藏木特大桥桩基承台锚锭承载特性研究

朱增辉 陈从新 张海娜 郑 允 张亚鹏

(广西河百高速公路有限公司1) 南宁 547500) (中国科学院武汉岩土力学研究所岩土力学与工程国家重点实验室2) 武汉 430071) (中国科学院大学3) 北京 100049)

0 引 言

藏木雅鲁藏布江双线特大桥(以下简称藏木特大桥)，是新建铁路川藏线拉萨至林芝段(以下简称为拉林铁路)上的一座重要桥梁.桥梁全长525.3 m，全桥孔跨布置39.6 m+32 m连续梁+430 m中承式钢管混凝土拱+28 m+34.6 m连续梁.全桥钢管拱拱肋分左右幅吊装，最大吊重2 500 kN[1].钢管拱吊装过程中，为平衡扣塔的不平衡水平荷载需设置锚索，锚索一端与扣塔连接，另一端锚固在后锚碇上.目前后锚主要有重力式锚碇和岩锚两种形式[2]，藏木特大桥拉萨岸锚锭位置边坡坡度较陡，开挖空间较小，不满足重力式锚锭的要求；岩体节理裂隙发育，风化较为严重，岩体力学性质差，也不适合采用岩锚锚锭,因此,采用了最新研发的组合式桩基承台锚碇[3].

桩基承台锚碇通过锚桩的抗剪性能以及承台底部摩擦力来承担施工水平荷载，通过锚桩抗拔性能和承台自重来承担施工竖直荷载.拉萨岸共设有三个锚锭平台，每个平台上布置8～14个锚桩，锚桩均为2 m×3 m的人工挖孔桩，桩长为17 ～25 m[4].桩基承台锚碇的安全依赖于两个方面，一个方面是锚锭本身的承载能力，另一个方面是锚锭位置边坡的稳定性[5],因此,本文从这两个方面展开了桩基承台锚锭承载特性的研究.采用地质力学方法对边坡的稳定性初步定性分析.通过数值模拟(UDEC)研究拉剪、压剪组合荷载作用下锚锭边坡及锚桩的变形破坏规律.基于桩基承台锚锭的破坏特征，提出桩基承台锚锭承载的安全储备系数确定方法.

1 工程地质背景

1.1 地形地貌

藏木特大桥地处藏木水电站库区，距藏木水电站大坝约1.2 km.拉萨岸后锚区基岩裸露，谷坡陡峻，山顶高程最高约为5 100 m，江底高程最低约为3 250 m，高差为1 850 m，岸坡坡度多为45°～60°，倾向为104°.

1.2 地形地貌

1) 第四系全新统坡残积层碎石土(Q4dl+el) 灰白色，稍湿，稍密-中密.成分以花岗岩为主，呈棱角状～次棱角状，碎石含量50%～60%，粒径约60～80 mm，主要分布于斜坡及缓坡地段分布，厚度0～2 m，局部厚度较大.

2) 第三纪始新世溶母棍巴单元(E2R)中粒角闪黑云花岗岩 灰白色，中粒结构，块状构造，剪张型微裂纹极发育，裂纹宽度0.2～1.5 mm，裂纹面上矿物的晶面清晰可见.在爆破作用下，岩石的爆裂面大多呈粉末状，这种现象主要是由于微裂纹发育程度的影响.根据结构面的发育程度和风化特征，可以划分为强风化、弱风化和微风化三层.

3) 强风化角闪黑云花岗岩 灰黄色，岩体破碎，构造结构面发育，在卸荷应力作用下，结构面大部分呈张开状态，张开宽度4～12 mm.卸荷裂缝极发育，裂缝宽度最大可达12～15 cm.层厚为4～10 m.

4) 弱风化角闪黑云花岗岩 灰黄、灰白色，岩体较破碎-较完整，构造结构面较发育，裂缝总体呈闭合-微张，在局部可见因卸荷而张开，张开宽度1～4 mm.卸荷裂缝发育，裂缝宽度最大可达3～12 cm.层厚为16～35 m.

5) 微风化角闪黑云花岗岩 灰白色，岩体完整，卸荷裂缝不发育，仅有少量张开结构面.

1.3 地质构造

地质构造简单，未见区域性断裂构造.基于锚碇区开挖形成的地质露头，实测结构面37条，极点分布见图1.对结构面进行统计分组，得到三组结构面见图2，依次为J4，J5和J6，产状依次为289°∠87°，026°∠87°，074°∠52°.

图1 实测结构面极点图及等密度图

图2 结论面统计分组

J4结构面近垂直于桥轴线展布.J4结构面的倾向289°，桥轴线的走向为284°.锚锭平台开挖后，出露较为明显，见图3.结构面表面风化呈土黄色.结构面呈微张-微张状，无充填.结构面延伸面积最大约为25 m2，结构面平均间距为150 cm.

图3 J4在锚碇2,3基础平台的出露情况

J5结构面近平行于桥轴线展布.J5结构面的走向为296°，桥轴线的走向为284°,见图4.结构面延伸面积最大约为60 m2.J5结构面在锚碇2,3基础平台的正面边坡也较为发育，延伸长度最大约为16 m，结构面间距最小为41 cm，结构面平均间距为93 cm.

