隧道式錨碇夾持效應(yīng)機制研究

1基于巖體錨碇-巖體界面的錨碇設(shè)計作為懸索橋的壓力終端，該終端的承載能力和可靠性非常重要。其中，重力式錨碇的作用機制研究透徹、設(shè)計理論成熟、安全儲備明確目前開展過的眾多現(xiàn)場本文以巖體對錨碇的夾持效應(yīng)為重點，設(shè)計開展錨碇的二維室內(nèi)模型試驗，分析錨碇和巖體間的相互作用過程、機制及最終的破壞形態(tài)。重點揭示錨碇和巖體在相互作用過程中錨碇-巖體界面附加應(yīng)力的形成和變化過程，確定夾持效應(yīng)對隧道式錨碇承載力的提高作用。在此基礎(chǔ)上進一步探討錨碇的楔形角、埋深等幾何要素對隧道式錨碇承載力和破壞特征的影響。從而進一步完善對隧道式錨碇承載機制的認識，為錨碇承載力的簡化分析和錨碇的優(yōu)化設(shè)計提供理論支撐。2基本現(xiàn)場測試2.1模型選取的合理性隧道式錨碇傾角的大小影響了錨塊重力在沿主纜方向和垂直主纜方向的分配關(guān)系，進而影響重力在底滑移面產(chǎn)生的摩擦力大小?？梢?，隧道式錨碇傾角的大小對其承載能力的發(fā)揮至關(guān)重要。但是，從目前的研究結(jié)果來看，錨塊重力承載的機制已研究透徹，隧道式錨碇承載機制不明的部分為錨碇和巖體協(xié)同承載的部分。也即錨碇和巖體相互擠壓承載的夾持效應(yīng)。夾持效應(yīng)的主要影響因素是錨碇的楔形角及錨體長度，傾角的影響作用不明顯。而本試驗的目的是揭示錨碇的夾持效應(yīng)，因此，本試驗參考了文獻雖然錨碇的這種簡化形態(tài)與真實的馬鞍形錨碇相差較大，但就研究錨碇和巖體的夾持機制而言，二者存在共性，且能克服三維模型難以觀測錨碇破壞形態(tài)、推演荷載轉(zhuǎn)移過程困難的問題。因國內(nèi)普立特大橋代表性較強，本簡化模型以普立特大橋為原型，相似比以原型:模型=100:1考慮。錨碇模型幾何形狀為基于體積等效原則還需要說明的一點是：本試驗以揭示夾持效應(yīng)為目的，重點關(guān)注主纜荷載由纜索到錨碇再到周圍巖體的傳遞機制，尤以錨碇到巖體法向荷載的傳遞為重點，側(cè)向荷載受制于錨碇和巖體界面的力學(xué)性質(zhì)，僅影響數(shù)值，不影響規(guī)律，且試驗以揭示巖體破壞形態(tài)為主，不考慮錨碇自身的破壞，因此此處選用了混凝土錨碇，而非采用相似材料配置的錨碇。即便錨碇也采用相似材料，錨碇本身破壞的可能性也較小試驗系統(tǒng)包含模型架、模型箱、錨碇模型、纜索轉(zhuǎn)向滑輪和加載系統(tǒng)、測試系統(tǒng)幾部分，其中模型箱長120cm、寬8cm、高80cm，由角鋼框架和透明有機玻璃組成；試驗中的纜索轉(zhuǎn)向系統(tǒng)由前后兩個定滑輪組成，是為實現(xiàn)錨碇的加載而設(shè)，其安放位置以保證錨碇垂向受力為原則嚴格控制，試驗系統(tǒng)基本框架如圖3所示。2.2力學(xué)參數(shù)的測定《工程地質(zhì)手冊》因為隧道式錨碇多建于II、III級圍巖內(nèi)由于本試驗幾何相似比選取原型:模型=100:1，根據(jù)相似準(zhǔn)則，模型參數(shù)的彈性模量和黏聚力與原型材料參數(shù)的比值滿足1:100的關(guān)系，而重度、泊松比和內(nèi)摩擦角應(yīng)滿足1:1的關(guān)系。通過室內(nèi)密度量測、單軸壓縮和直剪試驗獲取了所用材料的基本力學(xué)參數(shù)，見表2。根據(jù)相似準(zhǔn)則，模型材料對應(yīng)的原型彈性模量為3.5GPa，根據(jù)工程經(jīng)驗可知原型變形模量約為7GPa，黏聚力為1.32MPa，內(nèi)摩擦角為33.1°，重度為17.5kN/m需要說明的是：室內(nèi)模型試驗材料物理力學(xué)參數(shù)很難完全滿足相似理論要求，應(yīng)根據(jù)研究目的首先滿足主要物理力學(xué)參數(shù)的相似比要求（本試驗主要物理力學(xué)參數(shù)為強度和變形參數(shù)）。