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摘要：运用室内物理模型试验和原位试验，对基于水硬石灰与石英砂浆液的木锚杆锚固系统在夯土介质中进行了拉拔测试与杆体浆体界面应变监测，研究了该锚固系统的锚固性能与破坏模式、杆体浆体界面剪应变分布与传递特征。试验结果表明，该锚固系统50 cm锚固长度可以提供30～45 kN（室内）与16.2～19 kN（现场）的极限锚固力；锚固系统具有较强的延性；在加载进程中杆体浆体界面的应力分布与传递特征具有单峰值或双峰值分布、界面应力向锚固末端传递、压应力出现在锚固段中末端等特征，表现出复杂的受力特性。研究结果表明，该锚固系统在结构形式和力学性能上适合于夯筑土遗址加固，并与遗址体具有较好的兼容性。
关键词：夯筑土遗址；锚杆；水硬石灰；石英砂浆液；极限锚固力；界面力学行为
中图分类号：TU452文献标志码：A文章编号：16744764（2015）03008608
Abstract：physical model and field experiments which consists of pullout test and strain monitoring on boltgrout interface were conducted on wood bolts fully grouted by natural hydraulic lime and quartz sand slurry in rammed earth to study anchor capacity，failure mode，shear stress distribution and transfer along the boltgrout interface .were studied on its Experimental results shows that ultimate anchor force in laboratory （30 kN～45 kN） is larger than that in field （16.2kN～19kN）. Anchor system has strong ductility. In the process of loading， singlepeak or doublepeak stress distributes along boltgrout interface and interfacial stress transfers toward anchor end， meanwhile， compressive stress mainly emerges at middleend of anchor segment. With considerably physical and mechanical compatibility to rammed earth， the anchor system is suitable to conserve rammed earth heritages.
Key words：rammed earth construction； bolts； natural hydraulic lime and quartz sand slurry； ultimate anchor capacity； interfacial mechanical behavior
土建筑作为人类文明史上最古老的建筑形式，一直延续到今天，是人地和谐共处的典范[1]。其中，夯筑是最为普遍的建造工艺，相应的夯筑土遗址广泛分布于世界各地。但保存较好的主要分布于干旱半干旱环境中，如非洲、中东、中亚等。中国西北地区广泛分布的长城及附属建筑物（战国秦、汉、明）、古城与佛寺遗址等[2]是典型的代表。这些遗址承载着丰富的文物信息，其保护加固对于传统文化的保护与传承具有重要意义。
