高水頭氣動盾形閘門系統整體有限元仿真分析

李廣一，魏述和，牛文龍，范寶山

（1.中水東北勘測設計研究有限責任公司，吉林長春130061；2.吉林省水工程安全與災害防治工程試驗室，吉林長春130012；3.江河機電裝備工程有限公司，北京100070）

高水頭氣動盾形閘門系統整體有限元仿真分析

李廣一1，魏述和2，牛文龍3，范寶山1

（1.中水東北勘測設計研究有限責任公司，吉林長春130061；2.吉林省水工程安全與災害防治工程試驗室，吉林長春130012；3.江河機電裝備工程有限公司，北京100070）

氣動盾形閘門是綜合傳統鋼閘門及橡膠壩優點的一種新型閘門，在我國正逐步得到廣泛的應用，但我國針對高水頭的氣動盾形閘門系統的研究相對較少，尚未形成完整的理論體系。本文以旺起鎮6×20 m的高水頭氣動盾形閘門系統為典型案例，建立鋼門板-氣袋-主錨栓-水工混凝土基礎的整體有限元模型，對門體結構強度、氣袋受力（安全）、主錨栓應力狀態、水工基礎進行有限元計算，研究分析高水頭氣動盾形閘門系統的應力變形分布情況，為今后高水頭氣動盾形閘門系統的優化設計和定性設計提供必要且可靠的理論支撐。

氣動盾形閘門；高水頭；有限元計算；應力變形

0 引言

氣動盾形閘門屬于大跨度水工閘門[1]，目前擋水高度為0.5～4.0 m低水頭氣動盾形閘門系統的國產化工作已經完成[2]，而4～6 m氣動盾形閘門尚需利用美國專利技術，我國缺乏相應的理論設計體系，設計制造的成本費用高，因此，本文通過對典型高水頭氣動盾型閘門系統進行結構的整體有限元計算，深入研究并分析計算結果，總結高水頭氣動盾形閘門在實際運行中存在的結構穩定安全問題。為推動高水頭氣動盾形閘門系統的國產化和優化設計提供必要的理論支撐，并促進了我國新型水閘技術的進一步發展。

本文以旺起鎮擋水高度6 m的氣動盾形閘門系統為工程實例，開展高水頭氣動盾形閘門系統的研究，借助大型有限元通用程序ADINA，建立氣動盾形閘門系統的整體分析模型，計算各種擋水工況下，閘門面板，氣袋、鉸鏈、錨固系統、混凝土基礎的變形和應力響應。

1 工程概況

旺起鎮氣動盾形閘門位于松花湖旺起鎮湖濱人工濕地，該水閘設置單個閘孔，閘孔寬度為20 m，設計擋水高度為6 m，校核洪水位265.3 m，用于洪水期泄洪，非洪水期擋水。底板高程257.00 m，閘頂高程263.00 m，閘墩墩頂高程265.00 m。氣動盾形閘門典型斷面圖見圖1所示。

圖1 氣動盾形閘門典型斷面

2 鋼閘門-氣袋-主錨栓-基礎混凝土有限單元模型建立

氣動盾形閘門結構系統計算分析存在諸多困難[3]：大位移大變形問題、材料非線性問題、接觸問題等。所以，為實現有限元整體模型的建立與分析，必須抓住主要矛盾，合理進行簡化。依據吉林市旺起鎮6 m高水頭氣動盾形閘門實際尺寸，在ADINA程序中賦予模型部件相應的幾何尺寸：包括閘門面板、氣袋、夾鑄具、錨栓、鉸鏈和基礎混凝土等。

2.1 材料本構關系選用

鋼門板、夾鑄具、主錨栓和混凝土采用線彈性材料模型。模型分析中的關鍵部件——氣袋，是采用特殊橡膠材料制作而成的，其計算參數通過試驗[4]獲得。通過分析發現，材料的應力-應變關系曲線在應變30%以內近直線變化。綜合考慮以下三點，氣袋采用線彈性本構模型：

（1）通過實際檢測分析發現，氣袋應變在10%以內；

（2）氣袋材料應變小于30%時應力-應變關系近似直線變化；

（3）氣動盾形閘門有限單元整體模型較復雜，合理簡化材料本構有助于提高模型整體的計算精度。

故氣袋本構關系采用線彈性模型，抑制帶和鉸鏈材料參數同氣袋材料參數。表1列出了各種材料參數。

表1 氣動閘門整體有限元模型材料本構參數

2.2 荷載及邊界條件

有限元分析主要是模擬自重條件下，上游擋水水頭6.0 m及其他的超設計工況時，氣動盾形閘門各組件按第四強度理論計算的等效應力、位移分布及極值分析。

由于閘門橫河向存在對稱性，根據結構力學中對稱結構的求解原理，僅計算完整的一扇閘門對應的閘門段。閘門段橫河向截斷邊界采用對稱約束條件；順河向上下游截斷邊界采用垂直約束邊界；其余構件按照工程實際情況施加荷載和邊界條件。

2.3 模型單元和網格劃分

模型劃分全部采用結構化網格，主要采用8節點等參單元，單元總數為70136，節點總數為82270。模型及單元劃分如圖2所示。

圖2 模型及單元劃分

3 計算工況與結果分析

3.1 計算工況

采用有限單元模型共計算三種工況。工況一：上游水深6.0 m（設計水頭）、氣袋采用直經直緯四布五膠材料；工況二：上游水深6.0 m（設計水頭）、氣袋采用斜經斜緯四布五膠材料；工況三：上游水深6.5 m（最高過流水頭）、氣袋采用直經直緯四布五膠材料。三種工況下游均無水，幾何條件、邊界條件、網格劃分和重力都相同，氣袋充氣壓力均為0.2 MPa。

