錨索索力損失對(duì)預(yù)應(yīng)力閘墩動(dòng)態(tài)特性的影響

李火坤，何小敏，劉 鵬，楊 敏

(1.南昌大學(xué) 建筑工程學(xué)院，江西 南昌 330031;2.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072;3.中國水電顧問集團(tuán)西北勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，陜西 西安 710065)

采用大噸位錨索錨固技術(shù)支承水工弧形鋼閘門支臂傳遞的巨大水推力，已在我國水利水電工程建設(shè)中得到廣泛的應(yīng)用與發(fā)展，如國內(nèi)首先使用該技術(shù)的葛洲壩水電站中的二江、三江和大江泄洪沖沙閘，以及后來推廣應(yīng)用的龍羊峽、五強(qiáng)溪、安康、水口、漫灣等水電站.關(guān)于錨索對(duì)閘墩靜態(tài)應(yīng)力的影響研究，國內(nèi)外研究較多，李振龍［1］、張微微［2－3］、趙春［4］等采用三維有限元法計(jì)算了水電站閘墩整體空間應(yīng)力與變形，分析了預(yù)應(yīng)力閘墩的靜態(tài)受力特性;郭宏磊等［5］通過有限元模擬、模型實(shí)驗(yàn)及彈性理論分析，得到了預(yù)應(yīng)力閘墩體內(nèi)錨固區(qū)的應(yīng)力分布及開裂部位;張世寶等［6］對(duì)預(yù)應(yīng)力閘墩進(jìn)行了結(jié)構(gòu)模型試驗(yàn)，分析研究了預(yù)應(yīng)力預(yù)壓效果和閘墩及其錨塊等控制部位的受力狀態(tài);陳震等［7］采用彈塑性損傷模型模擬了預(yù)應(yīng)力混凝土內(nèi)部損傷累積導(dǎo)致的變形增加和承載力降低，并基于規(guī)范中的單軸應(yīng)力－應(yīng)變曲線推導(dǎo)了簡(jiǎn)化的彈塑性損傷模型，模擬預(yù)應(yīng)力閘墩的損傷機(jī)理.以上研究多集中于預(yù)應(yīng)力閘墩的靜態(tài)應(yīng)力分析方面，由于閘墩除了承受弧形閘門推力外，泄流過程中還會(huì)承受水動(dòng)力荷載作用［8］并產(chǎn)生振動(dòng)，關(guān)于預(yù)應(yīng)力閘墩動(dòng)態(tài)特性(包括模態(tài)特性、動(dòng)態(tài)響應(yīng)等)方面的研究較少涉及，特別是錨索張拉力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)特性的影響方面研究更少，彭剛等［9］采用振型分解反應(yīng)譜法對(duì)某預(yù)應(yīng)力閘墩的動(dòng)力特性進(jìn)行了計(jì)算分析，比較了分離式模型和整體式模型下的頻率、位移及應(yīng)力成果.本文以某水電站預(yù)應(yīng)力泄洪閘閘墩為例，針對(duì)其運(yùn)行過程中出現(xiàn)的錨索拉力損失和泄洪閘閘墩出現(xiàn)強(qiáng)烈振動(dòng)的情況，采用模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法，測(cè)試了閘墩整體水動(dòng)力荷載，建立了預(yù)應(yīng)力閘墩三維有限元模型，計(jì)算并分析了錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)特性的影響，研究成果可為類似工程提供參考.

1 工程概況

1.1 泄洪閘閘墩及錨索結(jié)構(gòu)布置

某泄洪閘布置于垂直升船機(jī)壩段與廠房壩段之間，由5孔組成，從左至右排列為1#～5#.孔口尺寸為13.0 m×23.8 m(寬×高)，堰頂高程193.50 m，設(shè)13.0 m×23.5 m 的平板檢修門和弧型工作門各一道，弧門支鉸高程為217.60 m，弧門半徑為32.00 m，閘墩厚度4.5 m.堰型為寬頂堰，由上游圓弧、堰頂水平段、拋物線段、斜坡段、反弧段組成，堰面通過反弧段與消力池底板相接，閘室沿水流方向長54.0 m.閘墩為預(yù)應(yīng)力閘墩，1#孔左閘墩為滿足施工期導(dǎo)流需要，閘墩與縱向?qū)Y(jié)合設(shè)計(jì)，頂部厚14.0 m(其中4.5 m厚為預(yù)應(yīng)力結(jié)構(gòu))，其余閘墩厚均為4.5 m.右岸泄洪閘閘墩錨索布置采用錨塊預(yù)應(yīng)力形式，分閘墩主錨索和錨塊次錨索.錨塊斷面為梯形，頂寬4.0 m，底寬5.6 m，沿弧門推力方向長6.5 m，弧門單支鉸推力P=25 180 kN，根據(jù)推力值和布置需要，閘墩厚度設(shè)置為4.5 m，泄洪閘布置如圖1～2所示.

