張景科，陳鵬飛，諶文武，李最雄，王南，張帥

（1.蘭州大學 西部災害與環(huán)境力學教育部重點實驗室；土木工程與力學學院，蘭州 730000；2.敦煌研究院 國家古代壁畫與土遺址保護工程技術研究中心，甘肅 敦煌 736200）

土建筑作為人類文明史上最古老的建筑形式，一直延續(xù)到今天，是人地和諧共處的典范［1］。其中，夯筑是最為普遍的建造工藝，相應的夯筑土遺址廣泛分布于世界各地。但保存較好的主要分布于干旱半干旱環(huán)境中，如非洲、中東、中亞等。中國西北地區(qū)廣泛分布的長城及附屬建筑物（戰(zhàn)國秦、漢、明）、古城與佛寺遺址等［2］是典型的代表。這些遺址承載著豐富的文物信息，其保護加固對于傳統文化的保護與傳承具有重要意義。

中國自上世紀90年代開展夯筑土遺址保護加固研究以來，基于“最大兼容、最小干預、不改變原狀”的保護理念［3］，全長黏結型錨固技術成為夯筑土遺址本體力學穩(wěn)定性控制的核心措施之一［4］。在桿體類型上先后出現了金屬錨桿－水泥砂漿錨固系統［2］、竹木－PS-（C＋F）錨固系統［5］、楠竹加筋復合錨桿－水泥砂漿錨固系統［6］、土工長絲－改性泥漿錨固系統［7］等。隨著研究的深入，意識到金屬錨桿和水泥系漿液對于遺址本體的保護性破壞作用［3］，轉向在物理、力學、水理等性能上更加兼容的錨固系統?？傮w上，夯筑土遺址錨固技術處于探索與初步應用階段，距離規(guī)范化應用還很遠。

對于夯筑土遺址本體而言，基于近年來“傳統建筑材料與工藝的科學性挖掘”的研究，開始從夯筑土遺址建造智慧中尋找更為兼容性的錨固材料。在此背景下，天然木材作為中國西北地區(qū)夯筑土遺址建造中常用的加筋體，被視為較為理想的錨固桿材。近年來，基于大地灣遺址地面材料的科學認知［8］，研發(fā)出傳統的水硬石灰改性材料。歐洲學者［9－11］研究表明，水硬石灰改性土與夯筑土遺址具有較好的物理力學性能和水理兼容性。因此，嘗試將其引入到夯筑土遺址錨固漿液中。石英砂作為惰性材料，可以有效提高漿體的物理力學性能，進而增強界面抗剪性能，成為漿液的理想摻料。室內試驗［12－13］表明，基于水硬石灰和石英砂的漿液（結石體）性能適于土遺址修復加固。鑒于此，基于水硬石灰與石英砂漿液的木錨桿錨固系統工作性能和機理研究對于夯筑土遺址新型錨固技術的研發(fā)和推廣具有重要意義。

由于天然取材的木錨桿具有形狀和表面形態(tài)不規(guī)則、通長變徑、橫紋與順紋強度差異等［14］特點，加之漿材也區(qū)別于水泥砂漿，初步研究［6］表明相應的錨固機理與其他巖土工程領域廣泛應用的鋼筋、GFRP、鋼絞線等標準規(guī)則桿材基于水泥砂漿或樹脂漿液的錨固系統具有極大不同。后者［15－18］在剪滯模型、剪應力傳遞與分布等錨固理論在實踐應用獲得了較好的印證。但木錨桿錨固系統目前還未探索出較好的理論依據。在其他巖土錨固領域，對于不規(guī)則桿體的錨固系統（如缺陷錨桿、膨脹錨桿等）研究表明［19－21］，相應的破壞模式、剪滯模型、界面應力分布與傳遞等特征區(qū)別于規(guī)則桿體。因此，室內和現場試驗成為揭示其錨固性能與機理的重要手段。

選擇夯筑土遺址中水硬石灰與石英砂為主材的漿液、天然產白臘桿為錨桿組成的全長黏結型錨固系統作為研究對象，通過室內物理模型試驗和遺址現場原位測試，查明錨固系統的破壞模式、宏觀錨固性能、桿體－漿體界面工作性能等，進而初步揭示該錨固系統的錨固機制和適用性。

