高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層重力式錨碇基礎(chǔ)變位監(jiān)測(cè)及分析

但路昭， 楊 哲， 田 明， 鄒惠瓊， 王建洪， 蔣文鵬

(1.云南大永高速公路有限公司，云南大理 671000； 2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031；3.云南省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司，云南昆明 650000)

深厚覆蓋層是指厚度大于30 m的第四紀(jì)松散堆積覆蓋層，其物質(zhì)組成不均勻，土層厚度空間變化不均勻，因此在深厚覆蓋層區(qū)域的懸索橋錨碇設(shè)計(jì)與施工面臨很大挑戰(zhàn)。近年來我國深厚覆蓋層下建設(shè)重力式錨碇有很多成功的工程實(shí)踐，例如潤揚(yáng)長江公路大橋北錨碇采用矩形地下連續(xù)墻，江陰長江公路大橋的北錨碇采用了沉井基礎(chǔ)，泰州長江公路大橋南、北錨碇基礎(chǔ)均采用了沉井基礎(chǔ)等。

對(duì)于深厚覆蓋層重力式錨碇的變位分析，除采用已有的剛體模型和彈性地基梁模型假定[1]進(jìn)行理論計(jì)算外，針對(duì)錨碇所處區(qū)域?yàn)樯詈窀采w層的特殊性，近年來有一些學(xué)者采用有限元建模計(jì)算及模型試驗(yàn)的方法模擬土層的復(fù)雜空間變化及與錨碇的位置關(guān)系，得到的錨碇變位可以更好地符合實(shí)際工程從而指導(dǎo)工程實(shí)踐。李永盛[2]采用室內(nèi)相似模型試驗(yàn)研究了江陰長江大橋北錨碇在主纜拉力作用下變位規(guī)律，王東棟等[3]利用有限元軟件對(duì)泰州長江大橋施工后沉降進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算和分析，結(jié)果表明，施工完成后錨碇的沉降占最終沉降量20%左右。趙永輝等[4-5]針對(duì)潤揚(yáng)長江大橋北錨區(qū)域的巖、土體，通過模擬實(shí)際受力情況，進(jìn)行了單軸壓縮蠕變?cè)囼?yàn)，了解錨碇周圍介質(zhì)的長期變位參數(shù)從而研究錨碇長期變位問題。

然而從現(xiàn)有資料來看，針對(duì)高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層下錨碇基底變位監(jiān)測(cè)及數(shù)值分析的研究工作還遠(yuǎn)遠(yuǎn)不夠，本文以濤源金沙江大橋?yàn)楣こ瘫尘埃捎肁baqus有限元軟件，對(duì)大理岸高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層下錨碇施工過程進(jìn)行模擬，得到錨碇基礎(chǔ)的沉降變位理論計(jì)算值，并與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)錨碇?jǐn)U大基礎(chǔ)的四角點(diǎn)變位值進(jìn)行對(duì)比分析，同時(shí)對(duì)錨碇基底剪應(yīng)力進(jìn)行研究并考察其變化規(guī)律。

1 工程概況

G4216華坪至麗江高速公路大理連接線(麗江段)濤源金沙江大橋?yàn)榭缭浇鹕辰O(shè)，如圖1橋位處地勢(shì)起伏較大，為典型的U形河谷地段，永勝岸為陡坡接隧道，大理岸地勢(shì)較緩，接路基。主橋跨徑布置為(160+636+140)m的單跨簡(jiǎn)支鋼箱梁地錨式懸索橋。大理岸錨碇區(qū)處于高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層，由于錨碇基底標(biāo)高處于中密狀塊石土層內(nèi)、最高地下水位之上，錨碇基底下的碎石土地基整體承載力及摩阻力較大，可滿足重力錨的承載力及抗剪強(qiáng)度要求，因此兩岸錨碇均采用重力式錨。

圖1 濤源金沙江大橋主橋立面布置(單位：cm)

