， ，

(1.浙江省交通規(guī)劃設計研究院，杭州 310000；2.長江科學院 水利部巖土力學與工程重點實驗室，武漢 430010)

1 研究背景

重力錨是最早使用的錨，主要靠材料本身重量來抵抗豎向外力和錨底的摩擦力來抵抗水平力。據(jù)樓莊鴻[1]所收集的59座國外跨徑超過400 m的大型懸索橋資料,絕大多數(shù)采用重力式錨碇。隨著橋梁跨徑和主纜的軸力不斷加大，錨碇抗滑設計面臨更多挑戰(zhàn)。研究人員不斷從錨碇勘察、結(jié)構(gòu)設計、地基加固等方面發(fā)掘重力錨抗滑潛能。肖本職等[2]以魚嘴長江大橋南北錨碇2種工況下的混凝土與基巖接觸面原位直剪試驗為背景，研究混凝土強度的提高、地下水對堅硬基巖接觸面抗剪強度的影響;劉效堯[3]研究了重力錨碇樁基礎的布置方式、直徑、土體因素對錨碇的變位及土體應力的影響;賴允瑾等[4]利用模型試驗和數(shù)值模擬討論錨碇結(jié)構(gòu)重心、齒坎高度、接觸面以及地層參數(shù)等因素下錨碇齒坎對承載力影響作用;李文勝等[5]對贛州大橋西錨碇基礎和地基進行二維有限元模擬分析， 得到了在運營荷載作用下錨碇齒坎接觸面的應力分布與周圍土體的變形規(guī)律;李家平等[6]通過對比模型試驗，研究軟土中錨碇自身和相鄰土體的變位、土體中附加應力分布等隨錨索力和時間的變化規(guī)律，驗證了錨碇基礎下部地基加固、錨碇基坑圍護以及錨碇周圍覆土對提高錨碇穩(wěn)定性的作用;王艷麗等[7]用FLAC3D對比分析了不同地下防護墻入土深度下錨碇下沉期應力變形特征。上述研究中重力錨纜索支墩基礎多與錨塊嵌固成一整體。本文依托的工程——秀山大橋重力錨散索支墩基礎與錨塊各自分開，地基荷載分擔比更為復雜，支墩基礎率先破壞同樣會導致錨碇作用失效。為此，擬建立錨碇、散索鞍及樁基整體計算模型，分析超載條件下錨-巖接觸面、重力錨前端巖體、支墩基礎荷載分擔比發(fā)展規(guī)律、破壞形式及極限承載力。

圖1 錨碇構(gòu)造示意圖Fig.1 Anchor structure

2 工程概況

秀山大橋位于浙江舟山群島，為連接岱山和舟山島的重要道路基礎設施，主橋為雙塔三跨連續(xù)鋼箱梁懸索橋，主橋的兩側(cè)布置重力錨。秀山側(cè)錨碇前支墩位于水中，其樁基礎嵌入中風化巖層，后錨塊基礎位于陸域，通過系梁連接為整體，如圖1所示。錨碇前趾支墩單側(cè)支墩采用5根直徑為2.5 m的鉆孔灌注樁，承臺尺寸為12 m×13 m，厚為5 m，墩高約43.5 m；后趾后錨塊長為37 m，高為36.4 m，寬為52 m，底面傾角為5.7°，基坑深度為9～12 m。錨碇前后趾系梁長為51 m，截面尺寸為6 m×5 m，壁厚為0.55 m，屬箱型斷面。

主纜入射角為10.4°，錨跨與水平面夾角為32.5°。設計荷載下主攬拉力為132 MN。

秀山側(cè)錨塊地基出露地層巖性為上侏羅統(tǒng)館頭組褐黃色、青灰色強-中風化晶屑玻屑熔結(jié)凝灰?guī)r，凝灰結(jié)構(gòu)，巖質(zhì)堅硬，性脆，灰黃、褐黃色霏細斑巖巖脈大片侵入。覆蓋層<0.5 m，強風化層厚為0.6～7.7 m不等，巖體極破碎，巖體結(jié)構(gòu)類型為碎裂結(jié)構(gòu)。中風化層鉆孔揭露厚度>28 m，巖體極破碎-破碎，局部較破碎，巖體結(jié)構(gòu)類型為碎裂-鑲嵌碎裂結(jié)構(gòu)，巖體基本質(zhì)量等級為Ⅴ—Ⅳ類。前支墩位于水面以下，覆蓋層變厚，但最大厚度< 8 m。

3 重力錨超載模擬分析

3.1 計算模型及參數(shù)

