玻璃纤维增强聚合物锚杆锚头试验研究

玻璃纤维增强聚合物锚杆锚头试验研究

孙 涛1，周飞羽1，刘 强1，杨俊杰2，3，刘通昌1，4

（1.山东科技大学 地球科学与工程学院，山东 青岛 266590；2.中国海洋大学 环境科学与工程学院，山东 青岛 266100；3.海洋环境与生态教育部重点实验室，山东 青岛 266100；4.山东正元建设工程有限责任公司，山东 济南 250100）

摘要：本文实施了金属和玻璃纤维锚头的极限抗拔承载力的模型试验。结果表明，金属螺母长度达到10cm时，玻璃纤维增强聚合物锚杆锚头达到其极限抗拔承载力。该锚杆破坏形式为扒皮破坏，表层平均脱落厚度在2.4～2.7mm之间。起抵抗剪切破坏作用的主要是基体树脂及其附近的少数玻璃纤维。螺母长度为8cm的玻璃纤维增强聚合物锚头极限抗拔承载力，大约等同于金属螺母长度范围为6～7cm的锚头抗拔承载力，产生的位移值约是后者的2倍。

关键词：玻璃纤维增强聚合物；锚杆；锚头抗拔承载力

1 研究背景

玻璃纤维增强聚合物（Glass Fiber Reinforced Polymer，GFRP）由玻璃纤维作为增强材料、合成树脂作为基体材料共同组成。GFRP制成的锚杆具有顺纤维方向抗拉强度高、比重小、耐腐蚀、抗疲劳、可塑性强、电磁绝缘和减震性能好等优点［1］。为了解决钢筋锈蚀问题，国外学者自20世纪60年代以来开始了FRP筋研究，认为GFRP筋是有效的普通钢筋替代品［2］。关于FRP筋材早期的研究主要集中在FRP筋本身的力学性质和破坏特征等方面。

采用GFRP筋代替钢筋的混凝土结构设计中，需要考虑GFRP筋和混凝土（砂浆）是否能够协同变形。针对GFRP筋和混凝土（砂浆）界面的剪切破坏问题，众多学者开展了GFRP筋和混凝土（砂浆）界面的黏结-滑移特征研究。发现虽然GFRP筋和混凝土（砂浆）二者之间的界面黏结强度低于钢筋与混凝土的界面黏结强度［3］，但二者之间仍然具有较高的界面黏结强度［4］，达到一定锚固长度后，能够保证GFRP筋和混凝土（砂浆）协同受力。从而得出了一系列GFRP筋和混凝土（砂浆）的黏结-滑移本构模型，如修正的BEP模型［5］、FRP筋与混凝土的黏结-滑移本构模型［6］、FRP筋与水泥砂浆黏结-滑移本构模型［7］等，采用这些模型可以预测GFRP筋和混凝土（砂浆）的黏结强度，为结构配筋设计提供依据。此外，学者们对GFRP筋和混凝土（砂浆）界面的黏结-滑移特征的影响因素进行了分析。认为筋材的直径、表面形态、锚固长度、灌浆体特征、荷载和温度等因素对界面的黏结-滑移特征有一定影响［7-11］。与钢筋相比，GFPR力学性能较好且性价比较高［12-13］，采用GFRP筋代替传统的钢筋锚杆筋材是解决岩土工程中锚杆筋材劣化问题的有效途径。针对GFRP锚杆的破坏机制和锚固承载力问题，学者们进行了大量的GFRP锚杆现场拉拔试验［14-17］，分别得出了锚杆承载力设计计算公式。

与GFRP筋材较高的本体抗拉强度比较，锚具所能提供的抗拔承载力却十分有限，因此，一些学者也针对锚头开展研究。詹界东等［18］根据锚固受力原理，将锚具分为机械夹持式及黏结型两类。机械夹持式锚具有楔形锚具［19］、夹片式锚具［20］和螺母托盘锚具［21］等；黏结型锚具有套管黏结式锚具［20］和钢套筒灌胶锚固［22］等。除传统的锚具之外，Reda Taha等［23］还研制出了混凝土锚具，在抗腐蚀能力方面极为突出。螺母托盘式锚具是目前锚杆工程中应用最为广泛的机械夹持式锚具之一。相较于黏结型，该类锚具可以有效降低锚固长度，降低工程造价。因此本文针对螺母托盘式锚具GFRP锚杆锚头破坏机理进行了研究。

2 锚头抗拔承载力室内模型试验

GFRP锚具锚头预备试验结果表明，达到极限抗拔荷载时，GFRP螺母内螺纹产生严重破坏并伴随杆体螺纹表面小范围破损，无法对锚头部位的抗剪强度进行合理分析，如图1所示。鉴于此，本次试验使用金属锚具，提高了锚具的刚度，避免锚具损坏，控制GFRP锚杆锚头锚固系统产生的剪切破坏只发生在GFRP锚杆杆体上。分别取直径25、26、28 mm的GFRP锚杆作为研究对象，共分3个批次，每个直径系列有9组试验，共包括8组金属锚具试验、1组用作对比的GFRP锚具试验，每组进行3个平行的重复试验。通过改变锚具螺母长度因子进行锚具抗拔试验，结合破坏试验结果和试验数据，探究GFRP锚杆锚头锚固失效机理。试验设计见表1所示。

