余家富，吳勇進(jìn)，王騰飛，張宜虎

(1.中鐵大橋勘測設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，武漢 430050； 2.長江科學(xué)院 水利部巖土力學(xué)與工程重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430010)

1 研究背景

相比其他橋型，懸索橋在加勁梁高跨比方面具有顯著優(yōu)勢，是公認(rèn)的跨越能力最強(qiáng)的一種橋型[1-2]。懸索橋錨碇可分為自錨式和地錨式2種，地錨式錨碇又分為重力式錨碇和隧道式錨碇[3]。相較于重力式錨碇，隧道式錨碇由錨塞體和圍巖共同承受主纜荷載，其混凝土體量遠(yuǎn)小于重力式錨碇，是一種性價(jià)比高、對周邊環(huán)境擾動小的錨碇結(jié)構(gòu)形式，在避免大規(guī)模開挖、節(jié)約投資、保護(hù)自然環(huán)境等方面均具有明顯優(yōu)勢[4-5]。

隧道式錨碇最早應(yīng)用于1932年的美國喬治·華盛頓大橋，直至2000年，世界范圍內(nèi)只有7座懸索橋采用了隧道式錨碇結(jié)構(gòu)，其中6座在國外，都建造在性能非常完好的巖體內(nèi)，國內(nèi)只有重慶豐都長江大橋采用了隧道式錨碇和巖錨的復(fù)合錨碇形式[6]。國內(nèi)自20世紀(jì)90年代起開始了對隧道式錨碇的深入研究，隧道式錨碇結(jié)構(gòu)在湖北四渡河大橋、貴州壩陵河大橋、湖南矮寨大橋、云南普立特大橋、重慶幾江長江大橋等近30座公路懸索橋中得到廣泛應(yīng)用[7-12]。但大部分隧道式錨碇均建設(shè)在灰?guī)r、白云巖、砂巖、花崗巖等工程巖體條件較好的巖層當(dāng)中，以充分發(fā)揮圍巖對錨塞體的夾持效應(yīng)承擔(dān)主纜荷載。公路懸索橋的主纜荷載大多為1×105～3×105kN，相關(guān)隧道式錨碇的承載安全系數(shù)普遍>7.0[4]。

結(jié)合目前國內(nèi)已建設(shè)和開展的隧道式錨碇研究工作，劉新榮等[3]、江南等[13]將隧道式錨碇圍巖的破壞模式大體總結(jié)為3類，即錨碇區(qū)坡體滑移破壞、錨巖接觸面圍巖破壞、圍巖倒楔形(倒圓錐臺)破壞。研究成果指出當(dāng)隧道式錨碇坡體存在軟弱結(jié)構(gòu)面不利組合，巖體受層面和節(jié)理切割較為破碎時(shí)，包括錨碇連同周圍巖體的坡體可能發(fā)生滑移破壞；當(dāng)錨址區(qū)圍巖完整性較好、質(zhì)量較高，隧道錨埋深較大且錨巖接觸面結(jié)合較低時(shí)，易發(fā)生錨巖接觸面破壞；當(dāng)圍巖完整性較差、質(zhì)量較低，隧道錨埋深較淺時(shí)，易發(fā)生向破外擴(kuò)散的倒楔形體破壞。張奇華等[10]指出由于圍巖對錨塞體的夾持作用決定了隧道式錨碇不會發(fā)生錨巖接觸面的破壞，胡波等[14]、湯華等[15]、王東英等[16]、廖明進(jìn)等[17]得出了“隧道式錨碇圍巖的破壞形態(tài)為倒楔形體”的結(jié)論?？傮w來看，隧道式錨碇的形態(tài)、埋深、圍巖完整程度、力學(xué)特性等因素綜合決定了其整體穩(wěn)定性和破壞模式，各隧道式錨碇應(yīng)結(jié)合其實(shí)際條件進(jìn)行綜合分析。

