高烈度近场强震区深厚覆盖层重力式锚碇基础变位监测及分析

2022-11-09但路昭邹惠琼王建洪蒋文鹏

四川建筑 2022年5期

但路昭，杨哲，田明，邹惠琼，王建洪，蒋文鹏

(1.云南大永高速公路有限公司，云南大理 671000； 2.西南交通大学土木工程学院，四川成都 610031；3.云南省交通规划设计研究院有限公司，云南昆明 650000)

深厚覆盖层是指厚度大于30 m的第四纪松散堆积覆盖层，其物质组成不均匀，土层厚度空间变化不均匀，因此在深厚覆盖层区域的悬索桥锚碇设计与施工面临很大挑战。近年来我国深厚覆盖层下建设重力式锚碇有很多成功的工程实践，例如润扬长江公路大桥北锚碇采用矩形地下连续墙，江阴长江公路大桥的北锚碇采用了沉井基础，泰州长江公路大桥南、北锚碇基础均采用了沉井基础等。

对于深厚覆盖层重力式锚碇的变位分析，除采用已有的刚体模型和弹性地基梁模型假定[1]进行理论计算外，针对锚碇所处区域为深厚覆盖层的特殊性，近年来有一些学者采用有限元建模计算及模型试验的方法模拟土层的复杂空间变化及与锚碇的位置关系，得到的锚碇变位可以更好地符合实际工程从而指导工程实践。李永盛[2]采用室内相似模型试验研究了江阴长江大桥北锚碇在主缆拉力作用下变位规律，王东栋等[3]利用有限元软件对泰州长江大桥施工后沉降进行了数值计算和分析，结果表明，施工完成后锚碇的沉降占最终沉降量20%左右。赵永辉等[4-5]针对润扬长江大桥北锚区域的岩、土体，通过模拟实际受力情况，进行了单轴压缩蠕变试验，了解锚碇周围介质的长期变位参数从而研究锚碇长期变位问题。

然而从现有资料来看，针对高烈度近场强震区深厚覆盖层下锚碇基底变位监测及数值分析的研究工作还远远不够，本文以涛源金沙江大桥为工程背景，采用Abaqus有限元软件，对大理岸高烈度近场强震区深厚覆盖层下锚碇施工过程进行模拟，得到锚碇基础的沉降变位理论计算值，并与现场监测锚碇扩大基础的四角点变位值进行对比分析，同时对锚碇基底剪应力进行研究并考察其变化规律。

1 工程概况

G4216华坪至丽江高速公路大理连接线(丽江段)涛源金沙江大桥为跨越金沙江所设，如图1桥位处地势起伏较大，为典型的U形河谷地段，永胜岸为陡坡接隧道，大理岸地势较缓，接路基。主桥跨径布置为(160+636+140)m的单跨简支钢箱梁地锚式悬索桥。大理岸锚碇区处于高烈度近场强震区深厚覆盖层，由于锚碇基底标高处于中密状块石土层内、最高地下水位之上，锚碇基底下的碎石土地基整体承载力及摩阻力较大，可满足重力锚的承载力及抗剪强度要求，因此两岸锚碇均采用重力式锚。

图1 涛源金沙江大桥主桥立面布置(单位：cm)

涛源金沙江大桥地处程海断裂带，地震近场效应强烈，受其影响较大，晚更新世晚期以来大地震的重复发生时间间隔仅为1 500～2 000年。由于程海—宾川断裂带自身活动，多次导致区域内发生强震：1915年，永胜发生7.8级大地震；2001年，永胜县涛源乡和期纳镇交界处再次发生6级地震。强震对区域内不良地质体如崩塌、滑坡、滚石等稳定性影响突出，直接关系着工程建设与运营的安全。大理岸的路中线工程地质断面图如图2所示，锚碇区工程地质情况变化很大。

图2 工程地质断面

大理岸锚碇区的地质结构比较复杂，大理岸重力锚锚碇区地表崩坡堆积的碎石土、块石土厚度大(30～55 m不等)，浅表碎块石土层多呈松散、稍密状不均，厚度及结构性质差异较大，局部块石还存在架空现象，碎块石土层成分、密实度差异较大，碎块石之下(30～55 m以下)为厚层的第四系更新统(QP)粉细砂、粉土层，该土层土质较均匀、厚度较大、土层性质较稳定；锚碇基础埋深约42 m，故大部分锚碇基础底面处于碎块石土层内或靠近碎石土底部、小部分锚碇基础底面处于弱胶结较均匀的粉细砂土层内。

大理岸锚碇以块石土、碎石土、粉砂作为主要持力层。大理岸锚碇采用重力锚形式，由基础、锚块、锚室、散索套支墩等4部分构成，基础采用扩大基础，将大理岸引桥桥墩置于锚碇的锚块和散索套支墩基础位置，以增加整体受力，其总体构造见图3。

