地聚物砂浆植筋的粘结锚固性能

张海燕 李绮玉 江伟铵 全江霞

(1.华南理工大学 亚热带建筑科学国家重点实验室，广东 广州 510640；2.广州市润意房地产开发有限公司，广东 广州 511455)

植筋技术是一种常见的后锚固加固技术，在混凝土结构[1]、砖石结构[2- 3]中应用广泛。常用的植筋锚固胶包括有机胶和无机胶两种类型。有机胶强度高、施工简便，但价格贵、耐高温性能与耐久性能较差[4]。因此，近年来不少学者开展了无机植筋胶的粘结锚固性能研究。丁铸等[5]采用磷酸镁水泥砂浆植筋，当锚固深度大于17.5d(d为钢筋直径)时，钢筋屈服先于粘结破坏发生。高天宝等[6]研究了一种商业无机植筋胶的锚固性能，结果表明，植筋深度大于15d可以使钢筋屈服，植筋试件静力性能可靠。郑奕鹏[3]在条形花岗岩上进行了水泥基无机胶的植筋锚固试验，发现水泥基无机胶的锚固性能较差，所有试件均发生了粘结破坏。王欣等[7]开展了氯氧镁水泥无机胶和喜利得HIT-RE 500有机胶植筋梁的明火试验，试验中有机胶植筋梁均发生锚固破坏，破坏突然且耐火极限短，无机胶植筋梁在满足锚固深度大于20d时不会发生锚固破坏。

结构在长期使用过程中除了承受静力荷载，也可能受到动力荷载。为考察动力荷载作用下无机植筋胶的粘结锚固性能，戴梦希[8]对磷酸镁水泥砂浆植筋试件开展了反复加载-卸载试验，发现该无机胶存在较大收缩性，在植筋后第100天无法承受1～15 kN范围内的反复荷载，极限荷载值相对于第28天龄期的下降了约20%。唐仕霖[9]开展了水泥基无机胶植筋试件的静力拉伸试验和低周反复拉压试验，发现在低周反复荷载下水泥基无机胶的粘结力和粘结刚度都有明显降低。陶立兴等[10]对植筋加固后的框架节点进行了抗震性能研究，试验时进入位移循环后的植筋加固试件均发生了钢筋拔出破坏，因此该文认为植筋加固工程应考虑反复荷载影响。

从上述研究可以看到，水泥基无机植筋胶虽然耐火性能较好，但收缩较大、粘结性能较差，且在动力荷载下存在性能严重退化的问题。此外，水泥生产过程需消耗巨大的能量，并排放大量的二氧化碳和粉尘，被认为是温室气体和PM2.5的主要来源，因此研发绿色无机胶凝材料以取代水泥一直是学术界追求的目标。近年来一种绿色环保的无机胶凝材料——地聚物引起了人们的关注。地聚物的生产过程碳排放量和能耗低，且具有快硬早强、收缩小[11]、粘结性能和耐高温性能优异的优点[12- 13]。Hu等[14]进行了一系列地聚物、水泥基植筋胶的“8”字模粘结试验，结果表明，地聚物的3天和28天强度分别比普通水泥砂浆高了588%和49%。Songpiriyakij等[15]开展了以地聚物净浆和商业有机胶为植筋胶的钢筋-植筋胶-混凝土基体三相粘结拔出试验，结果显示，地聚物净浆的粘结强度约为后者的1.81倍。尚守平等[16]研究了碱激发矿渣在混凝土基材上的植筋锚固性能，结果发现对于d≤10 mm的钢筋，锚固深度大于8d即可满足锚固要求，而d>10 mm时，锚固深度≥10d才能满足锚固要求。还有学者发现[17]，与有机植筋胶相比，地聚物对附着面的粗糙度要求也较低。上述研究表明采用地聚物作为植筋胶是可行的，但目前尚缺乏地聚物植筋胶在混凝土以外的其他基体以及在重复加卸载作用下的研究。

本研究以偏高岭土-粉煤灰基地聚物砂浆为植筋锚固胶，开展不同基体(混凝土、花岗岩)-地聚物砂浆-钢筋三相粘结试件的拔出试验，考察锚固长度、钢筋直径、加载方式(单调拉拔、重复加卸载)等因素对地聚物砂浆粘结锚固性能的影响，并与普通水泥砂浆、商业有机植筋胶以及文献中的地聚物植筋胶的粘结锚固性能进行比较。本研究可为地聚物材料作为植筋胶用于混凝土及砖石结构后锚固工程提供依据。