懸索橋在鐵路中應(yīng)用相對較少，鐵路懸索橋主纜拉力多為3×105～5×105kN，現(xiàn)階段國內(nèi)擬建的多座鐵路懸索橋均在論證隧道式錨碇方案的可行性，可見隧道式錨碇結(jié)構(gòu)在我國工程實(shí)踐中必將得到更廣泛的應(yīng)用，但在破碎巖體條件下建設(shè)隧道式錨碇結(jié)構(gòu)尚未有工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。

隨著我國工程實(shí)踐和工程理論的發(fā)展，現(xiàn)階段公路懸索橋隧道式錨碇的應(yīng)用范圍已不再局限于圍巖等級較高、地質(zhì)構(gòu)造簡單的堅(jiān)硬巖層當(dāng)中，而是有向圍巖質(zhì)量較差的巖體中延伸的趨勢[3]。鐵路懸索橋的主纜荷載又明顯大于公路懸索橋，隧道式錨碇對于復(fù)雜地質(zhì)條件下的軟弱、較差圍巖和軟硬結(jié)合圍巖是否適用的問題，需要進(jìn)一步深入研究。

目前國內(nèi)已建的大多數(shù)隧道式錨碇工程圍巖條件均相對較好，錨碇?jǐn)嗝娉叽缰饕獮?0 m左右[4]，對于錨碇成洞的穩(wěn)定性研究相對較少，但鐵路懸索橋超大主纜荷載和破碎巖體環(huán)境都將使錨碇?jǐn)嗝娉叽缭龃螅罂缍榷词议_挖穩(wěn)定性也將成為制約隧道式錨碇應(yīng)用的重要影響因素。

以我國西南新建鐵路上的大跨度懸索橋隧道式錨碇為研究對象，主纜拉力為4.3×105kN，初步設(shè)計(jì)錨塞體長度為85 m，后錨面尺寸為16.62 m(寬)×24.00 m(高)，主纜荷載和尺寸規(guī)模均為國內(nèi)最大。根據(jù)錨址區(qū)地質(zhì)條件建立破碎巖體與完整巖體相結(jié)合的地質(zhì)模型，精細(xì)化模擬錨洞開挖及支護(hù)過程，研究碎裂巖體中錨碇的成洞特性，并開展隧道式錨碇承載特性的數(shù)值模擬研究，對于該橋梁的設(shè)計(jì)、施工和安全評價(jià)具有重要意義，對于推進(jìn)隧道式錨碇結(jié)構(gòu)在大跨度大噸位鐵路懸索橋中的應(yīng)用也將具有參考價(jià)值。

2 破碎巖體力學(xué)參數(shù)取值

新建鐵路位于我國青藏高原東南部，四川省及西藏自治區(qū)境內(nèi)，鐵路沿線地質(zhì)條件極其復(fù)雜。懸索橋橋址處地形高差懸殊，坡陡谷深，河面寬約140 m，橋高約385 m，為典型高山峽谷地貌，如圖1所示。

圖1 大跨度懸索橋效果圖Fig.1 Rendering of large-span suspension bridge

橋梁近場區(qū)發(fā)育一套強(qiáng)烈韌性變形而形成的碎裂巖、糜棱巖的韌性剪切帶，寬500～1 000 m，韌性剪切帶內(nèi)的地層受構(gòu)造影響，變質(zhì)嚴(yán)重，礦物具有輕微的定向排列，巖體節(jié)理裂隙發(fā)育，巖體結(jié)構(gòu)以碎石角礫狀為主，局部散體狀結(jié)構(gòu)，圍巖工程質(zhì)量差，主要為Ⅳ—Ⅴ級。

為獲得合理巖體力學(xué)參數(shù)值，在現(xiàn)場錨址區(qū)勘探平洞內(nèi)針對各類巖性開展了現(xiàn)場巖體試驗(yàn)，試驗(yàn)按照《工程巖體試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50266—2013)試驗(yàn)方法和要求進(jìn)行。

根據(jù)試驗(yàn)成果，錨址區(qū)各類別巖體的各向異性特征不明顯，巖體物理力學(xué)參數(shù)成果列于表1。

表1 現(xiàn)場巖體物理力學(xué)試驗(yàn)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of field rock

