官山跨海大桥隧道锚稳定性的综合比较分析

黄　廷，刘金秋，郑国平

(1.浙江公路水运工程咨询公司，浙江 杭州　310014；2.浙江省交通规划设计研究院，浙江 杭州　310006；3.浙江工业大学 建筑工程学院，浙江 杭州　310014)



官山跨海大桥隧道锚稳定性的综合比较分析

黄廷1，刘金秋2，郑国平3

(1.浙江公路水运工程咨询公司，浙江 杭州310014；2.浙江省交通规划设计研究院，浙江 杭州310006；3.浙江工业大学 建筑工程学院，浙江 杭州310014)

悬索桥隧道锚的设计理论与评价方法尚不完善，需要采取多种方案进行对比分析，以保证安全。介绍了官山大桥采用二维与三维数值模拟、单块体与多块体极限平衡理论对隧道锚稳定性进行分析的方法和结果，探讨了隧道锚设计计算中存在的问题，可供类似隧道锚设计计算和研究参考。

；悬索桥；隧道锚；稳定分析；安全系数

0　引言

悬索桥具有跨越能力大的特点，在克服山区深谷或江河海峡时优势明显。锚锭是悬索桥最重要的承载结构，承受着主缆传来的巨大拉力，其稳定性对悬索桥有决定性影响[1]。按照锚固力的来源，锚锭可分为自锚式和地锚式两类。地锚式又分为重力式和隧道式，其中隧道锚性价比最高，在地形和岩层条件允许时往往成为优选方案，在实际工程中得到广泛应用，如坝陵河大桥西岸锚碇[2]、矮寨大桥茶洞岸锚碇[3]等。

相比自锚式和重力式锚锭，隧道锚通过围岩对锚锭体的夹持来抵抗主缆拉力，其安全性主要取决于锚锭体及围岩的稳定。锚锭体与围岩相互作用复杂、影响因素众多，分析起来存在不少困难，这导致了隧道锚的设计理论尚未形成体系。相关规范虽然提出“应进行空间结构受力分析，验算混凝土及洞壁的强度及锚塞体的抗拔力”等要求，但并未给出具体方案或指导意见[4]。为了保证隧道锚的安全，在工程实践中，往往需要在锚锭区的地质调查和试验基础上[5，6]，通过模型试验、数值模拟等多种手段进行分析论证[7-9]。即便如此，在施工和运营过程中还需要进行严密的监测、检测和健康评估，及时对病害进行整治[10-12]。为了给隧道锚设计理论的研究提供支撑和参考，本文以浙江省官山跨海大桥为例，对隧道锚稳定性的综合分析方法进行系统介绍。

1　工程概况

1.1官山大桥概况

官山大桥位于浙江省舟山市岱山至官山连岛公路，为(210+580+180)m双塔单跨钢箱梁悬索桥，双向四车道，设计时速80 km/h，是我国第一座隧道锚跨海大桥。

1.2隧道锚设计概况

官山大桥官山岛端采用隧道式锚锭，其平面和纵剖面如图1所示，主要控制参数如下：

1) 主缆中心线水平夹角40°。

2) 前锚室长16.4 m，洞室尺寸(含初期支护喷砼厚度)9.86 m×10 m(宽×高)。

3) 锚塞体长27 m，前锚面单洞断面尺寸为9.86 m×10 m，顶拱半径5 m，断面积约88 m2；后锚面16.3 m×16.4 m(宽×高)，顶部圆弧半径为8.2 m，断面积达到239 m2。

4) 后锚室长1.65 m，底标高为-8.2 m，位于海平面以下，存在海水通过基岩裂隙侵蚀锚体的可能性。

5) 左右锚体洞室的净距较小，最小只有9.5 m，最大16.0 m。

图1　官山侧隧道锚平面和纵剖面设计

1.3隧道锚地质条件

隧道锚地表出露岩层为九里坪组流纹斑岩，与下伏地层呈火山喷发不整合接触，超覆于茶湾组之上。围岩节理主要为构造运动造成的次生节理，成组密集出现，共轭分布。通过现场地表及平硐开挖测量，获得了以下4组主要节理：

