小塘水電站閘壩及樁基礎(chǔ)的變形特性研究

鄒海鷗，費文平，劉世偉

(四川大學(xué)水利水電學(xué)院，四川 成都 610065)

1 概述

水閘是水利工程中常用的一種具有擋水和泄水功能的水工建筑物。在西南地區(qū)常常遇到深厚覆蓋層及在軟弱地基上建閘的問題，由于這種地基承載能力較差，地基處理（樁基法）十分必要，并為確保水閘安全運行，閘室變形特性的分析也顯得十分重要。

有限元數(shù)值分析方法是研究閘壩及樁基礎(chǔ)的變形特性的常用方法。李呂英等[1]采用D-P 非線性彈塑性本構(gòu)模型及ANSYS 三維有限元軟件計算典型工況下三維應(yīng)力場和位移場，分析結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性，揭示了雙河水電站閘壩區(qū)應(yīng)力分布情況及變形規(guī)律。朱銀邦等[2]以牛欄江陡灘口水電站工程閘壩為例，對河床深覆蓋層上修建樁基式閘壩這一結(jié)構(gòu)形式進行了多工況三維滲流場和應(yīng)力場分析。榮維志等[3]結(jié)合支持向量機模型建立了閘壩沉降變形的多元自回歸方程，并結(jié)合閘壩沉降變形的現(xiàn)場監(jiān)測數(shù)據(jù)對模型進行了驗證。

不同樁長樁徑樁間距對閘壩結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性有較大的影響。李洪江等[4]采用孔壓靜力觸探測試p-y 曲線法構(gòu)建了大直徑超長灌注樁水平承載數(shù)值計算模型，研究了樁徑尺寸效應(yīng)、樁頂嵌固形式、樁身傾角、豎向載荷對大直徑超長灌注樁的影響規(guī)律。樊繼良等[5]借助有限元軟件Plaxis，采用平面應(yīng)變非線性塑性有限元法，研究了雙排灌注樁圍護結(jié)構(gòu)的內(nèi)力和變形特征，探討了雙排灌注樁不同結(jié)點處理方式以及前后排樁間距對雙排灌注樁支護結(jié)構(gòu)內(nèi)力和變形的影響。

為了研究樁土界面的非線性行為，石振明等[6]通過有限元計算對鉆孔灌注樁的整體成樁過程進行了數(shù)值模擬，對樁孔開挖、泥漿護壁、硬化成樁等過程進行了分析。俞軒等[7]基于ANSYS建立了樁土相互作用的本構(gòu)模型，通過樁土界面的接觸分析，得到了樁、土的彈性模量對樁基沉降的影響規(guī)律。

小塘水電站的閘壩地基承載條件較差，設(shè)計中采用440 根灌注樁（深入弱風(fēng)化層）來承載，為進一步了解閘壩的變形與應(yīng)力，以及各灌注樁的受力狀態(tài)與變形，本文采用ANSYS 結(jié)構(gòu)分析軟件，模擬了小塘水電站閘壩及樁基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)在完建及運行工況下閘壩及灌注樁基礎(chǔ)整體變形及應(yīng)力分布特征，評價了閘壩及樁基礎(chǔ)的安全穩(wěn)定性。

2 D-P 非線性彈塑性本構(gòu)模型

Drucker-Prager 模型是一種簡單的本構(gòu)模型，廣泛用于模擬巖土體及砼的非線性力學(xué)行為。下式為Drucker-Prager 屈服函數(shù)F 的表達式，其形狀為空間圓錐面，為Mohr-Coulomb 屈服面的外接圓。

式中：α 和k 是材料常數(shù)；I1是應(yīng)力張量的第一不變量；J2是應(yīng)力偏張量的第二不變量；c是粘聚力；φ 是巖體材料內(nèi)磨擦角。

3 小塘水電站閘壩有限元分析

3.1 工程概況

小塘水電站是南盤江干流中上游河段綜合利用規(guī)劃的梯級開發(fā)工程之一，根據(jù)南盤江干流中上游河段梯級綜合開發(fā)規(guī)劃成果，小塘梯級為糯租～大橋河段第八級梯級，上游與龍?zhí)短菁壪嘟印沃穮^(qū)位于開遠市區(qū)下游約25 km。小塘水電站是一座以發(fā)電為主的水電工程，壩址以上控制流域面積20172 km2，水庫正常蓄水位1030 m，總庫容為2967 萬m3，電站裝機容量52 MW，電站規(guī)模為中型水電工程，主要建筑物有重力壩、溢流壩和電站廠房。

壩基巖體工程地質(zhì)初步分類：壩址三疊系上統(tǒng)鳥格組（T3n2）弱風(fēng)化泥巖屬CⅢ類巖體，弱風(fēng)化粉砂巖屬AⅢ類巖體。壩基巖體由強度差異較大的兩種巖性組成，構(gòu)成軟硬相間的壩基巖體。小塘水電站平面布置圖和縱剖面分別見圖1和2。

