近接隧錨協同受力機理及合理施工工序研究

【摘 " "要】：為研究復雜地質及工程條件下，近隧道大橋主纜錨碇與隧道施工順序，以實際工程為例，采用有限元數值方法，基于纜力增大法，分析研究了隧道式錨碇結構承載安全特性、近接隧道與隧道式錨碇相互作用機理及施工工序等。結果表明：錨塞體抗拔安全系數gt;2.0，圍巖穩定安全系數gt;4.0，滿足規范要求，但施工過程中要嚴格控制爆破震動，加強隧道式錨碇洞室支護強度，降低施工對圍巖擾動不利影響；在下部隧道施工完成后，開始上部隧道式錨碇的施工工序，可降低近接施工對隧道式錨碇的影響，同時也可以減小先行施工隧道受力，對于錨塞體結構受力是科學合理的。

【關鍵詞】：主纜；錨碇；隧道；受力機理

【中圖分類號】：U451 【文獻標志碼】：C 【文章編號】：1008-3197（2024）04-14-07

【DOI編碼】：10.3969/j.issn.1008-3197.2024.04.004

Study on Coordinated Stress Mechanism and Reasonable Construction Process of Proximity Tunnel-Type Anchorage and Tunnel

SHI Haiyang1，LI Shuo2，LI Wentao1， SHI Qilong3

（1.Tianjin Transportation Science Research Institute， Tianjin 300060，China; 2.Tianjin University Research Institute of Architectlral Desigh and Planning Co. Ltd.， Tianjin 300073，China；3.China Communications Highway Long Bridge Construction National Engineering

Research Center Co. Ltd.， Beijing 100088，China）

【Abstract】：In order to study the construction sequence of main cable anchorage and tunnel of near tunnel bridge under complex geological and engineering conditions， taking actual engineering as an example， the paper uses the finite element numerical method， based on the method of increasing cable force， to analyze and study the bearing safety characteristics of the anchor structure， the interaction mechanism between the adjacent tunnel and the tunnel-type anchorage， and the construction process. The results show that the safety factor of anchor plug is more than 2.0， and the safety factor of surrounding rock stability is more than 4.0， which meets the requirements of the code. However， in the process of construction， the blasting vibration should be strictly controlled， the support strength of tunnel-type anchorage chamber should be strengthened， and the adverse effect of construction on surrounding rock disturbance should be reduced. After the completion of the lower tunnel construction， the construction process of the upper tunnel-type anchorage can reduce the impact of the adjacent construction on the tunnel-type anchorage， and also reduce the stress of the first construction tunnel， which is scientific and reasonable for the stress of the anchor plug structure.

【Key words】：main cable; anchorage; tunnel; stress mechanism

金安金沙江大橋為跨越金沙江而設，主纜錨固形式為隧道式錨碇，基于對隧道式錨碇（以下簡稱“隧道錨”）的研究可知，近接隧錨協同受力機理及合理施工工序是橋梁設計過程中重點考慮的問題。梅松華等[1]、趙海斌等[2]和劉斌等[3]分析了金安金沙江大橋麗江側隧道錨系統開挖及加載分析過程中圍巖和錨塞體的應力、變形以及塑性破壞區的分布特性，基本掌握了施工及運行條件下隧道錨系統的受力特點和變形特性。覃青松[4]采用理論分析與數值模擬對G317線黃家院隧道及與其近接的紫坪鋪特大橋隧道式錨碇進行相互影響研究，分析了隧道錨不同傾角、不同交角、不同圍巖條件工況下，剛度準則與強度準則在隧道軸線上的分布規律。劉新榮等[5]以玉楚高速白石巖Ⅰ號隧道下穿綠汁江大橋楚雄岸隧道錨工程為研究對象，開展了隧道錨與下穿隧道間相互影響規律的1∶100室內模型試驗，研究發現，錨-隧間圍巖的應力經歷“應力集中—應力轉移—趨于穩定”3個發展階段，施加主纜拉力的隧道錨會使錨-隧間部分圍巖進入塑性狀態。張安睿等[6]以四坪隧道和開州湖特大橋開陽岸隧道錨施工順序為研究對象，采用數值分析的方法對隧道和隧道錨的開挖順序進行研究，研究結果表明，兩種不同施工順序下圍巖的變形差別不大，連拱隧道與隧道錨間的塑性區并未貫通。夏國邦等[7]建立普立特大橋隧道錨碇主塔系統及山體穩定分析的工程地質概化模型，對天然巖體、巖體開挖及施加設計荷載后等各階段巖體的變形、應力釋放及應力重分布、卸荷松弛區的范圍、塑性區分布特點進行計算分析，并評價各構筑物圍巖各階段的變形穩定特征、變形破壞模式。曾錢幫等[8]和胡波等[9]采用數值模擬方法，對壩陵河懸索橋西岸隧道式錨碇錨塞體長度開展數值模擬研究，獲得錨塞體合理經濟的長度，為設計選型提供參考。朱曉文等[10]和黎高輝等[11]針對潤揚大橋北錨碇基礎的安全問題，利用有限單元法對北錨地基基礎的受力進行三維仿真分析，模擬了整個施工過程。

