玻纤增强聚合物锚杆破坏机制研究

玻纤增强聚合物锚杆破坏机制研究

1强聚合物锚杆加固试验随着建筑的老化和污染的加剧，钢筋混凝土结构的耐久性问题引起了国内外学者的关注。仲伟秋等引用国内外资料充分说明了钢筋混凝土结构中钢筋锈蚀问题的普遍性，同时指出，“钢筋腐蚀”排在影响混凝土耐久性因素的首位。传统锚杆也是一种钢筋混凝土结构，其特殊性在于长期处于岩土体内部，运行环境较一般钢筋混凝土结构更为恶劣，地下条件较露天情况复杂，岩土体成分、地下水都是加剧锚杆锈蚀的因素。因此，锚杆结构的防护问题更为突出，但目前锚杆的防腐技术还没有取得根本性的突破。国外学者自20世纪80年代开始对FRP筋的黏结强度进行研究，经过30a的研究，认为采用玻璃纤维增强聚合物(glassfiberreinforcedpolymer,GFRP)筋替代普通钢筋是行之有效的方法。GFRP是以玻璃纤维为增强材料，以合成树脂为基体材料，并掺入适量辅助剂，经拉挤成型和必要的表面处理所形成的一种新型复合材料。它的优点是：良好的抗腐蚀性，耐久性好；抗拉强度高，等于甚至高于预应力钢筋；自重轻，只有预应力钢筋的15%～20%；优良的抗疲劳特性。目前已应用于桥梁、公路、混凝土加固中。国外学者对FRP筋所进行的研究工作，多数是测试FRP筋混凝土试件的抗拉拔、抗弯性能，论证FRP筋替代钢筋应用于混凝土结构的可行性。我国FRP筋方面的研究起步较晚，后续的研究成果也是研究GFRP筋混凝土构件方面的占多数。鉴于GFRP筋材的抗拉强度高、抗腐蚀的特点，国内有学者提出可以将FRP筋作为岩土锚杆，在岩土工程加固中使用。本文的研究目的是论证GFRP筋代替钢筋作为锚杆在永久性加固工程中使用的可行性。国内有煤矿将GFRP锚杆用于煤巷临时加固结构中，主要是利用其易于切割而不打火的特点。另外，GFRP螺纹筋的制作工艺的稳定和成熟也为GFRP锚杆的应用研究提供了可能。锚杆加固结构的破坏形式分4种情况：(1)锚杆自身强度不足；(2)锚杆和砂浆界面剪切破坏；(3)砂浆体强度不足导致的倒锥形拔出破坏；(4)砂浆和围岩界面剪切破坏。为研究GFRP锚杆替代螺纹钢筋锚杆的可靠性，需要研究上述不同情况下GFRP锚杆的性状特征。本文研究GFRP锚杆砂浆体和围岩剪切破坏的试验在现场进行，设计了系列破坏试验，本文为室内模型试验的结果。本试验重点研究上述4种破坏形式的前3种，设计了GFRP锚杆结构拉拔试验模型，并进行了破坏性试验。本拉拔模型试验结合现场试验同时进行，依托国家重点工程粤赣高速公路，在高边坡中选定2个边坡进行了GFRP锚杆加固试验，目的在于研究GFRP锚杆替代传统钢筋锚杆的可行性，深入了解GFRP锚杆工作机制，为推广应用GFRP锚杆技术提供必要的依据。2试验计划2.1拉拔夹具和加荷方法由于GFRP筋材的脆断性，其抗剪切、抗压性能较其抗拉性能相差很大，直接测定足尺试件的拉伸强度比较困难，为在万能试验机上直接测定φ32mmGFRP螺纹杆的抗拉强度，作者曾尝试制作夹具但没有成功。为测定GFRP筋材的抗拉强度，刘汉东等也曾采取变通做法，采用测试小直径试件的强度，通过回归分析的方法得到不同直径试件的强度，这是一种间接的近似方法。而研究锚杆的破坏机制，必须做到使足尺试件达到极限破坏的水平，因此，本模型的拉拔夹具和加荷方法是要解决的核心技术问题。