1) 近SN走向为主，产状84°～86°∠77°～79°，面密度约0.18条/m2；

2) 近EW走向为主，产状8°～13°∠72°～73°，面密度0.10条/m2；

3) 缓倾角结构面，产状55°～64°∠20°～27°，面密度0.15条/m2；

4) 倾向西北、倾角40°左右，平均产状279°∠36°，面密度0.01条/m2。

根据围岩节理性状及隧道锚的设计参数，建立地质模型如图2所示。其中近SN走向的岩体结构面组成隧道锚的后缘面，近EW走向的岩体结构面组成隧道锚的侧滑面，倾向西北的中倾角岩体结构面组成隧道锚的底滑面。隧道锚位于这3组岩体结构面组成的块体中时将处于最不利的状态。

图2　官山大桥隧道锚地质概化模型

1.4主要围岩参数

根据锚碇部位钻孔及物探资料，并结合室内外岩石力学试验，综合确定岩体基本物理力学参数和砼/岩胶结面、岩体结构面基本力学参数如表1和表2所示。

表1 岩体基本物理力学参数部位变形模量/GPa泊松比黏聚力/MPa摩擦角/(°)抗拉强度/MPa重度/(kN·m-3)水上中风化岩体80.280.70380.1525水下中风化岩体50.300.60360.1025水下微风化岩体120.251.30480.2026锚周边围岩松弛圈60.280.65410.1024锚碇体(C40砼)300.172.00501.0025

表2 砼/岩胶结面、岩体结构面基本力学参数部位法向刚度/(GPa·m-1)剪切刚度/(GPa·m-1)黏聚力/MPa摩擦角/(°)抗拉强度/MPa岩体结构面4.53.00.07350砼/岩胶结面10.07.51.00450.26

2　隧道锚稳定性分析模型

由于隧道锚设计理论尚不完善，为了保证安全，必须根据具体工程条件采取多种方案进行对比分析。对于官山大桥隧道锚，其主要特点是：所处流纹岩内部结合紧密、整体强度高；流纹岩与下部流纹质角砾凝灰岩接触面有扭曲、接触面处岩体相对软弱；稳定性可能受到多组结构面影响。对于完整性和均质性好的围岩，数值模拟方法可以方便地获得隧道锚和围岩的应力、位移和塑性区等控制指标；而对于包含控制性结构面的硬质岩体，其稳定性又往往受到结构面控制，此时用数值模拟方法就较为困难，可以采用块体理论进行分析。本工程兼具上述两方面的特征，为安全起见，分别采用二维、三维数值模拟和单块体、多块体极限平衡分析方法对隧道锚与围岩的稳定性进行评估。

2.1二维数值模拟方案

二维数值模拟采用平面应变模型。相对三维数值模拟，具有操作简单，建模和计算快捷的特点，主要缺点在于不能考虑两个锚锭的相互影响，以及锚锭与结构面的空间关系及影响。二维数值模拟取锚锭轴向纵剖面为研究对象，模型长500 m，底边高程-150 m，顶部为实际地表。模型中考虑了3种不同类型结构面：锚碇后缘近SN走向陡倾角结构面、倾向西侧的缓倾角结构面、倾向东侧的缓倾角结构面(如图3)。其中，倾向东侧的缓倾角结构面考虑了20°、25°、30° 3种不同的视倾角。锚碇与围岩接触部分考虑了松弛岩体的影响。

a) 平面模型

b) 三维模型

2.2三维数值模拟方案

三维数值模拟范围以隧道锚为中心，向周边适当延拓，模型东西向长550 m(平行路线方向)，南北向宽342 m(垂直路线方向)，顶面以实际地表面为准，底面高程-150 m。模型中考虑了中风化与微风化岩性差异，而且考虑了地下水位影响。在锚碇体周边设置了4条贯通结构面，其中3条为侧裂面，1条为后缘裂面。为体现锚碇体与围岩相互作用，在锚碇体与围岩之间设置了接触面单元。

