沈海娟，李承高，郭 瑞，辛美音，黃翔宇，張中慧，咸貴軍*

（1. 中國石化上海石油化工股份有限公司，上海 200540；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，哈爾濱 150090；3. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，哈爾濱 150090；4. 中國石油化工集團(tuán)公司勝利油田分公司，山東 東營，257100）

0 前言

纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料（FRP）以優(yōu)異的力學(xué)、抗疲勞與耐久性能［1-3］已經(jīng)廣泛應(yīng)用于航空航天、交通、能源與土木工程領(lǐng)域。20 世紀(jì)90 年代，F(xiàn)RP 在土木工程結(jié)構(gòu)加固中得到了大規(guī)模的應(yīng)用；近年來隨著復(fù)合材料性能的提升與產(chǎn)品多樣化，在土木工程新建結(jié)構(gòu)中獲得了系統(tǒng)地試驗(yàn)、示范驗(yàn)證與規(guī)?；瘧?yīng)用，成為傳統(tǒng)建筑鋼材的重要補(bǔ)充，如纖維復(fù)合材料應(yīng)用在橋梁結(jié)構(gòu)中可顯著降低橋梁自重，提升橋梁結(jié)構(gòu)的服役壽命［4-7］。

根據(jù)增強(qiáng)纖維種類的差異，可將FRP 具體分為碳纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料（CFRP）、玻璃纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料（GFRP）和玄武巖纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料（BFRP）［8-10］。CFRP 具備較優(yōu)異的力學(xué)性能（高強(qiáng)度與模量），耐疲勞與耐腐蝕性能，但材料價(jià)格較高。相比之下，GFRP 與BFRP 的材料價(jià)格較低，適用于土木工程的大規(guī)模應(yīng)用，但材料的抗疲勞、蠕變與耐久性較碳纖維差，在土木工程惡劣服役環(huán)境下性能退化嚴(yán)重。采用纖維混雜技術(shù)制備碳/玻璃纖維混雜桿體［11-12］，可以有效解決單一纖維復(fù)合材料無法同時(shí)滿足低價(jià)格與高性能的材料難題。碳/玻璃纖維混雜桿體可通過高效的拉擠工藝制備獲得，在不增加生產(chǎn)成本的同時(shí)，不僅有效地降低CFRP的造價(jià)，提升GFRP與BFRP的抗疲勞與耐久性能，還可以在材料破壞時(shí)帶來超高延性［13-14］，為結(jié)構(gòu)的失效帶來預(yù)警。基于碳/玻璃纖維混雜材料優(yōu)異的性能，相關(guān)學(xué)者已開始了碳/玻璃纖維混雜復(fù)合材料在土木工程結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用研究。如Li等［15］研究了碳/玻璃纖維混雜桿在20 ℃、40 ℃和60 ℃蒸餾水環(huán)境下的吸水行為，采用柱體的二維擴(kuò)散理論獲得水分子沿桿體徑向的濃度分布。研究表明，水分子濃度隨桿體徑向位置、浸泡溫度和浸泡時(shí)間增加而增大；Barjasteh 等［16］研究了碳/玻璃纖維混雜桿體的彎曲疲勞性能，結(jié)果表明，荷載作用下皮層和芯層存在界面應(yīng)力集中，疲勞損傷沿皮/芯界面萌生與擴(kuò)展，最終導(dǎo)致皮/芯界面的完全分離，帶來?xiàng)U體過早的疲勞破壞；Guo 等［17］提出了一種碳/玻璃纖維混雜桿體，基于不同纖維混雜模式，揭示了高延伸率玻璃纖維對混雜桿體內(nèi)部裂紋形成與擴(kuò)展的影響，以及低延伸率碳纖維斷裂對桿體應(yīng)力重分布及失效過程的影響機(jī)制，建立考慮纖維混雜效應(yīng)的混雜桿體力學(xué)模型。