通過有限差分程序FLAC3D建立錨碇與地基數(shù)值模型如圖2所示。

圖2 錨碇基礎三維計算模型Fig.2 Three-dimensional calculation model of anchorage

在研究區(qū)域內(nèi)，考慮了含黏土礫砂、含碎石粉質(zhì)黏土、強風化、中風化、微風化地層。支墩、錨碇、樁基采用實體單元模擬，支墩樁基與承臺、錨碇與巖體接觸位置采用接觸面單元模擬。模型共劃分節(jié)點23 942個，單元114 507個。

巖土體參數(shù)采用值見表1。在海平面以下考慮浮力作用，取浮重度。除樁基礎外，混凝土結(jié)構(gòu)按彈性材料計算，彈性模量E為30 GPa，泊松比為0.25。接觸面法向剛度取KN=20 GPa， 剪切剛度Ks取2 GPa。

3.2 計算步驟及拉拔荷載施加方法

計算步驟如下：

(1)首先進行邊坡自重作用下計算，然后模擬重力錨建造，計算完成后自重位移清零。

(2)進行纜索拉拔模擬，每級增加荷載為0.5P，直至錨塊失穩(wěn) (P為設計荷載)。

表1 巖體物理力學參數(shù)采用值Table 1 Suggested values of physical and mechanical parameters of rock mass

模型中未模擬纜索，將纜索拉拔荷載分解為2個方向的集中力施加在節(jié)點上：一是施加在散索點上，量值為50 MN，與水平面夾角為69°；二是后錨塊承載板位置上纜索拉力荷載為132 MN，與水平面夾角為32.5°，見圖3。

圖3 荷載施加示意圖Fig.3 Schematic diagram of load application

圖4 支墩承臺與樁基接觸面荷載變化曲線Fig.4 Load variation curves of the contact surface between pile and platform

3.3 計算結(jié)果及分析

圖4為樁基-承臺接

觸面單元切向荷載和法向荷載隨纜索荷載的變化曲線。樁基-承臺接觸面切向和豎向荷載隨纜索荷載近似線性增大，豎向分量為水平分量的7～12倍，散索樁基與承臺摩擦系數(shù)為0.4，得到樁基-承臺接觸面切向安全系數(shù)為3.0左右，故樁與承臺接觸面不會發(fā)生剪切破壞。

提取土巖界面上背側(cè)樁單元主應力，以最小主應力計算極限摩爾圓半徑，并與當前應力狀態(tài)摩爾圓半徑作比，作為單元點安全系數(shù)，見圖5，其中σ1和σ3分別為最大和最小主應力，方向近似于豎向和水平向。由圖5可見，樁近垂向最大主應力為壓應力，在纜索荷載為5P時，最大達到13 MPa。受土體黏結(jié)作用，近水平向最小主應力量值先為拉應力。在纜索荷載達到4P時，樁身點安全系數(shù)達到極限狀態(tài)，樁身側(cè)向變形增大，受土體約束，最小主應力變?yōu)閴簯ΑＳ捎谧钚≈鲬α恐迪鄬ψ畲笾鲬^小，樁基破壞形式近似于單軸壓縮破壞。纜索荷載為3.5P時，樁基礎達到極限承載狀態(tài)。

圖5 樁基內(nèi)力和點安全系數(shù)變化曲線Fig.5 Variation curves of internal force and point safety factor of pile

圖6為不同纜索荷載下錨碇底部壓應力分布曲線。1P時，前端點應力為0.56 MPa，后端點應力0.23 MPa。與結(jié)構(gòu)設計說明給出前后端壓力結(jié)果[8]基本一致，表明施加等效荷載的方法是可行的。

圖6 錨底壓應力分布曲線Fig.6 Curves of pressure distribution on anchor bottom

超載后，錨碇后端壓力值率先減小，并在2.5P時出現(xiàn)拉應力，隨后前半部分錨底壓力逐漸減小，直至出現(xiàn)拉應力。說明纜索超載時錨底壓力和接觸面均存在逐漸減小的現(xiàn)象。由于錨塊底部不允許出現(xiàn)拉應力[9]，錨塊抗滑、傾穩(wěn)定允許纜索荷載2.0P。

圖7為錨塊底部接觸面法向、切向荷載及切向安全系數(shù)隨纜索荷載變化曲線?？梢姡^底接觸面切向荷載先增大，達到2.5P后又減小，但錨-巖接觸面剪切安全系數(shù)始終>1?？赏茢嘟佑|面在切向達到極限前已脫開，錨塊底部接觸面縮小導致承擔切向水平荷載逐漸減小。

圖7 錨底-巖體接觸面荷載分布曲線Fig.7 Curves of load distribution on the contact surface between anchor bottom and rock

