冲口门水闸过渡段挡墙设计对结构静力及渗流场影响研究

黄利国

(中山翠亨新区工程项目建设事务中心，广东 中山 528400)

1 概述

水闸是水利工程中重要控流、节流设施[1-2]，其运营安全稳定性与其附属建筑密切相关，研究水闸运营离不开对其附属建筑的分析。挡墙结构是水闸整体枢纽工程中重要的附属水工结构[3-4]，可较好帮助水闸完成消能、挡土等作用，因而研究挡墙结构设计对推动水闸运营可靠性具有重要意义。张文皎等[5]、谢先坤[6]、孙桂凯等[7]借助物理模型试验方法，探讨了水闸、溢洪道及消能池等水工建筑在运营期水力特征，特别是针对体型设计开展了优化分析，对模型试验的深入应用推广起着典范作用。许涛等[8]、李欣娟等[9]从结构静、动力场稳定性入手，采用多元仿真平台研究了泵站、心墙坝等水利结构的应力、位移响应特征，进而评价不同设计方案下的最大适配性，为工程设计优化提供了计算依据。华中等[10]、范海东[11]从水力特征计算考虑，采用FLUENT、FLOW 3D等平台入手，建立渗流场模型，探讨了水工设计方案与水利设施流场流速、水位及水沙特征关系，分析不同设计方案下流场参数演变特性，从而作为工程设计的评价佐证。本文根据南朗镇冲口门水闸运营现状，提出在水闸过渡段增设挡墙结构，并开展了过渡段挡墙结构迎水面不同拐角形式方案的设计优化，从静力与渗流场两维度考量设计方案的技术优势，为工程建设提供参考。

2 工程设计模拟

2.1 工程背景

冲口门水闸位于中山市南朗镇南冲路，坐落于翠享快线与X573县道交汇路口东南方向约365 m位置，是丰阜湖联圩枢纽上重要控流设施(如图1所示)。

图1 冲口门水闸位置示意

丰阜联圩属滩涂围垦淤积地，常受台风暴潮的正面袭击，该联圩工程干堤总长为500 m，堤面宽为4 m，堤顶高程为3.0 m左右，1997年在原堤前移建干堤，延长堤围总长至800 m，而堤面宽度增大1.5倍，进一步堆筑堤防，其最终堤顶高程达4.5 m。在丰阜联圩一侧修建有虎池围海堤，其堤顶高程为4 m，堤面宽度为7 m，迎水侧坡度为1：3，采用碎石土堆筑坝形式，且堤身采用生态护坡与防渗混凝土联合式固坡，监测表明新建虎池围海堤渗流活动较平静，对丰阜联圩内堤防渗流场影响较小。丰阜湖联圩枢纽中北部有排洪渠，主要承担北侧农田防洪排涝等水利功能，全长约为5.2 km，渠面宽度分布为10～35 m，最宽处位于距离冲口门水闸上游155 m处，该排洪渠也可作为联圩工程内集水流域，承担上游大泉水库泄洪，确保下游冲口门水闸工作流量不宜过大，满足消能降冲要求。全联圩枢纽中涉及河流包括有中心一河、中心二河、兰溪河、下沙排洪渠等，各河流堤防面宽度分布在3～7 m，最大过流量为245 m3/s，针对各河流防洪要求，联圩内修建有贝里坑堤防、白企坑堤防、大溪堤防、北部排洪渠堤防及兰溪河堤防等，最大高程为白企坑堤防，达10.22 m，堤防高程最小为泮沙排洪渠堤防，仅为0.7 m。由于联圩工程内修建堤防高程差异性较大，导致上游泄流过程中水力势能极易在高程突变区积累，导致下游水闸设施受水力势能冲刷影响。

冲口门水闸是联圩内运营年限较长、受水力势能影响较大的水利设施，为多孔式过流设计，共有5孔，闸孔总净宽为12 m，区段内集雨面积为40.93 km2，渗透坡降为0.001 7，水文模拟计算得到过流断面最大洪峰流量为320.7 m3/s，这也是本文后续设计计算的基础。根据对冲口门水闸现状调查得知，其闸顶高程为4.84 m，迎水侧水位为2.41 m，闸基础采用人工预制桩，其地基土体以沉降变形较大的淤泥土为主，厚度约13 m，闸室底板厚度为1.2 m，闸室长度为10 m，另在基础与底板接触面铺设有防渗垫层，厚度为0.3～0.4 m，其剖面设计如图2所示。由于冲口门水闸运营中受上游大流量冲刷影响，导致下游水利设施控流、消能效果减弱，启闭系统受损严重(如图3所示)，为此考虑在水闸过渡段增设一水工挡墙结构，并针对挡墙结构设计开展对比优化，进而提高冲口门水闸运营水平。