2.3单块体极限平衡分析模型

单块体极限平衡分析主要用于分析锚锭沿与轴向平行结构面滑移的稳定性。在本工程中，锚碇后缘存在一组陡倾结构面，容易使隧道锚与后端围岩剥离，造成隧道锚沿平行锚锭轴线破坏。为此，建立如图4a所示的单块体分析模型(剖面示意)，应用块体理论检算其滑移稳定性。其中隧道锚上覆岩层存在开挖可能，因而分别对浅层开挖和不开挖分别进行分析论证。

2.4多块体极限平衡分析模型

除沿着平行锚锭轴线发生滑移外，根据岩体力学相关理论，锚锭还可能有其他结构面发生剪切破坏，因而也必须进行检算。根据本工程围岩结构面的分布，建立如图4b所示的计算模型。多边形ABFG为锚塞体，AD和GH分别是上、下破裂面或滑面，α为锚碇夹持角，α1为锚碇底板与下滑面AD的夹角，α2为锚碇顶面与上滑面GH的夹角，γ为锚碇倾角，β为边坡坡角。

图4　块体平衡分析(剖面示意图)

在块体分析中，为了便于求解，假设所有块体滑裂面同时达到极限状态，由摩尔-库仑定律，建立单个块体的静力平衡方程进行求解。在多块体分析中，联立多块体平衡方程求解锚碇-围岩抗滑稳定安全系数。

3　不同模型的计算分析工况与结果

隧道锚稳定性分析的主要目的是获得稳定性安全系数，方法是采取设计荷载的不同倍数进行计算，超载系数即可视为安全系数。除比较安全系数之外，还应对破坏模式进行分析，并根据理论模型的不同，对其它有参考价值的指标进行分析，如数值模拟中的位移和塑性区等。

3.1二维数值模拟的工况及结果

3.1.1设计荷载工况

在设计荷载作用下，锚碇及围岩的变形量较小(参见图5，限于篇幅，其它云图从略)，水平向最大位移0.68 mm，出现在锚碇体后缘；铅直向最大位移1.51 mm，出现在隧道锚进口顶端，锚碇后缘铅直向变形约为1.20 mm；总位移最大值也出现在锚碇后缘，为1.53 mm。锚碇体与周边围岩的变形方向与施加给锚碇体的荷载方向基本一致。锚碇及围岩内剪切应力、应变普遍不大，也没有明显的剪应力、剪应变集中。设计荷载作用下，仅在锚碇上部块体后缘结构面部位存在小范围拉张塑性区。

a) 水平位移

b) 竖向位移

3.1.2超载工况

分别模拟了2～6倍荷载时的模型受力及变形情况。当施加5倍荷载时，模型变形量激增，但是计算仍能收敛；施加6倍荷载时，计算不能收敛。从超载模拟结果中可以看出；①施加5倍荷载时，计算虽然还能收敛，但计算出的最大变形量已超过140 mm，而且已经出现较大范围塑性区，可以认为，施加5倍荷载时，模型已基本处于失稳状态，平面分析模型的超载稳定性系数大致在4～5之间；②随着超载系数的增大，变形特征也在发生变化，超载系数小于4时，变形不大但分布较广，呈现出大范围协调变形特征，超载系数大于4时，出现以局部块体变形为主的特征，主要是锚碇及锚碇上部被临空面和后缘裂隙切割的块体；③超载系数为5时，锚碇体和锚碇上部岩体的变形并不是完全沿锚碇下部岩/砼胶结面的滑移(平动)，而更多体现出顺时针方向的转动特征，块体会出现沿后缘陡倾角结构面优先滑移的趋势。

另外，超载系数小于4时，浅层开挖与否影响不大；而超载系数大于4以后，两种情况的变形差异增大，而且随超载倍数的增加越来越明显，塑性区的发展也存在显著差异。这一结果表明，保留上覆岩体对控制锚碇及围岩变形有显著意义。

