李 薇，楊 華，尹小濤，喬文號，王 瑩

(1. 云南交通職業(yè)技術學院，云南 昆明 650000；2. 中交鐵道(武漢)建設科技有限公司，湖北 武漢 430071； 3. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北 武漢 430071)

0 引言

錨碇結構作為懸索橋荷載傳遞的終端，負責錨固承受巨大荷載的主纜，其承載能力和可靠性至關重要[1-3]。而重力式錨碇依靠自身承載，對周圍環(huán)境的依賴性低，適應范圍較廣，既可適用于平地，也可用于山區(qū)，既能應用于巖性較好的場區(qū)，也適用于軟弱巖層[4]。因此，重力式錨碇作為大跨度懸索橋錨碇的選型已經成為一種潮流和趨勢。

隨著國內外工程實踐的積累，目前已經形成了一套相對保守的重力式錨碇勘察設計方法[5-7]。當前針對重力式錨碇承載性能研究主要包括試驗研究、數(shù)值仿真和理論研究3個方面。試驗研究方面主要通過現(xiàn)場摩擦試驗和模型試驗綜合確定錨碇承載能力：賴允瑾[8]等以贛州贛江長江大橋為工程依托，開展現(xiàn)場原位相似試驗，研究表明齒坎的存在能夠改變基底的應力分布，減少錨錠的位移，大幅提高錨錠的承載性能并且最終改變錨錠的破壞模式。李永盛[9]等通過對江陰長江大橋北錨錠開展1∶100的室內相似模型試驗提出了加強錨錠結構穩(wěn)定性的措施，揭示了北錨錠的失穩(wěn)模式為傾覆破壞；數(shù)值仿真模擬加載破壞全過程，得到應力變形分布特征和塑性區(qū)發(fā)展規(guī)律。林榮安[10]利用ANAYS有限元軟件建立武漢陽邏長江公路大橋三維數(shù)值模型，研究各個部位應力分布狀態(tài)，對錨錠進行優(yōu)化并且對重力式錨錠工程進行綜合安全評價。王龍飛[11]運用有限元軟件建立香麗高速虎跳峽特大橋麗江岸重力錨模型，對荷載作用下錨錠的水平位移、豎向沉降、應力分布等進行分析，對重力錨各參數(shù)進行敏感性分析，為合理選擇錨錠位置和主纜拉力設計提供理論指導。理論研究則主要依托于簡化力學模型研究錨碇和地基的相互作用問題：尹小濤[12]依據(jù)懸索橋設計規(guī)范分析研究影響重力式錨錠安全評價的主要指標、計算方法和評價標準，提出了一種基于簡化力學模型的重力式錨錠安全評價方法；朱栓來[13]分析了傳統(tǒng)的抗滑穩(wěn)定性系數(shù)法及分項系數(shù)法的現(xiàn)實及客觀性，提出了錨錠設計采用分項系數(shù)法的合理性及必要性。當前基于傳統(tǒng)摩擦承載重力式錨碇勘察設計方法相對保守，沒有反映結構-地基聯(lián)合作用的實際承載性能。

基于上述認識，本研究依托某特大橋左岸重力式錨碇工程，采用室內模型試驗方法，評估重力式錨碇的承載性能，并提出反映錨碇傾覆失穩(wěn)特性的轉動指標，為類似工程的錨碇優(yōu)化設計和安全評價提供借鑒。

1 工程概況

1.1 宣威岸重力錨工程概況

云南省某特大橋全長1 040 m，橫跨寶山兩個鄉(xiāng)鎮(zhèn)，主橋橋型采用628 m單跨雙塔鋼箱梁懸索橋，矢跨比為1/10,主纜橫向布置2根，主纜橫橋向中心間距為26 m，吊索順橋向標準間距為12 m,主跨節(jié)段劃分為(8.1+51×12.0+6.6)m，梁段最大節(jié)段重量約為140 t。

該特大橋左岸重力式錨碇工程，基底水平距離為56.0 m，單錨寬度為22.0 m，如圖1所示。錨碇工程地質剖面如圖2所示，主要覆蓋層為第四系殘坡積覆蓋層、中厚層夾薄層白云質灰?guī)r，支墩基底發(fā)育溶蝕溝槽，基底標高1 796.5 m；基底為中風化白云質灰?guī)r，基底標高1 789.5 m。最大設計荷載為191 064 kN，支墩和錨碇底部摩擦因數(shù)分別為0.3和0.6，地基承載力容許基本值為500 kPa?？辈煸O計部門現(xiàn)場測定的巖土體參數(shù)見表1。

