孫莉莉， 諸葛萍， 徐玉林， 儲(chǔ)焙宇

(寧波大學(xué) 建筑工程與環(huán)境學(xué)院， 浙江 寧波 315211)

1 研究背景

碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)具有質(zhì)量輕、強(qiáng)度高、耐腐蝕性能好、耐疲勞等優(yōu)點(diǎn)[1]，現(xiàn)以片材、筋材及索材的形式較多地應(yīng)用于土木工程領(lǐng)域。其中，預(yù)應(yīng)力CFRP筋可代替預(yù)應(yīng)力鋼絞線用于新建橋梁結(jié)構(gòu)，也可作為主要加固材料用于土木工程結(jié)構(gòu)的加固。工程應(yīng)用中CFRP筋強(qiáng)度的發(fā)揮程度取決于其錨具，各型錨具的錨固機(jī)理還有待研究。

CFRP筋材錨具按工作原理可分為機(jī)械夾持式錨具、黏結(jié)型錨具和組合式錨具。其中，黏結(jié)型錨具性能較機(jī)械式錨具穩(wěn)定，還具有可避免咬傷筋材、抗疲勞性能好[2]等優(yōu)點(diǎn)。黏結(jié)型錨具主要通過(guò)錨固區(qū)傳力介質(zhì)(LTM)-CFRP筋界面的黏結(jié)剪應(yīng)力平衡筋材的拉力以實(shí)現(xiàn)對(duì)CFRP筋的錨固，它由LTM、直筒鋼管及其兩端的螺栓組成，見(jiàn)圖1。針對(duì)CFRP黏結(jié)型錨具理論分析相對(duì)滯后的現(xiàn)狀，梅葵花[3]提出了一種直筒式黏結(jié)型錨具黏結(jié)力的分布模型，并用解析法分析了其極限承載力。蔣田勇等[4]結(jié)合不同荷載下錨固區(qū)傳力介質(zhì)(LTM)-CFRP筋界面黏結(jié)力分布特點(diǎn)，詳細(xì)分析了其荷載機(jī)理，論證了極限狀態(tài)時(shí)黏結(jié)力分布是光滑平順的，從而提出了光滑曲線模型。朱元林等[5]采用4種不同LTM，對(duì)不同長(zhǎng)度和不同錨筒錐角大小的錨具進(jìn)行了靜載試驗(yàn)，得出不同填料對(duì)錨固長(zhǎng)度的影響。Zhang等[6]采用膨脹混凝土LTM錨具對(duì)4種FRP筋進(jìn)行拔出試驗(yàn)，提出了界面?zhèn)髁π问郊梆そY(jié)力-滑移量關(guān)系模型。Al-Zahrani等[7]研究表明，纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)筋材的錨固黏結(jié)性能取決于錨具LTM-筋材的接觸面積和LTM的剪切強(qiáng)度。Benmokrane等[8]研究了AFRP和CFRP筋在水泥中的拉拔性能，得出筋材表面形式、黏結(jié)長(zhǎng)度及灌漿料的剛度對(duì)黏結(jié)強(qiáng)度的影響較大。郭書(shū)峰[9]分析了CFRP筋-環(huán)氧樹(shù)脂膠界面黏結(jié)力的組成形式，通過(guò)試驗(yàn)得出CFRP筋直徑大小對(duì)界面破壞模式有較大影響，界面徑向壓應(yīng)力大小對(duì)界面最大黏結(jié)力影響較大。Jung等[10-12]研究了不同CFRP筋表面形式和不同錨固形式對(duì)錨具性能的影響 ，并通過(guò)在錨固區(qū)分裂CFRP筋束增加黏結(jié)面積的方法提高錨具承載力。Park等[13]研究了錨具LTM中添加不同礦物纖維材料對(duì)CFRP筋錨固性能的影響,通過(guò)試驗(yàn)得出LTM中添加礦物纖維材料可以增強(qiáng)LTM的黏結(jié)強(qiáng)度。在試驗(yàn)研究方面，對(duì)黏結(jié)型錨具的研究主要集中在黏結(jié)力影響因素，黏結(jié)力與滑移量關(guān)系、界面壓應(yīng)力對(duì)黏結(jié)性能的影響等方面。其中，界面徑向壓應(yīng)力大小對(duì)性能的影響研究方面還停留在低應(yīng)力階段，高壓應(yīng)力情況下的相關(guān)研究還有待開(kāi)展。在錨具錨固承載力評(píng)估理論研究方面，現(xiàn)有的研究還存在機(jī)理不明及理論和試驗(yàn)相脫離的問(wèn)題。

