玻璃纖維筋錨桿的力學性能試驗研究

都智剛

(山西建工建筑工程檢測有限公司,山西 太原 030006)

1 概述

隨著城市建設的迅猛發展,建設用地日益緊張,向縱深要空間已成為建筑業的共識。傳統工民建基坑之外,綜合管廊、箱涵等地下建(構)筑物以及地下軌道交通的建設也如火如荼地開展。近年來在巖土界的不斷努力下,基坑技術有了很大的發展和進步,多種新型的材料和施工工藝應用于支護工程中,在城市建設的復雜條件下有了更廣泛的應用和解決方案。

玻璃纖維筋(GFRP)作為一種新型材料,近年來在工民建基坑工程領域也屢有應用。采用新式的全螺紋樹脂玻璃纖維筋錨桿代替傳統鋼筋和鋼絞線作為土釘桿體或預應力錨桿,可有效地節省建材,降低成本。樹脂玻璃纖維錨桿主要原料為玻璃纖維和不飽和聚酯樹脂,不飽和聚酯樹脂在一定條件下固化,把玻璃纖維黏結在一起。玻璃纖維起增強作用,制品的長度可根據需要選擇。具有強度高、錨固力大、重量輕、施工便捷、易切割,可挖除、安全性好、能耗低等諸多優點。

玻璃纖維筋錨桿因其抗靜電、阻燃、耐腐蝕的優良特性,之前主要應用于煤礦工程中,適用于高瓦斯礦井礦井巷道頂板、兩幫支護及圍巖破碎段的加強支護。近年來雖然在工民建基坑中得到了越來越廣泛的應用,但相關的理論和試驗研究還相對比較少,缺乏相關試驗資料和數據。在設計和施工環節,工程師們往往僅能參考原有的土釘或鋼筋錨桿經驗確定設計參數和施工工藝,這樣就不可避免的造成成本浪費、工期延長或引發基坑安全事故的不利情況。因此,針對玻璃纖維筋錨桿開展試驗研究是十分必要且迫切的。

2 研究路線

由于玻璃纖維筋錨桿的應用引進,其用于替代傳統土釘和錨桿支護中的受力桿件,因此,試驗研究的方向也應依托于工程實際,根據土釘和錨桿實際受力情況進行試驗分析。

錨桿的破壞形式通常有以下幾種情況:

1)桿體斷裂:顧名思義,是指桿體的抗拉強度無法滿足設計要求而斷裂;2)錨固體滑移:即拉拔力大于注漿形成的錨固體與周圍土體間的摩阻力時導致錨桿(或土釘)整體向外滑移而失效;3)桿體拔出:即拉拔力大于土釘或錨桿的桿件(鋼筋或鋼絞線)與注漿形成的錨固體間的握裹力時導致桿體被從錨固體中拔出而失效;4)拉拔錨固反力失效:土釘和錨桿在工程實踐中均需設置抗拉拔反力裝置,土釘一般采用L型彎鉤、井字架、交叉加強筋等,錨桿則借助混凝土腰梁、型鋼(工字鋼、槽鋼、H型鋼等)、鋼墊板、排樁冠梁等作為錨下承載結構。而玻璃纖維筋錨桿因其不可焊接只可機械連接的特殊性,通常是采用錨盤和螺母卡扣的方式。這種相對特殊的方式,也導致其可能成為支護結構錨桿受力狀態下的一個薄弱環節。

針對錨桿抗拔試驗中可能出現的各種破壞形式,我們的研究方向就是要找到對于玻璃纖維筋錨桿而言,相對最為薄弱的環節,從而在巖土工程的設計、施工和監測方面對癥下藥,更好地指導工程實踐。

3 室內試驗

玻璃纖維筋錨桿要取代傳統鋼筋或鋼絞線應用于基坑或邊坡工程中,其最首要和基本的要求就是其抗拉強度要等于或優于傳統材料。這樣才能避免出現錨桿失效的第一種情況“桿體斷裂”。但看似簡單的試驗,過程卻并不順利。

