許瑞東

（上海嘉定水務工程設計有限公司，上海市 201800）

0 引言

船閘的閘室結構主要有斜坡式和直立式兩種，斜坡式閘室由于使用不方便，且耗水量大，目前已很少采用。直立式閘室按其受力狀態(tài)分為整體式和分離式結構兩大類，一般情況下采用分離式閘室結構比較經(jīng)濟合理，且扶壁式為工程實踐中最常用的結構型式。扶壁式閘室在運轉過程中，在地質(zhì)、荷載、回填土、閘室水頭等綜合因素影響下，閘室產(chǎn)生傾斜變形，情況輕微的只是改變閘室的有效高度，不會對船閘整體及通航產(chǎn)生影響；變形嚴重的危及船閘的通航能力和安全運行，國內(nèi)鮮有學者研究扶壁式閘室的傾斜，影響閘室傾斜的因素主要為地基土的不均勻沉降，扶壁式底板及立板自身變形，及閘室水位引起的墻身傾斜[1]。對于扶壁式閘室的沉降計算主要按照船閘水工建筑物設計規(guī)范[2]提供的式（1）計算。

式中：s∞為地基土最終沉降量，m；ms為經(jīng)驗修正系數(shù)，按地區(qū)經(jīng)驗選用；e1i、e2i分別為第i層土受平均自重壓力（σci）和平均最終壓力（σci+σsi）壓縮穩(wěn)定時的孔隙比；σci為第i層頂面與底面的地基自重壓力的平均值，kP a；σsi為第i層頂面與底面的地基垂直附加應力平均值，kP a；hi為第i層土體的厚度，m。

不包括軟土的粘性土地基，當基底壓力小于或接近于船閘閘基未開挖前作用于該基底面上土的自重壓力時，土的壓縮曲線宜采用e-p回彈再壓縮曲線;軟土地基土的壓縮曲線宜采用e-p曲線;大型船閘工程，土的壓縮曲線宜采用e-lgp曲線。

該規(guī)范考慮到砂性土、粘性土地基固結的不同特點，為安全計，從可能的最不利情況出發(fā)，邊載采用兩個極限值，但規(guī)定的取值范圍大，實際計算時較難把握。對于固結計算常用的太沙基理論[3]假設法向總應力和不隨時間變化，因此只適應于一維固結，對于三維復雜情況則準確性較差。另外，基坑開挖后，地基土應力不會立即得到釋放，基底回彈不會馬上完成，原地面以下、以上填土的邊荷載效應存在差異，這些問題對船閘結構位移、變形、內(nèi)力的影響尚未得到充分考慮[4]。因此，開展閘室沉降變形及傾斜研究，對合理確定閘室預留沉降和預傾量以滿足規(guī)范要求[5]，提高閘室墻傾斜預測水平具有重要的理論意義和實用價值。

本文通過利用Abaqus有限元軟件采用Bi ot固結理論與能較好模擬土體非線性特征及回彈在壓縮特征的修正劍橋模型[6-7]對邵伯三線船閘的現(xiàn)有地形、地質(zhì)條件、結構型式以及墻后回填土等進行模擬，考慮基坑開挖回彈在壓縮、地基土的滲流固結、回填土與閘室墻的接觸以及閘室水頭因素的影響，并與現(xiàn)場實測資料進行比較分析研究各期扶壁式閘室的結構的沉降變形及傾斜變形，分析其機理，其研究結果可為類似工程提供參考。

1 理論介紹

1.1 biot固結理論[8]

在荷載作用下，水從土體孔隙中擠出，土體收縮的固結過程，是一種流體-固體的相互作用（流固耦合）。比奧（Riot）從固結機理出發(fā)，較嚴格地推導了孔隙壓力消散與土骨架變形相互關系的三維固結平衡方程及連續(xù)性方程。

式中：?為偏微分算子；▽2為拉普拉斯算子;w為位移分量w=[wx，wy，wz];u為超靜孔隙壓力;D為彈塑性矩陣;M為單位矩陣;k為土的滲透系數(shù);rw為水體重度f為外荷載列陣。

Bi ot固結理論可以很好模擬固結過程中位移與孔隙壓力的相互影響，反應二者的耦合。

1.2 修正劍橋模型

修正劍橋模型從理論上和試驗上都較好地闡明了土體的彈塑性變形特性，是應用最為廣泛的軟土本構模型之一

模型假定在排水條件下，當軟土試樣在各向等壓（σ1′=σ2′=σ3′=p′）作用下慢慢壓縮時，比體積 v和ln p′形成一條直線（正常固結線），見圖1；當卸載時試樣發(fā)生回彈，v和ln p′形成回彈曲線。