图1 GFRP锚具破坏

表1 试验分组及编号

试验编号25（26/28）-2 25（26/28）-4 25（26/28）-6 25（26/28）-8 25（26/28）-10 25（26/28）-12 25（26/28）-14 25（26/28）-16 G25（26/28）-8合计杆体直径/mm 25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）25（26/28）—螺母长度/mm 20 40 60 80 100 120 140 160 80—试件数量/个3 3 3 3 3 3 3 3 3 2 7

试验开始前需要先给GFRP筋加钢套管灌胶，目的是保证试验时只在筋材的一端产生滑移。本试验为破坏性试验，采用电动油压穿心千斤顶对GFRP筋施加竖直向上的轴力，千斤顶上端对托盘施加推力，托盘将推力作用于螺母，螺母进而使GFRP筋遭受轴向拉力，千斤顶下端通过垫板抵住安装在钢套管上的钢螺母紧固在钢套管上，钢螺母与钢管之间强大的螺纹咬合力可保证千斤顶下部不会发生位移。试验装置如图2所示。试验采用逐级加载法，每级施加荷载30kN，直至试验发生破坏。在托盘上端左右两侧各安装一个百分表，测量托盘位移变化，即施加荷载使GFRP锚杆杆体产生的位移量。油压穿心千斤顶所提供的拉拔力通过联接振弦式锚索轴力计监测数值计算所得。每级加载完毕后立即对百分表进行读数，每间隔5min记录一次百分表上的读数，直至百分表读数达到稳定（百分表位移都小于0.01 mm），然后继续进行下一级加载。当试验过程中出现下列情况其中一种时，可判定试验已发生破坏：①穿心千斤顶压力迅速下降至2MPa以下；②从第二级加载开始，后一级荷载产生的单位荷载下的位移增量大于前一级荷载产生的单位荷载下的位移增量5倍；③锚杆杆体破坏。本次试验采用的GFRP锚杆，直径分别为25、26、28 mm，各项技术参数见表2。

表2 GFRP锚杆技术参数

直径/mm 25±0.5 26±0.5 28±0.5横截面积/mm2490.97 530.93 615.75螺距/mm 10±0.5 10±0.5 10±0.5抗拉荷载/kN≥280≥300≥350抗拉强度/MPa≥600≥600≥600扭矩/（N·m）≥100≥110≥130剪切强度/MPa≥150≥150≥150弹性模量/GPa＞40＞40＞40 GFRP锚具承载力/kN≥110≥110≥110

3 试验结果及分析

3.1 破坏形态 采用金属锚具进行试验时，随着荷载的逐级施加，GFRP材料撕裂声愈加明显；当达到破坏状态时，GFRP锚杆锚头部位发出巨响后，百分表指针会迅速向大量程转动，千斤顶压力表指针迅速由当前位置掉落至0 MPa。发生剪切破坏的杆体在螺母下部产生劈裂，分成很多玻璃纤维束，肉眼即可清晰地观察到白色的玻璃纤维，螺母上部的杆体表层发生拱起折断。将金属螺母取下后，可在螺母中取出已经脱落的GFRP杆体外皮，如图3所示。外皮脱落后的GFRP光圆体大都未被损坏，截断发现个别杆体横截面存在裂纹，裂纹延伸至杆体中心，初步推测可能是由于基体树脂发生断裂引起。由试验观察可以发现，锚杆破坏形式为扒皮破坏，测得表层平均脱落厚度在2.4～2.7 mm之间。起抵抗剪切破坏作用的主要是基体树脂及其附近的少数玻璃纤维。

图2 GFRP锚杆锚具试验装置示意图

采用厂家配套生产的GFRP锚具作为对比试验，破坏结果显示，GFRP锚具和杆体同时发生了剪切破损，表现为GFRP螺母的破裂和杆体的局部劈裂，如图3所示。

图3 破坏形态

3.2 锚杆的荷载-位移曲线 图4为以直径25的杆体及配套螺母试验后所得试验数据绘制的荷载-位移曲线，其中3条曲线代表3个重复试验，其他两组的试验结果限于篇幅未能列出。需要特别说明的是，16 cm锚具荷载-位移曲线只有两条，原因是第三组在加载一开始就在界面接触处发生了杆体的突然剪切破坏，未能在试验进行中读取有效数值；GFRP锚具试验荷载-位移曲线也只有两条，原因是在进行第三个GFRP锚具试验时，厂家提供的GFRP螺母表面存在较多裂纹，在初始加载阶段便发生了螺母的挤压破坏。