濤源金沙江大橋地處程海斷裂帶，地震近場(chǎng)效應(yīng)強(qiáng)烈，受其影響較大，晚更新世晚期以來大地震的重復(fù)發(fā)生時(shí)間間隔僅為1 500～2 000年。由于程?！e川斷裂帶自身活動(dòng)，多次導(dǎo)致區(qū)域內(nèi)發(fā)生強(qiáng)震：1915年，永勝發(fā)生7.8級(jí)大地震；2001年，永勝縣濤源鄉(xiāng)和期納鎮(zhèn)交界處再次發(fā)生6級(jí)地震。強(qiáng)震對(duì)區(qū)域內(nèi)不良地質(zhì)體如崩塌、滑坡、滾石等穩(wěn)定性影響突出，直接關(guān)系著工程建設(shè)與運(yùn)營的安全。大理岸的路中線工程地質(zhì)斷面圖如圖2所示，錨碇區(qū)工程地質(zhì)情況變化很大。

圖2 工程地質(zhì)斷面

大理岸錨碇區(qū)的地質(zhì)結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，大理岸重力錨錨碇區(qū)地表崩坡堆積的碎石土、塊石土厚度大(30～55 m不等)，淺表碎塊石土層多呈松散、稍密狀不均，厚度及結(jié)構(gòu)性質(zhì)差異較大，局部塊石還存在架空現(xiàn)象，碎塊石土層成分、密實(shí)度差異較大，碎塊石之下(30～55 m以下)為厚層的第四系更新統(tǒng)(QP)粉細(xì)砂、粉土層，該土層土質(zhì)較均勻、厚度較大、土層性質(zhì)較穩(wěn)定；錨碇基礎(chǔ)埋深約42 m，故大部分錨碇基礎(chǔ)底面處于碎塊石土層內(nèi)或靠近碎石土底部、小部分錨碇基礎(chǔ)底面處于弱膠結(jié)較均勻的粉細(xì)砂土層內(nèi)。

大理岸錨碇以塊石土、碎石土、粉砂作為主要持力層。大理岸錨碇采用重力錨形式，由基礎(chǔ)、錨塊、錨室、散索套支墩等4部分構(gòu)成，基礎(chǔ)采用擴(kuò)大基礎(chǔ)，將大理岸引橋橋墩置于錨碇的錨塊和散索套支墩基礎(chǔ)位置，以增加整體受力，其總體構(gòu)造見圖3。

圖3 錨碇結(jié)構(gòu)布置(單位：cm)

大理岸錨碇?jǐn)U大基礎(chǔ)布置為矩形，基礎(chǔ)整體平面尺寸為順橋向67 m，橫橋向60 m，高度為5 m，基礎(chǔ)前端標(biāo)高為+1 234.462 m，后端標(biāo)高為+1 229.462 m，基底傾角為4.26°。大理岸錨碇根據(jù)主纜距離設(shè)2個(gè)分離式散索套支墩，橫橋向中心間距為28 m，單個(gè)支墩傾角為70.7°，錨體橫橋向?qū)?0 m，順橋向平面長度42 m，前后錨面距離為40 m。主纜索股在錨碇前錨室內(nèi)的散索長度20 m，錨固系統(tǒng)的錨固長度20 m，主纜在錨碇處入射角為24.041 6°，根據(jù)入射角及散索鞍主纜平面穩(wěn)定性的要求，確定前錨室主纜中心線的水平角為28.5°。

2 有限元模型

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

本文采用通用有限元程序Abaqus建立空間有限元模型土體及錨碇結(jié)構(gòu)進(jìn)行了有限元分析。土體模型建模過程中考慮土體計(jì)算范圍，為了消除邊界條件對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，土體模型豎直方向取91 m，順橋向方向取141 m，橫橋向取90 m。

首先要考慮土體的分層及各層土的力學(xué)參數(shù)，結(jié)合工程地質(zhì)勘查資料表及根據(jù)路中線地質(zhì)剖面圖，將本模型中土體簡(jiǎn)化分為三層，土體分類及力學(xué)參數(shù)見表1。在建好二維土體模型之后，進(jìn)行土層劃分拉伸成三維模型。Abaqus軟件可將各土層區(qū)域分別賦予材料屬性。土體可以假定為Mohr-Coulomb理想彈塑性模型，且剪切破壞服從Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則。

表1 土體分類及參數(shù)

綜合幾何與材料非線性，土體采用八節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元C3D8R,如圖4所示。