中国自上世纪90年代开展夯筑土遗址保护加固研究以来，基于“最大兼容、最小干预、不改变原状”的保护理念[3]，全长黏结型锚固技术成为夯筑土遗址本体力学稳定性控制的核心措施之一[4]。在杆体类型上先后出现了金属锚杆水泥砂浆锚固系统[2]、竹木PS（C+F）锚固系统[5]、楠竹加筋复合锚杆水泥砂浆锚固系统[6]、土工长丝改性泥浆锚固系统[7]等。随着研究的深入，意识到金属锚杆和水泥系浆液对于遗址本体的保护性破坏作用[3]，转向在物理、力学、水理等性能上更加兼容的锚固系统。总体上，夯筑土遗址锚固技术处于探索与初步应用阶段，距离规范化应用还很远。
对于夯筑土遗址本体而言，基于近年来“传统建筑材料与工艺的科学性挖掘”的研究，开始从夯筑土遗址建造智慧中寻找更为兼容性的锚固材料。在此背景下，天然木材作为中国西北地区夯筑土遗址建造中常用的加筋体，被视为较为理想的锚固杆材。近年来，基于大地湾遗址地面材料的科学认知[8]，研发出传统的水硬石灰改性材料。欧洲学者[911]研究表明，水硬石灰改性土与夯筑土遗址具有较好的物理力学性能和水理兼容性。因此，尝试将其引入到夯筑土遗址锚固浆液中。石英砂作为惰性材料，可以有效提高浆体的物理力学性能，进而增强界面抗剪性能，成为浆液的理想掺料。室内试验[1213]表明，基于水硬石灰和石英砂的浆液（结石体）性能适于土遗址修复加固。鉴于此，基于水硬石灰与石英砂浆液的木锚杆锚固系统工作性能和机理研究对于夯筑土遗址新型锚固技术的研发和推广具有重要意义。
由于天然取材的木锚杆具有形状和表面形态不规则、通长变径、横纹与顺纹强度差异等[14]特点，加之浆材也区别于水泥砂浆，初步研究[6]表明相应的锚固机理与其他岩土工程领域广泛应用的钢筋、GFRP、钢绞线等标准规则杆材基于水泥砂浆或树脂浆液的锚固系统具有极大不同。后者[1518]在剪滞模型、剪应力传递与分布等锚固理论在实践应用获得了较好的印证。但木锚杆锚固系统目前还未探索出较好的理论依据。在其他岩土锚固领域，对于不规则杆体的锚固系统（如缺陷锚杆、膨胀锚杆等）研究表明[1921]，相应的破坏模式、剪滞模型、界面应力分布与传递等特征区别于规则杆体。因此，室内和现场试验成为揭示其锚固性能与机理的重要手段。 选择夯筑土遗址中水硬石灰与石英砂为主材的浆液、天然产白腊杆为锚杆组成的全长黏结型锚固系统作为研究对象，通过室内物理模型试验和遗址现场原位测试，查明锚固系统的破坏模式、宏观锚固性能、杆体浆体界面工作性能等，进而初步揭示该锚固系统的锚固机制和适用性。
1试验方案
1.1室内试验
1.1.1试验材料
包括硬质PVC管、夯土、水硬石灰、石英砂、白腊杆、应变片及相应的粘贴连接材料等。其中，夯土由坍塌遗址土经粉碎过筛后在PVC管中夯筑而成，夯筑工艺是通过遗址体形制测绘和室内击实试验综合确定，并力求其物理力学性能与现场试验遗址土体相近（表1）。水硬石灰由国家古代壁画与土遗址保护工程技术研究中心中试基地生产；石英砂（400目；硬度：7；相对密度：2.65 g/cm3）和白腊杆购自兰州当地建材市场；应变片及相应的辅材购自陕西汉中中航电测仪器股份有限公司；水来自实验室自来水龙头，水质符合饮用水标准。
1.1.2试验装备
室内试验装备是在借鉴全长黏结型金属锚杆和GFRP锚杆室内试验系统的基础上[2223]专门研发的（图1、图2）。首先，根据现场试验遗址土体的物理力学性能，基于击实试验成果，确定室内夯筑工艺。然后，采用预留中间锚孔的方式在PVC管内进行夯筑，夯筑完毕后在实验室内放置至干透。随后，将安设有应变监测系统的白蜡杆（粗端放置孔底）放置于预留孔的中心，采用重力注浆的方式向孔内灌注拌合好的浆液，养护时间90 d（截止拉拔日期）。
拉拔试验时，安装锚杆拉拔仪和应变采集系统。拉拔仪采用北京海创产HCYL60锚杆综合参数测定仪，油缸工作行程120 mm，测量范围0～500 kN；应变采集采用东华测试产DH3816静态应变测试系统（Ver3.0.1版本），测量范围-20 000～20 000 με；应变片采用中航电测产型号BQ12060AA（电阻值120.8±0.1 Ω，灵敏度2.14±1%），应变片布设位置详见图2。
工艺为夯筑，夯层厚度为10 cm，遗址土体基本物理力学性能见表1。