同時，若對應(yīng)力和變形等數(shù)值比較關(guān)注，可以通過開展理論相似材料和實際相似材料數(shù)值對比試驗，對試驗結(jié)果進行適當(dāng)糾正。2.3巖體表觀位移和應(yīng)力測點布置錨碇夾持效應(yīng)的關(guān)鍵是荷載作用下錨碇和巖體間擠壓應(yīng)力的發(fā)揮，為量測并分析該力的產(chǎn)生演化特征及沿錨碇軸向的分布，將應(yīng)力測點布置在錨碇左右兩傾斜側(cè)面上，以10cm為間距、每側(cè)布設(shè)4個土壓力盒，編號分別為S-1～S-8（其中S-5～S-8在S-1～S-4的對稱位置）。同時，量測了巖體表觀位移以分析荷載的傳遞范圍和過程，位移測點以錨碇中心軸為中心，以15、10、10、15cm為間隔對稱布置于巖體表面；錨碇上方也對稱設(shè)置兩測點M-1和M-2記錄錨碇位移。應(yīng)力測點和位移測點布置如圖4所示。所用土壓力盒為振弦式BW-0.5(S-4、S-8）和BW-0.2（其余測點）型兩種，測量范圍分別為-500～500kPa和-200～200kPa。應(yīng)力采集系統(tǒng)采用CM-2BTCP系列靜態(tài)應(yīng)變儀，采用全橋連接方式。位移采集采用規(guī)格為10mm和50mm的電子百分表，其中錨碇位移采用量程為50mm的百分表、巖土體位移采用量程為10mm的百分表。2.4加載系統(tǒng)相關(guān)構(gòu)造由于二維隧道錨的極限承載力相對三維狀態(tài)小的多，設(shè)計了加載可控、操作方便的轉(zhuǎn)向滑輪-承托板-砝碼的簡易加載系統(tǒng)，通過控制砝碼數(shù)量實現(xiàn)錨碇的逐步加載，加載系統(tǒng)相關(guān)構(gòu)造見圖5。其中轉(zhuǎn)向滑輪是為實現(xiàn)鋼絞線轉(zhuǎn)向加載而設(shè)，承托板由圓形托板和螺旋桿組成，加載砝碼總重達300kg。砝碼的規(guī)格有8、10kg和25kg3種。通過量測，混凝土錨碇模型平均重量約25kg，所以第1級荷載施加25kg的砝碼以克服錨碇自重；以后每級施加荷載量視位移增速而定，先逐級施加25kg的砝碼，當(dāng)位移增速明顯時，改為逐級施加10kg或8kg的砝碼，并延長穩(wěn)定時間，直至錨碇發(fā)生自巖體內(nèi)整體剪出破壞。2.5標(biāo)準(zhǔn)生長幾何角根據(jù)錨碇楔形角和埋深條件的不同設(shè)計了9組模型試驗，其中包含楔形角為2°、埋深分別為0、15、25cm的3組；楔形角為4°、埋深分別為0cm和15cm的2組；楔形角為6°、埋深分別為0cm和15cm的2組以及楔形角為8°、埋深分別為0cm和15cm的2組。試驗中錨碇的埋深是通過改變錨碇后錨面距箱底的距離來實現(xiàn)。3隧道坍塌的拉張效應(yīng)分析3.1錨碇-巖體界面附加應(yīng)力以楔形角為4°、埋深為25cm的試驗工況為例，分析錨碇-巖體界面附加應(yīng)力的產(chǎn)生、演化特征及沿錨碇軸向的分布規(guī)律。因試驗?zāi)Ｐ图凹虞d對稱，測點S-1～S-4數(shù)據(jù)結(jié)果與測點S-5～S-8數(shù)據(jù)基本相同，在此對其平均化處理，并將各測點應(yīng)力隨加載過程變化曲線整理于圖6。試驗結(jié)果表明：荷載小于1250N時，錨碇-巖體界面擠壓應(yīng)力較??；荷載達到該值后，錨碇-巖體界面附加應(yīng)力迅速增長并逐步達到峰值。