碳-玻璃纖維增強復合材料混雜桿體的錨固性能研究

沈海娟，李承高，郭 瑞，辛美音，黃翔宇，張中慧，咸貴軍*

（1. 中國石化上海石油化工股份有限公司，上海 200540；2. 哈爾濱工業大學土木工程學院，哈爾濱 150090；3. 哈爾濱工業大學結構工程災變與控制教育部重點實驗室，哈爾濱 150090；4. 中國石油化工集團公司勝利油田分公司，山東 東營，257100）

0 前言

纖維增強樹脂復合材料（FRP）以優異的力學、抗疲勞與耐久性能［1-3］已經廣泛應用于航空航天、交通、能源與土木工程領域。20 世紀90 年代，FRP 在土木工程結構加固中得到了大規模的應用；近年來隨著復合材料性能的提升與產品多樣化，在土木工程新建結構中獲得了系統地試驗、示范驗證與規?；瘧?，成為傳統建筑鋼材的重要補充，如纖維復合材料應用在橋梁結構中可顯著降低橋梁自重，提升橋梁結構的服役壽命［4-7］。

根據增強纖維種類的差異，可將FRP 具體分為碳纖維增強樹脂復合材料（CFRP）、玻璃纖維增強樹脂復合材料（GFRP）和玄武巖纖維增強樹脂復合材料（BFRP）［8-10］。CFRP 具備較優異的力學性能（高強度與模量），耐疲勞與耐腐蝕性能，但材料價格較高。相比之下，GFRP 與BFRP 的材料價格較低，適用于土木工程的大規模應用，但材料的抗疲勞、蠕變與耐久性較碳纖維差，在土木工程惡劣服役環境下性能退化嚴重。采用纖維混雜技術制備碳/玻璃纖維混雜桿體［11-12］，可以有效解決單一纖維復合材料無法同時滿足低價格與高性能的材料難題。碳/玻璃纖維混雜桿體可通過高效的拉擠工藝制備獲得，在不增加生產成本的同時，不僅有效地降低CFRP的造價，提升GFRP與BFRP的抗疲勞與耐久性能，還可以在材料破壞時帶來超高延性［13-14］，為結構的失效帶來預警?；谔?玻璃纖維混雜材料優異的性能，相關學者已開始了碳/玻璃纖維混雜復合材料在土木工程結構中的應用研究。如Li等［15］研究了碳/玻璃纖維混雜桿在20 ℃、40 ℃和60 ℃蒸餾水環境下的吸水行為，采用柱體的二維擴散理論獲得水分子沿桿體徑向的濃度分布。研究表明，水分子濃度隨桿體徑向位置、浸泡溫度和浸泡時間增加而增大；Barjasteh 等［16］研究了碳/玻璃纖維混雜桿體的彎曲疲勞性能，結果表明，荷載作用下皮層和芯層存在界面應力集中，疲勞損傷沿皮/芯界面萌生與擴展，最終導致皮/芯界面的完全分離，帶來桿體過早的疲勞破壞；Guo 等［17］提出了一種碳/玻璃纖維混雜桿體，基于不同纖維混雜模式，揭示了高延伸率玻璃纖維對混雜桿體內部裂紋形成與擴展的影響，以及低延伸率碳纖維斷裂對桿體應力重分布及失效過程的影響機制，建立考慮纖維混雜效應的混雜桿體力學模型。

