基于ANSYS有限元软件的船闸下闸首结构三维非线性分析

文训科，邓方明，张有林

(1.四川省交通勘察设计研究院有限公司，成都 610017；2.四川岷江港航电开发有限责任公司，乐山 614000)

闸首作为船闸重要水工建筑物，其受力情况极为复杂，既有平行于船闸轴线方向的纵向荷载，如上下游水压力，又有垂直于船闸轴线的横向荷载,如墙前水压力、墙后土压力，还有由闸门传来的巨大集中荷载，另外还有平行于重力方向的墙体自重、扬压力等荷载，因此闸首结构是一个典型的空间受力结构[1-2]。目前关于闸首的计算方法有两种，一种为规范[3]推荐的传统计算方法，即将空间受力简化为平面的解析计算法，一种为有限元计算法[4-5]。对于分离式闸首结构，前一种计算方法通常将边墩和底板分别进行计算，边墩采用分段计算法，假定支持墙段与边墩其他部分设缝分开，由支持墙承受全部闸门推力，按双向弯曲公式计算，而底板则按弹性地基梁计算，这种计算方法在有限元仿真计算模型未出现前，有效地指导了闸首的结构设计，但该方法对墙体内部应力、空间位移以及墙后回填、基岩变形模量对墙体的影响难以定量分析。运用三维有限元软件对下闸首结构建模计算，对确保下闸首结构的安全稳定，优化结构设计，给闸墙局部结构处理提供参考依据具有重要意义。

对于采用有限元对船闸闸首进行结构计算，国内已做过诸多研究。李夫仲等、刘方琼分别针对东淝河船闸[6]和高陂水利枢纽船闸[7]闸首结构采用三维有限元软件,分析研究闸首结构在不同的工况下的位移场及应力场，分析认为三维有限元分析能准确反映建筑物整体强度与位移状况,可以为评价结构安全、优化闸首结构设计提供参考依据。王丽英等采用ABAQUS有限元软件对嘉陵江某船闸下闸首进行了结构内力计算，并在验证计算成果合理性的基础上，探讨采用解析法和有限元方法进行结构内力分析的优缺点及其适用条件[8]。苏超等提出规范算法因未考虑地基材料非线性及三维结构的整体性对结构计算的影响，不能较真实地模拟闸首地基整体受力变形情况，继而使用ABAQUS软件对某船闸下闸首进行应力分布规律和变形特点研究，从而得出规范算法在船闸设计中总体安全富余度较大，但在闸门附近的边墩截面和边墩与底板交角处偏不安全[9]。本文在前述研究的基础上，以东风岩船闸工程为依托，针对不同工况对下闸首采用ANSYS10.0通用计算软件，建立三维非线性弹塑性有限元模型进行计算分析，再将有限元计算结果与传统计算方法结果进行对比分析，并分析两种方法的共性，总结用有限元计算方法计算闸首的特点及优势。

1 工程概况

东风岩航电枢纽位于乐山市五通桥境内道士观附近的岷江河段，是岷江(乐山—宜宾)干流自上而下开发的第二个梯级，枢纽正常蓄水位344.00 m，装机容量270 MW，总库容13 158万m3，通航建筑物按Ⅲ级船闸设计，船闸设计水头为10 m[10]。

表1 下闸首有限元计算材料参数表Tab.1 Material parameter of finite element calculation of lower sluice head

下闸首按2级建筑物设计，采用分离式重力式结构，由两侧边墩和帷墙组成，边墩对称于船闸轴线布置，设有输水廊道、工作阀门井、检修阀门井、闸阀门液压启闭机械及控制室、机房等，边墩及底板基础置于弱风化长石砂岩，地震设防烈度为Ⅶ度。下闸首长45 m分为两个结构段，其中上段17 m，下段28 m，门前段长10 m、门库段长22 m、支持墙段长13 m，左右边墩顶宽均为22 m，闸顶标高为347.50 m，设计建基面高程为319.50 m，墙高28 m，边墩及底板皆采用C20砼浇筑，输水廊道周围1 m范围内采用C30砼浇筑，内边墩采用砂卵石回填至墙顶高程。下闸首平面布置见图1，结构断面图见图2。