圖4 土層有限元模型

Abaqus中建立錨碇部件時(shí)，將錨體分為錨塊、散索鞍支墩、鞍部、后澆段、前錨室、后錨室等部分，錨碇除前錨室采用C40混凝土外，其余部位均采用C30混凝土。由于錨碇的安全是以穩(wěn)定性來控制的，基礎(chǔ)中的混凝土材料的應(yīng)力水平較低，故采用線彈性模型是合適的，對(duì)錨碇進(jìn)行詳細(xì)的局部應(yīng)力分析時(shí)采用了實(shí)體單元C3D8R進(jìn)行網(wǎng)格劃分如圖5，共計(jì)8 007個(gè)單元，9 884個(gè)節(jié)點(diǎn)。

圖5 錨碇有限元模型

2.2 邊界條件及荷載施加

對(duì)土體施加邊界條件時(shí)，假定前、后、右及底面邊界距錨碇結(jié)構(gòu)為無窮遠(yuǎn)，模型前、后側(cè)約束Z軸方向位移；模型左右兩側(cè)面約束X軸方向水平位移；模型底面邊界約束X、Y、Z軸3個(gè)方向位移；頂面邊界為自由邊界。計(jì)算模型中，重力式錨碇的擴(kuò)大基礎(chǔ)(包括后澆段)與地基土之間設(shè)置接觸約束，包括切向接觸和法向硬接觸，切向接觸摩擦系數(shù)取0.2。

錨體模型最不利工況進(jìn)行分析，該工況荷載包括錨碇系統(tǒng)自重、預(yù)應(yīng)力、主纜拉力、引橋豎向力。錨碇自重通過材料的物理屬性容重自動(dòng)考慮；有效預(yù)應(yīng)力按施加錨固系統(tǒng)的鋼拉桿采用2節(jié)點(diǎn)空間桁架單元，采用等效降溫法來模擬預(yù)應(yīng)力對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，主纜力按單根主纜拉力為基本組合下最大纜力為140 664 kN，施加于預(yù)應(yīng)力單元在前錨面的鋼拉桿單元節(jié)點(diǎn)(共59個(gè)節(jié)點(diǎn))，單個(gè)節(jié)點(diǎn)集中力為2 384 kN；橋墩引橋豎向作用力因?qū)ψ柚瑰^碇向前傾覆起有利作用，因此在這里不予考慮。

2.3 計(jì)算工況

為了保證模型的計(jì)算與實(shí)際工程相吻合，促進(jìn)計(jì)算結(jié)果的精確性，盡量按照實(shí)際施工過程來進(jìn)行模擬，通過對(duì)施工過程的簡(jiǎn)化，對(duì)錨體與地層模型的有限元分析主要分為幾個(gè)工況研究：

(1)初始地應(yīng)力的平衡。

(2)基坑開挖過程模擬。

(3)分塊澆筑錨塊、基礎(chǔ)、散索套支墩混凝土。

(4)澆筑后澆段混凝土。

(5)澆筑前錨室側(cè)墻、頂板、前墻混凝土。

(6)鋼拉桿張拉預(yù)應(yīng)力。

(7)運(yùn)營階段主纜索力的施加

2.4 模型驗(yàn)證

施工現(xiàn)場(chǎng)對(duì)高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層下錨碇結(jié)構(gòu)進(jìn)行系統(tǒng)監(jiān)測(cè)研究，主要針對(duì)錨碇重力式基礎(chǔ)的4個(gè)角點(diǎn)(J1～J4)的沉降和水平變形進(jìn)行監(jiān)測(cè)，其中J1、J2為錨碇后側(cè)錨塊基底的2個(gè)角點(diǎn)，J3、J4為錨碇前側(cè)支墩基底的2個(gè)角點(diǎn)。