纖維復(fù)合材料具備優(yōu)異的力學(xué)性能，但錨固是限制其大規(guī)模工程應(yīng)用的關(guān)鍵難題。主要原因是拉擠生產(chǎn)的FRP 是正交各向異性材料，沿著纖維方向的力學(xué)性能是垂直于纖維方向的5～10 倍。復(fù)合材料橫向的抗剪切與抗局壓性能較差，導(dǎo)致其錨固困難。目前已有的纖維復(fù)合材料桿體的錨固系統(tǒng)根據(jù)傳力特性主要分為摩擦型、黏結(jié)型和復(fù)合型［18-22］。摩擦型錨具系統(tǒng)源于鋼絞線錨具的改進(jìn)形式，通過楔形夾片與FRP 桿體之間的機(jī)械咬合與摩擦力來提供錨固力。但目前該錨具設(shè)計(jì)忽略了FRP 橫向抗剪切性能差的問題，導(dǎo)致FRP 桿體在錨具前端易發(fā)生剪斷破壞，降低錨具的錨固效率低。如Suhaib S 等［23］研發(fā)了一套CFRP 的摩擦型錨固系統(tǒng)，通過施加預(yù)應(yīng)力實(shí)現(xiàn)在較低應(yīng)變率下進(jìn)行張拉和釋放CFRP。然而此錨固系統(tǒng)可施加的最大預(yù)應(yīng)力水平僅為30 %，超過最大預(yù)應(yīng)力水平將導(dǎo)致CFRP 在錨具處發(fā)生擠壓或剪切破壞。黏結(jié)性錨固體系通過黏結(jié)介質(zhì)（如樹脂和水泥基材料）產(chǎn)生的黏結(jié)力錨固纖維復(fù)合材料［24］。該錨具緩解了錨具端部桿體的壓、剪應(yīng)力的集中，但錨具內(nèi)部存在剪應(yīng)力滯后問題，容易造成FRP 桿體與黏結(jié)材料在錨具端部的脫黏破壞。然而，黏結(jié)型錨固體系存在黏結(jié)材料的錨具尺寸大、耐濕熱與蠕變性能差、適用范圍低等問題［25］。為了克服摩擦型錨固系統(tǒng)和黏結(jié)型錨固系統(tǒng)存在的問題，復(fù)合型錨固系統(tǒng)［26-27］結(jié)合了前2 種錨固系統(tǒng)的優(yōu)勢，一些學(xué)者采用錐形內(nèi)腔黏結(jié)區(qū)域與楔形夾片錨具相結(jié)合，通過摩擦力與膠黏力相結(jié)合共同提供FRP桿體錨固力，該錨具可有效緩解錨具端部的壓、剪應(yīng)力集中于界面脫黏問題。然而此種錨固體系一般存在尺寸較大、安裝工序復(fù)雜、造價(jià)較高等問題而限制了其工程應(yīng)用。

綜上可知，現(xiàn)存的3種錨具系統(tǒng)均不能滿足結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)簡單，傳力明確，施工方便，性能可靠與大規(guī)模工程應(yīng)用需求，限制了FRP 復(fù)合材料在土木工程結(jié)構(gòu)中的創(chuàng)新性發(fā)展與規(guī)?；瘧?yīng)用。針對上述問題，本文研究了3種典型錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布及錨固機(jī)理，基于現(xiàn)有錨固系統(tǒng)存在的問題提出了適用于碳/玻璃纖維混雜桿體的楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)，研究錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布與極限承載力，為橋梁及海洋工程用碳/玻璃纖維混雜桿體提供一種高效、經(jīng)濟(jì)、長壽命的纖維復(fù)合材料新型錨固體系，推進(jìn)混雜桿體在大跨橋梁及海洋工程結(jié)構(gòu)中的建設(shè)與應(yīng)用。

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 主要原料

雙酚A 型環(huán)氧樹脂， Airstone TM 1122E，浙江藍(lán)立方化學(xué)公司；

碳/玻璃纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料混雜桿體由皮、芯兩層組成，其中皮層為GFRP，芯層為CFRP，2 層復(fù)合材料用樹脂均為環(huán)氧樹脂體系；混雜桿體的直徑為19 mm，其中芯層直徑約為12 mm，皮層厚度約為3.5 mm，截面形貌如圖1所示。

圖1 碳/玻璃纖維混雜桿體截面示意圖Fig.1 Section of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

