基于几何相似比的悬索桥隧道锚承载全过程试验研究

基于几何相似比的悬索桥隧道锚承载全过程试验研究

0国内外隧道锚形式建造实例悬索桥的主桥接受桥的所有负荷，最终将负荷传递到锚定在地面上。目前常见有重力式锚碇和隧道式锚碇。相对于重力锚，隧道锚更加有效地减少开挖量和混凝土用量，对保护自然环境、节约投资具有重要意义。同时,隧道锚充分利用和调动边坡深层岩体的承载潜力，可广泛适用于高山峡谷等山地地形，工程应用前景十分广阔。悬索桥采用隧道锚方案最为经济合理，但截至目前，在隧道锚国内外已建的工程中应用的不多，可供参考的实例有限。据统计目前国内外悬索桥采用隧道锚形式建造实例较少。国外有1932年美国华盛顿桥、1936年美国旧金山-奥克兰海湾桥、1964年英国福斯公路桥、1997年瑞典霍加库斯腾桥、1977年挪威克瓦尔松桥、1988年日本下津井濑户桥分别采用了隧道锚。国内有广东虎门大桥、湖北四渡河大桥、贵州培陵河大桥等约11座从隧道锚的研究方法来看，目前以原位模型试验和数值研究方法为主，而现场原位试验确定的岩体参数具有明显的尺寸效应为深刻认识隧道锚-围岩系统的承载性能及破坏形态，揭示一定地质条件下隧道锚承载过程中内在的力学机制，作者以云南省某悬索桥为工程背景，通过一定相似比条件下隧道锚承载全过程的破坏性试验，研究锚碇长度、埋深、围岩类别等对隧道锚承载特性影响及变化规律，并采用数值计算方法对试验结果进行对比验证研究。1隧道锚室内模型试验1.1悬索桥桥址区依托工程为云南省某特大桥，南为隧道锚，北为重力锚。引桥为预应力混凝土连续梁，主桥为单跨悬索桥。设计为整体式桥梁，桥面净宽为23.50m，设计荷载为公路Ⅰ级，桥长为964m，主跨为628m，桥面净宽为24.5m，南岸主墩塔高为154.3m，北岸主塔高为162.2m，设计单缆荷载为95824kN。悬索桥桥址区位于构造侵蚀、剥蚀深切峡谷地貌单元区，桥轴线方向139°，近正交跨越大沟。沟谷贯穿北西至南东方向，沟谷两侧呈“V”形谷，谷坡地形陡峭，属暖温带高原季风气候。1.2室内模型试验方案和结果1.2.1模型试验设计1）相似比。综合考虑室内模型试验的尺度及试验器材测量水准以及模型材料配制的难易程度，选取几何相似常数2）试验装置。试验设备见图3，依据拟定几何相似比，为消除模型边界效应影响，框架设计尺寸为2.0m×1.5m×1.0m。试验采用支撑将模型试验箱一侧顶起，并倾斜至实际地形坡角26°。试验采用后锚面加载方式，将钢绞线穿过锚碇固定于后锚面，然后通过反力架上的千斤顶施加所需荷载。3)模型试验分组。室内模型试验主要考虑锚碇长度、围岩类别和埋深对隧道锚承载能力的影响4)模型试验的材料制备。依据工程岩体分级标准围岩Ⅲ类：围岩Ⅳ类：模型相似材料以砂为主，配以石膏、石灰、水泥、重晶石粉和水配置模型材料5)模型试验的锚碇制备。从隧道锚力学模型来看，三向围压下配筋的混凝土锚碇不易破坏。本次试验将锚碇模型按相似比确定基本尺寸并简化为变直径刚性圆柱体，试验设计的长、短刚性锚碇见图6。短锚碇尺寸：直径，上4.5cm;下6.5cm，高8.5cm。长锚碇尺寸：直径，上4.5cm，下6.5cm，高17cm。6）隧道锚室内模型试验承载力的确定方法。因悬索桥对结构变形极为敏感，模型试验主要依据试验中锚碇的荷载-位移关系曲线来确定其承载力1.2.2锚碇锚政荷载分析1)试验结果。Ⅲ类围岩模型试验的主要试验结果见表3。Ⅳ围岩模型试验的主要试验结果见表4。2)模型试验的结果。模型试验主要过程及其详细分析见文献[a.Ⅲ、IV类围岩条件下，深埋锚碇相比浅埋锚碇的承载力，不论长锚碇或短锚碇，当锚碇埋深较大时，其允许荷载和极限荷载都有明显提高。即同等围岩条件下，适当加大埋深可显著提高隧道锚承载力。以III类围岩为例，短锚碇埋深80，30cm时，埋深80cm相比30cm的允许荷载提高67%，极限荷载提高50%，其他数据对比见表5。以表4中长、短锚碇埋深40cm为界，锚碇的允许荷载超过此深度后增加不明显，这意味着较差围岩条件下，增加埋深并不能明显提高承载力。b．表3中，同处Ⅲ类围岩埋深30cm左右时，长、短锚碇允许荷载和极限荷载均相近，埋深80cm短锚碇与埋深90cm长锚碇的允许荷载相当，极限荷载有一定差异；表4中，同处IV类围岩和埋深60cm时，长、短锚碇的允许荷载和极限荷载均相近；埋深30cm时，长锚碇的允许荷载略大于短锚碇，极限荷载则略小于短锚碇。