現(xiàn)場巖體力學(xué)試驗(yàn)在錨址區(qū)勘探平洞內(nèi)實(shí)施，試驗(yàn)成果綜合反映了勘探平洞的爆破開挖對淺表層圍巖體的卸荷松弛影響。對比《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB 10003—2016)、《工程巖體分級標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 50218—2014)》、《水利水電工程地質(zhì)勘察規(guī)范(GB 50487—2008)》等規(guī)范中的巖體力學(xué)指標(biāo)建議值，試驗(yàn)獲得的變形模量相對較低，碎裂巖體、破碎弱風(fēng)化巖體屬隧道錨錨址區(qū)質(zhì)量較差巖體，其節(jié)理裂隙發(fā)育，變形模量取試驗(yàn)結(jié)果作為建議值。現(xiàn)場巖體抗剪強(qiáng)度參數(shù)試驗(yàn)值略高于規(guī)范建議值范圍，因試驗(yàn)點(diǎn)數(shù)量有限，為保證巖體力學(xué)強(qiáng)度參數(shù)的可靠性，取試驗(yàn)值和規(guī)范建議值的上限值的較低值作為參數(shù)建議值。最終提出的各類巖體物理力學(xué)參數(shù)建議值列于表2。

表2 隧道錨錨址區(qū)巖體物理力學(xué)參數(shù)建議值Table 2 Suggested values of physical and mechanical parameters of rock mass in tunnel anchorage site

3 隧道式錨碇三維數(shù)值計(jì)算模型

該特大橋橋型為主跨1 060 m雙線鐵路鋼桁梁懸索橋，橋長1 293 m。左岸設(shè)置2個(gè)隧道式錨碇，錨址圍巖主要為破碎弱風(fēng)化巖體、碎裂巖體和弱風(fēng)化巖體，圍巖質(zhì)量級別主要為Ⅳ—Ⅴ級，單根纜索荷載4.3×105kN。錨碇前錨室長度為62 m，錨塞體長85 m，后錨室長度為3 m，錨塞體軸線傾角為38°，前、后錨面分別為13.22 m×16.10 m、16.62 m×24.00 m(寬×高)的曲墻帶仰拱的馬蹄形斷面。

三維彈塑性數(shù)值計(jì)算采用FLAC3D程序，建立綜合考慮巖體卸荷、地層分類和隧道式錨碇結(jié)構(gòu)的三維精細(xì)化數(shù)值仿真模型。巖土介質(zhì)屈服準(zhǔn)則采用摩爾-庫倫剪切屈服與拉破壞準(zhǔn)則相結(jié)合的復(fù)合準(zhǔn)則。

模型選取隧道中心線為x軸，指向河谷向?yàn)檎粂軸垂直于隧道軸線方向，指向下游為正；z軸為鉛直方向，向上為正，模型范圍為450 m×370 m×425 m (x×y×z)。依據(jù)上、下游側(cè)隧道式錨碇的地質(zhì)剖面圖進(jìn)行了巖層分類，考慮了強(qiáng)風(fēng)化巖、破碎弱風(fēng)化巖、弱風(fēng)化巖和碎裂巖共4種巖性，模型參數(shù)采用基于現(xiàn)場巖體力學(xué)試驗(yàn)提出的巖體力學(xué)參數(shù)建議值。

為模擬隧道開挖支護(hù)的施工過程，對計(jì)算模型采用推進(jìn)式方式開挖模擬，在錨洞軸線向控制每層網(wǎng)格尺寸為1.5 m，與施工開挖進(jìn)尺一致。采用四面體和六面體相結(jié)合單元形式對模型進(jìn)行網(wǎng)格剖分，整個(gè)模型共剖分約6×105個(gè)單元、2.8×105個(gè)節(jié)點(diǎn)數(shù)。計(jì)算模型邊界條件采用底面三向約束，側(cè)面法向約束，地表自由的模式，主纜荷載均勻施加于隧道式錨碇的后錨面。隧道式錨碇的三維數(shù)值仿真計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 隧道式錨碇三維數(shù)值計(jì)算模型Fig.2 Three-dimensional numerical calculation model of tunnel type anchorage