1 试验概况

1.1 试验材料及其力学性能

试验采用3种植筋锚固材料：地聚物砂浆(GM)、普通水泥砂浆(CM)和有机植筋胶(EP)。

制备地聚物砂浆的原材料包括：粉煤灰，偏高岭土，模数1.0、浓度40%的钾水玻璃溶液，最大粒径为1.18 mm的河砂以及自来水。地聚物砂浆中偏高岭土∶粉煤灰∶钾水玻璃∶河砂配合比为350∶350∶636.3∶2 290.8(单位为kg/m3)，粉煤灰和偏高岭土的成分详见文献[11]。

制备水泥砂浆的原材料有：石井牌P.F.32.5粉煤灰硅酸盐水泥、最大粒径为1.18 mm的河砂、自来水。水泥砂浆配制采用的水灰比为0.4，砂灰比为1.5。

参照《水泥胶砂强度检验方法(ISO法)》(GB/T 17671—1999)[18]制作尺寸为40 mm×40 mm×160 mm的GM和CM棱柱体各3个，用于抗压和抗折强度测试；参照《纤维混凝土试验方法标准》(CECS 13:2009)[19]制作尺寸为100 mm×100 mm×300 mm的GM和CM棱柱体试样各3个，开展双面直剪试验。

为测试GM和CM这两种无机胶与混凝土之间的粘结性能，制作混凝土基体-无机胶推出试验试件各2个。混凝土基体尺寸为300 mm×300 mm×100 mm，中部钻有一个直径为40 mm的圆孔，孔底部注入20 mm高的GM或CM，如图1所示。试件放置在自制钢框架上，钢框架顶板中部开洞并对齐注浆体，注浆体下部露空，注浆体上部放置推出加载头，采用量程为200 kN的电子万能试验机进行加载。试验加载采用位移控制，速率为0.2 mm/min。

图1 推出试验试件示意图(单位：mm)Fig.1 Schematic diagram of push-out test specimen(Unit:mm)

由于GM具有快硬早强的特性，上述所有GM试件标准养护7天、CM试件标准养护28天后进行力学性能测试。

表1示出了GM和CM两种砂浆的抗压、抗折、抗剪强度以及与混凝土基体的粘结强度测试结果平均值，其中砂浆的抗压、抗折和抗剪强度按文献[18]和[19]中的相应公式计算，粘结强度由推出试验测得的最大推力除以注浆体与混凝土基体的粘结面积获得。可以看出，本研究所配制的GM和CM的抗折、抗压和抗剪强度相差不大，但GM与混凝土基体的粘结强度比CM的高出较多，是CM与混凝土基体粘结强度的1.4倍。Songpiriya-kij等[15]和曹亮[20]也得到类似结论，前者通过拉拔试验发现地聚物净浆与混凝土基体的粘结强度约为CM的1.03～1.60倍，后者通过“8”字模拉伸粘结试验得到的GM与混凝土材料的粘结强度约为CM的4倍。GM与混凝土基体具有较高的粘结强度的原因可能是，GM中未反应的硅酸钾与混凝土中未反应的氢氧化钙反应，生成C-S-H凝胶，从而提高了GM与混凝土的粘结力[21]。

表1 CM和GM的力学性能Table 1 Mechanical properties of CM and GM

有机植筋胶采用喜利得HIT-RE 500植筋胶，主要成分为环氧聚合物和间苯二甲胺。厂家提供的资料显示其抗压强度为82.7 MPa，压缩弹性模量为2 600 MPa，抗拉强度为49.3 MPa[22]。

植入钢筋采用直径d为16 mm和12 mm的HRB400带肋钢筋，测得前者的屈服强度为408.39 MPa，极限强度为527.87 MPa；后者的屈服强度为417.2 MPa，极限强度为535.2 MPa。

1.2 拉拔试件制作

1.2.1 混凝土基体上的拉拔试件

在一块已静置2年、尺寸为1 050 mm(长)×1 050 mm(宽)×450 mm(高)的混凝土基体上植入钢筋，混凝土强度设计等级为C30。试验前根据《钻芯法检测混凝土强度技术规程》(JGJ/T 384—2016)[23]，对混凝土基体进行钻芯取样，芯样为φ67 mm×67 mm(高度)的圆柱体，实测的3个芯样的抗压强度平均值为37 MPa。