图4 J5在锚碇1,2基础平台的出露情况

J6结构面近平行于自然边坡面展布，主要分布在边坡上部，特别是强风化岩体内部.延伸长度最大约为10 m，结构面间距最小约为30 cm，平均间距约为72 cm.

2 地质力学分析

锚锭位置边坡的稳定性问题主要涉及三组结构面(J4、J5及J6)组合形成的可动块体的稳定性.施工过程中的不利因素主要有两个，基础平台开挖卸荷；锚拉荷载.

基础平台开挖，引起边坡岩体局部几何形态的改变.这种改变使基础平台的正面坡面和下游侧坡面会出现由三组结构面组合而成的几何可动块体.三组结构面组成的可能滑裂面一旦完全贯通，就会出现局部的块体崩滑现象.

锚拉荷载对岩体稳定性的影响主要体现在两个方面.一方面，锚拉荷载加剧了结构面的卸荷变形.在锚拉荷载作用下，J4结构面的拉张变形和J5结构面剪切位错变形，都会进一步增大，另一方面，锚拉荷载和岩块自重作用下反倾岩层(J4结构面切割所形成)可能发生倾倒破坏.此外，J6结构面可能产生拉剪张裂变形，这会增大几何可动块体的贯通性，增大局部块体崩滑现象的发生概率.

3 桩基承台锚锭变形特性

3.1 分析剖面

过锚锭2，3的中线，沿桥轴线方向共取两个剖面进行拉剪、压剪组合荷载作用下边坡稳定性模拟分析，见图5.边坡地质剖面分为三层，见图6，分别强风化花岗岩、弱风化花岗岩和微风化花岗岩，包括J4(289°∠87°)和J6(74°∠52°)两组结构面，间距分别为1.5 m和0.72 m，又因为计算模型采用的是平面应变模型，计算剖面平行于桥轴线方向，另外一组结构面 J5(26°∠87°)的作用本模型也能反映,因此，本模型能够模拟上述三组优势结构面对边坡稳定性的影响.由于实体单元不能得到锚桩轴力、剪力和弯矩分布，本文采用UDEC中内置的桩单元来模拟锚桩的变形破坏.岩块和结构面分别采用摩尔库伦模型和库伦滑移模型.

图5 藏木特大桥拉萨岸锚碇边坡二维稳定性评价剖面布置

图6 计算剖面地质模型概化图

3.2 岩体计算和锚锭参数

根据对已有资料的整理与分析，并综合岩块室内点荷载强度试验，以及室内单轴、三轴压缩试验和直接剪切试验结果，通过岩体分级法和折减系数法估算[6]，最终确定了拉萨岸锚碇边坡岩体的物理力学性质指标，见表1～2.

表1 岩块计算参数

表2 结构面计算参数

根据设计资料，每根锚桩施加的轴力和剪力见表3，由于桩弯矩不影响整体边坡的稳定性，数值模拟中未给予考虑.

表3 锚桩轴力和剪力作用情况 kN

3.3 结果分析

A-A剖面和B-B剖面锚碇边坡计算结果见图7～8.

图7 A-A剖面锚碇边坡计算结果

图8 B-B剖面锚碇边坡计算结果

数值模拟结果显示，拉剪、压剪组合荷载作用下锚桩的轴向力随埋深近线性减小，桩底的轴向力近似等于0，呈倒三角形分布，见图7a)，图8a).锚桩的剪切力在桩顶以下5 m左右的位置发生了反转，称之为反转点，见图7b)，图8b)，反转点以上剪切力方向与剪力施加方向一致，指向坡外，以下剪切力指向坡内.从锚桩剪切力大小上分析，反转点以上剪切力约等于剪力施加荷载，而反转点以下的剪力要明显小于这一数值，其最大值约为剪力施加荷载的一半.

锚桩受力后，锚碇平台附近边坡发生了明显的位移，最大值为5.34 ～ 6.68 mm，发生在锚碇2平台上，方向指向坡外向上，见图7c)，图8c).这是因为在锚桩拉剪荷载作用下，桩体将外荷载通过锚桩与周围岩体的粘结作用将荷载传递给周围岩体，带动围岩一起变形.

施工荷载作用下，岩块没有发生屈服，不过沿结构面发生的拉伸破坏现象加剧，尤其是在锚碇1和锚碇2平台处，沿着J6(74°∠52°)结构面发育的拉伸破坏(张裂隙)向边坡内部发展.此时未形成贯通的破坏面，且数值计算是收敛的，边坡整体处于稳定状态，见图7d)，图8d).