1 試驗方案

1.1 室內試驗

1.1.1 試驗材料 包括硬質PVC管、夯土、水硬石灰、石英砂、白臘桿、應變片及相應的粘貼連接材料等。其中，夯土由坍塌遺址土經粉碎過篩后在PVC管中夯筑而成，夯筑工藝是通過遺址體形制測繪和室內擊實試驗綜合確定，并力求其物理力學性能與現場試驗遺址土體相近（表1）。水硬石灰由國家古代壁畫與土遺址保護工程技術研究中心中試基地生產；石英砂（400目；硬度：7；相對密度：2.65 g／cm3）和白臘桿購自蘭州當地建材市場；應變片及相應的輔材購自陜西漢中中航電測儀器股份有限公司；水來自實驗室自來水龍頭，水質符合飲用水標準。

1.1.2 試驗裝備 室內試驗裝備是在借鑒全長黏結型金屬錨桿和GFRP錨桿室內試驗系統的基礎上［22－23］專門研發(fā)的（圖1、圖2）。首先，根據現場試驗遺址土體的物理力學性能，基于擊實試驗成果，確定室內夯筑工藝。然后，采用預留中間錨孔的方式在PVC管內進行夯筑，夯筑完畢后在實驗室內放置至干透。隨后，將安設有應變監(jiān)測系統的白蠟桿（粗端放置孔底）放置于預留孔的中心，采用重力注漿的方式向孔內灌注拌合好的漿液，養(yǎng)護時間90 d（截止拉拔日期）。

拉拔試驗時，安裝錨桿拉拔儀和應變采集系統。拉拔儀采用北京海創(chuàng)產HCYL-60錨桿綜合參數測定儀，油缸工作行程120 mm，測量范圍0～500 k N；應變采集采用東華測試產DH3816靜態(tài)應變測試系統（Ver3.0.1版本），測量范圍－20 000～20 000με；應變片采用中航電測產型號BQ120-60AA（電阻值120.8±0.1Ω，靈敏度2.14±1%），應變片布設位置詳見圖2。

表1 室內模擬夯土和遺址現場夯土的物理力學性能Table 1 Physical and mechanical parameters of rammed earth at laboratory and in site

圖1 室內試驗模型制作過程Fig 1 The manufacturing process of modeled system at laboratory

圖2 室內錨固試驗裝備結構剖面圖Fig 2 Setup structure of laboratory anchoring experiment

1.2 現場試驗

1.2.1 試驗地點 選擇甘肅省武威市古浪縣圓墩段長城開展現場試驗，該段長城建造于明代，建造工藝為夯筑，夯層厚度為10 cm，遺址土體基本物理力學性能見表1。

1.2.2 試驗材料與裝備 除試驗用水來至當地居民外，其他材料均同室內。錨固系統的安裝包括成孔、注漿、插錨（粗端在內）、補漿、養(yǎng)護（50 d）等步驟。錨固試驗開展時，進行錨桿拉拔設備和應變采集系統的安裝。錨桿拉拔儀和應變采集系統，均與室內試驗設備相同。

1.3 錨固參數與拉拔步驟

室內試驗和現場試驗的錨固系統參數見表2。

試驗步驟基于《干燥類土遺址保護加固工程設計規(guī)范》（WW／T 0038—2012），并參照《土層錨桿設計與施工規(guī)范》（CECS：22—90）和《建筑邊坡工程技術規(guī)范》（GB 50330—2013）中相關錨桿試驗要求。首先，對M3進行了單級加載獲取極限錨固力，為后續(xù)基本試驗奠定基礎；其余錨固系統均按照基本試驗的要求循環(huán)加卸荷載拉拔。

表2 錨固試驗參數表Table 2 Anchor parameters for laboratory and field tests

2 試驗結果

2.1 宏觀錨固性能

從最終破壞狀況（圖3）可知，室內錨固系統的失效模式表現為：M1與M2表現為PVC管破裂，M3與M4表現為錨桿桿體斷裂；現場錨固系統的失效模式均表現為桿體拔出。室內試驗系統破壞后孔口漿體破裂，夯土體內出現以桿體為中心的放射狀裂隙，試驗完畢解剖M1和M3后發(fā)現土體和漿體結合非常牢固；原位試驗系統孔口漿體破碎，但未出現漿體位移或土體裂隙的跡象。

圖3 錨固系統失效模式Fig 3 Failure mode of anchor systems

由圖4可知，室內試驗極限錨固力為30～45 k N，數據具有一定的離散性，假定白蠟桿桿體為理想的圓臺體，基于細端和粗端的直徑，計算出相應的界面平均剪應力處于0.42～0.65 MPa，平均界面剪應力為0.52 MPa；現場試驗極限錨固力為16.2～19 k N，同室內同樣的假定，相應的界面平均剪應力為0.31～0.34 MPa，最終白蠟桿－漿體平均界面剪應力為0.32 MPa。顯然，室內試驗平均界面剪應力結果是現場試驗結果的1.62倍。