1.2 主要設(shè)備及儀器

微機(jī)屏顯萬能試驗(yàn)機(jī)，W85-6，東莞市力顯儀器科技有限公司；

萬能拉力機(jī)，DHY-10080，上海衡翼精密儀器有限公司。

1.3 樣品制備

碳/玻璃纖維增強(qiáng)樹脂復(fù)合材料混雜桿體通過拉擠工藝制備而成，即碳纖維與玻璃纖維束通過浸膠槽后進(jìn)入模具中固化成型；其中拉擠樹脂為雙酚A 型環(huán)氧樹脂，纖維體積分?jǐn)?shù)約為70 %。

1.4 性能測試與結(jié)構(gòu)表征

短梁剪切強(qiáng)度測試：混雜桿體的短梁剪切強(qiáng)度測試參考標(biāo)準(zhǔn)ASTM-D4475，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)建議，以混雜桿體的直徑作為高度，選取跨高比為5，即跨度為95 mm，試樣總長度為114 mm；試樣加載速度為1.6 mm/min，測試數(shù)量為5個(gè)，試樣與測試裝置如圖2所示。

圖2 碳/玻璃纖維混雜桿短梁剪切試樣與測試裝置Fig.2 Short beam shear sample of carbon/glass fiber reinforced hybrid rod and test device

界面剪切強(qiáng)度測試：混雜桿體的界面剪切強(qiáng)度測試參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 28889—2012，界面強(qiáng)度測試包括外層GFRP、芯層CFRP 及皮/芯界面，測試裝置如圖3 所示。測試步驟如下：首先將混雜桿體平整的放入承力底座內(nèi)部圓孔中并采用壓桿輕輕按壓桿體使其與底座緊密接觸；隨后將固定頂蓋固定到承力底座處；最后將壓桿透過固定頂蓋緩緩插入承力底座內(nèi)直至接觸到桿體為止。將上述剪切測試裝置置于壓力機(jī)壓頭下進(jìn)行剪切試驗(yàn)，加載速度設(shè)置為1 mm/min，每種試樣測試數(shù)量為5個(gè)。

圖3 碳/玻璃纖維混雜桿體界面剪切測試裝置Fig.3 Interface shear strength test device for the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

拉伸性能測試：混雜桿體的拉伸測試參考標(biāo)準(zhǔn)GB/T 13096—2008，拉伸速率為5 mm/min，所用設(shè)備為微機(jī)屏顯萬能試驗(yàn)機(jī)，拉伸試樣為3個(gè)。

2 結(jié)果與討論

2.1 短梁剪切強(qiáng)度

碳/玻璃纖維混雜桿體的剪切應(yīng)力-位移曲線如圖4所示，包括以下兩階段：第一階段為彈性變形階段，應(yīng)力-位移曲線呈線性變化，直至材料極限狀態(tài)；當(dāng)材料達(dá)到極限剪切強(qiáng)度后，外層玻璃纖維復(fù)合材料發(fā)生水平剪切破壞并失去承載力，外荷載由芯層CFRP 承擔(dān)，剪切裂紋逐漸向材料內(nèi)部擴(kuò)展，直至貫穿整個(gè)桿體而發(fā)生剪切破壞，其破壞方式如圖5所示，即剪切裂紋貫穿桿體橫截面，外層GFRP發(fā)生剝離，皮/芯界面層發(fā)生脫黏。

圖4 碳/玻璃纖維混雜桿體的剪切應(yīng)力-位移曲線Fig.4 Shear stress-displacement curve of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖5 碳/玻璃纖維混雜桿體短梁剪切破壞模式Fig.5 Short beam shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

2.2 界面剪切強(qiáng)度

由混雜桿體的界面剪切強(qiáng)度測試可知，皮層、芯層、皮/芯界面層的界面剪切強(qiáng)度分別為72.60、50.87、41.35 MPa。通過數(shù)據(jù)比較可知，皮層纖維樹脂界面黏結(jié)性能優(yōu)于芯層，皮/芯界面層為桿體的薄弱層，易發(fā)生剪切破壞。圖6給出了混雜桿體的界面剪切破壞模式。

圖6 碳/玻璃纖維混雜桿界面的剪切破壞模式Fig.6 Interface shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

綜上測試結(jié)果可知，混雜桿體皮/芯界面層為桿體的薄弱層，易發(fā)生界面脫黏破壞。故此，桿體錨固系統(tǒng)設(shè)計(jì)過程中應(yīng)考慮如何避免由于皮芯薄弱層界面脫黏而引起錨固承載力的下降。