纖維復合材料具備優異的力學性能，但錨固是限制其大規模工程應用的關鍵難題。主要原因是拉擠生產的FRP 是正交各向異性材料，沿著纖維方向的力學性能是垂直于纖維方向的5～10 倍。復合材料橫向的抗剪切與抗局壓性能較差，導致其錨固困難。目前已有的纖維復合材料桿體的錨固系統根據傳力特性主要分為摩擦型、黏結型和復合型［18-22］。摩擦型錨具系統源于鋼絞線錨具的改進形式，通過楔形夾片與FRP 桿體之間的機械咬合與摩擦力來提供錨固力。但目前該錨具設計忽略了FRP 橫向抗剪切性能差的問題，導致FRP 桿體在錨具前端易發生剪斷破壞，降低錨具的錨固效率低。如Suhaib S 等［23］研發了一套CFRP 的摩擦型錨固系統，通過施加預應力實現在較低應變率下進行張拉和釋放CFRP。然而此錨固系統可施加的最大預應力水平僅為30 %，超過最大預應力水平將導致CFRP 在錨具處發生擠壓或剪切破壞。黏結性錨固體系通過黏結介質（如樹脂和水泥基材料）產生的黏結力錨固纖維復合材料［24］。該錨具緩解了錨具端部桿體的壓、剪應力的集中，但錨具內部存在剪應力滯后問題，容易造成FRP 桿體與黏結材料在錨具端部的脫黏破壞。然而，黏結型錨固體系存在黏結材料的錨具尺寸大、耐濕熱與蠕變性能差、適用范圍低等問題［25］。為了克服摩擦型錨固系統和黏結型錨固系統存在的問題，復合型錨固系統［26-27］結合了前2 種錨固系統的優勢，一些學者采用錐形內腔黏結區域與楔形夾片錨具相結合，通過摩擦力與膠黏力相結合共同提供FRP桿體錨固力，該錨具可有效緩解錨具端部的壓、剪應力集中于界面脫黏問題。然而此種錨固體系一般存在尺寸較大、安裝工序復雜、造價較高等問題而限制了其工程應用。

綜上可知，現存的3種錨具系統均不能滿足結構設計簡單，傳力明確，施工方便，性能可靠與大規模工程應用需求，限制了FRP 復合材料在土木工程結構中的創新性發展與規?；瘧?。針對上述問題，本文研究了3種典型錨固系統的應力分布及錨固機理，基于現有錨固系統存在的問題提出了適用于碳/玻璃纖維混雜桿體的楔塊-黏結復合型錨固系統，研究錨固系統的應力分布與極限承載力，為橋梁及海洋工程用碳/玻璃纖維混雜桿體提供一種高效、經濟、長壽命的纖維復合材料新型錨固體系，推進混雜桿體在大跨橋梁及海洋工程結構中的建設與應用。

1 實驗部分

1.1 主要原料

雙酚A 型環氧樹脂， Airstone TM 1122E，浙江藍立方化學公司；

碳/玻璃纖維增強樹脂復合材料混雜桿體由皮、芯兩層組成，其中皮層為GFRP，芯層為CFRP，2 層復合材料用樹脂均為環氧樹脂體系；混雜桿體的直徑為19 mm，其中芯層直徑約為12 mm，皮層厚度約為3.5 mm，截面形貌如圖1所示。

圖1 碳/玻璃纖維混雜桿體截面示意圖Fig.1 Section of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

1.2 主要設備及儀器

微機屏顯萬能試驗機，W85-6，東莞市力顯儀器科技有限公司；

萬能拉力機，DHY-10080，上海衡翼精密儀器有限公司。

1.3 樣品制備

碳/玻璃纖維增強樹脂復合材料混雜桿體通過拉擠工藝制備而成，即碳纖維與玻璃纖維束通過浸膠槽后進入模具中固化成型；其中拉擠樹脂為雙酚A 型環氧樹脂，纖維體積分數約為70 %。

1.4 性能測試與結構表征

短梁剪切強度測試：混雜桿體的短梁剪切強度測試參考標準ASTM-D4475，根據標準建議，以混雜桿體的直徑作為高度，選取跨高比為5，即跨度為95 mm，試樣總長度為114 mm；試樣加載速度為1.6 mm/min，測試數量為5個，試樣與測試裝置如圖2所示。

圖2 碳/玻璃纖維混雜桿短梁剪切試樣與測試裝置Fig.2 Short beam shear sample of carbon/glass fiber reinforced hybrid rod and test device

