矮寨懸索橋茶洞岸構(gòu)筑物圍巖及山體穩(wěn)定性研究

彭建國，張奇華，胡惠華，龍樹威

（1.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院，湖南長沙 410008;2.長江科學(xué)院，湖北 武漢 430010）

矮寨懸索橋茶洞岸構(gòu)筑物圍巖及山體穩(wěn)定性研究

彭建國1，張奇華2，胡惠華1，龍樹威1

（1.湖南省交通規(guī)劃勘察設(shè)計(jì)院，湖南長沙 410008;2.長江科學(xué)院，湖北 武漢 430010）

調(diào)查分析了矮寨特大懸索橋茶洞岸巖體施工期間所暴露的地質(zhì)缺陷及穩(wěn)定問題;采用三維數(shù)值分析方法，計(jì)算了在巖體開挖后、施加主纜荷載后等工況下，隧道錨、索塔基礎(chǔ)與公路隧道圍巖及山體的穩(wěn)定性，及構(gòu)筑物相互影響;提出了工程支護(hù)的措施。研究結(jié)果表明:巖體穩(wěn)定問題主要集中在橋臺邊坡上，施加工程設(shè)計(jì)荷載不會對巖體穩(wěn)定造成明顯影響，構(gòu)筑物之間相互影響不大;隧道錨因圍巖擠壓效應(yīng)而產(chǎn)生強(qiáng)大的抗拔能力，其承載能力可能被嚴(yán)重低估。

矮寨特大懸索橋;隧道式錨碇;巖體穩(wěn)定分析;巖體加固;地質(zhì)分析

1 工程概況

西部交通建設(shè)中一些橋梁必須滿足大跨度的要求。懸索橋具有跨越能力強(qiáng)和加勁梁高基本不隨跨徑增加而增高的特點(diǎn)，可有效避免高墩、減少大型基礎(chǔ)工程施工、環(huán)境擾動小，是西部山區(qū)交通建設(shè)的理想橋型。與重力式錨碇相比，懸索橋的隧道式錨碇對于節(jié)約投資、避免大規(guī)模開挖、保護(hù)自然環(huán)境方面具有明顯優(yōu)勢。目前，國內(nèi)外大型懸索橋的建設(shè)經(jīng)驗(yàn)還不多，隧道式錨碇圍巖穩(wěn)定及變形破壞模式的認(rèn)識還不夠清楚，因此可能保守地將隧道錨改成重力錨。

針對隧道錨圍巖變形破壞特點(diǎn)及承載能力問題，文獻(xiàn)［1～6］進(jìn)行了不同比尺的隧道錨現(xiàn)場模型試驗(yàn)，討論了錨碇圍巖變形、荷載傳遞與破壞模式等方面的問題。文獻(xiàn)［7～9］采用數(shù)值方法研究了錨碇圍巖穩(wěn)定，以及各構(gòu)筑物相互影響及山體系統(tǒng)變形穩(wěn)定等問題。

吉首—茶洞高速公路是長沙—重慶公路通道的組成部分，矮寨特大懸索橋是吉茶高速公路的控制性工程。該橋跨越湖南省吉首市矮寨鎮(zhèn)附近的山谷，橋面設(shè)計(jì)標(biāo)高與地面高差約330 m。大橋西北端為茶洞岸，采用隧道式錨碇，東南端為吉首岸，采用重力式錨碇。橋長1 009.04 m，索塔間距1 176 m，為目前國內(nèi)在建的最大跨度懸索橋。錨碇荷載2×280 MN，索塔荷載2×540 MN。茶洞岸公路隧道位于錨碇和索塔下部，如圖1。

圖1 茶洞岸橋軸線剖面地質(zhì)與設(shè)計(jì)概要Fig.1 Geology and design sketch of bridge axis section of Chadong bank

首先對施工期巖體開挖揭露的地質(zhì)缺陷進(jìn)行分析，然后采用三維數(shù)值分析方法，對巖體開挖后、施加主纜荷載后等工況下，隧道錨、索塔基礎(chǔ)與公路隧道圍巖及山體穩(wěn)定性進(jìn)行了計(jì)算，并分析了構(gòu)筑物相互影響。在此基礎(chǔ)上，對工程巖體所需的支護(hù)措施進(jìn)行了設(shè)計(jì)。