本试验不考虑砂浆体和围岩的接触问题，只研究锚杆结构体部分，拉拔模型设计借鉴锚杆现场拉拔试验的做法，分别将锚杆两端浇筑砂浆成为锚杆结构体，将加压设备和测量设备预置在模型内部，待龄期满足后进行试验。这种方法不但可以解决锚杆夹具问题，还可以实现同时完成2个构件的平行试验过程，事实证明这种做法是成功的。2.2材料模型、实验方案基于上述方案先后制作了2种模型：模型1为圆柱模型，模型2,3为长方体模型。模型1直径为190mm，长度为1750mm。用PVC管做外模，内置使锚杆固定居中的钢筋支架，在浇筑的砂浆体内不设顺向和环箍钢筋，在模型受荷端部加250mm长的加强钢护套。圆形护套内径和浇筑体外径匹配，平衡锚杆端部附近的高应力区段的膨胀作用。在加载顶端加钢垫板，中孔直径为80mm，厚40mm，边长为220mm。圆柱模型外观形式见图1ㄢ本次试验所用砂浆采用圣塔R42.5普通硅酸盐水泥和中砂配制止而成，其施工质量配合比为：水泥∶砂∶水=1∶1∶0.4，使用晋乡牌早强减水剂，与水泥比例为1∶2000ㄢ本次试验采用的GFRP螺纹杆是由南京奥沃科技发展有限公司生产的OW–32玻璃纤维实芯增强锚杆，制作过程是拉挤一次成型，经国家玻璃纤维产品质量监督检验中心检测，玻璃纤维含量达77.5%，树脂含量达22.5%，经东南大学工程结构与材料试验中心检验，φ32mm玻璃纤维筋加工成φ10mm试件后测试得到的极限抗拉强度为515MPa。GFRP螺纹杆的几何尺寸见图2ㄢ试验采用在GFRP螺纹杆粘贴电阻应变片的方法测试锚杆的变形分布。电阻应变片选用浙江黄岩仪器厂生产的1.5mm×3.0mm型箔式胶基应变片。在砂浆体内没有设计测量其应变的测试元件。试验加载仪器采用北京中煤矿山工程有限公司生产的ZY–50型锚杆拉力计和YS–1型压力表，压力传感器为丹东前阳工程测试仪器厂生产的XYJ–三弦式荷重传感器，最大荷载为1000kN。采集仪使用江苏东华测试技术有限公司生产的DH–3816型静态应变测试系统。(2)改进模型的数值结果在圆柱模型试验后发现，模型砂浆体以开裂形式破坏，锚杆荷载还没有达到极限水平。为测试锚杆极限破坏情况，有必要加强模型砂浆体的强度，故改进模型的几何形状，同时在模型内部设置顺轴向骨架钢筋(φ12mm)，配环向加固钢筋(φ8mm)。改进后的模型为正方形截面，边长为220mm，箍筋边长为170mm，砂浆体净截面边长为154mm，大于现场锚杆钻孔直径120mm。环向加固钢筋不等间距布置，加载端部附近密集，依次加大间距。钢筋布置如图3所示。长方体模型锚杆的变形测试方法，除采用常规的电阻应变片手段外，还采用了分布式光纤方法，在锚杆通体附着普通的900µm通信光纤，采用BOTDR检测技术检测光纤对荷载的反应。长方体模型中，模型2只在锚杆上粘贴了应变片，在砂浆体内只预埋了测量砂浆体变形的应变砖，而模型3在锚杆上和砂浆体内均预埋了分布式光纤。在轴向距离锚杆体表面不同距离处，沿锚杆体不同深度布置应变砖和光纤；在径向距离锚杆体表面不同距离处，沿锚杆体不同深度布置应变砖。图4为长方体锚杆模型3的照片。2.3模型1试验过程试验过程中采取分级加载方式，待测量数据稳定后进行下一级加载，荷载达到200kN后卸载，分级减少直到0，然后从0开始下一个循环加载。