基于ADINA的水利樞紐閘門預應力結構參數設計優化研究

劉忠干

(廣東省源天工程有限公司，廣州 511340)

1 概述

水工結構設計水平關乎水利設施的運營可靠性，而此安全問題不僅僅是靜力場應力、位移穩定性，同樣也與結構抗震設計密切相關[1-2]，有效結合靜、動力場安全綜合技術優勢，才更利于水工設計優化。宋峰[3]、許濤等[4]、李藝等[5]從結構靜力場計算考慮，采用ANSYS等數值計算方法，分析了不同設計方案下閘門、擋墻等水工建筑的應力、位移變化特征，由此評價結構最優設計方案。何志亞等[6-7]、沈衛[8]從水工建筑滲流場特征參數影響效應評價，利用模型試驗方法開展了消能池、溢洪道等水利設施的體型優化，豐富了水工設計優化成果。地震動響應特征研究可以依賴于振動臺試驗或地震動仿真計算，楊玉生等[9]、馮新等[10]采用前一種試驗方法，開展了水工設施的地震動響應特征分析，有助于揭示結構抗震設計機理。楊庚鑫等[11]、曹洋等[12]采用地震動擬靜力法、振型分解或反應譜疊加等方法，開展了水工結構的地震動響應特征分析，有助于探討不同方案下動力響應特征，推動水工設計優化與地震動力響應特征的聯系性。本文根據擴建水利樞紐預應力結構體系與閘門鋼梁結構的設計優化問題，針對結構拉錨系數參數開展靜、動力場綜合計算評價，為該閘門鋼結構安全設計提供參考。

2 模擬設計分析

2.1 工程概況

北江作為粵北地區重要地表供水來源，有效的供水樞紐對提升地區用水安全具有重要意義，特別是水工設施安全運營與之密切相關，對解決地區水資源分布時空離散具有重要作用。在北江原水利樞紐基礎上考慮進行擴建，重點在泄洪閘、溢洪道及輸水灌渠等水利設施上，計劃擴建后水利樞紐工程可實現年最大供水量超過1 200萬m3。北江水利樞紐溢洪道位于泄洪閘右壩段，平面布置如圖1所示，整體支撐加固體系采用預應力錨索。根據工程擴建設計，計劃泄洪閘采用多孔式閘門通流設計形態，其底板厚度為1.2 m，閘室軸線全長為8 m，單孔凈寬為3.5 m，以弧形鋼閘門為擋水設施，根據設計部門的初步設計，其模型如圖2所示，閘門全面板上最大壓強可支持達 1.5 MPa。泄洪水閘整體支撐結構為8根預應力混凝土閘墩，墩徑為1.2 m，其立面分布如圖3所示。由于泄洪閘作為該擴建水利樞紐的重要水工建筑，特別是其閘門導流設施，有效的支撐加固設計對提升整體運營具有較大幫助，因而工程管理部門綜合泄洪閘與溢洪道兩水工建筑的預應力體系，討論以泄洪閘門推力與支撐結構體系的預應力為研究對象，評價此兩“力”的比值參數拉錨系數最優化設計。

圖1 溢洪道平面示意

圖2 閘門模型示意

a 閘門與橫梁立面 b 閘門與鋼梁結構剖面

2.2 設計模擬

根據對泄洪閘門結構分析，其支撐加固鋼結構剖面如圖4a所示，對稱式分布有兩邊梁，并與預應力錨索相耦接，全軸線長度為5 m，采用型鋼構件，其跨中處設置有集中墊板，避免荷載傳遞偏心，上、下翼緣厚度分別為60 mm、45 mm，加勁肋板厚度為40 mm，肋間距為2.6 m。采用的腹板為耐拉材料，厚度為30 mm。為確保優化設計計算結果可靠性，本文在前期綜合對比基礎上，設定鋼梁結構翼緣寬厚比與腹板高厚比參數分別為30、56，腹板與閘門向夾角為82°，鋼梁結構立面如圖4b所示。

a 鋼結構剖面

采用CAD幾何建模與ADINA仿真計算相結合方式[13-14]，建立該泄洪閘整體模型及鋼結構計算模型(如圖5所示)。整體泄洪閘模型中均采用與閘身主材相匹配的力學本構模型，變形方程與物理力學參數均來自工程實測，共獲得網格為168 284個，節點數為145 832個。該鋼梁結構計算模型中頂、底面分別設定為法向單一約束與全向約束邊界條件，計算閘上、下水位按照運營期設定。模型中X～Z正向分別取順閘墩流水向、閘室右岸方向及結構重心上方。

