沈靠山(浙江省錢塘江管理局勘測(cè)設(shè)計(jì)院，浙江 杭州 310016)

雙擋浪墻結(jié)構(gòu)海堤的多道齒墻內(nèi)力計(jì)算分析

沈靠山
(浙江省錢塘江管理局勘測(cè)設(shè)計(jì)院，浙江 杭州 310016)

在秦山核電廠海堤加高工程中，堤頂擋浪墻設(shè)置內(nèi)外兩擋浪墻，并設(shè)置三道齒墻抵抗水平波浪力，設(shè)計(jì)過(guò)程中采用常規(guī)理論及有限元法計(jì)算多道齒墻受力，根據(jù)計(jì)算成果分析研究認(rèn)為，對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化、假定，采用常規(guī)理論計(jì)算可滿足工程設(shè)計(jì)需要，水平荷載主要由齒墻側(cè)被動(dòng)土壓力承擔(dān)，多道齒墻受力主要與被動(dòng)土壓力側(cè)土體剛度有關(guān)，填土剛度大，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度高，承擔(dān)的水平土壓力相對(duì)較大.

抗滑穩(wěn)定；擋浪墻；齒墻；被動(dòng)土壓力

1 項(xiàng)目概況

擋墻抗滑穩(wěn)定不滿足要求時(shí)，通常方法是通過(guò)增加齒墻，增大抗滑能力[1].本文主要研究在較大水平荷載作用下，多道齒墻結(jié)構(gòu)內(nèi)力分布情況.通過(guò)計(jì)算分析秦山一期海堤雙擋浪墻結(jié)構(gòu)的抗滑穩(wěn)定，計(jì)算工況為抵御設(shè)計(jì)基準(zhǔn)洪水(10.01 m)[2-3]，并疊加相應(yīng)風(fēng)浪的侵襲.該雙擋浪墻結(jié)構(gòu)由國(guó)內(nèi)專家多次論證，及波浪模型試驗(yàn)確定，海堤堤頂結(jié)構(gòu)(見(jiàn)圖1).

圖1 海堤設(shè)計(jì)典型斷面圖

由于受到波浪力較大(波浪作用在前擋浪墻時(shí)，波浪力為554 kN/m；波浪作用在后擋浪墻時(shí)，波浪力為315 kN/m，由波浪模型試驗(yàn)確定)，靠擋墻自身重量難以滿足抗滑要求.為滿足抗滑要求，擋浪墻結(jié)構(gòu)采用3道齒墻抗滑.

由于堤頂結(jié)構(gòu)復(fù)雜，地基為塊石混合料和粘土兩種材料.為保證結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理，必須計(jì)算各個(gè)部件的內(nèi)力，以滿足結(jié)構(gòu)配筋需要.設(shè)計(jì)過(guò)程中采用多種方法計(jì)算分析齒墻受力情況.

2 擋墻受力條件

2.1 研究方法

計(jì)算工況：根據(jù)波浪力作用在前后擋浪墻上，分為兩種工況：工況1為波浪力作用在前擋浪墻；工況2為波浪力主要作用在后擋浪墻.

復(fù)雜結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算方法包括常規(guī)簡(jiǎn)化計(jì)算、結(jié)構(gòu)力學(xué)、有限元計(jì)算等多種方法.本文采用兩種計(jì)算方法：(1)常規(guī)簡(jiǎn)化計(jì)算法：即對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理的簡(jiǎn)化、假定，根據(jù)土力學(xué)、材料力學(xué)、結(jié)構(gòu)力學(xué)等基本原理，將齒墻作為單獨(dú)分離體，將混凝土結(jié)構(gòu)作為一個(gè)剛體，不考慮上部結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)對(duì)齒墻的彎矩影響.(2)平面有限元法：計(jì)算采用的程序是河海大學(xué)巖土工程研究所研制的BCF平面有限元比奧固結(jié)程序，混凝土作為線彈性材料，對(duì)堆石料、地基、原堤身填土等土料，采用線彈性模型.[4-5]

為便于對(duì)結(jié)果進(jìn)行整理分析，對(duì)堤頂擋浪墻結(jié)構(gòu)進(jìn)行編號(hào)(見(jiàn)圖2).

