黃　廷，劉金秋，鄭國平

(1.浙江公路水運(yùn)工程咨詢公司，浙江 杭州　310014；2.浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，浙江 杭州　310006；3.浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州　310014)

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官山跨海大橋隧道錨穩(wěn)定性的綜合比較分析

黃廷1，劉金秋2，鄭國平3

(1.浙江公路水運(yùn)工程咨詢公司，浙江 杭州310014；2.浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院，浙江 杭州310006；3.浙江工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州310014)

懸索橋隧道錨的設(shè)計(jì)理論與評(píng)價(jià)方法尚不完善，需要采取多種方案進(jìn)行對(duì)比分析，以保證安全。介紹了官山大橋采用二維與三維數(shù)值模擬、單塊體與多塊體極限平衡理論對(duì)隧道錨穩(wěn)定性進(jìn)行分析的方法和結(jié)果，探討了隧道錨設(shè)計(jì)計(jì)算中存在的問題，可供類似隧道錨設(shè)計(jì)計(jì)算和研究參考。

；懸索橋；隧道錨；穩(wěn)定分析；安全系數(shù)

0　引言

懸索橋具有跨越能力大的特點(diǎn)，在克服山區(qū)深谷或江河海峽時(shí)優(yōu)勢(shì)明顯。錨錠是懸索橋最重要的承載結(jié)構(gòu)，承受著主纜傳來的巨大拉力，其穩(wěn)定性對(duì)懸索橋有決定性影響[1]。按照錨固力的來源，錨錠可分為自錨式和地錨式兩類。地錨式又分為重力式和隧道式，其中隧道錨性價(jià)比最高，在地形和巖層條件允許時(shí)往往成為優(yōu)選方案，在實(shí)際工程中得到廣泛應(yīng)用，如壩陵河大橋西岸錨碇[2]、矮寨大橋茶洞岸錨碇[3]等。

相比自錨式和重力式錨錠，隧道錨通過圍巖對(duì)錨錠體的夾持來抵抗主纜拉力，其安全性主要取決于錨錠體及圍巖的穩(wěn)定。錨錠體與圍巖相互作用復(fù)雜、影響因素眾多，分析起來存在不少困難，這導(dǎo)致了隧道錨的設(shè)計(jì)理論尚未形成體系。相關(guān)規(guī)范雖然提出“應(yīng)進(jìn)行空間結(jié)構(gòu)受力分析，驗(yàn)算混凝土及洞壁的強(qiáng)度及錨塞體的抗拔力”等要求，但并未給出具體方案或指導(dǎo)意見[4]。為了保證隧道錨的安全，在工程實(shí)踐中，往往需要在錨錠區(qū)的地質(zhì)調(diào)查和試驗(yàn)基礎(chǔ)上[5，6]，通過模型試驗(yàn)、數(shù)值模擬等多種手段進(jìn)行分析論證[7-9]。即便如此，在施工和運(yùn)營過程中還需要進(jìn)行嚴(yán)密的監(jiān)測(cè)、檢測(cè)和健康評(píng)估，及時(shí)對(duì)病害進(jìn)行整治[10-12]。為了給隧道錨設(shè)計(jì)理論的研究提供支撐和參考，本文以浙江省官山跨海大橋?yàn)槔?，?duì)隧道錨穩(wěn)定性的綜合分析方法進(jìn)行系統(tǒng)介紹。

1　工程概況

1.1官山大橋概況

官山大橋位于浙江省舟山市岱山至官山連島公路，為(210+580+180)m雙塔單跨鋼箱梁懸索橋，雙向四車道，設(shè)計(jì)時(shí)速80 km/h，是我國第一座隧道錨跨海大橋。

1.2隧道錨設(shè)計(jì)概況

官山大橋官山島端采用隧道式錨錠，其平面和縱剖面如圖1所示，主要控制參數(shù)如下：

1) 主纜中心線水平夾角40°。

2) 前錨室長16.4 m，洞室尺寸(含初期支護(hù)噴砼厚度)9.86 m×10 m(寬×高)。

3) 錨塞體長27 m，前錨面單洞斷面尺寸為9.86 m×10 m，頂拱半徑5 m，斷面積約88 m2；后錨面16.3 m×16.4 m(寬×高)，頂部圓弧半徑為8.2 m，斷面積達(dá)到239 m2。

