GFRP 抗浮錨桿螺母托盤錨具外錨固性能試驗

張明義，白曉宇， 李偉偉(.青島理工大學 土木工程學院，山東 青島，266033；2.青島理工大學 藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心，山東 青島，266033)

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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 土木工程學院，山東 青島，266033；2.青島理工大學 藍色經濟區工程建設與安全協同創新中心，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—螺母托盤錨具。通過自行設計的2組大型構件對拉試驗，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。研究結果表明：增設螺母托盤的GFRP抗浮錨桿結構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為0.890，廣義平均黏結強度為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為0.619，廣義平均黏結強度為7.24 MPa。GFRP抗浮錨桿與混凝土之間的廣義平均黏結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，廣義平均黏結強度的增大速率變小。

關鍵詞：GFRP抗浮錨桿；螺母托盤；外錨固性能；對拉試驗

有調查表明，經過10 a的使用期，在地下巷道腐蝕環境中未采取保護措施的管式錨桿腐蝕嚴重，大多數錨桿的壽命接近終結[1?4]。于是，復合材料錨桿應運而生，所用的復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測等優點[5?9]。GFRP材料因其所具有的諸多技術優勢受到工程界的青睞，目前已應用于公路、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低于其抗拉強度，若采用普通夾片式錨具，在錨固區對纖維筋產生過大的夾持力，導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，由于地下結構底板厚度有限，GFRP錨桿直接錨入底板內，可能出現錨固長度不足，達不到預定的錨固效果。GFRP 筋材性能表現為各向異性，軸向抗拉性能優異，而橫向抗壓強度和抗剪強度較低，這是研究其錨具系統時應重點解決的問題。賈新等[5]進行砂漿錨桿的黏結性能試驗時，在自由端采用鋼套筒充填環氧樹脂的方法進行錨固；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]設計了一種楔形錨具。現有的研究成果均在一定條件下解決了 GFRP 錨桿的錨固問題。結合 GFRP 筋材黏結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行錨固，以期解決 GFPR抗浮錨桿黏結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對青島地區 GFRP 抗浮錨桿的界面應力分布、荷載傳遞規律及破壞機制進行了研究，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，本室內試驗采用1組2 個對澆，內部設置聯通的 GFRP 螺紋錨筋進行對拉，錨筋兩端設置應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。在分析研究國內外已有FRP筋材錨具的基礎上，采用并改進了國內生產的全螺紋 GFRP 抗浮錨桿螺母托盤錨具。該錨具由應力擴散托盤和鎖緊螺母組成，二者均采用GFRP材料制成，應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，提供持續的錨固力，與建(構)筑物基礎底板現澆于一起。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，內端與應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。螺母托盤錨具生產工藝簡單，質量易于控制，施工便捷。經試驗，該錨具的錨固性能達到了預期目標。

全螺紋 GFRP 抗浮錨桿的外錨固段是錨桿與地下結構底板的連接部件，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澆在一起，當地下結構底板承受浮力，即 GFRP 抗浮錨桿受拉力時，GFRP 桿體將在結構底板內產生軸向滑移，隨著浮力的增加，滑移向外錨固段的深部發展，使得外錨固段應力擴散托盤與 GFRP 桿體產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，內端與應力擴散托盤卡在一起，使應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 試驗方案設計

2.1對拉模型設計方案

本次試驗在前期工作的基礎上，進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，用來模擬地下結構底板，采用1組2個對澆，內部設置直徑為28 mm的GFRP螺紋錨筋及螺母托盤，錨筋聯通，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，待混凝土達到設計強度時，利用1對油壓千斤頂同步加荷，通過標定好的荷重傳感器測讀加荷值，2 個試件進行對拉。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，對試驗結果造成影響；另外，2個試件對拉能同時進行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強度充分發揮后，最終傳遞給螺母托盤錨具。錨筋長度 l 分別為420 mm和840 mm，試驗參數如表1所示，試驗裝置示意圖如圖3所示。

表1　試驗設計參數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。玻璃纖維體積分數為75%，樹脂體積分數為25%，橫截面積為590 mm2，密度為2.1g/cm3，每米的質量為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，不同規格的托盤螺母力學性能指標如表2 所示。本次試驗采用規格為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構底板。混凝土用兩端預留孔洞的木模成型，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，實行帶模養護，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，在相同條件下進行養護，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行同步加載，千斤頂所提供的拉力通過標定好的BHR?4型荷重傳感器(量程為500 kN，分辨率≤1kN)進行測量。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行定位，使千斤頂的軸心與 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的千斤頂并聯同步進行對拉，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行標定。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型數字顯示儀可直觀顯示千斤頂施加的壓力。

3　試驗結果及分析

3.1帶螺母托盤的GFRP抗浮錨桿破壞特征分析

錨桿加固結構的破壞形式分4種情況：錨桿自身強度不足，錨桿發生屈服破壞；砂漿強度較低造成界面黏結強度較低時，錨桿和砂漿界面剪切破壞；砂漿體強度不足導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下破壞情況如表3所示。