與以往設計方案不同，金安金沙江大橋錨碇與隧道間凈距僅有11.74 m，且金安金沙江特大橋隧道錨地質條件與工程條件的復雜程度是以往隧道錨工程沒有遇到的，要解決工程建設中的這些關鍵問題，為工程設計與施工乃至安全運營提供技術支撐，必須針對這些特點開展相關研究。為此，本文基于數值方法和理論分析，研究分析錨碇結構變位、圍巖應力場、塑性區變化等，揭示隧道錨與近接隧道協同作用機理，評估錨塞體的安全性能，提出隧道錨與近接隧道合理施工工序，從而有效地指導金安金沙江大橋隧道錨的科學設計和安全運行。

1 工程概況

金安金沙江大橋是一座主跨1 386 m的雙塔雙索面單跨板桁結合鋼桁架加勁梁懸索橋，地處高海拔、高差大、高地震烈度地區，建設結構復雜、技術難度高、跨徑大。大橋兩岸為陡峭V形峽谷，錨碇均采用隧道錨設計方案，其中麗江岸大橋直接連接隧道，采用曲線隧道繞避方案。隧道與錨碇近接受力影響突出，隧道頂板距離錨塞體最小豎向間距僅為11.74 m。

麗江側錨塞體位于中風化玄武巖，散索鞍基礎采用擴大基礎，以中風化塊狀玄武巖（承載力基本容許值[ fao]為2 000 kPa）及中風化杏仁狀玄武巖（[ fao] 為2 000 kPa）作為持力層。前錨室洞口尺寸為11.6 m×10 m（寬×高），頂部為圓弧形，圓弧半徑5.8 m；前錨面尺寸為11.6 m×14 m（寬×高），頂部為圓弧形，圓弧半徑5.8 m；后錨面尺寸為17 m×24 m（寬×高），頂部為圓弧形，圓弧半徑為8.5 m；錨塞體長度為40 m，錨塞體最小凈距為10 m；后錨室端部尺寸為17 m×21.299 m（寬×高），長3 m。設計采用先施工隧道錨左下方公路隧道，開挖至隧道錨后20 m，再施工隧道錨。見圖1。

2 隧道錨數值仿真模型

2.1 假設條件

科學合理的數值模擬簡化方法，不僅可以保證計算分析的可靠性，而且還可提高計算效率。為此，本文基于以下假設建立數值模型：

1）基于有限元纜力增大法，計算錨塞體承載力安全系數，錨塞體預應力為0.2倍運營纜力；錨塞體與圍巖之間設置接觸面，考慮錨塞體與圍巖相互作用，巖體采用摩爾-庫倫本構模型，錨塞體結構采用線彈性本構模型；

2）隧道錨及隧道均根據設計方案建立三維模型，巖體及持力層基于平面應變假設，選取表層覆蓋層最厚的最不利典型斷面進行建模；

3）由于本文重點通過研究應力場、位移場和塑性區的變化，評估錨碇與隧道施工相互影響，因此下部隧道開挖未考慮支護結構作用，但隧道錨考慮了襯砌支護結構，支護體結構采用板單元進行模擬。