為研究破碎巖體中隧道式錨碇錨洞開挖響應(yīng)特性，模型中考慮了設(shè)計(jì)支護(hù)措施。隧道錨初期支護(hù)采用C30聚丙烯合成纖維噴射混凝土，并設(shè)置工字鋼拱架；主纜通過段系統(tǒng)錨桿采用自進(jìn)式Φ2.5 cm×H0.5 cm中空注漿錨桿，長度為4 m；鞍室段、前錨室段、錨塞體段及后錨室段系統(tǒng)錨桿采用Φ3.2 cm×H0.6 cm自進(jìn)式中空注漿錨桿，長度4.0 m和7.0 m交錯(cuò)布置，同時(shí)，環(huán)向每隔3根系統(tǒng)錨桿設(shè)置1根Φ5.1 cm×H0.8 cm自進(jìn)式預(yù)應(yīng)力中空注漿錨桿，縱向間距與系統(tǒng)錨桿縱向間距一致，長度為15 m，與系統(tǒng)錨桿同時(shí)施工。中空注漿錨桿屈服強(qiáng)度為325 MPa，使用FLAC3D中的結(jié)構(gòu)單元“CABLE”模擬，滯后掌子面一個(gè)進(jìn)尺施加，鋼拱架屈服強(qiáng)度235 MPa，使用結(jié)構(gòu)單元“BEAM”模擬，滯后掌子面一個(gè)進(jìn)尺施加，混凝土噴層采用實(shí)體單元模擬，滯后掌子面一個(gè)進(jìn)尺施加。隧道式錨碇的支護(hù)結(jié)構(gòu)模型如圖3所示。

圖3 隧道式錨碇支護(hù)結(jié)構(gòu)模擬Fig.3 Modeling of support structure of tunnel type anchorage

4 隧道式錨碇成洞特性研究

開挖計(jì)算考慮最不利條件工況，即錨碇錨洞與鐵路隧道同時(shí)開挖到錨隧交叉位置。計(jì)算步序以每個(gè)施工進(jìn)尺(1.5 m)循環(huán)為單位，對每一施工進(jìn)尺內(nèi)的“開挖-支護(hù)”流程進(jìn)行模擬，逐步實(shí)現(xiàn)對主纜通過段、鞍室段、前錨室段、錨塞體及后錨室段的錨洞動態(tài)施工開挖和支護(hù)過程的模擬。

模擬結(jié)果表明，錨洞圍巖開挖變形總體上表現(xiàn)為向臨空面發(fā)展的特點(diǎn)，隨著邊墻的形成，洞室拱頂均是逐步下沉；在錨洞初始開挖階段頂拱變形是主體，但隨著洞室下挖和掌子面向前推進(jìn)，邊墻位移成為變形的主體。圍巖變形受巖層分布影響顯著，圖4為開挖完成后上、下游側(cè)隧道錨錨洞位移和地質(zhì)剖面對比，上游側(cè)碎裂巖主要穿越隧道錨前錨室洞段，在錨塞體后錨面段有局部穿越，下游側(cè)碎裂巖主要分布在前錨室段、錨塞體中部和后錨室段，上述區(qū)段在錨洞開挖后的位移量均顯著高于其他洞段。錨洞圍巖的開挖變形均顯著集中在碎裂巖分布區(qū)域，且埋深越大、開挖洞徑越大，圍巖的變形越大。

圖4 開挖完成后上游側(cè)與下游側(cè)隧道錨錨洞位移與 地質(zhì)剖面對比Fig.4 Comparison of displacement and geological profile of tunnel type anchorage between upstream side and downstream side after excavation

表3列出了隧道錨錨洞各部位最大位移與最大相對位移比(最大位移與洞室凈空半徑的百分比)。根據(jù)Hoek[18]提出的隧道圍巖變形分級標(biāo)準(zhǔn)(表4)，在現(xiàn)支護(hù)措施下，上游側(cè)隧道錨前錨室洞段相對位移最大約1.43%，屬輕微擠壓變形；下游側(cè)隧道錨前錨室、錨塞體和后錨室洞段相對位移均>1.0%，最大約1.60%，屬輕微擠壓變形，輕微擠壓變形洞段均為碎裂巖分布洞段。從錨洞開挖的圍巖位移量和相對位移看，碎裂巖層是本隧道式錨碇施工成洞的關(guān)鍵地層，施工中需對碎裂巖洞段進(jìn)行重點(diǎn)監(jiān)測和有效控制。