圖4 錨固拉拔試驗成果Fig 4 Experimental result from pullout tests

2.2 室內試驗

2.2.1 荷載－位移關系 M3錨固系統是通過單級加載方式對本錨固系統極限錨固力有初步的掌握，作為后續(xù)錨固基本試驗的極限錨固力依據。由圖5可知，循環(huán)加卸荷載方式下錨固系統均表現為錨固力達到峰值后即刻破壞，曲線的斜率初始階段大于后期，M1與M4表現出比M2與M3更好的延性。而圖6進一步表明，各錨固系統的最終彈性位移不超過5 mm，而最大塑性位移均超過50 mm，充分說明了該錨固系統的強延性特征。

圖5 荷載－位移曲線Fig 5 Curves of load and displacement

圖6 彈塑性位移分布曲線Fig 6 Elastic and plastic displacement distribution curves

2.2.2 界面應變分布與荷載傳遞特征 受技術水平的制約，即使采用了防水涂層和平行兩個電阻片布設，電阻式應變片在潮濕環(huán)境中仍容易損壞，嚴重制約錨固系統界面應變監(jiān)測。研究中同樣遇到了隱埋應變片失效的困境。M1錨固系統試驗結果（圖7（a））表明桿體－漿體界面L＝0.2 m處應變值高于L＝0.3 m處；M2錨固系統試驗結果（圖7（b））表明桿體－漿體界面L＝0.2 m與L＝0.5 m處出現了界面壓應變現象；M3錨固系統試驗結果（圖7（c））表明在低荷載（2 k N）作用下，應力沿著桿體界面分布近于平直線，錨固末端幾乎沒有發(fā)生應變，隨著荷載的增加，各監(jiān)測點應變值隨之增大，沿界面分布曲線變化為單峰值的拋物線形（峰值出現在L＝0.1 m），但在錨固段的中末端（L＝0.3 m和L＝0.4 m）出現了拉應變向壓應變的演化現象，此外，10 k N及更大荷載水平下，由于錨固端部發(fā)生脫黏，L＝0 m處的應變值已不是界面真實的應變值；M4錨固系統試驗結果（圖7（d））表明具有同M3類似的界面應變分布特征，不同之處在于僅錨固末端出現的壓應變現象，峰值出現在L＝0.2 m處。

圖7 不同荷載下桿體－漿體界面應變分布圖Fig 7 Strain distribution curves for bolt－grout interface under various loads

2.3 現場試驗

2.3.1 荷載－位移關系 錨固系統均表現為錨固力達到峰值后即刻破壞，曲線的斜率初始階段大于后期，其中最終的變形量均超過90 mm（圖8）。由圖9可知，各錨固系統的最終彈性位移不超過5 mm，而最終塑性位移超過45 mm，充分表明了該錨固系統較強的延性特征。

2.3.2 界面應變分布與荷載傳遞特征 原位試驗環(huán)境較室內試驗惡劣，電阻式應變片更容易受到損壞。從有限的數據分析可知：F1錨固系統（圖10（a））桿體－漿體界面表現出3 k N與9 k N荷載水平下L＝0.4 m處為壓應變，且錨固末端L＝0.5 m處軸向拉應變值大于其他有效監(jiān)測點，隨著荷載的增加，各監(jiān)測點應變值隨著增大，12 k N荷載水平下L＝0.4 m處轉變?yōu)檩S向拉應變；F2錨固系統（圖10（b））桿體－漿體界面表現出雙峰值應變分布曲線特征，峰值點出現在L＝0.2 m與L＝0.4 m處，隨著荷載的增加，各監(jiān)測點應變值隨著增大，其中低荷載水平下L＝0.3 m處出現壓應變；F3錨固系統（圖10（c））桿體－漿體界面表現出隨著荷載的增加，各監(jiān)測點應變值隨著增大，監(jiān)測點應變值大小順序為：L＝0.1 m＞L＝0.2 m＞L＝0.4 m，其中低荷載水平下L＝0.4 m處出現壓應變。

圖8 荷載－位移曲線Fig 8 Curves of load and displacement

圖9 彈塑性位移分布曲線Fig 9 Elastic and plastic displacement distribution curves

圖10 不同荷載下桿體－漿體界面應變分布圖Fig 10 Strain distribution curves for bolt-grout interface under various loads