在基体上表面垂直钻孔，孔径取25 mm，约为钢筋直径(d=16 mm)的1.5倍，孔深分别为5d、8d、10d或12d。用钢丝刷和高压水枪清理孔内残余粉尘，然后注入GM、CM或EP植筋胶，旋转植入钢筋，最后通过水平尺调整钢筋垂直度并加以临时固定，所有试件养护28天以上进行拉拔试验。图2为加载前的试件。混凝土基体上共植入16根钢筋，分为8组，每组2个试件，试验参数包括锚固胶类型和锚固深度，试件命名格式为“基体类型-锚固剂类型-钢筋直径-锚固深度”，具体参数见表2。

图2 混凝土基体中的钢筋拉拔试验试件Fig.2 Rebar pull-out test specimens in concrete substrate

表2 混凝土基体拉拔试验试件参数

已有研究表明，钢筋拉拔试验过程中可能发生基体劈裂破坏、粘结破坏、组合破坏、钢筋拉断破坏等破坏模式[24- 25]。本试验目的之一是比较GM、CM和EP这3种植筋胶的粘结锚固性能，因此要避免发生劈裂破坏。根据徐有邻等[26]的研究结果，当基体边缘至钢筋外边缘的距离(定义为c，即保护层厚度)与钢筋直径(d)之间满足c/d>4.5时，一般不会发生基体劈裂破坏。为此，本研究在混凝土基体上植入钢筋时，混凝土基体边缘至最近的钢筋外边缘距离取137.5 mm(c/d=8.6 )，相邻两钢筋的净距取125 mm(c/d=7.8),满足c/d>4.5 的要求。

1.2.2 花岗岩基体上的拉拔试件

在对3种植筋锚固胶在混凝土基体中的粘结锚固性能进行比较之后，为进一步考察地聚物砂浆在其他类型基体中的锚固性能，开展了花岗岩基体中的钢筋拉拔试验。由于大尺度花岗岩试块获取较为困难，因此采用小型花岗岩块体植入单根钢筋的试件制作方式。

切割12个尺寸为200 mm(长)×200 mm(宽)×300 mm(高)的花岗岩块体，用手持冲击钻在其上表面中心钻孔(c/d=5.75)至指定深度，孔径为25 mm。清孔后注入地聚物砂浆，再旋转植入钢筋，并用水平尺调整钢筋垂直度。试件分为6组，每组有2个完全相同的试件，试验参数包括钢筋直径、锚固深度和加载方式，具体如表3所示。图3为花岗岩基体中的钢筋拉拔试件示意图。

表3 花岗岩基体拉拔试验试件参数

图3 花岗岩基体中的钢筋拉拔试验试件Fig.3 Rebar pull-out test specimens in granite substrate

1.3 加载装置及测试方案

1.3.1 混凝土基体的钢筋拉拔试验

采用穿心式手动液压千斤顶对混凝土基体中的钢筋进行拉拔试验(如图4所示)，拉拔力通过力传感器采集、力传感器和千斤顶放置在自制的铸钢反力架上。为测量拉拔过程中钢筋的滑移量，在钢筋靠近混凝土基体上表面的位置套一个钢夹片，钢夹片两侧对称布置两个位移计。加载过程采用位移控制，加载速率约为1 mm/min。加载模式为单调加载，直到钢筋拔出或拉断。

图4 混凝土基体加载装置示意图

1.3.2 花岗岩基体的钢筋拉拔试验

花岗岩基体的钢筋拉拔试验加载装置和混凝土基体上的类似，不同的是花岗岩基体加载装置中，在基体与反力架间放置了一块中心开有小孔(孔径为30 mm)的厚钢板(如图5所示)，其目的是使花岗岩基体表面受力均匀，避免由于局部受压而使基体发生劈裂破坏。

图5 花岗岩基体加载装置示意图

花岗岩基体的钢筋拉拔试验采用两种加载方式：单调加载和重复加卸载，加载速率均为1 mm/min。重复加卸载的过程分为3级，第1级加载至单调加载时获得的最大拉拔力Tmax的30%后卸载至0，然后再重复加载；第2级加载至最大拉拔力Tmax的50%后卸载再重复加载，第3级加载至Tmax的70%后卸载再重复加载。每级荷载下循环3次加卸载过程，如图6所示。三级加卸载结束之后，持续增加荷载直至试件破坏。