3.1 試驗方法

玻璃纖維筋的拉伸試驗方法應遵循現有規范GB/T 1446—2005纖維增強塑料性能試驗方法總則[1]和GB/T 13096—2008拉擠玻璃纖維增強塑料桿力學性能試驗方法[2],但又因其工程應用中要取代的是熱軋帶肋鋼筋,因此其力學性能的試驗研究應基本遵循GB/T 1499.2—2018[3]中的相關要求,按照GB/T 28900—2022中的試驗方法進行。

3.2 拉伸試驗

試驗情況如圖1所示,試驗數據曲線如圖2所示,試驗結果如表1所示。

表1 拉伸試驗數據

眾所周知,HRB400鋼筋的屈服強度特征值不小于400 MPa,抗拉強度不小于540 MPa。而從表1可以看出,玻璃纖維筋拉伸試驗的數據離散型較大,其中屈服強度遠低于HRB400同規格鋼筋,而抗拉強度基本相當。

僅看結果數據,難免管中窺豹、一葉障目,必須結合試驗過程,方可得出正確的結論。本次試驗完全按照鋼筋的試驗條件和方法進行,但在萬能機上進行拉伸試驗時,夾具對玻璃纖維筋的夾持力明顯不足,試驗過程中不斷出現筋體與夾具間打滑的情況。從圖2亦可看出,曲線并非平滑變化,而是不斷震蕩。雖然玻璃纖維筋外形是螺紋帶肋的,但材料差異導致鋼筋拉伸設計的現有普通試驗機械無法提供足夠夾持力。

綜上所述,本次試驗可得出結論:

1)本次試驗的結果數據和材料真實性能有一定偏差,不能完全采信。

2)3號、4號、5號試件在調整夾具握裹力和加荷速率后,抗拉強度值具有一定參考意義,但亦未達到桿體斷裂的破壞條件。本次試驗所有試件的最大力值對應的都是桿體從夾具中完全滑脫致試驗結束而非材料破壞的工況。綜合判斷,本次試驗的玻璃纖維筋GFRP材料的抗拉強度等于或優于HRB400的同規格鋼筋。

3)位移值偏差較大,無法據此計算其彈性模量;且桿體并未斷裂,因此“斷后伸長率”和“最大力總延伸率”均無法測量。

4)因試驗過程中力-延伸曲線反復震蕩,波動明顯,因此上屈服點和下屈服點的判斷均可能出現偏差,屈服強度值僅做參考。

5)針對試驗中出現的桿體握裹力不足導致頻繁打滑的情況,應引起高度重視,除改進室內試驗方法外,更需要在工程實踐中檢驗“桿體拔出”問題,即桿體被從錨固體中拔出而失效的工況,而不能單純參考鋼筋錨桿的經驗。

3.3 試驗改進

通過咨詢生產廠家、參考相關資料,為解決材料與試驗夾具的適應問題,再次試驗時在玻璃纖維筋兩端用鋼套管包裹以進行保護。考慮到夾具的限制,套管外徑不宜過大,填充粘合劑選用環氧樹脂。但保護套管的長度和占比亦需反復試驗方能確定。如套管較長,則桿體總長會超出萬能機量程;套管較短,則無法起到應有作用。如圖3,圖4所示,試驗過程中,套管與桿體間發生顯著滑移,試驗結果明顯偏低,參考價值不大,本文不再列舉。

經反復實驗,最終的拉伸試驗桿件處理方案為:桿長75 cm,兩側套管外徑32 mm、長度30 cm。試驗情況如圖5,圖6所示,可以看到,桿件最終破壞形式為玻璃纖維的樹脂黏結力失效導致的結構撕裂。

試驗數據曲線如圖7所示。可以看到,由于措施得當,本次試驗進展相對順利很多,曲線清晰可用,不再像圖2那樣反復震蕩產生毛刺。試驗結果為:屈服強度334.0 MPa,抗拉強度685.5 MPa,最大力位移50.7 mm。

如果按GB/T 1499.2—2018中熱軋帶肋鋼筋的性能指標衡量,GFRP玻璃纖維筋的抗拉強度遠大于同規格的HRB400鋼筋標準值和實測值,與HRB500相比也尤有過之,但屈服強度偏低。按GB/T 13096—2008標準衡量,玻璃纖維筋可不用考慮屈服,更接近冷軋帶肋鋼筋,其實測抗拉強度也超過了CRB550甚至CRB600H。同時,相較于HRB400E或HRB500E抗震鋼筋,其強屈比已大于2,遠超GB/T 1499.2—2018中要求的1.25,即玻璃纖維筋在強化階段的強度增長和延展性都有很大的空間,所以應用于基坑和邊坡工程中是合適的。

