胡光晓，王 炎，杨 予，王晓阳，罗 潇

(1.浙江理工大学建筑工程学院，浙江 杭州 310018；2.浙江数智交院科技股份有限公司，浙江 杭州 310030；3.中交二航局第二工程有限公司，重庆 401120)

重力锚是悬索桥常采用的锚碇形式之一，其变位及其力学性能直接影响了悬索桥的稳定性、安全性、耐久性等性能[1- 4]。针对这方面的研究方法主要包括理论分析方法(刚体分析法等)、室内模型试验、数值模拟法[5- 7]。随着有限元软件的发展，相较于前2种方法针对性比较单一的特点，现场实测加上数值模拟方法能够综合多方面影响因素，对锚碇力学性能进行全面分析，为悬索桥锚碇沉井的变位、锚体及地基土的应力状况提供一定的参考意见。

张计炜[8]以强潮河口处深厚淤泥层地质条件下的温州瓯江北口大桥中塔超大型水中沉井基础为研究对象，通过实测数据以及数值模拟结果，探讨沉井下沉过程中的基底端阻力和侧壁土压力受力特征随入土深度的变化规律及影响因素，并利用理论分析方法对软土地基中沉井的突沉力学机理进行研究。文海等[9]以云南虎跳峡大桥为研究背景，采用岩土体原位试验、静力学分析方法同时建立沉井和临近土体的有限元模型，分析了重力锚应力分布与变位。冯传宝[10]针对五峰山长江大桥北锚碇沉井基础底板施工至主梁架设完成等工况，采用Abaqus软件建立锚碇、邻近桥墩以及土体有限元模型，结合现场监测数据，分析不同工况下沉井基础变形与受力状态、基础底部持力层的应力路径以及锚碇变位对邻近引桥墩的影响。

以往的研究主要集中在对沉井下沉、锚碇施工状态以及成桥设计索力作用下对锚碇的变位及应力状态进行研究，对锚碇主体施工完成后，主梁吊装过程中主桥主缆力动态变化对锚碇的影响的研究较少。本文以温州瓯江北口大桥南锚碇为研究背景，考虑到南锚沉井基础在主缆架设、主桥加劲梁吊装等施工过程中可能发生较大的沉降和位移，进而影响到建立在锚碇上的引桥桥墩以及引桥第一联上下层的受力状态[11]。故采用现场布置监测系统以及有限元模拟对南锚碇在主桥加劲梁吊装过程中发生的变位及应力状态变化开展研究。

1 工程概况

温州瓯江北口大桥主桥采用三塔四跨连续双层钢桁梁悬索桥的结构形式，主桥布置图如图1所示，该桥上层为高速公路，下层为南金公路，南金公路和高速公路都按双向6车道布置，梁跨布置215+800+800+275=2090m[12- 13]。

图1 温州瓯江北口大桥主桥立面布置图(单位：m)

南锚碇区位于温州市灵昆岛上，线路与新建海堤正交于里程K277+100～150处。锚碇区上部为全新统冲海积、海积淤泥质黏土夹粉砂、淤泥等，厚33.6m左右，具高压缩性、易扰动变形、承载能力低等特性，工程地质条件差。其中锚锭区前缘层淤泥质粉质黏土夹粉砂底部埋深11.1～15.5m处软土砂质含量较高；中部分布海积黏土、冲海积粉砂，性质较差。底部分布为卵石层，呈中密～密实状，层位稳定，工程性质较好，其中卵石层(第一卵石层)顶面标高-58.81～-60.91m。锚碇区上部经过抛石挤淤处理，下部经桩基加固处理。

南锚碇为重力式锚碇如图2所示，基础采用沉井结构形式。沉井顶面高程+4.0m，沉井底标高-63.5m，置于密实卵砾石层；沉井顺桥向长度70.0m，横桥向宽度63.0m。沉井共分十三节，第一节为钢壳混凝土沉井，第二～第十三节均为钢筋混凝土沉井。沉井标准井壁厚2.0m，隔墙标准壁厚1.2m；顶板厚6.0m;封底厚度10m，标准节段共分30个(10.0m×10.84m)井孔，井壁采用C30海工混凝土，封底采用C30水下海工混凝土，沉井隔腔填芯材料包括C20水下混凝土和灌注水。锚碇4个沉降及水平位移测点D1、D2、D3、D4位置如图2(b)所示。