2 施工開挖后地質(zhì)情況

橋位區(qū)地形地質(zhì)條件復(fù)雜。兩岸山坡陡峭，呈峰林地貌形態(tài)。巖體為寒武系灰?guī)r、白云巖，巖性堅(jiān)硬，巖層平緩，層面較為發(fā)育且存在少量層間剪切帶，巖體中普遍發(fā)育有2組陡傾角節(jié)理裂隙。在長期風(fēng)化、卸荷等作用下，巖體坡面一定的范圍內(nèi)發(fā)育有風(fēng)化卸荷帶、溶蝕裂縫，且還有一些難以探明的巖溶等。這些地質(zhì)缺陷破壞了巖體的完整性并降低了巖體的強(qiáng)度，影響邊坡及山體的穩(wěn)定，從而可能對錨碇、塔基和公路隧道等構(gòu)筑物的穩(wěn)定性帶來隱患。

茶洞岸橋臺邊坡（圖1）開挖深度達(dá)46 m，開挖邊坡正面坡高度約62 m，兩側(cè)邊坡高10～62 m，分兩級邊坡，開挖坡比為 1∶0.3，按照 JTG D 70—2004《公路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》，該坡比已超出了設(shè)計(jì)要求，且橋臺邊坡頂離塔基邊緣較近（約60 m）。開挖巖體均為弱～微風(fēng)化灰?guī)r，按隧道圍巖分級一般為Ⅲ級。邊坡巖體主要地質(zhì)缺陷（圖2）有:①層面（少量層間剪切帶）;②2組陡傾角節(jié)理裂隙;③風(fēng)化卸荷帶;④多個溶洞;⑤基本平行坡面的卸荷溶蝕裂縫（L19、L20、T38等）;⑥5條縱向溶蝕裂縫。邊坡巖體完整性相對較差。

圖2 橋臺邊坡巖體縱向裂縫發(fā)育情況Fig.2 Longitudinal fractures appearance of the abutment slope

塔基開挖后，基坑周邊巖體，以及塔基與橋臺邊坡之間一定范圍內(nèi)，未見較明顯的溶蝕現(xiàn)象（圖3），這樣對塔基穩(wěn)定是有利的，溶蝕缺陷主要發(fā)育于距邊坡坡面一定范圍內(nèi)。

圖3 左塔基坑巖體性狀Fig.3 Rock mass characteristics of left caber tower foundation

隧道錨錨洞開挖后，洞壁未發(fā)現(xiàn)明顯溶蝕現(xiàn)象。右錨洞錨塞體前端沿溶蝕裂縫L21發(fā)育有落水洞4，但該落水洞往下延伸至錨塞體內(nèi)時基本已消失，L21延伸至錨塞體內(nèi)后呈閉合狀。

公路隧道左洞左側(cè)壁發(fā)育有溶洞17，溶洞沿走向長約20 m，中間溶腔直徑達(dá)5.0 m，主要呈溶縫狀發(fā)育，寬度一般小于1.5 m，從隧道底板往地面延伸在10 m以上。

3 穩(wěn)定分析研究的關(guān)鍵問題

初設(shè)階段及施工圖設(shè)計(jì)階段，采用三維數(shù)值分析、塊體理論等方法進(jìn)行了多次計(jì)算分析，為橋位線的比選、錨碇圍巖穩(wěn)定性及設(shè)計(jì)優(yōu)化、各構(gòu)筑物圍巖穩(wěn)定及相互作用，以及邊坡山體穩(wěn)定性論證等提供了依據(jù)。主要工作有以下幾方面:

1）錨碇圍巖穩(wěn)定性，錨碇承載能力及安全度;

2）索塔基礎(chǔ)穩(wěn)定性，尤其是索塔荷載對下部公路隧道穩(wěn)定的影響;

3）公路隧道圍巖穩(wěn)定性及所需的支護(hù)措施;

4）錨碇、索塔設(shè)計(jì)荷載對巖體穩(wěn)定性的影響;

5）橋臺邊坡穩(wěn)定性，所需加固措施;

6）山體穩(wěn)定性評價。

4 茶洞岸數(shù)值模擬分析

4.1 地質(zhì)概化與數(shù)值分析模型

根據(jù)地質(zhì)資料及施工期現(xiàn)場勘查情況，對工程地質(zhì)條件進(jìn)行概化，并建立數(shù)值分析模型，采用三維FLAC進(jìn)行模擬計(jì)算。

巖體中劃分了微新巖體與風(fēng)化卸荷帶。針對巖體中廣泛存在的層面，ubiquitous-joint plasticity模型模擬巖層在不同方向上力學(xué)性能的差異性（正交各向異性），即垂直層面與平行層面上，巖體的抗剪強(qiáng)度不同，沿層面破壞時，取為層面強(qiáng)度參數(shù)，垂直層面破壞時，取巖體綜合強(qiáng)度參數(shù)。