3.2 結果分析

本文僅列出工況一的變形和按第四強度理論換算的等效應力云圖。

圖3 氣動閘整體變形圖注：放大5倍，1為初始位置，2為變形位置）

圖3顯示，在氣袋充氣壓力為0.2 MPa時，氣袋膨脹，閘門被頂起擋水，抑制帶拉緊。氣袋、抑制帶和閘門板發生相對較大位移（包括構件剛體位移和轉動）。

圖4 氣動閘整體位移云圖

圖4氣動閘整體位移云圖說明氣動閘系統位移趨勢為：氣袋充氣膨脹，推動閘門板繞鉸鏈向上游方向轉動，抑制帶被拉緊，最大位移出現在閘門板頂部，大小為120.2 mm。此外，圖4中圓形標注部位的混凝土產生了向下游和豎直向上的變形。

圖5 氣動閘整體等效應力云圖

圖5氣動閘整體等效應力云圖表明，氣袋、抑制帶、錨栓和基礎混凝土等效應力水平不高，而閘門板等效應力水平相對較高，最大等效應力出現在閘門板加勁肋上，其值為110.5 MPa，但遠小于其鋼材的設計強度。圖5中圓形標注區的混凝土出現了應力集中現象，但相對于混凝土承載力較小。

圖6 錨固系統變形云圖

圖6錨固系統變形云圖顯示，夾鑄具下游側位移較大，上游側和主錨栓位移相對較小，錨固系統位移總體而言變形較小；位移最大值出現在夾鑄具下游側與鉸鏈接觸的端部，其值為0.12 mm。

圖7 錨固系統等效應力云圖

圖7錨固系統等效應力云圖顯示，錨固系統（包括夾鑄具和主錨栓等）大部分區域等效應力小于5.0MPa，相對高等效應力區是基礎混凝土的主錨栓部分，最大值為19.5 MPa，遠小于主錨栓的設計強度。

表2 氣動盾形閘門位移及等效應力表

從表2可以看出，相比于工況一，工況二將氣袋材料由直經直緯四布五膠改為斜經斜緯四布五膠材料，其彈性模量增大，閘門板、氣袋和錨固系統的位移變小，其值減小幅度分別為19.88%、17.09%、8.33%；而等效應力降低幅度不大，其中錨固系統降低幅度最大，但未超過7.00%。相比于工況一，工況三擋水高度由6.0 m增加為6.5 m，閘門板和氣袋位移變大，增大幅度分別為7.07%和9.36%，錨固系統位移變化可忽略，而等效應力增長幅度均未超過9.00%。

4 結論

基于所建立的鋼門板-氣袋-主錨栓-基礎混凝土整體有限元模型，以旺起鎮氣動盾形閘門為工程原型，進行了不同氣袋材料、擋水壓力等多種工況的有限元數值模擬，研究得到以下結論：

（1）閘門板最大等效應力都出現在加勁肋上，位置在門板1/3高程處，大小在110 MPa左右，遠小于鋼材的設計強度；氣袋等效應力為8.7 MPa左右，對應的應變均小于9.0%，遠低于氣袋材料試驗中30%～35%的“彈性極限”狀態；

（2）混凝土基礎位移變形較小，絕大部分區域小于0.02 mm。氣袋根部處的混凝土在氣袋擠壓力作用下，產生向下游和豎直向上的變形；由于變坡，抑制帶壓板上游變坡處的混凝土出現應力集中現象，等效應力出現相對較大值，最大值為2.5 MPa左右，考慮混凝土處于受壓狀態，且氣袋根部處有鋼埋件的設置，實際中這種變形趨勢會削弱。在施工中應注意混凝土的施工工藝，保證該處的混凝土質量。

（3）在各種工況下，鋼門板應力和位移的安全系數均在3.0左右，滿足正常使用和極限承載要求。

通過對典型高水頭氣動盾形閘門系統的整體結構的有限元計算分析，將高水頭氣動盾形閘門系統的研究上升至理論分析階段，從根本上掌握了高水頭氣動盾形閘門各部件在實際運行中的應力變形分布情況，為今后高水頭氣動盾形閘門系統的結構優化和定型設計提供了可靠的理論借鑒。

[1]于鋒.氣動盾形閘門系統[J].中國水利，2008（22）：70.

[2]胡榮金，劉振.氣動盾形閘門系統在前湖水綜合整治工程中的應用[J].南昌工程學院學報，2015,34（6）：34-36.

[3]冀振亞，高國柱，孫云峰.氣動盾形閘門系統力學模型的建立與分析[J].水利規劃與設計，2013,11：50-53.

[4]陳爾凡.高水頭橡膠壩體材料技術及性能研究總結報告[R]，沈陽化大高分子材料研發中心有限公司，2016.12.

TV663

A

1672-5387（2017）04-0039-04

10.13599/j.cnki.11-5130.2017.04.011

2017-02-22

李廣一（1983-），男，高級工程師，從事水力學模型試驗、數值模擬計算分析、河道生態水力學研究工作。