4 現場拉拔試驗

室內試驗的驗證結果只是第一步,真正檢驗玻璃纖維筋錨桿是否適用于工程實踐的標準,還是需要從工程中來、到工程中去,到工地一線進行檢驗。因該種材料在本地的工程應用相對較少,我們僅選擇了兩個工程進行實踐驗證。

4.1 試驗要點

根據工程設計要求及錨桿的受力性狀,現場拉拔試驗應根據JGJ 120—2012建筑基坑支護技術規程[4]或GB 50330—2013建筑邊坡工程技術規范[5]中相關要求進行。這種現場外檢的試驗,相較室內實驗來講,精細度會有很大不同。

在室內實驗和現場試驗過程中,玻璃纖維筋暴露出其最大的缺點:相較于熱軋帶肋鋼筋,其抗彎和抗剪的性能極差,φ20規格可輕松掰折。在錨桿拉拔試驗時,雖然按規定千斤頂拉力設備的施力方向應與錨桿軸線方向保持垂直一致,但眾所周知,實際工程檢測中面對角度多變且凹凸不平的基坑和邊坡面層,想做到絕對垂直幾乎是不可能的。但得益于鋼筋或錨索的強韌性和延展性,少許的角度偏差對檢測過程和試驗結果的影響幾乎可以忽略。然而針對玻璃纖維筋,在現場模擬試驗時,因為垂直度的問題,僅很小的力就會導致錨桿剪切破壞。因此解決錨桿試驗時的垂直度是重中之重。

為此,試驗前首先在支護面層上支模制作混凝土臺座,確保臺座外端面與錨桿方向垂直。為保證臺座剛度不會在千斤頂施力時破壞,還需在臺座與千斤頂間加入穿心鋼墊板。試驗設計圖如圖8所示,現場試驗如圖9所示。

同時為保證錨桿受力的準確性和拉拔力的有效傳遞,試驗時還應將錨桿所在的噴射混凝土面層人工鑿除,以解除此部分混凝土對錨桿的側向約束力及對注漿體的正向約束力,即可驗證桿體可能從注漿體中拔出和錨固體整體向外滑移失效的破壞形式。

4.2 工程A現場試驗

本工程位于晉中市榆次區修文鎮,基坑深度6 m。根據工程進度規劃,南側基坑后期將挖除以南擴,但現階段需進行支護。因樹脂錨桿易切割的優點,該部位支護采用φ20玻璃纖維筋錨桿取代HRB400同規格鋼筋作為土釘桿體。

1)設計參數(見表2)。

2)地質條件。根據勘察報告描述,場地所屬地貌單元為津水河二級階地。邊坡坡體范圍內土層主要為填土和濕陷性粉土。勘探深度范圍內未揭露地下水位,場地建設不受地下水影響。場地為具有濕陷性,局部為自重濕陷性,其余為非自重濕陷性場地。本場地濕陷等級為Ⅱ級。

表2 工程A錨桿布置情況

3)試驗方法。本次試驗根據JGJ 120—2012建筑基坑支護技術規程中要求進行,觀測時間、穩定標準、終止加載判定等均參考附錄A“錨桿抗拔試驗要點”中的方法,加載分級按預估破壞荷載的百分比進行試驗。但因試驗目的是確定樹脂錨桿在工程中破壞失效時的極限承載力,為避免級差過大,故采用單循環加載,預估極限承載力200 kN,分10級按每級10%逐級加載。

4)試驗結果。現場試驗結果的荷載-位移(Q-s)曲線如圖10所示。其中01號、02號、03號錨桿長度為9 m,04號、05號、06號長度為6 m。根據試驗結果,6根玻璃纖維筋錨桿的極限抗拔承載力均介于80 kN～120 kN之間,平均值96.7 kN,但因極差(40 kN)已遠超平均值的30%,所以不具統計價值。