图2 南锚碇沉井基础结构图(单位：cm,标高：m)

2 有限元模拟

2.1 材料参数及本构模型

依据设计说明中地勘报告，将地基土分为11层，各土层参数见表1，利用软件提供的修正摩尔-库伦本构对土体进行模拟[14]。其余结构均利用线弹性模型进行模拟，上部锚块为C35混凝土，为满足强度要求散索鞍支墩采用C40混凝土，沉井基础井壁材料为C30海工混凝土，封底混凝土型号为C30水下海工混凝土，井孔填芯采用C20水下混凝土，材料计算参数包括各型号混凝土的容重，弹性模量和泊松比。

2.2 几何模型及网格划分

本文采用有限元软件Midas GTS对主桥主梁架设过程南锚碇沉降变形进行模拟，建立锚块-沉井-地基模型如图3所示，X轴正向为大里程方向，Y轴正向为河流下游侧方向。地基土计算影响范围：根据基坑开挖深度为63.5m，基坑模型影响宽度边界大约取基坑边界到模型边界开挖深度的3倍，取200m，深度边界计算影响范围为基底以下2倍的基坑开挖深度左右，取140m。模型的整体尺寸为470m×470m×140m。网格采用以六面体单元为主的混合网格进行划分，同时对模型散索鞍支墩位置进行局部网格划分，便于主缆拉力的添加。该有限元模型共离散为179353个单元及154210个节点。

表1 土层参数

图3 有限元模型图

荷载及边界包括在土体底面进行完全固结约束，土体模型外部4个侧面上施加水平约束，竖直方向约束释放，允许位移发生。计算模型中，沉井基础井壁与地基土之间可能发生滑动，且二者的刚度差异较大，故在二者之间设置界面单元[15]。界面模型遵循库伦摩擦法则，即假设界面摩擦力与界面的摩擦系数和作用于界面的法向约束力的大小成比例，界面单元材料根据相邻的土体和混凝土的刚度和非线性参数来得到不同界面材料参数，主要是法向刚度模量Kn和切向刚度模量Kt，其计算公式如下所示：

Kn=Eoed，i/tv，Kt=Gi/tv

(1)

式中，

自重荷载利用软件自行添加，主缆拉力以集中力荷载形式作用在理论散索点并根据主缆拉力动态变化设置大小和入射角度，在理论散索点和前锚面之间设置刚性连接，将主缆荷载传递至锚体内部。

2.3 施工阶段划分

考虑到在长时间的自身重力作用下工程实地土体已基本完成压缩变形，并形成初始地应力场，该应力会影响重力锚对地基土的应力[16]。针对这一情况，软件模拟过程中，为土层施加自重后需对土层进行位移清零，并建立地基土的初始应力场。该步骤可通过软件施工阶段设置中的位移清零功能实现。

同时根据主桥主梁架设进度以及实际监测日期划分，选取主缆拉力变化较大的几个工况，以沉井锚块施工完成为初始状态，其中主缆拉力计算根据现场实际施工状态进行提取，计算共分为12个施工工况，具体见表2。

