高水头气动盾形闸门系统整体有限元仿真分析

李广一，魏述和，牛文龙，范宝山

（1.中水东北勘测设计研究有限责任公司，吉林长春130061；2.吉林省水工程安全与灾害防治工程试验室，吉林长春130012；3.江河机电装备工程有限公司，北京100070）

高水头气动盾形闸门系统整体有限元仿真分析

李广一1，魏述和2，牛文龙3，范宝山1

（1.中水东北勘测设计研究有限责任公司，吉林长春130061；2.吉林省水工程安全与灾害防治工程试验室，吉林长春130012；3.江河机电装备工程有限公司，北京100070）

气动盾形闸门是综合传统钢闸门及橡胶坝优点的一种新型闸门，在我国正逐步得到广泛的应用，但我国针对高水头的气动盾形闸门系统的研究相对较少，尚未形成完整的理论体系。本文以旺起镇6×20 m的高水头气动盾形闸门系统为典型案例，建立钢门板-气袋-主锚栓-水工混凝土基础的整体有限元模型，对门体结构强度、气袋受力（安全）、主锚栓应力状态、水工基础进行有限元计算，研究分析高水头气动盾形闸门系统的应力变形分布情况，为今后高水头气动盾形闸门系统的优化设计和定性设计提供必要且可靠的理论支撑。

气动盾形闸门；高水头；有限元计算；应力变形

0 引言

气动盾形闸门属于大跨度水工闸门[1]，目前挡水高度为0.5～4.0 m低水头气动盾形闸门系统的国产化工作已经完成[2]，而4～6 m气动盾形闸门尚需利用美国专利技术，我国缺乏相应的理论设计体系，设计制造的成本费用高，因此，本文通过对典型高水头气动盾型闸门系统进行结构的整体有限元计算，深入研究并分析计算结果，总结高水头气动盾形闸门在实际运行中存在的结构稳定安全问题。为推动高水头气动盾形闸门系统的国产化和优化设计提供必要的理论支撑，并促进了我国新型水闸技术的进一步发展。

本文以旺起镇挡水高度6 m的气动盾形闸门系统为工程实例，开展高水头气动盾形闸门系统的研究，借助大型有限元通用程序ADINA，建立气动盾形闸门系统的整体分析模型，计算各种挡水工况下，闸门面板，气袋、铰链、锚固系统、混凝土基础的变形和应力响应。

1 工程概况

旺起镇气动盾形闸门位于松花湖旺起镇湖滨人工湿地，该水闸设置单个闸孔，闸孔宽度为20 m，设计挡水高度为6 m，校核洪水位265.3 m，用于洪水期泄洪，非洪水期挡水。底板高程257.00 m，闸顶高程263.00 m，闸墩墩顶高程265.00 m。气动盾形闸门典型断面图见图1所示。

图1 气动盾形闸门典型断面

2 钢闸门-气袋-主锚栓-基础混凝土有限单元模型建立

气动盾形闸门结构系统计算分析存在诸多困难[3]：大位移大变形问题、材料非线性问题、接触问题等。所以，为实现有限元整体模型的建立与分析，必须抓住主要矛盾，合理进行简化。依据吉林市旺起镇6 m高水头气动盾形闸门实际尺寸，在ADINA程序中赋予模型部件相应的几何尺寸：包括闸门面板、气袋、夹铸具、锚栓、铰链和基础混凝土等。

2.1 材料本构关系选用

钢门板、夹铸具、主锚栓和混凝土采用线弹性材料模型。模型分析中的关键部件——气袋，是采用特殊橡胶材料制作而成的，其计算参数通过试验[4]获得。通过分析发现，材料的应力-应变关系曲线在应变30%以内近直线变化。综合考虑以下三点，气袋采用线弹性本构模型：

（1）通过实际检测分析发现，气袋应变在10%以内；

（2）气袋材料应变小于30%时应力-应变关系近似直线变化；

（3）气动盾形闸门有限单元整体模型较复杂，合理简化材料本构有助于提高模型整体的计算精度。

故气袋本构关系采用线弹性模型，抑制带和铰链材料参数同气袋材料参数。表1列出了各种材料参数。

表1 气动闸门整体有限元模型材料本构参数

2.2 荷载及边界条件

有限元分析主要是模拟自重条件下，上游挡水水头6.0 m及其他的超设计工况时，气动盾形闸门各组件按第四强度理论计算的等效应力、位移分布及极值分析。

由于闸门横河向存在对称性，根据结构力学中对称结构的求解原理，仅计算完整的一扇闸门对应的闸门段。闸门段横河向截断边界采用对称约束条件；顺河向上下游截断边界采用垂直约束边界；其余构件按照工程实际情况施加荷载和边界条件。

2.3 模型单元和网格划分

模型划分全部采用结构化网格，主要采用8节点等参单元，单元总数为70136，节点总数为82270。模型及单元划分如图2所示。

图2 模型及单元划分

3 计算工况与结果分析

3.1 计算工况

采用有限单元模型共计算三种工况。工况一：上游水深6.0 m（设计水头）、气袋采用直经直纬四布五胶材料；工况二：上游水深6.0 m（设计水头）、气袋采用斜经斜纬四布五胶材料；工况三：上游水深6.5 m（最高过流水头）、气袋采用直经直纬四布五胶材料。三种工况下游均无水，几何条件、边界条件、网格划分和重力都相同，气袋充气压力均为0.2 MPa。