2.3 碳/玻璃纖維混雜桿體的錨固性能

本節(jié)設(shè)計(jì)了考慮混雜桿體特性的幾種典型錨固系統(tǒng)，包括碳纖維層錨固系統(tǒng)、力學(xué)擠壓錨固系統(tǒng)與黏結(jié)型錨固系統(tǒng)，通過試驗(yàn)與模擬研究了錨固系統(tǒng)的錨固機(jī)理與承載力；通過分析錨固系統(tǒng)存在的問題，最終提出一種適用于混雜桿體的復(fù)合型錨固系統(tǒng)，結(jié)合有限元模擬和拉伸實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了錨固系統(tǒng)的錨固承載力。

2.3.1 碳纖維層錨固系統(tǒng)

2.3.1.1 碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)

為了克服皮層和芯層的變形不協(xié)調(diào)，碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)考慮在錨固區(qū)域內(nèi)將皮層剝離，僅對芯層進(jìn)行黏結(jié)以實(shí)現(xiàn)混雜桿體的錨固。錨固系統(tǒng)的設(shè)計(jì)如圖7 所示，包括錨具鋼管、環(huán)氧樹脂填料和皮層剝離后混雜桿體，其中剝離長度約為250 mm，剝離后的混雜桿體如圖8（a）所示。錨固過程采用砂紙打磨以增加芯層表面粗糙度，隨后將混雜桿體置于錨具內(nèi)部并進(jìn)行灌膠處理；最后將錨固系統(tǒng)置于室溫下固化48 h后進(jìn)行拉伸測試，如圖8（b）所示。根據(jù)拉伸測試結(jié)果可知，該錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為140.5 kN；從圖8（c）可以看出，錨具端部B 點(diǎn)在拉伸后滑移至A點(diǎn)，暗示了混雜桿體從錨固樹脂中產(chǎn)生滑移。脫離層皮/芯界面的微觀形貌如圖9 所示，可以發(fā)現(xiàn)皮/芯界面層發(fā)生分離并產(chǎn)生一定的微裂紋，玻璃纖維皮層由于剝離作用失去承載能力，僅依靠芯層與錨固填料間的界面黏結(jié)強(qiáng)度不足以將芯層CFRP 拉斷，較低的錨固承載力取決于芯層與環(huán)氧樹脂填料間的黏結(jié)強(qiáng)度。

圖7 碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)示意圖Fig.7 Schematic diagram of bonding-type anchorage system for the carbon fiber layer

圖8 碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)的錨固過程及破壞方式Fig.8 Interface shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖9 脫離層皮/芯界面的微觀形貌Fig.9 Microscopic morphology of shell/core interface at the abscission layer

2.3.1.2 碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統(tǒng)

為了提升上述黏結(jié)型錨固系統(tǒng)的錨固承載力，本節(jié)提出了碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統(tǒng)，考慮在剝離后的芯層內(nèi)加入鋼楔塊，通過梯度擠壓作用將外部荷載傳遞至錨具上。錨固系統(tǒng)的設(shè)計(jì)如圖10 所示，包括錨具鋼管、楔塊及混雜桿體三部分。錨固完畢后進(jìn)行拉伸測試，桿體的破壞模式如圖11所示，芯層在剝離端處發(fā)生拉伸斷裂，極限錨固承載力為220.3 kN。相比于碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)，楔塊-擠壓錨固系統(tǒng)的錨固承載力提升了56.8 %，但由于皮層剝離作用導(dǎo)致界面減小，降低了混雜桿體的錨固承載力。

圖10 碳纖維層楔形錨固系統(tǒng)示意圖Fig.10 Schematic diagram of wedge-type anchorage system for the carbon fiber layer

圖11 碳纖維層楔形錨固系統(tǒng)的破壞模式Fig.11 Failure mode of wedge-type anchorage system for the carbon fiber layer

2.3.2 力學(xué)錨固系統(tǒng)