通過有限元分析得到錨碇基礎(chǔ)4個(gè)角點(diǎn)(J1～J4)的沉降有限元計(jì)算值及順橋向水平位移計(jì)算值，為了方便對(duì)比，根據(jù)實(shí)際施工工況，以基坑開挖后為初始狀態(tài)，共選擇4個(gè)工況進(jìn)行對(duì)比，工況1為分塊澆筑錨塊、基礎(chǔ)、散索套支墩混凝土，工況2為澆筑后澆段混凝土，工況3為澆筑前錨室側(cè)墻、頂板、前墻混凝土，工況4為運(yùn)營階段主纜索力的施加，將工程監(jiān)測(cè)值與有限元結(jié)果對(duì)比，如圖6、圖7所示，由于錨碇區(qū)地質(zhì)情況復(fù)雜使得擴(kuò)大基礎(chǔ)沉降計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果存在一定差距，但計(jì)算結(jié)果較好地預(yù)測(cè)了錨碇基礎(chǔ)的沉降變形規(guī)律。此外錨碇基礎(chǔ)4個(gè)角點(diǎn)的水平變位情況的實(shí)測(cè)值與計(jì)算值差異不大，隨不同工況的變化情況符合一致規(guī)律，因此說明數(shù)值模型較為合理，能夠較好地模擬深厚覆蓋層下錨碇施工過程。

圖6 角點(diǎn)沉降值

圖7 角點(diǎn)順橋向水平位移值

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 錨碇變位特征

結(jié)合有限元模型，取錨碇結(jié)構(gòu)的總體位移合量矢量圖分析，如圖8所示，在澆筑后澆段和前錨室后由于此時(shí)錨碇重心偏后端，錨碇建成未施加主纜拉力時(shí)，后端豎向位移大于前端，即錨碇主要表現(xiàn)為后傾。施加主纜拉力后，主纜拉力在錨碇底面產(chǎn)生一個(gè)向前的轉(zhuǎn)動(dòng)力矩，造成錨碇后端相對(duì)前端翹起，出現(xiàn)前傾。因此，從錨碇建設(shè)到運(yùn)營，其變位總體上是一個(gè)由后傾變?yōu)榍皟A的過程。

圖8 錨碇結(jié)構(gòu)總體位移合量矢量

在有限元模型后處理過程中，取錨碇基底中間沿縱橋向長度作為路徑，對(duì)比不同工況下的錨碇基底沿縱橋向路徑范圍內(nèi)的沉降變化(其中工況1指分塊澆筑錨碇，工況2指澆筑后澆段和前錨室，工況3指主纜索力的施加)，如圖9可以得到幾點(diǎn)規(guī)律：

圖9 錨碇基底沿縱橋向路徑范圍沉降

(1)在不同工況下，錨碇整體的基底沿縱橋向路徑范圍內(nèi)的沉降都呈線性，這是由于錨碇的整體剛度較大，位移主要為平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)。

(2)錨碇基底沿縱橋向路徑范圍內(nèi)的沉降變化與施工情況符合一致，其中工況2錨碇整體澆筑完畢后沉降達(dá)到最大，峰值發(fā)生在錨塊基底后側(cè)為19.49 cm，且工況1到工況2過程中，錨碇基底沿縱橋向路徑范圍內(nèi)的沉降變化線性斜率基本相同，說明前期錨碇澆筑過程主要為整體向下的平動(dòng)沉降。

(3)施加主纜拉力之后錨碇整體發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，轉(zhuǎn)動(dòng)中心靠近前側(cè)支墩基礎(chǔ)，轉(zhuǎn)動(dòng)后整體沉降較為均勻在13～14 cm范圍。

由于有限元模型忽略了錨碇周邊回填及支護(hù)結(jié)構(gòu)，因此得到的位移結(jié)果偏大，通過查閱文獻(xiàn)，對(duì)關(guān)于基礎(chǔ)沉降及變位的一些結(jié)論經(jīng)驗(yàn)指標(biāo)[6]進(jìn)行分析，得到有限元計(jì)算的變位能控制在限值范圍內(nèi)，因此實(shí)際工程變位符合規(guī)范要求。

3.2 基底接觸面剪應(yīng)力

錨碇基礎(chǔ)的破壞形式一般分為滑移破壞和傾覆破壞2種模式[7]，而針對(duì)滑移破壞分析時(shí)，抗滑力是抗滑穩(wěn)定性分析的一個(gè)控制因素，抗滑力的大小取決于地基內(nèi)部軟弱結(jié)構(gòu)面或地基與錨碇混凝土之間膠結(jié)面的抗剪強(qiáng)度，國內(nèi)外學(xué)者通過試驗(yàn)研究[8-12]對(duì)接觸面剪切機(jī)理有更明確的認(rèn)識(shí)。