圖1 泄洪閘平面布置Fig.1 Sluice layout

圖2 泄洪閘閘墩剖面Fig.2 Typical profile of a sluice

主錨索布置:泄洪閘右閘墩，主錨索立面為扇形布置，設(shè)5層，1，3，5層每層4束，2，4層每層3束.左側(cè)中閘墩主錨索立面同為扇形布置，設(shè)5層，每層6束.主錨索型式采用OVM15－27錨固體系，鋼絞線直徑為15.24 mm，單束由27根鋼鉸線組成，單束鎖定噸位4 880 kN，超張拉噸位為5 120 kN，永存噸位4 100 kN.弧門單支鉸推力的拉錨系數(shù)(所施加的預(yù)壓力與弧門總推力之比值)邊墩為2.54，中墩為2.38.為了使錨塊保持較好的應(yīng)力狀態(tài)，在錨塊內(nèi)布置垂直水流方向的次錨索，垂直弧門推力方向分別布置4列4排共16束錨索，下游側(cè)一排布置于距錨塊下游側(cè)邊緣1.05 m處，上游側(cè)一排布置于距錨塊上游邊緣0.7 m處，中間排距上游排的距離分別為0.9和1.2 m，每列均布設(shè) 4束.上游側(cè)三排采用OVM15－25錨固體系，即鋼絞線直徑為15.24 mm，單束由25根鋼絞線組成，單束鎖定噸位為4 500 kN，超張拉噸位為4 720 kN，永存噸位3 850 kN.下游側(cè)一排采用OVM15－22錨固體系，即鋼絞線直徑為15.24 mm，單束由25根鋼絞線組成，單束鎖定噸位為3 900 kN、超張拉噸位為4 100 kN、永存噸位為3 350 kN.錨索布置如圖3所示.

圖3 泄洪閘中墩錨索布置Fig.3 Anchor layout of middle pier

1.2 錨索索力損失

在錨索張拉鎖定后的半年內(nèi)，錨索張拉荷載損失較大，10套主錨索實(shí)測(cè)值平均損失8.8%，2年后10套錨索實(shí)測(cè)值平均損失14.47%，其中6套錨索實(shí)測(cè)值小于設(shè)計(jì)永存噸位4 100 kN，5號(hào)墩部分錨索發(fā)生突變式荷載損失.個(gè)別錨索測(cè)力計(jì)實(shí)測(cè)張拉荷載在1年后一直呈現(xiàn)減小趨勢(shì)，尚未收斂;根據(jù)監(jiān)測(cè)資料結(jié)果分析，錨索荷載損失率普遍較高，索力損失率超過15%的有7支，損失率在10% ～15%之間的有8支，部分錨索應(yīng)力損失較大，且當(dāng)前測(cè)值低于設(shè)計(jì)永存噸位.該電站在運(yùn)行過程中曾遭遇30年一遇洪水，發(fā)現(xiàn)泄洪閘閘墩頂部振動(dòng)幅度較大，無法判定錨索索力損失與閘墩振動(dòng)之間的關(guān)系.鑒于此，本文基于三維有限元模型，并結(jié)合水力學(xué)模型試驗(yàn)，研究錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)特性的影響.

2 預(yù)應(yīng)力閘墩數(shù)值計(jì)算模型

采用ANSYS大型有限元軟件建立泄洪閘閘墩數(shù)值模型，取2#泄洪閘右半孔+3#泄洪閘+4#泄洪閘左半孔(簡(jiǎn)稱3#孔閘墩)作為計(jì)算單元體進(jìn)行干模態(tài)分析，模擬不同索力損失對(duì)泄洪閘閘墩整體動(dòng)力特性的影響.泄洪閘閘墩、地基、錨索等結(jié)構(gòu)相關(guān)計(jì)算材料參數(shù)如下:鋼筋混凝土重度為24.50 kN/m3，混凝土重度為24.0 kN/m3，錨索重度為78.5 kN/m3;C25 混凝土彈性模量和泊松比為2.80×104N/mm2和 0.167，C30 的為3.00×104N/mm2和0.167，C40 的為 3.25×104N/mm2和 0.167;錨索彈性模量和泊松比為 1.95×105N/mm2和 0.27.

