應(yīng)用技術(shù)規(guī)程”[18]，本文提出一種外錨固段廣義效率系數(shù)來評價 GFRP 抗浮錨桿錨固性能。這種廣義效率系數(shù)包括錨桿桿體與混凝土的錨固、螺母托盤與混凝土的錨固以及桿體與螺母托盤的耦合作用。由于 GFRP 錨桿的極限強度離散性較大，廣義效率系數(shù)只用于比較試件的錨固效果。外錨固段廣義效率系數(shù)根據(jù)試驗結(jié)果可按公式(1)計算確定：

式中：ηa為外錨固段廣義效率系數(shù)；Fapu為拉拔試驗中外錨固段實測的極限拉力(kN)；Fpm為GFRP錨桿桿體實際平均極限抗拉力(kN)，由 GFRP 錨桿試件實測桿體破斷力平均值計算確定；ηp為GFRP錨桿的效率系數(shù)，一般取 ηp=1.0。

經(jīng)計算分析，試件d28-15外錨固段廣義效率系數(shù)為0.619，試件d28-30外錨固段廣義效率系數(shù)為0.890，帶螺母托盤的 GFRP 錨桿外錨固長度增加1倍，外錨固段廣義效率系數(shù)提高 43.8%。其破壞位置為錨具錨固處，對錨具與錨桿界面進(jìn)行處理是提高該種錨具錨固效率的關(guān)鍵。

3.3帶螺母托盤的GFRP抗浮錨桿荷載滑移關(guān)系

試驗過程中，GFRP 抗浮錨桿與混凝土界面相對位移可直接采用百分表測量。由于百分表的磁性表座安裝在距錨桿一定距離(＞10d)的對拉試件上，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。對拉試件荷載?滑移曲線關(guān)系如圖4所示。

從圖4可以看出：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，試件d28-15加載至極限荷載267.2 kN時，試件兩端總滑移也較為接近，分別為5.13 mm和4.54 mm。最后2級荷載的滑移為總滑移的48.2%～54.4%。試件d28-30加載至極限荷載384.4 kN時，試件兩端總滑移分別為8.98 mm 和8.25 mm。最后2級荷載的滑移為總滑移的41.0%～ 45.3%。從圖4還可見：對于2組帶螺母托盤的試件，荷載?滑移曲線變化規(guī)律相似，由于螺母托盤的作用，使得曲線變化平緩。

圖4對拉試件荷載?滑移曲線Fig.4Load?slipCurves ofCounter-pulled specimen

當(dāng)荷載水平低于200 kN時，4組荷載?滑移曲線變化規(guī)律基本相同，外錨固變形均不超過2.5 mm，能夠滿足實際工程需要，而且在實際抗浮工程中，錨桿的設(shè)計抗拔力一般不會超過200 kN。圖4中可以很清晰地看出GFRP錨桿荷載?滑移曲線的3個階段。

第1階段為初始滑移階段，當(dāng)試件處于加荷初期時，荷載水平較低，桿體與混凝土間化學(xué)膠結(jié)力存在且發(fā)揮主要作用，試件滑移較小，且滑移增速較慢。

第2階段為穩(wěn)定滑移階段，荷載處于 40～200 kN期間，荷載?滑移曲線近似呈直線，滑移發(fā)展速度比第1階段的提高。此階段為荷載的穩(wěn)定發(fā)展期，GFRP筋與混凝土的摩擦力和機械咬合力發(fā)揮主要作用。