圖1 小塘水電站閘壩平面布置圖

圖2 小塘水電站閘壩縱剖面圖

3.2 有限元計算范圍及離散

以1#～4#閘壩及灌注樁地基作為整體，建立小塘閘壩的三維有限元模型。地基的模擬深度為100 m，向上游模擬至防滲鋪蓋起端，下游從消力池尾端再向下游延伸50 m。

在閘壩三維有限元分析中，為了消除邊界對計算結(jié)果的影響，三維有限元模型所取的計算范圍為-46.9 ≤X≤175.1，905≤Y≤上部結(jié)構(gòu)實際高程，0≤Z≤72（4 個閘室壩段）。計算坐標(biāo)系原點取在進口底板與壩縱0+0.0 交線上，X方向為沿水流方向從上游指向下游，以進口處為零點，Y 方向為鉛直向上方向，以海拔零高程為零點，Z 方向為橫河向（由4#指向1#）。采用三維實體單元，進行閘室及地基的三維彈塑性有限元分析。圖3 為閘室及地基整體結(jié)構(gòu)的三維有限元計算網(wǎng)格圖，共246445 個單元，50429 個節(jié)點。圖4 為灌注樁的三維有限元計算網(wǎng)格圖，共8800 個單元，13200 個節(jié)點。計算時，將模型地基四周的鉛直面和底部施加法向約束，結(jié)構(gòu)臨空面自由。

圖3 閘室及地基整體結(jié)構(gòu)三維有限元計算網(wǎng)格圖

圖4 灌注樁三維有限元計算網(wǎng)格圖

3.3 計算工況及材料參數(shù)

閘室中墩、上游鋪蓋與閘室、下游消力池與閘室采用分縫處理，縫寬2 cm。

分兩種工況進行模擬：①完建工況，上、下游無水。只計結(jié)構(gòu)自重，無水壓力作用。②運行工況，上游正常水位，下游基本無水。暫不考慮地震荷載。結(jié)構(gòu)自重+上游正常水壓力+揚壓力，下游基本無水。計算靜水壓力時，水位取1030 m，最大作用水頭25 m，計算靜水壓力為245250 Pa。計算底部揚壓力時折減系數(shù)取0.3，得最大值為73575 Pa。將作用在閘門上的梯形分布水平換算到支座處均布壓力為2764810 Pa。

將砼及巖體視為理想彈塑性材料，采用Drucker-Prager 屈服準則，材料參數(shù)按表1 取值。

表1 材料參數(shù)表

4 計算成果分析

4.1 完建工況下的應(yīng)力場、位移場和塑性區(qū)

在完建工況下，絕大部分閘室結(jié)構(gòu)和地基處于壓應(yīng)力狀態(tài)。閘室結(jié)構(gòu)的最大拉應(yīng)力值為1.23 MPa，發(fā)生在閘室后部及消力池；最大壓應(yīng)力值為-7.98 MPa，發(fā)生在閘中墩下部。灌注樁的最大拉應(yīng)力值為1.03 MPa，發(fā)生在后排樁的頂部；最大壓應(yīng)力值為-4.97 MPa，發(fā)生在中后排樁的底部。結(jié)構(gòu)最大拉應(yīng)力略小于砼的抗拉強度，而最大壓應(yīng)力值則遠小于砼或地基的抗壓強度。在閘室的底部、灌注樁的兩端部位存在一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象，但應(yīng)力量值均不高，灌注樁的應(yīng)力分布比較均勻。

圖5 閘室結(jié)構(gòu)在完建工況下的σ1 等值云圖

圖6 灌注樁在完建工況下的σ1 等值云圖

在完建工況下，閘室結(jié)構(gòu)順流向的最大位移發(fā)生在閘墩頂部及消力池邊墻頂部，位移值為1.485 mm；豎向的最大位移發(fā)生在閘墩頂部下游側(cè)，位移值為-6.029 mm；橫流向的最大位移發(fā)生在消力池邊墻頂部，位移值為-0.851 mm。灌注樁順流向的最大位移發(fā)生在后排樁頂部，位移值為0.482 mm；豎向的最大位移發(fā)生在后排樁頂部左岸側(cè)，位移值為-5.318 mm；橫流向的最大位移發(fā)生在中間樁頂部，位移值為0.137 mm。可以看出，閘室結(jié)構(gòu)和灌注樁的位移值總體不大，均在mm 級，主要的位移是其自重引起的豎向變形，順流向和橫流向的位移值較小。

圖7 閘室結(jié)構(gòu)在完建工況下的x 方向位移等值云圖

圖8 灌注樁在完建工況下的x 方向位移等值云圖

在完建工況下，閘室結(jié)構(gòu)中墩下部出現(xiàn)了極小范圍的塑性屈服區(qū)，灌注樁未發(fā)生塑性屈服破壞現(xiàn)象。結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