图2 水闸剖面设计示意

图3 水闸运营现状示意

2.2 设计模拟

为研究冲口门水闸过渡段挡墙结构最优设计，本文采用UG建模平台建立起水闸整体模型[12]，并针对闸室及过闸段提取，分别建立相应模型(如图4所示)。该水闸模型已进行网格划分，在底板、闸顶等重要部位加密划分，单元网格本构模型符合水闸实际用材，整体模型共有微单元网格226 826个，节点数186 826个。

a 整体模型 b 闸室模型图4 水闸模型示意

从挡墙结构的适配性角度考虑，采用加筋土扶壁挡墙作为结构模型[13]，但挡墙迎水侧拐角形式乃是本文设计优化的重点，共有圆弧转角、折线转角及直角转角3种设计方案，依据此3种设计方案分别建立了相应的计算模型(如图5所示)。该模型中以简易加筋土扶壁挡墙为基础模型，针对性模拟拐角处截面状态，全模型尺寸均为3 m×3 m×2 m，而拐角处截取的模型边长为0.6 m。3种拐角设计形式中挡墙模型的土工格栅层间距均为0.8 m，长度为1.4 m，最底部格栅距离水闸底板处为0.2 m，挡墙迎水侧面板厚度为0.25 m，采用刚性材料，模型计算时也采用弹性本构模型，经叠加挡墙其他构件后，拐角处模型如图6所示。

a 圆弧体型 b 折线体型 c 直角体型图5 不同拐角形式设计方案示意

a 圆弧体型 b 直角体型 c 折线体型图6 拐角模型示意

基于上述已创建模型，3种模型方案中均设定底部为全约束条件，各向位移均受限，而侧壁上仅为X向受限，存在两向自由度边界条件。模型中所有计算参数均按照工程实际材料取值，X、Y、Z正向分别为闸室下游向、闸室左岸向及结构垂直上方向。从计算荷载考虑，上游泄流量乃是影响冲口门水闸稳定性的关键因素，因而计算时按照最大洪峰的10%(32 m3/s)、25%(80 m3/s)、40%(128 m3/s)、55%(176 m3/s)、70%(224 m3/s)、85%(272 m3/s)、100%(320 m3/s)换算，相应的挡墙背水侧水位统一按照2.4 m设定。通过综合分析结构静力场与区段内渗流场特征，评价挡墙3种拐角设计方案的技术综合优势。

3 结构静力场特征

3.1 应力特征

根据对不同来水流量工况下结构静力场计算，获得挡墙拉应力影响变化特征(如图7所示)。从图7中可看出，流量愈大，挡墙结构上拉应力愈大，在拐角折线方案中上游流量为32 m3/s下最大拉应力为2.91 MPa，而流量为128 m3/s、224 m3/s、320 m3/s方案下拉应力较前者方案中分别增大了11.2%、23.7%、63.6%，按照各方案中流量梯次增长48 m3/s下，其结构拉应力平均可增长8.7%；同理，在拐角直角挡墙与圆弧拐角挡墙方案中，拉应力受流量工况影响下的增幅分别为9.6%、4.8%，即以拐角圆弧方案下挡墙结构拉应力受影响敏感度最低[14-15]。分析认为，水力冲击作用下，动能转换成势能作用在挡墙结构上，进而导致挡墙局部结构产生较大张拉应力。对比3种拐角形式挡墙方案，在各流量工况中均以直角拐角挡墙结构拉应力最高，其在各工况中分布为3.89～6.48 MPa，而折线拐角、圆弧拐角挡墙两者方案的拉应力较前者分别减少了25.3%～37.2%、66.2%～71.4%，尤以圆弧拐角方案下拉应力水平最低，其在各流量工况中拉应力最大未超过2 MPa，甚至上游流量达到最大洪峰，该方案挡墙结构拉应力仍满足材料安全应力要求。

图7 拉应力影响变化特征示意

挡墙结构另一部分重要作用乃是加固墙后土体，提升土坡整体稳定性，因而不同拐角形式的挡墙结构势必需要考虑土压力影响变化，图8为不同流量工况下挡墙拐角处土压力变化特征。

从图8中可看出，拐角处土压力受上游流量增大影响，其土压力呈缓慢增长态势，且土压力与流量参数具有正相关关系，初期整体增幅较小，在拐角直角方案中流量128 m3/s、320 m3/s工况下土压力较之流量32 m3/s下分别增长了9.6%、71.3%；但从整体上看，在拐角直角与折线方案中，当流量接近最大洪峰后，拐角处土压力达到“失控”增长态势，如折线拐角方案中流量272 m3/s 、320 m3/s工况下土压力分别达8.82 kPa、11.34 kPa，较之前一流量224 m3/s下分别增长了33.8%、72%，表明在水闸高流量运营工况下，此两种拐角方案中墙后土压力安全稳定性受到较大挑战，极易发生倾覆及渗透突涌。从3种拐角设计方案中土压力对比也可知，圆弧拐角方案下土压力分布为3.96～4.81 kPa，而直角与折线拐角挡墙土压力较前者分别具有增幅89.4%～171.3%、42.6%～135.9%，整体上圆弧拐角挡墙对墙后土压力的控制及及加固作用为最佳[16]。分析认为，拐角处乃是挡墙承载面积发生突变点，应力集中较显著，而圆弧拐角可较好过渡两侧水力势能，减少背后土压力受水力势能扰动影响，进而表现土压力水平较稳定的现象。