根据地勘提供的资料及相应的地质、地形条件，下闸首有限元计算分析中所采用的材料参数见表1所示。

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

2 计算及分析

2.1 计算模型的建立及计算方法

用ANSYS10.0有限元软件建立船闸闸首结构模型。选取下闸首段45 m、紧邻下闸首闸室段23 m、出水口段25 m，垂直船闸轴线方向往岸侧160 m、往河侧150 m，选取下闸首底板以下50 m作为地基建模。模型中考虑了输水廊道、闸门槽和结构缝等细部结构。模型采用笛卡尔坐标系，Z轴与船闸轴线方向一致，向下游为正，X轴垂直船闸轴线方向，向岸侧为正，沿铅垂向为Y轴，向上为正。坐标原点位于底板下边界平面与船闸纵轴线所在平面以及闸室与下闸首交界面的交汇点。对船闸闸首结构进行线性弹性计算，地基采用弹塑性Drucker-Prager(DP)准则进行非线性弹性计算。模型采用三维8节点或退化的4节点等参单元，闸墙与底板之间的接触面采用接触单元模拟，计算模型共离散18 601个节点，21 714个单元。下闸首左右两侧边界限制x方向水平位移，上下游两侧边界限制z方向水平位移，岩层底部边界限制y方向位移。

下闸首整体离散模型见图3，结构离散模型参见图4。

2.2 计算工况

根据下闸首的施工条件以及各种运行条件，有限元计算分析中选取以下4种工况进行计算分析。

工况1：基本组合①(完建情况)。该工况下，人字门前后均无水，墙前墙后也无水。主要荷载有：墙体自重、墙后土压力，土压力按静止土压力计算。

工况2：基本组合②(运行工况)。该工况水位为：上游为正常挡水位344.00 m，下游为最低通航水位334.00 m，水位差10 m。主要荷载有：墙体自重、闸门推力、上游水压力、下游水压力、墙后土压力、墙前及墙后水压力、扬压力等，土压力按静止土压力计算。

工况3：基本组合③(检修情况)。该工况下，上下游检修闸门均放下，人字门前后均无水，支持墙后水位为检修水位336.0m，墙前水位与墙底齐平。主要荷载有：墙体自重、墙后土压力、墙后水压力、扬压力等，土压力按静止土压力计算。

工况4：特殊组合(运行期地震情况)。地震烈度按Ⅶ度考虑，水位为：上游为正常挡水位344.00 m，下游为最低通航水位334.00 m，水位差10 m。主要荷载有：墙体自重、闸门推力、上游水压力、下游水压力、墙后土压力、墙前及墙后水压力、扬压力、地震惯性力、地震土压力等，土压力按地震土压力计算。

在各工况水压力计算中，扬压力系数取值如下：浮托力系数α1=1.0，渗压力折减系数α2=0.5，墙后水压力折减系数α3=1.0，结构缝内水压力折减系数α4=0.5。

2.3 荷载简化及加载

下闸首靠岸侧按实际地质图设立边坡，边坡与闸首边墩之间的回填土作用采用近似外荷载代替，即往边坡上施加竖向分布力，往闸首边墩上施加梯形分布的水平力。作用在闸门上的门前水压力换算成沿高程变化的人字门推力，作用在下闸首支持墙上。扬压力和水压力按梯形分布荷载考虑，地震惯性力按集中力考虑，地震水压力按梯形分布荷载考虑。

采用分步加载方式模拟闸首的实际受力情况。首先，对地基施加重力进行初始地基应力分析，其后对闸首建筑物施加边墩自重等重力荷载，随后在建筑物和地基上施加土压力，再根据不同工况施加闸门推力、扬压力、水压力。在结构计算过程中，还考虑了船闸运行时遭遇地震的特殊工况，以瞬时荷载的形式将地震荷载施加到实体模型上，模拟结构遭遇地震时的变形和位移。

2.4 计算结果及分析

根据上述4种工况进行有限元计算分析，各工况下的位移云图如图5～图13所示，下闸首的位移、应力值如表2所示。

工况1：

工况2：

图7 下闸首门槽处拉应力云图Fig.7 Nephogram of tensile stress at gate slot of lower lock head

工况3：

工况4：

表2 各工况下闸首位移、应力值最大值Tab.2 The maximum value of head displacement and stress under various working conditions

通过位移和应力云图可以得出以下结论：

(1)在完建工况下，下闸首输水廊道壁的拉应力接近0.35 MPa，此部位在进行结构配筋时应充分考虑该拉应力影响；对于压应力而言，最大压应力出现在外边墩的墙脚处，其值约为3.3 MPa；基岩Y向最大正压应力出现在闸首临河侧的两段墙体的结构逢处，其值约为1.01 MPa；闸首最大沉降出现在外侧两段支持墙的结构缝处，其值约为1.2 cm；两段支持墙体的相对位移小于结构缝宽度2 cm，符合建模条件即未在此结构缝设置接触单元，两段墙体不存在力的直接相互作用。