巖體中存在兩組陡傾角節(jié)理，其影響通過工程巖體分級和現(xiàn)場巖體力學(xué)試驗(yàn)等方法，以宏觀巖體力學(xué)等效參數(shù)進(jìn)行概化。

在橋臺開挖邊坡中部考慮了層間剪切帶，剪切帶通過了錨塞體中部，可以模擬層間剪切帶對錨碇抗拔能力的影響。

橋臺邊坡一側(cè)平行坡面的溶蝕性裂縫（L19、L20、T38等）在邊坡坡頂及向坡內(nèi)的延伸情況難以確切調(diào)查清楚，而這些裂縫作為邊坡相對不穩(wěn)定區(qū)的切割邊界，其發(fā)育性狀對邊坡穩(wěn)定及支護(hù)量具有較大影響。在穩(wěn)定分析中，為安全起見，考慮平行坡面的3條裂縫對邊坡巖體完全切割，并作為有一定連通率的溶蝕裂縫（具有一定的宏觀抗剪強(qiáng)度，視溶蝕導(dǎo)致裂縫張開情況而不同，但由于溶蝕情況和連通率難以準(zhǔn)確勘察，需根據(jù)經(jīng)驗(yàn)進(jìn)行估計(jì)），裂縫延伸至公路隧道上方。

根據(jù)邊坡開挖揭露的5條縱向溶縫情況確定其延伸范圍的寬度，這樣，可以較全面模擬橋頭邊坡受溶蝕裂縫多次切割后的穩(wěn)定性。

錨碇圍巖模擬了L21的影響;公路隧道處模擬了左側(cè)溶洞17的影響。

模型中模擬了兩個錨碇（包括散索鞍）、塔基及公路隧洞。隧道錨洞開挖后，在圍巖一定深度范圍內(nèi)可以形成松動圈，計(jì)算模型（圖4）考慮了松動圈的力學(xué)強(qiáng)度有一定程度的降低。

由于隧道錨和塔基位于山體淺表部位，因而計(jì)算時巖體的初始應(yīng)力場按自重場考慮。

圖4 數(shù)值計(jì)算模型（左錨碇中心線剖面）Fig.4 Numerical calculation model（left anchorage center line section）

4.2 計(jì)算參數(shù)

在參考試驗(yàn)資料的基礎(chǔ)上，結(jié)合對開挖巖體實(shí)際性狀的現(xiàn)場認(rèn)識，并類比相似工程巖體的參數(shù)取值，確定出計(jì)算采用的巖體力學(xué)參數(shù)，如表1。

表1 計(jì)算采用的巖體力學(xué)參數(shù)Table 1 Rock mechanical parameters used in calculation

對比 GB 50218—94《工程巖體分級標(biāo)準(zhǔn)》［10］，并類比相似工程巖體的分級結(jié)果，表1給出的微新巖體為Ⅲ級，卸荷風(fēng)化帶巖體為Ⅳ級;層間剪切帶高參時為Ⅲ級下，低參為Ⅳ級;T38、L19裂縫為Ⅱ級～Ⅲ級;L20、L21、邊坡外側(cè)裂縫作為有一定連通率的溶蝕裂縫考慮，強(qiáng)度為Ⅲ級結(jié)構(gòu)面，由于裂縫在宏觀上并非完全脫空而有一定的介質(zhì)相連，因此宏觀上考慮為模量很低的連續(xù)介質(zhì)。根據(jù)目前在現(xiàn)場對巖體及地質(zhì)缺陷的認(rèn)識，可以認(rèn)為參數(shù)的取值和地質(zhì)缺陷的分析處理是較為合理安全的。

4.3 計(jì)算模擬步驟

1）原始山體應(yīng)力模擬;

2）錨洞、公路隧道和索塔基礎(chǔ)的施工開挖;

3）橋臺邊坡錨索支護(hù)模擬及優(yōu)化分析;

4）錨碇混凝土建造;

5）錨碇、主塔施加設(shè)計(jì)荷載;

