夯土水硬石灰与石英砂浆液木锚杆锚固系统性能(2)

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。 (责任编辑：论文发表网)转贴于八度论文发表网: http://www.8dulw.com(论文网__代写代发论文_论文发表_毕业论文_免费论文范文网_论文格式_广东论文网_广州论文网)