3.2三维数值模拟的工况及结果

三维数值模拟也分别开展了设计工况和加载模拟，以及浅层开挖或不开挖两种情况。

3.2.1设计工况

在设计荷载作用下，锚碇及围岩的变形较小，变形量普遍在1 mm以内；锚碇及围岩中也没有大范围拉应力区出现，锚碇周边的最大拉应力值约为0.03 MPa。

3.2.2超载工况

三维条件下模型的超载能力较强，为此，超载系数分别取3、5、……、15进行计算。计算结果表明，在浅层开挖的条件下，超载系数为5时，锚碇周边围岩才开始出现少量塑性区，并随着超载系数同步增加，范围扩大；但是直至增大到9，塑性区仍没有大范围出现。超载系数为11时，塑性区基本贯通，切面上最大变形在9基础上增加了近1倍。超载系数为13和15时，计算虽然仍能收敛，但变形已经激增，锚碇周边的岩体已经全部处于塑性状态。锚碇及周边岩体的潜在破坏模式与二维模拟结果类似，都是锚碇和隧道锚上部受临空面和后缘裂隙面切割的岩体，在拉锚荷载作用下，发生沿锚碇底部岩砼胶结面(或松弛岩体)的滑移破坏。

与二维模拟类似，超载系数不超过9时，浅层是否开挖的差别不大；但超过9后，开挖与否的差异增大，同样说明避免浅层开挖对锚碇和围岩稳定有重要意义。

3.3单块体极限平衡分析的工况及结果

浅层开挖时计算超载系数分别为7～12，浅层不开挖时超载系数分别为18，20，……，32，部分计算结果见表3。在浅层开挖情形下，随着主缆拉力增加，隧道锚围岩稳定安全系数逐渐减小。当超载系数小于7时，主缆拉力显著小于隧道锚围岩重力所提供的抵抗力，隧道锚围岩不可能沿主缆拉力方向滑动趋势。当超载系数为7时，隧道锚围岩抗滑稳定安全系数为7.122；超载系数为11时，隧道锚围岩抗滑稳定安全系数还有1.106，在原始地形公路上部山顶岩体不挖除下，由于隧道锚上覆岩层的作用，隧道锚围岩稳定性更好。

表3 单块体极限平衡分析结果浅层开挖浅层不开挖超载系数安全系数超载系数安全系数77.1221821.28883.018205.39991.915223.091101.402242.166111.106261.667120.913281.355—301.141320.986

3.4多块体极限平衡分析的工况及结果

计算结果见表4。在浅层开挖情形下，随着主缆拉力增加，隧道锚围岩稳定安全系数逐渐减小。当超载系数小于3时，主缆拉力显著小于隧道锚围岩重力所提供的抵抗力，隧道锚围岩不可能沿主缆拉力方向滑动趋势。超载系数为3时，抗滑稳定安全系数为5.502；超载系数为7时，抗滑稳定安全系数还有1.094。如果浅层不开挖，隧道锚围岩抗滑稳定安全系数要大得多，其稳定性也好得多。

表4 多块体极限平衡分析结果超载系数安全系数浅层开挖浅层不开挖3—5.502413.3862.89957.71111.90365.4111.39674.1331.09483.3160.897102.339121.780141.423161.177181.000200.867—

4　计算结果比较与评价

4.1计算结果汇总

采用不同方法获得的安全系数如表5所示，二维和三维数值模拟得到的变形如表6所示。

表5 不同方法算得的安全系数方法工况安全系数二维数值模拟浅层开挖4浅层不开挖6三维数值模拟浅层开挖11浅层不开挖15单块体极限平衡浅层开挖11浅层不开挖30多块体极限平衡浅层开挖7浅层不开挖18

表6 不同方法计算得的最大变形方法工况超载系数最大变形/mm二维数值模拟浅层开挖11.53416.98浅层不开挖11.47610.80三维数值模拟浅层开挖10.531110.19浅层不开挖10.521512.88

