玄武巖纖維筋粘結式錨索的力學性能與破壞形式研究

武曉雷，魏艷卿，代貞偉，付小林，程建華，郭進軍，杜志剛

(1.河南理工大學 土木工程學院，河南 焦作 454002；2.洛陽理工學院 土木工程學院，河南 洛陽 471023；3.中國地質調查局 武漢地質調查中心(中南地質科技創新中心)，湖北 武漢 430205)

0 引言

中國三峽庫區劣化帶巖體破碎嚴重，危巖體普遍存在，嚴重威脅著長江黃金航道的通航安全。目前，庫區兩岸危巖體的防護與加固，常采用鋼制錨索，然而當地氣候濕熱，水文地質條件復雜，在航道水位周期性漲落期間，傳統鋼制錨索易于銹蝕，常常造成錨固工程失效，支護效果不佳[1-3]。玄武巖纖維筋(basalt fiber reinforced polymer，BFRP)是一種密度小、強度高、耐腐蝕的新型材料，其作為錨索索體代替傳統鋼質索體可明顯提高錨索的抗腐蝕能力，尤其適用于各種極端環境條件[4-7]。但由于BFRP是一種橫觀各向同性材料，抗剪強度較低，直接照搬傳統鋼制錨索錨具，在張拉過程中筋材端頭易于產生應力集中，常造成筋材極限強度尚未充分發揮便發生剪切破壞，使得錨固問題成為BFRP錨索在工程應用中遇到的最大困難[8]。

目前，纖維筋(fiber reinforced polymer，FRP)錨具的開發研究已取得一定成果，根據錨固機理不同，主要分為機械夾持式錨具與粘結式錨具，其中粘結式錨具能更有效解決FRP錨固時易折斷、易咬傷等問題[9-13]。文獻[14]證明了粘結錨固系統的最終承載力不僅取決于筋材本身的強度，更取決于錨固系統各部分的強度。文獻[15]證明了隨著溫度升高或浸泡時間延長，錨具極限承載力和界面平均抗剪強度降低。為了提高錨固性能，文獻[16]通過改變錨具內部結構，采用有限元模擬與試驗相結合的方法，提出一種“直筒+內錐型”粘結式錨具，并成功應用于實橋中。文獻[17]運用灰色關聯理論分析了錨固根數、錨固長度與錨具內傾角等影響因素對粘結強度的關聯度。文獻[18]證明了FRP絞線粘結段的錨固形式對錨固性能影響顯著。文獻[19]采用膨脹水泥對FRP錨具進行了粘結介質改進，但該錨具易于銹蝕，不適用于三峽等臨水邊坡的永久支護。

本文以玄武巖纖維筋作為錨索索體材料，以耐腐蝕環氧樹脂膠作為粘結介質，用直筒型錨具進行筋材端頭粘結，研發了系列玄武巖纖維筋粘結式錨索，并對其力學性能與破壞形式進行了系統研究。

1 試驗

1.1 BFRP的物理力學性能

試驗所用BFRP由山西晉投玄武巖有限公司提供，筋材表面粘砂并用尼龍絲纏繞成肋，肋間距9.6 mm。BFRP力學性能由廠商給出，見表1。

表1 BFRP力學性能指標

1.2 粘結介質的配制與抗壓強度試驗

試驗采用的環氧樹脂膠粘結介質按來源分為自配與成品兩種，其配合比設計見表2。自配環氧樹脂膠分別為樹脂1型、2型與3型，樹脂1型主要成分為普通環氧樹脂，樹脂2型在其基礎上添加足量長度為1 cm左右的玄武巖纖維絲，樹脂3型與粘鋼膠主要成分為韌性更優的雙酚A環氧樹脂。環氧樹脂膠體黏稠，為使玄武巖纖維絲在其中均勻分布，應在拌和過程中逐漸撒入，且拌和時順同一方向勻速攪拌，使各組分之間充分融合，避免因氣泡導致養護后膠層脫空或拌和不均勻導致膠體抗壓強度下降。膠體的攪拌時間不宜過長，且時刻注意其流動性變化，在初凝前完成試塊灌注。試塊尺寸為長×寬×高=5 cm×4 cm×4 cm，在室溫(18±2)℃環境下分別養護7 d、14 d與28 d后，用千斤頂進行單軸壓縮試驗，每組試驗進行3次，記錄每組試塊的平均抗壓強度，結果見表2。

表2 粘結介質配合比設計與抗壓強度

由表2可知：樹脂1型的 28 d抗壓強度為24 MPa，添加纖維絲后，樹脂2型的抗壓強度為63 MPa，提高了162.5%，因為玄武巖纖維絲在膠體內起到“骨架”作用，在受壓過程中減緩了膠體變形，提高了膠體的抗壓強度與彈性模量。樹脂3型與粘鋼膠使用雙酚A環氧樹脂，28 d的抗壓強度分別為91 MPa和105 MPa，與普通環氧樹脂相比強度提高約4倍，故雙酚A環氧樹脂抗壓強度高于普通環氧樹脂。粘鋼膠中固化劑的含量高于樹脂3型的，前者的抗壓強度比和28 d抗壓強度均高于后者，說明適量增加固化劑有助于加快其與環氧樹脂的化學反應速度，并充分促進化學反應的發生，增加生成物含量，提高固化后的抗壓強度。粘鋼膠養護7 d的抗壓強度可達28 d強度的80%，固化時間短，有利于工程實際應用。