图6 重复加卸载过程示意图

2 试验结果及讨论

2.1 混凝土基体中的钢筋拉拔试验结果

2.1.1 试件破坏模式

在对锚固在混凝土基体中的钢筋进行拉拔试验的过程中，发生了3种破坏形态：锚固胶-钢筋界面的粘结破坏、组合破坏和钢筋拉断破坏，见图7。所有试件的锚固胶与混凝土基体的界面粘结完好。

图7 混凝土基体中的钢筋拉拔试验破坏模式

锚固胶-钢筋界面的粘结破坏是指钢筋被部分或完全拔出，一般发生在锚固胶粘结强度较低或钢筋锚固深度较浅的情况[24]，如锚固深度为8d和12d的2组CM锚固钢筋试件均发生了粘结破坏。组合破坏是指在钢筋拔出的同时，基体表面产生混凝土浅锥体破坏，一般发生在锚固胶粘结强度较大但锚固深度较浅的情况下，锚固深度为5d、8d、10d的GM试件以及锚固深度为8d的EP试件发生的是组合破坏。钢筋拉断破坏则一般发生在锚固胶粘结强度和锚固深度均足够大的情况下，锚固深度为12d的GM和EP试件发生的即为这种破坏。各组试件的破坏模式见表4。

表4 混凝土基体中的钢筋拉拔试验结果

2.1.2 极限拉拔荷载及粘结强度

表4示出了各组混凝土基体试件的极限拉拔荷载及粘结强度。表中的粘结强度为名义粘结强度，由极限拉拔荷载除以锚入基体的钢筋外周面积获得。

分析CM、GM和EP锚固试件的极限拉拔荷载，在锚固深度同为8d(128 mm)的情况下，GM试件的极限拉拔荷载为CM试件的1.8倍，约为EP试件的0.98倍，由此可看出，GM的粘结强度明显高于CM，但稍逊于EP；当锚固深度为12d时，由于GM和EP锚固试件均发生了钢筋拉断破坏，因此这两组试件的极限拉拔荷载为钢筋的极限抗拉荷载，故差异不大；而CM试件发生的是粘结破坏，其极限拉拔荷载低于GM和EP锚固试件。

比较GM锚固试件在不同锚固深度下的极限拉拔荷载，当锚固深度从5d增加到8d时，极限拉拔荷载约增加了12%。之后随着锚固深度的增加，极限拉拔荷载基本保持不变。不同破坏模式的3组试件极限荷载差异不大，这是因为锚固深度为8d的试件破坏时钢筋就已达到屈服，并接近拉断。

2.1.3 荷载-滑移曲线

锚固深度为8d和12d时，混凝土基体中3种不同植筋胶锚固的钢筋拉拔试件的荷载-滑移曲线见图8。对于发生粘结破坏的Concrete-CM-16-12d试件，其荷载-滑移曲线包括线性增长段、屈服平台段、非线性增长段(强化段)和下降段。在线性增长段，钢筋应力处于弹性范围内，钢筋滑移很小。随着荷载增加，钢筋进入屈服，此时曲线进入平台段，钢筋拉力几乎不再增加，但变形量不断增长，该变形量包含钢筋的滑移以及埋入混凝土内的钢筋伸长量。接着钢筋进入强化阶段，荷载进一步增加，钢筋变形也快速增加，此时钢筋和锚固胶之间的化学粘结已失效，锚固力主要来源于两者之间的机械咬合力和摩擦力。当钢筋肋间锚固胶被压碎，机械咬合力逐渐丧失，拉拔力达到峰值，随后曲线进入下降段。在下降段，锚固力主要来源于钢筋与锚固胶之间的摩擦力，当钢筋与锚固胶之间的界面连接被完全剪断之后，界面摩擦力几乎保持不变，因此下降段的后部分逐渐趋于平缓。试件Concrete-CM-16-8d发生粘结破坏，由于钢筋被拔出前尚未屈服，因此曲线无屈服平台段。

图8 混凝土基体中不同植筋胶锚固试件的荷载-滑移曲线

锚固深度为8d的GM与EP锚固试件发生了组合破坏，相比于粘结破坏试件，其荷载-滑移曲线没有测得下降段，原因是这两组试件在尚未完全拔出时钢筋已发生较大塑性变形(钢筋已屈服)，导致端部滑移超出了液压千斤顶的行程，无法继续加载。尽管这两组试件的钢筋并未完全拔出，但钢筋也未被拉断，且在达到千斤顶行程前钢筋已发生了较大的滑移，混凝土基体也发生了轻微的浅椎体破坏，因此仍将其破坏划为组合破坏。