第3階段為快速滑移階段，當(dāng)荷載大于200 kN時，滑移快速發(fā)展，荷載增量較小而滑移較大，隨后相繼有試件發(fā)生破壞。

GFRP 錨桿與混凝土的黏結(jié)力主要由 GFRP 筋與混凝土表面的摩擦力、化學(xué)黏結(jié)力、機械咬合力以及螺母托盤與錨桿的耦合力組成。加載初期，桿體與錨固體之間剪應(yīng)力較小，小于兩者之間黏結(jié)強度，更小于錨桿纖維絲與基體的黏結(jié)強度，起作用的主要是摩擦力和化學(xué)膠著力，由于錨桿未經(jīng)表面噴砂等工藝處理，摩擦力和化學(xué)膠著力產(chǎn)生的作用較小。隨著荷載增加，摩擦力和化學(xué)膠著力逐漸降低，此時錨桿螺紋與錨固體之間的機械咬合力起到了主要的作用。隨著錨桿表面螺紋處纖維絲的剪切破壞，使機械咬合力在桿體一定長度范圍內(nèi)進(jìn)一步降低，伴隨著機械咬合力的降低，螺母托盤開始產(chǎn)生錨固作用，螺母托盤錨具的螺母采用與錨桿螺紋相耦合的螺紋，能在一定程度上加大錨具與桿體的接觸面積，分散錨具作用時的應(yīng)力集中程度，降低錨具對桿體的應(yīng)力水平。但這種形式的錨具作用是通過錨桿與螺母螺紋間咬合和摩擦力實現(xiàn)的，當(dāng)錨桿處于較高應(yīng)力水平時，螺母與錨桿螺紋的咬合力很大，咬合力對桿體纖維產(chǎn)生較大的剪切應(yīng)力，由于 GFRP 錨桿桿體本身抗剪強度較低，當(dāng)剪切應(yīng)力超過錨桿桿體與螺母的抗剪強度時會引起錨具失效。若能實現(xiàn)錨桿桿體與螺母的良好結(jié)合，避免桿體材料在與螺母接觸位置破壞，這種錨具便可通過擴大的圓形托盤實現(xiàn)錨桿在混凝土底板中的有效錨固。3.4 外錨固段廣義平均黏結(jié)強度

GFRP 抗浮錨桿與混凝土的廣義平均黏結(jié)強度的計算公式[19]為

式中：Tu為對拉極限荷載，N；d為錨桿的直徑，mm；l為GFRP抗浮錨桿的外錨固段長度，mm；τ為GFRP錨桿與混凝土廣義平均黏結(jié)強度，MPa。

直徑28 mm的GFRP抗浮錨桿在標(biāo)號為C25的商品混凝土的外錨固條件下，廣義平均黏結(jié)強度隨著外錨固長度變化的規(guī)律如圖5所示。

圖5中，外錨固長度分別為 30d 和15d 的 GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結(jié)強度分別為5.20和7.24 MPa。從圖5可知：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)強度隨著外錨固長度的增加而降低，帶螺母托盤GFRP 錨桿的外錨固長度減小1倍，平均黏結(jié)強度提高約39%。這與高丹盈等[20?21]的研究結(jié)果一致，GFRP抗浮錨桿的錨固長度愈短，愈能發(fā)揮桿體與混凝土之間的黏結(jié)力，螺母托盤的耦合力也能夠完全發(fā)揮。螺母托盤的耦合力基本為一定值，隨著錨固段長度的增加，錨固體單位長度上的表面摩擦阻力就會逐漸減少。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)強度的同時，必須保證 GFRP 抗浮錨桿有足夠的錨固力。實際上，螺母托盤可作為外錨固段的安全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)計要求。

圖5　廣義平均黏結(jié)強度?外錨固長度柱狀圖Fig.5　Histogram of generalized average bond strength?external anchorage length

3.5對拉試件黏結(jié)強度?滑移曲線

對拉試件的平均黏結(jié)強度?滑移曲線的實測值如圖6所示。

從圖6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)強度–滑移關(guān)系曲線的變化規(guī)律相似，從開始出現(xiàn)滑移直至試件滑移破壞，試件 d28-15 的平均黏結(jié)強度高于試件d28-30。在每級對拉荷載作用下，GFRP 抗浮錨桿與混凝土的廣義平均黏結(jié)強度隨試件兩端的滑移量的增加而提高，隨著荷載的不斷增加，試件兩端滑移量逐漸增加，平均黏結(jié)強度的增大速率變小，最終 GFRP抗浮錨桿與混凝土的黏結(jié)強度喪失，桿體被拔出。