4) 后錨室長1.65 m，底標(biāo)高為-8.2 m，位于海平面以下，存在海水通過基巖裂隙侵蝕錨體的可能性。

5) 左右錨體洞室的凈距較小，最小只有9.5 m，最大16.0 m。

圖1　官山側(cè)隧道錨平面和縱剖面設(shè)計(jì)

1.3隧道錨地質(zhì)條件

隧道錨地表出露巖層為九里坪組流紋斑巖，與下伏地層呈火山噴發(fā)不整合接觸，超覆于茶灣組之上。圍巖節(jié)理主要為構(gòu)造運(yùn)動(dòng)造成的次生節(jié)理，成組密集出現(xiàn)，共軛分布。通過現(xiàn)場地表及平硐開挖測(cè)量，獲得了以下4組主要節(jié)理：

1) 近SN走向?yàn)橹?，產(chǎn)狀84°～86°∠77°～79°，面密度約0.18條/m2；

2) 近EW走向?yàn)橹?，產(chǎn)狀8°～13°∠72°～73°，面密度0.10條/m2；

3) 緩傾角結(jié)構(gòu)面，產(chǎn)狀55°～64°∠20°～27°，面密度0.15條/m2；

4) 傾向西北、傾角40°左右，平均產(chǎn)狀279°∠36°，面密度0.01條/m2。

根據(jù)圍巖節(jié)理性狀及隧道錨的設(shè)計(jì)參數(shù)，建立地質(zhì)模型如圖2所示。其中近SN走向的巖體結(jié)構(gòu)面組成隧道錨的后緣面，近EW走向的巖體結(jié)構(gòu)面組成隧道錨的側(cè)滑面，傾向西北的中傾角巖體結(jié)構(gòu)面組成隧道錨的底滑面。隧道錨位于這3組巖體結(jié)構(gòu)面組成的塊體中時(shí)將處于最不利的狀態(tài)。

圖2　官山大橋隧道錨地質(zhì)概化模型

1.4主要圍巖參數(shù)

根據(jù)錨碇部位鉆孔及物探資料，并結(jié)合室內(nèi)外巖石力學(xué)試驗(yàn)，綜合確定巖體基本物理力學(xué)參數(shù)和砼/巖膠結(jié)面、巖體結(jié)構(gòu)面基本力學(xué)參數(shù)如表1和表2所示。

表1 巖體基本物理力學(xué)參數(shù)部位變形模量/GPa泊松比黏聚力/MPa摩擦角/(°)抗拉強(qiáng)度/MPa重度/(kN·m-3)水上中風(fēng)化巖體80.280.70380.1525水下中風(fēng)化巖體50.300.60360.1025水下微風(fēng)化巖體120.251.30480.2026錨周邊圍巖松弛圈60.280.65410.1024錨碇體(C40砼)300.172.00501.0025

表2 砼/巖膠結(jié)面、巖體結(jié)構(gòu)面基本力學(xué)參數(shù)部位法向剛度/(GPa·m-1)剪切剛度/(GPa·m-1)黏聚力/MPa摩擦角/(°)抗拉強(qiáng)度/MPa巖體結(jié)構(gòu)面4.53.00.07350砼/巖膠結(jié)面10.07.51.00450.26