图4 25mmGFRP锚杆锚具荷载-位移曲线

结合试验数据分析和现场观测可知，金属螺母长度在4～16 cm范围内，锚头破坏前，荷载-位移曲线大都近似呈直线型，表明此时为弹性变形阶段；GFRP锚杆杆体在达到荷载极限的下一刻直接发生了剪切破坏，由弹性阶段直接过渡为破坏阶段，此时，GFRP锚杆杆体发生浅表层脱落。同一长度的螺母在施加相同荷载情况时，产生的滑移量略有不同，但施加下一级荷载时产生的位移变化量却基本相等，最大滑移值受施加第一级荷载时的滑移值影响最大，即第一级荷载下滑移值越大，则剪切破坏时产生的滑移值也越大。分析第一级荷载相同而产生的滑移值不同的原因可知，一方面受加工工艺影响，GFRP筋外皮的基体树脂含量可能存在差异；另一方面杆体及螺母加工和安装均存在一定误差。如前所述，在GFRP筋体中起抗拉作用的是玻璃纤维，GFRP筋体外皮部分基体树脂所占含量相对较多，则会使得外皮部分滑移值越高。而杆体及螺母加工和安装误差越大，第一级荷载下的滑移值可能越大。

施加相同荷载时，GFRP螺母的筋体滑移量远大于同等长度8cm金属螺母的筋体滑移量，极限抗拔荷载低于同等长度金属螺母的极限荷载。这说明采用高于GFRP弹性模量的材料制作锚具螺母不仅有助于增强GFRP锚杆锚头锚固系统的极限抗拔承载力，还可以减少锚头部位的滑移量。碳纤维的弹性模量约是玻璃纤维的4.0倍，如果将碳纤维增强塑料聚合物作为GFRP锚杆的锚头生产材料，相信会大幅改善GFRP锚杆锚头的锚固效果。

3.3 承载力分析 由图5中不同直径的GFRP螺母长度-荷载曲线分析可得，采用金属锚具锚固GFRP锚杆时，直径为25、26、28 mm的GFRP锚杆锚头平均极限抗拔承载力分别约为173、182、214 kN。当采用玻璃纤维增强塑料锚具作为GFRP锚杆锚头时，直径为25、26、28 mm的GFRP锚头平均极限抗拔承载力分别为122、118、125 kN，分析可得螺母长度为8 cm的GFRP锚头极限抗拔承载力大致等同于螺母长度范围为6～7 cm的金属锚具抗拔承载力。螺母长度在0～10 cm范围内时，抗拔承载力一直呈近似线性增加；当长度不大于6 cm时，各系列直径的GFRP锚杆锚头承载力虽有一定差别，但波动范围较小。当螺母长度为10 cm时，杆体抗剪承载力达到极限状态，直至长度为16 cm，曲线基本保持平缓波动，表明此时已经达到GFRP锚杆杆体抗剪承载力达到极限状态，锚头抗拔承载力不再随螺母长度的增加而增大。

图5 螺母长度-荷载变化曲线

4 结论

本文基于直径为25、26、28 mm的GFRP锚杆锚具抗拔破坏试验，研究了在改变螺母长度条件下锚头的承载特征及对应的位移变化规律。主要结论如下：（1）GFRP锚杆锚头发生剪切破坏前，处于弹性变形阶段。当螺母长度达到10 cm时，GFRP锚杆锚头锚固力达到其极限抗拔荷载。随着螺母长度的继续增加，会出现位移值随螺母长度增加而逐渐减小的趋势。将GFRP锚杆用于岩土锚固时，可以根据工程需要适当延长螺母长度，以提高锚头的抗拔承载力，但螺母长度不宜超过10 cm。（2）不同直径的GFRP锚杆发生剪切破坏时，荷载主要作用于杆体表层，表层基体的损伤开裂导致了基体附近少数玻璃纤维的断裂，起抵抗剪切破坏作用的主要是基体树脂及其附近的少数玻璃纤维。GFRP锚杆金属锚具抗拔破坏试验最终发生的是杆体扒皮破坏现象，表层平均脱落厚度在2.4～2.7 mm之间，在该界面发生的整体脱粘现象与螺纹高度及表皮基体含量有关。（3）螺母长度为8 cm的GFRP锚头极限抗拔承载力大约等同于金属螺母长度范围为6～7 cm的锚头抗拔承载力，产生的位移值约是后者的2倍。采用高于GFRP弹性模量的材料（比如碳纤维增强塑料聚合物）制作锚头有助于大幅提升GFRP锚杆锚头的锚固效果。

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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

（责任编辑：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）

中图分类号：TU452

文献标识码：A

doi：10.13244/j.cnki.jiwhr.2017.04.002

文章编号：1672-3031（2017）04-0250-06

收稿日期：2017-06-15

基金项目：山东科技大学人才引进科研启动基金项目（2015RCJJ010）

作者简介：孙涛（1972-），男，山东高密人，博士，研究员，主要从事岩土工程相关研究。E-mail：[e-mail]