1、21重庆长江鹅公岩大桥隧道式锚碇的设计|_Hil IL一章曾焕1 冯紫良2 魏乃龙1 卢永成1 程鸿鑫2 戴建国1(1上海市政工程设计研究院2，同济大学)摘 要：重庆长江鹅公岩大桥是一座三跨连续加劲钢箱梁悬索桥。主跨600m。东岸采用带锚桩的隧道式锚碇该锚碇建造在砂质泥岩和泥质砂岩互层的软质岩中。设计通过现场缩尺模型试验、三维弹塑性有限元分析和动态规划法技术。确保了隧道锚具有足够的稳定安全系数以保证大桥的安全。关键词：隧道式锚碇 软岩 现场试验 弹塑性有限元 动态规划法l 概况重庆长江鹅公岩大桥东西向跨越长江，主桥为三跨连续加劲钢箱梁悬索桥(图1)。主桥跨度组合为21lm(边跨)+600m(主
2、跨)+21lm(边跨)。设计车速80kmh。桥面有效宽度325m，设6条车道。桥面两侧各设25m人行道，规划将来经改造，可通行轻轨交通。桥梁设计荷载：汽车一超20级；验算荷载：挂车一120及平板车300t；规划轻轨荷载轮重120kN。本桥悬索桥主缆索的拉力达260000kN。主缆索锚固在长江东、西两岸的锚碇上。锚碇结构需承受大缆的竖向反力及巨大的水平拉力，是悬索桥中关键的承重结构。根据桥址的地形、地貌、地质等自然条件，以及总体设计要求、工程经济性、工期等综合考虑，长江西岸采用重力式锚碇结构，东岸采用隧道式锚碇结构。本文主要介绍长江东岸隧道式锚碇的设计。183184暄萧刊U恒髑豳咖梧垃凄蜒K非瓣
3、H匦LjL曩-一I!一广=一一世长琏般2 自然条件东锚碇位于鹰嘴岩陡坡上，该处地形起伏较大，上游侧低，下游侧高。锚碇区围岩按公路隧道设计规范中的分类标准，属II、III、IV类围岩。锚碇位置西北侧陡坎，地层为砂岩和泥岩互层。上游侧锚体位于中一中下部粉砂质泥岩及下层砂岩中，下游侧锚体位于中层砂岩，中层粉砂质泥岩，下层砂岩与下层粉砂质泥岩中。岩石的单轴极限抗压强度小于14MPa，属软质岩。3 工程设计比较国内外采用隧道式锚碇的桥梁(表1)，初步拟定鹅公岩大桥的锚洞尺寸及形状。锚体尺寸95m(宽)105m(高)42m(长)，前端锚室长50m。国内外隧道锚悬索桥一览表 表1桥名 鹅公岩桥 福斯桥 华盛
4、顿桥 虎门桥 丰都桥 下津井津户大桥位置 中国重庆 英国 美国 中国广东 中国重庆 El太跨径(m) 211+600+211 408+1006+408 186+1057+198 888 450 230+940+230大缆力(MN) 1302260 1402=280 55021100 1592=318 584521369 3202640水平角度 266 30。 40。 40。 35。 38。砂质泥岩和 南：砂岩、页岩地层状况 互层 玄武岩石英砂岩和 长石石英砂岩花岗岩泥质砂岩 砂质泥岩北：玄武岩端部扩大，南：台阶形锚洞形状 北：扩大锯齿端部扩大，锯齿形 表面非常粗糙端部扩大 端部扩大 扩大台阶形
5、形顶：95105北：断面；142 顶：90X100 断面：70顶：67X1095锚洞尺寸(m) 底：125135顶：81X122 底：147171 底：130X140 80底：128122 1395长：42m 长：457 长：530 长：100长：538 长：772剪应力(kPa) 828 北：601 193 767 255 914模型试验为了确保隧道锚具有足够的安全系数，选择地层类似的地方，开挖了两个试验洞，根据相似理论进行了1：125的缩尺模型加载试验(图2)。当加载至46倍的设计荷载时，锚洞结构未破坏，而岩体开始出现塑性变形的趋势。由此可初步判断，设计的锚碇具有足够的安全系数。同时，通过
6、对三维模型计算结果和试验结果的对比分析，可以进一步确定岩层的物理力学参数，有利于对实桥隧洞的模拟分析。】855数值分析图2模型试验现场照片应用三维弹塑性有限元软件对实桥隧道锚和试验锚均进行了分析。本节主要介绍对实桥锚碇的分析，按下列九种工况进行了计算：初始地应力场分析；锚动开挖后围岩的应力及位移分析；喷锚衬砌及开挖地表风化层后的应力及位移分析；浇筑锚体及预加应力后的应力位移分析；成桥静载作用下的应力及位移分析；成桥运营状态下的应力及位移分析；考虑7度设防的地应力作用下的应力及位移分析；二倍大缆拉力作用下的应力及位移分析；三倍大缆拉力作用下的应力及位移分析。51计算域的确定鉴于锚体结构对称，所受
