多线分离式船闸相邻闸室墙连接方式研究

莫光游，扈世龙，黄 琼，黎琨之

(1.湖南省交通规划勘察设计院，湖南 长沙 410008; 2.长沙理工大学，湖南 长沙 410076)

0 前言

分离式闸室结构是船闸工程常采用的结构型式，由于其闸墙与底板的联系相对独立，结构主要依靠自重维持稳定，因此在较大水平力的作用下，结构的抗滑和抗倾稳定是设计时控制的关键［1］。随着我国内河航运事业的发展，新建或扩建与原有船闸相配套的二线或多线船闸已成为一种趋势，如京杭运河［2］、西江桂平［3］和贵港［4］、湘江株洲航电枢纽和大源渡航电枢纽二线或多线船闸的设计和建设等。然而，对于采用分离式结构的多线船闸，由于一方面新扩建船闸与原有船闸紧邻布置，另一方面分离式闸室结构整体性较差，因此相邻闸室墙在施工和运行的过程中相互影响明显。所以对多线分离式船闸相邻闸室墙之间的影响效果进行分析，研究合理的处理措施，减小闸室墙相互之间的不利影响，对保证结构的安全稳定十分重要。

针对以上问题，本文依据长沙枢纽船闸工程某一典型分离式闸室结构段，采用有限元分析方法，建立二维数学模型，探讨多线分离式船闸相邻闸室墙之间采用不同的连接方式时，闸室墙结构相互影响的变化情况。

1 工程概况

长沙综合枢纽位于湘江长沙段蔡家洲，具有改善环境、通航、给水、发电、旅游、灌溉等综合效益。船闸等级Ⅲ级，为双线单级船闸，各线船闸紧邻布置。部分闸室段作用在中风化层上，地质条件较好，闸室结构均采用分离式结构。其它闸室结构段地基条件复杂，均采用坞式结构。本文以分离式闸室某一典型结构段为例进行数值计算分析。如图1所示，该闸室结构段地基地质条件较好，主要分布为风化程度较弱的中风化岩和微风化岩;一线与二线船闸之间的闸室墙距离较近，在较不利的工况(完建工况和一线检修二线正常运行工况)下中间闸墙结构相互影响明显。

完建工况:解闸建设完成，考虑结构及回填土自重，闸室内水压力作用，不考虑静水压力和扬压力的作用。

检修工况(一线检修，二线正常运行):二线船闸闸室内部正常运行水位29.7 m;检修闸室内部水位与闸室底板高程8.0 m 一致;一线右侧水位19.03 m;墙后水位为排水管水位26.16 m。浪力在水位基础上加0.5 m 的水位进行考虑;扬压力按照《混凝土重力坝设计规范》［5］中附录B 的公式计算。

2 数学模型的建立

本文采用有限元仿真分析方法，综合考虑地基条件、结构构造、材料非线性和接触非线性的影响，建立二维数学模型，对双线分离式闸室相邻闸墙结构采用不同的连接方式进行计算。

2.1 计算原理及方法［6］

有限元法作为一种求解偏微分方程的数值计算方法，具有通用性和实用性强、易于推广应用的优点，已成为工程设计和科研领域的一项重要分析技术手段。本计算采用应用较广泛的位移有限元法，结构和土体均采用PLANE42 三角形单元，该单元由3 个节点定义，每个节点有2 个自由度，即可沿节点坐标系X 和Y 方向平动位移。

2D 结构单元形函数:

式中:L1、L2、L3为面积坐标;u1、u2、v1、v2为内部自由度，可提高计算精度，单相邻单元之间位移不连续，即“非协调”，在单元计算阶段通过静力凝聚消去这些内部自由度。

应力－应变关系:

式中 {: σ} 为应力矩阵 [; D] 为弹性矩阵 {; ξel} 为弹性应变列阵，即引起应力的应变。

为模拟刚体和柔体面面接触的情况，模型使用Targe169(刚体)和 Canta172(柔体)定义2－D 接触对。地基底边界为固定边界，左侧和右侧边界X 方向均被约束，上侧Y 方向自由。材料参数的选取如表1所示。

表1 地基模型主要物理力学参数

2.2 计算方案拟定

计算模型如图1所示，以垂直于水流方向指向一线船闸为X 正向，竖直向上方向为Y 正向。根据类似工程的经验，地基计算范围X 向约取4 倍闸室底轮廓宽度，即200 m，Y 向约取76 m。根据多线分离式船闸闸室结构相互影响的特点，选取对中间闸室墙受力较不利的完建和检修工况(一线检修，二线正常运行)，拟定不同的中间闸室墙间的连接方式如下。