采用ANSYS單元庫中的SOLID45單元模擬閘墩混凝土結(jié)構(gòu)及地基;附屬建筑物(如工作橋等)采用MASS質(zhì)量元進(jìn)行簡(jiǎn)化;采用LINK8桿單元模擬錨索效應(yīng)(施加初始應(yīng)變進(jìn)行模擬)，閘墩預(yù)應(yīng)力按損失后噸位計(jì)算，邊墩、中墩主錨索張拉力每根均按4 000 kN計(jì);次錨索張拉力前3排每根均按3 700 kN計(jì)，后1排每根均按3 350 kN計(jì).

計(jì)算范圍及邊界條件:根據(jù)地基模擬范圍對(duì)泄洪閘閘墩動(dòng)力特性影響的分析結(jié)果［10］，地基模擬深度取50 m，寬度取26 m，上下游長度取50 m;閘室地板周邊結(jié)構(gòu)縫按自由邊界處理，地基四周采用全約束，即約束X，Y，Z方向位移，工作橋等附屬建筑物以附加質(zhì)量的形式考慮.泄洪閘及錨索有限元模型如圖4～5所示.

圖4 3#孔泄洪閘閘墩整體有限元模型Fig.4 FEM for 3#sluice pier

圖5 閘墩錨索有限元模型(LINK8單元)Fig.5 Anchor's FEM(LINK8 element)

3 錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)特性的影響分析

3.1 索力損失對(duì)閘墩模態(tài)特性的影響

以上述有限元模型為基礎(chǔ)，計(jì)算5組索力損失程度情況下閘墩模態(tài)特性(前10階)，主錨索索力損失模擬每根按4 000，3 000，2 000，1 000和0 kN 依次遞減;次錨索拉力前3 排每根按3 700、3 000，2 000，1 000 和0 kN依次遞減;次錨索拉力后1排按3 350，3 000，2 000，1 000和0 kN依次遞減.計(jì)算時(shí)，當(dāng)錨索發(fā)生應(yīng)力損失時(shí)，按主錨索與次錨索同時(shí)損失進(jìn)行計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖6所示.從計(jì)算結(jié)果來看，主、次錨索損失對(duì)泄洪閘閘墩自振頻率影響很小(頻率變化基本在小數(shù)點(diǎn)后2位).

3.2 索力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)(動(dòng)位移、動(dòng)應(yīng)力)的影響

3.2.1 泄洪閘閘墩整體水動(dòng)力荷載模型試驗(yàn) 為獲取作用在閘墩上的整體荷載(面荷載)，制作了泄洪閘整體水力學(xué)模型，水力學(xué)模型左、右閘墩沿順?biāo)鞣较蚨挤殖?塊，用于測(cè)量順?biāo)飨蜷l墩不同區(qū)段的水力學(xué)荷載，利于后續(xù)的數(shù)值計(jì)算.面壓力盒承壓面的面積與一個(gè)閘墩段的面積相同，承壓面由2個(gè)力傳感器支撐，受測(cè)段兩側(cè)承壓面的動(dòng)水壓力傳至2個(gè)傳感器，進(jìn)而測(cè)出受測(cè)段的動(dòng)水荷載.閘墩的力傳感器布置如圖7所示，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D8所示.試驗(yàn)工況為不同頻率洪水及不同運(yùn)行方式組合，如表2所示.

圖6 錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)力特性的影響Fig.6 Impact of anchor force loss on pier dynamic characteristics

圖7 閘墩整體面荷載測(cè)試傳感器布置Fig.7 Sensor layout of pier overall load tests

圖8 閘墩整體荷載模型試驗(yàn)Fig.8 Overall load model tests on piers

表2 整體面荷載測(cè)量試驗(yàn)工況Tab.2 Model test conditions of overall load tests

對(duì)各試驗(yàn)工況閘墩整體荷載進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，整體面荷載最大值、均方根見圖9～10(限于篇幅僅給出左閘墩試驗(yàn)結(jié)果).

圖9 各工況左閘墩整體荷載最大值Fig.9 The maximum overall load of left pier

圖10 各工況左閘墩整體荷載均方差Fig.10 Root mean square deviation of overall load of left pier

試驗(yàn)結(jié)果表明，左閘墩最大瞬時(shí)水平推力出現(xiàn)在校核工況，位置在樁號(hào)0+26 m處，約為6.11×103kN，此時(shí)脈動(dòng)推力均方根約為9.1×102kN;其他工況的瞬時(shí)水平推力為1.96×102～5.88×103kN量級(jí)，脈動(dòng)推力均方根為2.25×102～1.0×103kN 量級(jí).通過對(duì)閘墩整體荷載功率譜分析，荷載主頻較低，約為0.05 ～0.15 Hz，脈動(dòng)能量基本分布在0.50 Hz以內(nèi).