1.2.2试验材料与装备除试验用水来至当地居民外，其他材料均同室内。锚固系统的安装包括成孔、注浆、插锚（粗端在内）、补浆、养护（50 d）等步骤。锚固试验开展时，进行锚杆拉拔设备和应变采集系统的安装。锚杆拉拔仪和应变采集系统，均与室内试验设备相同。
1.3锚固参数与拉拔步骤
室内试验和现场试验的锚固系统参数见表2。
试验步骤基于《干燥类土遗址保护加固工程设计规范》（WW/T 0038—2012），并参照《土层锚杆设计与施工规范》（CECS：22—90）和《建筑边坡工程技术规范》（GB 50330—2013）中相关锚杆试验要求。首先，对M3进行了单级加载获取极限锚固力，为后续基本试验奠定基础；其余锚固系统均按照基本试验的要求循环加卸荷载拉拔。
2试验结果
2.1宏观锚固性能
从最终破坏状况（图3）可知，室内锚固系统的失效模式表现为：M1与M2表现为PVC管破裂，M3与M4表现为锚杆杆体断裂；现场锚固系统的失效模式均表现为杆体拔出。室内试验系统破坏后孔口浆体破裂，夯土体内出现以杆体为中心的放射状裂隙，试验完毕解剖M1和M3后发现土体和浆体结合非常牢固；原位试验系统孔口浆体破碎，但未出现浆体位移或土体裂隙的迹象。
由图4可知，室内试验极限锚固力为30～45 kN，数据具有一定的离散性，假定白蜡杆杆体为理想的圆台体，基于细端和粗端的直径，计算出相应的界面平均剪应力处于0.42～0.65 MPa，平均界面剪应力为0.52 MPa；现场试验极限锚固力为16.2～19 kN，同室内同样的假定，相应的界面平均剪应力为0.31～0 34 MPa，最终白蜡杆浆体平均界面剪应力为0.32 MPa。显然，室内试验平均界面剪应力结果是现场试验结果的1.62倍。
2.2室内试验
2.2.1荷载位移关系M3锚固系统是通过单级加载方式对本锚固系统极限锚固力有初步的掌握，作为后续锚固基本试验的极限锚固力依据。由图5可知，循环加卸荷载方式下锚固系统均表现为锚固力达到峰值后即刻破坏，曲线的斜率初始阶段大于后期，M1与M4表现出比M2与M3更好的延性。而图6进一步表明，各锚固系统的最终弹性位移不超过5 mm，而最大塑性位移均超过50 mm，充分说明了该锚固系统的强延性特征。
2.2.2界面应变分布与荷载传递特征
受技术水平的制约，即使采用了防水涂层和平行两个电阻片布设，电阻式应变片在潮湿环境中仍容易损坏，严重制约锚固系统界面应变监测。研究中同样遇到了隐埋应变片失效的困境。M1锚固系统试验结果（图7（a））表明杆体浆体界面L=0.2 m处应变值高于L=03 m处；M2锚固系统试验结果（图7（b））表明杆体浆体界面L=0.2 m与L=0.5 m处出现了界面压应变现象；M3锚固系统试验结果（图7（c））表明在低荷载（2 kN）作用下，应力沿着杆体界面分布近于平直线，锚固末端几乎没有发生应变，随着荷载的增加，各监测点应变值随之增大，沿界面分布曲线变化为单峰值的抛物线形（峰值出现在L=0.1 m），但在锚固段的中末端（L=0.3 m和L=0.4 m）出现了拉应变向压应变的演化现象，此外，10 kN及更大荷载水平下，由于锚固端部发生脱黏，L=0 m处的应变值已不是界面真实的应变值；M4锚固系统试验结果（图7（d））表明具有同M3类似的界面应变分布特征，不同之处在于仅锚固末端出现的压应变现象，峰值出现在L=02 m处。
2.3现场试验
2.3.1荷载位移关系锚固系统均表现为锚固力达到峰值后即刻破坏，曲线的斜率初始阶段大于后期，其中最终的变形量均超过90 mm（图8）。由图9可知，各锚固系统的最终弹性位移不超过5 mm，而最终塑性位移超过45 mm，充分表明了该锚固系统较强的延性特征。 2.3.2界面应变分布与荷载传递特征原位试验环境较室内试验恶劣，电阻式应变片更容易受到损坏。从有限的数据分析可知：F1锚固系统（图10（a））杆体浆体界面表现出3 kN与9 kN荷载水平下L=0.4 m处为压应变，且锚固末端L=0.5 m处轴
向拉应变值大于其他有效监测点，随着荷载的增加，各监测点应变值随着增大，12 kN荷载水平下L=0.4 m处转变为轴向拉应变；F2锚固系统（图10（b））杆体浆体界面表现出双峰值应变分布曲线特征，峰值点出现在L=0.2 m与L=0.4 m处，随着荷载的增加，各增大，监测点应变值大小顺序为：L=0.1 m>L=02 m>L=0.4 m，其中低荷载水平下L=0.4 m处出现压应变。