7、荷载也对称，地形和地层也可视为大致对称，利用对称性原理，只取半个结构计算，以利于计算机分析。计算采用八节点三维等参单元。总单元数达5672个，节点数达6981个，如图3所示。图3计算总体网格图52荷载的计算本文以增量有限元法11为基础，考虑初始地应力对开挖、运营中岩层和结构的力学影响的有限元计算可按下式“：K9一foojfb一厂t一0 (1)式中：K有限元结构的刚度矩阵；d节点的未知位移向量；如初始地应力的等效荷载向量：厂b体力荷载的等效荷载向量：】86f。面力荷载等效节点向量。53模型及屈服准则应力分析中采用的材料模型为弹塑性力学模型，其屈服准则采用Mohr-Coulomb准则，即：rC一盯
8、。tanq， (2)上式可转化为下式：-，,sinP+历(cosO-3sinOsinq)一ms驴 (3)式(3)中左端可由一点应力状态确定，称为等效应力矿。右端c、9都是材料性质参数，并反映了土体材料抗屈服的能力，定义为d。54动态规划法确定整体抗滑稳定性系数根据下式确定平面内沿某一滑动面的整体稳定性系数F。：(d弘)F。一三一 (4)(矿Z)式中：。滑面在该平面上n个分段中的第i段上滑移线的长度。通过采用一定的方法可以找到沿某一滑移线的安全系数为平面中所有滑移线的安全系数的最小值，即最小安全系数，而这条滑移线就是所要找的最危险滑移线。本文采用了动态规划法来求饵该问题，取得了较好效果。55计算
9、结果(1)在成桥运营状态下，锚体前端截面中心点的水平向位移为08mm，竖直向为01ram。位移总量均较小，可以满足大桥的正常营运要求。(2)在大桥正常运行工作条件下，屈服点数量不多，围岩总体上处于弹性状态。(3)按54小节介绍的计算方法得到隧道锚整体抗滑稳定系数为3。6洞形的优化设计人员提出了多种洞形方案，本文对其中有代表性的三种方案进行了计算比较：方案(一)中锚体截面自前端向尾端均匀扩大，高度从105m扩至155m，计算中认为锚洞四周光滑；方案(二)中锚体在距离尾端2m处开始扩大至135m，锚洞四周设锯齿；方案(三)中锚洞四周不设锯齿，代之以底部的声25m挖孔锚固桩，桩长5m。扩面形状同方案
10、(二)。三种方案的剖面形状参见图4。图4三种洞形方案的剖面形状示意图根据上节所述方法对三种方案进行了平面有限元的计算分析。主要结果如下：187(1)位移锚体前端中心点的位移反映了锚体在缆索作用下的抗拔能力，是设计中比较关心的地方。在三种方案中，该点的位移可参见表2。可以看出，方案(二)由于锯齿的作用使锚体与围岩问的粘结力增强，沿锚洞轴向的位移量最小。方案(三)竖向位移分量最小，表明所设锚固桩产生了较强的抗拔能力。锚体前端中心点位移比较(单位：mm) 表2方案号 沿Z-向 沿Y向 沿洞轴向993 276 1013935 149 906952 143 918(2)应力根据式(3)左端等效应力的定义
11、，在程序中可计算出每一高斯点的等效应力，利用绘图软件把局部地区的等效应力绘成等值线图，以利于观察(图5图7)。188图5方案一等效应力等值线图(max=I73MPa)图6方案二等效应力等值线图(max=055MPa)图7方案三等效应力等值线圈(max=066MPa)从图中可以看出，锚洞上部的应力总体上处于受拉状态，等效应力范围大致在02025MPa以下。锚洞下部的围岩总体上处于受压状态，等效应力一般为负值；锚洞尾部及锚体端部处的围岩应力变化剧烈，应力集中程度严重。方案(一)由于楔形效应，在洞周及洞尾的应力集中效果尤为显著；方案(二)由于在隧洞四周设有锯齿，应力分布比较均匀，但施工较为复杂，锯齿
12、难以形成；方案(三)在洞底设置锚固桩，承担了较大的应力分配，使锚洞上部及尾部的应力集中现象得到了较明显的缓和。锚体抗水平力大，施工方便，安全度最高，技术可靠。(3)稳定安全系数利用动态规划法得到三种方案的稳定安全系数分别为234、283和315。(4)材料用量三种方案混凝土的大致用量可见表3。混凝土用量比较 表3方案号c30混凝土用量(m3) 5100 4900 4420另外，考虑施工难度与工期等因素，显然，方案(一)施工最为简单，工期应为最短；方案(二)则最复杂，工期也将最长；方案(三)则介于前两者之间，可操作性强。综上所述，方案(三)的技术经济先进合理，施工可行，综合效益更高，所以最后的设计方案选择了方案三。7 结论(1)重庆鹅公岩大桥在软质岩中建造大型隧道式锚碇，在国内外是罕见的。在桥位处和重力式锚碇方案相比，隧道式锚碇方案节省造价约1500万元人民币。(2)缩尺模型试验和实桥三维弹塑性有限元分析成功应用于工程实践，为设计提供了科学的依据。锚体抗滑移总体稳定安全度约为3，隧道锚安全可靠。(3)根据通车五年以来对隧道锚的现场位移检测，位移极小，几可忽略。证明其处于稳定状态，从而确保了大桥的安全。189