界面剪切強度測試：混雜桿體的界面剪切強度測試參考標準GB/T 28889—2012，界面強度測試包括外層GFRP、芯層CFRP 及皮/芯界面，測試裝置如圖3 所示。測試步驟如下：首先將混雜桿體平整的放入承力底座內部圓孔中并采用壓桿輕輕按壓桿體使其與底座緊密接觸；隨后將固定頂蓋固定到承力底座處；最后將壓桿透過固定頂蓋緩緩插入承力底座內直至接觸到桿體為止。將上述剪切測試裝置置于壓力機壓頭下進行剪切試驗，加載速度設置為1 mm/min，每種試樣測試數量為5個。

圖3 碳/玻璃纖維混雜桿體界面剪切測試裝置Fig.3 Interface shear strength test device for the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

拉伸性能測試：混雜桿體的拉伸測試參考標準GB/T 13096—2008，拉伸速率為5 mm/min，所用設備為微機屏顯萬能試驗機，拉伸試樣為3個。

2 結果與討論

2.1 短梁剪切強度

碳/玻璃纖維混雜桿體的剪切應力-位移曲線如圖4所示，包括以下兩階段：第一階段為彈性變形階段，應力-位移曲線呈線性變化，直至材料極限狀態；當材料達到極限剪切強度后，外層玻璃纖維復合材料發生水平剪切破壞并失去承載力，外荷載由芯層CFRP 承擔，剪切裂紋逐漸向材料內部擴展，直至貫穿整個桿體而發生剪切破壞，其破壞方式如圖5所示，即剪切裂紋貫穿桿體橫截面，外層GFRP發生剝離，皮/芯界面層發生脫黏。

圖4 碳/玻璃纖維混雜桿體的剪切應力-位移曲線Fig.4 Shear stress-displacement curve of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖5 碳/玻璃纖維混雜桿體短梁剪切破壞模式Fig.5 Short beam shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

2.2 界面剪切強度

由混雜桿體的界面剪切強度測試可知，皮層、芯層、皮/芯界面層的界面剪切強度分別為72.60、50.87、41.35 MPa。通過數據比較可知，皮層纖維樹脂界面黏結性能優于芯層，皮/芯界面層為桿體的薄弱層，易發生剪切破壞。圖6給出了混雜桿體的界面剪切破壞模式。

圖6 碳/玻璃纖維混雜桿界面的剪切破壞模式Fig.6 Interface shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

綜上測試結果可知，混雜桿體皮/芯界面層為桿體的薄弱層，易發生界面脫黏破壞。故此，桿體錨固系統設計過程中應考慮如何避免由于皮芯薄弱層界面脫黏而引起錨固承載力的下降。

2.3 碳/玻璃纖維混雜桿體的錨固性能

本節設計了考慮混雜桿體特性的幾種典型錨固系統，包括碳纖維層錨固系統、力學擠壓錨固系統與黏結型錨固系統，通過試驗與模擬研究了錨固系統的錨固機理與承載力；通過分析錨固系統存在的問題，最終提出一種適用于混雜桿體的復合型錨固系統，結合有限元模擬和拉伸實驗驗證了錨固系統的錨固承載力。

2.3.1 碳纖維層錨固系統

2.3.1.1 碳纖維層黏結錨固系統

為了克服皮層和芯層的變形不協調，碳纖維層黏結錨固系統考慮在錨固區域內將皮層剝離，僅對芯層進行黏結以實現混雜桿體的錨固。錨固系統的設計如圖7 所示，包括錨具鋼管、環氧樹脂填料和皮層剝離后混雜桿體，其中剝離長度約為250 mm，剝離后的混雜桿體如圖8（a）所示。錨固過程采用砂紙打磨以增加芯層表面粗糙度，隨后將混雜桿體置于錨具內部并進行灌膠處理；最后將錨固系統置于室溫下固化48 h后進行拉伸測試，如圖8（b）所示。根據拉伸測試結果可知，該錨固系統的極限錨固承載力為140.5 kN；從圖8（c）可以看出，錨具端部B 點在拉伸后滑移至A點，暗示了混雜桿體從錨固樹脂中產生滑移。脫離層皮/芯界面的微觀形貌如圖9 所示，可以發現皮/芯界面層發生分離并產生一定的微裂紋，玻璃纖維皮層由于剝離作用失去承載能力，僅依靠芯層與錨固填料間的界面黏結強度不足以將芯層CFRP 拉斷，較低的錨固承載力取決于芯層與環氧樹脂填料間的黏結強度。

