文訓(xùn)科，鄧方明，張有林

(1.四川省交通勘察設(shè)計(jì)研究院有限公司，成都 610017；2.四川岷江港航電開發(fā)有限責(zé)任公司，樂(lè)山 614000)

閘首作為船閘重要水工建筑物，其受力情況極為復(fù)雜，既有平行于船閘軸線方向的縱向荷載，如上下游水壓力，又有垂直于船閘軸線的橫向荷載,如墻前水壓力、墻后土壓力，還有由閘門傳來(lái)的巨大集中荷載，另外還有平行于重力方向的墻體自重、揚(yáng)壓力等荷載，因此閘首結(jié)構(gòu)是一個(gè)典型的空間受力結(jié)構(gòu)[1-2]。目前關(guān)于閘首的計(jì)算方法有兩種，一種為規(guī)范[3]推薦的傳統(tǒng)計(jì)算方法，即將空間受力簡(jiǎn)化為平面的解析計(jì)算法，一種為有限元計(jì)算法[4-5]。對(duì)于分離式閘首結(jié)構(gòu)，前一種計(jì)算方法通常將邊墩和底板分別進(jìn)行計(jì)算，邊墩采用分段計(jì)算法，假定支持墻段與邊墩其他部分設(shè)縫分開，由支持墻承受全部閘門推力，按雙向彎曲公式計(jì)算，而底板則按彈性地基梁計(jì)算，這種計(jì)算方法在有限元仿真計(jì)算模型未出現(xiàn)前，有效地指導(dǎo)了閘首的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，但該方法對(duì)墻體內(nèi)部應(yīng)力、空間位移以及墻后回填、基巖變形模量對(duì)墻體的影響難以定量分析。運(yùn)用三維有限元軟件對(duì)下閘首結(jié)構(gòu)建模計(jì)算，對(duì)確保下閘首結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定，優(yōu)化結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，給閘墻局部結(jié)構(gòu)處理提供參考依據(jù)具有重要意義。

對(duì)于采用有限元對(duì)船閘閘首進(jìn)行結(jié)構(gòu)計(jì)算，國(guó)內(nèi)已做過(guò)諸多研究。李夫仲等、劉方瓊分別針對(duì)東淝河船閘[6]和高陂水利樞紐船閘[7]閘首結(jié)構(gòu)采用三維有限元軟件,分析研究閘首結(jié)構(gòu)在不同的工況下的位移場(chǎng)及應(yīng)力場(chǎng)，分析認(rèn)為三維有限元分析能準(zhǔn)確反映建筑物整體強(qiáng)度與位移狀況,可以為評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)安全、優(yōu)化閘首結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。王麗英等采用ABAQUS有限元軟件對(duì)嘉陵江某船閘下閘首進(jìn)行了結(jié)構(gòu)內(nèi)力計(jì)算，并在驗(yàn)證計(jì)算成果合理性的基礎(chǔ)上，探討采用解析法和有限元方法進(jìn)行結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析的優(yōu)缺點(diǎn)及其適用條件[8]。蘇超等提出規(guī)范算法因未考慮地基材料非線性及三維結(jié)構(gòu)的整體性對(duì)結(jié)構(gòu)計(jì)算的影響，不能較真實(shí)地模擬閘首地基整體受力變形情況，繼而使用ABAQUS軟件對(duì)某船閘下閘首進(jìn)行應(yīng)力分布規(guī)律和變形特點(diǎn)研究，從而得出規(guī)范算法在船閘設(shè)計(jì)中總體安全富余度較大，但在閘門附近的邊墩截面和邊墩與底板交角處偏不安全[9]。本文在前述研究的基礎(chǔ)上，以東風(fēng)巖船閘工程為依托，針對(duì)不同工況對(duì)下閘首采用ANSYS10.0通用計(jì)算軟件，建立三維非線性彈塑性有限元模型進(jìn)行計(jì)算分析，再將有限元計(jì)算結(jié)果與傳統(tǒng)計(jì)算方法結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，并分析兩種方法的共性，總結(jié)用有限元計(jì)算方法計(jì)算閘首的特點(diǎn)及優(yōu)勢(shì)。