其中測點S-4在荷載值為1430N時首次出現(xiàn)下降，界面峰值點轉(zhuǎn)移至距后錨面1/3L處的S-3測點。荷載值超過1590N時整個界面應(yīng)力均迅速下降，錨碇自巖體內(nèi)整體剪出。不同荷載作用下，錨碇-巖體界面應(yīng)力隨距后錨面距離的變化規(guī)律整理于圖7。結(jié)果表明：錨碇-巖體界面擠壓應(yīng)力沿錨碇軸向并非均勻分布。當(dāng)荷載較小時，距加載面越近，荷載值越大；荷載值增加到1430N時，峰值點轉(zhuǎn)移至距后錨面L/3處。峰值點出現(xiàn)轉(zhuǎn)移的原因可能是荷載較大時，錨碇和巖體變形快速發(fā)展，端部巖土體塑性變形發(fā)展較快屈服，應(yīng)力部分釋放，導(dǎo)致主要承載點上移。鑒于荷載值較小時，錨碇-巖體界面擠壓應(yīng)力較小，荷載超過1430N時擠壓作用顯著，夾持效應(yīng)明顯。因此，可以近似認為錨碇-巖體界面擠壓應(yīng)力沿后錨面呈先增后減的變化趨勢，峰值點位于距后錨面L/3處。3.2錨碇-巖體位移場通過錨碇及表層巖土體的變形發(fā)展進一步分析錨碇和巖體間的荷載傳遞過程和影響范圍。荷載作用下錨碇位移隨荷載增長曲線見圖8，表層土體位移發(fā)展曲線如圖9所示。試驗結(jié)果表明：荷載作用下，錨碇和表層巖體軸向位移發(fā)展均可分為靜止（250～750N）、低速線性增長（750～1150N）、加速非線性增長（1150～1430N）直至迅速破壞（1430～1590N）幾個階段。其中，靜止和低速線性增長階段，錨碇和巖體位移量相當(dāng)，二者相對靜止，無擠壓作用；加速非線性增長階段，錨碇和巖體位移均增長較快，且錨碇位移大于圍巖，位移差逐漸增長，錨碇和巖體間擠壓作用明顯；臨近失穩(wěn)狀態(tài)時，表層巖體剪切破壞，錨碇迅速拔出。圖9結(jié)果顯示，在錨碇拔出破壞的整個過程中，表層土體在測點5和測點6處位移發(fā)展明顯，測點7和測點8位移量較小。這一現(xiàn)象表明錨碇影響范圍在250mm內(nèi)，約為錨體半徑的1.85倍，小于按理論值推算的462mm，應(yīng)特別注意。3.3錨碇-巖體界面應(yīng)力基于錨碇和巖體的應(yīng)力位移響應(yīng)特征，可以推斷隧道式錨碇承載具有階段性。錨碇和巖體相對靜止時夾持效應(yīng)不發(fā)揮，隧道式錨碇依賴錨體重力承載，當(dāng)錨碇和巖體相互間產(chǎn)生明顯擠壓時，夾持效應(yīng)發(fā)揮，兩者共同決定隧道式錨碇的極限承載力。以本試驗結(jié)果為基礎(chǔ)，通過適當(dāng)簡化，推測錨碇和巖體的聯(lián)合承載過程、揭示其承載機制?；阱^碇和巖體的應(yīng)力位移響應(yīng)特征，定義錨碇和巖體相對靜止、無擠壓應(yīng)力產(chǎn)生時期為加載初期，錨碇和巖體位移加速非線性增長、擠壓效應(yīng)明顯時為加載中期，位移迅速增長且應(yīng)力峰值點轉(zhuǎn)移后稱為加載后期，則每個階段錨碇和巖體聯(lián)合受力特征、界面總應(yīng)力構(gòu)成應(yīng)如圖10(a)、10(b)所示。其中圖10(b)包含附加應(yīng)力峰值點轉(zhuǎn)移前的中期和峰值點轉(zhuǎn)移后的后期兩個階段。為保守估計錨碇各階段的承載能力，假定峰值點轉(zhuǎn)移后，后錨面端部應(yīng)力完全釋放，并假定附加應(yīng)力近似線性變化，則各階段錨碇-巖體界面應(yīng)力分布組合如圖10(c)所示。加載初期，錨碇-巖體界面存在側(cè)土壓力、摩阻力，沒有附加應(yīng)力產(chǎn)生，其中側(cè)土壓力假定服從梯型分布。該階段界面摩阻力、錨塊重力、錨塊上覆土體重量與施加荷載平衡，在此稱這類不變的抗力為自重效應(yīng)抗力。