对于钢筋被拉断的试件，如锚固深度为12d的GM与EP锚固试件，其荷载-滑移曲线类似于钢筋拉伸试验的荷载-伸长量曲线，仅包括线性增长段、屈服平台段、强化段这3个阶段，没有下降段。

比较锚固深度为8d和12d时的CM、GM和EP锚固试件可以看出，GM锚固试件的荷载-滑移曲线与EP试件的非常接近，二者均明显优于CM锚固试件，表明GM具有良好的粘结锚固性能。

2.2 花岗岩基体中的钢筋拉拔试验

2.2.1 试件破坏模式

花岗岩基体中的钢筋全部采用GM进行锚固。在拉拔试验过程中，除锚固深度为5d的试件发生钢筋-砂浆界面的粘结破坏(见图9(a))外，其余试件均发生钢筋拉断破坏(见图9(b))。表5示出了各组试件的破坏模式。相比于混凝土基体试件，花岗岩基体试件没有发生组合破坏，这主要有两方面的原因：一是花岗岩自身的强度高于混凝土，不易发生浅锥体破坏；二是两种基体试件的加载装置有所区别，花岗岩基体试件加载时，反力架和基体之间放置了一块厚钢板，使得基体加载面均匀受压，抑制了基体表面裂缝和浅锥体破坏面的形成，避免了组合破坏的发生。

图9 花岗岩基体中的钢筋拉拔试验试件的破坏形态

2.2.2 试件极限荷载和粘结强度

表5示出了花岗岩基体的钢筋锚固试件的极限荷载和粘结强度。从表中可以看到，对于d=16 mm的钢筋，当锚固深度从5d(80 mm)增加到12d(192 mm)时，极限荷载基本保持不变。但深度为5d的试件破坏模式为粘结破坏，其余试件的破坏模式为钢筋拉断破坏。这表明深度为5d时，试件的极限荷载就已经接近能使钢筋发生拉断破坏的荷载。由于不同锚固深度的试件极限荷载相近，因此随着锚固深度增加，钢筋和植筋胶的粘结面积越大，名义粘结强度就越小。在花岗岩基体的钢筋拉拔试验中，当锚固深度大于8d时，试件即发生钢筋拉断破坏，因此8d为花岗岩基体中钢筋的最小锚固深度。

表5 花岗岩基体中的钢筋拉拔试验结果

对比d=12 mm和d=16 mm的情况可知，锚固深度同为5d的试件，两者均发生的是粘结破坏，但并没有呈现粘结强度随直径增加而降低的一般规律[27]，这是因为两者的钢筋均已进入屈服后的强化阶段，极限荷载接近钢筋的极限抗拉荷载。不同加载方式下的试件粘结强度略有差异，但差异较小，重复加卸载模式下的极限荷载仅比单调加载模式下的降低约0.7%。

2.2.3 荷载-滑移曲线

图10示出了单调荷载下花岗岩基体中不同锚固深度的钢筋拉拔试件的荷载-滑移曲线(每组取1个试件为代表)，除2组锚固深度为5d的试件出现了下降段之外，其余3组试件(锚固深度为8d、10d和12d)的曲线基本重合，并与钢筋拉伸试样的荷载-伸长量曲线趋势接近。这是因为3组试件均发生钢筋拉断破坏。锚固深度为5d、钢筋直径分别为12 mm和16 mm的两组试件因钢筋被拔出，荷载-滑移曲线呈现出下降段，且可以看到这两组试件的钢筋均已屈服，并进入了硬化阶段，尤其是直径为16 mm的试件，其峰值荷载前的曲线段与其他d=16 mm的试件曲线几乎完全重合。

