導流洞平面閘門門槽結構計算分析

楊靜安,楊鑫平,杜 永

(1.中國電建集團西北勘測設計研究院有限公司,西安 710065；2.黃河上游水電開發責任有限公司，西寧 810008)

中國水電工程近年來發展迅速，工程規模越來越大[1]，高山峽谷地區水電工程的施工導流流量相對較大，導致導流洞過流斷面變大[2]，則要求導流洞滿足高水頭下的結構運行安全[3]。過水斷面尺寸變大和水頭變高要求進水塔閘門尺寸變大，擋水壓力變大，因此，門槽混凝土結構安全與穩定是導流洞順利封堵和電站按期發電的保證。

1 局部受壓承載力計算

按照DL/T 5057—2009《水工混凝土結構設計規范》(下稱《規范》)[1]第13.15.1，對于閘門門槽，應按9.8的規定對門槽部位的混凝土進行局部受壓承載力驗算。

1.1 力的作用效應

平面閘門槽結構見圖1。上游水壓力傳遞到閘門，閘門通過滑塊傳遞給埋設在二期混凝土中的工字鋼，工字鋼傳遞至二期混凝土，二期混凝土傳遞至一期混凝土[4-6]。

圖1 平面門槽結構圖

1.2 承壓面積計算

局部受壓承載計算的是工字鋼下游一期和二期混凝土共同抗壓能力[7]。承壓面積計算簡圖見圖2，門槽豎直方向取單位高度1 m，混凝土局部受壓面積AL=b×1 m；混凝土局部受壓時的計算底面積Ab=(b+b+b1)×1 m。混凝土抗壓強度設計值fc應該按照一期和二期混凝土的承受荷載的面積進行加權平均計算，假定二期混凝土體積為A1，抗壓強度設計值fc1，一期混凝土面積為A2，抗壓強度設計值fc2，則fc=(fc1×A1+fc2×A2)/(A1+A2)。

圖2 局部承壓面積計算圖

1.3 小 結

門槽局部承壓一般宜按素混凝土考慮；當配筋率大于0.15%，且分布較均應時，按照鋼筋混凝土考慮。承壓范圍一般應考慮一、二期混凝土聯合承擔荷載，可根據情況復核一期混凝土及二期混凝土單獨承壓能力。

2 斜截面承載力計算

按照《規范》第13.15.2，當閘門門槽高度每延米受載大于2 000 kN時，應對閘門槽混凝土斜截面承載力進行復核。但《規范》中無斜截面承載力計算的強制性條文，對于門槽結構斜截面抗剪承載力計算，可分為受彎構件、偏壓構件2種破壞形式進行計算。

2.1 受彎構件斜截面承載力計算

(1) 基本假定

按照懸臂梁計算主要考慮閘墩下游面與基巖、襯砌混凝土存在縫隙。當按照梁構件簡化時，簡化過程見圖3。L0為計算跨度，取Lc和1.15Ln中的小值；Lc為支座中心之間的距離；Ln為凈跨。

對于門槽下游閘墩長度較長，一般為4.0～10.0 m，而門槽深度相對較小，為1.0～2.0 m，因此，L0/h≤0.2～1.0，《規范》規定，當跨高比L0/h≤5時，按照深梁結構計算。

(2) 斜截面承載力計算

按照《規范》深梁結構受彎構件斜截面承載力計算。

圖3 梁簡化圖

2.2 偏壓構件斜截面承載力計算

(1) 基本假定

按照偏壓柱計算主要考慮閘墩下游面與基巖、混凝土接觸良好。當按照偏壓柱構件簡化時，簡化過程見圖4。柱橫截面尺寸B×L；高度為h；壓力荷載為N；剪力為V；偏心距為L1。

圖4 偏壓柱簡化圖

(2) 斜截面承載力計算

按照《規范》偏壓結構斜截面承載力計算。

2.3 小 結

對斜截面承載力計算，按照受彎構件考慮，門槽深梁的有效高度h的選取《規范》中無條文查詢，由于梁的厚度(水流向)相對于寬度(單位高度)相差較大，門槽下游閘墩的變形實際特性與梁的受彎特性不符，按受彎構件斜截面承載力過于勉強。

按照偏壓構件進行斜截面承載力計算時，假定門槽下游閘墩為受壓柱，導流洞進水塔下游一般為基巖，閘墩向下游變形受基巖的抗力和約束。因此，建議按照偏壓結構進行斜截面承載力計算。

3 三維有限元方法

據《規范》第13.15.3條：鋼筋的配置可根據三維線彈性有限元方法計算的應力，按照附錄D的方法確定配筋。

3.1 計算模型

某水電工程導流洞進水塔，塔身高52.0 m，塔身水流向長度18.0 m，垂直水流向寬度為20.7 m。單孔平板閘門，閘門高度15.6 m，寬度為14.0 m，門槽寬度為2.0 m，深度為1.25 m，邊墩最大厚度為4.6 m，一期混凝土強度等級為C25，二期混凝土強度等級為C35。