3 討論

相對于現場試驗，室內物理模擬試驗具有養(yǎng)護條件理想、垂直灌漿效果優(yōu)于斜孔灌漿、試驗條件可控等優(yōu)點［24－25］，相應的錨固力和界面平均剪應力較高。就室內試驗而言，PVC破裂及夯土中放射狀的裂隙均表明拉拔過程中在夯筑土體內產生了較強的剪漲作用。室內物理模擬試驗中，考慮到錨固系統外的側限作用和試驗成本，采用硬質PVC對錨固體進行徑向加固作用，M1和M2表現出的PVC管破裂說明提供側限強度不足，與實際錨固系統外近似半無限空間體有差異。試驗中孔口承壓鋼板的存在，對錨固系統有約束左右，錨固系統土體的錐形破壞就難以發(fā)生，最終導致試驗情況和錨固系統實際工作性能存在一定的差異。后續(xù)研究中應根據實際土體提供最大側壓力和空間效應來進行模型試驗設計。比如，為提高側限強度采用高強鋼制管，為消除承壓鋼板對錨固系統周圍土體的約束，加大試驗模型的尺寸，改進加載系統，進而有效增加模型試驗與錨固系統實際工作性能的相似度。

理論上白臘桿抗拉強度遠大于錨固系統的極限拉拔力，桿體發(fā)生斷裂是因為白臘桿天然取材，桿體并非理想的順直呈圓臺狀，試驗觀察斷裂處往往為桿體的彎折處或局部直徑突變處，誘發(fā)應力集中現象，從而導致斷裂。這也為土遺址錨固設計中選材提出更高的要求。現場試驗表明，從實踐的角度而言，錨固系統的破壞模式為桿體－漿體界面失效。換言之，錨固系統中漿體－土體界面的抗剪性能是高于桿體－漿體界面的。該特征確保了后期干預措施（木錨桿錨固土遺址）與建造時期（原有木筋體隱埋遺址體內）所發(fā)揮的作用相似，從而形成物理結構與力學意義的兼容。值得一提的是，土遺址木錨桿錨固系統沒有自由端和錨固段之分，裂隙內外兩側的錨孔均通長灌漿，沒有錨具。因此，錨固后的土遺址實際受力傳遞方向應為土體－漿體－桿體，與其他巖土工程的錨固系統恰相反。究其本質，通過全長黏結性錨固措施，形成加筋體的作用

已有研究表明［5］，類似條件下木錨桿基于PS-F漿液、PS-（C＋F）漿液及PS-C漿液的錨固系統現場試驗極限錨固力分別為6.70、6.47和6.27 k N／m。而本研究基于水硬石灰石英砂漿液的木錨桿錨固系統50 cm錨固長度極限錨固力高達17.73 k N，表現出優(yōu)越的錨固性能。此外，本錨固系統具有強延性特征，充分表明了桿體－漿體－夯土體介質系統力學性能的協調性和容許變形潛力。該特性在現今土遺址保存現狀中得到佐證，即具有木筋體的土遺址保存規(guī)模和穩(wěn)定性明顯優(yōu)于無加筋體的土遺址，甘肅漢代與明代長城墻體和烽燧、居延遺址、新疆尕哈烽燧遺址等是最好的例證。

顯然，本錨固系統界面應力分布特征和應力傳遞特征與其他全長黏結型金屬錨桿或GFRP錨桿的特征［17－18，23］相比，規(guī)律性不足。綜合室內與現場試驗界面應變監(jiān)測成果，大致可以看到如下特征：低荷載水平下界面應力分布曲線較為平直，表現為向錨固末端衰減；隨著荷載的增加，各監(jiān)測點應變值增大，出現單峰值或雙峰值曲線的特征；呈現出荷載向錨固末端的傳遞進程。軸向壓應變多出現于錨固的中后部，尤其錨固末端，該現象是壓力型錨桿具有的典型特征。必須認識到白臘桿桿體類圓臺形的特征，而且粗端處于錨孔的底部，從結構形式上具有拉力型和壓力型錨桿的特點。

4 結論

1）錨固系統50 cm錨固長度可以提供30～45 k N（室內）與16.2～19 k N（現場）的錨固力。室內試驗破壞模式為由剪漲誘發(fā)PVC管破裂或桿體斷裂，現場試驗破壞模式為桿體拔出。

2）錨固系統表現出低彈性高塑性的變形特征，具有極強的延性，實際起到加筋結構的效果，在物理力學性能上與夯筑土遺址具有較好的兼容性；

3）界面應變分布具有單峰值或多峰值分布特征，隨著拉拔力增加界面應力向錨固末端轉移，軸向壓應變出現在錨固中末端等特征，說明了本錨固系統兼有拉力型和壓力型全長黏結型錨固系統的特點。

4）綜合分析表明本錨固系統適合于夯筑土遺址加固；由于室內模型試驗相似度的局限性和應變片性能的影響，現有的研究數據具有一定的局限性，建議繼續(xù)深入研究界面應力分布與傳遞機理。

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（編輯胡英奎）