圖1 黏結(jié)型錨具構(gòu)造圖

本文對(duì)CFRP筋黏結(jié)型錨具的錨固承載力和臨界錨固長(zhǎng)度的理論評(píng)估方法開(kāi)展了研究，并對(duì)上述理論評(píng)估所需的錨具界面徑向壓應(yīng)力與界面最大黏結(jié)力和殘余黏結(jié)力的關(guān)系進(jìn)行了試驗(yàn)實(shí)測(cè)與分析，并對(duì)錨固性能的影響因素進(jìn)行了定性分析。通過(guò)研究建立錨固承載力和臨界錨固長(zhǎng)度的理論評(píng)估模型，該模型可用于錨具的優(yōu)化設(shè)計(jì)，為黏結(jié)型錨具的工程應(yīng)用提供參考。

2 錨具承載力模型

CFRP筋黏結(jié)型錨具構(gòu)造如圖1所示。錨具黏結(jié)界面黏結(jié)力的影響因素有CFRP筋表面形式[10]、填充介質(zhì)膠體的力學(xué)性能[14]和界面徑向壓應(yīng)力[9]等。由郭書(shū)峰[9]對(duì)CFRP筋與環(huán)氧樹(shù)脂膠界面?zhèn)髁C(jī)理的研究可知，CFRP筋受力后，隨著拉力的增大，LTM-CFRP筋界面在錨固區(qū)范圍內(nèi)逐漸發(fā)生剝離，剝離界面還殘存有較大的殘余黏結(jié)力，其大小可超過(guò)最大黏結(jié)力的30%。該殘余黏結(jié)力與界面的徑向壓應(yīng)力大小有關(guān)，當(dāng)壓應(yīng)力在0～160MP范圍內(nèi)時(shí)，基本呈線性關(guān)系。殘余黏結(jié)力可通過(guò)CFRP筋-錨具的拔出試驗(yàn)直接測(cè)定?？紤]到錨具在極限狀態(tài)下絕大部分黏結(jié)區(qū)域處于剝離狀態(tài)，因此，可用殘余黏結(jié)力來(lái)對(duì)錨具的承載能力進(jìn)行評(píng)估，即：

Fau=πdlτres(σr)[9]

(1)

式中：Fau為錨具承載力，kN;d為CFRP筋直徑,mm;l為錨固長(zhǎng)度,mm；τres(σr)為CFRP筋-LTM界面的殘余黏結(jié)應(yīng)力，MPa，其大小與界面徑向壓應(yīng)力σr有關(guān)。以該承載力為基礎(chǔ)對(duì)錨具進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)可獲得偏安全的設(shè)計(jì)結(jié)果。郭書(shū)峰[9]研究表明，界面徑向壓應(yīng)力的大小對(duì)其殘余黏結(jié)力影響較大，徑向壓應(yīng)力越大，殘余黏結(jié)力也就越大。因此，為提高錨具的錨固承載力，需盡量增加錨固區(qū)LTM的徑向壓應(yīng)力，該壓應(yīng)力可通過(guò)預(yù)緊錨具自由端的螺栓進(jìn)行施加。

為充分發(fā)揮CFRP筋的抗拉性能，錨具的設(shè)計(jì)承載力需大于CFRP筋的極限拉力Fcu，即：

Fau=πdlτres(σr)≥ηFcu

(2)

式中：Fau為錨具設(shè)計(jì)承載力，kN;η為安全系數(shù)，考慮到材料差異、操作偏差、經(jīng)濟(jì)性等原因，本文取η=1.5。由公式(2)可得錨具的臨界錨固長(zhǎng)度lcr：

(3)