圖2 海堤堤頂防浪墻結(jié)構(gòu)各構(gòu)件編號(hào)示意圖

2.2 計(jì)算主要參數(shù)

擋浪墻結(jié)構(gòu)受到的外力主要有自重、基底摩擦力、水壓力、波浪壓力、波浪浮托力等，其中波浪壓力、波浪浮托力由水槽模型試驗(yàn)測(cè)定，其余荷載按相關(guān)規(guī)范計(jì)算而得.主要計(jì)算參數(shù)：前齒墻與中間齒墻之間填土為塊石混合料，浮重度取11 kN/m3，濕重度采用20 kN/m3，內(nèi)摩擦角取38°，堤身堆石壓縮模量60 MPa、泊松比0.2，中間齒墻與后齒墻之間填土為粘性土，天然重度采用18.5 kN/m3，內(nèi)摩擦角取20°，粘結(jié)力取15 kPa，底板摩擦系數(shù)取0.6，堤身填土壓縮模量取10.8 MPa，泊松比取0.25.

塊石混合料靜止側(cè)壓力系數(shù)取0.4；粘性土的靜止側(cè)壓力系數(shù)較復(fù)雜,與土的種類、密度、含水量、固結(jié)度等因素有關(guān)[6]，考慮計(jì)算工況出現(xiàn)機(jī)率較小，且出現(xiàn)時(shí)間較短，堤身填土為堅(jiān)硬狀態(tài)，泊松比為0.25；參考類似工程經(jīng)驗(yàn)，取填土的靜止側(cè)壓力系數(shù)為0.33.

3 常規(guī)理論計(jì)算成果及分析

齒墻上游土壓力按照主動(dòng)土壓力考慮[7]，齒墻下游土體處于塑性平衡狀態(tài)，土壓力介于靜止與被動(dòng)土壓力之間，假定被動(dòng)土壓力的發(fā)揮程度為R，DG面后側(cè)為坡面臨空的填土，假定該面上的被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度為0.8R.前后擋浪墻受波浪力作用下?lián)鯄Y(jié)構(gòu)的受力示意圖(見(jiàn)圖3，圖4).

考慮到齒墻內(nèi)側(cè)被動(dòng)土楔的存在，齒墻內(nèi)側(cè)只有被動(dòng)土壓力，不考慮底板與基礎(chǔ)之間的抗滑摩阻力，假定作用在結(jié)構(gòu)上的波浪力及齒墻前主動(dòng)土壓力均由齒墻內(nèi)側(cè)被動(dòng)土壓力承擔(dān).當(dāng)齒墻后被動(dòng)土壓力全部發(fā)揮時(shí)，1#齒墻最大彎矩約為464 kN·m，2#齒墻最大彎矩約為392 kN·m，3#齒墻最大彎矩約為210 kN·m.

考慮到混凝土結(jié)構(gòu)剛度較大，認(rèn)為擋浪墻結(jié)構(gòu)自身變形可忽略不計(jì)，齒墻之間塊石混合料、黏性土體積變形相同.在相同變形條件下，不同土體產(chǎn)生的被動(dòng)土壓力與其變形模量成正比關(guān)系.[8]

根據(jù)以上分析，當(dāng)波浪力作用在前擋浪墻上時(shí)，波浪力為554 kN,計(jì)算1#齒墻被動(dòng)土壓力為480.2 kN，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度為0.81，2#、3#齒墻被動(dòng)土壓力103 kN，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度分別為0.24、0.39，三道齒墻最大彎矩分別為130 kN·m、74 kN·m、35 kN·m.當(dāng)波浪力作用在后擋浪墻上時(shí)，波浪力為315 kN,計(jì)算1#齒墻被動(dòng)土壓力為480.2 kN，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度為0.81，2#、3#齒墻被動(dòng)土壓力103 kN，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度分別為0.24、0.39，三道齒墻最大彎矩分別為150 kN·m、23 kN·m、-22 kN·m.