圖7 碳纖維層黏結錨固系統示意圖Fig.7 Schematic diagram of bonding-type anchorage system for the carbon fiber layer

圖8 碳纖維層黏結錨固系統的錨固過程及破壞方式Fig.8 Interface shear failure mode of the carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖9 脫離層皮/芯界面的微觀形貌Fig.9 Microscopic morphology of shell/core interface at the abscission layer

2.3.1.2 碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統

為了提升上述黏結型錨固系統的錨固承載力，本節提出了碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統，考慮在剝離后的芯層內加入鋼楔塊，通過梯度擠壓作用將外部荷載傳遞至錨具上。錨固系統的設計如圖10 所示，包括錨具鋼管、楔塊及混雜桿體三部分。錨固完畢后進行拉伸測試，桿體的破壞模式如圖11所示，芯層在剝離端處發生拉伸斷裂，極限錨固承載力為220.3 kN。相比于碳纖維層黏結錨固系統，楔塊-擠壓錨固系統的錨固承載力提升了56.8 %，但由于皮層剝離作用導致界面減小，降低了混雜桿體的錨固承載力。

圖10 碳纖維層楔形錨固系統示意圖Fig.10 Schematic diagram of wedge-type anchorage system for the carbon fiber layer

圖11 碳纖維層楔形錨固系統的破壞模式Fig.11 Failure mode of wedge-type anchorage system for the carbon fiber layer

2.3.2 力學錨固系統

本節提出了螺栓桿力學錨固系統，利用混雜桿體、高強螺栓桿與錨具鋼管三者間摩擦力及錨具內環氧樹脂填充劑傳遞外荷載，采用有限元模擬及拉伸試驗研究螺栓桿錨固系統的應力分布及極限承載力。螺栓桿錨固系統的有限元模型如圖12 所示，包括混雜桿體、環氧樹脂填充劑、錨具鋼管及高強螺栓桿，其中螺栓桿直徑為8 mm，數量為4 個，間距為40 mm；鋼管/樹脂、鋼管/螺栓桿界面接觸屬性設置為摩擦型，混雜桿體、黏結樹脂與螺栓桿間接觸方式均采用Tie類型。

圖12 螺栓桿錨固系統有限元模型Fig.12 Finite element model of the bolt rod anchorage system

有限元模擬結果如圖13 所示，可以發現混雜桿體沿錨固長度應力分布極不均勻，在螺栓孔處應力集中現象顯著，最大應力出現在開孔處。隨遠離加載端，混雜桿體和螺栓桿的應力隨之減小。結合拉伸試驗結果可知，錨固系統的極限錨固承載力為203.03 kN，其破壞模式為皮層發生表面劈裂（圖14），這是由于混雜桿體在開孔處截面面積減小，在外荷載作用下易形成應力集中，試驗結果與有限元模擬結果相吻合，驗證了錨固系統的極限錨固承載力受穿孔截面處桿體的拉伸及剪切強度而限制。

圖13 螺栓桿錨固系統的應力云圖Fig.13 Colored stress patterns of the bolt rod anchorage system

2.3.3 黏結型錨固系統

本節采用有限元模擬與拉伸試驗研究了直筒黏結型錨固系統的應力分布和極限錨固承載力，通過模擬預測了當桿體發生理想破壞時的極限錨固承載力。

2.3.3.1 有限元模擬

黏結型錨固系統主要部件包括混雜桿體、環氧樹脂填料和鋼管三部分，有限元模擬參數如表1 所示，其中鋼管外徑為50 mm，長度為200 mm；鋼管/樹脂填料、樹脂填料/皮層以及皮/芯界面層的接觸方式統一設置為Tie類型。