纜索水平荷載不斷增大，而錨底切向荷載反而減小，必然導致錨碇系統(tǒng)承擔水平荷載比發(fā)生變化，如圖8所示。其中底板和側(cè)邊均存在一定傾角，水平荷載占比包括切向力和壓力在水平方向上的分量之和。

圖8 錨碇系統(tǒng)荷載分擔比變化曲線Fig.8 Variation curves of load sharing ratio of anchorage system

由圖8可看出：

(1)在(1～2)P時，基巖錨塊底板接觸面、錨塊前端巖體(9 m厚)、支墩基礎、錨塊側(cè)邊水平荷載平均占比64%，23%，6%，7%。

(2)至2.5P，錨塊底板接觸面承擔荷載百分比快速下降，錨塊前端面巖體水平抗力逐漸增大；至4.5P，錨底接觸面不再承擔水平荷載，前端巖體承擔水平荷載達到極限，占比79%。

(3)散索鞍樁基、側(cè)邊承擔荷載變化不大，最大達到9%，12%。

以上結(jié)果表明錨塊底板接觸面和前端土體承擔大部分水平荷載，約占87%，在錨塊底板承擔荷載達到極限后，前者承擔荷載向后者轉(zhuǎn)移。

圖9為不同荷載下地基塑性區(qū)和錨巖接觸面拉伸破壞分布圖。

圖9 地基塑性區(qū)和錨巖接觸面拉伸破壞分布Fig．9 Distributionofplasticzoneinfoundationandinterfacetensionfractureinanchor?rockcontactsurface

由圖9可見：

(1)2.5P時，錨底后半段巖體出現(xiàn)拉伸破壞區(qū)。由于錨巖接觸面抗拉強度值設為0，接觸面法向上不能傳遞拉應力，接觸面在脫開后也不能傳遞切向力。分析認為在2.5P時，錨巖接觸面后半段出現(xiàn)拉伸脫開，錨巖接觸面前、后段傳遞給底部巖體的切向剪力極不均勻，進而引起巖體內(nèi)產(chǎn)生拉伸應力。

(2)4.5P時，錨底接觸面完全脫開，其承擔水平荷載和新增纜索水平向拉力傳遞給錨碇前端巖體，導致錨碇前端巖體發(fā)生拉剪復合型破壞，形成貫通至地表的剪切破壞面，延伸深度大于基坑深度。

綜上所述，2.5P和4.5P是錨底地基和接觸面從開始塑性破壞到完全破壞的2個典型荷載階段，結(jié)合圖8可知，2個典型荷載也是錨底和錨前水平荷載分擔比曲線變化的特征點。

4 結(jié) 論

(1)纜索荷載為3.5P(P為纜索設計荷載)時，秀山大橋支墩樁基達到極限承載狀態(tài) ，其破壞形式近似于單軸壓縮破壞。

(2)超載條件下錨碇底部的錨-巖接觸面和巖體破壞形式以拉伸破壞為主，前者是纜索荷載法向分量引起的，后者是纜索荷載水平分量通過錨-巖接觸面?zhèn)鬟f的不均勻剪力作用的結(jié)果。

(3)在纜索荷載為(1～2)P時，基巖錨塊底板、錨塊前端巖體、支墩基礎、錨塊側(cè)邊水平荷載占比約為64%，23%，6%，7%，隨著荷載繼續(xù)增大，錨塊底板與巖體逐漸脫開，其承擔水平荷載向錨前端巖體轉(zhuǎn)移，支墩基礎、錨塊側(cè)邊水平荷載占比變化不大。

[1] 樓莊鴻．國外大跨徑懸索橋述評[J].中國公路學報，1991,4(4):67-76.

[2] 肖本職,吳相超,劉 婭.重慶魚嘴長江大橋錨碇抗剪強度試驗研究[J].長江科學院院報,2011,28(5):55-58，62.

[3] 劉效堯．懸索橋錨碇樁式基礎位移及受力分析[J].橋梁建設，2010， (4):47-51.

[4] 賴允瑾，吳昌將，張子新．軟巖地基懸索橋重力式錨碇齒坎效應的試驗研究與數(shù)值分析[J].巖石力學與工程學報，2010, 29(3):593-602.

[5] 李文勝，賴允瑾，吳昌將．懸索橋錨碇結(jié)構(gòu)2D有限元數(shù)值模擬與分析[J]. 地下空間與工程學報，2009,5(增2): 1768-1775.

[6] 李家平，李永盛，王如路.懸索橋重力式錨碇結(jié)構(gòu)變位規(guī)律研究[J]. 巖土力學， 2007， 28(1):145-150.

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