表2 施工工况

3 监测及计算结果分析

3.1 沉井基础变形分析

3.1.1沉降分析

通过有限元模拟计算得到锚碇D1、D2、D3、D4共4个测点的沉降理论计算值与现场实测值进行对比，结果分别如图4所示。可知：①工况2情况下，锚碇4个角监测点的实测沉降值增长较快，但是小里程侧D1、D2测点的沉降值小于大里程侧D3、D4测点，表明锚碇沉井向大里程侧转动。这是由于锚碇施工过程中，沉井隔腔填芯小里程侧为灌注水，大里程侧为C20混凝土，二者容重不一样以及上部锚块的混凝土体积不均匀分布引起的；②工况3—12，小里程侧D1、D2测点的沉降实测值与计算值均进一步增大，截至工况12，最大实测沉降值为-5.9cm，而大里程侧D3、D4测点沉降值减小，截至工况12，最大实测沉降值为-2.5cm。这是由于随着主梁架设进度的进行，主缆拉力逐渐增大，重力锚会在主缆水平拉力和背离土体竖直向上的拉力2个分力的作用下发生向小里程侧的转动，使得小里程侧沉降加剧，大里程侧沉降幅度减小；③在相同工况作用下，下游测点D1、D4的沉降值与上游测点D2、D3的沉降值存在一定的差别，这是由于上下游基底持力层并非完全均匀分布导致的；④锚碇沉降满足规范[17]规定的重力锚竖向变位的最大值应小于2/10000的主跨跨径的要求。4个测点的实测值与计算值虽然在数值上存在一定偏差，但差异较小且趋势一致，有限元模拟较好地预测了锚碇的沉降规律，偏差的存在是由于现场施工状况以及地质情况复杂导致的。

如图2(a)所示，南引桥S02、S03号墩位于锚碇上，通过上述沉井基础沉降位移分析可知主桥施工完成后锚碇小里程侧沉降大于大里程侧，南引桥S02、S03号桥墩随着锚碇位移偏转也发生了相应的转动。故依据现场实测数据并利用有限元模型进行校对，对南引桥第一联S02号墩、S03号桥墩对应处节段梁分别采取抬高40.0mm和抬高8.0mm的顶升措施，保证南引桥节段梁的结构安全。

3.1.2水平位移分析

对于水平位移，由于锚碇横桥向的锚体重度差异较小，且不存在横桥向的外荷载作用，故只考虑对纵桥向的水平位移进行分析。水平位移从工况2锚碇施工完成后开始分析，表3给出了锚碇4个测点顺桥向水平位移的理论计算值和实测值。

表3 锚碇4个测点水平位移值 单位：cm

根据表3数据分析可得：①南锚碇水平位移满足规范[17]要求的重力锚水平变位允许的最大值应小于1/10000倍的悬索桥主跨跨径的要求。现场实测数据与理论结果较为接近，有限元模拟能较好地反映南锚碇的水平变位规律；②工况2南锚碇施工完成后在自重作用下，由于沉井隔腔填芯材料不一致以及上部锚块大里程方向钢筋混凝土质量大于小里程方向，锚碇发生由小里程向大里程的转动，测点位移数据表现为正值，即锚碇顺桥向发生了向大里程方向的水平位移；③从工况3主缆架设开始至主桥钢桁梁吊装完成，主缆拉力逐渐增大，锚碇顺桥向逐渐向小里程方向发生水平位移。测点位移数据表现为由正值转变为负值。4个测点计算值与实测值相差不大，沉井基础水平位移计算结果与实际位移规律较为贴合。

图4 锚碇沉降趋势图

3.2 锚碇沉井受力分析

主缆拉力以集中力的方式作用在理论散索点，并通过刚性连接将力传递到锚块防止局部单元畸变。主缆拉力作用下根据有限元软件计算得到锚碇受到的最大应力为1.15MPa，位于前锚面与散索鞍支墩侧墙交界位置，该部位混凝土材料为C35，其抗拉强度为1.57MPa，故在最大主缆拉力作用下，仍满足要求，具体应力云图如图5所示。

图5 最大主缆拉力作用下锚块应力分布图

结合前述位移分析可知，在重力锚的自重作用和主缆拉力作用下，锚碇沉井将会发生一定的变位。这会使得位于土体中的沉井基础侧壁受到的压应力发生变化。不同工况下沉井基础大小里程侧井壁受到的压应力如图6所示。