5)試驗分析。a.經現場觀察,未發現錨固體有明顯滑移或桿體拔出的情況;b.6根錨桿破壞形式均為固定錨桿鎖頭位置的桿體劈裂損壞;c.通過Q-s曲線可以看出,雖然6根錨桿的極限承載力有高有低,但無論是錨頭的單位荷載下位移量抑或變化趨勢均高度趨同,且與錨桿長度無關。

綜上所述,本次試驗并未出現JGJ 120—2012規范中描述的錨頭位移增量不收斂或Q-s曲線陡降(升)的情況,終止加載原因均是錨桿桿體破壞。相較于錨固體與周圍土體間的摩阻力和錨桿的桿件與注漿形成的錨固體間的握裹力,桿體本身強度的破壞已經無法反映不同長度錨桿的區別。

6)思考與改進。根據前文中室內試驗數據,φ20樹脂錨桿的抗拔承載力極限值高達600 MPa即190 kN以上,本次試驗結果的80 kN～120 kN還遠遠未達到。針對此問題,重新復盤整個試驗環節,逐一排查問題所在。

a.從本次試驗中錨桿的破壞形式入手。傳統錨桿拉拔試驗通常采用鋼制鎖頭卡扣將錨桿與千斤頂連接固定,但在本次試驗驗證中,發現此方式會導致卡扣對玻璃纖維筋產生剪切力,從而導致桿體破裂損壞。在工程實踐中,錨索通常采用同種方式進行鎖定,而鋼筋土釘則通過L形彎頭或井字架與面層鋼筋網片進行焊接固定。而玻璃纖維筋因無法焊接,其面層鎖定是通過專用的塑質托盤和螺母作為錨具結構。因此在二次試驗中,改進措施之一就是將錨桿與千斤頂的鎖定方式更改為符合實際的螺母-托盤錨具結構。

b.進一步確保錨桿的垂直度。雖然本次試驗采用了混凝土臺座+鋼制底座的方式,確保了端面的平整度,但由于現場砌筑的局限性,仍然無法保證臺座端面與錨桿的絕對垂直。鑒于此,進一步修改了鋼制底座的結構,創新性的在兩層鋼板間嵌入硬質彈性橡膠材料和彈簧,使其受力時可自適應調節角度,確保錨桿的垂直度,同時增加固定裝置以適用上排高處錨桿。本裝置也已獲得專利授權。

4.3 工程B現場試驗

本工程位于晉中市昔陽經濟技術開發區,基坑深度5.8 m～11.5 m。

1)設計參數(見表3)。

表3 工程B錨桿布置情況

2)地質條件。場地地貌單元屬山間河谷區。本次試驗場地主要為粉質黏土層,呈褐黃色,含云母、氧化物等,局部混有薄層粉土,局部夾有卵石、礫石。可塑,中壓縮性。可不考慮地下水對構筑物基礎的影響。

3)試驗方法。本次試驗在工程A基礎上進行了調整。因在工程A錨桿拉拔檢測過程中,錨桿在80 kN～120 kN之間破壞,預估抗拔極限承載力(200 kN)過大,導致分級荷載(20 kN)級差較大。故工程2采用單循環加載法和多循環加載法,預估極限承載力60 kN,可更精細地進行分級加載。如最后一次循環試驗錨桿加載至預估破壞荷載還未破壞,則按預估破壞荷載的10%(6 kN)繼續分級加載,直至錨桿破壞。多循環加載法的分級和觀測時間遵循JGJ 120—2012規范附錄A中基本試驗的要求。試驗過程如圖11所示。

4)試驗結果。本次完成6根錨桿的試驗,其中01號—04號錨桿采用單循環加載試驗,05號—06號錨桿采用多循環加載試驗。

單循環加載試驗結果的荷載-位移(Q-s)曲線如圖12所示。其中01號、02號錨桿長度為9 m,03號、04號長度為6 m。根據試驗結果,4根玻璃纖維筋錨桿的極限抗拔承載力均介于84 kN～102 kN之間,平均值94.5 kN,極差相對較小(平均值的19%)。

多循環加載試驗結果的荷載-位移(Q-s)曲線和荷載-彈性位移(Q-se)曲線、荷載-塑性位移(Q-sp)曲線如圖13,圖14所示。其中05號錨桿長度為9 m,06號長度為6 m。根據試驗結果,2根錨桿的極限抗拔承載力均為84 kN。