2　隧道錨穩(wěn)定性分析模型

由于隧道錨設(shè)計(jì)理論尚不完善，為了保證安全，必須根據(jù)具體工程條件采取多種方案進(jìn)行對(duì)比分析。對(duì)于官山大橋隧道錨，其主要特點(diǎn)是：所處流紋巖內(nèi)部結(jié)合緊密、整體強(qiáng)度高；流紋巖與下部流紋質(zhì)角礫凝灰?guī)r接觸面有扭曲、接觸面處巖體相對(duì)軟弱；穩(wěn)定性可能受到多組結(jié)構(gòu)面影響。對(duì)于完整性和均質(zhì)性好的圍巖，數(shù)值模擬方法可以方便地獲得隧道錨和圍巖的應(yīng)力、位移和塑性區(qū)等控制指標(biāo)；而對(duì)于包含控制性結(jié)構(gòu)面的硬質(zhì)巖體，其穩(wěn)定性又往往受到結(jié)構(gòu)面控制，此時(shí)用數(shù)值模擬方法就較為困難，可以采用塊體理論進(jìn)行分析。本工程兼具上述兩方面的特征，為安全起見，分別采用二維、三維數(shù)值模擬和單塊體、多塊體極限平衡分析方法對(duì)隧道錨與圍巖的穩(wěn)定性進(jìn)行評(píng)估。

2.1二維數(shù)值模擬方案

二維數(shù)值模擬采用平面應(yīng)變模型。相對(duì)三維數(shù)值模擬，具有操作簡單，建模和計(jì)算快捷的特點(diǎn)，主要缺點(diǎn)在于不能考慮兩個(gè)錨錠的相互影響，以及錨錠與結(jié)構(gòu)面的空間關(guān)系及影響。二維數(shù)值模擬取錨錠軸向縱剖面為研究對(duì)象，模型長500 m，底邊高程-150 m，頂部為實(shí)際地表。模型中考慮了3種不同類型結(jié)構(gòu)面：錨碇后緣近SN走向陡傾角結(jié)構(gòu)面、傾向西側(cè)的緩傾角結(jié)構(gòu)面、傾向東側(cè)的緩傾角結(jié)構(gòu)面(如圖3)。其中，傾向東側(cè)的緩傾角結(jié)構(gòu)面考慮了20°、25°、30° 3種不同的視傾角。錨碇與圍巖接觸部分考慮了松弛巖體的影響。

a) 平面模型

b) 三維模型

2.2三維數(shù)值模擬方案

三維數(shù)值模擬范圍以隧道錨為中心，向周邊適當(dāng)延拓，模型東西向長550 m(平行路線方向)，南北向?qū)?42 m(垂直路線方向)，頂面以實(shí)際地表面為準(zhǔn)，底面高程-150 m。模型中考慮了中風(fēng)化與微風(fēng)化巖性差異，而且考慮了地下水位影響。在錨碇體周邊設(shè)置了4條貫通結(jié)構(gòu)面，其中3條為側(cè)裂面，1條為后緣裂面。為體現(xiàn)錨碇體與圍巖相互作用，在錨碇體與圍巖之間設(shè)置了接觸面單元。

2.3單塊體極限平衡分析模型

單塊體極限平衡分析主要用于分析錨錠沿與軸向平行結(jié)構(gòu)面滑移的穩(wěn)定性。在本工程中，錨碇后緣存在一組陡傾結(jié)構(gòu)面，容易使隧道錨與后端圍巖剝離，造成隧道錨沿平行錨錠軸線破壞。為此，建立如圖4a所示的單塊體分析模型(剖面示意)，應(yīng)用塊體理論檢算其滑移穩(wěn)定性。其中隧道錨上覆巖層存在開挖可能，因而分別對(duì)淺層開挖和不開挖分別進(jìn)行分析論證。

2.4多塊體極限平衡分析模型

除沿著平行錨錠軸線發(fā)生滑移外，根據(jù)巖體力學(xué)相關(guān)理論，錨錠還可能有其他結(jié)構(gòu)面發(fā)生剪切破壞，因而也必須進(jìn)行檢算。根據(jù)本工程圍巖結(jié)構(gòu)面的分布，建立如圖4b所示的計(jì)算模型。多邊形ABFG為錨塞體，AD和GH分別是上、下破裂面或滑面，α為錨碇夾持角，α1為錨碇底板與下滑面AD的夾角，α2為錨碇頂面與上滑面GH的夾角，γ為錨碇傾角，β為邊坡坡角。

圖4　塊體平衡分析(剖面示意圖)