有限元模擬混雜桿體皮層和芯層的應力分布如圖15 所示。對于芯層CFRP 而言，其應力沿錨固長度分布不均，隨遠離加載端而逐漸減小，最大應力和應變均出現在加載端處，大小分別為406.4 MPa 和0.262 %，最小應力出現在固定端，大小為113.2 MPa。當假定芯層CFRP拉伸斷裂應變為1.17 %，可預測當芯層CFRP 斷裂時錨固系統的極限錨固承載為：85 kN×1.17 %/0.262 %=379.6 kN，其中85 kN 為有限元模型的施加荷載。類似的應力分布情況也出現在皮層GFRP，最大應變出現在加載端處，大小為 0.448 %。當假定皮層GFRP 的極限應變為1.67 %，由此可預測當皮層GFRP 發生斷裂時，錨固系統的極限錨固承載力為1.67 %/0.448 %×85 kN=316.9 kN。由此可知錨固系統的錨固承載力介于316.9～379.6 kN。

圖15 直筒黏結型錨固系統的應力分布Fig.15 Stress distribution of the straight bond-type anchoring system

2.3.3.2 錨固拉伸驗證

通過拉伸試驗，本文獲得了直筒型黏結錨固系統的極限錨固承載力為94.8 kN，進一步獲得桿體/樹脂填料界面的平均黏結強度為7.95 MPa，破壞方式為桿體從錨具中滑移。結合有限元模擬與試驗結果分析，黏結型錨固系統中混雜桿體沿錨固長度分布不均，易在加載端處形成應力集中，同時混雜桿體界面薄弱層處易產生脫黏破壞。有限元模擬結果預測的極限錨固承載力介于316.9～379.6 kN 之間，破壞模式為皮層先斷裂，芯層隨后斷裂，材料的極限性能無法充分發揮。

2.3.4 不同錨固系統的破壞機理分析

針對碳纖維層黏結錨固系統，其破壞機理是由于桿體與錨固樹脂界面的黏結強度不足，當外部拉伸荷載高于桿體-樹脂界面的極限黏結性能時，即發生桿體從錨固樹脂中的拔出破壞并發生界面脫黏［圖16（a）］，而此時外荷載并未達到桿體的極限承載性能，即桿體本身沒有發生破壞，材料的極限性能不能充分地發揮。

圖16 不同錨固系統的破壞機理圖Fig.16 Failure mechanism diagrams of different anchoring systems

針對碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統，由于皮層從芯層表面剝離，混雜桿體截面面積大幅降低，降低比例高達60.11 %。由于截面削弱玻璃纖維皮層完成失去承載能力，隨外荷載增加到碳纖維層的極限拉伸強度，混雜桿體發生芯層CFRP 的拉伸斷裂［圖16（b）］，錨固系統的承載力由于截面減小而遠低于混雜桿體的實際承載力。此外，由碳纖維層發生極限拉伸斷裂可知，這種通過楔塊物理擠壓與樹脂化學黏結作用的荷載傳遞機理是有效的。

針對螺栓桿力學錨固系統，由于開孔作用導致桿體截面面積減小了17.7 %，同時在開孔處易形成應力集中現象，這也被有限元模擬結果所驗證。當外荷載通過桿體傳遞至錨具開孔截面處，截面處應力集中現象加劇并形成初始微裂紋，隨外荷載增加微裂紋在桿體皮層沿荷載方向不斷擴展，最終導致皮層表面的劈裂破壞［圖16（c）］。上述破壞模式說明削弱桿體截面易造成變截面處應力集中與損傷的形成，不能實現桿體的可靠錨固。

針對黏結型錨固系統，其破壞機理與碳纖維層黏結錨固系統相似，主要是由于混雜桿體與錨固樹脂界面黏結強度不能為混雜桿體提供足夠的錨固承載力，一般發生桿體從錨固樹脂中的脫黏破壞［圖16（d）。這也說明僅依靠桿體與錨固樹脂之間的界面黏結性能無法實現桿體的可靠錨固，錨固承載力受限于桿體與錨固樹脂的界面黏結強度的影響。