4.2计算分析结论

1) 稳定性分析结果表明，即使在最不利组合情况下，隧道锚及围岩的超载安全系数仍能达到4，按三维数值模拟计算出的安全系数超过10，参照以往类似工程经验，隧道锚及围岩的整体稳定性能够满足工程要求。

2) 数值模拟和极限平衡分析都表明，锚碇及围岩最可能出现的变形破坏模式为：锚碇和锚碇上部岩体一起，发生沿岩/砼胶结面或松弛岩体的滑动，而且，靠近隧道锚前缘部分的变形以水平变形为主，靠近隧道锚后缘部分的变形以铅直向上抬变形为主。保留上覆岩体对控制隧道锚变形有显著作用，可以有效减弱隧道锚后缘部分岩体的上抬趋势。

3) 三维数值模拟能较客观地反映锚碇为围岩的整体变形特征，结果表明，设计荷载作用下，隧道锚及围岩的变形小于1 mm，在10倍以上的超载条件下(>10P)，锚碇及其周边围岩的最大变形才会达到10 mm。变形不会成为控制该隧道锚方案成立与否的关键。

4) 塑性区模拟结果表明，塑性区将首先出现在大型结构面等薄弱部位，然后向锚碇周边围岩内扩展，待围岩内塑性区基本贯通时，锚碇的变形开始出现急剧变化。锚碇周边松弛岩体性态对锚碇稳定有显著影响。

5　结语与讨论

通过分别采用二维和三维数值模拟、单块体和多块体极限平衡分析，综合分析了官山大桥隧道锚的破坏模式、安全系数和变形情况，各种方案均显示该隧道锚及围岩具有足够的稳定性，为该大桥的顺利建成提供了有力支撑。

尽管如此，仍有必要对以下问题开展进一步的研究：

1) 关于不同计算方法的差异。

4种计算分析方法所得的安全系数具有较明显差异，原因在于模型所采取的简化方法不同，在实际应用时应注意区别对待。

三维数值模拟的安全系数要大于二维模拟，原因在于二维模拟将隧道锚简化为平面应变模型，夸大了拉锚荷载的作用。理论上来说，三维模拟要比二维模拟结果更为准确，其置信度更高。

单块体极限平衡理论所得安全系数显著大于多块体极限平衡理论，原因在于其所考虑的破坏形式更单一，忽略了其他破坏面，其结果趋于不安全。因此，在工程实践宜采用多块体极限平衡模型进行分析。如采用单块体模型分析，应特别注意评估是否存在其它潜在破坏形式。

数值模拟分析和极限平衡分析采用的是不同的简化模型，前者重视岩体的整体强度，后者重视岩体的结构面影响，二者是相互补充的关系，互相不可取代。

另外，数值模拟可以获得隧道锚与围岩系统的位移，对于隧道锚稳定性和主缆承载及变形的分析都可以提供支撑，优势较为明显。

2) 关于安全系数和允许变形量。

4种方法均得出了安全系数，但由于缺乏可靠的理论或试验支撑，规范中没有提供安全系数的合理取值，目前只能参考其它岩土工程相关规范(如大坝抗滑稳定要求安全系数大于3)等来确定。然而在不同行业领域中，造成结构与岩体系统破坏的关键荷载也不同，其形成机理必然存在差异，因此亟需针对公路和铁路悬索桥的荷载特征，提出隧道锚的稳定性安全系数。

类似的，锚锭和围岩的位移也一样，目前尚缺乏允许变形量的界定，本工程也只能参考类似工程，将位移量控制在毫米级，即小于10 mm，其合理性值得研究探讨。

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2016-05-20

浙江省交通运输厅科研计划项目(编号2014H12)资助

黄廷(1980-)，男，高级工程师，主要从事桥梁与隧道工程设计、咨询和科研。

；1008-844X(2016)03-0102-06

；U 443.24

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