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

試件 d28-15 在加載過程中，當加載到約180 kN時，筋體發出的輕微的破裂聲。隨著荷載繼續增加，錨桿相對混凝土的滑移迅速增大，可以聽到連續的黏結破壞的劈啪聲，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，錨固端產生較大變形，錨桿被拔出，此時發出的聲響比試件d28-15的更大，荷載迅速降到較低水平。

試件 d28-15 和 d28-30 的破壞形態均為錨桿被拔出，產生黏結滑移破壞。從破壞形態上直觀看出試件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)范圍內混凝土產生隆起或脫落，桿體的強度尚未充分發揮。

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各向異性復合材料，實質上是由樹脂材料膠結起來的玻璃纖維束，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數、固化環境溫度、纖維膠結均勻程度、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JGJ 85—2010“預應力筋用錨具、夾具和連接器應用技術規程”[18]，本文提出一種外錨固段廣義效率系數來評價 GFRP 抗浮錨桿錨固性能。這種廣義效率系數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，廣義效率系數只用于比較試件的錨固效果。外錨固段廣義效率系數根據試驗結果可按公式(1)計算確定：

式中：ηa為外錨固段廣義效率系數；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，一般取 ηp=1.0。

經計算分析，試件d28-15外錨固段廣義效率系數為0.619，試件d28-30外錨固段廣義效率系數為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提高 43.8%。其破壞位置為錨具錨固處，對錨具與錨桿界面進行處理是提高該種錨具錨固效率的關鍵。

3.3帶螺母托盤的GFRP抗浮錨桿荷載滑移關系

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

當荷載水平低于200 kN時，4組荷載?滑移曲線變化規律基本相同，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，當試件處于加荷初期時，荷載水平較低，桿體與混凝土間化學膠結力存在且發揮主要作用，試件滑移較小，且滑移增速較慢。

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

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

GFRP 錨桿與混凝土的黏結力主要由 GFRP 筋與混凝土表面的摩擦力、化學黏結力、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力較小，小于兩者之間黏結強度，更小于錨桿纖維絲與基體的黏結強度，起作用的主要是摩擦力和化學膠著力，由于錨桿未經表面噴砂等工藝處理，摩擦力和化學膠著力產生的作用較小。隨著荷載增加，摩擦力和化學膠著力逐漸降低，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進一步降低，伴隨著機械咬合力的降低，螺母托盤開始產生錨固作用，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力集中程度，降低錨具對桿體的應力水平。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的，當錨桿處于較高應力水平時，螺母與錨桿螺紋的咬合力很大，咬合力對桿體纖維產生較大的剪切應力，由于 GFRP 錨桿桿體本身抗剪強度較低，當剪切應力超過錨桿桿體與螺母的抗剪強度時會引起錨具失效。若能實現錨桿桿體與螺母的良好結合，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強度

GFRP 抗浮錨桿與混凝土的廣義平均黏結強度的計算公式[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強度，MPa。

直徑28 mm的GFRP抗浮錨桿在標號為C25的商品混凝土的外錨固條件下，廣義平均黏結強度隨著外錨固長度變化的規律如圖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，平均黏結強度提高約39%。這與高丹盈等[20?21]的研究結果一致，GFRP抗浮錨桿的錨固長度愈短，愈能發揮桿體與混凝土之間的黏結力，螺母托盤的耦合力也能夠完全發揮。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揮桿體與混凝土之間黏結強度的同時，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構的整體穩定性，達到抗浮設計要求。

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

3.5對拉試件黏結強度?滑移曲線

對拉試件的平均黏結強度?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強度–滑移關系曲線的變化規律相似，從開始出現滑移直至試件滑移破壞，試件 d28-15 的平均黏結強度高于試件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，平均黏結強度的增大速率變小，最終 GFRP抗浮錨桿與混凝土的黏結強度喪失，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強度?滑移過程主要有線性滑移、非線性滑移、黏結破壞 3個階段。在加載初期，隨著緩慢增加，廣義平均黏結強度?滑移曲線呈線性關系，黏結力主要由 GFRP 抗浮錨桿與混凝土之間的膠結力和摩擦力承擔，此階段發生線性滑移。荷載繼續增加，滑移增長速率進一步加快，黏結?滑移曲線開始呈非線性變化，接近最大黏結強度時，曲線出現近水平發展趨勢，滑移急劇增加。這一階段發生非線性滑移，此時，黏結力主要由 GFRP 錨桿的凸肋與混凝土的機械咬合力承擔。當黏結強度達到最大值后，對拉試件發生拔出破壞，滑移突然增加，荷載迅速減小，黏結?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 錨桿滑移短時間內數值明顯增大，人工讀數的機械百分表難以對破壞時及破壞后的滑移繼續測量，因此得出的黏結?滑移曲線只有上升段，沒有下降段。

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

4　結論

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?滑移曲線變化規律相似。直徑為28 mm的GFRP抗浮錨桿，當外錨固長度為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強度為7.24 MPa；當外錨固長度為30d時，最大滑移為8.98 mm，廣義平均黏結強度為5.20 MPa。

5)當荷載水平低于200 kN時，直徑為28 mm、混凝土標號為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。

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(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

文獻標志碼：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)：國家自然科學基金資助項目(51278261)；教育部高等學校博士學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，從事地基基礎與城市地下工程領域研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com