由圖6可以看出：GFRP 抗浮錨桿與混凝土的廣義平均黏結(jié)強度?滑移過程主要有線性滑移、非線性滑移、黏結(jié)破壞 3個階段。在加載初期，隨著緩慢增加，廣義平均黏結(jié)強度?滑移曲線呈線性關(guān)系，黏結(jié)力主要由 GFRP 抗浮錨桿與混凝土之間的膠結(jié)力和摩擦力承擔(dān)，此階段發(fā)生線性滑移。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)強度時，曲線出現(xiàn)近水平發(fā)展趨勢，滑移急劇增加。這一階段發(fā)生非線性滑移，此時，黏結(jié)力主要由 GFRP 錨桿的凸肋與混凝土的機械咬合力承擔(dān)。當(dāng)黏結(jié)強度達(dá)到最大值后，對拉試件發(fā)生拔出破壞，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趨勢。試驗中由于各組試件破壞均為突然破壞，破壞時 GFRP 錨桿滑移短時間內(nèi)數(shù)值明顯增大，人工讀數(shù)的機械百分表難以對破壞時及破壞后的滑移繼續(xù)測量，因此得出的黏結(jié)?滑移曲線只有上升段，沒有下降段。

圖6　平均黏結(jié)強度?滑移曲線Fig.6　Average bond strength?slipCurves

4　結(jié)論

1)螺母托盤錨具制作簡單，施工方便，用于GFRP抗浮錨桿的外錨固段具有較好的可靠性和實用性，能夠滿足工程需要。

2)帶螺母托盤錨具的 GFRP 抗浮錨桿的破壞方式均為錨桿拔出破壞，即桿體和混凝土界面相對滑移破壞。直徑為28 mm的全螺紋GFRP抗浮錨桿，外錨固段采用螺母托盤錨固，在標(biāo)號為C25的商品混凝土的條件下，外錨固長度為15d 的錨桿極限荷載為267 kN，外錨固長度為30d的極限荷載為384 kN。

3)外錨固長度為15d和30d的錨桿外錨固段廣義效率系數(shù)分別為0.619和0.890，在其他條件均不變的情況下，帶螺母托盤的 GFRP 錨桿外錨固長度增加1倍，外錨固段廣義效率系數(shù)提高43.8%。

4)帶螺母托盤的 GFRP 抗浮錨桿，荷載?滑移曲線變化規(guī)律相似。直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿，當(dāng)外錨固長度為15d時，最大滑移為5.13 mm，錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結(jié)強度為7.24 MPa；當(dāng)外錨固長度為30d時，最大滑移為8.98 mm，廣義平均黏結(jié)強度為5.20 MPa。

5)當(dāng)荷載水平低于200 kN時，直徑為28 mm、混凝土標(biāo)號為C25、外錨固長度為15d 和 30d 的全螺紋GFRP抗浮錨桿，其外錨固變形均不超過2.5 mm，能夠滿足實際工程需要。

參考文獻(xiàn)：

[1]張宗強.新型復(fù)合材料抗浮錨桿承載特性現(xiàn)場試驗研究[D].青島: 青島理工大學(xué)土木工程學(xué)院,2012:1?3.ZHANG Zhongqiang.Field test on load-bearingCharacter of newComposite materials anti-floating anchor[D].Qingdao: Qingdao Technological University.School ofCivil Engineering,2012:1?3.

[2]曾憲明,雷志梁,張文巾,等.關(guān)于錨桿“定時炸彈”問題的討論[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2001,22(1):143?147.ZENG Xianming,LEI Zhiliang,ZHANG Wenjin,et al.Discussion about “time bomb” question for bolt[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2001,22(1):143?147.

[3]程良奎.巖土錨固的現(xiàn)狀與發(fā)展[J].土木工程學(xué)報,2001,34(3): 7?13.CHENG Liangkui.Present status and development of ground anchorages[J].ChinaCivil Engineering Journal,2001,34(3): 7?13.

[4]張樂文,汪稔.巖土錨固理論研究之現(xiàn)狀[J].巖土力學(xué),2002,23(5): 627?631.ZHANG Lewen,WANG Ren.Research on status quo of anchorage theory of rock and soil[J].Rock and Soil Mechanics,2002,23(5): 627?631.