表1 錨碇和巖土體參數(shù)Tab.1 Parameters of anchorage and rock mass

圖1 重力式錨碇幾何尺寸Fig.1 Geometric dimensions of gravity anchorage

圖2 重力式錨碇工程地質剖面Fig.2 Engineering geological section of gravity anchorage

1.2 重力式錨碇承載性能指標

根據(jù)《公路懸索橋設計規(guī)范》和《公路橋涵地基與基礎設計規(guī)范》，與本次研究相關的重力式錨碇安全控制指標包括：在運營階段重力式錨錠的水平位移不得大于主跨的0.000 1倍(即62.8 mm)，豎向位移不得大于主跨的0.000 2倍(即125.6 mm)。

2 基于模型試驗的重力式錨碇承載性能研究

2.1 模型試驗概述

根據(jù)實驗室空間大小和試驗需要，設計了長3.0 m、寬1.5 m、高1.0 m的模型箱，其結構如圖3所示，通過定滑輪控制入射角和轉向，垂向施加砝碼控制分級加載。

圖3 室內模型試驗箱結構Fig.3 Structure of indoor model test chamber

試驗中采用模型與原型的幾何相似比為1∶100對錨碇系統(tǒng)各構件及錨體僅考慮幾何縮尺，試驗中混凝土拌和物的配合比為：水泥∶細碎石∶中砂∶水=430∶1 090∶210∶670。本次模型試驗僅模擬單個錨體的受力狀態(tài)，單個錨碇長56 cm，寬22 cm，高42 cm，如圖4所示。

圖4 模型試驗錨碇構造Fig.4 Structure of anchorage in model test

地基巖體考慮了材料相似性。試驗控制的相似參數(shù)統(tǒng)計列于表2。根據(jù)材料海選試驗，確定含水率為5%且配合比為：重晶石粉∶石膏∶中砂=6∶6∶88的相似材料，符合強度參數(shù)控制目標，相似材料內聚力c=11.3 kPa，內聚擦角為φ=35°，彈性模量E為4.3 MPa，泊松比為0.27。

本試驗進行的單錨試驗，宣威岸重力錨的設計荷載為95 824 kN(簡稱1P)，單塊折半則依據(jù)相似理論試驗單級加載應該為47.9 N。在0～10P按照單級47.9 N加載，之后按照95.8 N加載直至錨碇顯著失穩(wěn)或者滑移為止，試驗加載控制如表3所示。

表2 本試驗各相關量的相似常數(shù)Tab.2 Related similarity constants in test

表3 試驗加載控制Tab.3 Load control in test

本次試驗在錨碇基底埋設微型土壓力盒、表觀幾何關鍵點架設電子千分表，測試模型見圖5。

圖5 模型監(jiān)測點Fig.5 Monitoring points of model

2.2 變形指標揭示的極限承載性能

根據(jù)模型試驗記錄的位移數(shù)據(jù)，為探究錨碇位移隨荷載增加的變化規(guī)律，將澆注好的錨碇模型置于事先分層填筑好的砂土上，利用鋼絲繩模擬主纜，通過砝碼進行加載，錨碇不同位置位移記錄見表4。

表4 荷載作用下錨碇位移值Tab.4 Displacement of anchorage under load

根據(jù)《公路懸索橋設計規(guī)范》，水平變位不大于62.8 mm，豎向變位不大于125.6 mm，根據(jù)相似比換算到本次模型試驗水平位移不應大于0.6 mm，豎向位移不應該大于1.2 mm。由表2可知設計荷載作用下錨碇水平位移和豎向位移均滿足規(guī)范要求；12P下水平位移0.608 mm，大于0.6 mm控制標準，可以認為滿足水平位移的極限荷載為10P。16P時尾部豎向位移1.321 mm，大于1.2 mm控制標準，可以認為滿足豎向位移的極限荷載為14P。橫向位移和前部豎向位移不敏感，這也符合錨碇前傾受力的特點。

2.3 載荷曲線揭示的極限承載性能

將上述分析中相對敏感部位的荷載位移數(shù)據(jù)整理成荷載位移曲線，方便更直觀地揭示錨碇的極限承載性能，如圖6所示。

圖6 錨碇位移隨荷載變化曲線Fig.6 Curves of displacement of anchorage vs. load

錨碇的荷載位移曲線反映了錨碇在橋梁荷載作用下的運動變形特征，從荷載水平位移及豎向位移曲線可知，當加載量小于6P，錨碇自身的重量平衡外部荷載，錨碇自身位移很小，處于變形穩(wěn)定狀態(tài)；當加載量大于6P后，錨碇的表觀位移逐步變大，可以認為錨碇產生了運動；當加載量超過16P后，錨碇位移急劇增加，錨碇有傾覆危險。因此，認定宣威岸重力錨的水平位移在12P時超過變形標準；豎向位移在14P時超過變形標準。按照保守原則，12P可以作為荷載位移曲線揭示的極限承載力。水平位移相對于豎向位移更敏感，所以重力式錨碇變形監(jiān)測指標更應該側重水平位移的監(jiān)測和控制。