图6 各工况下大小里程沉井侧壁压应力

由图6可知：①大里程侧沉井基础顶部与地面交接处，出现局部的应力集中现象，各工况下沉井侧壁压应力均随着沉井基础埋置深度的增大而增加，在接近沉井底部时达到最大值，随后逐渐减小，直至基础底部。这是考虑到在沉井底部,由于井壁侧向相邻土体与其下方井底的土体之间存在着摩擦应力，导致沉井最下方的井壁原先所受的来自侧向的上压力中的一部分通过土体内部的摩擦应力传递到井底下方的土体中，形成一定的分担效应，这种效应越接近沉井底部越明显。因此在沉井底端的一范围其井壁所受土压力明显降低，且越接近底部所受土压力越小，而在沉井上部这种效应对沉井的影响很小，不会对土压力分布造成大的影响；②工况3—12，随着主缆力增加，沉井基础向小里程侧发生一定程度的偏转和平动，使得小里程侧沉井井壁受到的压应力增大，大里程侧沉井井壁受到的压应力减小。

3.3 沉井基础底部地基土受力结果分析

锚碇整体施工完成后，其结构强度更大，自身上部锚块的质量和外部荷载能更好地通过沉井整体向周边土体传递。后续施工对沉井自身结构应力影响较小，对基底持力层的变形受力影响较大。故对不同工况下沉井基础底部地基土沿锚碇顺桥向长度的应力分布进行分析，结果如图7所示。

图7 不同工况下沉井基础底部地基土应力

由图7可得，工况2时重力式锚碇主体施工完成后，在重力的不均匀分布影响下，其向大里程侧发生转动，大里程侧地基土受到的压应力大于小里程侧受到的压应力，基底持力层小里程侧(沉井顺桥向0～35m范围)压应力平均值为-1.65MPa，大里程侧(沉井顺桥向35～70m范围)压应力平均值为-1.77MPa，最大压应力为-1.85MPa，位于大里程侧沉井井壁底部地基土。从工况3主缆架设开始，随着主桥加劲梁吊装进度进行，锚碇逐渐向小里程侧发生转动，小里程侧地基土压应力逐渐大于大里程侧，至工况12时，基础底部地基土小里程侧和大里程侧受到的压应力平均值分别为-1.75MPa和-1.51MPa，最大压应力为-1.88MPa，位于小里程侧沉井井壁底部地基土。由此可见，基底持力层受到的均为压应力，根据地勘结果均满足地基承载力要求，施工过程中未发生脱空现象。不同部位应力变化趋势不同是受锚碇偏转影响，同时也满足沉井在架缆前为后倾、架缆后为前倾的转动规律。

4 结论

本文基于温州瓯江北口大桥南锚碇，通过现场建立监控测点，并结合有限元数值模拟对重力锚自重以及主缆拉力作用下南锚碇及其邻近土体的变位和应力进行分析，得到以下结论：

(1)受沉井隔腔填芯以及上部锚块质量不均匀分布影响，锚碇沉井发生不均匀沉降、偏转和水平变位，主桥钢桁梁吊装过程中主缆拉力变化使得锚碇变位继续发展，变位以沉降变形为主，偏转以及水平位移量较小。整体变位规律符合架缆前为后(向大里程侧)倾、架缆后为前(向小里程侧)倾的转动规律。南引桥S02、S03号墩位移锚碇上，通过对锚碇变位的监测，可为锚碇上行引桥节段梁的顶升工作提供依据。

(2)最大主缆索力下，锚碇受到的最大拉应力为1.15MPa，位于前锚面与散索鞍交界侧墙位置，小于该区域混凝土抗拉强度1.57MPa，满足要求。受偏心荷载及主缆拉力影响，沉井基础大小里程侧井壁所受压应力发生变化，变化规律符合锚碇变位规律。

(3)沉井基础底部持力层受到的均为压应力，且满足锚碇区地基承载力要求，施工过程中未发生脱空现象。受上部结构物的变位影响沉井基础底部不同部位地基土应力变化趋势不同。

(4)在保证参数准确，模拟合理情况下，有限元法对于结构物的安全性分析具有较高价值。