图3 锚碇结构布置(单位：cm)

大理岸锚碇扩大基础布置为矩形，基础整体平面尺寸为顺桥向67 m，横桥向60 m，高度为5 m，基础前端标高为+1 234.462 m，后端标高为+1 229.462 m，基底倾角为4.26°。大理岸锚碇根据主缆距离设2个分离式散索套支墩，横桥向中心间距为28 m，单个支墩倾角为70.7°，锚体横桥向宽60 m，顺桥向平面长度42 m，前后锚面距离为40 m。主缆索股在锚碇前锚室内的散索长度20 m，锚固系统的锚固长度20 m，主缆在锚碇处入射角为24.041 6°，根据入射角及散索鞍主缆平面稳定性的要求，确定前锚室主缆中心线的水平角为28.5°。

2 有限元模型

2.1 几何模型及网格划分

本文采用通用有限元程序Abaqus建立空间有限元模型土体及锚碇结构进行了有限元分析。土体模型建模过程中考虑土体计算范围，为了消除边界条件对计算结果的影响，土体模型竖直方向取91 m，顺桥向方向取141 m，横桥向取90 m。

首先要考虑土体的分层及各层土的力学参数，结合工程地质勘查资料表及根据路中线地质剖面图，将本模型中土体简化分为三层，土体分类及力学参数见表1。在建好二维土体模型之后，进行土层划分拉伸成三维模型。Abaqus软件可将各土层区域分别赋予材料属性。土体可以假定为Mohr-Coulomb理想弹塑性模型，且剪切破坏服从Mohr-Coulomb屈服准则。

表1 土体分类及参数

综合几何与材料非线性，土体采用八节点六面体实体单元C3D8R,如图4所示。

图4 土层有限元模型

Abaqus中建立锚碇部件时，将锚体分为锚块、散索鞍支墩、鞍部、后浇段、前锚室、后锚室等部分，锚碇除前锚室采用C40混凝土外，其余部位均采用C30混凝土。由于锚碇的安全是以稳定性来控制的，基础中的混凝土材料的应力水平较低，故采用线弹性模型是合适的，对锚碇进行详细的局部应力分析时采用了实体单元C3D8R进行网格划分如图5，共计8 007个单元，9 884个节点。

图5 锚碇有限元模型

2.2 边界条件及荷载施加

对土体施加边界条件时，假定前、后、右及底面边界距锚碇结构为无穷远，模型前、后侧约束Z轴方向位移；模型左右两侧面约束X轴方向水平位移；模型底面边界约束X、Y、Z轴3个方向位移；顶面边界为自由边界。计算模型中，重力式锚碇的扩大基础(包括后浇段)与地基土之间设置接触约束，包括切向接触和法向硬接触，切向接触摩擦系数取0.2。

锚体模型最不利工况进行分析，该工况荷载包括锚碇系统自重、预应力、主缆拉力、引桥竖向力。锚碇自重通过材料的物理属性容重自动考虑；有效预应力按施加锚固系统的钢拉杆采用2节点空间桁架单元，采用等效降温法来模拟预应力对结构的影响，主缆力按单根主缆拉力为基本组合下最大缆力为140 664 kN，施加于预应力单元在前锚面的钢拉杆单元节点(共59个节点)，单个节点集中力为2 384 kN；桥墩引桥竖向作用力因对阻止锚碇向前倾覆起有利作用，因此在这里不予考虑。

2.3 计算工况

为了保证模型的计算与实际工程相吻合，促进计算结果的精确性，尽量按照实际施工过程来进行模拟，通过对施工过程的简化，对锚体与地层模型的有限元分析主要分为几个工况研究：

(1)初始地应力的平衡。

(2)基坑开挖过程模拟。

(3)分块浇筑锚块、基础、散索套支墩混凝土。

(4)浇筑后浇段混凝土。

(5)浇筑前锚室侧墙、顶板、前墙混凝土。

(6)钢拉杆张拉预应力。

(7)运营阶段主缆索力的施加

2.4 模型验证

施工现场对高烈度近场强震区深厚覆盖层下锚碇结构进行系统监测研究，主要针对锚碇重力式基础的4个角点(J1～J4)的沉降和水平变形进行监测，其中J1、J2为锚碇后侧锚块基底的2个角点，J3、J4为锚碇前侧支墩基底的2个角点。

通过有限元分析得到锚碇基础4个角点(J1～J4)的沉降有限元计算值及顺桥向水平位移计算值，为了方便对比，根据实际施工工况，以基坑开挖后为初始状态，共选择4个工况进行对比，工况1为分块浇筑锚块、基础、散索套支墩混凝土，工况2为浇筑后浇段混凝土，工况3为浇筑前锚室侧墙、顶板、前墙混凝土，工况4为运营阶段主缆索力的施加，将工程监测值与有限元结果对比，如图6、图7所示，由于锚碇区地质情况复杂使得扩大基础沉降计算结果与实测结果存在一定差距，但计算结果较好地预测了锚碇基础的沉降变形规律。此外锚碇基础4个角点的水平变位情况的实测值与计算值差异不大，随不同工况的变化情况符合一致规律，因此说明数值模型较为合理，能够较好地模拟深厚覆盖层下锚碇施工过程。

