江尖水利樞紐工程閘門加固結構的靜、動力場影響變化研究

李 玲，吳宇婧

（無錫市水利工程管理中心,江蘇 無錫 214000）

1 引言

閘門乃是水利樞紐工程中重要控水、調水的水利設施[1-2],其安全穩定性對水利樞紐工程的運營可靠性密切相關,故開展閘門結構的安全穩定性分析很有必要。研究水工建筑穩定性不僅僅只針對靜力場[3-4],且應考慮結構地震動作用下響應特征,綜合評價水工結構安全可靠。李傲贏[5]、李靜等[6]采用振動臺試驗方法,開展了結構地震動破壞試驗研究,探討地震動荷載作用下結構破壞過程及破壞機理,為抗震設計提供了試驗依據。張文皎等[7]、崔曉玉等[8]為優化結構體型設計,采用模型試驗方法,對溢洪道、消能池等水工設施開展了滲流場特征分析,對有利于結構滲流安全的設計方案開展了綜合評判,豐富了工程優化設計的評判成果。張楊楊[9]、李忠彥[10]采用仿真計算手段,對水閘、擋墻等結構開展了應力、位移計算,分析了不同設計方案下靜力場特征影響變化,從而提供了工程優化設計的依據。本文基于江尖水利樞紐工程節制閘門的加固支撐鋼結構設計優化,探討從靜、動力場多維度下評價結構設計的最優性,而不僅僅依賴于一個維度的評判,對工程的設計及運行優化均有參考價值。

2 工程設計分析

2.1 工程概況

江尖水利樞紐工程是無錫城市防洪樞紐工程重要控制設施,該樞紐承擔著防洪、排澇、蓄水調度的水利功能,該工程按照200年一遇洪水標準設計,堤內最高水位設計為25.5 m,可作為太湖生態補水的重要地表水源。江尖水利樞紐沿南、北走向建設干堤工程,總長度超過50 km,地表徑流水系長度超過60 km,全樞紐工程配備有60 m3/s 的提水泵站及調水節制閘工程。根據對江尖水利樞紐工程調查得知,該泵站所采用的電動機組,如圖1所示,排水流量為最大設計值的75%～85%,輸水耗散率不超過25%,泵站輸水渠道采用采用防滲混凝土作為襯砌材料,且渠底配置有防滲墊層,厚度約為0.4 m；另為有效管理該泵站,建設有集監測、數據采集、實時控制及信息管理儲存一體式的泵站管理系統,能夠有效對泵站機電設備、動能機組及水閘啟閉裝置進行控制,有效確保水利設施運行安全性。江尖樞紐工程另一重要水工建筑為多孔式節制閘,通流面為三孔設計,總凈寬75 m,設計最大流量為125 m3/s,閘內、外設計水位分別為9.86 m、9.65 m,其閘上、下水位與蓄水庫容及上游泄流量關系曲線見圖2[11-12]。

圖1 泵站電動機機組

圖2 水閘水位變化關系

江尖節制閘采用液壓啟閉機作為閘門啟閉系統,閘室底板厚度為1 m,采用預應力混凝土作為閘墩結構,厚度為1.6 m,根據水文監測表明,閘墩周圍流場穩定性較佳,設計水位運營下閘室內流速穩定在1.2 m/s,最大波幅不超過25%。為減少水力沖刷勢能對下游閘身影響,采用混凝土預制擋墻結構設立在下游2.5 m 處,墻厚為1.6 m,墻高度達3.5 m,進、出水段分別設置漿砌石護坦,厚度均為0.45 m。另消能池建設在順水流向,軸長度為6.5 m,進、出水口采用防滲土工格柵為護底材料,厚度為0.35 m,兩側配置有翼墻結構,箱涵厚度為1.2 m,墻頂、底板厚度分別為0.8 m、0.6 m。根據對江尖水利樞紐調查得知,目前泵站與多孔節制閘均面臨老化危險,受運營年限與設計參數限制,目前水利樞紐水資源調度率下降45%,泵站部分齒面出現銹蝕、滾道磨損嚴重等,節制閘閘門支撐結構受限,擋水及排沙率下降,面板上鋼結構急需加固。對此,討論先期對節制閘門支撐加固結構進行維修設計,是對提升江尖水利樞紐運行效率可行性的研究。