图10 花岗岩基体中的钢筋拉拔试验荷载-滑移曲线

随着时间增长，地聚物砂浆可能会发生轻微收缩，从而削弱其粘结锚固性能。为更准确地考察地聚物砂浆的粘结锚固性能，将两个重复加卸载试件(Granite-GM-16-5d-Rpt-1、Granite-GM-16-5d-Rpt-2)在室内环境放置了60天之后进行加载。图11(a)示出了2个重复加卸载模式的试件以及1个相同钢筋直径和锚固深度的单调加载试件的荷载-滑移曲线。从图中可以看出，重复加卸载试件的曲线与单调加载的较为接近，峰值荷载相比于单调加载试件的没有显著降低，前期重复加卸载过程在图11(a)中难以分辨。为此，对其中一个重复加卸载试件曲线的前期加卸载过程进行局部放大，如图11(b)所示，可以看出每一次重复加载的路径基本重合，卸载路径也几乎重合，重复加卸载后的残余变形在0.10～0.15 mm范围内，表明在经历不超过70%峰值荷载水平的重复加卸载后，GM的粘结锚固性能没有明显退化。

图11 重复加卸载下花岗岩基体中的钢筋拉拔荷载-滑移曲线

图12示出了2种不同基体中相同钢筋直径和锚固深度的试件的荷载-滑移曲线。可以看出，2种基体中的试件曲线在线性上升段基本重合，但是在钢筋屈服后至承载力下降前，在相同荷载水平下，花岗岩基体中的钢筋滑移量小于混凝土基体中的，这可能与基体本身的强度和刚度有关[25]。本次试验用的混凝土基体抗压强度为37 MPa，而花岗岩的名义强度达到了100 MPa，基体强度越高，对植筋胶的围压约束作用越明显，从而增加了植筋胶的粘结刚度。另外，如前文所述，花岗岩基体在加载过程中表面受压，限制了浅锥体破坏面的形成，自由端附近基体不开裂，能在中后期仍保持锚固能力，因此花岗岩基体试件在锚固深度为8d和10d时均为钢筋拉断破坏，而混凝土基体中的相应试件为组合破坏，故花岗岩基体试件的峰值荷载稍大，中后期的粘结刚度也更强。

图12 不同基体的荷载-滑移曲线对比

2.3 与其他文献中植筋胶的粘结强度比较

表6示出了部分文献中与本研究相似的试验条件下(基体材料相似，植筋胶抗压强度、钢筋直径和锚固深度相近)无机植筋胶的粘结强度结果。可以看到，虽然本研究中GM的抗压强度分别为文献[28]和文献[29]中无机胶的93%和72%，但在混凝土基体中的粘结强度为15.7 MPa，仍略高于其他文献中的结果，这说明本研究所配制的地聚物植筋胶粘结性能优异。

表6 本研究和其他文献中粘结材料对比

2.4 与规范的比较

《混凝土后锚固技术规程》[30]第C.5.4条规定，植筋破坏性检验结果满足式(1)时，锚固质量可评定为及格。

(1)

当锚固深度为8d时，GM在混凝土基体中的极限拉拔力最小值为101.02 kN，大于直径为16 mm的HRB400钢筋设计拉力的1.25倍(90.5 kN)。因此，当锚固深度为8d时，已满足规范要求。

《混凝土结构工程无机材料后锚固技术规程(JGJ/T271—2012)》[31]要求实际工程中无机材料植筋的锚固深度构造要求应大于12d，而在混凝土基体与花岗岩基体中，采用GM植筋时锚固深度分别为12d和8d就能使d=16 mm的钢筋拉断。因此，使用地聚物砂浆作为植筋胶，锚固深度仅需满足规范规定12d的构造要求即可。

需要指出的是，上述结论是在基体不发生劈裂破坏的前提下获得的。因此，在实际应用时，需采取措施避免劈裂破坏的产生。

3 结论

本研究开展了地聚物砂浆植筋锚固试件的拉拔试验，研究了基体类型、锚固长度、钢筋直径和加载方式对地聚物砂浆粘结锚固性能的影响，得到以下的结论：

(1)在抗折、抗压和抗剪强度相近的情况下，地聚物砂浆与混凝土基体的粘结强度高于水泥砂浆的，在本试验中，前者约为后者的1.4倍。

(2)地聚物砂浆植筋的粘结锚固性能远优于抗压强度相近的普通水泥砂浆，稍逊于商业有机胶。

(3)在混凝土基体和花岗岩基体中采用地聚物砂浆植筋，达到12d的构造锚固深度即可满足规范关于植筋胶的粘结锚固质量要求。

(4)地聚物砂浆的植筋锚固性能几乎不受重复加卸载的影响，在不高于70%峰值荷载水平下进行多次重复加卸载，其粘结力和粘结刚度没有明显降低。