基于ABAQUS的泄洪閘特種鋼結構運營期參數分析

魯 洪

(貴州省水利水電勘測設計研究院有限公司，貴州 貴陽 550002)

1 工程概況

作為贛浙交界地區重要干流，函江全長375 km，河面最寬處超過120 m，全干流上無梯級水利工程，年地表徑流超過5.5 m3/s，全河道控制流域面積超過176萬km2，乃是鄱陽湖重要水源補給支流，流域內具有農田面積46.67萬hm2，針對該干流工程開發函江水利樞紐，使之成為該河流通航、水資源調度、灌溉及防洪綜合控制樞紐設施。根據該綜合水利樞紐規劃，一期工程計劃建設總庫容為3200萬m3，建設攔水大壩，最大蓄水位為29 m，其發電廠房平面尺寸達7.5 m×5.5 m×3.8 m，裝機容量超過4000萬kW，一期建設有溢洪道、消能建筑及泄流閘等附屬水利設施。水電站廠房地面高程為24.5 m，輪機高程為10.5 m，設計最大水頭高度為3.5 m，引水隧洞最大流量為225 m3/s，由于隧洞內部分圍巖體受一期工程建設擾動影響，故隧洞流量控制在限值80%區間內運營。溢洪道采用WES堰型，溢流面坡度為1/2.5，分布有24個臺階，首級臺階高度為1.1 m，與溢流面夾角為75°，采用消能池與T形墩為聯合消能體，設計最大消能率可達49.87%，實際運營期監測表明消能率穩定在46.5%～48.6%。消能池內全軸長為5 m，最大水位高程為38.5 m，其體型剖面如圖1所示。池首鋪設有防滲墊層，包括有碎石、中細沙等，總厚度為0.4 m，池內滲流場在較高流量時易出現雍流等非穩定滲流現象，動水壓強較高，此均與上游泄流閘門的控流運營有關。溢洪道和消能池運營可靠性均離不開泄洪閘的有效調度，一期工程建設的泄洪閘立面如圖2所示。閘室頂高程為44.5 m，底高程為30.0 m，單孔凈寬為8.0 m，底板厚度為0.25 m，閘墩配置有8根預應力錨桿加固結構，墩徑為1.46 m，具有雙墩縫，間距為0.80 m，配置有平面鋼閘門，全閉時具有截流作用，確保閘內水位滿足下游運營要求，通過液壓式程控啟閉機完成開閘，可沖沙排淤。翼墻在泄流建筑中均有涉及，其墻頂高程為25.0 m，底高程為12.0 m，厚度為1.00 m，承擔著水力勢能對泄洪閘及消能池的沖刷作用。泄洪閘門是該水利綜合樞紐調水、泄流的重要結構，在二期規劃建設中，考慮在原有工程基礎上，同樣采用七孔式泄流，但閘門結構采用弧形鋼閘門，且配置有特種型鋼結構支撐體系，圖3為該種鋼結構支撐體系在二期閘門的壓桿支撐中設計。為研究二期工程設計合理性，開展對該泄洪閘門特種鋼結構的設計仿真。

圖1 消能池體型剖面(單位：cm)

圖2 泄洪閘立面(單位：cm)

圖3 鋼結構支撐體系

2 設計建模

為探討函江水利樞紐工程二期泄洪閘門特種鋼結構設計，根據閘門鋼梁設計圖，獲得鋼結構截面布設狀態，如圖4(a)所示，全軸線長度為7.5 m，具有對稱式特點，左側為閘門的接觸面，加密肋板布設?；诖耍@得該鋼結構截面體型如圖4(b)所示，其具有箱型鋼梁特點，設置有雙腹板，與閘門迎水側夾角為76°，上、下翼緣的懸臂端長度根據設計優化確定為0.25 m，其腹板高厚比為65.6，而翼緣寬厚比為7.5，實驗室測定所有原材均為特種鋼，且具有抗震特性。

圖4 閘門鋼梁設計圖

基于幾何建模平臺構建閘門幾何模型，并導入ABAQUS仿真軟件中[1-6]，獲得閘門仿真模型，如圖5(a)所示。該模型包括擋水面板、支撐結構體系及橫、縱梁，重點研究對象為該面板特征鋼梁結構。該模型共有微單元體156248個，節點數138266個，閘門平面尺寸及鋼材物理力學參數均以實際工程設計取值。另基于主要研究對象，在仿真平臺中提取擋水面板與橫、縱梁獨立模型，如圖5(b)所示，該模型包括了閘門全部三根橫梁與五根縱梁，所有的鋼梁截面體型與圖4中標注為一致。本模型僅頂部存在法向自由度邊界，計算模型的三維坐標正向采用閘門下游泄流方向、結構自重應力上方向及泄洪閘右岸向。