2.2 設計模擬

根據對支撐加固鋼結構分析,目前江尖節制閘多孔閘門支撐鋼結構剖面見圖3,全軸長度為6 m,上、下翼緣厚度分別為60 mm、45 mm,主要構件材料為型鋼,截面肋板厚度為40 mm,腹板厚度為35 mm,加勁肋間距為3.6 m,支撐結構與閘門的接觸面上增設有預制墊板,其軸心位于支撐結構剖面跨中處,減少應力集中對支撐結構的損害。本文根據對該支撐結構截面分析,在翼緣設計參數及加勁肋參數均已優化確定的前提下,探討對腹板設計參數優化,特別是針對型鋼截面腹板傾角開展對比分析。

圖3 多孔閘門支撐鋼結構

利用COMSOL Multiphysical 建立數值仿真計算模型[13],見圖4。該模型中包括節制閘整體模型與鋼結構模型,其中整體模型單元劃分網格后共有335682 個,節點數268758 個,本構體為彈性模型,滿足主要材料強度變形要求。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、下水位按照運行期設定。模型中X～Z 正向分別取閘室右岸方向、下游消能池向及結構重心上方。

圖4 計算模型

本文從鋼梁結構腹板與水平面夾角入手,由于腹板夾角的選取與取材密切相關,過大的腹板夾角需要較長的腹板,對腹板的長厚比控制不利,一般設定腹板夾角不超過90°,且腹板長度不低于肋板長度,故夾角不應低于60°,在加固鋼結構其他設計參數均保持一致的前提下,上、下翼緣寬度均為2.2 m,寬厚比為30,腹板高度為3 m,設定腹板夾角位于70°～90°,按照梯次3°的對比方案設定,分別為70°（A 方案）、73°（B 方案）、76°（C 方案）、79°（D 方案）、82°（E方案）、85°（F 方案）、85°（G 方案）,典型鋼結構腹板剖面見圖5。采用Taft 地震波作為地震動力特性研究工況外荷載,采用擬靜力法計算鋼結構地震動響應特征。基于上述七種腹板夾角方案開展靜、動力對比計算分析,評價設計方案的綜合優勢。

圖5 結構型鋼截面剖面

3 設計參數與結構靜力特征關系

3.1 應力特征

根據對不同設計方案下開展靜力場計算,獲得腹板夾角參數與結構拉應力關系,見圖6。從圖中可知,截面上各處拉應力隨腹板夾角參數變化具有差異性,下翼緣與肋板處拉應力與腹板夾角參數為負相關,當腹板夾角愈大,兩處拉應力在各方案中均為遞減,但降幅逐漸減小,特別是在夾角82°后處于穩定狀態。在腹板夾角參數70°方案內,下翼緣處拉應力為8.4MPa,而夾角76°、82°、88°方案內拉應力較前者分別減少了37.8%、55.1%、55.8%；從整體上隨方案變化可計算出,腹板夾角每增大3°,則下翼緣處拉應力平均降幅為12.3%,全過程中最大降幅位于70°～73°方案,而在夾角低于82°方案內,其平均降幅為18.3%,而在夾角82°～88°方案內的平均降幅僅為0.8%。同樣的,肋板處拉應力亦是如此,其在全方案內平均降幅為14.1%,而在低于82°方案內的平均降幅為20.4%,超過82°方案時最大降幅與平均降幅分別僅為2.4%、1.5%。從此兩處拉應力量值影響變化來看,應盡量控制腹板夾角在82°時才更突出設計“性價比”[14-15]。

圖6 拉應力與腹板夾角參數關系

上翼緣處拉應力在全方案內呈先減后增變化,其變化節點為夾角82°方案,該方案下拉應力為2.05 MPa,夾角超過該方案后,上翼緣處拉應力甚至超過了肋板、下翼緣拉應力,其在夾角85°、88°方案內拉應力較之夾角82°下分別增長了42.1%、115.9%,而在腹板夾角低于82°方案區間內,平均降幅為22.5%。腹板拉應力影響變化特征與上翼緣處有所類似,但其在夾角低于82°方案內處于較穩定狀態,約為1.89 MPa,而夾角85°、88°方案下拉應力較之前一穩定階段內分別增長了23.5%、69.2%。因而,從上翼緣與腹板拉應力的影響特征來看,腹板夾角超過82°時,不利于結構設計安全。

從應力量值影響變化分析得知腹板夾角82°時較為有利,故本文提取獲得了該方案下截面各處大主應力分布特征,見圖7。觀察該方案下大主應力分布可知,上翼緣處大主應力分布具有對稱態勢,以左跨主應力集中效應更顯著；下翼緣中跨中主應力超過兩端部,但大主應力最大值位于端部,整體水平以跨中更集中,此主要與預制墊板的接觸面所在位置有關；腹板上最大主應力為0.97 MPa,滿足安全設計要求,腹板間主應力分布具有相似性；肋板的最大主應力位于截面中部,達1.82 MPa,兩邊部主應力分布量值較小,以肋板中部受力更顯著。整體上看,該方案下大主應力分布較合理,量值滿足結構強度要求[16]。

