高烈度近場強震區深厚覆蓋層重力式錨碇基礎變位監測及分析

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.西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031；3.云南省交通規劃設計研究院有限公司，云南昆明 650000)

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

對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]進行理論計算外，針對錨碇所處區域為深厚覆蓋層的特殊性，近年來有一些學者采用有限元建模計算及模型試驗的方法模擬土層的復雜空間變化及與錨碇的位置關系，得到的錨碇變位可以更好地符合實際工程從而指導工程實踐。李永盛[2]采用室內相似模型試驗研究了江陰長江大橋北錨碇在主纜拉力作用下變位規律，王東棟等[3]利用有限元軟件對泰州長江大橋施工后沉降進行了數值計算和分析，結果表明，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]針對潤揚長江大橋北錨區域的巖、土體，通過模擬實際受力情況，進行了單軸壓縮蠕變試驗，了解錨碇周圍介質的長期變位參數從而研究錨碇長期變位問題。

然而從現有資料來看，針對高烈度近場強震區深厚覆蓋層下錨碇基底變位監測及數值分析的研究工作還遠遠不夠，本文以濤源金沙江大橋為工程背景，采用Abaqus有限元軟件，對大理岸高烈度近場強震區深厚覆蓋層下錨碇施工過程進行模擬，得到錨碇基礎的沉降變位理論計算值，并與現場監測錨碇擴大基礎的四角點變位值進行對比分析，同時對錨碇基底剪應力進行研究并考察其變化規律。

1 工程概況

G4216華坪至麗江高速公路大理連接線(麗江段)濤源金沙江大橋為跨越金沙江所設，如圖1橋位處地勢起伏較大，為典型的U形河谷地段，永勝岸為陡坡接隧道，大理岸地勢較緩，接路基。主橋跨徑布置為(160+636+140)m的單跨簡支鋼箱梁地錨式懸索橋。大理岸錨碇區處于高烈度近場強震區深厚覆蓋層，由于錨碇基底標高處于中密狀塊石土層內、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，地震近場效應強烈，受其影響較大，晚更新世晚期以來大地震的重復發生時間間隔僅為1 500～2 000年。由于程海—賓川斷裂帶自身活動，多次導致區域內發生強震：1915年，永勝發生7.8級大地震；2001年，永勝縣濤源鄉和期納鎮交界處再次發生6級地震。強震對區域內不良地質體如崩塌、滑坡、滾石等穩定性影響突出，直接關系著工程建設與運營的安全。大理岸的路中線工程地質斷面圖如圖2所示，錨碇區工程地質情況變化很大。

圖2 工程地質斷面

大理岸錨碇區的地質結構比較復雜，大理岸重力錨錨碇區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，厚度及結構性質差異較大，局部塊石還存在架空現象，碎塊石土層成分、密實度差異較大，碎塊石之下(30～55 m以下)為厚層的第四系更新統(QP)粉細砂、粉土層，該土層土質較均勻、厚度較大、土層性質較穩定；錨碇基礎埋深約42 m，故大部分錨碇基礎底面處于碎塊石土層內或靠近碎石土底部、小部分錨碇基礎底面處于弱膠結較均勻的粉細砂土層內。

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、錨塊、錨室、散索套支墩等4部分構成，基礎采用擴大基礎，將大理岸引橋橋墩置于錨碇的錨塊和散索套支墩基礎位置，以增加整體受力，其總體構造見圖3。

圖3 錨碇結構布置(單位：cm)

大理岸錨碇擴大基礎布置為矩形，基礎整體平面尺寸為順橋向67 m，橫橋向60 m，高度為5 m，基礎前端標高為+1 234.462 m，后端標高為+1 229.462 m，基底傾角為4.26°。大理岸錨碇根據主纜距離設2個分離式散索套支墩，橫橋向中心間距為28 m，單個支墩傾角為70.7°，錨體橫橋向寬60 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的散索長度20 m，錨固系統的錨固長度20 m，主纜在錨碇處入射角為24.041 6°，根據入射角及散索鞍主纜平面穩定性的要求，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構進行了有限元分析。土體模型建模過程中考慮土體計算范圍，為了消除邊界條件對計算結果的影響，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參數，結合工程地質勘查資料表及根據路中線地質剖面圖，將本模型中土體簡化分為三層，土體分類及力學參數見表1。在建好二維土體模型之后，進行土層劃分拉伸成三維模型。Abaqus軟件可將各土層區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屈服準則。