圖5 模型圖

計算范圍取進水塔整體結構，模型底部采用全約束，四周側面和頂部采用自由邊界，考慮結構自重作用和閘門傳遞至門槽的壓力荷載。網格生成借助ANSYS前處理程序，計算模型總結點數為54 894個，總單元數為45 366個，模型見圖5。坐標系規定：原點位于底板上表面上游中點，順水流向指向下游為X正方向；垂直水流向指向左岸為Y正方向；豎直向上為Z正方向。

3.2 計算工況

研究隨著水頭升高閘門槽結構受力和變形趨勢，共擬定3種工況。

工況1：門槽底部最大水頭為43.0 m；

工況2：門槽底部最大水頭為72.0 m；

工況3：門槽底部最大水頭為100.0 m。

3.3 計算結果

按照三維線彈性有限元進行計算，重點研究門槽結構的受力、變形和破壞狀態。

(1) 應力與變形

工況1：門槽角點A(見圖5)的順水流向應力SX為3.764 MPa，水平垂直水流向應力SY為3.764 MPa，剪應力SXY為-1.396 MPa；總變形為0.85 mm。

工況2：門槽角點A的順水流向應力SX為6.765 MPa，水平垂直水流向應力SY為4.150 MPa，剪應力SXY為-2.482 MPa；總變形為1.25 mm。

工況3：門槽角點A的順水流向應力SX為9.668 MPa，水平垂直水流向應力SY為5.917 MPa，剪應力SXY為-3.538 MPa；總變形為1.723 mm。

(2) 結構破壞特征

按線彈性有限元計算時，應力和變形數值大小與實際結構受力狀態相差較大，由于裂縫的產生，導致混凝土及鋼筋應力的重新平衡，但結構的破壞規律不會改變。

1) 正截面

順水流向應力SX在截面A-A的總拉力由混凝土及順水流向主筋承擔；垂直水流向應力SY在截面A-B的總拉力由混凝土及垂直水流向主筋承擔；配筋方案見圖6。

圖6 正截面配筋圖

2) 裂 縫

根據結構的拉應力與混凝土抗拉強度的關系，判斷裂縫開裂延伸長度，工況1，裂縫1～4的開裂延伸長度為6、15、6.5和15.5 cm；工況2，裂縫1～4的開裂延伸長度為10、22、11和23 cm；工況3，裂縫1～4的開裂延伸長度為30、55、32和58 cm。

從裂縫的寬度和裂縫延伸長度來看，首先出現裂縫方向是沿著應力梯度變化最大的曲線。裂縫1為首先出現的短裂縫，裂縫寬度最大，其次為裂縫3，最后是裂縫2和裂縫4，裂縫4的寬度最小。裂縫1和裂縫2的出現可能會導致門槽三角塊體脫離閘墩，引起支撐閘門的局部結構的破壞，因此，建議在垂直于裂縫1和裂縫2配置抗剪鋼筋，見圖7。

圖7 裂縫開展方向圖

3) 有效高度h

門槽結構斜面抗剪承載力計算時，關于力向下游傳遞的范圍，通過有限元計算結果表明，裂縫2決定了截面破壞的有效高度h，其與荷載大小、閘墩厚度、門槽尺寸、材料強度等相關，但通過分析3種工況計算結果，對于本算例，裂縫2的有效高度h為門槽荷載F作用點至門槽內側邊緣距離的3～5倍。

3.4 小 結

門槽內部與邊墩交接部位的應力集中現象突出，應配置加強鋼筋，避免局部破壞；建議在門槽附近一期混凝土中配置2個方向的水平向鋼筋，保證閘墩的整體強度。在垂直裂縫開展的方向配置鋼筋，避免裂縫的出現和延伸。

4 牛腿結構承載力計算

據《規范》第13.15.4條規定：當兩扇平板閘門門槽距離較近或支撐閘門的混凝土厚度較薄時，門槽的配筋也可按照第13.9條的規定計算。

4.1 基本數據

第13.9條為壁式連續牛腿。此條規定當支撐門槽推力的閘墩厚度較薄時，按照牛腿結構配筋，但無具體尺寸，對于水工平面門槽的上游推力在100～1 000 t范圍內，門槽深度在0.5～2.0 m，閘墩垂直水流向的寬度在1.0～5.0 m，閘墩順水流向的厚度在1.0～10.0 m。利用三維有限元方法研究隨著閘墩厚度變大其應力和裂縫的變化趨勢。初擬閘墩寬度為5.5 m，門槽寬度為3.0 m，深度為1.5 m，推力為400 t，閘墩厚度h取3.0、4.0、5.0、8.0、10.0和15.0 m，共6種情況與牛腿結構進行比較，計算簡圖見圖8。