设计方案:两线船闸中间闸室墙分缝连接;

优化方案一:两线船闸中闸室墙混凝土浇筑连接(不分缝)，厚度3 m;

优化方案二:两线船闸中闸室墙混凝土浇筑连接(不分缝)，厚度5 m。

3 计算结果分析

计算结果表明，不同的计算方案之间，闸室结构中间相邻闸室墙的位移和内力分布变幅较大，为突出研究的重点，本文主要对中间闸墙进行详细分析。

3.1 位移分析

对于闸室墙位移的分析，一般选取闸室顶部水平位移以及闸室墙前后趾竖向位移作为控制点，中间闸室墙各控制点的位置分布如图2。表2为各控制点闸室顶部水平位移和前后趾竖向位移对比值。

图2 中间闸室墙位移控制点示意图

船闸结构在完建工况下，由于闸室内部无水压力作用，闸室位移主要受墙后土压力影响;在检修工况(一线检修、二线正常运行)下，二线闸室内部有水压力作用，而一线闸室内部无水压力作用，中间闸墙受墙后土压力和水压力等共同影响，左右侧闸墙受力不对称。

从表2分析得:完建工况下，当中间闸室墙分缝连接(设计方案)时，闸室墙顶部水平位移值和前后趾竖向位移差值普遍大于闸室墙不分缝连接(优化方案)方案的计算结果。这是由于设计方案中，中间闸墙缺乏联系，在墙后土压力的作用下，闸墙向闸室内侧的水平位移大，闸墙前后趾的竖向位移也大;而优化方案中，中间闸墙作为一个整体共同承担墙后土压力的作用，因此闸墙向闸室内侧的水平位移和前后趾的竖向位移均较小，同时连接处混凝土浇筑层越厚，中间闸室墙的整体性越好，闸墙相应的位移也越小。检修工况下，各方案中中间闸室墙结构的位移变化规律与完建工况下的情况相似。另外，该工况下二线船闸正常运行，闸室内的水压力抵消了一部分墙后土压力的作用，而一线船闸由于检修没有水压力产生的抵消力，因此水平位移值左侧闸墙B 处明显小于右侧闸墙C 处，差幅约为50%，闸墙前后趾竖向位移的差值左侧也小于右侧，差幅约为30%。

表2 中间闸室墙控制点位移值 mm

3.2 地基反力分析

图3为完建工况下中间闸室墙采用分缝连接(设计方案)和不分缝连接(优化方案)时闸室墙下方地基反力分布对比图;图4为检修工况(一线检修二线运行)下中间闸室墙连接处不同混凝土厚度方案中闸室墙下方地基反力分布对比图。

图3 完建工况下地基反力对比图

从图3分析得:设计方案中，中间左侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.762 MPa、0 MPa;中间右侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.804 MPa、0 MPa。这是由于中间闸室墙顶部的水平位移和前后墙趾的竖向位移差值均较大，因此中间闸墙后趾附近存在地基反力值为零的区域，结构与地基有脱离的现象，此现象可能会使闸墙产生倾覆破坏，在工程中不允许出现。优化设计方案中，中间左侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.573 MPa、0.143 MPa;中间右侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.695 MPa、0.143 MPa。由于中间闸室墙连接处设置混凝土浇筑层，闸墙位移相对减小，底部的地基反力值均为正值，底部和地基不发生分离，各闸室墙地基反力最小值与最大值的比值大于1∶5，满足规范要求［7］。地基反力值最大值为0.695 MPa，小于地基承载力。

图4 检修工况下地基反力对比图

从图4分析得:优化方案一中，中间左侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.702 MPa、0 MPa;中间右侧闸室墙前后趾的地基反力值为0.815 MPa、0 MPa，说明该工况下结构与地基也发生了脱离现象。这是由于一方面二线船闸正常运行，右侧闸墙向闸室内的位移较小，而一线船闸处于检修状态，左侧闸墙向闸室内的位移相对较大，因此墙后回填土体主要向中间右侧闸室墙内侧运动，增大了对该闸墙的土压力作用;另一方面，中间闸室墙连接处混凝土的厚度不足以抵抗墙后土压力对闸墙产生的倾覆影响，从而还是存在地基反力为零的区域。优化方案二中，由于增大了中间闸室墙连接处混凝土的厚度，因此受墙后土压力的作用，中间闸墙的整体性加强，结构位移相应减少，从而地基反力均为正值，地基与结构不发生脱离。地基反力最值的比值满足规范要求，船闸地基反力最大值为0.722 MPa，小于地基承载力。