4 桩基承台锚锭失效机制

为研究锚桩加载后边坡的稳定性储备情况，进行了锚桩超载的数值模拟研究.根据是否考虑锚桩自身的破坏，分两种情况进行分析：①考虑锚桩桩体破坏；②不考虑锚桩破坏，仅考虑锚锭处边坡的稳定性.对于第一种情况，根据锚桩的设计荷载和极限荷载来确定超载系数.由文献[1]可知，锚碇1,2和3处锚桩的抗压、抗拉及抗剪极限荷载与设计荷载的比值(定义为储备系数)见表4.锚碇1处锚桩的储备系数最小，为1.45，按1.45进行超载情况进行数值模拟(称为锚桩同步超载).此外，为更针对性的研究每个锚碇处的稳定性情况，分别按每个锚碇处的储备系数进行了超载模拟，锚碇1,2和3的超载系数分别为：1.45,1.66和2.85(称为锚桩差异超载).

表4 不同锚碇处锚桩的抗压、抗拉和抗剪储备系数

4.1 同步超载模拟结果

图9～10为A-A’剖面和B-B’剖面锚碇边坡桩基同步超载1.45倍后的计算结果图.

图9 A-A’剖面锚碇边坡桩基同步 超载1.45倍后的计算结果

图10 B-B’剖面锚碇边坡桩基同步 超载1.45倍后的计算结果

锚桩超载1.45倍后，锚碇平台尤其是锚碇1和锚碇2平台发生了较大的位移，最大位移达13.61 mm，是超载前的2.04倍.随着外荷载的增加，边坡位移非线性增长，增长速率越来越快.

锚桩超载1.45倍后，上下游剖面锚碇2平台位置各出现了四个和三个塑性屈服单元，沿着结构面也发生了拉伸破坏.但是塑性区没有贯通，且数值计算也是收敛的，边坡整体处于稳定状态.与设计荷载作用的情况相比，沿结构面发生的拉伸破坏范围明显增加，边坡稳定性显著降低，锚碇2平台可能发生局部失稳现象.

4.2 差异超载模拟结果

图11～12为A-A’剖面和B-B’剖面锚碇边坡桩基差异超载后计算结果图.

图11 A-A’剖面锚碇边坡桩基差异超载后计算结果

图12 B-B’剖面锚碇边坡差异超载后计算结果

差异超载后，锚碇平台尤其是锚碇2平台处发生了较大的位移，最大位移达19.38 mm，是超载前的2.90倍，相比同步超载，位移增加了42.40%，差异超载后，发生拉伸屈服的岩块单元数量为6个，相比同步超载有所增加，沿着结构面也发生了拉伸破坏.但是，此时塑性区仍未贯通，且数值计算也是收敛的，边坡整体处于稳定状态.不过，沿结构面发生的拉伸破坏的深度和范围均有所增加，边坡稳定性显著降低.

4.3 锚碇边坡超载分析

为研究拉萨岸锚碇边坡的极限承载力，在不考虑锚桩桩体破坏的情况(情况2)，进行了超载的数值模拟研究.通过二分法得到了两个剖面锚碇边坡的安全储备系数均为2.50，计算结果见图13～14.

图13 A-A’剖面锚碇边坡桩基同步超载2.5倍后的计算结果

图14 B-B’剖面锚碇边坡桩基同步超载2.5倍后计算结果

锚桩超载2.50倍后，锚碇平台尤其是锚碇1和锚碇2平台发生了较大的位移，最大位移达46.64 mm，是超载前的6.98倍，锚碇平台发生了明显的变形.

锚桩超载2.5倍后，锚碇平台尤其是锚碇-1平台和锚碇-2平台位置强风化岩层发生了大范围的拉伸屈服，且与沿结构面形成的破坏面(带)形成了贯通的破坏面，边坡发生整体失稳，其破坏模式为拉剪破坏，具体来说为：上部沿岩块发生拉伸破坏，下部沿结构面发生拉剪破坏.

4.4 桩基承台锚锭破坏模式

通过上述三种超载方法(锚桩同步超载、锚桩差异超载、锚锭边坡极限超载)分析可知，锚桩被拉断的安全储备系数为1.45，小于锚锭边坡发生失稳破坏的安全储备系数为2.50.换言之，该桩基承台锚锭可能发生的破坏模式为锚桩被拉断拨出.这可以通过提高设计荷载来提高锚桩的承载力.对于锚锭处的边坡，其稳定性较高，设计施工荷载作用下不会出现稳定性问题.

5 结 论

1) 藏木特大桥拉萨岸锚桩区的山体主要被三组优势结构面切割，依次为J4，J5和J6，产状依次为289°∠87°，026°∠87°，074°∠52°.这三组结构面将岩体切割为不规则六面体结构，其中，J4主要控制块体后缘张拉破坏、J5和J6分别控制块体侧边和底面剪切破坏.

2) 锚锭荷载作用下，锚桩轴力自桩顶到桩底近线性减小，桩底的轴向力近似等于0(倒三角分布).锚桩的剪切力方向在桩顶以下5 m左右处发生了反转，反转点以上剪切力方向与剪力施加方向一致，指向坡外，而以下剪切力指向坡内，且明显比反转点以上的数值小.

3) 锚桩受力后，锚锭处的边坡岩体发生了明显的位移，最大值为5.34 ～ 6.68 mm，方向指向坡外向上.

4) 该桩基承台锚锭可能发生的破坏模式为锚桩被拉断拨出.对于锚锭处的边坡，其稳定性较高，设计施工荷载作用下不会出现稳定性问题.