圖8 牛腿及門槽簡圖 單位：m

4.2 計算模型

牛腿下游墻底部采用全約束，閘墩底部(門槽段除外)采用全約束，四周側面和頂部采用自由邊界，不考慮結構自重作用，考慮閘門傳遞至門槽的壓力荷載，單位面積上作用力為400 t。網格生成借助ANSYS前處理程序。采用同尺寸的2個模型，考慮牛腿與閘墩結構受力特征。計算模型見圖9。坐標系規定：原點位于閘墩外側底部，順水流向指向上游為Y正方向；垂直水流向指向左岸為X正方向；豎直向上為Z正方向。

圖9 牛腿及門槽計算模型圖

4.3 計算結果

(1) 第1主應力

工況1，當閘墩厚度為3 m時，對于牛腿結構，在牛腿與上柱接觸部位出現拉應力集中區，最大拉應力為5.688 MPa，牛腿與下柱接觸面壓應力集中區，最大壓應力為-3.164 MPa；對于閘墩結構，在門槽與上柱接觸部位出現拉應力集中區，最大拉應力為5.033 MPa，閘墩底部出現壓應力集中區，最大壓應力為-2.862 MPa。牛腿與閘墩結構的拉應力分布范圍基本相同，閘墩結構拉應力區分布范圍稍大，向閘墩底部有一定范圍延伸，但拉應力值均比牛腿結構偏小。牛腿與閘墩結構的壓應力區范圍相近，但牛腿結構壓應力稍大于閘墩結構。

工況2，當閘墩厚度為4 m時，牛腿結構與工況1受力特點相近，閘墩結構與工況1受力狀態相差較大。最大拉應力數值減小很多。拉應力分布區域范圍擴大。牛腿與閘墩結構受力狀態差別較大。

工況3～6，隨著下游閘墩高度的逐漸變大，牛腿結構和閘墩的受力狀態變化不大。但2種結構的受力狀態不同。

因此，從拉應力狀態來看，當閘墩厚度≤3.0 m時，牛腿結構與閘墩結構的受力狀態相近，門槽可按照牛腿結構設計。當閘墩厚度>3.0 m時，牛腿結構與閘墩結構的受力狀態相差較大，門槽不能按照牛腿結構設計。

(2) 剪應力

工況1，當閘墩厚度為3 m時，對于牛腿結構，在受力點的兩側出現了剪應力集中區，牛腿結構最大剪應力出現在牛腿底部，數值為-5.364 4 MPa；閘墩結構最大剪應力出現在閘墩底部，數值為-2.974 4 MPa。牛腿與閘墩結構的剪應力分區范圍基本相同，受力點外側正向剪應力數值及范圍相近，受力點內側負向剪應力分布趨勢相近，數值相差不大。

工況2，當閘墩厚度為4 m時，牛腿與閘墩結構的剪應力分布范圍基本相同，受力點外側正向剪應力數值及范圍相近，受力點內側負向剪應力分布趨勢相近，數值相差不大。相比工況1牛腿結構最大剪應力數值有所減小，由于承擔剪力的混凝土變厚的緣故。

工況3～6，隨著下游閘墩厚度的逐漸變大，牛腿結構和閘墩的受力狀態變化不大。但2種結構的剪應力受力狀態不同。

因此，從剪應力狀態來看，當閘墩厚度≤3.0 m時，依據牛腿結構與閘墩結構的剪應力分布特征，門槽可按照牛腿結構設計。當閘墩厚度>3.0 m時，牛腿結構與閘墩結構的剪應力分布特征相差較大，門槽不能按照牛腿結構設計。

4.4 小 結

對于本計算模型，從應力分布規律及數值大小來看，當閘墩厚度≤3.0 m時，牛腿結構與閘墩結構的受力狀態相近，門槽可按照牛腿結構設計，但牛腿結構最大剪應力數值較大，按照牛腿結構計算偏于保守。當閘墩厚度>3.0 m時，牛腿結構與閘墩結構的受力狀態相差較大，不建議門槽按照牛腿結構設計。

5 結 語

(1) 局部受壓承載力計算時，應考慮一期和二期混凝土共同承載，建議一般按照素混凝土結構計算。

(2) 斜截面承載力計算時，建議按照偏壓結構進行斜截面承載力計算。

(3) 門槽內部與邊墩交接部位的應力集中現象突出，應配置加強鋼筋，避免局部破壞；建議在門槽附近一期混凝土中配置2個方向的水平向鋼筋，保證閘墩的整體強度。在垂直裂縫開展的方向配置鋼筋，避免裂縫的出現和延伸。

(4) 按照牛腿結構設計時，閘墩下游長度決定了簡化成牛腿的合理性，應針對不同的結構尺寸進行研究。

參考文獻:

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