代入錨塊重量和土體材料基本力學(xué)參數(shù)，并以Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則計算側(cè)摩阻力，則上述3部分荷載之和為1052N。而本試驗揭示的錨碇和巖體界面產(chǎn)生附加應(yīng)力時對應(yīng)的荷載接近1250N，兩者基本吻合。加載中期，夾持效應(yīng)開始發(fā)揮作用，錨碇-巖體界面產(chǎn)生附加應(yīng)力。假定附加應(yīng)力沿錨碇軸向服從三角形分布，代入峰值應(yīng)力4.5kPa，則該階段錨-巖界面產(chǎn)生的摩阻力為523N，對應(yīng)的總抗力為1575N，略大于試驗值1430N。加載后期，夾持效應(yīng)仍在發(fā)揮作用，只是附加應(yīng)力峰值點轉(zhuǎn)移至1/3L處。假定在該階段附加應(yīng)力服從圖8(c)后期所示的單峰三角形分布，代入峰值點應(yīng)力7.5kPa，則夾持效應(yīng)產(chǎn)生的附加摩阻力為554N，錨碇系統(tǒng)能承受的最大荷載為1605N，與試驗值1590N基本一致?；谏鲜龇治?，隧道式錨碇承載力由錨碇自重效應(yīng)和夾持效應(yīng)兩部分組成。自重效應(yīng)先發(fā)揮作用，夾持效應(yīng)只有當(dāng)所施加荷載超過自重效應(yīng)抗力時才發(fā)揮。由此可知，當(dāng)錨碇設(shè)計體型較大，而主纜荷載相對較小時，僅有自重效應(yīng)發(fā)揮作用，錨碇和巖體的夾持效應(yīng)不發(fā)揮作用，錨碇并沒有充分調(diào)動周圍巖體聯(lián)合承載；當(dāng)錨碇設(shè)計體型相對較小，而主纜荷載相對較大時，為平衡主纜荷載，錨碇會充分擠壓周圍巖體，調(diào)動其與之協(xié)同承載，但若主纜荷載超過自重效應(yīng)和夾持效應(yīng)的聯(lián)合作用，則錨碇會趨向破壞。由此可見，為充分發(fā)揮隧道式錨碇的承載能力，同時保證結(jié)構(gòu)安全，應(yīng)根據(jù)隧道式錨碇的承載特性對其體型進行合理設(shè)計。根據(jù)本試驗揭示的隧道式錨碇聯(lián)合承載機制，建議將附加應(yīng)力峰值點轉(zhuǎn)移時對應(yīng)的荷載作為容許承載力，并考慮適當(dāng)?shù)陌踩珒鋵﹀^碇體型進行設(shè)計。3.4錨碇承載能力前已提及，錨碇埋深和楔形角對錨碇擠壓效應(yīng)發(fā)揮程度影響較大。沒有楔形角，則很難形成越拔越緊的夾持效應(yīng)，錨碇埋深則主要通過影響錨碇側(cè)向應(yīng)力狀態(tài)改變錨碇的承載能力。現(xiàn)通過試驗，對這兩因素對承載力的影響加以分析。3.4.1錨碇與計算錨政把控關(guān)系本試驗分析了埋深分別為0cm和15cm條件下，楔形角分別取2°、4°、6°和8°時錨碇的極限承載力，現(xiàn)將結(jié)果整理于圖11所示。結(jié)果表明，錨碇的楔形角確實會影響楔形效應(yīng)的發(fā)揮，但兩者并非線性關(guān)系。不論埋深為0cm還是15cm，錨碇的破壞荷載均隨楔形角的增長表現(xiàn)出先增后減再增的變化趨勢，其中楔形角為6°時承載力最低，楔形角為8°時承載力最高。當(dāng)楔形角較低時，荷載作用下后錨面端部應(yīng)力集中程度較低，錨碇銳度也較低，較難對巖土體產(chǎn)生擠壓作用；而當(dāng)楔形角較大時，錨碇銳度較大，對臨近土體有較突出的拉剪作用，且拉剪破裂面角度會較大，因而調(diào)動的巖土體范圍較大，導(dǎo)致錨碇的承載能力較高。由此可知，在對錨碇體型進行設(shè)計時，應(yīng)對錨碇楔形角進行優(yōu)化設(shè)計，使其能盡最大可能發(fā)揮錨碇的承載能力。