3讨论
相对于现场试验，室内物理模拟试验具有养护条件理想、垂直灌浆效果优于斜孔灌浆、试验条件可控等优点[2425]，相应的锚固力和界面平均剪应力较高。就室内试验而言，PVC破裂及夯土中放射状的裂隙均表明拉拔过程中在夯筑土体内产生了较强的剪涨作用。室内物理模拟试验中，考虑到锚固系统外的侧限作用和试验成本，采用硬质PVC对锚固体进行径向加固作用，M1和M2表现出的PVC管破裂说明提供侧限强度不足，与实际锚固系统外近似半无限空间体有差异。试验中孔口承压钢板的存在，对锚固系统有约束左右，锚固系统土体的锥形破坏就难以发生，最终导致试验情况和锚固系统实际工作性能存在一定的差异。后续研究中应根据实际土体提供最大侧压力和空间效应来进行模型试验设计。比如，为提高侧限强度采用高强钢制管，为消除承压钢板对锚固系统周围土体的约束，加大试验模型的尺寸，改进加载系统，进而有效增加模型试验与锚固系统实际工作性能的相似度。
理论上白腊杆抗拉强度远大于锚固系统的极限拉拔力，杆体发生断裂是因为白腊杆天然取材，杆体并非理想的顺直呈圆台状，试验观察断裂处往往为杆体的弯折处或局部直径突变处，诱发应力集中现象，从而导致断裂。这也为土遗址锚固设计中选材提出更高的要求。现场试验表明，从实践的角度而言，锚固系统的破坏模式为杆体浆体界面失效。换言之，锚固系统中浆体土体界面的抗剪性能是高于杆体浆体界面的。该特征确保了后期干预措施（木锚杆锚固土遗址）与建造时期（原有木筋体隐埋遗址体内）所发挥的作用相似，从而形成物理结构与力学意义的兼容。值得一提的是，土遗址木锚杆锚固系统没有自由端和锚固段之分，裂隙内外两侧的锚孔均通长灌浆，没有锚具。因此，锚固后的土遗址实际受力传递方向应为土体浆体杆体，与其他岩土工程的锚固系统恰相反。究其本质，通过全长黏结性锚固措施，形成加筋体的作用
已有研究表明[5]，类似条件下木锚杆基于PSF浆液、PS（C+F）浆液及PSC浆液的锚固系统现场试验极限锚固力分别为6.70、6.47和6.27 kN/m。而本研究基于水硬石灰石英砂浆液的木锚杆锚固系统50 cm锚固长度极限锚固力高达17.73 kN，表现出优越的锚固性能。此外，本锚固系统具有强延性特征，充分表明了杆体浆体夯土体介质系统力学性能的协调性和容许变形潜力。该特性在现今土遗址保存现状中得到佐证，即具有木筋体的土遗址保存规模和稳定性明显优于无加筋体的土遗址，甘肃汉代与明代长城墙体和烽燧、居延遗址、新疆尕哈烽燧遗址等是最好的例证。
显然，本锚固系统界面应力分布特征和应力传递特征与其他全长黏结型金属锚杆或GFRP锚杆的特征[1718， 23]相比，规律性不足。综合室内与现场试验界面应变监测成果，大致可以看到如下特征：低荷载水平下界面应力分布曲线较为平直，表现为向锚固末端衰减；随着荷载的增加，各监测点应变值增大，出现单峰值或双峰值曲线的特征；呈现出荷载向锚固末端的传递进程。轴向压应变多出现于锚固的中后部，尤其锚固末端，该现象是压力型锚杆具有的典型特征。必须认识到白腊杆杆体类圆台形的特征，而且粗端处于锚孔的底部，从结构形式上具有拉力型和压力型锚杆的特点。
4结论
1）锚固系统50 cm锚固长度可以提供30～45 kN（室内）与16.2～19 kN（现场）的锚固力。室内试验破坏模式为由剪涨诱发PVC管破裂或杆体断裂，现场试验破坏模式为杆体拔出。
2）锚固系统表现出低弹性高塑性的变形特征，具有极强的延性，实际起到加筋结构的效果，在物理力学性能上与夯筑土遗址具有较好的兼容性；
3）界面应变分布具有单峰值或多峰值分布特征，随着拉拔力增加界面应力向锚固末端转移，轴向压应变出现在锚固中末端等特征，说明了本锚固系统兼有拉力型和压力型全长黏结型锚固系统的特点。
4）综合分析表明本锚固系统适合于夯筑土遗址加固；由于室内模型试验相似度的局限性和应变片性能的影响，现有的研究数据具有一定的局限性，建议继续深入研究界面应力分布与传递机理。