本節(jié)提出了螺栓桿力學(xué)錨固系統(tǒng)，利用混雜桿體、高強(qiáng)螺栓桿與錨具鋼管三者間摩擦力及錨具內(nèi)環(huán)氧樹脂填充劑傳遞外荷載，采用有限元模擬及拉伸試驗(yàn)研究螺栓桿錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布及極限承載力。螺栓桿錨固系統(tǒng)的有限元模型如圖12 所示，包括混雜桿體、環(huán)氧樹脂填充劑、錨具鋼管及高強(qiáng)螺栓桿，其中螺栓桿直徑為8 mm，數(shù)量為4 個(gè)，間距為40 mm；鋼管/樹脂、鋼管/螺栓桿界面接觸屬性設(shè)置為摩擦型，混雜桿體、黏結(jié)樹脂與螺栓桿間接觸方式均采用Tie類型。

圖12 螺栓桿錨固系統(tǒng)有限元模型Fig.12 Finite element model of the bolt rod anchorage system

有限元模擬結(jié)果如圖13 所示，可以發(fā)現(xiàn)混雜桿體沿錨固長度應(yīng)力分布極不均勻，在螺栓孔處應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著，最大應(yīng)力出現(xiàn)在開孔處。隨遠(yuǎn)離加載端，混雜桿體和螺栓桿的應(yīng)力隨之減小。結(jié)合拉伸試驗(yàn)結(jié)果可知，錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為203.03 kN，其破壞模式為皮層發(fā)生表面劈裂（圖14），這是由于混雜桿體在開孔處截面面積減小，在外荷載作用下易形成應(yīng)力集中，試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬結(jié)果相吻合，驗(yàn)證了錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力受穿孔截面處桿體的拉伸及剪切強(qiáng)度而限制。

圖13 螺栓桿錨固系統(tǒng)的應(yīng)力云圖Fig.13 Colored stress patterns of the bolt rod anchorage system

2.3.3 黏結(jié)型錨固系統(tǒng)

本節(jié)采用有限元模擬與拉伸試驗(yàn)研究了直筒黏結(jié)型錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布和極限錨固承載力，通過模擬預(yù)測了當(dāng)桿體發(fā)生理想破壞時(shí)的極限錨固承載力。

2.3.3.1 有限元模擬

黏結(jié)型錨固系統(tǒng)主要部件包括混雜桿體、環(huán)氧樹脂填料和鋼管三部分，有限元模擬參數(shù)如表1 所示，其中鋼管外徑為50 mm，長度為200 mm；鋼管/樹脂填料、樹脂填料/皮層以及皮/芯界面層的接觸方式統(tǒng)一設(shè)置為Tie類型。

有限元模擬混雜桿體皮層和芯層的應(yīng)力分布如圖15 所示。對于芯層CFRP 而言，其應(yīng)力沿錨固長度分布不均，隨遠(yuǎn)離加載端而逐漸減小，最大應(yīng)力和應(yīng)變均出現(xiàn)在加載端處，大小分別為406.4 MPa 和0.262 %，最小應(yīng)力出現(xiàn)在固定端，大小為113.2 MPa。當(dāng)假定芯層CFRP拉伸斷裂應(yīng)變?yōu)?.17 %，可預(yù)測當(dāng)芯層CFRP 斷裂時(shí)錨固系統(tǒng)的極限錨固承載為：85 kN×1.17 %/0.262 %=379.6 kN，其中85 kN 為有限元模型的施加荷載。類似的應(yīng)力分布情況也出現(xiàn)在皮層GFRP，最大應(yīng)變出現(xiàn)在加載端處，大小為 0.448 %。當(dāng)假定皮層GFRP 的極限應(yīng)變?yōu)?.67 %，由此可預(yù)測當(dāng)皮層GFRP 發(fā)生斷裂時(shí)，錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為1.67 %/0.448 %×85 kN=316.9 kN。由此可知錨固系統(tǒng)的錨固承載力介于316.9～379.6 kN。

圖15 直筒黏結(jié)型錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布Fig.15 Stress distribution of the straight bond-type anchoring system

2.3.3.2 錨固拉伸驗(yàn)證

通過拉伸試驗(yàn)，本文獲得了直筒型黏結(jié)錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為94.8 kN，進(jìn)一步獲得桿體/樹脂填料界面的平均黏結(jié)強(qiáng)度為7.95 MPa，破壞方式為桿體從錨具中滑移。結(jié)合有限元模擬與試驗(yàn)結(jié)果分析，黏結(jié)型錨固系統(tǒng)中混雜桿體沿錨固長度分布不均，易在加載端處形成應(yīng)力集中，同時(shí)混雜桿體界面薄弱層處易產(chǎn)生脫黏破壞。有限元模擬結(jié)果預(yù)測的極限錨固承載力介于316.9～379.6 kN 之間，破壞模式為皮層先斷裂，芯層隨后斷裂，材料的極限性能無法充分發(fā)揮。