在塊體分析中，為了便于求解，假設(shè)所有塊體滑裂面同時(shí)達(dá)到極限狀態(tài)，由摩爾-庫侖定律，建立單個(gè)塊體的靜力平衡方程進(jìn)行求解。在多塊體分析中，聯(lián)立多塊體平衡方程求解錨碇-圍巖抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)。

3　不同模型的計(jì)算分析工況與結(jié)果

隧道錨穩(wěn)定性分析的主要目的是獲得穩(wěn)定性安全系數(shù)，方法是采取設(shè)計(jì)荷載的不同倍數(shù)進(jìn)行計(jì)算，超載系數(shù)即可視為安全系數(shù)。除比較安全系數(shù)之外，還應(yīng)對(duì)破壞模式進(jìn)行分析，并根據(jù)理論模型的不同，對(duì)其它有參考價(jià)值的指標(biāo)進(jìn)行分析，如數(shù)值模擬中的位移和塑性區(qū)等。

3.1二維數(shù)值模擬的工況及結(jié)果

3.1.1設(shè)計(jì)荷載工況

在設(shè)計(jì)荷載作用下，錨碇及圍巖的變形量較小(參見圖5，限于篇幅，其它云圖從略)，水平向最大位移0.68 mm，出現(xiàn)在錨碇體后緣；鉛直向最大位移1.51 mm，出現(xiàn)在隧道錨進(jìn)口頂端，錨碇后緣鉛直向變形約為1.20 mm；總位移最大值也出現(xiàn)在錨碇后緣，為1.53 mm。錨碇體與周邊圍巖的變形方向與施加給錨碇體的荷載方向基本一致。錨碇及圍巖內(nèi)剪切應(yīng)力、應(yīng)變普遍不大，也沒有明顯的剪應(yīng)力、剪應(yīng)變集中。設(shè)計(jì)荷載作用下，僅在錨碇上部塊體后緣結(jié)構(gòu)面部位存在小范圍拉張塑性區(qū)。

a) 水平位移

b) 豎向位移

3.1.2超載工況

分別模擬了2～6倍荷載時(shí)的模型受力及變形情況。當(dāng)施加5倍荷載時(shí)，模型變形量激增，但是計(jì)算仍能收斂；施加6倍荷載時(shí)，計(jì)算不能收斂。從超載模擬結(jié)果中可以看出；①施加5倍荷載時(shí)，計(jì)算雖然還能收斂，但計(jì)算出的最大變形量已超過140 mm，而且已經(jīng)出現(xiàn)較大范圍塑性區(qū)，可以認(rèn)為，施加5倍荷載時(shí)，模型已基本處于失穩(wěn)狀態(tài)，平面分析模型的超載穩(wěn)定性系數(shù)大致在4～5之間；②隨著超載系數(shù)的增大，變形特征也在發(fā)生變化，超載系數(shù)小于4時(shí)，變形不大但分布較廣，呈現(xiàn)出大范圍協(xié)調(diào)變形特征，超載系數(shù)大于4時(shí)，出現(xiàn)以局部塊體變形為主的特征，主要是錨碇及錨碇上部被臨空面和后緣裂隙切割的塊體；③超載系數(shù)為5時(shí)，錨碇體和錨碇上部巖體的變形并不是完全沿錨碇下部巖/砼膠結(jié)面的滑移(平動(dòng))，而更多體現(xiàn)出順時(shí)針方向的轉(zhuǎn)動(dòng)特征，塊體會(huì)出現(xiàn)沿后緣陡傾角結(jié)構(gòu)面優(yōu)先滑移的趨勢(shì)。

另外，超載系數(shù)小于4時(shí)，淺層開挖與否影響不大；而超載系數(shù)大于4以后，兩種情況的變形差異增大，而且隨超載倍數(shù)的增加越來越明顯，塑性區(qū)的發(fā)展也存在顯著差異。這一結(jié)果表明，保留上覆巖體對(duì)控制錨碇及圍巖變形有顯著意義。