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（编辑胡英奎）
关键词：夯筑土遗址；锚杆；水硬石灰；石英砂浆液；极限锚固力；界面力学行为
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Key words：rammed earth construction； bolts； natural hydraulic lime and quartz sand slurry； ultimate anchor capacity； interfacial mechanical behavior
土建筑作为人类文明史上最古老的建筑形式，一直延续到今天，是人地和谐共处的典范[1]。其中，夯筑是最为普遍的建造工艺，相应的夯筑土遗址广泛分布于世界各地。但保存较好的主要分布于干旱半干旱环境中，如非洲、中东、中亚等。中国西北地区广泛分布的长城及附属建筑物（战国秦、汉、明）、古城与佛寺遗址等[2]是典型的代表。这些遗址承载着丰富的文物信息，其保护加固对于传统文化的保护与传承具有重要意义。
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对于夯筑土遗址本体而言，基于近年来“传统建筑材料与工艺的科学性挖掘”的研究，开始从夯筑土遗址建造智慧中寻找更为兼容性的锚固材料。在此背景下，天然木材作为中国西北地区夯筑土遗址建造中常用的加筋体，被视为较为理想的锚固杆材。近年来，基于大地湾遗址地面材料的科学认知[8]，研发出传统的水硬石灰改性材料。欧洲学者[911]研究表明，水硬石灰改性土与夯筑土遗址具有较好的物理力学性能和水理兼容性。因此，尝试将其引入到夯筑土遗址锚固浆液中。石英砂作为惰性材料，可以有效提高浆体的物理力学性能，进而增强界面抗剪性能，成为浆液的理想掺料。室内试验[1213]表明，基于水硬石灰和石英砂的浆液（结石体）性能适于土遗址修复加固。鉴于此，基于水硬石灰与石英砂浆液的木锚杆锚固系统工作性能和机理研究对于夯筑土遗址新型锚固技术的研发和推广具有重要意义。
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1试验方案
1.1室内试验
1.1.1试验材料
包括硬质PVC管、夯土、水硬石灰、石英砂、白腊杆、应变片及相应的粘贴连接材料等。其中，夯土由坍塌遗址土经粉碎过筛后在PVC管中夯筑而成，夯筑工艺是通过遗址体形制测绘和室内击实试验综合确定，并力求其物理力学性能与现场试验遗址土体相近（表1）。水硬石灰由国家古代壁画与土遗址保护工程技术研究中心中试基地生产；石英砂（400目；硬度：7；相对密度：2.65 g/cm3）和白腊杆购自兰州当地建材市场；应变片及相应的辅材购自陕西汉中中航电测仪器股份有限公司；水来自实验室自来水龙头，水质符合饮用水标准。
1.1.2试验装备
室内试验装备是在借鉴全长黏结型金属锚杆和GFRP锚杆室内试验系统的基础上[2223]专门研发的（图1、图2）。首先，根据现场试验遗址土体的物理力学性能，基于击实试验成果，确定室内夯筑工艺。然后，采用预留中间锚孔的方式在PVC管内进行夯筑，夯筑完毕后在实验室内放置至干透。随后，将安设有应变监测系统的白蜡杆（粗端放置孔底）放置于预留孔的中心，采用重力注浆的方式向孔内灌注拌合好的浆液，养护时间90 d（截止拉拔日期）。
拉拔试验时，安装锚杆拉拔仪和应变采集系统。拉拔仪采用北京海创产HCYL60锚杆综合参数测定仪，油缸工作行程120 mm，测量范围0～500 kN；应变采集采用东华测试产DH3816静态应变测试系统（Ver3.0.1版本），测量范围-20 000～20 000 με；应变片采用中航电测产型号BQ12060AA（电阻值120.8±0.1 Ω，灵敏度2.14±1%），应变片布设位置详见图2。
工艺为夯筑，夯层厚度为10 cm，遗址土体基本物理力学性能见表1。
1.2.2试验材料与装备除试验用水来至当地居民外，其他材料均同室内。锚固系统的安装包括成孔、注浆、插锚（粗端在内）、补浆、养护（50 d）等步骤。锚固试验开展时，进行锚杆拉拔设备和应变采集系统的安装。锚杆拉拔仪和应变采集系统，均与室内试验设备相同。