1 工程概況

東風(fēng)巖航電樞紐位于樂(lè)山市五通橋境內(nèi)道士觀附近的岷江河段，是岷江(樂(lè)山—宜賓)干流自上而下開發(fā)的第二個(gè)梯級(jí)，樞紐正常蓄水位344.00 m，裝機(jī)容量270 MW，總庫(kù)容13 158萬(wàn)m3，通航建筑物按Ⅲ級(jí)船閘設(shè)計(jì)，船閘設(shè)計(jì)水頭為10 m[10]。

表1 下閘首有限元計(jì)算材料參數(shù)表Tab.1 Material parameter of finite element calculation of lower sluice head

下閘首按2級(jí)建筑物設(shè)計(jì)，采用分離式重力式結(jié)構(gòu)，由兩側(cè)邊墩和帷墻組成，邊墩對(duì)稱于船閘軸線布置，設(shè)有輸水廊道、工作閥門井、檢修閥門井、閘閥門液壓?jiǎn)㈤]機(jī)械及控制室、機(jī)房等，邊墩及底板基礎(chǔ)置于弱風(fēng)化長(zhǎng)石砂巖，地震設(shè)防烈度為Ⅶ度。下閘首長(zhǎng)45 m分為兩個(gè)結(jié)構(gòu)段，其中上段17 m，下段28 m，門前段長(zhǎng)10 m、門庫(kù)段長(zhǎng)22 m、支持墻段長(zhǎng)13 m，左右邊墩頂寬均為22 m，閘頂標(biāo)高為347.50 m，設(shè)計(jì)建基面高程為319.50 m，墻高28 m，邊墩及底板皆采用C20砼澆筑，輸水廊道周圍1 m范圍內(nèi)采用C30砼澆筑，內(nèi)邊墩采用砂卵石回填至墻頂高程。下閘首平面布置見(jiàn)圖1，結(jié)構(gòu)斷面圖見(jiàn)圖2。

根據(jù)地勘提供的資料及相應(yīng)的地質(zhì)、地形條件，下閘首有限元計(jì)算分析中所采用的材料參數(shù)見(jiàn)表1所示。

另外，墻后回填砂卵石γ=18 kN/m3、砂卵石(浮)γf=10 kN/m3，內(nèi)摩擦角φ=35°。

2 計(jì)算及分析

2.1 計(jì)算模型的建立及計(jì)算方法

用ANSYS10.0有限元軟件建立船閘閘首結(jié)構(gòu)模型。選取下閘首段45 m、緊鄰下閘首閘室段23 m、出水口段25 m，垂直船閘軸線方向往岸側(cè)160 m、往河側(cè)150 m，選取下閘首底板以下50 m作為地基建模。模型中考慮了輸水廊道、閘門槽和結(jié)構(gòu)縫等細(xì)部結(jié)構(gòu)。模型采用笛卡爾坐標(biāo)系，Z軸與船閘軸線方向一致，向下游為正，X軸垂直船閘軸線方向，向岸側(cè)為正，沿鉛垂向?yàn)閅軸，向上為正。坐標(biāo)原點(diǎn)位于底板下邊界平面與船閘縱軸線所在平面以及閘室與下閘首交界面的交匯點(diǎn)。對(duì)船閘閘首結(jié)構(gòu)進(jìn)行線性彈性計(jì)算，地基采用彈塑性Drucker-Prager(DP)準(zhǔn)則進(jìn)行非線性彈性計(jì)算。模型采用三維8節(jié)點(diǎn)或退化的4節(jié)點(diǎn)等參單元，閘墻與底板之間的接觸面采用接觸單元模擬，計(jì)算模型共離散18 601個(gè)節(jié)點(diǎn)，21 714個(gè)單元。下閘首左右兩側(cè)邊界限制x方向水平位移，上下游兩側(cè)邊界限制z方向水平位移，巖層底部邊界限制y方向位移。