圖5 閘門結構模型

由于該弧形鋼閘門特種鋼梁結構截面與箱梁有所類似，而其截面梁高又決定了翼緣懸臂端、腹板長度等參數，因而本文主要討論主梁梁高設計參數。在保證其他設計參數一致的前提下，考慮主梁梁高不超過上下懸臂總長度的2倍，按照等差數列方案設計原則，設定主梁梁高參數方案分別為0.6～2.0 m，差級為0.2 m，共有8個方案。從閘門安全運營考慮，特種鋼梁結構的截面參數設計，不僅需要考慮閘門結構靜力工況下運營安全，同樣需分析地震動荷載下結構運營狀態。因而，筆者基于贛東北場地特征周期特點，引入南京地震波為外荷載[7]，并以該地震波的8s時程譜為研究工況，如圖6所示，其幅值加速度為2 m/s2，并引入有幅值加速度為4 m/s2、6 m/s2、8 m/s2的地震波計算方案。地震動響應特征計算采用擬靜力法輸入，綜合運營期靜力與動力特征，且計算無水與有水兩種工況，綜合評判特種鋼梁截面主梁梁高參數的設計合理性。

圖6 南京波8 s時程譜

3 閘門結構運營期靜力特征

3.1 應力特征

運營期靜力荷載下閘門特種鋼梁結構的安全穩定表征在應力與位移特征上，本文研究閘門在全閉狀態下擋水靜力特征，圖7、圖8為閘門鋼梁結構上拉、壓應力表現特征。

從圖7拉應力變化可知，橫、縱梁上拉應力最高位于第三橫梁與縱梁的交錯面上，八個方案中拉應力分布為1.6～4.6 MPa，而第一橫梁、第二橫梁與縱梁的交錯面拉應力較前者差幅分布在34.7%～55.8%、13.6%～28.3%，最大差幅均出現在主梁梁高1.6 m方案。當主梁梁高增大時，三根橫梁與縱梁交錯面區域的拉應力均為先減后增變化，拉應力最低為主梁梁高1.6 m方案，在該方案內第一至第三橫、縱梁交錯面上最大拉應力分別為0.70 MPa、1.15 MPa、1.60 MPa。當主梁梁高低于1.6 m時，三根橫梁與縱梁交錯面拉應力均為遞減變化，在各方案間拉應力分別具有平均降幅24.9%、22.0%、19.0%，表明在主梁高增大過程中，對鋼結構內部拉應力具有抑制作用，可限制鋼結構拉應力發展，提升結構抗拉特性；當主梁梁高超過1.6 m后，由于梁高過大，引起鋼結構自重接近支撐體系峰值，結構出現彎曲拉伸[8]，因而各橫、縱梁交錯面拉應力增高，分別具有平均增幅80.7%、63.2%、48.7%。若要保證特種鋼結構的抗拉設計，應避免主梁梁高超過1.6 m，確保梁高位于拉應力抑制區間。

圖7 鋼梁結構上拉應力表現特征

觀察圖8中壓應力變化可知，其受主梁梁高影響與拉應力呈相反態勢，壓應力最高仍為第三橫梁與縱梁交錯面上，分布為9.1～13.1 MPa，此也與該區域靠近閘門底部，受到上覆結構自重影響有關，反而在第一橫、縱梁交錯面上無較大壓應力。當主梁梁高增大后，三根橫、縱梁交錯面上壓應力呈先增后減變化，與交錯面的拉應力影響變化呈相反，壓應力最大為梁高1.6 m方案，三個交錯面上分別為8.0 MPa、10.4 MPa、13.1 MPa。在主梁梁高低于1.6 m列次內，梁高1.2 m、1.6 m下第二橫、縱梁交錯面的壓應力較之梁高0.6 m時分別增大了28.4%、53.1%，在各梯次方案內第二交錯面壓應力平均增幅為8.9%，而第一、第三交錯面分別提高了9.1%、7.5%；當壓應力遞增時，可對閘門形成良好預壓效果，確保閘門全閉狀態下不會受靜水壓力影響發生傾覆[9]。主梁梁高超過1.6 m后，三根橫、縱梁交錯面壓應力均為遞減變化，分別具有變幅17.6%、11.6%、9.9%，該區間的梁高方案，過大的梁高影響結構一部分張拉應力發生，進而影響拉、壓平衡，促使交錯面上壓應力減少，結構抗滑移傾覆能力減弱。綜合運營期拉、壓應力特征，主梁梁高在低于1.6 m時更適合，梁高1.6 m為設計合理性與技術優勢最大化方案。