1.3锚固参数与拉拔步骤
室内试验和现场试验的锚固系统参数见表2。
试验步骤基于《干燥类土遗址保护加固工程设计规范》（WW/T 0038—2012），并参照《土层锚杆设计与施工规范》（CECS：22—90）和《建筑边坡工程技术规范》（GB 50330—2013）中相关锚杆试验要求。首先，对M3进行了单级加载获取极限锚固力，为后续基本试验奠定基础；其余锚固系统均按照基本试验的要求循环加卸荷载拉拔。
2试验结果
2.1宏观锚固性能
从最终破坏状况（图3）可知，室内锚固系统的失效模式表现为：M1与M2表现为PVC管破裂，M3与M4表现为锚杆杆体断裂；现场锚固系统的失效模式均表现为杆体拔出。室内试验系统破坏后孔口浆体破裂，夯土体内出现以杆体为中心的放射状裂隙，试验完毕解剖M1和M3后发现土体和浆体结合非常牢固；原位试验系统孔口浆体破碎，但未出现浆体位移或土体裂隙的迹象。
由图4可知，室内试验极限锚固力为30～45 kN，数据具有一定的离散性，假定白蜡杆杆体为理想的圆台体，基于细端和粗端的直径，计算出相应的界面平均剪应力处于0.42～0.65 MPa，平均界面剪应力为0.52 MPa；现场试验极限锚固力为16.2～19 kN，同室内同样的假定，相应的界面平均剪应力为0.31～0 34 MPa，最终白蜡杆浆体平均界面剪应力为0.32 MPa。显然，室内试验平均界面剪应力结果是现场试验结果的1.62倍。
2.2室内试验
2.2.1荷载位移关系M3锚固系统是通过单级加载方式对本锚固系统极限锚固力有初步的掌握，作为后续锚固基本试验的极限锚固力依据。由图5可知，循环加卸荷载方式下锚固系统均表现为锚固力达到峰值后即刻破坏，曲线的斜率初始阶段大于后期，M1与M4表现出比M2与M3更好的延性。而图6进一步表明，各锚固系统的最终弹性位移不超过5 mm，而最大塑性位移均超过50 mm，充分说明了该锚固系统的强延性特征。
2.2.2界面应变分布与荷载传递特征
受技术水平的制约，即使采用了防水涂层和平行两个电阻片布设，电阻式应变片在潮湿环境中仍容易损坏，严重制约锚固系统界面应变监测。研究中同样遇到了隐埋应变片失效的困境。M1锚固系统试验结果（图7（a））表明杆体浆体界面L=0.2 m处应变值高于L=03 m处；M2锚固系统试验结果（图7（b））表明杆体浆体界面L=0.2 m与L=0.5 m处出现了界面压应变现象；M3锚固系统试验结果（图7（c））表明在低荷载（2 kN）作用下，应力沿着杆体界面分布近于平直线，锚固末端几乎没有发生应变，随着荷载的增加，各监测点应变值随之增大，沿界面分布曲线变化为单峰值的抛物线形（峰值出现在L=0.1 m），但在锚固段的中末端（L=0.3 m和L=0.4 m）出现了拉应变向压应变的演化现象，此外，10 kN及更大荷载水平下，由于锚固端部发生脱黏，L=0 m处的应变值已不是界面真实的应变值；M4锚固系统试验结果（图7（d））表明具有同M3类似的界面应变分布特征，不同之处在于仅锚固末端出现的压应变现象，峰值出现在L=02 m处。
2.3现场试验
2.3.1荷载位移关系锚固系统均表现为锚固力达到峰值后即刻破坏，曲线的斜率初始阶段大于后期，其中最终的变形量均超过90 mm（图8）。由图9可知，各锚固系统的最终弹性位移不超过5 mm，而最终塑性位移超过45 mm，充分表明了该锚固系统较强的延性特征。 2.3.2界面应变分布与荷载传递特征原位试验环境较室内试验恶劣，电阻式应变片更容易受到损坏。从有限的数据分析可知：F1锚固系统（图10（a））杆体浆体界面表现出3 kN与9 kN荷载水平下L=0.4 m处为压应变，且锚固末端L=0.5 m处轴
向拉应变值大于其他有效监测点，随着荷载的增加，各监测点应变值随着增大，12 kN荷载水平下L=0.4 m处转变为轴向拉应变；F2锚固系统（图10（b））杆体浆体界面表现出双峰值应变分布曲线特征，峰值点出现在L=0.2 m与L=0.4 m处，随着荷载的增加，各增大，监测点应变值大小顺序为：L=0.1 m>L=02 m>L=0.4 m，其中低荷载水平下L=0.4 m处出现压应变。