下閘首整體離散模型見(jiàn)圖3，結(jié)構(gòu)離散模型參見(jiàn)圖4。

2.2 計(jì)算工況

根據(jù)下閘首的施工條件以及各種運(yùn)行條件，有限元計(jì)算分析中選取以下4種工況進(jìn)行計(jì)算分析。

工況1：基本組合①(完建情況)。該工況下，人字門前后均無(wú)水，墻前墻后也無(wú)水。主要荷載有：墻體自重、墻后土壓力，土壓力按靜止土壓力計(jì)算。

工況2：基本組合②(運(yùn)行工況)。該工況水位為：上游為正常擋水位344.00 m，下游為最低通航水位334.00 m，水位差10 m。主要荷載有：墻體自重、閘門推力、上游水壓力、下游水壓力、墻后土壓力、墻前及墻后水壓力、揚(yáng)壓力等，土壓力按靜止土壓力計(jì)算。

工況3：基本組合③(檢修情況)。該工況下，上下游檢修閘門均放下，人字門前后均無(wú)水，支持墻后水位為檢修水位336.0m，墻前水位與墻底齊平。主要荷載有：墻體自重、墻后土壓力、墻后水壓力、揚(yáng)壓力等，土壓力按靜止土壓力計(jì)算。

工況4：特殊組合(運(yùn)行期地震情況)。地震烈度按Ⅶ度考慮，水位為：上游為正常擋水位344.00 m，下游為最低通航水位334.00 m，水位差10 m。主要荷載有：墻體自重、閘門推力、上游水壓力、下游水壓力、墻后土壓力、墻前及墻后水壓力、揚(yáng)壓力、地震慣性力、地震土壓力等，土壓力按地震土壓力計(jì)算。

在各工況水壓力計(jì)算中，揚(yáng)壓力系數(shù)取值如下：浮托力系數(shù)α1=1.0，滲壓力折減系數(shù)α2=0.5，墻后水壓力折減系數(shù)α3=1.0，結(jié)構(gòu)縫內(nèi)水壓力折減系數(shù)α4=0.5。

2.3 荷載簡(jiǎn)化及加載

下閘首靠岸側(cè)按實(shí)際地質(zhì)圖設(shè)立邊坡，邊坡與閘首邊墩之間的回填土作用采用近似外荷載代替，即往邊坡上施加豎向分布力，往閘首邊墩上施加梯形分布的水平力。作用在閘門上的門前水壓力換算成沿高程變化的人字門推力，作用在下閘首支持墻上。揚(yáng)壓力和水壓力按梯形分布荷載考慮，地震慣性力按集中力考慮，地震水壓力按梯形分布荷載考慮。

采用分步加載方式模擬閘首的實(shí)際受力情況。首先，對(duì)地基施加重力進(jìn)行初始地基應(yīng)力分析，其后對(duì)閘首建筑物施加邊墩自重等重力荷載，隨后在建筑物和地基上施加土壓力，再根據(jù)不同工況施加閘門推力、揚(yáng)壓力、水壓力。在結(jié)構(gòu)計(jì)算過(guò)程中，還考慮了船閘運(yùn)行時(shí)遭遇地震的特殊工況，以瞬時(shí)荷載的形式將地震荷載施加到實(shí)體模型上，模擬結(jié)構(gòu)遭遇地震時(shí)的變形和位移。

2.4 計(jì)算結(jié)果及分析

根據(jù)上述4種工況進(jìn)行有限元計(jì)算分析，各工況下的位移云圖如圖5～圖13所示，下閘首的位移、應(yīng)力值如表2所示。

工況1：

工況2：

圖7 下閘首門槽處拉應(yīng)力云圖Fig.7 Nephogram of tensile stress at gate slot of lower lock head

工況3：

工況4：

表2 各工況下閘首位移、應(yīng)力值最大值Tab.2 The maximum value of head displacement and stress under various working conditions