3.2.2 索力損失對(duì)閘墩動(dòng)態(tài)響應(yīng)的計(jì)算結(jié)果分析 以校核荷載工況所測(cè)整體荷載為典型計(jì)算工況，將所測(cè)整體面荷載施加至有限元模型進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算，分別計(jì)算錨索索力不同損失程度對(duì)閘墩動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)力的影響，錨索索力損失計(jì)算組次同表1.閘墩動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)力結(jié)果提取節(jié)點(diǎn)位置如圖11所示，其中1～10號(hào)點(diǎn)提取動(dòng)位移，11～31號(hào)點(diǎn)提取動(dòng)應(yīng)力，計(jì)算結(jié)果如圖12～13所示.

圖11 動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)力提取點(diǎn)位置Fig.11 Dynamic displacement and dynamic stress monitoring points

圖12 1～10號(hào)點(diǎn)動(dòng)位移均方根及最大值Fig.12 Root mean square and the maximum dynamic displacement of points

從計(jì)算結(jié)果來看，對(duì)動(dòng)位移而言，錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)位移影響甚微，各計(jì)算組次情況下動(dòng)位移均方根及最大值變化很小;對(duì)動(dòng)應(yīng)力而言，對(duì)于遠(yuǎn)離錨固區(qū)的11～17號(hào)點(diǎn)，動(dòng)應(yīng)力均方根無論是沿高程還是不同計(jì)算組次，其值變化很小，基本在0.02 MPa;閘墩動(dòng)應(yīng)力最大值沿高程逐漸減小，但不同索力損失計(jì)算組次情況下，底部最大動(dòng)應(yīng)力隨索力損失程度增加而增大，即錨索索力的減小增大了遠(yuǎn)離錨固區(qū)的底部的最大動(dòng)應(yīng)力值，增幅約0.2 MPa.對(duì)于錨固區(qū)的18～24號(hào)點(diǎn)以及25～31號(hào)點(diǎn)，動(dòng)應(yīng)力均方根無論是沿高程還是不同計(jì)算組次，其值變化也較小，約0.05 MPa;閘墩動(dòng)應(yīng)力最大值沿高程逐漸減小，在不同索力損失計(jì)算組次情況下，閘墩底部最大動(dòng)應(yīng)力隨索力損失的變化與遠(yuǎn)離錨固區(qū)的11～17號(hào)點(diǎn)變化趨勢(shì)相反，即底部最大動(dòng)應(yīng)力隨索力損失程度增加而呈減小的趨勢(shì)，減幅約0.1 MPa.

總體而言，錨索索力損失對(duì)閘墩動(dòng)位移影響很小，而對(duì)閘墩底部最大動(dòng)應(yīng)力的影響與閘墩部位有關(guān)(即錨固區(qū)與遠(yuǎn)離錨固區(qū))，動(dòng)應(yīng)力最大值的變幅不大，主要體現(xiàn)為局部影響.

4 結(jié)語

預(yù)應(yīng)力閘墩在水利工程泄水建筑物中已廣泛使用，隨著運(yùn)行時(shí)間的增長，錨索索力會(huì)發(fā)生不同程度的降低，本文以某泄洪閘閘墩為例，針對(duì)其運(yùn)行過程中出現(xiàn)的錨索索力損失以及閘墩強(qiáng)烈振動(dòng)現(xiàn)象，采用數(shù)值模擬與水力學(xué)模型試驗(yàn)相結(jié)合的手段，研究了錨索索力損失對(duì)閘墩模態(tài)特性、動(dòng)位移及動(dòng)應(yīng)力的影響.研究結(jié)果表明，錨索索力損失對(duì)閘墩模態(tài)特性及動(dòng)位移影響很小，對(duì)閘墩動(dòng)應(yīng)力而言，閘墩首部(遠(yuǎn)離錨固區(qū))最大動(dòng)應(yīng)力隨錨索拉力減小而增大，閘墩后部(錨固區(qū))最大動(dòng)應(yīng)力有隨錨索拉力減小而減小的趨勢(shì)，最大動(dòng)應(yīng)力變幅在0.1～0.2 MPa.由于本文僅考慮了5組索力損失組合情況，并且在計(jì)算工況的選擇上僅考慮了最大整體動(dòng)荷載(即校核工況，無弧門推力)的工況，對(duì)于閘門局部開啟工況(有弧門推力)以及更多的索力損失組合工況的研究還有待進(jìn)一步加強(qiáng).

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