圖8 鋼梁結構上壓應力表現特征

3.2 位移特征

位移特征為靜力工況運營期結構安全的重要反應指標，圖9為閘門特種鋼梁結構三向位移值變化特征。

圖9 鋼梁結構上位移表現特征

分析位移值變化可知，Y向位移值在各方案中均為最高，分布為3.0～11.6 mm，此亦印證了閘門結構自重應力在位移表現中具有主導地位。當主梁梁高遞增時，三向位移值均為遞減變化，在梁高1.0 m、1.4 m、1.8 m時Z向位移值較梁高0.6 m分別減少了44.1%、70.7%、79.1%，從全方案來看，Z向位移值平均降幅為19.8%，同樣X、Y向位移值平均降幅分別為18.0%、16.8%，以Z向位移受主梁梁高參數影響更敏感。另一方面，主梁梁高參數對各向位移值影響最大集中在梁高0.6～1.6 m梯次內，在該列次內X～Z向位移值最大降幅分別為25.9%、25.6%、28.8%，平均降幅超過全方案平均值達23.5%、22.5%、26.3%，而梁高超過1.6 m后，位移值降幅較小，分別僅為4.2%、3.0%、3.3%。分析認為，在梁高低于1.6 m方案內，位移值產生的根源與拉應力遞減有關，較大的拉應力降幅有助于削弱結構變形，但在梁高超過1.6 m后，出現拉應力上升、壓應力的遞減，結構應力失衡，此時應力體系無法較好的抑制位移值，只能在拉、壓應力的遞增與遞減過程中，處于位移平衡態勢。應力評判最優方案為梁高1.6 m，同樣在該方案中位移值表現處于較合理，設計適用性較好。

4 閘門結構運營期動力特征

基于不同幅值加速度地震波的動力響應特征計算，獲得了閘門有、無水工況下結構響應特征，本文以閘門第三橫、縱梁交錯面的加速度響應特征為分析代表，如圖10所示。

圖10 第三橫、縱梁交錯面的加速度響應特征

分析加速度響應特征可知，無水工況下加速度響應值均高于有水工況，在幅值加速度2 m/s2、梁高為0.8 m方案中，無水工況中加速度響應值為26.4 cm/s2，而同方案有水工況較之減少了7.2%。當幅值加速度提高至4 m/s2、8 m/s2時，仍是該梁高方案，有水工況較無水工況分別減少了9.7%、12.9%；而幅值加速度不變的前提下，梁高為1.2 m、1.8 m時相應的有、無水工況中加速度響應值差幅分別為13.2%、20.8%。由此可知，在梁高一定時，地震波加速度幅值提高，則鋼梁結構有、無水工況下的加速度響應值差幅愈顯著。而與之相對應的，幅值加速度不變，梁高參數影響下的有、無水工況中差幅亦提高[10]。

進一步分析梁高設計合理性可知，不論是有水或無水工況中，地震波幅值愈高，結構加速度響應值愈大，而在地震波幅值一定的前提下，梁高愈大，結構加速度響應值均為遞增，但增幅在梁高1.6 m后出現差異，梁高1.6 m的方案加速度響應值具有陡增態勢。在有水工況中，地震波幅值為2 m/s2、8 m/s2的方案中在梁高0.6～1.6 m方案內，分別具有平均增幅16.5%、5.4%，而在梁高1.6～2.0 m方案內，鋼結構加速度響應值分別具有平均增幅67.2%、35.7%。從鋼結構抗震設計考慮，梁高超過1.6 m后動力響應過于劇烈，應控制主梁梁高低于1.6 m更有利，結合靜力荷載下，認為梁高1.6 m方案設計合理性與運營安全性最高。

5 結 論

本文主要獲得以下四點結論：

(1)第三橫縱梁交錯面的拉、壓應力為最高；主梁梁高增大，交錯面上拉、壓應力分別為先減后增、先增后減變化，拉、壓應力的最低、最高均為梁高1.6 m方案，主梁超過1.6 m后不利于鋼梁結構應力安全。

(2)閘門結構自重應力在位移值中具有主導作用，Y向位移值為最大；主梁梁高參數與各向位移值均為負相關變化，X～Z向位移在八個方案中具有平均降幅18%、16.8%、19.8%，但最大降幅均集中在梁高0.6～1.6 m梯次內，梁高超過1.6 m后位移處于降幅停滯。

(3)無水工況下鋼結構加速度響應值高于有水工況，地震波幅值愈高，則結構在有、無水工況下加速度響應值差幅愈顯著；主梁梁高愈大，結構加速度響應值愈高，但其增幅呈“緩-快”兩階段特征，特別的在梁高1.6 m后加速度響應值陡增。

(4)從運營期結構靜、動力特征評價，主梁梁高1.6 m設計合理性與技術優勢最大。