圖9 閘室結(jié)構(gòu)在完建工況下的塑性屈服區(qū)

4.2 運行工況下的應(yīng)力場、位移場和塑性區(qū)

在運行工況下，絕大部分閘室結(jié)構(gòu)和樁基礎(chǔ)處于壓應(yīng)力狀態(tài)。閘室結(jié)構(gòu)的最大拉應(yīng)力值為1.67 MPa，發(fā)生在閘墩與胸墻交匯處，最大壓應(yīng)力值為-17.2 MPa，發(fā)生在閘墩下部。灌注樁的最大拉應(yīng)力值為1.34 MPa，發(fā)生在后排樁的頂部；最大壓應(yīng)力值為-5.61 MPa，發(fā)生在中排樁的底部。結(jié)構(gòu)最大拉應(yīng)力略小于砼的抗拉強度，而最大壓應(yīng)力值則小于砼的抗壓強度。在閘室的底部、灌注樁的兩端部位存在一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象，但應(yīng)力量值均不高，灌注樁的應(yīng)力分布比較均勻。

圖10 閘室結(jié)構(gòu)在運行工況下的σ1 等值云圖

圖11 灌注樁在運行工況下的σ1 等值云圖

在運行工況下，閘室結(jié)構(gòu)順流向的最大位移發(fā)生在中墩閘門鉸支座處，位移值為3.075 mm；豎向的最大位移發(fā)生在閘墩頂部上游側(cè)，位移值為-6.642 mm；橫流向的最大位移發(fā)生在閘墩頂部上游側(cè)，位移值為-6.507 mm。灌注樁順流向的最大位移發(fā)生在中后排樁頂部，位移值為2.05 mm；豎向的最大位移發(fā)生在中前排樁頂部，位移值為-5.886 mm；橫流向的最大位移發(fā)生在兩側(cè)樁頂部，位移值為0.132 mm。可以看出，閘室結(jié)構(gòu)和灌注樁的整體位移值較小，主要的位移是其自重引起的豎向變形，順流向和橫流向的位移值較小。

圖12 閘室結(jié)構(gòu)在運行工況下的x 方向位移等值云圖

圖13 灌注樁在運行工況下的x 方向位移等值云圖

在運行工況下，閘室結(jié)構(gòu)中墩下部出現(xiàn)了極小范圍的塑性屈服區(qū)，而灌注樁未發(fā)生塑性屈服破壞現(xiàn)象。結(jié)構(gòu)處于安全狀態(tài)。

圖14 閘室結(jié)構(gòu)在運行工況下的塑性屈服區(qū)

5 結(jié)論與建議

通過對小塘水電站閘室結(jié)構(gòu)及灌注樁整體三維模型的彈塑性有限元分析，可得出如下結(jié)論：

（1）按目前的結(jié)構(gòu)形式，在完建工況和運行工況下，閘室結(jié)構(gòu)和地基的大部分區(qū)域處于壓應(yīng)力狀態(tài)，且處于彈性狀態(tài)。

（2）閘室結(jié)構(gòu)的最大拉應(yīng)力為1.67 MPa，發(fā)生運行工況下的閘墩與胸墻交匯處，略小于砼的抗拉強度。最大壓應(yīng)力為-17.2 MPa，發(fā)生在運行工況下的閘墩下部，小于砼的抗壓強度。灌注樁的最大拉應(yīng)力為1.34 MPa，發(fā)生在運行工況下的后排樁的頂部，略小于砼的抗拉強度。最大壓應(yīng)力為-5.61 MPa，發(fā)生在運行工況下的中排樁的底部，遠小于砼的抗壓強度。

（3）閘室結(jié)構(gòu)順流向最大位移為3.075 mm，發(fā)生在運行工況下的中墩閘門鉸支座處；豎向最大位移為-6.642 mm，發(fā)生在運行工況下的閘墩頂部上游側(cè)；橫流向的最大位移為-6.507 mm，發(fā)生在運行工況下的閘墩頂部上游側(cè)。灌注樁順流向最大位移為2.05 mm，發(fā)生在運行工況下的中后排樁頂部；豎向最大位移為-5.886 mm，發(fā)生在運行工況下的中前排樁頂部；橫流向的最大位移為0.132 mm，發(fā)生在運行工況下的兩側(cè)樁頂部。

（4）綜合以上（1）～（3），運行工況下的閘室結(jié)構(gòu)和灌注樁的位移值和應(yīng)力水平比完建工況下的明顯增大。因此，運行工況為控制工況。

（5）從應(yīng)力水平、位移量值及塑性屈服區(qū)分布情況可以得出，小塘水電站閘室及灌注樁整體結(jié)構(gòu)是穩(wěn)定的。但在閘室的底部、灌注樁的兩端部位存在一定的應(yīng)力集中現(xiàn)象，建議進行適當(dāng)?shù)募庸烫幚怼?/p>