2.2 計算參數

單根纜力標準值P為621 500 kN，纜力入射角12°。隧道錨持力層為中風化玄武巖，表層覆蓋層為碎石土，均采用摩爾-庫倫本構模型。見表1。

隧道錨洞支護結構為C40混凝土襯砌，采用板單元模擬。見表2。

通過調研及現場拉拔試驗成果，確定錨塞體與圍巖界面抗剪強度參數。見表3。

2.3 模型建立

采用有限元PLAXIS 3D建立三維數值模型，共劃分184 080個單元、256 793個節點，包括近接隧道、隧道錨結構及支護體系等，隧道具有一定的曲率半徑沿錨碇下方穿過，待隧道施工完畢后，隧道錨洞開始開挖。模型底部固定約束，四周鉸接約束，未考慮地下水、地震等不利影響。為監測纜力作用下，隧道錨位移變形規律，在隧道錨后錨面頂板、中部及底板處設置多個變位監測點。見圖2。

2.4 工序設置

為研究不同施工工序對隧道錨結構及周邊圍巖體變位影響，根據隧道開挖、隧道錨洞開挖及隧道錨結構澆筑不同順序，補充設計了3種典型計算工況。

1）工況1：隧道與隧道錨同時掘進。

2）工況2：隧道錨洞施工完成后開始掘進隧道。

3）工況3：纜力施加后掘進隧道。

結合金安金沙江大橋設計采用的“先掘進隧道、后開挖錨洞”工序，對4種工況進行對比分析。為監測不同工況下錨塞體圍巖變化規律，于一側錨塞體下方巖體內布置沉降觀測點。以工況一為例，對隧道錨和隧道施工工序進行說明。見圖3。

3 隧錨近接協同受力機理

3.1 錨碇變位特征

在運營纜力作用下，錨塞體、隧道頂底板及周邊圍巖體沿纜力作用方向產生變形，影響范圍以錨塞體為中心，圍繞錨塞體呈拋物面形狀，趨向邊坡臨空面方向。其中錨塞體圍巖體最大變位值較小，僅為4.0 mm，隨著纜力倍數增大，變位趨勢逐漸明顯，但圍巖總變形及其對已施工完畢的下部隧道影響很小。見圖4。

對錨塞體后錨面頂板、中點、底板3個變位監測點平均值進行統計。在設計纜力作用下，錨塞體變位值為1.2 mm；在2倍運營纜力作用時，變位值為2.9 mm；在6倍運營纜力作用時，變位值為6.4 mm。1～6倍纜力作用時，錨塞體變位值呈線性增長方式，錨碇及圍巖體處于彈性工作狀態，纜力荷載對周圍的巖體擾動較小，錨碇及圍巖體整體受力狀態良好，隨著纜力的增加，當作用荷載為8倍纜力以上時，錨塞體的變形速率明顯增加，錨塞體變位值呈非線性增長方式。見圖5。

3.2 錨塞體結構受力

統計分析了錨塞體結構最大主應力及結構與圍巖接觸面相對剪切應力分布規律。運營纜力作用下，錨塞體最大主應力為4 255 kPa；2倍運營纜力作用下，最大主應力達到9 142 kPa，遠低于混凝土軸心抗壓強度設計值14.3 MPa。

正常纜力作用下，錨塞體與圍巖間的界面剪應力尚未充分發揮；隨著纜力增大，結構與圍巖體界面剪應力發揮程度提高，由于錨塞體結構變位后部大于前部，錨塞體后端剪應力先達到極值，隨后逐漸向前錨室方向延伸，4倍纜力時錨塞體與圍巖界面強度基本全部發揮，達到應力極值狀態。綜合錨塞體結構變位、結構受力、界面強度等分析評估，錨塞體抗拔安全系數＞2.0，滿足JTGTD 65-05—2015《公路懸索橋設計規范》要求。見圖6。

3.3 圍巖體塑性區

施加主纜拉力后，錨碇在主纜拉力的作用下擠壓周圍巖體，導致后錨面外側四周巖體應力增大，相應的錨碇圍巖塑性區范圍也逐漸增大。在2倍以內設計荷載作用下，塑性區分布范圍較少，僅局限于錨塞體頂部與圍巖之間的局部界面，未向圍巖深部發展；隨著纜力增大到4倍正常荷載時，塑性區范圍顯著增加，逐漸表現出與頂部圍巖體塑性區貫通的趨勢，并向深部巖體延伸；當纜力增加到6倍以上運營纜力時，圍巖界面塑性區完全貫通。見圖7。