表3 錨洞各部位最大位移與最大相對位移比Table 3 Maximum displacement and maximum relative displacement ratio at different parts of the anchorage hole

表4 不同隧道相對位移下的隧道擠壓變形分級Table 4 Rating of squeezing deformation of tunnel associated with different levels of relative displacement

5 隧道式錨碇承載特性研究

5.1 隧道式錨碇的主纜荷載響應(yīng)

巖體開挖完成及錨碇建造后，將主纜設(shè)計(jì)荷載以面力施加在混凝土錨塞體后端面以及散索鞍上。主纜設(shè)計(jì)荷載P為4.3×105kN，經(jīng)換算后錨面、散索鞍基礎(chǔ)的應(yīng)力分別為1.2、1.4 MPa。

模擬結(jié)果表明，加主纜設(shè)計(jì)荷載后，山體與錨塞體沿主纜荷載向山外側(cè)變形，以x向(橋梁軸向)水平變形為主；在主纜荷載作用下，錨塞體洞周圍巖處于壓密過程，在錨碇中心線鉛直截面和沿主纜拉力方向斜截面內(nèi)，位移等值線從錨碇后端面往山外呈喇叭型分布，錨塞體后錨面區(qū)域位移最大，往前錨面方向位移逐漸減小，周邊圍巖越靠近錨塞體位移越大，如圖5、圖6所示。

圖5 主纜荷載作用下隧道式錨碇鉛直截面位移與 地質(zhì)剖面圖對比Fig.5 Comparison of displacement and geological profile of vertical section of tunnel type anchorage under main cable load

圖6 主纜荷載作用下隧道式錨碇中心斜截面位移云圖Fig.6 Displacement contours of oblique section of tunnel type anchorage under main cable load

另一方面，由于模型中考慮了地層分布的不均勻性，主纜荷載作用下隧道錨及圍巖的位移等值線圖分布并不均勻圓滑，而是隨著地層分布差異表現(xiàn)出折線段，下游側(cè)錨塞體段碎裂巖穿插分布較上游側(cè)更多，其位移等值線分布均勻性越差。錨塞體周邊圍巖內(nèi)的位移梯度較大，表明錨塞體主要帶動其周邊圍巖承受主纜荷載作用，主纜荷載往外側(cè)擴(kuò)散范圍有限。下游側(cè)錨塞體區(qū)域碎裂巖較上游側(cè)分布更為廣泛，施加主纜荷載后，下游側(cè)發(fā)生的位移量明顯大于上游側(cè)，下游側(cè)錨塞體最大增量變形約2.1 mm，上游側(cè)錨塞體最大增量變形約1.6 mm，均出現(xiàn)在后錨面區(qū)域。隧道式錨碇主纜荷載幾乎未對鐵路隧道產(chǎn)生影響。

新增塑性區(qū)能進(jìn)一步反映隧道式錨碇在主纜荷載作用下圍巖屈服狀態(tài)，圖7為主纜荷載作用下隧道式錨碇斜截面的新增塑性屈服區(qū)分布。施加主纜設(shè)計(jì)荷載后，二次應(yīng)力對錨塞體圍巖主要起壓密作用，錨塞體周邊圍巖僅在碎裂巖分布段產(chǎn)生零星分布的塑性區(qū)，主要表現(xiàn)為壓剪屈服，未形成塑性區(qū)帶，因此在主纜荷載作用下，隧道式錨碇結(jié)構(gòu)體系總體仍處于彈性階段工作范圍內(nèi)。

圖7 主纜荷載下隧道式錨碇中心線斜截面的新增塑性區(qū)Fig.7 New plastic zone of oblique section of tunnel type anchorage under main cable load