每级施加荷载20kN，采集应变、压力、锚杆伸长量数据，荷载大于280kN时用百分表记录锚杆的蠕变伸长过程，加、卸载间隔40kN时测量分布式光纤的应变值，光纤应变测量一次约耗时10minㄢ模型1试验过程为2005年12月25日～2006年1月4日，试验时单程加载；模型2试验过程为2006年3月13日～4月11日，试验时单程加载；模型3试验过程为2006年5月29日～7月6日，试验时分6次循环加载。在锚杆杆体上对称粘贴应变片，位置沿锚固段的深度分别为0.05,0.15,0.25,0.35,0.45,0.55,0.65,0.75,0.95,1.15,1.35,1.55,1.75mㄢ应变砖制作成长条形，为固化应变片的环氧树脂薄片，砂浆体内应变测点按断面布置，距加载端距离分别为0.2,0.5,0.8,1.2,1.6m，每断面设置3个测点，距锚杆表面距离分别为19,54,89mm，每个测点分别在水平和竖直方向设置应变砖。3试验结果及分析3.1gfrp锚架模型的破坏形式(1)模型破坏状态GFRP锚杆模型破坏试验的特征参数见表1ㄢ模型1加载到160kN时试件有响动，至204kN时发出劈裂声，同时模型开裂破坏，没有记录到本级荷载对应的应变数据。模型自加强钢套末端到试件尾部形成贯通裂缝，加强钢套段锚杆周围附近的砂浆体被拉松散，钢套末端到模型尾部段的砂浆体没有出现类似的现象，而是与锚杆脱模，锚杆有滑动，砂浆体的螺纹印模凸起部分没有明显的松动现象，GFRP螺纹杆表面没有明显的砂浆附着体，干净剥离，螺纹凸起部分未发现明显的擦痕，模型破坏状态如图5所示。模型1的破坏形式可以解释为GFRP锚杆的螺纹起伏产生的剪胀效应。首先，由于砂浆体强度较低，加强钢套段由于有足够的侧向约束，提供了足够的界面压力，而砂浆体的抗剪强度不足，因此出现砂浆体拉脱松动现象。其次，钢套末端至模型尾部段由于界面压力较小，砂浆体的剪切强度还没有全部发挥时，剪胀产生的拉应力就已达到了砂浆体的抗拉强度，从而出现开裂破坏。模型1的破坏形式可以归类为锚杆胶结体的强度不足或围岩的强度不足导致的破坏。(2)gfrp材料模型的建立模型2加载至180kN时开始听到轻微的破裂声，至249kN时完全破坏，与有关试验结果相当。破坏位置出现在模型中部自由段，处在加压千斤顶位置，锚杆破坏形式为劈裂，如图6所示。破坏过程有塑性变形，持续时间较短，脆断破坏是主要特征。锚杆与水泥砂浆之间未见滑动迹象，砂浆体未见异常。破开模型取出锚杆，割成若干小段后观察，锚杆破坏范围向砂浆内部延伸，在50cm内锚杆断面上可见裂纹痕迹。模型2的破坏形式表现为锚杆的强度不够。本试验3个模型所用GFRP锚杆是同批次的产品，是由玻璃纤维作为增强纤维，环氧树脂作为基体材料，丙酮作为稀释剂，二丁脂作为增塑剂，并配以相应的固化剂，经过拉挤和压模成型制成的复合材料。事实上，组成GFRP的基体材料及辅料含量的变化、生产工艺指标的差异，都可能造成材料的性能变化，而直接影响到其抗拉、抗剪等力学指标。GFRP筋材实质上是由树脂材料胶结起来的玻璃纤维束，如果成型工艺好，纤维束内的单根纤维平行分布且张拉水平相当，则在整体承受荷载时，每根纤维可以承担相近的荷载，从而表现为抗拉强度高，否则会出现纤维受力不同步现象，总体抗拉强度并不理想。模型2使用的GFRP筋材可能存在一定的工艺缺陷。另外，由于在粘贴应变片时锚杆表面要进行打磨处理，个别点处的处理深度可能较大，实际上减小了锚杆的截面并造成了玻璃纤维的悬断，即人为增加了锚杆的缺陷，两种因素综合作用造成了模型2锚杆抗拉强度略小的结果。