图6 角点沉降值

图7 角点顺桥向水平位移值

3 试验结果及分析

3.1 锚碇变位特征

结合有限元模型，取锚碇结构的总体位移合量矢量图分析，如图8所示，在浇筑后浇段和前锚室后由于此时锚碇重心偏后端，锚碇建成未施加主缆拉力时，后端竖向位移大于前端，即锚碇主要表现为后倾。施加主缆拉力后，主缆拉力在锚碇底面产生一个向前的转动力矩，造成锚碇后端相对前端翘起，出现前倾。因此，从锚碇建设到运营，其变位总体上是一个由后倾变为前倾的过程。

图8 锚碇结构总体位移合量矢量

在有限元模型后处理过程中，取锚碇基底中间沿纵桥向长度作为路径，对比不同工况下的锚碇基底沿纵桥向路径范围内的沉降变化(其中工况1指分块浇筑锚碇，工况2指浇筑后浇段和前锚室，工况3指主缆索力的施加)，如图9可以得到几点规律：

图9 锚碇基底沿纵桥向路径范围沉降

(1)在不同工况下，锚碇整体的基底沿纵桥向路径范围内的沉降都呈线性，这是由于锚碇的整体刚度较大，位移主要为平动和转动。

(2)锚碇基底沿纵桥向路径范围内的沉降变化与施工情况符合一致，其中工况2锚碇整体浇筑完毕后沉降达到最大，峰值发生在锚块基底后侧为19.49 cm，且工况1到工况2过程中，锚碇基底沿纵桥向路径范围内的沉降变化线性斜率基本相同，说明前期锚碇浇筑过程主要为整体向下的平动沉降。

(3)施加主缆拉力之后锚碇整体发生转动，转动中心靠近前侧支墩基础，转动后整体沉降较为均匀在13～14 cm范围。

由于有限元模型忽略了锚碇周边回填及支护结构，因此得到的位移结果偏大，通过查阅文献，对关于基础沉降及变位的一些结论经验指标[6]进行分析，得到有限元计算的变位能控制在限值范围内，因此实际工程变位符合规范要求。

3.2 基底接触面剪应力

锚碇基础的破坏形式一般分为滑移破坏和倾覆破坏2种模式[7]，而针对滑移破坏分析时，抗滑力是抗滑稳定性分析的一个控制因素，抗滑力的大小取决于地基内部软弱结构面或地基与锚碇混凝土之间胶结面的抗剪强度，国内外学者通过试验研究[8-12]对接触面剪切机理有更明确的认识。

Abaqus后处理中接触面上的剪切应力CSHEAR1和CSHEAR2在2个正交滑动方向上给出，而在本模型中沿锚碇基底横桥向的剪应力由于其数值较小，在进行切向应力分析时可以忽略，仅考虑锚碇基底接触面纵桥向的剪应力(即CSHEAR1)。

图10 锚碇基底剪应力分布

图10为不考虑锚碇侧面围护结构得到的基底接触面剪应力分布图，从左到右为顺桥向。初始施工阶段锚碇及基础有向后滑动的趋势，基底剪切应力沿锚碇纵桥向对称分布，其中分块浇筑锚体阶段，基底法向应力变化范围为1.221～123.4 kPa，浇筑后浇段及前锚室后，基底法向应力变化范围为1.317～128.9 kPa，通过比较两阶段剪切应力，分布情况相同：从锚碇后侧位置顺桥向向前时基底的剪切应力大幅度减小，在锚碇后侧的周边以及角点出现应力集中。这是由于锚碇后端锚块的重量大，整体荷载分布不均匀，剪应力沿顺桥向为正值，与锚碇滑动趋势方向相反。

随着主缆拉力P0的施加，锚碇基底接触面上剪应力的分布出现了明显变化。基底剪切应力变化范围为-95.47～17.83 kPa，由于主缆拉力作用，基底剪应力变为前端增大，后端减小，并且后端基底剪切应力方向沿顺桥向，前端基底剪切应力方向沿反向，在锚碇基础的前端边角点的剪应力最大。当主缆拉力足够大，锚碇即将出现滑动失稳状态时(如图10中主缆拉力达到极值1.4P0时计算不再收敛)，这时基底剪切应力变化范围-116.7～0 kPa，基底整体剪切应力方向沿顺桥向反向，前端基底剪应力进一步增大且前端2个边角点处剪应力最大。综上，基底接触面剪应力的变化情况清楚地反映了锚碇的受力及变位情况，起到了保持锚碇稳定性的作用。