6）錨碇超載模擬試驗(yàn)，按3P（設(shè)計(jì)荷載的3倍）、5P逐步施加超載。

4.4 數(shù)值計(jì)算成果分析及支護(hù)建議

4.4.1 巖體開挖后

錨洞、塔基和公路隧道施工開挖后的變形情況見圖5、圖6。橋臺邊坡開挖后巖體卸荷回彈，最大變形約4.5 mm。公路隧道底板回彈變形約為2～3 mm。受平行坡面的陡傾角溶蝕裂縫及縱向溶縫的共同影響，L20內(nèi)外側(cè)、以及縱向溶縫兩側(cè)巖體變形呈現(xiàn)一定的不連續(xù)特征。從圖5、圖6可以看出，錨洞、塔基和公路隧道開挖引起的變形之間的聯(lián)系不太明顯。

錨洞開挖引起圍巖的塑性區(qū)分布較為連續(xù)，延伸深度一般為4～6 m（圖7），而洞口上方巖體的塑性區(qū)分布廣泛且深度較大，因此錨洞洞周巖體宜進(jìn)行噴錨支護(hù)，洞口上方巖體宜采用鋼拱架等加強(qiáng)支護(hù)。

圖5 巖體開挖后位移矢量（左錨碇中心線剖面）Fig.5 Displacement vector after rock mass excavation（left anchorage center line section）

圖6 巖體開挖后位移等色區(qū)（右錨碇中心線剖面）Fig.6 Displacement cloudscape after rock mass excavation（right anchorage center line section）

公路隧道開挖引起圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生明顯的改變，出現(xiàn)一定的壓應(yīng)力集中及拉應(yīng)力區(qū)。圍巖塑性區(qū)分布較連續(xù)，延伸深度一般為4～8 m（圖7），因此需適當(dāng)支護(hù)，并在溶洞17與隧道交匯處宜采用鋼拱架等進(jìn)行局部加強(qiáng)支護(hù)。

橋臺邊坡開挖后L 20外側(cè)巖體及隧道頂拱出現(xiàn)較大范圍的塑性區(qū)（圖7），巖體穩(wěn)定性相對較差，因此邊坡及公路隧道入口處應(yīng)加強(qiáng)支護(hù)。

圖7 巖體開挖后塑性區(qū)分布（左錨碇中心線剖面）Fig.7 Plastic zone distribution after rock mass excavation（left anchorg r i si）

在邊坡加固設(shè)計(jì)方案的數(shù)值模擬基礎(chǔ)上，結(jié)合有關(guān)設(shè)計(jì)及科研經(jīng)驗(yàn)，邊坡采用的支護(hù)設(shè)計(jì)方案為:采用500～1 000 kN預(yù)應(yīng)力錨索結(jié)合框架梁進(jìn)行加固，錨索間距為3×3 m，下傾30°布置;錨索長度視不同高程而變。溶縫進(jìn)行清理回填。隧道出口處長約60 m范圍，采用鋼拱架結(jié)合系統(tǒng)錨桿進(jìn)行支護(hù)。

4.4.2 施加工程設(shè)計(jì)荷載

施加設(shè)計(jì)荷載后，錨碇圍巖最大變形約1.1 mm，散索鞍處的變形最大值約1.0 mm，索塔基巖的最大變形量約1.8 mm。

錨碇在主纜拉拔力作用下擠壓洞周圍巖，引起錨碇后端面外側(cè)的圍巖壓應(yīng)力有所增大，錨碇底部圍巖有少量新增的塑性區(qū)，因此錨碇設(shè)計(jì)荷載未引起圍巖穩(wěn)定性發(fā)生明顯改變。索塔基巖基本未見新增塑性區(qū)。

與開挖后相比，錨碇、塔基等設(shè)計(jì)荷載未引起巖體的穩(wěn)定性發(fā)生明顯變化。因此開挖后，只要通過加固措施充分保證開挖后的巖體穩(wěn)定性，在工程荷載作用下，巖體的穩(wěn)定仍可以滿足設(shè)計(jì)要求。

索塔荷載引起公路隧道頂拱向下變形，最大變形量約0.6 mm;索塔荷載對下部公路隧道圍巖的應(yīng)力狀態(tài)影響很小，對橋頭邊坡穩(wěn)定性的影響不太明顯。錨碇施加荷載引起公路隧道的最大變形約為0.2 mm，而對公路隧道周邊圍巖應(yīng)力分布影響很小。

圖8 施加設(shè)計(jì)荷載后位移（左錨碇中心剖面）Fig.8 Displacement cloudscape after design load exerted（left anchorage center line section）