GFRP筋材具有良好的抗拉性能，抗剪性能较差，原因在于材料的细部结构。单根E–玻璃纤维的抗拉强度可以达到1.5～2.0GPa，而GFRP筋材基体材料树脂的脆性决定了其抗压、抗剪性能均不高，由于筋材表面的剪力是由基体材料传递的，因此，GFRP筋材的抗拉性能只能得到部分发挥。由此看来，要发挥GFRP筋材的抗拉强度优势，必须从其抗剪强度着手，只能在界面剪切应力不超过其抗剪强度的前提下使用其抗拉强度。本模型的优点在于，充分利用锚固长度扩大砂浆体和锚杆的接触面积，增大总剪力水平，而不是像拉、压试验机靠增加界面压力的方式。本试验模型锚杆砂浆界面的压力是剪胀作用的被动反应，不会主动造成锚杆破坏，界面的剪切破坏完全是由界面的剪切强度决定的，即锚杆的剪切强度或砂浆体的剪切强度。模型2的破坏点没有出现在剪切强度最大的部位，锚杆是在中间自由段被拉断的，说明模型的设计确实达到了分散剪力、增大抗拔力的目标。(3)．锚杆砂浆体界面破坏特征模型3在试验时分6次循环加载，前5次荷载增加到200kN后卸载到0，然后进行下一个循环加载。6次加载到200kN时，模型均没有异常表现，第6次加荷到240kN时荷载级别降低为每级10kN，加荷到280kN时锚杆伸长出现蠕变特征，对应的杆体抗拉强度为454.73kPa，开始用百分表记录蠕变过程，荷载增大，锚杆伸长蠕变速率相应变大，直到荷载达到360kN时模型破坏。切断模型自由段锚杆，破开砂浆体发现，锚杆被拉出，在距离锚固端部250mm处破坏，伴随纤维剥离抽丝，破坏段长度约为300mm。此外，砂浆体有裂缝出现，上、下底面贯通，裂缝自锚固端部向终端延伸约750mm，没有形成沿轴向贯通裂缝，如图7所示。模型3的破坏形式为破坏点处在砂浆体内部，破坏段的劈裂程度较模型2弱；断口形式差别较大，模型2的断口形式明显表现出纤维剥离、抽丝、松散的拉断破坏特征，模型3断口相对集中，较长的抽丝(15～20cm)只有一束，更类似钢筋受拉表现出来的缩颈剪切破坏特征。根据模型3的破坏现象分析，锚杆模型受循环荷载作用，砂浆体和锚杆之间反复作用，由于剪胀作用使得砂浆体出现裂缝，从而使荷载传递深度加大，即破坏位置的承载状态和自由段差别不多，如果锚杆在破坏位置存在缺陷，则可能在此出现拉断破坏；如果从另外一个角度考虑，根据尤春安的研究，锚杆所受的剪应力在孔口处为0，最大值出现在孔口以下的某个位置。本模型锚杆的破坏点若为剪应力最大值位置，则可以认为锚杆是被剪断的，即锚杆砂浆体界面的剪应力超过了锚杆的抗剪强度，破坏的原因来自于锚杆的抗剪性能。对于上述第一种可能，假如锚杆是完整的，则最后的结果可能是将锚杆全部拔出，破坏的原因来自砂浆体的强度和围岩压力。对于坚硬围岩，砂浆体没有出现裂缝的可能性，那么模型破坏的形式可能还是中间自由段锚杆被拉断，因为这个部位承担的轴向荷载是最大的。对于松散围岩甚或残积土边坡而言，GFRP锚杆在多次重复荷载作用后有被拔出来的可能，也就是说，应该适当扩大锚杆施工钻孔的直径。3.2．锚杆应力传递深度图8为模型锚杆锚固段的应变分布情况。图8显示，模型1的应力传递深度约为1000mm；模型3在极限荷载360kN条件下的传递深度约为1200mm，在荷载小于260kN情况下不超过600mm，在荷载大于260kN时，杆体应变数量有一个较大的增加，荷载大于280kN后传递深度有明显增大。