2.3.5 楔塊-黏結復合型錨固系統

根據上述典型錨固系統中存在的截面削弱、應力集中及界面脫黏等問題，本節提出一種采用物理擠壓和化學黏結作為主要受力模式的楔塊-黏結復合型錨固系統，一方面考慮在混雜桿體內楔入高強鋼楔塊增加桿體的整體梯度，并利用梯度桿體與錨具鋼管內壁間擠壓作用傳遞外荷載；另一方面考慮在鋼管內填充環氧樹脂填料，利用混雜桿體/樹脂填料間的黏結性能傳遞外荷載，錨固系統的設計如圖17 所示。針對上述錨固系統首先采用有限元模擬獲得錨具內桿體的應力分布，最后結合拉伸試驗獲得錨固系統的極限錨固承載力。

圖17 楔塊-黏結復合型錨固系統的設計圖Fig.17 Design sketch of the wedge-bond compound anchoring system

2.3.5.1 有限元模擬

混雜桿體和錨具鋼管總長度為300 mm，包括梯度段長度100 mm 和直筒段長度200 mm；錨固系統各單元界面連接方式如下：皮/芯界面層、芯層/高強楔塊及皮層/樹脂填料界面接觸方式均設置為Tie類型，皮層/錨具鋼管及樹脂填料/錨具鋼管界面接觸方式均采用摩擦型，摩擦系數為設置0.5。

圖18 為楔塊-黏結復合型錨固系統錨具內皮層和芯層的應力分布?？梢园l現，芯層和皮層的應力沿錨固長度分布較均勻，未出現明顯的應力集中，皮層內側和外側最大應力分別為145.1 MPa 和113.0 MPa，芯層內側與外側最大應力分別為259.2 MPa和240.4 MPa；皮層和芯層內外側極限應力差值不大，說明了桿體受力更均勻，不易在局部產生失效破壞。

圖18 楔塊-黏結復合型錨固系統的應力分布Fig.18 Stress distribution of the wedge-bond compound anchoring system

2.3.5.2 拉伸測試

表2給出了混雜桿的拉伸測試結果，其拉伸破壞模式如圖19 所示。由表2 可知，混雜桿體的拉伸極限荷載為360.1 kN，拉伸強度為1.27 GPa，錨固系統破壞模式為桿體發生爆裂破壞，錨具內未出現桿體滑移現象。上述試驗結果與有限元模擬預測結果吻合較好，驗證了有限元模擬的準確性。根據有限元模擬預測結果可知，當芯層CFRP 發生斷裂時錨固系統的極限錨固承載為379.6 kN；當皮層GFRP 發生斷裂時，錨固系統的極限錨固承載力為316.9 kN。根據試驗結果可知，錨固系統的極限錨固承載力為360.1 kN，此數值與芯層發生破壞時較為接近，這說明了混雜桿體的破壞模式始于芯層發生斷裂破壞（芯層CFRP 的斷裂伸長率低于皮層GFRP），隨后將部分外荷載傳遞至皮層。當外荷載增加達到皮層材料的極限應變時，皮層GFRP 發生斷裂破壞。此外，由試驗獲得的錨固承載力介于有限元模擬預測值之間可知，芯層和皮層的破壞伴隨著一定的重疊與交叉，即存在芯層和皮層的同時斷裂。

表2 碳/玻璃纖維混雜桿的拉伸測試結果Tab.2 Tensile test results of carbon/glass fiber reinforced hybrid rod

圖19 楔塊-黏結復合型錨固系統的拉伸破壞模式Fig.19 Tensile failure mode of the wedge-bond compound anchoring system

3 結論

（1）碳纖維層樹脂黏結錨固系統受桿體-樹脂填料界面黏結強度限制，錨固承載力低，破壞模式為桿體的脫黏破壞；碳纖維層楔塊-擠壓錨固系統由于桿體截面削弱導致皮層的拉伸性能無法發揮；

（2）螺栓桿錨固系統由于穿孔作用降低桿體截面積，易在穿孔處形成應力集中，導致皮層的劈裂破壞；

（3）黏結型錨固系統中桿體皮層和芯層沿錨固長度分布不均，皮/芯界面層為錨固系統薄弱層，易發生兩者的界面脫黏破壞；

（4）楔塊-黏結復合型錨固系統內桿體皮層和芯層應力分布均勻，桿體發生爆裂破壞，極限錨固承載力為360.1 kN，皮芯層材料性能充分發揮。