综合前面对表3、表4的分析，可知锚碇长度对隧道锚承载力影响较小。c.表3和表4的数据显示:不论长、短锚碇，也不论锚碇埋深是否相同，IV类围岩条件下其允许荷载和极限荷载均远小于Ⅲ类围岩。3）隧道锚-围岩系统的破坏现象。试验表明：在极限荷载之前，从变形增量来看后一级荷载略大于前一级荷载，位移增长平稳，模型材料表面尚未见微裂纹；极限荷载之后，模型材料和锚碇位移量均明显增大，加载至某时刻模型材料表面某处开始出现局部微裂纹，最后地表呈现放射状裂缝，整体来看地表破坏范围呈圆形(图8)。2有利于数学建模和分析限于时间和经费原因，物理模型试验数量有限，仅能研究几类问题的几个点，而且影响试验结果的因素很多；而数值试验可以假定理论的数学力学边界条件，实现对影响试验结果因素的剔除，有利于规律性的探讨，是物理试验的有力补充和延伸。从试验结果来看，围岩类别和埋深是决定隧道锚承载性能的主要因素。为进一步深入研究埋深与围岩类别对隧道锚承载性能影响，以本次模型试验为基础，采用快速拉格朗日分析法(FLAC2.1支护结构的数值分析由于相似材料的配制难以满足理论相似比要求，数值模拟将进行以下分析：1）III类围岩的试验参数和理论强度相似比参数的数值分析；2）III~IV类围岩的试验参数和理论强度相似比参数的数值分析；3）考虑IV围岩的变形和强度参数变化范围，对埋深30cm的长锚体进行了变形和强度参数的敏感性分析（包括黏聚力和内摩擦角），并对埋深30cm的长、短锚碇模型试验进行了数值模拟对比。根据前述的室内模型试验的几何相似比1：200，则弹性模量2.2计算模型的参数根据室内模型的材料配合比，围岩和锚碇的材料参数如表6所示。2.3锚体模型数值模型采用三维数值模型来模拟。计算模型的围岩、胶结面和锚体均采用六面体实体单元来模拟。计算边界条件为:底面位移全部约束，顶面自由，侧面法向位移约束。2.4室内模型试验验证结果数值试验采用室内模型试验承载力确定方法，即锚体位移0.1mm对应岩锚系统的允许荷载从表7可以看出:室内模型试验结果和采用相应材料参数的数值分析结果基本一致，两者之间的比例关系表明数值计算结果能够反映模型试验。由于室内模型材料无法配制到理论相似比，因此通过室内模型试验结果、采用模型试验材料参数和采用理论相似比材料参数的数值计算结果之间的关系来确定理论相似比情况下隧道锚的承载能力。室内模型试验、模型试验材料参数数值计算、理论相似比的材料参数数值计算的允许承载力关系见图10。室内模型试验、模型试验材料参数数值计算得到的允许承载力关系为：/模型试验材料参数、理论相似比的材料参数数值计算的允许承载力关系为：/根据这两个关系式，可以得到理论相似比条件下隧道锚允许承载力为：＝(1.2~1.6)鉴于两者之间的比例系数范围较小，因此偏于安全考虑，取2.4.1锚碇埋深对岩锚系统承载力的影响由于III类围岩的相似材料养护周期较长，无法进行隧道锚的多种埋深的室内模型试验，因此以短锚碇为例，采用数值方法分析不同埋深情况下隧道锚的允许承载力，其结果如图11所示。从前述的Ⅳ类围岩的隧道锚室内模型试验可知，锚体在达到一定埋深之后，随着埋深的继续增加，隧道锚的允许承载力基本不变。对于III类围岩，从图11可以看出：随着锚碇埋深的增加，岩锚系统的允许承载力虽然一直在增加，但是在锚碇埋深超过50cm以后，允许承载力增加幅度下降，可以认为锚碇埋深超过50cm之后，其承载力基本不再增加，分析其原因主要有以下两方面。1）模型边界效应的影响。由于本次计算采用的模型是按照试验实际情况设置的，即长×宽×高为1m×1m×1m。当锚体埋深增加时，锚体底部和岩土体底部的距离逐渐减小，这样就会受到底部边界约束的影响，可以一定程度的提高岩锚系统承载力。因此，如果数值计算中增加计算范围，尽量消除边界效应的影响，锚碇埋深超过50cm后，允许承载力基本上增加很少，这个规律与IV类围岩的隧道锚室内模型试验结果一致。2）模型的本构问题。实际室内试验的材料是由以粗砂为主并加以少量的石膏和重晶石粉构成，并不是连续介质，然而数值仿真分析采用的是连续介质力学原理进行分析的。模型试验是拉拔荷载通过锚碇传递给其周边部分的岩体，对于离散介质来说，影响范围相对较小，而对连续介质来说，影响范围相对较大，随着锚碇埋深的增加，这种影响更加明显，两者的影响范围差别会增大。