通過(guò)位移和應(yīng)力云圖可以得出以下結(jié)論：

(1)在完建工況下，下閘首輸水廊道壁的拉應(yīng)力接近0.35 MPa，此部位在進(jìn)行結(jié)構(gòu)配筋時(shí)應(yīng)充分考慮該拉應(yīng)力影響；對(duì)于壓應(yīng)力而言，最大壓應(yīng)力出現(xiàn)在外邊墩的墻腳處，其值約為3.3 MPa；基巖Y向最大正壓應(yīng)力出現(xiàn)在閘首臨河側(cè)的兩段墻體的結(jié)構(gòu)逢處，其值約為1.01 MPa；閘首最大沉降出現(xiàn)在外側(cè)兩段支持墻的結(jié)構(gòu)縫處，其值約為1.2 cm；兩段支持墻體的相對(duì)位移小于結(jié)構(gòu)縫寬度2 cm，符合建模條件即未在此結(jié)構(gòu)縫設(shè)置接觸單元，兩段墻體不存在力的直接相互作用。

(2)在正常運(yùn)行工況下，下閘首的最大拉應(yīng)力、最大壓應(yīng)力，水平向正應(yīng)力和豎向正應(yīng)力的分布及其出現(xiàn)的部位與完建工況下大體相當(dāng),其中最大壓應(yīng)力為3.0 MPa，主拉應(yīng)力有所增加，廊道壁的混凝土的拉應(yīng)力略有減小。對(duì)于基底壓應(yīng)力而言，最大值仍然出現(xiàn)在兩段支持墻結(jié)構(gòu)縫處，但小于完建工況，其最大值為0.95 MPa。

對(duì)于正常運(yùn)行工況來(lái)說(shuō)，在閘門與門槽作用點(diǎn)處最大拉應(yīng)力達(dá)到了0.45 MPa，而C20素混凝土的最大抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為1.1 MPa，如果此處的混凝土長(zhǎng)期處于這樣受拉的應(yīng)力狀態(tài)，將會(huì)很快出現(xiàn)裂縫，影響整個(gè)結(jié)構(gòu)的安全穩(wěn)定性。因此，在正常運(yùn)行工況下下閘首門槽處的混凝土設(shè)計(jì)應(yīng)采取配筋等相應(yīng)的加固措施。

(3)在檢修工況下，下閘首的最大拉壓應(yīng)力、水平向應(yīng)力、豎向應(yīng)力和Mises應(yīng)力的分布規(guī)律與正常和完建工況基本相同，基底最大豎向應(yīng)力值為1.05 MPa。在變形上，檢修工況下的最大變形相對(duì)其他兩種工況略小，最大沉降為1.1 cm。

(4)在地震工況下，下閘首的最大拉應(yīng)力、最大壓應(yīng)力，水平向正應(yīng)力和豎向正應(yīng)力的分布及變形與正常運(yùn)行工況下大體相當(dāng),其中最大壓應(yīng)力為4.2 MPa，閘首結(jié)構(gòu)上的主應(yīng)力均大于其他各工況，主要是因?yàn)樵诘卣鸸r下水平地震加速度對(duì)墻體的作用。地基頂面的最大壓應(yīng)力值1.19 MPa,未超出地基承載力特征值；地基豎向沉降達(dá)到了1.6 cm。

(5)各工況下，X向位移較小，地震工況下X向位移最大，其次為檢修工況，再次為完建工況，運(yùn)行工況X向位移最小；Z向位移較X向位移更小，Z向位移在基本組合工況下最大位移為3 mm，地震工況下也僅為5 mm，小于結(jié)構(gòu)縫寬度2 cm；下閘首綜合位移最大值出現(xiàn)在內(nèi)邊墩頂面臨河側(cè)，下閘首基底應(yīng)力最大值出現(xiàn)在外邊墩底面臨河側(cè)。