圖1 土樣在各向等壓下的行為

其屈服面函數(shù)[9]由式（4）表示

在p′-q′面上，修正劍橋模型的屈服面為橢圓。參數(shù)p0′為先期固結壓力，它控制了屈服面的大小。參數(shù)M為p′-q′面上臨界狀態(tài)線的斜率，見圖2。

圖2 修正p′-q′劍橋模型在面上的屈服面

硬化和軟化行為如果屈服發(fā)生在臨界狀態(tài)線與屈服面交點的右邊，則伴隨著壓縮硬化過程，土樣骨架為了抵抗壓力而被壓縮，當試樣受剪時，開始表現(xiàn)出彈性變形行為，直至達到初始屈服面，之后屈服面開始增大并表現(xiàn)出硬化狀態(tài)。如果屈服發(fā)生在臨界狀態(tài)線與屈服面交點的左邊，則伴隨著膨脹的軟化過程，在軟化中，當應力狀態(tài)達到初始屈服面時，屈服面開始縮小，屈服面和維持荷載不斷減小，直到試樣達到臨界狀態(tài)。

2 工程實例

2.1 邵伯三線船閘概況

邵伯三線船閘位于二線船閘的西側，邵伯船閘閘室為扶壁式結構，凈寬23.0 m，閘室墻底板厚0.9 m，寬為12.5 m，立板厚0.6 m，高11.9 m，肋板厚0.5 m。底板采用透水底板和鋼筋混凝土縱橫格梁。原地面高程6.3 m，閘室墻頂高程為▽10.23 m，原地下水位高程▽4.5 m。

2.2 有限元模型

本文依照實際工程原尺寸建立閘室有限元模型（見圖3、圖4），由于閘室模型幾何形狀及受力條件具有對稱性，為簡化計算量本文在閘室橫向建立一半右岸閘室模型，在縱向建立半個扶壁段。閘室后方取46 m范圍內(nèi)土體，閘室墻底下方取22.5 m范圍內(nèi)土體，以閘室側為x正方向。利用單元生死功能[10]來模擬土體的開挖回填。在土體及結構之間設置接觸，摩擦系數(shù)取為0.268，法向接觸設為硬接觸。模型底部采用固定約束，四周側面采用法向約束。扶壁墻及底板采用彈性模型，本文地基土體采用修正劍橋模型，各參數(shù)由式（5）求出，其中λ、κ可根據(jù)固結試驗由式（5）求得[11]。

式中：Cc、Cs為土在e-lnp平面的壓縮指數(shù)、回彈指數(shù)。許多學者對λ和κ之間的關系進行了統(tǒng)計，λ/κ一般介于5～10，本文分析時取λ/κ，即根據(jù)λ來確定κ。

圖3 整體有限元模型

圖4 回填前有限元模型

M可根據(jù)三軸壓縮試驗由式（6）得到[11]

式中：φ′為三軸試驗得到的有效內(nèi)摩擦角。

考慮到本工程閘墻頂高程高出原地面▽6.3～10.23 m不多，回填土的變形對地基變形影響有限，因此回填土體采用摩爾-庫侖模型。原土基及回填土初始孔隙比為0.74，滲流系數(shù)取為2e-9m/s。各材料參數(shù)見表1及表2。

表1 扶壁墻、底板及回填土材料參數(shù)

圖2修正劍橋模型在面上的屈服面

2.3 計算工況

本文模擬了以下幾種施工次序：基坑一次開挖（2個月）→滲流固結計算10個月→澆筑閘墻（10個月）→澆筑底板（1個月）→回填土填筑（6個月）→固結計算2個月→閘室蓄水水位6 m時的固結6個月→閘室蓄水水位4.8 m時的固結10個月。位移-時間曲線以閘室開始澆筑為時間零點，共三年零八個月。原地下水位▽4.50 m，地下水位以上土體采用濕重度，地下水位以下采用浮重度，后期蓄水后地下水位取為排水孔高程▽3.3 m。為分析閘室灌泄水過程中閘墻前、后趾地基反力變化及閘室墻體位移變化，本文在前面分析過程基礎上計算了灌泄水過程對閘室變形影響。計算工況為閘室水位▽4.8 m，地下水位高程▽3.3 m，水頭差1.5 m。

3 結果分析

3.1 施工期墻身傾斜及沉降結果

圖5為前、后趾沉降有限元結果及實測結果，圖6為前后趾沉降差值有限元結果與實測結果。在基坑開挖后前趾回彈59.6 mm，后趾回彈53.8 mm，前后趾均有較大回彈且前趾回彈量大于后趾，但二者差異較小。

圖5 地基沉降-時間曲線

圖6 前后趾地基沉降差值

從扶壁式閘墻澆筑開始，由圖可以看出在閘墻底板澆筑后地基土開始下沉且前趾沉降與后趾成降的差值主要為前后趾回彈量不同引起的，在立板澆筑后由于閘室墻重心偏向前趾所以前趾沉降大于后趾沉降但差值較小在10 mm之內(nèi)，此時閘墻向閘室方向傾斜。由于有限元模型未能準確的模擬閘墻澆筑過程中復雜的施工環(huán)境等，在此階段有限元結果沉降差值大于實測資料，但基本變化趨勢是一致的。