3 試驗(yàn)研究

由公式(1)可知，若能獲得錨固區(qū)界面的殘余黏結(jié)力，即可實(shí)現(xiàn)對(duì)錨具承載力的評(píng)估。本文通過(guò)CFRP筋-LTM拔出試驗(yàn)測(cè)定該界面的殘余黏結(jié)力。

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

拔出試驗(yàn)試件如圖2所示。試件一端為界面黏結(jié)長(zhǎng)度僅為50 mm的黏結(jié)型錨具，考慮到方便組裝和重復(fù)利用問(wèn)題，另一端為承載力大得多的夾片式錨具。試件中黏結(jié)型錨具錨管內(nèi)徑為20 mm，外徑為34 mm，長(zhǎng)度為80 mm。LTM由環(huán)氧樹(shù)脂膠和石英砂混合而成，前者占總質(zhì)量的54.5%。石英砂可提高LTM-CFRP筋界面的摩擦力和咬合力，減少膠體在灌注過(guò)程中熱量的釋放，從而使得LTM更加密實(shí)。

本試驗(yàn)采用的環(huán)氧樹(shù)脂膠和CFRP筋的材料特性參數(shù)由廠商提供。環(huán)氧樹(shù)脂膠剪切強(qiáng)度為18.3 MPa，拉伸強(qiáng)度為41.2 MPa，斷裂伸長(zhǎng)率為11.3%。CFRP筋的表面形式為微壓紋形式，見(jiàn)圖3，其實(shí)測(cè)直徑為7.56 mm，抗拉強(qiáng)度為2 400 MPa，彈性模量為135 GPa。

圖2 CFRP筋-環(huán)氧樹(shù)脂拔出試驗(yàn)試件

圖3 微壓紋表面形式CFRP筋

試件中LTM的徑向壓應(yīng)力Fpre大小通過(guò)自由端LTM的軸向預(yù)壓力 大小進(jìn)行控制，預(yù)壓力通過(guò)預(yù)緊自由端的螺栓進(jìn)行施加，自由端螺栓軸力通過(guò)扭力扳手施加。根據(jù)預(yù)緊前后LTM體積不變的原理，可建立起預(yù)壓力Fpre與LTM表面徑向壓應(yīng)力σr的關(guān)系，見(jiàn)圖4。預(yù)壓力Fpre與扭力扳手扭矩T的關(guān)系模型通過(guò)萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)、壓力傳感器以及應(yīng)變儀進(jìn)行標(biāo)定。通過(guò)扭力扳手施加扭矩來(lái)達(dá)到預(yù)緊錨具的效果。

圖4 預(yù)壓力-徑向壓應(yīng)力示意圖

本次試驗(yàn)共進(jìn)行了7種工況的試驗(yàn)，因試件LTM體積小，灌注密實(shí)度不易保證，且每個(gè)試件至少需要3個(gè)有效試驗(yàn)值，為了減少上述試驗(yàn)誤差且滿足經(jīng)濟(jì)性要求，每種工況設(shè)5個(gè)試件(編號(hào)分別為S-i-1、S-i-2、S-i-3、S-i-4、S-i-5)，各種試件的徑向壓應(yīng)力不同，最大的徑向壓應(yīng)力達(dá)到159 MPa，見(jiàn)表1。

表1 試驗(yàn)工況表

3.2 界面拔出試驗(yàn)

試驗(yàn)采用600 kN萬(wàn)能伺服拉力試驗(yàn)機(jī)對(duì)試件進(jìn)行加載，并記錄試驗(yàn)過(guò)程力與位移相關(guān)數(shù)據(jù)和CFRP筋的破壞形態(tài)。靜載試驗(yàn)安裝見(jiàn)圖5。

加載過(guò)程參考JSCE-E531-1995[15]相關(guān)規(guī)定，加載速度建議為100～500 MPa/min。本次試驗(yàn)加載速度為200 MPa/min。試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表2和圖6。