由以上計(jì)算可知，水平荷載主要1#齒墻承擔(dān)，1#齒墻內(nèi)側(cè)為塊石混合料，彈性模量小，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度高，2#、3#齒墻承擔(dān)水平波浪力較小，1#齒墻在被動(dòng)土壓力作用下彎矩最大，由于3#齒墻外側(cè)土體為臨空面，被動(dòng)土壓力發(fā)揮較小，內(nèi)側(cè)土體存在豎向荷載，齒墻內(nèi)側(cè)主動(dòng)土壓力稍大，會(huì)出現(xiàn)彎矩為負(fù)值，即齒墻內(nèi)側(cè)受拉.

圖3 波浪壓力作用防浪墻結(jié)構(gòu)前墻時(shí)受力分布圖

圖4 波浪壓力作用防浪墻后墻結(jié)構(gòu)后墻時(shí)受力分布圖

4 有限元法計(jì)算成果及分析

4.1 工況1的計(jì)算成果及分析

波浪力作用在前擋浪墻時(shí)，三道齒墻彎矩(見(jiàn)圖5～圖7)，底板彎矩(見(jiàn)圖8).1#齒墻上部為前擋浪墻，在波浪力的作用，最大彎矩為190.43 kN·m；1#齒墻受被動(dòng)土壓力影響向堤外側(cè)彎曲，最大彎矩為155.03 kN·m，位于齒墻與底板的交界處；2#齒墻最大彎矩為53 kN·m；受上游浪壓力作用；3#齒墻外側(cè)出現(xiàn)較大被動(dòng)土壓力，最大彎矩位于齒墻與底板的交界處，為131.83 kN·m.

底板受中間齒墻的影響，彎矩圖分成兩段：左半段受地基土反力及揚(yáng)壓力的作用，表現(xiàn)為向上彎曲，最大彎矩在左端支座處，為-289.92 kN·m，跨中彎矩為68.51 kN·m，右端支座處彎矩為160.45 kN·m；右半段彎矩不大，最右端彎矩113.83 kN·m.

圖5 1#齒墻及擋浪墻工況1彎矩圖

圖6 2#齒墻及擋浪墻工況1彎矩圖

圖7 3#齒墻及擋浪墻工況1彎矩圖

圖8 4#底板工況1彎矩圖

4.2 工況2的計(jì)算成果及分析

波浪力作用在后擋浪墻，堤頂結(jié)構(gòu)彎矩(見(jiàn)圖9～圖12).1#齒墻受被動(dòng)土壓力作用，最大彎矩為149.53 kN·m，位于齒墻與底板的交界處；2#齒墻最大彎矩為54 kN·m；3#齒墻上部為后擋浪墻結(jié)構(gòu)，受波浪壓力作用，后擋浪墻向堤內(nèi)側(cè)彎曲，彎矩最大為-391.84 kN·m；3#齒墻彎矩較復(fù)雜，9.0 m高程以下彎矩為負(fù)值，且彎矩與高程呈線性關(guān)系，9.0 m高程以上彎矩為正值，在齒墻與底板交界處彎矩突變.

3#齒墻下部主要受土壓力作用，由于齒墻內(nèi)側(cè)存在豎向荷載，外側(cè)為臨空坡面，被動(dòng)土壓力不能完全發(fā)揮，出現(xiàn)主動(dòng)土壓力大于外側(cè)被動(dòng)土壓力，齒墻彎矩出現(xiàn)負(fù)值；齒墻與底板交界處彎矩出現(xiàn)突變，主要受底板及上部結(jié)構(gòu)彎矩影響.

擋浪墻結(jié)構(gòu)底板受中間齒墻的影響，彎矩圖分成兩段，均呈線性分布.右半段右端支座處彎矩最大，為357.36 kN·m，跨中彎矩為81.79 kN·m，左端支座處彎矩為-83.31 kN·m；左半段最左端彎矩-148.77 kN·m，最右端彎矩118.72 kN·m.