[5]賈新,袁勇,李焯芬.新型玻璃纖維增強塑料砂漿錨桿的黏結(jié)性能試驗研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2006,25(10): 2108?2114.JIA Xin,YUAN Yong,LIChanfen.Experimental study on bond behavior of new typeCement grouted GFRP bo1ts[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2006,25(10): 2108?2114.

[6]黃志懷,李國維,王思敬,等.不同圍巖條件玻璃纖維增強塑料錨桿結(jié)構(gòu)破壞機制現(xiàn)場試驗研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2008,27(5):1008?1018.HUANG Zhihuai,LI Guowei,WANG Sijing,et al.Field test on pullout behaviors of anchorage structures with glass fiber reinforced plastic rods for different surrounding rock masses[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2008,27(5):1008?1018.

[7]李國維,高磊,黃志懷,等.全長黏結(jié)玻璃纖維增強聚合物錨桿破壞機制拉拔模型試驗[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2007,26(8):1653?1663.LI Guowei,GAO Lei,HUANG Zhihuai,et al.Pull-out model experiment on failure mechanism of pull-length bonding glass fiber reinforced polymer rebar[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007,26(8):1653?1663.

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

[9]白曉宇,張明義,寇海磊.基于裸光纖光柵傳感技術(shù)GFRP抗浮錨桿荷載傳遞機制的原位試驗研究[J].工程力學(xué),2015,32(8):172?181.BAI Xiaoyu,ZHANG Mingyi,KOU Hailei.Field experimental study of load transfer mechanism of GFRP anti-floating anchors based on embedded bare fiber bragg grating sensing technology[J].Engineering Mechanics,2015,32(8):172?181.

[10]SEBASTIAN W,GEGESHIDZE G,LUKE S.Positive and negative moment behaviors of hybrid membersComprisingCellular GFRP bridge decking epoxy-bonded to reinforcedConcrete beams[J].Composites,Part B: Engineering,2013,45(1): 486?496.

[11]LEE H K,PYO S H,KIM B R.On joint strengths,peel stresses and failure modes in adhesively bonded double-strap and supported single-lap GFRP joints[J].Composite Structures,2009,87(1): 44?54.

[12]李趁趁,高丹盈,趙軍.FRP 加固混凝土結(jié)構(gòu)耐久性研究[M].北京: 中國建筑工業(yè)出版社,2012: 6?13.LIChenchen,GAO Danying,ZHAO Jun.Study on durability of fiber-reinforced plastic reinforcedConcrete structures[M].Beijing:China Architecture and Building Press,2012: 6?13.

[13]黃志懷,李國維.玻璃纖維增強塑料錨桿設(shè)計研究[J].玻璃鋼/復(fù)合材料,2008(4): 36?40.HUANG Zhihuai,LI Guowei.Design research of glass fiber reinforced plastics bolts[J].Fiber Reinforced Plastics/Composites,2008(4): 36?40.

[14]CARVELLI V,FAVA G,PISANI M A,et al.Anchor system for tension testing of large diameter GFRP bars[J].Journal ofComposites forConstruction,2009,13(5): 344?349.

[15]張明義,寇海磊,白曉宇,等.玻璃纖維增強聚合物抗浮錨桿抗拔性能試驗研究與機制分析[J].巖土力學(xué),2014,35(4):1069?1076.ZHANG Mingyi,KOU Hailei,BAI Xiaoyu,et al.Experimental study and mechanism on the anti-pulling behavior of glass fiber reinforced polymer anti-float anchor[J].Rock and Soil Mechanics,2014,35(4):1069?1076.

[16]白曉宇,張明義,閆楠.兩種不同材質(zhì)抗浮錨桿錨固性能的現(xiàn)場對比試驗研究與機理分析[J].土木工程學(xué)報,2015,48(8): 38?46,59.BAI Xiaoyu,ZHANG Mingyi,YAN Nan.FieldContrast test and mechanism analysis on anchorage performance of anti-floating anchors with two different materials[J].ChinaCivil Engineering Journal,2015,48(8): 38?46,59.