根据应变分布曲线推断，550mm处极限荷载下的轴向应力衰减为50mm处的13.5%。由此可见，模型3的应力衰减幅度是很大的。李国维等也给出了现场拉拔试验的结果，锚杆应力在100kN条件下的传递深度约为1700mm，较之模型试验的结果偏大。图9为上述2个模型在100kN条件下的应变分布曲线，即不同强度砂浆体内锚杆的应变。从图中可以看出，模型3的锚杆应变(应力)衰减速率明显大于模型1ㄢ模型1的砂浆体强度为28.4MPa，模型3为48.8MPa，由此看出，砂浆体强度大则锚杆的应力传递深度小，且应变(应力)衰减速率大。现场施工锚杆使用纯水泥浆锚固，且水灰比较大，而模型试验使用水泥砂浆胶结，且水灰比较小，模型试验砂浆体无论强度还是弹性模量都要大于现场锚杆的锚固体。所以，现场拉拔试验测量得到的应力传递深度要大于模型试验的传递深度。比较李国维等所得的应力分布情况可知，现场锚杆的应力衰减较之模型试验的情况要平缓很多。上述模型试验结果和现场拉拔试验结果均说明，对于砂浆体强度较大的锚杆结构，杆体应力传递深度较小，高应力区集中在孔口附近。3.3剪应力的峰值分布若锚杆上点i处的轴向力为Ni，下一个点i+1处的轴向力为Ni+1，则锚杆与水泥沙浆作用面上2点之间的平均剪应力按下式计算，可将其近似看作为中点处的剪应力：式中：φ为锚杆体直径，∆li为点i到下一点i+1之间的距离。图10是模型3锚固段杆体表面剪应力分布情况。图10(a)显示，在荷载达到260kN时，最大剪应力出现在深度为100mm处，峰值为32.5MPa,600mm深度以后杆体剪应力衰减接近0；当荷载大于260kN时，应变片没有测量到最大剪应力的峰值，根据取得的数据推测，当荷载大于260kN而小于320kN时，最大剪应力位置在深度为100～300mm处，其峰值要远大于260kN荷载对应情况；当荷载大于320kN而小于360kN时，最大剪应力位置在深度为100～600mm处，其峰值进一步增加。根据剪应力分布曲线的特征可以看出，剪应力峰值有随着荷载增加往深部移动的趋势，随着荷载的增大，剪应力曲线的峰值明显增大，同时剪应力的影响范围也随之增大；在靠近加载端，剪应力具有分布集中、数值大和影响范围小的特点。比较图10(a)，(b)中的剪应力峰值可知，在相同荷载(200kN)作用下，应变片数据为18.2MPa，分布式光纤数据为8.3MPa，相差54%，显然分布式光纤的测试数据偏小。分布式光纤BOTDR检测技术定位精度最高是20cm，采样最小间隔是5cm，测试结果是采样点附近20cm长度内光纤应变的平均值，BOTDR检测数据实际上是消高补低，峰值数据没有得到真实反映，对于短距离内应变变化较大的情况，采用这种手段测试应变的绝对大小，其精度不及应变片方法。采用分布式光纤的目的在于，利用其采样点密集的优势，检测锚杆应变分布的相对大小，用以确定峰值的分布区域。图10(b)显示，锚杆剪应力的峰值区在深度250mm附近，这和模型3锚杆实际破坏点的位置很吻合。图10(c)显示，剪应力的峰值位置随着荷载的增加向深部移动，这也和应变片的测试结果相一致。光纤测试数据补充了应变片测试数据的不足，验证了应变片测试结果的可靠性，据此可以较明确地判断锚杆剪应力的峰值分布区位，极限荷载条件下，剪应力的峰值位于深度200～600mm处。