2.3.4 不同錨固系統(tǒng)的破壞機(jī)理分析

針對碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)，其破壞機(jī)理是由于桿體與錨固樹脂界面的黏結(jié)強(qiáng)度不足，當(dāng)外部拉伸荷載高于桿體-樹脂界面的極限黏結(jié)性能時(shí)，即發(fā)生桿體從錨固樹脂中的拔出破壞并發(fā)生界面脫黏［圖16（a）］，而此時(shí)外荷載并未達(dá)到桿體的極限承載性能，即桿體本身沒有發(fā)生破壞，材料的極限性能不能充分地發(fā)揮。

圖16 不同錨固系統(tǒng)的破壞機(jī)理圖Fig.16 Failure mechanism diagrams of different anchoring systems

針對碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統(tǒng)，由于皮層從芯層表面剝離，混雜桿體截面面積大幅降低，降低比例高達(dá)60.11 %。由于截面削弱玻璃纖維皮層完成失去承載能力，隨外荷載增加到碳纖維層的極限拉伸強(qiáng)度，混雜桿體發(fā)生芯層CFRP 的拉伸斷裂［圖16（b）］，錨固系統(tǒng)的承載力由于截面減小而遠(yuǎn)低于混雜桿體的實(shí)際承載力。此外，由碳纖維層發(fā)生極限拉伸斷裂可知，這種通過楔塊物理擠壓與樹脂化學(xué)黏結(jié)作用的荷載傳遞機(jī)理是有效的。

針對螺栓桿力學(xué)錨固系統(tǒng)，由于開孔作用導(dǎo)致桿體截面面積減小了17.7 %，同時(shí)在開孔處易形成應(yīng)力集中現(xiàn)象，這也被有限元模擬結(jié)果所驗(yàn)證。當(dāng)外荷載通過桿體傳遞至錨具開孔截面處，截面處應(yīng)力集中現(xiàn)象加劇并形成初始微裂紋，隨外荷載增加微裂紋在桿體皮層沿荷載方向不斷擴(kuò)展，最終導(dǎo)致皮層表面的劈裂破壞［圖16（c）］。上述破壞模式說明削弱桿體截面易造成變截面處應(yīng)力集中與損傷的形成，不能實(shí)現(xiàn)桿體的可靠錨固。

針對黏結(jié)型錨固系統(tǒng)，其破壞機(jī)理與碳纖維層黏結(jié)錨固系統(tǒng)相似，主要是由于混雜桿體與錨固樹脂界面黏結(jié)強(qiáng)度不能為混雜桿體提供足夠的錨固承載力，一般發(fā)生桿體從錨固樹脂中的脫黏破壞［圖16（d）。這也說明僅依靠桿體與錨固樹脂之間的界面黏結(jié)性能無法實(shí)現(xiàn)桿體的可靠錨固，錨固承載力受限于桿體與錨固樹脂的界面黏結(jié)強(qiáng)度的影響。

2.3.5 楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)

根據(jù)上述典型錨固系統(tǒng)中存在的截面削弱、應(yīng)力集中及界面脫黏等問題，本節(jié)提出一種采用物理擠壓和化學(xué)黏結(jié)作為主要受力模式的楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)，一方面考慮在混雜桿體內(nèi)楔入高強(qiáng)鋼楔塊增加桿體的整體梯度，并利用梯度桿體與錨具鋼管內(nèi)壁間擠壓作用傳遞外荷載；另一方面考慮在鋼管內(nèi)填充環(huán)氧樹脂填料，利用混雜桿體/樹脂填料間的黏結(jié)性能傳遞外荷載，錨固系統(tǒng)的設(shè)計(jì)如圖17 所示。針對上述錨固系統(tǒng)首先采用有限元模擬獲得錨具內(nèi)桿體的應(yīng)力分布，最后結(jié)合拉伸試驗(yàn)獲得錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力。