表1 土體分類及參數

綜合幾何與材料非線性，土體采用八節點六面體實體單元C3D8R,如圖4所示。

圖4 土層有限元模型

Abaqus中建立錨碇部件時，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定性來控制的，基礎中的混凝土材料的應力水平較低，故采用線彈性模型是合適的，對錨碇進行詳細的局部應力分析時采用了實體單元C3D8R進行網格劃分如圖5，共計8 007個單元，9 884個節點。

圖5 錨碇有限元模型

2.2 邊界條件及荷載施加

對土體施加邊界條件時，假定前、后、右及底面邊界距錨碇結構為無窮遠，模型前、后側約束Z軸方向位移；模型左右兩側面約束X軸方向水平位移；模型底面邊界約束X、Y、Z軸3個方向位移；頂面邊界為自由邊界。計算模型中，重力式錨碇的擴大基礎(包括后澆段)與地基土之間設置接觸約束，包括切向接觸和法向硬接觸，切向接觸摩擦系數取0.2。

錨體模型最不利工況進行分析，該工況荷載包括錨碇系統自重、預應力、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考慮；有效預應力按施加錨固系統的鋼拉桿采用2節點空間桁架單元，采用等效降溫法來模擬預應力對結構的影響，主纜力按單根主纜拉力為基本組合下最大纜力為140 664 kN，施加于預應力單元在前錨面的鋼拉桿單元節點(共59個節點)，單個節點集中力為2 384 kN；橋墩引橋豎向作用力因對阻止錨碇向前傾覆起有利作用，因此在這里不予考慮。

2.3 計算工況

為了保證模型的計算與實際工程相吻合，促進計算結果的精確性，盡量按照實際施工過程來進行模擬，通過對施工過程的簡化，對錨體與地層模型的有限元分析主要分為幾個工況研究：

(1)初始地應力的平衡。

(2)基坑開挖過程模擬。

(3)分塊澆筑錨塊、基礎、散索套支墩混凝土。

(4)澆筑后澆段混凝土。

(5)澆筑前錨室側墻、頂板、前墻混凝土。

(6)鋼拉桿張拉預應力。

(7)運營階段主纜索力的施加

2.4 模型驗證

施工現場對高烈度近場強震區深厚覆蓋層下錨碇結構進行系統監測研究，主要針對錨碇重力式基礎的4個角點(J1～J4)的沉降和水平變形進行監測，其中J1、J2為錨碇后側錨塊基底的2個角點，J3、J4為錨碇前側支墩基底的2個角點。

通過有限元分析得到錨碇基礎4個角點(J1～J4)的沉降有限元計算值及順橋向水平位移計算值，為了方便對比，根據實際施工工況，以基坑開挖后為初始狀態，共選擇4個工況進行對比，工況1為分塊澆筑錨塊、基礎、散索套支墩混凝土，工況2為澆筑后澆段混凝土，工況3為澆筑前錨室側墻、頂板、前墻混凝土，工況4為運營階段主纜索力的施加，將工程監測值與有限元結果對比，如圖6、圖7所示，由于錨碇區地質情況復雜使得擴大基礎沉降計算結果與實測結果存在一定差距，但計算結果較好地預測了錨碇基礎的沉降變形規律。此外錨碇基礎4個角點的水平變位情況的實測值與計算值差異不大，隨不同工況的變化情況符合一致規律，因此說明數值模型較為合理，能夠較好地模擬深厚覆蓋層下錨碇施工過程。