試驗(yàn)結(jié)果表明，該黏結(jié)型錨具破壞形式分為錨固端CFRP筋滑脫破壞和錨固端CFRP筋剝離破壞兩種?；撈茐募碈FRP筋與LTM界面發(fā)生滑脫。剝離破壞則是CFRP筋表層纖維因黏結(jié)力過(guò)大而從母材中被剝離出來(lái)而產(chǎn)生的破壞形式。徑向壓應(yīng)力在106 MPa及以下時(shí)，錨具破壞形式為錨固端CFRP筋滑脫破壞；徑向壓應(yīng)力超過(guò)106 MPa時(shí)，錨具破壞形式為CFRP筋剝離破壞。拔出試驗(yàn)S-6試件拉力-界面滑移量曲線見(jiàn)圖7。界面破壞模式見(jiàn)圖8。

圖5 靜載試驗(yàn)圖

試件類(lèi)型編號(hào)σr/MPaFmax/kNτmax/MPaτres(σr)/MPa破壞形態(tài)S-1011.910.06.5錨固端CFRP筋滑脫S-226.516.914.210.5錨固端CFRP筋滑脫S-353.017.714.911.5錨固端CFRP筋滑脫S-479.521.117.713.2錨固端CFRP筋滑脫S-5106.024.920.915.6錨固端CFRP筋滑脫S-6132.527.723.320.0錨固端CFRP筋剝離S-7159.029.925.120.5錨固端CFRP筋剝離

注：個(gè)別試件由于灌膠不密實(shí)，錨筒損壞等原因，試驗(yàn)數(shù)據(jù)不可靠，未在圖中表示。

圖6界面拔出試驗(yàn)結(jié)果

由圖7可以看出，試驗(yàn)前期拉力-界面滑移量曲線呈直線增長(zhǎng)，CFRP筋與LTM沒(méi)有發(fā)生相對(duì)位移，此時(shí)拉拔力由CFRP-LTM界面膠著力、摩擦力及咬合力組成。當(dāng)力值達(dá)到最大值后，拉力-界面滑移量曲線開(kāi)始下降，說(shuō)明CFRP-LTM界面開(kāi)始破壞，CFRP筋與LTM開(kāi)始發(fā)生明顯的相對(duì)滑移。當(dāng)膠著力徹底消失后，錨具的拉拔力由摩擦力與咬合力組成，CFRP筋與LTM滑移量增大，CFRP與LTM發(fā)生了相互剝離現(xiàn)象。

平均最大黏結(jié)力、平均最大殘余黏結(jié)力與錨具預(yù)緊后膠體徑向壓應(yīng)力的關(guān)系測(cè)試結(jié)果見(jiàn)圖9。

由圖9可知，隨著膠體徑向壓應(yīng)力增大，錨固區(qū)破壞時(shí)平均最大黏結(jié)應(yīng)力隨之逐漸增大。當(dāng)徑向壓應(yīng)力為159 MPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的殘余黏結(jié)力達(dá)20.5 MPa。徑向壓應(yīng)力在0～26.5 MPa時(shí)，平均最大黏結(jié)力增加最快；徑向壓應(yīng)力在26.5～53.0 MPa時(shí)，平均最大黏結(jié)力增加緩慢；徑向壓應(yīng)力超過(guò)53.0 MPa后，平均最大黏結(jié)力增加較快，但增幅有所減弱，總體呈線性增加。平均殘余黏結(jié)力隨錨具徑向壓應(yīng)力增加呈上升趨勢(shì)，總體為線性關(guān)系。對(duì)平均殘余黏結(jié)力和壓應(yīng)力之間的關(guān)系進(jìn)行線性擬合后，可得出平均殘余黏結(jié)力和徑向壓應(yīng)力的關(guān)系模型：

(4)

(0≤σr≤160 MPa)

擬合均方差為σ(|τres|)=0.9628。

利用該模型，并結(jié)合公式(1)和公式(3)可對(duì)

CFRP筋黏結(jié)型錨具的承載力和錨具的臨界錨固長(zhǎng)度進(jìn)行評(píng)估。

圖7 拔出試驗(yàn)拉力-界面滑移量曲線(S-6試件)