3.2三維數(shù)值模擬的工況及結(jié)果

三維數(shù)值模擬也分別開展了設(shè)計(jì)工況和加載模擬，以及淺層開挖或不開挖兩種情況。

3.2.1設(shè)計(jì)工況

在設(shè)計(jì)荷載作用下，錨碇及圍巖的變形較小，變形量普遍在1 mm以內(nèi)；錨碇及圍巖中也沒有大范圍拉應(yīng)力區(qū)出現(xiàn)，錨碇周邊的最大拉應(yīng)力值約為0.03 MPa。

3.2.2超載工況

三維條件下模型的超載能力較強(qiáng)，為此，超載系數(shù)分別取3、5、……、15進(jìn)行計(jì)算。計(jì)算結(jié)果表明，在淺層開挖的條件下，超載系數(shù)為5時(shí)，錨碇周邊圍巖才開始出現(xiàn)少量塑性區(qū)，并隨著超載系數(shù)同步增加，范圍擴(kuò)大；但是直至增大到9，塑性區(qū)仍沒有大范圍出現(xiàn)。超載系數(shù)為11時(shí)，塑性區(qū)基本貫通，切面上最大變形在9基礎(chǔ)上增加了近1倍。超載系數(shù)為13和15時(shí)，計(jì)算雖然仍能收斂，但變形已經(jīng)激增，錨碇周邊的巖體已經(jīng)全部處于塑性狀態(tài)。錨碇及周邊巖體的潛在破壞模式與二維模擬結(jié)果類似，都是錨碇和隧道錨上部受臨空面和后緣裂隙面切割的巖體，在拉錨荷載作用下，發(fā)生沿錨碇底部巖砼膠結(jié)面(或松弛巖體)的滑移破壞。

與二維模擬類似，超載系數(shù)不超過9時(shí)，淺層是否開挖的差別不大；但超過9后，開挖與否的差異增大，同樣說明避免淺層開挖對(duì)錨碇和圍巖穩(wěn)定有重要意義。

3.3單塊體極限平衡分析的工況及結(jié)果

淺層開挖時(shí)計(jì)算超載系數(shù)分別為7～12，淺層不開挖時(shí)超載系數(shù)分別為18，20，……，32，部分計(jì)算結(jié)果見表3。在淺層開挖情形下，隨著主纜拉力增加，隧道錨圍巖穩(wěn)定安全系數(shù)逐漸減小。當(dāng)超載系數(shù)小于7時(shí)，主纜拉力顯著小于隧道錨圍巖重力所提供的抵抗力，隧道錨圍巖不可能沿主纜拉力方向滑動(dòng)趨勢(shì)。當(dāng)超載系數(shù)為7時(shí)，隧道錨圍巖抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)為7.122；超載系數(shù)為11時(shí)，隧道錨圍巖抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)還有1.106，在原始地形公路上部山頂巖體不挖除下，由于隧道錨上覆巖層的作用，隧道錨圍巖穩(wěn)定性更好。

表3 單塊體極限平衡分析結(jié)果淺層開挖淺層不開挖超載系數(shù)安全系數(shù)超載系數(shù)安全系數(shù)77.1221821.28883.018205.39991.915223.091101.402242.166111.106261.667120.913281.355—301.141320.986

3.4多塊體極限平衡分析的工況及結(jié)果

計(jì)算結(jié)果見表4。在淺層開挖情形下，隨著主纜拉力增加，隧道錨圍巖穩(wěn)定安全系數(shù)逐漸減小。當(dāng)超載系數(shù)小于3時(shí)，主纜拉力顯著小于隧道錨圍巖重力所提供的抵抗力，隧道錨圍巖不可能沿主纜拉力方向滑動(dòng)趨勢(shì)。超載系數(shù)為3時(shí)，抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)為5.502；超載系數(shù)為7時(shí)，抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)還有1.094。如果淺層不開挖，隧道錨圍巖抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)要大得多，其穩(wěn)定性也好得多。

表4 多塊體極限平衡分析結(jié)果超載系數(shù)安全系數(shù)淺層開挖淺層不開挖3—5.502413.3862.89957.71111.90365.4111.39674.1331.09483.3160.897102.339121.780141.423161.177181.000200.867—

4　計(jì)算結(jié)果比較與評(píng)價(jià)