3.4.2錨碇極限承載力以楔形角為2°的模型為例，開展了埋深分別為0、15cm和25cm的對比試驗，并將錨碇極限荷載隨埋深的變化曲線整理于圖12。結(jié)果表明：錨碇極限承載力隨錨碇的埋深接近線性遞增。這是因為埋深越大，錨碇周圍應(yīng)力約束作用越強，拔出錨碇所需要的拉拔荷載也越大。因此，在實際工程中應(yīng)把握施工難易性、經(jīng)濟及承載力之間的關(guān)系，綜合確定埋深。也即在保證施工便捷性和經(jīng)濟性的前提下，應(yīng)盡可能將錨碇深置，以最大程度地發(fā)揮錨碇的承載能力。4隧道坍塌的破壞形態(tài)分析4.1身份破壞面錨面檢測以楔形角為2°、埋深為25cm的試驗為例，簡單分析破壞面的漸進形成過程，見圖13所示。裂紋首先產(chǎn)生于前錨面左上角，是在1150N作用下產(chǎn)生，對應(yīng)錨碇和巖體相對靜止?fàn)顟B(tài)結(jié)束時期；1430N荷載下基本形成喇叭狀破壞面，對應(yīng)錨碇和巖體位移加速非線性增加結(jié)束時期；在1590N荷載下，主裂紋寬度迅速增加，錨碇自巖體內(nèi)整體剪出，對應(yīng)位移迅速增長時期。通過測量，喇叭形破壞面端口距前錨面約1/4L處。由此可見，錨碇位移、錨碇和巖體間擠壓應(yīng)力及裂紋產(chǎn)生和發(fā)展過程在時間上相互對應(yīng)。4.2錨碇計算模式為分析錨碇楔形角對破壞形態(tài)的影響，整理了埋深為0m、楔形角分別為2°、4°、6°和8°條件下錨碇拔出時的破壞形態(tài)，如圖14所示。試驗結(jié)果表明：不同楔形角情況下，錨碇拔出時的破壞形態(tài)基本為喇叭狀。但楔形角不同時，主裂紋的位置、傾斜角度會有差異：楔形角越大，喇叭狀端口越靠近后錨面。這是因為荷載在錨碇內(nèi)部呈非線性遞減規(guī)律傳遞，楔形角越大，加載面處錨碇軸力越大，附近巖土體越容易破壞。通過量測記錄并分析了錨碇楔形角與破壞面傾角間的關(guān)系，如圖15所示。結(jié)果表明：楔形角越大，裂紋的傾角也越大，楔形角為8°時該現(xiàn)象尤其明顯。這可能是因為楔形角越大，錨碇發(fā)生軸向位移時對端部土體的擾動越明顯，容易導(dǎo)致其破壞。4.3埋深與破壞面傾角的關(guān)系分析了楔形角為2°、埋深分別為0、15cm和25cm條件下錨碇拔出時的破壞形態(tài)，將試驗結(jié)果進行整理，如圖16所示。試驗結(jié)果表明：不同埋深情況下，錨碇拔出時的破壞形態(tài)也基本為喇叭狀。但破壞面傾角隨埋深變化，現(xiàn)將埋深與破壞面傾角之間的關(guān)系進行整理，如圖17所示。破壞面傾角隨錨碇埋深增長呈非線性衰減變化。埋深越大，破壞面處土體受周圍土體約束作用越大，破裂角越小，埋深為0cm情況下破裂角最大。綜上所述，錨碇自巖體內(nèi)拔出時的破壞形態(tài)基本為喇叭狀，喇叭狀端口的位置和大小與錨碇楔形角和埋深有關(guān)。通過對錨碇破壞形態(tài)的研究，可以進一步了解錨碇調(diào)動周圍巖體聯(lián)合承載的范圍。根據(jù)本試驗結(jié)果可知，錨碇調(diào)動巖體聯(lián)合承載的土體呈喇叭狀，該喇叭狀范圍小于理論值5錨碇在不同移動方向的情況下通過系統(tǒng)的作用發(fā)揮主導(dǎo)作用本文針對隧道式錨碇夾持效應(yīng)機制及其破壞形態(tài)研究尚不充分、不利于錨碇優(yōu)化設(shè)計的問題，基于室內(nèi)模型試驗揭示的錨碇和巖體應(yīng)力位移響應(yīng)，分析了錨碇和巖體聯(lián)合承載的機制，闡述了隧道式錨碇的夾持效應(yīng)。同時就錨碇的楔形角和埋深等幾何要素對隧道錨的承載能