對左右兩幅隧道錨之間巖柱的塑性區的分布進行統計分析。在設計纜力及2倍設計纜力作用下，錨碇與圍巖界面處出現塑性區，左右兩幅錨碇之間的巖柱沒有發生貫通塑性區；但隨著纜力增大，塑性區開始貫通，當纜力增大到4倍時，巖柱縱向和橫向出現貫通塑性區，后隨著纜力的繼續增加，中間巖柱塑性區的范圍進一步擴大，塑性區完全貫通。見圖8和圖9。

4 合理施工工序研究

工況1監測點附近圍巖在上部隧道錨開挖的卸荷回彈作用和下覆隧道開挖頂板圍巖卸荷下沉效應的相互影響下，總體以豎向沉降為主，在掛纜力施加后，圍巖又產生向上的變位效應。工況2錨洞開挖過程中，由于隧道錨開挖的卸載作用，圍巖產生向上的變位，監測點附近的后錨室巖體開挖時，豎向變位達到最大值，在后續下部隧道開挖過程中，由于錨塞體圍巖底部開挖卸荷，圍巖開始豎向沉降，最終在隧道錨開挖的卸荷回彈效應和隧道開挖頂板圍巖的下沉效應的綜合影響下，隧道錨下方的圍巖變形呈現豎向沉降狀態。工況3同工況2，隧道錨洞開挖過程中由于卸載作用，監測點整體位移向上，隨著后續下部隧道開挖工序的進行，錨塞體下部圍巖開始產生向下的沉降，圍巖豎向應力也隨著錨室開挖卸載、掛纜、底部隧道開挖而降低。見圖10。

結合金安金沙江大橋設計采用的“先掘進隧道、后開挖錨洞”的工序及補充對比計算的3種工況，綜合分析可知，上方隧道錨洞開挖施工和掛纜工序的效應：對隧道周邊圍巖進行卸載，有利于降低下部隧道支護結構荷載；而下方隧道開挖的效應：對上部隧道錨持力層進行卸載，進一步導致隧道錨變位的發生，隧道在掛纜施工后開挖會進一步影響隧道錨的工作狀態。

5 結論

1）正常運營纜力作用下，錨塞體結構變位僅為1.2 mm，錨塞體與圍巖間的界面剪應力尚未充分發揮；纜力-位移曲線在8倍纜力以內均呈線性分布，錨碇及圍巖體處于彈性工作狀態，4倍纜力時錨塞體與圍巖界面強度基本全部發揮，達到剪應力極限狀態。因此，綜合錨塞體結構變位、結構受力、錨塞體與圍巖界面強度等綜合評估，錨塞體抗拔安全系數＞2.0，滿足JTGTD 65-05—2015要求。

2）纜力荷載作用下，錨塞體頂底板圍巖及中間巖柱產生塑性區，但范圍很小；隨著荷載增大至4倍運營纜力，圍巖界面頂部和錨碇之間巖柱的塑性區開始產生貫通趨勢，但圍巖變形量很小，圍巖穩定安全系數＞4.0，滿足JTGTD 65-05—2015要求，但施工過程中要嚴格控制爆破震動，加強隧道錨硐室支護強度，降低施工對圍巖擾動。

3）上方隧道錨洞開挖施工和掛纜可對隧道周邊圍巖進行卸載，有利于降低下部隧道支護結構荷載；而下方隧道開挖可對上部隧道錨持力層進行卸載，進一步導致隧道錨變位的發生，隧道在掛纜施工后開挖下部隧道會進一步影響隧道錨的受力狀態。因此當前在下方隧道掘進完成后，開始上部隧道錨洞開挖及澆筑施工工序是科學合理的。

綜上，由于隧道錨可充分調動圍巖體自身承載能力，具有更好的承載特性和受力模式，隧道錨施工對下方隧道的擾動較小，錨塞體結構安全系數在2.0以上，隧道錨圍巖安全系數在4.0以上，滿足JTGTD 65-05—2015要求；但要嚴格控制施工過程中爆破對圍巖擾動不利影響，同時加強錨塞體硐室支護強度。

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