4.1計(jì)算結(jié)果匯總

采用不同方法獲得的安全系數(shù)如表5所示，二維和三維數(shù)值模擬得到的變形如表6所示。

表5 不同方法算得的安全系數(shù)方法工況安全系數(shù)二維數(shù)值模擬淺層開挖4淺層不開挖6三維數(shù)值模擬淺層開挖11淺層不開挖15單塊體極限平衡淺層開挖11淺層不開挖30多塊體極限平衡淺層開挖7淺層不開挖18

表6 不同方法計(jì)算得的最大變形方法工況超載系數(shù)最大變形/mm二維數(shù)值模擬淺層開挖11.53416.98淺層不開挖11.47610.80三維數(shù)值模擬淺層開挖10.531110.19淺層不開挖10.521512.88

4.2計(jì)算分析結(jié)論

1) 穩(wěn)定性分析結(jié)果表明，即使在最不利組合情況下，隧道錨及圍巖的超載安全系數(shù)仍能達(dá)到4，按三維數(shù)值模擬計(jì)算出的安全系數(shù)超過10，參照以往類似工程經(jīng)驗(yàn)，隧道錨及圍巖的整體穩(wěn)定性能夠滿足工程要求。

2) 數(shù)值模擬和極限平衡分析都表明，錨碇及圍巖最可能出現(xiàn)的變形破壞模式為：錨碇和錨碇上部巖體一起，發(fā)生沿巖/砼膠結(jié)面或松弛巖體的滑動(dòng)，而且，靠近隧道錨前緣部分的變形以水平變形為主，靠近隧道錨后緣部分的變形以鉛直向上抬變形為主。保留上覆巖體對(duì)控制隧道錨變形有顯著作用，可以有效減弱隧道錨后緣部分巖體的上抬趨勢(shì)。

3) 三維數(shù)值模擬能較客觀地反映錨碇為圍巖的整體變形特征，結(jié)果表明，設(shè)計(jì)荷載作用下，隧道錨及圍巖的變形小于1 mm，在10倍以上的超載條件下(>10P)，錨碇及其周邊圍巖的最大變形才會(huì)達(dá)到10 mm。變形不會(huì)成為控制該隧道錨方案成立與否的關(guān)鍵。

4) 塑性區(qū)模擬結(jié)果表明，塑性區(qū)將首先出現(xiàn)在大型結(jié)構(gòu)面等薄弱部位，然后向錨碇周邊圍巖內(nèi)擴(kuò)展，待圍巖內(nèi)塑性區(qū)基本貫通時(shí)，錨碇的變形開始出現(xiàn)急劇變化。錨碇周邊松弛巖體性態(tài)對(duì)錨碇穩(wěn)定有顯著影響。

5　結(jié)語與討論

通過分別采用二維和三維數(shù)值模擬、單塊體和多塊體極限平衡分析，綜合分析了官山大橋隧道錨的破壞模式、安全系數(shù)和變形情況，各種方案均顯示該隧道錨及圍巖具有足夠的穩(wěn)定性，為該大橋的順利建成提供了有力支撐。

盡管如此，仍有必要對(duì)以下問題開展進(jìn)一步的研究：

1) 關(guān)于不同計(jì)算方法的差異。

4種計(jì)算分析方法所得的安全系數(shù)具有較明顯差異，原因在于模型所采取的簡化方法不同，在實(shí)際應(yīng)用時(shí)應(yīng)注意區(qū)別對(duì)待。

三維數(shù)值模擬的安全系數(shù)要大于二維模擬，原因在于二維模擬將隧道錨簡化為平面應(yīng)變模型，夸大了拉錨荷載的作用。理論上來說，三維模擬要比二維模擬結(jié)果更為準(zhǔn)確，其置信度更高。

單塊體極限平衡理論所得安全系數(shù)顯著大于多塊體極限平衡理論，原因在于其所考慮的破壞形式更單一，忽略了其他破壞面，其結(jié)果趨于不安全。因此，在工程實(shí)踐宜采用多塊體極限平衡模型進(jìn)行分析。如采用單塊體模型分析，應(yīng)特別注意評(píng)估是否存在其它潛在破壞形式。