图8 土压力变化特征示意

3.2 位移特征

根据对3种方案中挡墙位移分析，获得位移分布特征(如图9所示)。分析表明，其位移分布基本类似，均以顶部变形最大，且聚集有大变形区域，且拐角处变形值高于挡墙两侧，此与拐角部位处受承载面积的突变特点影响，故而聚集有较大范围变形，3种拐角方案中最大变形分别为2.93 mm、3.03 mm、3.04 mm，量值上差异较小，但从分布范围对比来看，以圆弧拐角挡墙在拐角上的大变形分布最少，其分布变形为3～3.03 mm，而折线拐角挡墙大变形区分布范围最广。

a 折线体型

b 圆弧体型

c 直角体型

对比不同流量工况下3种拐角形式挡墙拐角处的最大位移变化特征可知(见图10)，位移特征受流量工况影响在3个拐角方案中均有差异，直角拐角挡墙中最大位移呈线性上升，增幅较快，流量为32 m3/s下位移值为2.95 mm，而每梯次增长48 m3/s时，可引起拐角处位移增长15.2%，而在折线方案中，其初期流量工况下位移值甚至低于圆弧拐角方案，但当流量逐步增大至接近洪峰时，其位移值超过圆弧拐角方案，对应的节点流量为176 m3/s，随每梯次流量，折线拐角方案下位移值有平均增幅13.3%。与前两种拐角方案不同，圆弧拐角挡墙位移值在各流量工况中增长较缓慢，特别是在高流量工况中甚至处于“迟滞”状态，如流量272 m3/s 、320 m3/s工况下位移值稳定在2.12 mm，即高流量工况运行下，拐角圆弧挡墙结构在承载面积突变点仍具有较好静力稳定性。

图10 最大位移变化特征

4 区段渗流场特征

不同拐角形式的挡墙对水闸抗冲刷保护能力有所差异，其显著反映在闸室区段内渗流场特征，因而本文基于不同拐角方案，利用流场仿真模型计算获得闸室区段内流场流速变化特征(如图11所示)。

a 流量32 m3/s

b 流量272 m3/s

从图11中可知，在相同流量工况下，流速水平最高为折线拐角方案，在流量为32 m3/s工况中，其流速分布为0.97～1.35 m/s，闸室内平均流速为1.18 m/s，而圆弧拐角、直角拐角方案中平均流速较前者分别减少了45.7%、79.7%，虽流速水平过高，有利于冲淤排沙，但过大的流速对下游水工建筑的冲刷效应不可忽略；另一方面，在折线拐角方案中其流速变化具有较大波幅，流量为32 m3/s工况下最大波幅达38.3%，流速稳定性欠佳，同样在直角拐角方案中也存在局部的波幅，极易导致闸室内发生局部的紊流及涡旋活动，不利于控流安全性。当流量工况增大至272 m3/s下，3个拐角方案中流速特征与低流量工况下基本一致，圆弧、直角拐角方案下平均流速较折线拐角方案下分别减少了27.7%～52.3%、64.6%～86.8%，即流量愈大，不同拐角方案间流速水平差异性增大。同时，折线拐角方案中流速波动性也增大了，最大波幅可达62.8%，而直角拐角方案中波幅也达144.8%，仅圆弧拐角挡墙方案中最大波幅仍维持在2%范围内，稳定性较佳。综合流速水平及变化趋势，认为圆弧拐角挡墙方案中控流、冲淤及降沙技术综合优势最大。

5 结语

1) 流量愈大，挡墙拉应力愈大，流量梯次增长48 m3/s下，折线、直角与圆弧拐角方案中拉应力分别平均可增长8.7%、9.6%、4.8%；3种拐角方案中直角与圆弧拐角挡墙拉应力为最高与最低，圆弧拐角方案中结构拉应力最大未超过2 MPa；墙后土压力随流量工况缓慢增长，直角与折线拐角方案中土压力在高流量工况下已达到较高水平，圆弧拐角方案下土压力分布水平最低。

2) 挡墙拐角处变形高于两侧，且分布有大变形区，但最大变形值在3种拐角方案中差异较小；直角拐角挡墙中最大位移增幅最大，每梯次流量下位移增长15.2%，圆弧拐角增长缓慢，在高流量工况中位移值稳定。

3) 折线拐角方案流速水平最高，但波幅也最大，在流量为32 m3/s、272 m3/s下分别达38.3%、62.8%，圆弧拐角挡墙方案波幅最低，流速水平适中，直角拐角方案流速最低。

4) 综合3种拐角方案下静力与渗流场特征，认为圆弧拐角方案更适配水闸过渡段挡墙结构。