2.4 平底和齒坎帶來的承載差異

傳統(tǒng)的錨碇為平底或者斜底，均為摩擦承載，帶齒坎的錨碇不但有摩擦承載，還有齒坎帶來的支墩受力改善和齒坎夾持巖土體剪切承載，這些不但提升了錨碇承載性能，還改善了其受力，為了更好地論證齒坎的承載貢獻，將同等水平投影面積的兩類錨碇模型試驗結果統(tǒng)計列于表5。

表5 荷載作用下錨碇水平位移值(單位：mm)Tab.5 Horizontal displacement of anchorage under load (unit:mm)

由表5可知，平底錨碇在14P之后，已經發(fā)生整體失穩(wěn)，后續(xù)數(shù)據(jù)喪失。帶齒坎錨碇達到極限之后，都能測到數(shù)據(jù)，這從側面證明了齒坎錨碇相對于平底錨碇承載性能更優(yōu)。

3 數(shù)值仿真驗證

利用前面介紹的工程地質條件和錨碇尺寸信息，在Flac3D下建立數(shù)值模型，如圖7所示，錨碇和周圍巖體使用薄層單元連接，采用四節(jié)點四面體單元、八節(jié)點六面體單元和六節(jié)點五面體單元剖分網格，數(shù)值模型單元總數(shù)215 440個，節(jié)點總數(shù)為52 125。底面邊界采用固定約束，側面采用法向約束，地表自由。錨碇選用彈性本構，巖土體采用Mohr-coulomb的彈塑性本構，材料參數(shù)見表1。

圖7 重力式錨碇數(shù)值模型Fig.7 Numerical model of gravity anchorage

數(shù)值模型設計如下工況：初始應力平衡；基坑開挖；錨碇澆注；預應力施加2倍的設計荷載，設計荷載為95 824 kN，以面力的形式施加在前后錨面；采取和表3一樣的加載工況，最終加載到20倍的設計荷載終止，每步施加荷載均計算平衡。數(shù)值計算所得結果見圖8。

圖8 重力式錨碇數(shù)值模型揭示的應力和位移曲線Fig.8 Stress and displacement curves presented by gravity anchorage numerical model

由圖8可知，基底法向應力在12P之后，出現(xiàn)拉應力區(qū)；水平位移在12P之后出現(xiàn)增速，曲線變得稀疏。這些數(shù)據(jù)均佐證了模型試驗結果的可靠性。

4 重力式錨碇承載性能綜合探討

本次模型試驗遺憾的是基底應力數(shù)據(jù)沒有測得，主要是模型尺寸造成的應力不敏感，但是數(shù)值試驗的應力計算結果很有規(guī)律，首先模型試驗檢驗了宣威岸重力式錨碇的極限承載力是否滿足要求，同時揭示了不同變形指標的敏感性。在檢驗設計是否滿足需要的基礎上，為安全監(jiān)測提供了指導。

通過筆者試驗觀測以及其他相關學者的研究經驗得出[9-16]：齒坎型重力式錨碇的破壞模式多表現(xiàn)為錨碇產生前端下沉、后端隆起的剛性轉動。

如圖9所示，重力式錨錠在荷載作用下產生前后端不均勻沉降是錨錠整體失穩(wěn)的主要原因，然而無論是抗滑穩(wěn)定性指標、基底應力指標還是位移指標均無法準確反映重力式錨碇的這種轉動傾覆趨勢?？梢詤⒖嫉鼗A設計規(guī)范表5.3.4對于20～50 m高聳結構(重力式錨碇高42.5 m)傾斜控制0.006，則不回填工況8P之前滿足此控制標準；回填工況則在18P之前滿足此標準，且回填對于傾斜的抑制可成倍減小，這說明結構沒有傾覆穩(wěn)定問題。傾斜值能夠更好地表征結構轉動傾覆穩(wěn)定性。

圖9 錨錠的前后不均勻沉降Fig.9 Uneven settlement at front and rear of anchorage

綜上，宣威岸重力式錨碇在12P荷載下變形穩(wěn)定，水平位移要比豎向位移敏感，傾覆穩(wěn)定性需要增補傾斜控制標準，同時重力式錨碇-地基聯(lián)合承載具有顯著的階段特征。

5 結論

(1)模型試驗水平位移和豎向位移揭示的宣威岸重力式錨碇的極限承載力為12P。設計荷載下宣威岸錨碇變形穩(wěn)定，安全儲備較高。

(2)模型試驗揭示帶齒坎錨碇的整體穩(wěn)定性要優(yōu)于平底錨碇。

(3)模型試驗和數(shù)值試驗均揭示錨碇-地基聯(lián)合承載的階段特征顯著，水平位移要比豎向位移敏感，傾覆穩(wěn)定性需要增補傾斜控制標準。