(2)在正常运行工况下，下闸首的最大拉应力、最大压应力，水平向正应力和竖向正应力的分布及其出现的部位与完建工况下大体相当,其中最大压应力为3.0 MPa，主拉应力有所增加，廊道壁的混凝土的拉应力略有减小。对于基底压应力而言，最大值仍然出现在两段支持墙结构缝处，但小于完建工况，其最大值为0.95 MPa。

对于正常运行工况来说，在闸门与门槽作用点处最大拉应力达到了0.45 MPa，而C20素混凝土的最大抗拉强度设计值为1.1 MPa，如果此处的混凝土长期处于这样受拉的应力状态，将会很快出现裂缝，影响整个结构的安全稳定性。因此，在正常运行工况下下闸首门槽处的混凝土设计应采取配筋等相应的加固措施。

(3)在检修工况下，下闸首的最大拉压应力、水平向应力、竖向应力和Mises应力的分布规律与正常和完建工况基本相同，基底最大竖向应力值为1.05 MPa。在变形上，检修工况下的最大变形相对其他两种工况略小，最大沉降为1.1 cm。

(4)在地震工况下，下闸首的最大拉应力、最大压应力，水平向正应力和竖向正应力的分布及变形与正常运行工况下大体相当,其中最大压应力为4.2 MPa，闸首结构上的主应力均大于其他各工况，主要是因为在地震工况下水平地震加速度对墙体的作用。地基顶面的最大压应力值1.19 MPa,未超出地基承载力特征值；地基竖向沉降达到了1.6 cm。

(5)各工况下，X向位移较小，地震工况下X向位移最大，其次为检修工况，再次为完建工况，运行工况X向位移最小；Z向位移较X向位移更小，Z向位移在基本组合工况下最大位移为3 mm，地震工况下也仅为5 mm，小于结构缝宽度2 cm；下闸首综合位移最大值出现在内边墩顶面临河侧，下闸首基底应力最大值出现在外边墩底面临河侧。

3 与传统计算方法结果的比对分析

采用了规范建议的分段计算法，即由支持墙承受全部闸门推力对下闸首内外边墩进行了结构计算，因外边墩未承受墙后土压力，工况一、工况三计算结果偏安全，因此仅对工况二、工况四进行了结构计算。抗滑安全系数采用的沿船闸轴线方向和垂直船闸轴线方向合力与摩擦力进行计算，抗倾安全系数采用垂直船闸轴线方向进行计算。具体计算结果如表3。

表3 各工况下闸首内外边墩计算结果表Tab.3 Calculation results of inner and outer side piers of lock head under various working conditions

根据表2、表3指标及数据比对可以看出，有限元计算方法主要通过位移来控制结构整体稳定，传统计算方法则主要通过抗滑和抗倾来控制结构整体稳定，对于地基承载力则都是通过应力来控制，与传统计算方法相比，有限元计算方法较好地解决了基岩变形模量对结构的影响，且可为闸首局部结构处理提供设计参考依据。虽然两种计算方法表征结构安全的指标有所区别，但趋势基本相同，对于垂直船闸轴线方向的位移以运行期地震工况最大，检修工况次之，再者为完建工况，运行工况位移最小；同样基底应力各种工况计算结果趋势基本相同，即各点最大压应力运行期地震工况最大、检修工况次之、再者为完建工况、运行工况压应力最小，且基底最大压应力、最大拉应力均满足结构要求。通过有限元计算结果与传统计算方法比对复核后发现，本次船闸下闸首结构尺度设计是较为合理的。

4 结语

(1)本文对下闸首采用三维非线性有限元法进行了结构计算，分析研究了闸首结构和岩体基础的位移、应力分布规律，通过将有限元计算结果与传统计算方法结果比对分析可知，有限元计算方法能有效验证船闸闸首结构安全稳定及设计尺度的合理性，并为控制结构最大沉降、局部配筋处理提供参考依据；(2)鉴于采用有限元方法计算闸首结构能在传统计算方法的基础上定量分析结构最大沉降，并为结构局部配筋等提供设计参考依据，建议采用有限元计算方法作为闸首结构计算的补充方法，从而弥补传统计算方法在局部结构处理、地基变形模量对结构影响考虑不足等缺点；(3)对于基础放置在基岩的分离式下闸首结构，当内边墩回填至墙顶时，运行期地震工况为整体稳定控制工况，且该工况下地基沉降最大，考虑到基底应力在地震工况情况下可将地基承载能力提高1.5倍作为容许值，因此，检修工况为基底最大压应力的控制工况。