4.4.3 錨碇施加模擬超載

隧道錨碇超載至3P、5P后，最大變形分別為4.6 mm和10.4 mm。通過超載后錨碇圍巖的變形分析可知，錨碇圍巖作為整體性受力體，能夠提供強(qiáng)大的抗拉拔能力，若地質(zhì)缺陷沒有連接成完整的破壞面，錨碇圍巖仍將通過“整體效應(yīng)”而聯(lián)合受力，使得較大范圍巖體均能夠提供“抗力”。

隨著超載力的增大，錨碇圍巖的應(yīng)力狀態(tài)改變也越明顯。錨體后部附近圍巖的最大主應(yīng)力由壓應(yīng)力狀態(tài)變化為拉應(yīng)力狀態(tài)（錨洞圍巖的拉應(yīng)力區(qū)范圍明顯增大）?？傮w上，錨碇超載5P后沒有引起圍巖應(yīng)力狀態(tài)發(fā)生較大改變，顯示了圍巖作為整體性受力體，能夠提供較大的富余抗拉拔能力。

與設(shè)計(jì)荷載條件下相比，隨著超載力的增大，錨體與圍巖接觸帶以及附近圍巖的塑性區(qū)范圍也相應(yīng)增加;當(dāng)超載至5～7P時，接觸帶及松動圈塑性區(qū)基本貫通。但隨著超載增加，圍巖并未出現(xiàn)明顯的大變形或塑性區(qū)大面積貫通，顯示了隧道錨因圍巖“擠壓效應(yīng)”（“夾持效應(yīng)”）而產(chǎn)生強(qiáng)大的抗拔能力，隧道錨承載能力在目前設(shè)計(jì)中可能被嚴(yán)重低估。

5 結(jié)語

1）茶洞岸隧道錨碇圍巖、索塔基巖的穩(wěn)定性較好，在設(shè)計(jì)荷載作用下的穩(wěn)定條件仍較好。工程巖體穩(wěn)定問題主要集中在橋臺邊坡上。通過適當(dāng)?shù)募庸檀胧?，可以保證巖體穩(wěn)定。

2）設(shè)計(jì)荷載不會對巖體穩(wěn)定造成明顯影響，因此只要保證開挖后巖體穩(wěn)定，設(shè)計(jì)荷載作用下巖體穩(wěn)定性可以得到保證。

3）除公路隧道進(jìn)口與橋臺邊坡之間，各構(gòu)筑物之間相互影響不明顯，有利于巖體穩(wěn)定。

4）超載數(shù)值模擬試驗(yàn)表明，隨著超載增加，隧道錨圍巖并未出現(xiàn)明顯的大變形或塑性區(qū)大面積貫通，顯示了隧道錨因圍巖“擠壓效應(yīng)”（“夾持效應(yīng)”）可以提供強(qiáng)大的抗拔能力。

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Surrounding Rock Structures and Mountain Stability of Chadong Bank of the Aizhai Suspension Bridge

PENG Jian-guo1，ZHANG Qi-hua2，HU Hui-hua1，LONG Shu-wei1
（1.Hunan Provincial Communications Planning，Survey＆ Design Institute，Changsha 410008，Hunan，China;
2.Yangtze River Scientific Research Institute，Wuhan 430010，Hubei，China）

Geological defects and stability problems of Chadong bank of Aizhai Super Suspension Bridge exposed in the excavation are investigated and analyzed.Based on these，by means of three-dimensional numerical analysis，surrounding rock stability of tunnel-type anchorage，caber tower and highway tunnel，as well as mountain stability are analyzed in different construction stages，including the condition stage after the rock mass excavation and the exertion of design load.Rock mass reinforcement is designed based on the results of numerical analysis.Analysis results show that stability problems focus on the stability of abutment slope，the influence of the design load on stability of rock mass is very limited，and mutual effects between structures are also limited.Tunnel-type anchorage can generate very huge pull-resistance force，which is caused by surrounding rock mass’‘squeezing effect’and the bearing capacity of tunnel-type anchorage may be underestimated severely.

Aizhai Super Suspension Bridge;tunnel-type anchorage;rock mass stability analysis;rock mass reinforcement;geological analysis

TU 45

A

1674-0696（2011）06-1298-05

10.3969/j.issn.1674-0696.2011.06.09

2011-03-02;

2011-07-25

交通運(yùn)輸部西部交通建設(shè)科技項(xiàng)目（200631879846）

彭建國（1964-），男，湖南長沙人，高級工程師，碩士，主要從事公路橋梁勘察設(shè)計(jì)方面的研究。E-mail:pengjianguo@hnjtsjy.com。