a 整體模型

由于拉錨系數在已知工程中分布區間較廣，結合本工程具體現狀及國內已應用工程[15-16]，拉錨系數最大未超過3.5，本文在整體結構其他設計參數均為一致的前提下，僅改變拉錨系數，且固定設定單支錨索張拉荷載為4 650 kN，確定拉錨系數分布在1～3，且對比方案按照梯次0.3設定，共有8個方案。由于本文需優化設計的為一個比例參數，且該比例參數牽涉面包括有閘門與預應力錨索，因而需綜合有效評判最優參數影響的靜、動力響應特征。靜力響應特征涉及外荷載主要以結構自重及水壓力為主，而地震動荷載采用與本工程場地相匹配的峰值加速度地震動參數，為多頻率峰值加速度的EI Centro地震波，其0～8 s內的加速度時程譜如圖6所示。地震動響應計算過程中設定模型具有粘滯性邊界條件，并采用擬靜力法將加速度時程分布輸入至模型動荷載中，綜合靜、動力對比計算，分析上述8種拉錨系數設計方案的優劣。

圖6 加速度時程譜示意

3 結構靜力影響特征

3.1 應力特征

根據對結構靜力場計算，獲得了不同拉錨系數方案下結構拉應力影響特征(如圖7所示)。分析圖7中拉應變變化可知，受拉錨系數變化，各處拉應力均有差異性變化特征，其中下翼緣與腹板拉應力具有一致性類似特征，隨拉錨系數增大，兩處拉應力均為先減后增變化，以拉錨系數2.2方案下拉應力為最低，分別為3.02 MPa、2.1 MPa，而下翼緣在拉錨系數1、1.6方案內拉應力較前者分別增大了124.1%、53.6%，而拉錨系數2.2拉應力最低方案較之拉錨系數2.5、3.1下分別減少了9.3%、43.1%；整體上看，在梯次0.3增長的拉錨系數1～2.2方案內，下翼緣與腹板拉應分別具有平均降幅18.1%、20%，而超過節點方案后，兩處拉應力的增幅分別為21%、25.8%。從結構抗拉安全性考慮，在拉錨系數低于2.2時更利于此兩處安全。加勁肋處拉應力隨拉錨系數為遞減變化，在拉錨系數低于2.5方案前，其拉應力為結構上最高，但在該方案后，其拉應力甚至接近腹板處量值。從拉應力的降幅來看，集中在拉錨系數1～2.2方案階段內，該梯次區間內最大降幅達22.7%，平均降幅為21.4%，而拉錨系數超過2.2后，加勁肋拉應力最大降幅僅為1.5%。從加勁肋處拉應力影響與設計優化考慮，控制拉錨系數位于較合理區間更佳。上翼緣處拉應力與前三處有所差異，其在拉錨系數1～2.2區間方案內，拉應力穩定在1.5MPa左右，最大變幅不超過2%，而拉錨系數為2.5、3.1后，其拉應力較前階段穩定值分別增長了22.8%、101.1%，因而確保上翼緣安全穩定性與拉錨系數位于1～2.2密不可分。綜合拉應力影響變化來看，各處拉應力均在拉錨系數 1～2.2方案內表現更優，而從優化設計考量，拉應力的最優方案應為拉錨系數2.2。

圖7 拉應力與拉錨系數參數關系示意

圖8為拉錨系數2.2方案下預應力閘墩結構與弧門面板預留孔第一主應力分布特征。從圖8中可知：預應力閘墩與弧形閘門的接觸面上最大主應力為1.9 MPa，位于預應力錨索與加固鋼梁的凹面處，整體預應力閘墩受拉應力不超過1 MPa。錨索預留孔中由于應力集中效應，其拉應力較大，達3.3 MPa，此與鋼梁結構與預應力閘墩間的墊塊接觸位置有關。整體上看，在該拉錨系數方案下，鋼結構拉應力滿足設計安全要求。