圖6 角點沉降值

圖7 角點順橋向水平位移值

3 試驗結果及分析

3.1 錨碇變位特征

結合有限元模型，取錨碇結構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錨碇重心偏后端，錨碇建成未施加主纜拉力時，后端豎向位移大于前端，即錨碇主要表現為后傾。施加主纜拉力后，主纜拉力在錨碇底面產生一個向前的轉動力矩，造成錨碇后端相對前端翹起，出現前傾。因此，從錨碇建設到運營，其變位總體上是一個由后傾變為前傾的過程。

圖8 錨碇結構總體位移合量矢量

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，對比不同工況下的錨碇基底沿縱橋向路徑范圍內的沉降變化(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可以得到幾點規律：

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，位移主要為平動和轉動。

(2)錨碇基底沿縱橋向路徑范圍內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到最大，峰值發生在錨塊基底后側為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沉降。

(3)施加主纜拉力之后錨碇整體發生轉動，轉動中心靠近前側支墩基礎，轉動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結構，因此得到的位移結果偏大，通過查閱文獻，對關于基礎沉降及變位的一些結論經驗指標[6]進行分析，得到有限元計算的變位能控制在限值范圍內，因此實際工程變位符合規范要求。

3.2 基底接觸面剪應力

錨碇基礎的破壞形式一般分為滑移破壞和傾覆破壞2種模式[7]，而針對滑移破壞分析時，抗滑力是抗滑穩定性分析的一個控制因素，抗滑力的大小取決于地基內部軟弱結構面或地基與錨碇混凝土之間膠結面的抗剪強度，國內外學者通過試驗研究[8-12]對接觸面剪切機理有更明確的認識。

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

圖10 錨碇基底剪應力分布

圖10為不考慮錨碇側面圍護結構得到的基底接觸面剪應力分布圖，從左到右為順橋向。初始施工階段錨碇及基礎有向后滑動的趨勢，基底剪切應力沿錨碇縱橋向對稱分布，其中分塊澆筑錨體階段，基底法向應力變化范圍為1.221～123.4 kPa，澆筑后澆段及前錨室后，基底法向應力變化范圍為1.317～128.9 kPa，通過比較兩階段剪切應力，分布情況相同：從錨碇后側位置順橋向向前時基底的剪切應力大幅度減小，在錨碇后側的周邊以及角點出現應力集中。這是由于錨碇后端錨塊的重量大，整體荷載分布不均勻，剪應力沿順橋向為正值，與錨碇滑動趨勢方向相反。

隨著主纜拉力P0的施加，錨碇基底接觸面上剪應力的分布出現了明顯變化。基底剪切應力變化范圍為-95.47～17.83 kPa，由于主纜拉力作用，基底剪應力變為前端增大，后端減小，并且后端基底剪切應力方向沿順橋向，前端基底剪切應力方向沿反向，在錨碇基礎的前端邊角點的剪應力最大。當主纜拉力足夠大，錨碇即將出現滑動失穩狀態時(如圖10中主纜拉力達到極值1.4P0時計算不再收斂)，這時基底剪切應力變化范圍-116.7～0 kPa，基底整體剪切應力方向沿順橋向反向，前端基底剪應力進一步增大且前端2個邊角點處剪應力最大。綜上，基底接觸面剪應力的變化情況清楚地反映了錨碇的受力及變位情況，起到了保持錨碇穩定性的作用。

4 結論

通過對高烈度近場強震區深厚覆蓋層下重力式錨碇施工過程進行仿真模擬，得出主要結論：

(1)對高烈度近場強震區深厚覆蓋層下錨碇結構進行系統監測研究得到的四角點沉降值與有限元模擬結果的變化規律符合較好，且順橋向水平變位的實測值與計算值差異不大。

(2)從錨碇建設到運營，其變位總體上是一個由后傾變為前傾的過程，錨碇整體澆筑完畢后沉降達到最大，峰值發生在錨塊基底后側為19.49 cm，施加主纜拉力之后錨碇發生轉動，且整體沉降較為均勻在13～14 cm范圍內。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)不同工況時基底接觸面剪應力的變化情況清楚地反映了錨碇的受力及變位情況，即基底接觸面剪應力起到了保持錨碇穩定性的作用。