5.2 隧道式錨碇的超載特性

為進(jìn)一步研究該隧道式錨碇結(jié)構(gòu)的承載能力和破壞模式，評價(jià)其最大抗拔承載能力，利用模型逐步增加主纜荷載。隨著主纜荷載增加，錨塞體和圍巖變形分布規(guī)律與施加主纜設(shè)計(jì)荷載時(shí)基本一致，變形量值隨荷載增加而逐步增大。在主纜荷載<10P時(shí)，錨塞體變形呈線性增加且相對較為緩慢，當(dāng)荷載超過10P時(shí)位移增長速率明顯加快。圖8為上、下游側(cè)錨塞體后錨面特征部位增量位移與超載系數(shù)的關(guān)系曲線，在超載系數(shù)為10(荷載為10P)時(shí)出現(xiàn)了 明顯拐點(diǎn)。

圖8 錨塞體后錨面特征部位位移與超載系數(shù)關(guān)系曲線Fig.8 Curves of displacement at characteristic position on anchor rear surface versus overload coefficient

隨著主纜荷載的逐步增大，錨塞體圍巖塑性區(qū)由錨塞體后錨面逐步沿著錨塞體周邊圍巖向中前部發(fā)展，如圖9所示，塑性區(qū)主要分布錨洞周邊一定范圍圍巖內(nèi)，以剪切屈服為主。當(dāng)主纜荷載增加至10P時(shí)，錨塞體周邊圍巖幾乎整體性進(jìn)入塑性屈服狀態(tài)，但未形成從錨塞體向坡外的喇叭形塑性區(qū)。

圖9 超載作用下下游側(cè)隧道式錨碇鉛直截面塑性區(qū)分布Fig.9 Plastic zone distribution in vertical section of tunnel type anchorage in downstream side under overload

下游側(cè)隧道式錨碇廣泛分布于碎裂巖體中，塑性區(qū)未在碎裂巖體中呈現(xiàn)向坡外擴(kuò)散的倒楔形(倒圓錐臺)破壞趨勢，隧道式錨碇主要表現(xiàn)為錨巖接觸面一定深度內(nèi)的破壞。圍巖中的碎裂巖體未成為隧道式錨碇在主纜荷載作用下的軟弱破壞通道。由于隧道式錨碇在超載10P作用下，錨碇周邊圍巖形成自后錨面至前錨面的貫穿塑性區(qū)，且隧道式錨碇特征點(diǎn)位移在超載10P后較超載10P前具有更快的增長速率，可綜合判斷該隧道式錨碇結(jié)構(gòu)的承載能力為9P，其最終破壞模式為沿錨塞體后錨面至前錨面的周邊圍巖的剪切破壞。

6 結(jié) 論

(1)碎裂巖體的擠壓變形控制是錨碇成洞穩(wěn)定的關(guān)鍵。在設(shè)計(jì)支護(hù)措施下，錨洞處于輕微擠壓變形狀態(tài)，因此錨洞施工應(yīng)采用強(qiáng)支護(hù)、重監(jiān)測的原則有效保障碎裂巖成洞穩(wěn)定性。

(2)隧道式錨碇圍巖在主纜荷載作用下的位移表現(xiàn)為從錨碇后端面往坡外的喇叭型分布。圍巖變形受地層分布影響顯著，碎裂巖體區(qū)域位移較大，錨碇周邊圍巖位移梯度較大，擴(kuò)散影響范圍有限，對鐵路隧道幾乎無影響。

(3)隧道式錨碇在超載作用下的圍巖塑性區(qū)表現(xiàn)為由后錨面沿周邊圍巖向中前部發(fā)展的趨勢，碎裂巖體中隧道式錨碇主要通過帶動周邊接觸帶圍巖承受主纜荷載，未形成沿碎裂巖走向發(fā)展的塑性區(qū)。整體破壞模式為錨巖接觸帶的剪切破壞。

(4)隧道式錨碇可以應(yīng)用于受構(gòu)造影響嚴(yán)重、節(jié)理裂隙極發(fā)育、圍級基本分級為IV—V級的碎裂巖體中。