張 凱，楊 鵬，李曉彬

(中國電建集團貴陽勘測設計研究院有限公司，貴州 貴陽 550081)

隨著我國水電事業(yè)的不斷發(fā)展，電站規(guī)模越來越大，結構受力狀態(tài)愈加復雜，并且越來越多電站在高地震烈度地區(qū)開始修建，給水工建筑物的結構設計工作帶來了巨大的挑戰(zhàn)。溢洪道不僅要求汛期正常泄洪，更肩負著緊急情況下降低庫水位確保大壩安全的重任，需要高度重視溢洪道安全。為確保結構建筑物安全而采用不同的計算方法進行復核：宮經(jīng)偉采用剛體極限平衡法對新疆某水利工程溢洪道控制段穩(wěn)定性進行了分析，認為地震作為對結構穩(wěn)定性影響顯著。范鵬采用ADINA軟件對溢洪道閘室段整體沉降進行了分析。彭瑋采用了振型分解反應譜法對引水發(fā)電系統(tǒng)進水塔動力響應特性進行了分析。范書立以重力壩為例對新舊抗震規(guī)范對設計的影響進行了分析。祖威對猴子巖水電站進水塔進行了三維有限元分析。李亞軍對某溢洪道堰閘段進行了靜力和抗震性能三維有限元分析。本文擬通過對具體案例的分析總結為類似工程設計提供借鑒參考。

某工程位于西南強震地區(qū)，場地基本烈度VII度，基準期100年超越概率2%的設計地震動峰值加速度高達307gal；最大下泄流量12627m3/s，校核洪水(PMF)情況下最大泄洪功率約為34100MW。經(jīng)過前期大量方案比選最終選擇了如圖1所示的樞紐布置方案。泄洪系統(tǒng)采用平行布置3孔洞式溢洪道+1條深孔泄洪洞的形式，其中溢洪道孔口尺寸15m×22m(寬×高)，單個控制段長63m，寬20m，高51m，弧門推力高達72×103kN；由于結構受力復雜抗震問題較為突出，在設計過程中采用了三維有限元對控制段進行了性能化設計。

圖1 溢洪道布置三維示意圖

1 計算模型及參數(shù)

計算采用無質量地質模型，模型向上下游和左右側各延伸100m作為截斷邊界。有限元模型實體單元采用Solid185單元，錨索采用Link180單元模擬，弧形門鉸支座采用MPC184單元簡化處理，弧門推力以集中荷載的形式施加在耦合點處。模型共140174個單元，159175個節(jié)點，地基采用全約束邊界條件進行約束，計算中不考慮二期混凝土受力，有限元模型如圖2—3所示。

圖2 有限元整體模型

圖3 控制段細部網(wǎng)格

溢洪道控制段材料分區(qū)主要包括：底部墊層混凝土(C30)，預應力閘墩及牛腿混凝土(C35)，過流面抗沖磨(C9045)，堰體大體積混凝土(C25)?？刂贫蔚撞繋r體為IV類。相應的材料參數(shù)見表1。

表1 材料參數(shù)表

2 計算荷載及工況

本案例對溢洪道控制段正常擋水工況、完建工況、檢修工況及地震工況進行了模擬分析。主要考慮了結構自重，靜水壓力，弧門推力、平板門推力、揚壓力、浪壓力以地震作用。其中弧門推力以集中力形式施加在MPC單元的耦合點處，地震動水壓力采用附加質量的形式進行施加。各工況下的荷載組合見表2。

表2 控制段計算工況及荷載組合

3 結構應力分析

3.1 靜力工況模擬

溢洪道采用各孔獨立的布置形成，各閘墩均為邊墩受力狀態(tài)。初步布置的成果為：閘墩厚度5m，沿閘墩厚度方向布置三層3000kN級錨索，各層間距0.7m，每層布置7根夾角5°，中心錨索與水平夾角17.32°。

完建工況模擬采用生死單元技術進行：首先沿高程方向每2m一層進行分層加載，得到了混凝土澆筑完成時控制段受力狀態(tài)；然后在此基礎上研究了完建和正常擋水工況下錨索對閘墩受力狀態(tài)的影響。

為了準確把握控制段狀態(tài)，找到設計薄弱環(huán)節(jié)，對控制段錨索采用Link單元進行了精確模擬，錨索的線剛度根據(jù)面積等效的方式取為710MN/m。采用降溫法對錨索施加預應力，通過APDL語言在荷載步間的迭代確保每根錨索張緊力在3000±1kN。完建工況錨索張拉前后控制段主拉應力分布如圖4—5所示，正常擋水工況閘墩的主拉應力分布如圖6—7所示。

圖4 完建工況控制段主拉應力(錨索張拉前)

圖5 完建工況控制段主拉應力(錨索張拉后)

對比圖3—4可以看出，完建工況下錨索對閘墩整體應力狀態(tài)影響不大，錨索張拉張拉后在閘墩外側形成了扇形拉應力去，加劇了錨塊與閘墩交接部位應力集中現(xiàn)象。應力集中現(xiàn)象在錨塊與閘墩內(nèi)表面交線位置最為嚴重，超過混凝土抗拉設計強度的深度約1m，在設計過程中應考慮配置適當?shù)南蘖唁摻睢?/p>