圖8 CFRP筋-LTM界面破壞模式

圖9 平均最大黏結(jié)應(yīng)力和平均殘余黏結(jié)力

4 錨固性能評(píng)估

4.1 CFRP筋直徑的影響

根據(jù)公式(2)、(3)和(4)，可以求得CFRP筋直徑對(duì)錨具承載力及臨界錨固長(zhǎng)度的影響(圖10、11)。以錨具的徑向壓應(yīng)力設(shè)計(jì)值150 MPa為例，當(dāng)錨固長(zhǎng)度為400 mm時(shí)，錨具設(shè)計(jì)承載力隨CFRP筋直徑增加呈線性增長(zhǎng)(圖10)，臨界錨固長(zhǎng)度亦隨CFRP筋直徑增長(zhǎng)呈線性增加(圖11)。極限拉力設(shè)計(jì)值為181 kN直徑為10 mm的CFRP筋所需的臨界錨固長(zhǎng)度為427 mm。在此臨界錨固長(zhǎng)度下錨具的設(shè)計(jì)承載力271 kN。

4.2 界面徑向壓應(yīng)力的影響

由公式(2)、(3)和(4)，可求得界面徑向壓應(yīng)力對(duì)錨具設(shè)計(jì)承載力和臨界錨固長(zhǎng)度的影響(圖12、13)。以直徑為8 mm的CFRP筋為例，界面徑向壓應(yīng)力在0～150 MP范圍內(nèi)時(shí)，錨具設(shè)計(jì)承載力呈線性增加，見(jiàn)圖12。臨界錨固長(zhǎng)度隨徑向壓應(yīng)力增加而呈非線性減小，見(jiàn)圖13，徑向壓應(yīng)力越大，CFRP筋所需的臨界錨固長(zhǎng)度越小。

圖10 CFRP筋直徑與設(shè)計(jì)承載力的關(guān)系圖11 CFRP筋直徑與臨界錨固長(zhǎng)度的關(guān)系

圖12徑向壓應(yīng)力與承載力的關(guān)系圖13徑向壓應(yīng)力與臨界錨固長(zhǎng)度的關(guān)系

當(dāng)界面設(shè)計(jì)徑向壓應(yīng)力在0～160 MPa范圍內(nèi)，且徑向壓應(yīng)力一定時(shí)，通過(guò)公式(3)與公式(4)可算得實(shí)際工程中不同直徑CFRP筋黏結(jié)型錨具所需的臨界錨固長(zhǎng)度。當(dāng)CFRP筋直徑一定時(shí)，不同設(shè)計(jì)徑向壓應(yīng)力大小對(duì)應(yīng)的臨界錨固長(zhǎng)度也可求得。

5 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)CFRP筋黏結(jié)型錨具內(nèi)部力學(xué)行為和極限承載力進(jìn)行分析，并對(duì)該錨固體系進(jìn)行拉拔試驗(yàn)，定性分析黏結(jié)型錨具錨固性能影響因素后可得如下結(jié)論：

(1)錨具黏結(jié)界面最大殘余黏結(jié)力隨界面徑向壓應(yīng)力的增加基本呈線性增長(zhǎng)，對(duì)于微壓紋表面形式的CFRP筋和環(huán)氧樹(shù)脂膠LTM，當(dāng)界面徑向壓應(yīng)力為160 MPa時(shí)，其殘余黏結(jié)力可達(dá)到21.1 MPa。

(2)利用本文錨具承載力和臨界錨固長(zhǎng)度評(píng)估模型可對(duì)CFRP筋黏結(jié)型錨具的設(shè)計(jì)承載力和臨界錨固長(zhǎng)度進(jìn)行評(píng)估。對(duì)于常用直徑10 mm的微壓紋CFRP筋，當(dāng)設(shè)計(jì)錨固安全系數(shù)為1.5時(shí)，所需的臨界錨固長(zhǎng)度為427 mm。

(3)錨具設(shè)計(jì)承載力和臨界錨固長(zhǎng)度與CFRP筋直徑和徑向壓應(yīng)力大小有關(guān)。臨界錨固長(zhǎng)度隨CFRP筋直徑增加線性增加，而隨徑向壓應(yīng)力增加而逐漸減小。