a 鋼梁接觸面

3.2 位移特征

同理，可獲得加固結構位移特征(如圖9所示)，包括有結構各向位移與鋼結構截面跨中與端部處撓度變化。從圖9中可知，三向位移與拉錨系數關系均保持一致，以拉錨系數2.2方案下位移值最低，X～Z三向位移分別為4.5 mm、4.97 mm、5.84 mm。當拉錨系數低于2.2時，拉錨系數愈大，對結構各向位移具有抑制效應，當拉錨系數方案內梯次增長0.3，則X～Z向位移分別平均可減少18.1%、19.1%、18.4%，而拉錨系數超過2.2后，拉錨系數對結構變形具有促進作用，不利于結構安全穩定，X～Z各向位移在該梯次區間內分別具有平均增幅25.1%、25.6%、26.3%。在三向位移影響表現過程中，以拉錨系數2.2方案下更利于結構靜力場穩定性。

a 各向位移

從鋼結構截面跨中與端部撓度來看，兩者撓度值與拉錨系數具有差異性，端部撓度隨拉錨系數的變化特征與結構各向位移變化一致，以拉錨系數2.2方案下為最低，達2.3 mm，但在該方案后，端部撓度出現較大增幅，甚至量值超過跨中撓度；而跨中撓度在拉錨系數增長過程中均保持遞減，只是在拉錨系數維持在低于2.2時集中較大增幅，其中拉錨系數2.2方案下撓度較之系數1.3、1.9下分別減少了38.3%、12%，而在拉錨系數2.2方案后撓度低于端部，其撓度值過渡至穩定狀態。結合各向位移與截面撓度變化可知，不論是位移限制亦或是撓度控制，在拉錨系數2.2下結構靜力場更處于設計最優。

4 結構動力響應特征

基于EI Centro地震波的疊加計算，獲得不同拉錨系數的方案下，閘門加固鋼結構跨中處加速度響應特征(如圖10所示)。

圖10 加速度響應特征示意

從圖10中可知，EI Centro地震波峰值加速度愈大，則結構地震動響應特征值愈高，在拉錨系數1.3方案下，EI Centro波的峰值加速度10 m/s2工況下加速度響應值為249.1 mm/s2，而動荷載峰值加速度每增大10 m/s2下，其加速度響應值平均可增長73.7%，對結構抗震設防來說難度加大。而拉錨系數增長至1.9、2.2或3.1時，其加速度響應值隨地震波峰值加速度幅值的影響增幅分別為61.3%、20.7%，即拉錨系數愈大，受動荷載幅值影響更弱[17]。同一幅值地震波下拉錨系數愈大，則加速度響應值水平愈大，但在4個地震波幅值工況中，加速度響應值隨拉錨系數的變化可分為兩階段特征：在拉錨系數1～2.2方案內，加速度響應值水平增幅較小，地震波幅值10～40 m/s2下梯次拉錨系數增長過程中分別具有平均增幅9.2%、6.7%、2.4%、1.5%；而在系數為2.2～3.1方案內，其加速度響應值增幅較為顯著，4個工況中平均增幅分別超過了70.2%、51.1%、34.5%、25.3%，極不利于結構抗震設計，因而從拉錨系數控制結構動力響應角度考慮，靜力場設計優化的2.2方案亦利于結構抗震要求。

5 結語

1) 下翼緣與腹板拉應力隨拉錨系數均為先減后增變化，以拉錨系數2.2方案下最低，分別為3.02 MPa、2.1 MPa；加勁肋處拉應力隨拉錨系數為遞減變化，但降幅在拉錨系數1～2.2方案內，最大降幅達22.7%；上翼緣處拉應力在拉錨系數1～2.2方案內穩定在1.5 MPa，超出該方案區間為遞增態勢；拉錨系數2.2方案下主應力分布較合理，主應力值滿足安全要求。

2)X～Z向位移均以拉錨系數2.2方案下位移值最低，分別為4.5 mm、4.97 mm、5.84 mm；在拉錨系數低于2.2時，各向位移處于抑制，而超過該值后，作用相反；端部撓度以拉錨系數2.2方案下為最低，而拉錨系數超過該方案后，撓度具有較大增幅，跨中撓度在拉錨系數低于2.2方案內具有較大降幅，但在系數2.2方案后降幅趨穩定。

3) 地震波幅值愈大，則結構加速度響應值愈高，且拉錨系數愈大，加速度響應值受地震波幅值影響影響愈小；拉錨系數愈大，加速度響應值愈大，但增幅具有兩階段特征，拉錨系數1～2.2方案內，地震波幅值10～40 m/s2下分別具有平均增幅9.2%、6.7%、2.4%、1.5%；而在系數為2.2～3.1方案內，平均增幅分別超過了70.2%、51.1%、34.5%、25.3%。

4) 綜合結構靜、動力場影響特征，拉錨系數2.2下結構靜力安全與動力場抗震設計均最優。