圖6 正常擋水工況閘墩第一主應力(不慮錨索作用)

圖7 正常擋水工況閘墩主拉應力(考慮錨索作用)

通過正常擋水工況計算結果可以看出，在錨索拉力作用下弧門推力引起的拉應力區(qū)明顯減小，正常擋水工況超過混凝土設計強度的區(qū)域基本消失，僅在錨索上游錨固點和錨塊位置存在局部的應力集中現(xiàn)象。

扇形錨索的布置使閘墩的受力狀態(tài)得到明顯改善，安全性得到提高，由于工程尚未進入施工圖設計階段，本次計算僅對錨索布置的合理性進行了復核，在下階段將對錨索布置方式進行優(yōu)化設計，以進一步改善閘墩受力狀態(tài)，確保溢洪道控制段安全運行。

3.2 閘室動力響應分析

(1)閘室動力特性分析

采用Block Lanczos方法對控制段在空庫(完建及檢修工況)和滿庫(正常擋水工況)狀態(tài)下的自振特性進行求解?？刂贫吻?節(jié)振型的自振頻率和振型分別見表3—4。

表3 控制段自振頻率(Hz)

表4 各工況控制段穩(wěn)定結構系數(shù)γd

控制段自振頻率計算結果表明，空庫和滿庫狀態(tài)下水閘的振動特性符合一般性規(guī)律，動水壓力對高階頻率影響更為明顯；振型計算結果表明，控制段振型以垂直水流向運動為主，地震工況下沒有出現(xiàn)明顯的薄弱位置，低階振型主要集中在閘墩尾部；由于在錨索張拉平臺位置閘墩厚度減薄鞭梢效應較為明顯，后期應加強該部位回填體的連接提高閘墩側向剛度。

(2)地震工況模擬

采用振型分解反應譜法對地震效應進行了模擬；考慮到各階頻率相差不大各振型間可能存在相互影響，模態(tài)疊加計算采用完全二次項組合方法(CQC)。通過軟件提供的工況組合能，將地震工況與正常擋水工況下荷載效應疊加得到地震工況下閘室的受力狀態(tài)，在疊加過程中動力效應折減系數(shù)根據(jù)規(guī)范要求取0.35。

在地震工況，控制段主拉應力和主壓應力最大值均出現(xiàn)在門機大梁與閘墩交接位置，如圖8所示，主要是由于應力集中引起。閘墩墩底部靠近堰面位置存在深度1m左右的區(qū)域超過混凝土抗拉強度，最大拉應力值在3～4MPa，在閘墩底部需配置一定數(shù)量的抗震鋼筋。閘墩第三主應力分布規(guī)律與第一主應力基本一致，高應力區(qū)出現(xiàn)在了閘墩底部，但未超過混凝土抗壓承載力設計值。

圖8 地震工況控制段第一主應力分布

4 整體穩(wěn)定性分析

按照DL/T 5398—2007《水電站進水口設計規(guī)范》對控制段抗滑、抗傾和抗浮穩(wěn)定性進行了復核，控制段基礎底面混凝土與基巖接觸面的抗剪斷摩擦系數(shù)取0.9，基礎底面混凝土與基巖接觸面的抗剪斷凝聚力取700kPa。

通過計算可以看出，在考慮地震工況系數(shù)后抗滑穩(wěn)定性和抗浮穩(wěn)定性系數(shù)有所升高，抗傾穩(wěn)定性系數(shù)雖有較大幅度下降，但穩(wěn)定性仍有較大富余，控制段穩(wěn)定性能夠滿足規(guī)范要求。

5 結語

本文采用ANSYS有限元軟件，對溢洪道控制段靜動力工況進行了受力分析，對錨索張拉效果和地震作用下控制段動力響應進行了分析，并基于有限元計算結果對溢洪道控制段的穩(wěn)定性進行了復核，通過本工程實例的計算得到以下結論供類似工程參考：

(1)正常擋水工況下，錨索有效地降低了閘墩扇形拉應力分布，閘墩受力狀態(tài)改善明顯，但由于錨索單側布置導致錨塊區(qū)域應力分布復雜，引起明顯的應力集中，設計時要加強對體型優(yōu)化同時加強限裂鋼筋布置。

(2)在地震工況下，控制段閘墩側向剛度較低，側向振動較為明顯，引起閘墩底部出現(xiàn)較高彎曲應力，建議提高在類似工程設計值應充分考慮側向支撐措施，例如：通過在閘墩后部增加聯(lián)系梁板以提高結構整體性，在閘墩外側回填低標號混凝土增加閘墩側向支撐等。

(3)地震作用對閘墩的抗傾覆影響較大，側向抗傾覆穩(wěn)定明顯降低，在進行控制段設計時應盡量控制結構高寬比，以提高結構的垂直水流向穩(wěn)定性。