數(shù)值模擬分析和極限平衡分析采用的是不同的簡化模型，前者重視巖體的整體強(qiáng)度，后者重視巖體的結(jié)構(gòu)面影響，二者是相互補(bǔ)充的關(guān)系，互相不可取代。

另外，數(shù)值模擬可以獲得隧道錨與圍巖系統(tǒng)的位移，對(duì)于隧道錨穩(wěn)定性和主纜承載及變形的分析都可以提供支撐，優(yōu)勢(shì)較為明顯。

2) 關(guān)于安全系數(shù)和允許變形量。

4種方法均得出了安全系數(shù)，但由于缺乏可靠的理論或試驗(yàn)支撐，規(guī)范中沒有提供安全系數(shù)的合理取值，目前只能參考其它巖土工程相關(guān)規(guī)范(如大壩抗滑穩(wěn)定要求安全系數(shù)大于3)等來確定。然而在不同行業(yè)領(lǐng)域中，造成結(jié)構(gòu)與巖體系統(tǒng)破壞的關(guān)鍵荷載也不同，其形成機(jī)理必然存在差異，因此亟需針對(duì)公路和鐵路懸索橋的荷載特征，提出隧道錨的穩(wěn)定性安全系數(shù)。

類似的，錨錠和圍巖的位移也一樣，目前尚缺乏允許變形量的界定，本工程也只能參考類似工程，將位移量控制在毫米級(jí)，即小于10 mm，其合理性值得研究探討。

[1]王常才.懸索橋動(dòng)力特性及錨固形式對(duì)比分析[J].湖南交通科技，2015(4)：83-84+112.

[2]趙海斌，于新華，彭運(yùn)動(dòng)，等.壩陵河大橋隧道錨圍巖力學(xué)特性原位試驗(yàn)研究[J].河海大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2009，37(6)：680-684.

[3]張奇華，胡建華，陳國平，等.矮寨大橋基礎(chǔ)巖體穩(wěn)定問題研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)，2012，31(12)：2420-2430.

[4]余家富，曹春明.懸索橋隧道錨抗拉承載力公式探討[J].交通科技，2015(2)：21-24.

[5]喻正富，夏國邦，王世谷，等.普立特大橋隧道錨碇區(qū)巖體工程地質(zhì)特性研究[J].長江科學(xué)院院報(bào)，2015，32(8)：72-77.

[6]盧陽，郭喜峰，譚新，等.幾江長江大橋隧道錨碇圍巖力學(xué)特性試驗(yàn)研究[J].地下空間與工程學(xué)報(bào)，2015，11(S2)：537-544.

[7]吳相超，劉新榮，李棟梁，等.軟巖泡水隧道錨變形破壞模型試驗(yàn)[J].巖土力學(xué)，2016，37(4)：1023-1030.

[8]龐正江，孫豪杰，賴其波，等.1∶10隧道錨縮尺模型的變形及應(yīng)力特性[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34(S2)：3972-3978.

[9]徐海江，孫金鎖，劉毅.隧道錨洞室開挖中圍巖變形規(guī)律數(shù)值模擬及監(jiān)測(cè)分析[J].鐵道建筑技術(shù)，2016(2)：61-65.

[10]蘭天鳳.懸索橋隧道式錨碇結(jié)構(gòu)位移檢測(cè)方法研究[D].重慶，重慶交通大學(xué)，2015.

[11]呂曹炯，黃貴明，張望勝，等.既有橋梁隧道錨受力狀態(tài)分析及健康監(jiān)測(cè)重點(diǎn)[J].交通科技，2015(2)：71-74.

[12]周旭，肖凱東，付雷.某懸索橋隧道錨室水害處治方案比選及優(yōu)化[J].湖南文理學(xué)院學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2015，27(3)：68-72.

2016-05-20

浙江省交通運(yùn)輸廳科研計(jì)劃項(xiàng)目(編號(hào)2014H12)資助

黃廷(1980-)，男，高級(jí)工程師，主要從事橋梁與隧道工程設(shè)計(jì)、咨詢和科研。

；1008-844X(2016)03-0102-06

；U 443.24

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