5)試驗分析。與工程A的試驗結果相對比發現:

a.錨固體同樣沒有明顯滑移或桿體拔出的情況,因為終止加載時的荷載相對更小,所以在意料之中。這也再次證明了,注漿體對錨桿的錨固力及相近土質(粉土、黏土、粉質黏土等)土體對錨固體的摩阻力均遠大于錨桿本身的強度。

b.錨頭的同等荷載下位移量與工程A相近,亦與錨桿長度無關。本工程在錨桿拉拔試驗同時采用了分布式光纖光柵傳感器對錨桿的應力應變進行了實時監測(如圖15所示),每米一個監測點。監測結果顯示,在試驗過程中,隨拉力增加,荷載逐漸向錨桿深處傳遞但顯著遞減。在本次試驗的最大荷載(84 kN)影響下,僅外側3 m錨桿監測到應力和應變有一定變化。綜合考慮錨頭總位移量和室內拉伸試驗的位移對比,在拉拔試驗荷載下錨桿內側確實還未有明顯受力和位移。

c.在更改鎖定方式后,6根錨桿破壞形式均為螺母或錨盤劈裂損壞,且極限承載力即錨盤破壞力非常接近,極差很小。

d.通過工程B的Q-s曲線可以看出,錨桿變形更偏向線性而非工程A中的拋物線形。這是因為在較多的分級數和較小的分級荷載下,相對較長的觀測時間內,錨桿在每一級荷載作用下充分拉伸,塑性變形逐級累積的原因。

e.錨桿長度的區別在圖14中有所體現,在同等荷載下,較短的錨桿彈性位移量較小、而塑性位移量較大,且隨荷載增大愈加明顯。這說明,在工程實踐中,基坑或邊坡在主動土壓力作用下達到極限臨界狀態時,較長的錨桿仍然具有更高的安全系數儲備[6-7]。

綜上所述,雖然本次試驗未獲得更高的極限荷載數據,但仍然有很大的收獲。一方面再次驗證了:相較于錨固體與周圍土體間的摩阻力和錨桿的桿件與注漿形成的錨固體間的握裹力,桿體本身的強度高低才是決定支護結構安全的關鍵;其次通過本次試驗,找到了玻璃纖維筋錨桿支護體系的真正短板,即螺母-托盤錨具結構。

5 結論

以實際工程為依托,以指導實踐為目的,通過室內拉伸試驗、工程現場錨桿拉拔試驗并結合錨桿內力和應變監測,對玻璃纖維筋這種新型材料的力學性能尤其是其應用于基坑和邊坡工程中取代傳統鋼筋或錨索作錨桿的適用性有了一定了解[8-9]。

1)玻璃纖維筋的抗拉強度極限值遠大于同規格HRB400鋼筋,但屈服強度偏低(約80%)。

2)相較于抗拉性能,其抗彎性能很弱。這一點不但影響工程設計時的理論驗算,對現場施工甚至運輸環節都提出了更高的要求。

3)玻璃纖維筋的彈性變形相對較小,但強屈比很大,因此是適用于基坑和邊坡工程的。

4)綜合室內試驗和現場試驗,其破壞形式主要有3種形態:室內試驗時外套鋼管與桿體滑移、現場錨頭卡扣夾裂錨桿、螺母或錨盤破壞。多次試驗均未出現錨桿拔出或錨固體滑移的情況。

5)根據試驗結果可得出結論:玻璃纖維筋錨桿在工程實踐中出現極限狀態破壞的“木桶短板”是托盤和螺母結構,這決定了其上限值。因此在設計階段對此種材料的強度計算值應充分考慮該因素,而不是單純取其極限抗拉強度值。

6)要進一步拓展玻璃纖維筋的應用范圍,首要工作是積極開展螺母-托盤錨具性能的改進,比如增加螺母長度、加強側限措施等,且已取得一定成效,此為另一課題,本文不再詳述。

本次試驗研究雖然取得了一定的收獲,但仍存在諸多不足,比如受限于該種材料現階段在本地工程應用的匱乏,試驗場地、土質條件、錨桿規格等仍顯單一,代表性不夠;室內試驗中對其工藝性能如疲勞性能等研究也不充分,需要在下一步工作中繼續努力。