Abaqus后處理中接觸面上的剪切應(yīng)力CSHEAR1和CSHEAR2在2個(gè)正交滑動(dòng)方向上給出，而在本模型中沿錨碇基底橫橋向的剪應(yīng)力由于其數(shù)值較小，在進(jìn)行切向應(yīng)力分析時(shí)可以忽略，僅考慮錨碇基底接觸面縱橋向的剪應(yīng)力(即CSHEAR1)。

圖10 錨碇基底剪應(yīng)力分布

圖10為不考慮錨碇側(cè)面圍護(hù)結(jié)構(gòu)得到的基底接觸面剪應(yīng)力分布圖，從左到右為順橋向。初始施工階段錨碇及基礎(chǔ)有向后滑動(dòng)的趨勢(shì)，基底剪切應(yīng)力沿錨碇縱橋向?qū)ΨQ分布，其中分塊澆筑錨體階段，基底法向應(yīng)力變化范圍為1.221～123.4 kPa，澆筑后澆段及前錨室后，基底法向應(yīng)力變化范圍為1.317～128.9 kPa，通過比較兩階段剪切應(yīng)力，分布情況相同：從錨碇后側(cè)位置順橋向向前時(shí)基底的剪切應(yīng)力大幅度減小，在錨碇后側(cè)的周邊以及角點(diǎn)出現(xiàn)應(yīng)力集中。這是由于錨碇后端錨塊的重量大，整體荷載分布不均勻，剪應(yīng)力沿順橋向?yàn)檎?，與錨碇滑動(dòng)趨勢(shì)方向相反。

隨著主纜拉力P0的施加，錨碇基底接觸面上剪應(yīng)力的分布出現(xiàn)了明顯變化?；准羟袘?yīng)力變化范圍為-95.47～17.83 kPa，由于主纜拉力作用，基底剪應(yīng)力變?yōu)榍岸嗽龃螅蠖藴p小，并且后端基底剪切應(yīng)力方向沿順橋向，前端基底剪切應(yīng)力方向沿反向，在錨碇基礎(chǔ)的前端邊角點(diǎn)的剪應(yīng)力最大。當(dāng)主纜拉力足夠大，錨碇即將出現(xiàn)滑動(dòng)失穩(wěn)狀態(tài)時(shí)(如圖10中主纜拉力達(dá)到極值1.4P0時(shí)計(jì)算不再收斂)，這時(shí)基底剪切應(yīng)力變化范圍-116.7～0 kPa，基底整體剪切應(yīng)力方向沿順橋向反向，前端基底剪應(yīng)力進(jìn)一步增大且前端2個(gè)邊角點(diǎn)處剪應(yīng)力最大。綜上，基底接觸面剪應(yīng)力的變化情況清楚地反映了錨碇的受力及變位情況，起到了保持錨碇穩(wěn)定性的作用。

4 結(jié)論

通過對(duì)高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層下重力式錨碇施工過程進(jìn)行仿真模擬，得出主要結(jié)論：

(1)對(duì)高烈度近場(chǎng)強(qiáng)震區(qū)深厚覆蓋層下錨碇結(jié)構(gòu)進(jìn)行系統(tǒng)監(jiān)測(cè)研究得到的四角點(diǎn)沉降值與有限元模擬結(jié)果的變化規(guī)律符合較好，且順橋向水平變位的實(shí)測(cè)值與計(jì)算值差異不大。

(2)從錨碇建設(shè)到運(yùn)營，其變位總體上是一個(gè)由后傾變?yōu)榍皟A的過程，錨碇整體澆筑完畢后沉降達(dá)到最大，峰值發(fā)生在錨塊基底后側(cè)為19.49 cm，施加主纜拉力之后錨碇發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，且整體沉降較為均勻在13～14 cm范圍內(nèi)。另外錨碇整體順橋向水平位移較大，因此錨碇周圍回填混凝土和碎石土很有必要。

(3)不同工況時(shí)基底接觸面剪應(yīng)力的變化情況清楚地反映了錨碇的受力及變位情況，即基底接觸面剪應(yīng)力起到了保持錨碇穩(wěn)定性的作用。