1.3 試驗參數與試件設計

本試驗設計的粘結式錨具由鋼錨管與螺母配套組成，鋼錨管的外部加螺紋用來固定螺母，通過對鋼錨管上的螺母施加預應力進行錨索張拉，鋼錨管內部采用間距為1 mm的螺紋全長分布，增大了鋼錨管內壁與填充介質的接觸面積和粗糙程度。鋼錨管樣式見圖1。試驗參數為不同環氧樹脂膠粘結介質類型、錨固形式與索體束數。錨固形式分為未處理的普通錨固與將錨固段中部筋材縮頸削細為6 mm×6 mm方形的削細錨固。削細錨固形式見圖2。圖2a為對3束組合下的錨索錨固段中部筋材縮頸削細處理，圖2b為對單束錨索錨固段中部筋材縮頸削細處理。索體束分為單束與3束組合。試件參數設計見表3，每組試件進行3～5次試驗。

圖1 鋼錨管樣式

(a) 3束索體錨固段中部削細

表3 試件參數設計表

1.4 試驗方法與裝置

試驗加載裝置見圖3。本試驗以錨索的理論拉力作為最大控制力，通過穿心式千斤頂進行分級加載，每級加載持荷10 min后繼續加載下一級，BFRP錨索試件所受拉力由穿心式傳感器測量。百分表固定于試驗錨具的端部，用于測量錨索試件總伸長量。試驗過程中記錄每級荷載的荷載值與伸長量。

圖3 試驗加載裝置

2 試驗結果及分析

2.1 試件破壞形式

試件破壞形式結果見表3。試件主要發生4種主要破壞形式，見圖4。

(a) 索體炸斷

2.1.1 索體炸斷

索體炸斷破壞是BFRP筋的典型破壞形式，筋材的樹脂基體被拉裂，纖維絲從中部斷開，呈“燈籠狀”炸散，見圖4a。試驗加載后期，開始出現纖維絲與樹脂剝離的響聲，并隨著荷載的增大而增大。BFRP索體表面逐漸出現白斑狀裂紋，部分纖維絲發生斷裂，隨即一聲巨響，BFRP索體中部呈“燈籠狀”炸散。索體炸斷的試件極限承載力由BFRP的極限承載力決定，是理想的破壞形式。

2.1.2 膠體滑移

膠體滑移破壞是在張拉過程中，粘結介質從鋼錨管中拔出，見圖4b。隨著荷載的增大，環氧樹脂膠粘結介質與鋼錨管的化學膠結力過早失效，此時的主要作用力為鋼錨管與粘結介質間的機械咬合力與摩擦力。當加荷到一定程度時，錨管內部開始有響聲，粘結介質在錨管螺紋中的凸起部分被鋼螺紋擠壓磨損，一聲巨響后膠體脫出。膠體滑移的試件極限承載力取決于粘結介質與鋼錨管的界面粘結強度，且該界面粘結強度小于筋材的極限承載力。

2.1.3 鋼錨管斷裂

鋼錨管斷裂是張拉過程中，位于螺母處的鋼錨管突然發生斷裂，見圖4c。以螺母為界，錨固段靠近自由段部分的鋼錨管受拉力，遠離自由段部分的鋼錨管受壓力。試件5與試件6的錨管壁厚與其他試件相比至少薄2.5 mm，在受到相同的拉力時，更容易達到45#鋼的屈服強度而發生破壞。

2.1.4 索體抽芯破壞

索體抽芯破壞是筋材先從粘結介質中發生滑移，隨后削細部分斷裂，見圖4d。錨固段中部縮頸削細的錨固形式造成粘結界面及粘結段橫截面減小，筋材受到的粘結力減小。隨著荷載增大，BFRP與粘結介質的化學膠結力過早失效，此時的主要作用力為筋材表面的肋與粘結介質間的機械咬合力和摩擦力。當加荷到一定程度時，筋材的凸起部分與粘結介質的凸起部分相互擠壓破壞，發出一聲響后，筋材發生較大滑移，繼續加荷，筋材的肋按節數滑動又發出幾聲響動。當筋材的削細部分所受拉力超過其極限承載力后，削細部分發生斷裂。在機械咬合力與摩擦力的作用下，BFRP肋間的粘結介質被磨平，筋材的肋與表面的石英砂同時因粘結介質的摩擦而削弱。

2.2 粘結介質的影響

圖5為不同粘結介質對錨具荷載-滑移量的影響。由圖5結合試件的破壞形式可知：試件2與試件4在每級荷載下的錨具滑移量均勻穩定，未產生大幅度滑移，故試件發生索體炸斷破壞。試件3在第4級荷載下的錨具滑移量激增，約為上級荷載的2倍滑移量，說明錨具在該級荷載下產生較大滑移，故試件3發生膠體滑移破壞。試件1在前兩級荷載下的每級滑移量約為0.6 mm，在第3級荷載下滑移量突然上升至2 mm左右，故試件1發生膠體滑移破壞。在其他參數相同的條件下，采用樹脂2型與粘鋼膠作為粘結介質時，錨索端頭粘結性能最優，其次是樹脂3型，最后是樹脂1型。