这也导致锚碇埋深超过50cm之后，其承载力还是有小幅提高。2.4.2土-锚系统物理模型分析基准模型的计算尺寸为：长锚碇（上、下半径分别为4.5，6.5cm，高度为17cm），锚体埋深为30cm(锚体底部至模型表面的距离)。岩土体材料参数如表6所示。基准模型的加载方式：采用FLAC1)锚碇荷载-位移曲线。选取锚体顶面的中心点为位移监测点，绘制的锚体荷载-位移曲线如图12所示。由图12可见：当拉拔荷载小于10倍缆力时，锚体的荷载与位移变化基本呈线性关系；当拉拔荷载大于10倍缆力时，锚体荷载与位移曲线呈现快速增长的状态，这表示在荷载大于10倍缆力之后，锚体和岩土体的接触部分快速进入塑性并逐渐扩展，岩锚系统整体逐渐失效。2）塑性区变化规律分析。为了解基准模型加载至失效时，岩土体内塑性区的发生、发展过程，将不同拉拔荷载下的塑性区分布图统计列于图13中。这里截取锚体中间剖面（由图13可知：由于力的传递作用，塑性区从锚碇与围岩结合部先行产生，并逐步扩展；当施加1倍缆力时，岩土体只有少数几个单元的进入塑性状态，而锚体周围的岩土体都处于弹性状态(图13a)；当施加12倍缆力时，锚体前锚面和后锚面的周围岩土体的塑性区表明靠近锚碇周围的岩土体全部进入塑性状态(图13c)；当荷载逐步增加至16倍时，可以清楚地看到塑性区逐步向锚体周围岩土体和地表扩展的过程(图13d)。从图8可见：锚体和地表附近的岩土体发生大面积的塑性并且贯通。锚碇附近的岩土以剪切破坏为主，靠近地表的岩体以拉破坏为主。这个结果与室内模型的试验结果所看到的现象是相吻合的。根据塑性区的扩展形态可以知：基准模型的锚体周围的接触部分全部进入塑性所需要的拉拔荷载为12倍设计缆力；塑性区向岩土体内部扩展并延伸至地表需要的拉拔荷载为16倍设计缆力。3）地表荷载－位移曲线。岩土体表面变形信息是所有监测中最直接和便捷的监测变量，达到毫米级的变形通过普通手段就可以方便地获取，而土体内部的变形或者低于毫米级则需要其他监测元器件获取。物理模型试验在表面十字形架设了两列百分表，这个数据能很好地表现土-锚系统相互作用的影响范围，也便于与数值结果进行相互校核，结果见图14所示。从图14中可以看出：当施加荷载比较小时，地表的位移基本呈对称分布。逐渐增大荷载，由于计算模型倾斜了26°，地表位移的最大点不是在中心点，而是稍微偏离中心点。并且，竖向位移从最大点向两侧位移逐渐减小，这和塑性区分布大体相当。3数值计算结果和分析3.1数值计算结果数值计算分别选取锚体的位移达到0.1，0.5mm为标准来作为岩锚系统的允许承载力和极限承载力的控制标准，数值计算结果见表9。实际应用中，偏于安全考虑，允许承载力应缩小一倍，室内模型试验结果如表7所示，试验结果与数值计算结果的允许承载力比较接近。3.2基准模型测试结果由于隧道锚承载力主要受埋深、锚碇长度、围岩类别等因素影响，数值模拟试验研究也围绕这写因素展开。需说明的是，所有研究均是只改变某一个条件因素，其余指标与基准模型相同。根据基准模型的锚体荷载—位移曲线和塑性区发展规律进行探讨，后续分析均在12倍缆力下进行讨论。受篇幅所限，下面仅列出围岩类别因素（黏聚力和内摩擦角）影响的研究结果。1)黏聚力敏感性分析。a.锚碇荷载-位移曲线。从表6可知，IV类围岩基准模型的岩土体黏聚力根据图16可知：随着黏聚力的增加，发生塑性的单元逐渐减少。在黏聚力c.总位移场变化规律。总位移场分布情况将截取锚体中心剖面从图17和表10可见：随着黏聚力的增加，锚体周围岩土体的总位移最小值基本不变，最大值逐渐减小。这是因为黏聚力的增加，使得岩土体的材料强度增大，进入塑性的单元会逐渐减少，从而导致位移的减小。2)内摩擦角敏感性分析。从表6可知基准模型的岩土体内摩擦角a.锚碇荷载—位移曲线。从图18可见：1)随着内摩擦角的增加，相同缆力下锚体位移逐渐减小。这是由于内摩擦角的增加，导致岩土体的材料强度越高，进入屈服需要的拉拔荷载越大。2)在缆力较小的时候，锚体的位移对内摩擦角的变化不敏感。此刻只有少许单元进入塑性，锚体周围岩土体并没有达到大面积的破坏。3)随着缆力的增加，锚体的位移因内摩擦角的不同差异变大，内摩擦角越大，锚体位移越小。b.塑性区分布规律。拉拔荷载为12