3.4．砂浆体应力模型3砂浆体内布设了测量砂浆体应变的应变砖，布设形式如图11所示。图12为距离加载端部不同深度、距离杆体表面不同高度的点位，在不同荷载情况下的轴向应变–荷载曲线，图13为对应点位的径向应变–荷载曲线。从图12的3个测点轴向应变情况以及图13的3个测点径向应变趋势可以发现，砂浆体内各测点在荷载小于260kPa时应变数值变化很小，约在±10-4以内；而在荷载大于260kPa以后，砂浆体内近荷点的应变数值发生了显著变化，表现为锚固深度较浅、近杆体表面点的应变数量显著正增大或负增大。距离加载端部0.8m以后的测点，径向和轴向应变的变化幅度始终很小，与荷载大小的相关性不明显。这种现象说明，施加在锚杆上的荷载，在其数量较小时对砂浆体的影响范围无论在轴向还是在径向都很小，在径向距离杆体表面19mm以外，引起砂浆体的内应力水平较低(4～5MPa)，而这时锚杆对应的应力水平已经达到420MPa，这对于锚杆的材料强度来说已是一个相当大的数字概念，如果是普通的钢筋材料(HRB335)则应该发生破坏。由图10可知，这时砂浆体和锚杆截面的剪应力峰值达到32.5MPa，说明砂浆体内的应力主要集中在杆体表面较小的范围内。朱浮生和张海霞认为，GFRP筋与砂浆体之间的黏结力包括水泥凝胶体与筋表面的化学胶着力、筋与混凝土接触面的摩擦力、筋表面不平整胶结体之间的机械咬合力，以及由于温度的改变和湿气的吸收所导致的GFRP筋膨胀引起的环向压力等。高丹盈和B.Brahim则认为主要由化学胶着力、摩擦力和机械咬合力3部分组成。化学胶着力存在于杆–浆界面上，在两者没有相对变形的情况下发挥作用，在相对变形发生后化学胶着力消失，杆体和砂浆的黏结由机械咬和力与摩擦力提供。本试验中，荷载大于280kPa以后，锚杆体的应变数量和传递深度增加幅度较大，这时砂浆体的应变也有显著变化，可能是由于锚杆和砂浆体的化学胶着力丧失，导致机械咬合力和摩擦力发挥主要的黏结作用，使杆体对周围的应力影响范围增大。尽管如此，距离加载端部0.8m以后的测点，其应变与荷载的大小关系不大，由此说明模型锚杆应力的有效影响深度不大于0.8mㄢ试验规定拉应变为正，压应变为负，将各点位在轴向和径向的应变方向标注在图11中测点位置上，用以反映砂浆体的应力分布情况。图11显示，锚固段距离加载端部0.8m范围内，在荷载较大的情况下砂浆体内有应变反应，在加载端附近(小于0.5m)、近杆体表面(小于54mm)区域，砂浆体轴向处于受拉状态，其他区域变形趋势主要表现是轴向受压，径向受拉(外鼓)，局部特殊位置表现为轴向受拉。模型加载端部杆体表面附近的砂浆体表现为受拉状态，是由于该区段锚杆轴向变形大，模型端部刚垫板的中孔直径80mm，大于锚杆的直径32mm，锚杆轴向受拉，带动砂浆体变形，同时钢垫板反向约束砂浆体变形，因此，在砂浆体内会形成一个剪切带，剪切带应该是个圆锥体，圆锥体内的砂浆处于受拉状态，以外则处于受压状态。轴向0.2m，距离杆体表面89mm的点，位于加载端部附近上表面，在荷载较大的情况下出现较小的拉应力，可能是应力复杂区的反应。而轴向0.8m，距离杆体表面89mm处的点，位于模型一端的中部近上表面位置，模型受力较大时有上拱趋势，该点可能处在受拉区，表现出较大的拉应变。