圖7 大主應力分布特征

3.2 位移特征

根據對支撐結構的位移計算,獲得各向位移、截面撓度與腹板夾角參數變化關系,見圖8。從圖中可知,三向位移隨腹板夾角均為先減后增變化,在夾角82°下為各向位移最低,X～Z 向在該方案下分別為8.21 mm、5.62 mm、9.41 mm,當腹板夾角低于82°時,各向位移均為遞減,X～Z 三向在該區間方案內平均降幅為16.9%、20.1%、23.5%,而夾角超過82°后,其位移與腹板夾角參數為正相關關系,表明腹板夾角過大,不利于控制支撐結構位移,各向位移的平均增幅達36.7%、38.3%、39.4%。從結構變形控制角度考量,應避免腹板夾角超出位移抑制區間方案,即夾角應低于82°。

圖8 結構變形特征

比較截面跨中與端部處撓度可知,兩者撓度隨腹板夾角參數均為遞減變化,在腹板夾角70°下跨中撓度為9.26 mm,而夾角為76°、82°、88°時撓度較之前者分別減少了37.4%、59.8%、60.1%,降幅主要集中在夾角82°前方案內,而在此方案之后,跨中撓度降幅較小。當夾角在70°～82°時,跨中撓度最大降幅達21.4%,為76°～79°方案,而平均降幅也達20.3%,在該方案之外,其平均降幅僅為0.9%,且其撓度在夾角79°方案后演變成低于端部撓度。端部撓度與跨中處有所類似,在腹板夾角70°～82°與超過82°時,分別具有平均降幅16.3%、1.6%。由此可知,綜合撓度與位移的分析評判,腹板夾角82°方案下位移控制效果最佳,較為有利結構剛度設計。

4 設計參數與結構動力響應特征關系

在Taft 地震波不同峰值反應譜工況的疊加下[17],計算獲得加固支撐結構地震動力響應特征,本文以結構加速度響應值為分析對象,見圖9。

圖9 加速度響應特征

從圖中可看出,地震波反應譜峰值加速度愈大,則結構地震動響應值愈高,如在Taft 地震波40 cm/s2下腹板夾角76°方案內加速度響應值為174.2 mm/s2,而地震波反應譜峰值參數每增長40 cm/s2時,則結構加速度響應值平均可增長1.02 倍；當夾角為85°、88°方案時,則加速度響應值隨地震波峰值參數變化的平均增幅分別為73.9%、55.9%,表明夾角愈大,結構動力響應值受地震波頻率參數影響敏感度更弱。另一方面,當地震波荷載參數一致時,在腹板夾角遞增過程中,結構加速度響應值均為遞增,但增幅在夾角超過82°時顯著增大,在地震波40 cm/s2下腹板夾角為76°～82°時,在夾角方案每梯次增長過程中,平均增幅為19.1%,而整體方案中平均增幅為52.7%,較大的增幅集中在夾角方案82°～88°內,該方案內的平均增幅可達120%。當地震波荷載加速度參數為80 cm/s2、120 cm/s2時,其加速度響應值的平均增幅分別為40.4%、31.8%,但兩者工況中腹板夾角82°前梯次方案內的增幅均低于超過82°的區間方案。從抗震設計方面考慮,應避免結構受過大的地震動響應,當腹板夾角低于82°時抗震可靠性更大。

5 結論

（1）下翼緣與肋板拉應力與腹板夾角參數為負相關關系,但降幅逐漸減小,在夾角超過82°后降幅分別僅為0.8%、1.5%；上翼緣處拉應力在夾角82°方案下拉應力最低,而腹板拉應力在低于夾角82°方案時穩定在1.89 MPa,兩者在夾角超過82°方案后均為遞增；夾角82°方案下結構截面大主應力分布合理,無較大區域拉應力集中。

（2）三向位移隨腹板夾角均為先減后增變化,以夾角82°方案下位移最低,分別為8.21 mm、5.62 mm、9.41 mm；截面跨中與端部處撓度隨腹板夾角參數均為遞減,但降幅也減小,特別是在夾角82°方案后,跨中撓度甚至低于端部處。

（3）地震波荷載參數與結構加速度響應值為正相關關系,且腹板夾角參數愈小,動力響應值更為敏感；腹板夾角遞增,結構加速度響應值也增大,但增幅在夾角82°后方案更為顯著。

（4）綜合對比結構靜、動力響應特征,腹板夾角82°方案下設計最佳。