3讨论
相对于现场试验，室内物理模拟试验具有养护条件理想、垂直灌浆效果优于斜孔灌浆、试验条件可控等优点[2425]，相应的锚固力和界面平均剪应力较高。就室内试验而言，PVC破裂及夯土中放射状的裂隙均表明拉拔过程中在夯筑土体内产生了较强的剪涨作用。室内物理模拟试验中，考虑到锚固系统外的侧限作用和试验成本，采用硬质PVC对锚固体进行径向加固作用，M1和M2表现出的PVC管破裂说明提供侧限强度不足，与实际锚固系统外近似半无限空间体有差异。试验中孔口承压钢板的存在，对锚固系统有约束左右，锚固系统土体的锥形破坏就难以发生，最终导致试验情况和锚固系统实际工作性能存在一定的差异。后续研究中应根据实际土体提供最大侧压力和空间效应来进行模型试验设计。比如，为提高侧限强度采用高强钢制管，为消除承压钢板对锚固系统周围土体的约束，加大试验模型的尺寸，改进加载系统，进而有效增加模型试验与锚固系统实际工作性能的相似度。
理论上白腊杆抗拉强度远大于锚固系统的极限拉拔力，杆体发生断裂是因为白腊杆天然取材，杆体并非理想的顺直呈圆台状，试验观察断裂处往往为杆体的弯折处或局部直径突变处，诱发应力集中现象，从而导致断裂。这也为土遗址锚固设计中选材提出更高的要求。现场试验表明，从实践的角度而言，锚固系统的破坏模式为杆体浆体界面失效。换言之，锚固系统中浆体土体界面的抗剪性能是高于杆体浆体界面的。该特征确保了后期干预措施（木锚杆锚固土遗址）与建造时期（原有木筋体隐埋遗址体内）所发挥的作用相似，从而形成物理结构与力学意义的兼容。值得一提的是，土遗址木锚杆锚固系统没有自由端和锚固段之分，裂隙内外两侧的锚孔均通长灌浆，没有锚具。因此，锚固后的土遗址实际受力传递方向应为土体浆体杆体，与其他岩土工程的锚固系统恰相反。究其本质，通过全长黏结性锚固措施，形成加筋体的作用
已有研究表明[5]，类似条件下木锚杆基于PSF浆液、PS（C+F）浆液及PSC浆液的锚固系统现场试验极限锚固力分别为6.70、6.47和6.27 kN/m。而本研究基于水硬石灰石英砂浆液的木锚杆锚固系统50 cm锚固长度极限锚固力高达17.73 kN，表现出优越的锚固性能。此外，本锚固系统具有强延性特征，充分表明了杆体浆体夯土体介质系统力学性能的协调性和容许变形潜力。该特性在现今土遗址保存现状中得到佐证，即具有木筋体的土遗址保存规模和稳定性明显优于无加筋体的土遗址，甘肃汉代与明代长城墙体和烽燧、居延遗址、新疆尕哈烽燧遗址等是最好的例证。
显然，本锚固系统界面应力分布特征和应力传递特征与其他全长黏结型金属锚杆或GFRP锚杆的特征[1718， 23]相比，规律性不足。综合室内与现场试验界面应变监测成果，大致可以看到如下特征：低荷载水平下界面应力分布曲线较为平直，表现为向锚固末端衰减；随着荷载的增加，各监测点应变值增大，出现单峰值或双峰值曲线的特征；呈现出荷载向锚固末端的传递进程。轴向压应变多出现于锚固的中后部，尤其锚固末端，该现象是压力型锚杆具有的典型特征。必须认识到白腊杆杆体类圆台形的特征，而且粗端处于锚孔的底部，从结构形式上具有拉力型和压力型锚杆的特点。
4结论
1）锚固系统50 cm锚固长度可以提供30～45 kN（室内）与16.2～19 kN（现场）的锚固力。室内试验破坏模式为由剪涨诱发PVC管破裂或杆体断裂，现场试验破坏模式为杆体拔出。
2）锚固系统表现出低弹性高塑性的变形特征，具有极强的延性，实际起到加筋结构的效果，在物理力学性能上与夯筑土遗址具有较好的兼容性；
3）界面应变分布具有单峰值或多峰值分布特征，随着拉拔力增加界面应力向锚固末端转移，轴向压应变出现在锚固中末端等特征，说明了本锚固系统兼有拉力型和压力型全长黏结型锚固系统的特点。
4）综合分析表明本锚固系统适合于夯筑土遗址加固；由于室内模型试验相似度的局限性和应变片性能的影响，现有的研究数据具有一定的局限性，建议继续深入研究界面应力分布与传递机理。
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（编辑胡英奎）