3.2 结果分析

本文仅列出工况一的变形和按第四强度理论换算的等效应力云图。

图3 气动闸整体变形图注：放大5倍，1为初始位置，2为变形位置）

图3显示，在气袋充气压力为0.2 MPa时，气袋膨胀，闸门被顶起挡水，抑制带拉紧。气袋、抑制带和闸门板发生相对较大位移（包括构件刚体位移和转动）。

图4 气动闸整体位移云图

图4气动闸整体位移云图说明气动闸系统位移趋势为：气袋充气膨胀，推动闸门板绕铰链向上游方向转动，抑制带被拉紧，最大位移出现在闸门板顶部，大小为120.2 mm。此外，图4中圆形标注部位的混凝土产生了向下游和竖直向上的变形。

图5 气动闸整体等效应力云图

图5气动闸整体等效应力云图表明，气袋、抑制带、锚栓和基础混凝土等效应力水平不高，而闸门板等效应力水平相对较高，最大等效应力出现在闸门板加劲肋上，其值为110.5 MPa，但远小于其钢材的设计强度。图5中圆形标注区的混凝土出现了应力集中现象，但相对于混凝土承载力较小。

图6 锚固系统变形云图

图6锚固系统变形云图显示，夹铸具下游侧位移较大，上游侧和主锚栓位移相对较小，锚固系统位移总体而言变形较小；位移最大值出现在夹铸具下游侧与铰链接触的端部，其值为0.12 mm。

图7 锚固系统等效应力云图

图7锚固系统等效应力云图显示，锚固系统（包括夹铸具和主锚栓等）大部分区域等效应力小于5.0MPa，相对高等效应力区是基础混凝土的主锚栓部分，最大值为19.5 MPa，远小于主锚栓的设计强度。

表2 气动盾形闸门位移及等效应力表

从表2可以看出，相比于工况一，工况二将气袋材料由直经直纬四布五胶改为斜经斜纬四布五胶材料，其弹性模量增大，闸门板、气袋和锚固系统的位移变小，其值减小幅度分别为19.88%、17.09%、8.33%；而等效应力降低幅度不大，其中锚固系统降低幅度最大，但未超过7.00%。相比于工况一，工况三挡水高度由6.0 m增加为6.5 m，闸门板和气袋位移变大，增大幅度分别为7.07%和9.36%，锚固系统位移变化可忽略，而等效应力增长幅度均未超过9.00%。

4 结论

基于所建立的钢门板-气袋-主锚栓-基础混凝土整体有限元模型，以旺起镇气动盾形闸门为工程原型，进行了不同气袋材料、挡水压力等多种工况的有限元数值模拟，研究得到以下结论：

（1）闸门板最大等效应力都出现在加劲肋上，位置在门板1/3高程处，大小在110 MPa左右，远小于钢材的设计强度；气袋等效应力为8.7 MPa左右，对应的应变均小于9.0%，远低于气袋材料试验中30%～35%的“弹性极限”状态；

（2）混凝土基础位移变形较小，绝大部分区域小于0.02 mm。气袋根部处的混凝土在气袋挤压力作用下，产生向下游和竖直向上的变形；由于变坡，抑制带压板上游变坡处的混凝土出现应力集中现象，等效应力出现相对较大值，最大值为2.5 MPa左右，考虑混凝土处于受压状态，且气袋根部处有钢埋件的设置，实际中这种变形趋势会削弱。在施工中应注意混凝土的施工工艺，保证该处的混凝土质量。

（3）在各种工况下，钢门板应力和位移的安全系数均在3.0左右，满足正常使用和极限承载要求。

通过对典型高水头气动盾形闸门系统的整体结构的有限元计算分析，将高水头气动盾形闸门系统的研究上升至理论分析阶段，从根本上掌握了高水头气动盾形闸门各部件在实际运行中的应力变形分布情况，为今后高水头气动盾形闸门系统的结构优化和定型设计提供了可靠的理论借鉴。

[1]于锋.气动盾形闸门系统[J].中国水利，2008（22）：70.

[2]胡荣金，刘振.气动盾形闸门系统在前湖水综合整治工程中的应用[J].南昌工程学院学报，2015,34（6）：34-36.

[3]冀振亚，高国柱，孙云峰.气动盾形闸门系统力学模型的建立与分析[J].水利规划与设计，2013,11：50-53.

[4]陈尔凡.高水头橡胶坝体材料技术及性能研究总结报告[R]，沈阳化大高分子材料研发中心有限公司，2016.12.

TV663

A

1672-5387（2017）04-0039-04

10.13599/j.cnki.11-5130.2017.04.011

2017-02-22

李广一（1983-），男，高级工程师，从事水力学模型试验、数值模拟计算分析、河道生态水力学研究工作。