3 與傳統(tǒng)計(jì)算方法結(jié)果的比對(duì)分析

采用了規(guī)范建議的分段計(jì)算法，即由支持墻承受全部閘門推力對(duì)下閘首內(nèi)外邊墩進(jìn)行了結(jié)構(gòu)計(jì)算，因外邊墩未承受墻后土壓力，工況一、工況三計(jì)算結(jié)果偏安全，因此僅對(duì)工況二、工況四進(jìn)行了結(jié)構(gòu)計(jì)算?？够踩禂?shù)采用的沿船閘軸線方向和垂直船閘軸線方向合力與摩擦力進(jìn)行計(jì)算，抗傾安全系數(shù)采用垂直船閘軸線方向進(jìn)行計(jì)算。具體計(jì)算結(jié)果如表3。

表3 各工況下閘首內(nèi)外邊墩計(jì)算結(jié)果表Tab.3 Calculation results of inner and outer side piers of lock head under various working conditions

根據(jù)表2、表3指標(biāo)及數(shù)據(jù)比對(duì)可以看出，有限元計(jì)算方法主要通過(guò)位移來(lái)控制結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定，傳統(tǒng)計(jì)算方法則主要通過(guò)抗滑和抗傾來(lái)控制結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定，對(duì)于地基承載力則都是通過(guò)應(yīng)力來(lái)控制，與傳統(tǒng)計(jì)算方法相比，有限元計(jì)算方法較好地解決了基巖變形模量對(duì)結(jié)構(gòu)的影響，且可為閘首局部結(jié)構(gòu)處理提供設(shè)計(jì)參考依據(jù)。雖然兩種計(jì)算方法表征結(jié)構(gòu)安全的指標(biāo)有所區(qū)別，但趨勢(shì)基本相同，對(duì)于垂直船閘軸線方向的位移以運(yùn)行期地震工況最大，檢修工況次之，再者為完建工況，運(yùn)行工況位移最??；同樣基底應(yīng)力各種工況計(jì)算結(jié)果趨勢(shì)基本相同，即各點(diǎn)最大壓應(yīng)力運(yùn)行期地震工況最大、檢修工況次之、再者為完建工況、運(yùn)行工況壓應(yīng)力最小，且基底最大壓應(yīng)力、最大拉應(yīng)力均滿足結(jié)構(gòu)要求。通過(guò)有限元計(jì)算結(jié)果與傳統(tǒng)計(jì)算方法比對(duì)復(fù)核后發(fā)現(xiàn)，本次船閘下閘首結(jié)構(gòu)尺度設(shè)計(jì)是較為合理的。

4 結(jié)語(yǔ)

(1)本文對(duì)下閘首采用三維非線性有限元法進(jìn)行了結(jié)構(gòu)計(jì)算，分析研究了閘首結(jié)構(gòu)和巖體基礎(chǔ)的位移、應(yīng)力分布規(guī)律，通過(guò)將有限元計(jì)算結(jié)果與傳統(tǒng)計(jì)算方法結(jié)果比對(duì)分析可知，有限元計(jì)算方法能有效驗(yàn)證船閘閘首結(jié)構(gòu)安全穩(wěn)定及設(shè)計(jì)尺度的合理性，并為控制結(jié)構(gòu)最大沉降、局部配筋處理提供參考依據(jù)；(2)鑒于采用有限元方法計(jì)算閘首結(jié)構(gòu)能在傳統(tǒng)計(jì)算方法的基礎(chǔ)上定量分析結(jié)構(gòu)最大沉降，并為結(jié)構(gòu)局部配筋等提供設(shè)計(jì)參考依據(jù)，建議采用有限元計(jì)算方法作為閘首結(jié)構(gòu)計(jì)算的補(bǔ)充方法，從而彌補(bǔ)傳統(tǒng)計(jì)算方法在局部結(jié)構(gòu)處理、地基變形模量對(duì)結(jié)構(gòu)影響考慮不足等缺點(diǎn)；(3)對(duì)于基礎(chǔ)放置在基巖的分離式下閘首結(jié)構(gòu)，當(dāng)內(nèi)邊墩回填至墻頂時(shí)，運(yùn)行期地震工況為整體穩(wěn)定控制工況，且該工況下地基沉降最大，考慮到基底應(yīng)力在地震工況情況下可將地基承載能力提高1.5倍作為容許值，因此，檢修工況為基底最大壓應(yīng)力的控制工況。