圖9 1#齒墻及擋浪墻工況2彎矩圖

圖10 2#齒墻工況2彎矩圖

圖11 3#齒墻及擋浪墻工況2彎矩圖

圖12 4#底板工況2彎矩圖

兩種方法計(jì)算齒墻的最大彎矩(見(jiàn)表1)，由計(jì)算成果可以得出：(1)1#、2#齒墻彎矩計(jì)算成果接近，3#齒墻彎矩相差較大；圖7顯示，彎矩在齒墻與底板交接除出現(xiàn)突變，突變前彎矩約為40～50 kN·m，與理論簡(jiǎn)化計(jì)算接近，因此可認(rèn)為3#齒墻上段彎矩約40～50 kN·m；(2)不考慮上部結(jié)構(gòu)對(duì)齒墻彎矩的影響，水平荷載主要由1#齒墻承擔(dān).

表1 不同計(jì)算方法計(jì)算齒墻最大彎矩成果表 單位:kN·m

由有限元計(jì)算3#齒墻工況二彎矩圖顯示：彎矩在齒墻與底板交接除出現(xiàn)突變，突變前彎矩約為-80 kN·m，與理論簡(jiǎn)化計(jì)算受彎方向一致.由后擋浪墻底部彎矩為-391.84 kN·m，底板右段右端彎矩為357.36 kN·m，可知3#齒墻與底板交接處彎矩47.61 kN·m由上部結(jié)構(gòu)引起，說(shuō)明3#齒墻下端彎矩主要由內(nèi)外土壓力引起，端部主要受上部結(jié)構(gòu)影響.

根據(jù)簡(jiǎn)化計(jì)算法及有限元計(jì)算成果，在水平荷載作用下，各道齒墻承擔(dān)的水平力與齒墻內(nèi)側(cè)土體剛度有關(guān).在波浪力作用下?lián)趵藟Y(jié)構(gòu)產(chǎn)生一定量的變形，齒墻內(nèi)側(cè)土體彈性模量大時(shí)，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度較大，彈性模量小的土體被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度較小.

5 結(jié) 論

(1)對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行合理簡(jiǎn)化、假定，采用土力學(xué)、材料力學(xué)等基本理論計(jì)算，計(jì)算成果接近結(jié)構(gòu)實(shí)際受力，可滿足工程設(shè)計(jì)需要.

(2)擋浪墻多道齒墻受力與被動(dòng)土壓力側(cè)土體剛度有關(guān)，填土剛度大，被動(dòng)土壓力發(fā)揮程度高.根據(jù)計(jì)算分析可知，水平浪壓力主要由1#齒墻承擔(dān)，承擔(dān)的水平力65%以上.

(3)長(zhǎng)齒墻下部主要受內(nèi)外側(cè)土壓力作用，受水平波浪力作用位置的不同，1#、2#齒墻受力特征基本相同，主動(dòng)土壓力均小于被動(dòng)土壓力，齒墻上端彎矩內(nèi)側(cè)受拉；3#齒墻受力特征受波浪力作用位置的影響，當(dāng)波浪力主要作用在后擋浪墻時(shí)，會(huì)出現(xiàn)主動(dòng)土壓力大于被動(dòng)土壓力，齒墻下部會(huì)出現(xiàn)彎矩為負(fù)值，即齒墻內(nèi)側(cè)受拉，3#齒墻與底板交接處彎矩受上部作用力影響較大.

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Calculation and Analysis on Internal Force of Multichannel Key-wall

SHEN Kao-shan
(Reconnaissance and Design Institute of Qiantang River Administration, Hangzhou 310016, China)

In the heightening project of Qinshan Nuclear Power Plant, an inter-outer wave wall is constructed on the top of the seawall, as well as three courses of key-wall to resist the horizontal wave force. In the design process, conventional theory and finite element method is adopted to calculate multichannel tooth wall stress. The calculation results prove it reasonable to simplify and assume a complex structure, and conventional theoretical calculation can meet the requirements of engineering design. The horizontal load is mainly composed of wall lateral passive earth pressure, while the multichannel tooth wall stress is mainly from passive earth pressure and lateral stiffness of soil. The stiffer the filled soil is, the higher degree the passive earth pressure plays, therefore, the relatively larger the soil pressure will be.

anti-sliding stability; wave wall; key-wall; passive earth pressure

2016-10-26

沈靠山(1984-)，男，江蘇連云港人,碩士，工程師，主要從事水工建筑物設(shè)計(jì)及研究工作.

TV641

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1008-536X(2017)02-0024-05