圖5 不同粘結介質對錨具荷載-滑移量的影響

當荷載較大時，鋼錨管內壁螺紋中的粘結介質與螺紋擠壓后磨損，試件膠體產生滑移。粘結介質的抗壓強度越大，則錨具的滑移量越小越均勻，故粘結介質的抗壓強度對錨索錨固端的粘結性能有影響，抗壓強度越大，則粘結性能越強。由表2可知：粘結介質抗壓強度由大到小依次為粘鋼膠、樹脂3型、樹脂2型和樹脂1型，與粘結性能優劣近似，但樹脂2型例外。樹脂2型28 d的抗壓強度為63 MPa，小于樹脂3型的91 MPa，但試件2卻發生炸斷破壞。結合表2中材料組成可知：樹脂2型以環氧樹脂為基底，加入了大量的短切玄武巖纖維絲，使其彈性模量遠高于其他環氧樹脂膠，故膠體與鋼錨管發生相對滑移的趨勢較弱，且樹脂2型的材料成分與BFRP類似，兩者彈性模量相近，使其與BFRP具有良好的協調變形能力，故試件2可以發生炸斷破壞。

用于支護的錨索除具有較高的極限承載力外，還應具有較好的延伸性來適應邊坡變形能力。在錨索力學性能相同的情況下，通過加大錨具與索體之間的滑移量可提高錨索整體延伸性。試件4的錨具滑移量大于試件2，故粘鋼膠作為錨具粘結介質優于樹脂2型。

2.3 錨固形式的影響

由于BFRP在張拉過程中存在剪滯效應，筋材橫截面外部所受拉應力大于內部，故外部樹脂先達到屈服強度發生破壞，隨后內部樹脂因承載能力減弱而破壞，使筋材最終呈“燈籠狀”炸斷。為使BFRP均勻受力，改善剪滯效應，提高錨索的極限承載力，將錨固段中部筋材縮頸削細為6 mm×6 mm的方形，并與普通錨固形式進行了3組拉伸試驗對比分析。

3束組合錨索中，削細錨固的試件9與普通錨固的試件10極限承載力同為389.61 kN，皆發生索件炸斷破壞，錨索的極限承載力并無提高，說明削細錨固并不能改善BFRP的剪滯效應。單束錨索中，削細錨固的試件6極限承載力為 133.03 kN，作為對比的試件5則直接錨固，其極限承載力為126.45 kN，削細后錨索承載力提高了6.58 kN，但錨固段筋材從錨具中抽出后拉斷；其余參數相同下，削細錨固的試件8極限承載力為133.03 kN，普通錨固的試件7極限承載力為139.61 kN，削細縮頸使極限承載力降低了6.58 kN，因為試件7為筋材炸斷破壞，試件8發生了筋材抽芯破壞。由以上分析可知，單束錨索的削細錨固造成了錨索承載能力降低。

因為錨固段存在有效錨固長度，當錨固段小于有效錨固長度時，試件的極限承載力降低；當錨固段大于有效錨固長度時，試件的極限承載力不變。單束錨索的錨固長度為300 mm，縮頸削細處理造成了錨固段粘結面積與筋材橫截面減小，單束錨索因實際錨固長度不足發生筋材抽芯破壞，錨索極限承載力降低；3束組合錨索的錨固長度為400 mm，削細后的錨固長度仍大于有效錨固長度，所以對試件的破壞形式與極限承載力無影響，3束組合錨索的400 mm錨固長度可進一步優化縮短。

2.4 索體束數的影響

發生炸斷破壞的單束試件2、4與7的極限承載力分別為143.55 kN、148.38 kN與139.61 kN，其平均值為143.85 kN，接近廠家提供的極限承載力145 kN，為該極限承載力名義值提供校核。試件9與試件10的極限承載力皆為389.61 kN。在發生炸斷破壞的情況下，索體3束組合錨固與單束錨固相比，發生效率折減，效率折減系數為389.61/(3×143.85)=0.9。

3 結論

(1)對于玄武巖纖維筋粘結式錨索，環氧樹脂膠作為錨索粘結介質時粘結力主要受其彈性模量與抗壓強度影響，當粘結介質采用彈性模量小、抗壓強度高或者彈性模量與BFRP相近的環氧樹脂膠時，錨索的極限承載力較大。

(2)錨固段中部筋材縮頸削細的錨固形式不能改善BFRP的剪滯效應，提高錨索的極限承載力，且容易造成筋材因縮頸導致錨固長度不足而發生抽芯破壞，降低其承載力。

(3)由于筋材的脆性特征，錨索張拉過程中達極限強度后筋材易發生炸裂式破壞；玄武巖纖維筋粘結式錨索單束BFRP平均極限承載力達143.85 kN，3束組合情況下極限承載力達389.61 kN，每束筋材發生效率折減，效率折減系數為0.9。