[17]HYETT A J,BAWDEN W F,MACSPORRAN G R,et al.Constitutive law for bond failure of fully-groutedCable bolts using a modified HoekCell[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanics Abstracts,1995,32(1):11?36.

[18]JGJ 85—2010,預(yù)應(yīng)力筋用錨具、夾具和連接器應(yīng)用技術(shù)規(guī)程[S].JGJ 85—2010,Technical specification for application of anchorge,grip andCoupler for prestressing tendons[S].

[19]WON J P,PARKC G,KIM H H,et al.Effect of fibers on the bonds between FRP reinforcing bars and high-strengthConcrete[J].Composites,Part B: Engineering,2008,39(5): 747?755.

[20]高丹盈,BRAHIM B.纖維聚合物筋混凝土的黏結(jié)機制及錨固長度的計算方法[J].水利學(xué)報,2000,31(11): 70?78.GAO Danying,BRAHIM B.Bonding mechanism andCalculating method for embedded length of fiber reinforced polymer rebars inConcrete[J].Journal of Hydraulic Engineering,2000,31(11): 70?78.

[21]KILIC A,YASAR E,CELIK A G.Effect of grout properties on the pull-out loadCapacity of fully grouted rock bolt[J].Tunneling and Underground Space Technology,2002,17(4): 355?362.

(編輯 羅金花)

Experiment on external anchorage performance for nut-pallet anchorage of GFRP anti-floating anchors

ZHANG Mingyi1,2,BAI Xiaoyu1,2,LI Weiwei1
(1.School ofCivil Engineering,Qingdao Technological University,Qingdao 266033,China? 2.Collaborative InnovationCenter of EngineeringConstruction and Safety in Shandong Blue Economic Zone,Qingdao Technological University,Qingdao 266033,China)

Abstract:In order to solve the external anchorage problem of GFRP(glass fiber reinforced plastics)anti-floating anchors,a new anchorage system–nut-pallet anchorage was proposed.Based onCounter-pulled test of self-designed two largeComponents,external anchorage bearing behavior of nut-pallet anchorage of GFRP anti-floating anchors was studied.The external anchorage deformation(slippage)and the ultimateCapacity were also monitored during the test.The results show that the failure modes of the GFRP anti-floating anchors are pulled out.Under theConditions ofC25Concrete and the GFRP anti-floating anchors diameter with 28 mm,and with otherConditions remain unchanged,the anchorage length is onlyChanged,the limit supportingCapacity of the external anchorage length with 30d is 384 kN,the maximum slippage is 8.98 mm,the generalized efficiencyCoefficient of external anchorage is 0.890,and the generalized average bond strength is 5.20 MPa? the limit supportingCapacity of the external anchorage length with15d is 267 kN,themaximum slippage is 5.13 mm,the generalized efficiencyCoefficient of external anchorage is 0.619,and the generalized average bond strength is 7.24 MPa.The average bond strength between the GFRP anti-floating anchors and theConcrete reduces along with the increase of external anchorage length.Under theCounter-pulled loads of each level,the generalized average bond strength between the GFRP anti-floating anchors and theConcrete reduces along with the increase of test sample both sides slippage quantity.Finally,the generalized average bond strength increasing rate decreases along with the increase of slippage quantity unceasing.

Key words:GFRP anti-floating anchors? nut-pallet? external anchorage performance?Counter-pulled test

中圖分類號：TU47

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1672?7207(2016)01?0239?08

DOI:10.11817/j.issn.1672-7207.2016.01.033

收稿日期：2014?12?26；修回日期：2015?02?26

基金項目(Foundation item)：國家自然科學(xué)基金資助項目(51278261)；教育部高等學(xué)校博士學(xué)科點專項科研基金資助項目(20133721110003)(Project(51278261)supported by the National Natural Science Foundation ofChina? Project(20133721110003)supported by Research Fund for the Doctoral Program of Higher Education ofChina)

通信作者：白曉宇，博士，講師，從事地基基礎(chǔ)與城市地下工程領(lǐng)域研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com