圖17 楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)的設(shè)計(jì)圖Fig.17 Design sketch of the wedge-bond compound anchoring system

2.3.5.1 有限元模擬

混雜桿體和錨具鋼管總長度為300 mm，包括梯度段長度100 mm 和直筒段長度200 mm；錨固系統(tǒng)各單元界面連接方式如下：皮/芯界面層、芯層/高強(qiáng)楔塊及皮層/樹脂填料界面接觸方式均設(shè)置為Tie類型，皮層/錨具鋼管及樹脂填料/錨具鋼管界面接觸方式均采用摩擦型，摩擦系數(shù)為設(shè)置0.5。

圖18 為楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)錨具內(nèi)皮層和芯層的應(yīng)力分布。可以發(fā)現(xiàn)，芯層和皮層的應(yīng)力沿錨固長度分布較均勻，未出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中，皮層內(nèi)側(cè)和外側(cè)最大應(yīng)力分別為145.1 MPa 和113.0 MPa，芯層內(nèi)側(cè)與外側(cè)最大應(yīng)力分別為259.2 MPa和240.4 MPa；皮層和芯層內(nèi)外側(cè)極限應(yīng)力差值不大，說明了桿體受力更均勻，不易在局部產(chǎn)生失效破壞。

圖18 楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)的應(yīng)力分布Fig.18 Stress distribution of the wedge-bond compound anchoring system

2.3.5.2 拉伸測試

表2給出了混雜桿的拉伸測試結(jié)果，其拉伸破壞模式如圖19 所示。由表2 可知，混雜桿體的拉伸極限荷載為360.1 kN，拉伸強(qiáng)度為1.27 GPa，錨固系統(tǒng)破壞模式為桿體發(fā)生爆裂破壞，錨具內(nèi)未出現(xiàn)桿體滑移現(xiàn)象。上述試驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬預(yù)測結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了有限元模擬的準(zhǔn)確性。根據(jù)有限元模擬預(yù)測結(jié)果可知，當(dāng)芯層CFRP 發(fā)生斷裂時(shí)錨固系統(tǒng)的極限錨固承載為379.6 kN；當(dāng)皮層GFRP 發(fā)生斷裂時(shí)，錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為316.9 kN。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果可知，錨固系統(tǒng)的極限錨固承載力為360.1 kN，此數(shù)值與芯層發(fā)生破壞時(shí)較為接近，這說明了混雜桿體的破壞模式始于芯層發(fā)生斷裂破壞（芯層CFRP 的斷裂伸長率低于皮層GFRP），隨后將部分外荷載傳遞至皮層。當(dāng)外荷載增加達(dá)到皮層材料的極限應(yīng)變時(shí)，皮層GFRP 發(fā)生斷裂破壞。此外，由試驗(yàn)獲得的錨固承載力介于有限元模擬預(yù)測值之間可知，芯層和皮層的破壞伴隨著一定的重疊與交叉，即存在芯層和皮層的同時(shí)斷裂。

表2 碳/玻璃纖維混雜桿的拉伸測試結(jié)果Tab.2 Tensile test results of carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖19 楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)的拉伸破壞模式Fig.19 Tensile failure mode of the wedge-bond compound anchoring system

3 結(jié)論

（1）碳纖維層樹脂黏結(jié)錨固系統(tǒng)受桿體-樹脂填料界面黏結(jié)強(qiáng)度限制，錨固承載力低，破壞模式為桿體的脫黏破壞；碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統(tǒng)由于桿體截面削弱導(dǎo)致皮層的拉伸性能無法發(fā)揮；

（2）螺栓桿錨固系統(tǒng)由于穿孔作用降低桿體截面積，易在穿孔處形成應(yīng)力集中，導(dǎo)致皮層的劈裂破壞；

（3）黏結(jié)型錨固系統(tǒng)中桿體皮層和芯層沿錨固長度分布不均，皮/芯界面層為錨固系統(tǒng)薄弱層，易發(fā)生兩者的界面脫黏破壞；

（4）楔塊-黏結(jié)復(fù)合型錨固系統(tǒng)內(nèi)桿體皮層和芯層應(yīng)力分布均勻，桿體發(fā)生爆裂破壞，極限錨固承載力為360.1 kN，皮芯層材料性能充分發(fā)揮。