3.3 应力分析

图5为完建工况下中间闸室墙分缝连接(设计方案)和不分缝连接(优化方案一)时其内力分布对比图;图6为检修工况(一线检修二线运行)下中间闸室墙连接处不同混凝土厚度时其内力分布对比图。如图所示，分别选取中间闸室墙连接处的上表面(A)和中部的折线顶点(B、C)作为不利拉应力控制点。

图5 完建工况下中间闸室墙内力分布对比图

从图5分析得:设计方案与优化方案一相比，A处前者表现为压应力，后者表现为较大的拉应力;而B 和C 处前者的拉应力值均大于后者。这是由于设计方案中，中间闸室墙分缝连接，闸墙位移较大，同时中间闸室墙之间无联系，因此连接处上表面A 主要承受竖向土压力的挤压作用，表现为受压状态，而闸墙中部的折线顶点B 和C 受结构较大水平位移的影响，表现为受拉状态，拉应力较大。优化方案一中，中间闸室墙不分缝连接，结构作为一个整体左右闸室墙分别承受方向相反的墙后土压力作用，因此连接处的上表面受拉现象明显，拉力值较大，而同时由于闸墙水平位移也随之减小，B 和C 处的拉应力也随之减小。

图6 检修工况下中间闸室墙内力分布对比图

从图6分析得:优化方案一中，中间左侧闸墙由于受水压力和土压力共同作用，结构水平位移相对较小，闸墙B 处表现为压应力，而右侧闸墙由于不受水压力的作用，结构水平位移相对较大，闸墙C处表现为拉应力。优化方案二中，由于中间闸墙连接处混凝土较厚，闸墙结构的整体性相对更强，结构水平进一步减小，因此连接处上表面的受拉现象更为明显，从而 A 处的拉应力相对较大，B 处的压应力相对较大，C 处的拉应力相对较小。

4 结论与建议

1)双线分离式船闸相邻的中间闸室墙当采用分缝连接时，闸墙在外力的作用下，位移较大，结构与地基有分离的现象，结构有倾覆的危险;当采用不分缝(混凝土浇筑)连接时，中间闸墙结构作为一个整体，共同承受外力的作用，闸墙位移相对较小，能有效降低结构倾覆的危险，且随着连接处混凝土浇筑厚度的增大，闸墙整体承受外力作用的效果更佳。

2)中间闸室墙的内力分布，与结构的位移变形联系密切。结构位移越大，闸墙背部外表面拉应力区的范围和拉力值越大。闸墙不分缝连接时，连接处混凝土的上表面会出现拉应力集中的现象，且随着混凝土浇筑厚度的增加，拉应力集中现象更明显。

3)连接处混凝土浇筑层的厚度越大，不利工况下地基与闸墙结构发生脱离的机率越小，对结构的安全有利，而同时浇筑层上表面的拉应力会随之增大，甚至可能会超出混凝土材料的抗拉强度，对结构的安全不利。因此，建议在多线分离式船闸的设计工作中，应综合考虑这两者的综合影响效果，选择合适的混凝土连接厚度，同时对于部分不满足混凝土抗拉要求的区域，可进行相应的配筋处理。本文优化方案二连接处混凝土厚度为5 m，计算表明地基反力没出现零值，各处内力的分布满足混凝土抗拉要求，说明此方案是可行的。

4)本文的研究成果对多线分离式船闸结构的设计，尤其是其相邻闸室墙间连接方式的选择，提供了科学的参考依据。

［1］刘晓平，陶桂兰.渠化工程［M］.北京:人民交通出版社，2009.

［2］陈文辽.京杭运河 (苏北段)部分复线船闸设计述评 (上)［J］.水运工程，1989 (9):25 －29.

［3］卢 玲，谭雅茵.西江航运枢纽桂平二线船闸建设的必要性［J］.水运工程，2005 (6):63 －64.

［4］卢达聪，张 燕，王大伟.贵港航运枢纽二线船闸工程总体设计方案探究［J］.西部交通科技，2012 (8):120 －123.

［5］SL 319 －2005，混凝土重力坝设计规范 ［S］.

［6］王新敏，李义强，许宏伟.ANSYS 结构分析单元与应用［M］.北京:人民交通出版社，2011.

［7］JTJ 307 －2001，船闸水工建筑物设计规范［S］.