在回填土回填階段由于回填土作用在閘室底板上的重力及其在底板外的邊載作用下，有限元結果及實測結果均顯示出在回填初期后趾沉降開始大于前趾沉降，在此階段前后趾沉降速率較快，閘室墻由向閘室方向傾斜變?yōu)橄蛱钔练较騼A斜。在蓄水調(diào)節(jié)前地下水滲流為由閘室墻后向閘室內(nèi)滲流，由于閘室底板為透水底板，在蓄水調(diào)節(jié)期滲流變?yōu)閺挠砷l室墻后填土側滲流，在浮托力及滲透壓力作用下，在蓄水調(diào)節(jié)期前后趾沉降均出現(xiàn)明顯的回彈現(xiàn)象，且地基土沉降再此階段已經(jīng)基本趨于穩(wěn)定，在此階段月沉降值已經(jīng)不足0.6 mm，在傳統(tǒng)閘室地基沉降計算中應予以考慮。在此階段閘室墻依然向填土側傾斜，且傾斜量較蓄水調(diào)節(jié)前有所增大，但由圖6的有限元結果及實測結果均可以看出前后趾沉降差值在此階段已經(jīng)趨于穩(wěn)定，閘室墻傾斜在此階段后期趨于不變。在蓄水調(diào)節(jié)階段前后趾沉降差值有限元結果較實測結果偏大，但變化趨勢基本一致。對比表3中的數(shù)據(jù)可以看出扶壁閘墻墻體傾斜主要控制因數(shù)為地基土的不均勻沉降所致的墻體傾斜，墻體撓度及扶壁底板變形所致的影響很小只占到10%左右，因此對于扶壁式閘墻預留傾斜量應當主要考慮前后趾沉降量的計算差值。

表3 墻身傾斜各因素分析

3.2 使用期灌泄水過程閘墻傾斜分析

本文模擬了在灌泄水過程中前、后趾土應力及水壓力之和的變化及墻體傾斜的變化，有限元結果及實測資料均以灌水開始。圖7為前、后趾土應力與水壓力之和隨灌泄水過程的變化趨勢的有限元結果及實測結果，圖8為閘墻墻頂水平向位移隨灌泄水過程的變化。由圖7可以看出在灌泄水過程中扶壁墻前趾及后趾的土應力及水壓力之和均呈周期性變化，在灌水時土應力及水壓力之和增大，在泄水時減小。由于作用在扶壁墻上的閘室面水壓力及閘室內(nèi)較大的水頭壓力靠近前趾，所以前趾的變化幅度大于后趾，有限元結果及實測結果的前趾變化幅度為6 kPa左右，后趾的變化幅度有限結果為2 kPa左右，實測結果為4 kPa左右，兩者的變化一致。

由圖8看出在灌泄水過程中扶壁墻墻頂?shù)乃较蛭灰埔渤手芷谛宰兓?，在灌水時向填土側的水平位移增大，在泄水時向填土側的水平位移減小，由于水頭差較小前后趾水壓力及土體應力變化較小，且由于灌泄水過程較短，墻頂水平向位移變化值很小，這與實測的結果相對應，在實際測量時灌泄水過程中墻頂?shù)乃较蛭灰谱兓炔怀^1 mm。

圖7 水壓力與土應力之和變化結果

圖8 灌泄水過程中閘室墻頂水平位移有限元結果

4 結語

（1）扶壁式閘室在蓄水調(diào)節(jié)期間前后趾均有明顯的回彈，且地基土的沉降在此期間已經(jīng)基本穩(wěn)定，在工程設計中應予以考慮。

（2）扶壁式閘室墻的變形主要控制因素為由于前后趾不均勻沉降導致的傾斜，墻體變形的影響較小，只占10%左右。因此對于對閘墻傾斜預測及預留傾斜量的確定，其主要依據(jù)前、后趾沉降差值。

（3）在閘室墻澆筑期間由于墻體重心靠近前趾，所以產(chǎn)生向閘室側墻體傾斜，在回填土回填后墻體傾斜變?yōu)橄蛱钔羵葍A斜，且隨著地基土的不均勻沉降的增大而逐漸發(fā)展。在蓄水調(diào)節(jié)期趨于穩(wěn)定。

（4）在灌泄水過程中，前、后趾水壓力與土應力之和均呈周期性變化，灌水時前、后趾水壓力與土應力之和增大，在泄水時間減小。同時扶壁墻墻體的水平位移也呈周期性變化。灌水時向填土側的水平位移增大，泄水時減小。但水頭差較小時，水平位移變化值很小。

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