比较深度0.5m处不同层位的3个点的径向应变(见图14)可知，极限荷载对应的最大应变量2044×10-6出现在距离杆体表面19mm点，较之54,89mm点多出3～22倍，总体趋势表现为距离杆体越近径向应力越大。至于54,89mm点的应变数据表现出的相反趋势，由于总应变量不大(84×10-6,445×10-6)，又是不同应变片的数据，可能是应变砖的制作工艺等因素造成的测量误差的反映。0.2m深度处径向应变最大值239×10-6出现在54mm点，0.8m深度处径向应变最大值427×10-6出现在89mm点，均远远小于0.5m深度处径向应变最大值。由此可以判断，砂浆体0.5m深度附近为径向应变峰值区。结合上述锚杆体表面剪应力的分布情况分析，锚杆所受到的砂浆体剪应力最大的区域应为0.2～0.5m段。砂浆体内的应变反应和模型3砂浆体的破坏形式基本吻合，极限荷载下深度超过0.8m时砂浆体内径向应变没有明显反应，而模型宏观上裂缝的延伸深度为750mmㄢ3.5锚杆剪切破坏机理上述模型3的破坏形式中，锚杆破坏点没有出现在自由段，而是出现在锚固段内，并非轴向拉应力最大的位置，因此，很难解释成是锚杆抗拉强度不足造成的破坏。图15为螺纹锚杆锚固段受力示意图，平直段为螺谷，梯形段为螺纹峰，在断面OA上，锚杆所受到的轴力N实际上在锚杆截面的分布是不均匀的，锚杆表面附近大，中心小。在点D，砂浆体的黏结力和轴力形成一对大小相等、方向相反的剪力。砂浆体是均质的，应力的衰减只和位置有关，为直线关系；锚杆体是复合结构，玻璃纤维和树脂的剪切模量有差别，应力衰减不只和位置有关，是曲线关系。点D处在锚杆螺纹峰、谷过渡位置，是近域剪应力最大的位置，杆体表面纤维丝处于一对剪应力的作用点上，如果剪应力超过纤维丝的剪切强度，则纤维丝就要被剪断，其承担的荷载就要转移给临近的纤维承担，相当于缩小了锚杆的截面积。而剪应力在这点是一直存在的，如果被剪断的纤维较多，荷载会过度集中到中间部分的纤维上，则可能造成锚杆的拉断或抽芯破坏。砂浆体以黏结力形式承担锚固段锚杆的轴向荷载，黏结力主要由化学胶着力、摩擦力和机械咬和力组成。对于表面平直锚杆主要是前两者发挥作用，作用力的方向和纤维丝是平行的，纤维丝发挥的是抗拉强度，而对于螺纹锚杆机械咬和力的作用不可低估，作用力的方向和纤维丝的方向是交叉的，因此，调用的是纤维丝的剪切强度。玻璃纤维的抗剪性能较之抗拉性能相差很大，尽管锚固段锚杆所受的轴向拉应力比自由段衰减很多，但转化成剪应力后较之纤维丝的抗剪强度可能就不是个太小的数字，在锚固段剪应力的峰值区段就可能超过纤维丝的抗剪强度，从而引起破坏。根据上述锚杆的剪应力分布情况，结合砂浆体的应力分布情况可知，锚杆所受到的砂浆体剪应力最大的区域在深度200～500mm处，这和模型3试验的破坏情况基本相符合，模型锚杆的破坏点位于深度250mm处，断口形式也表现出了剪切破坏特征。模型3破坏的原因是锚杆的剪切强度不足，模型2破坏的原因是锚杆的抗拉强度不足。就锚杆而言，究竟是在自由段拉断破坏，还是在剪应力峰值段发生剪切破坏，这决定于系统内应力发展情况和杆体的自身强度特性，轴向拉应力先达到抗拉强度则发生自由段拉断破坏，最大剪应力先达到抗剪强度则发生锚固段内的剪切破坏。考虑到模型1的情况，如果砂浆体的强度不足会发生锚杆的整体拔出破坏。3.6化学胶着力作用图16为模型3按不同次序加载至200kN情况下的锚杆轴向应变和深度的关系。图16显