本發(fā)明涉及水利工程混凝土結構設計中軟基上閘首結構施工期綜合考慮軟基固結和混凝土徐變的應力分析方法。

背景技術：

內(nèi)河水運具有運量大、成本低、效益大、對環(huán)境污染小等特點，對促進流域經(jīng)濟發(fā)展發(fā)揮了重要作用。船閘是水運工程中的主要通航建筑物。

閘首混凝土方量雖然相對于其他水工大壩等建筑物而言是較小的，但仍需要作為大體積混凝土結構進行考慮。尤其是底板，一般厚度達到2～3米，且大部分一次澆筑完成；邊墩方量相對較小，但由于設置了廊道，空箱等薄壁結構，使得閘首結構錯綜復雜。

現(xiàn)有閘首計算方法主要以規(guī)范計算方法為主，即將上部結構、基礎和地基各自獨立分開，將每一部分作為獨立的結構利用材料力學的方法進行計算。

現(xiàn)有研究分析，船閘的大體積混凝土結構開裂的主要是由于結構澆筑后混凝土的溫度應力造成的。

軟土地基的滲透性低，具有明顯的固結特性，造成地基的沉降隨時間是變化的，且現(xiàn)有土力學已指出土體具有彈塑性特性，傳統(tǒng)的彈性理論已不適用。

地基的較大沉降和不均勻沉降會對上部結構的安全性和穩(wěn)定性有著嚴重的影響，尤其對于閘首底板此類大體積混凝土板結構。

技術實現(xiàn)要素：

本發(fā)明的目的在于針對現(xiàn)有軟基上閘首結構設計的不足，綜合考慮上部結構-基礎-地基系統(tǒng)整體性、大體積混凝土的溫度場和徐變特性、軟土地基彈塑性固結沉降特性，提供一種多物理場整體分析的軟基上閘首結構施工期的應力分析方法。

本發(fā)明所述的基于有限單元法的軟基上閘首結構施工期結構應力的分析方法，包括如下步驟：

一種考慮軟基固結和混凝土徐變的閘首施工仿真方法，包括以下步驟：

(1)若在前期設計過程中已進行足夠的實驗測試，則根據(jù)前期設計報告，確定船閘閘首結構的混凝土和軟土地基在計算過程中所需要的熱學和力學計算參數(shù)；若在前期設計過程中未進行足夠的實驗測試，則根據(jù)當?shù)毓こ痰膮?shù)經(jīng)驗值進行預計算，并通過施工前期的部分監(jiān)測數(shù)據(jù)進行反演校正；

(2)根據(jù)閘首結構和地基開挖的設計方案，使用有限元前處理軟件建立閘首結構與地基的三維幾何模型，并進行網(wǎng)格劃分，生成可用于有限元計算的有限元網(wǎng)格；

(3)根據(jù)閘首的施工方案，確定計算分析的時間步驟，同時估算混凝土澆筑的初始溫度和計算期間內(nèi)的氣溫，同時根據(jù)混凝土表面的保溫措施，計算閘首結構與空氣接觸面部分的等效的對流換熱系數(shù)；

(4)跟據(jù)上述所得的初始溫度、對流邊界條件、水化熱和時程分析步驟，計算混凝土和地基的溫度場變化；

(5)根據(jù)地基開挖的方案，計算開挖后的地基的初始孔壓和地應力的分布；

(6)將已計算得到的溫度場作為溫度荷載施加到閘首結構和地基上，并在地基中應用步驟5中得到的初始孔壓和地應力，并施加其他荷載(如重力)，混凝土采用徐變模型，軟土地基采用彈塑性固結模型，進行多物理場計算。

進一步的，步驟1中所述的計算參數(shù)包括：混凝土的熱傳導系數(shù)、混凝土的比熱、混凝土的密度、混凝土的水化熱模型參數(shù)、混凝土的對流換熱系數(shù)、混凝土的熱膨脹系數(shù)、混凝土的彈性模量、混凝土的泊松比、混凝土的徐變模型參數(shù)、土體的熱傳導系數(shù)、土體的比熱、土體的密度、土的對流換熱系數(shù)、土的熱膨脹系數(shù)、土體的滲透系數(shù)、土體的彈性模量和土體的彈塑性模型參數(shù)。

進一步的，步驟2中所述的閘首結構包括底板、廊道、空箱、切角和門庫。

進一步的，步驟2中所述的地基根據(jù)真實的工程地質(zhì)勘測進行合理的分層。

進一步的，步驟3中所述的氣溫，如果對于短期計算預測，則使用天氣預報數(shù)據(jù)；如果對于長期計算預測，則使用工程經(jīng)驗模型。

進一步的，所述的混凝土的水化熱模型參數(shù)，其中水化熱模型采用雙指數(shù)模型為：

$Q\left(\mathrm{\τ}\right)=W_c{Q}_{\mathrm{\∞}}(1-e^{-{\mathrm{a\τ}}^b})$

其中，W_c為混凝土中水泥用量，Q_∞為水泥最終水化放熱量，a和b為混凝土水化熱實驗參數(shù)。

進一步的，所述的混凝土的彈性模量和徐變模型參數(shù)，其中彈性模量隨時間的變化模型為：

$E\left(\mathrm{\τ}\right)=E_{\mathrm{\∞}}(1-e^{-{\mathrm{a\τ}}^b})$

其中，E_∞為最終彈性模量，a和b為混凝土彈性模量的實驗參數(shù)；

徐變模型為：

C(t,τ)＝C_a(1+9.2τ^-0.45)[1-e^-0.3(t-τ)]+C_b(1+1.7τ^-0.45)[1-e^-0.005(t-τ)]

其中，C_a和C_b為實驗參數(shù)，t為時間。

進一步的，所述的土體彈塑性模型參數(shù)，土體的彈塑性模型采用修正劍橋模型，其屈服函數(shù)為：

$f=\frac{q^2}{M^2}+p(p-p_0)$

其中，M為應力比，p為平均應力，q為廣義剪切應力，p₀為預固結壓力；在計算時所需要的參數(shù)有：正常固結線斜率λ，回彈線斜率κ，應力比M，預固結壓力p₀。

本發(fā)明一種考慮軟基固結和混凝土徐變的閘首施工仿真方法與現(xiàn)有技術相比，其優(yōu)點在于：

第一、將上部結構-基礎-地基系統(tǒng)進行整理考慮，不再將它們獨立分開計算；

第二、考慮了對早期混凝土影響較大的徐變特性；

第三、考慮了軟土地基的彈塑性固結特性。

以上三點使得閘首施工期的計算較為完善的考慮到各種影響因素，使得計算結果更為合理準確。

附圖說明

圖1為本發(fā)明分析方法流程圖；

圖2為某閘首和開挖后地基的有限元模型；

圖3為溫度監(jiān)測點和數(shù)據(jù)提取點；

圖4為日平均氣溫曲線；

圖5為底板處溫度監(jiān)測值與計算值對比；

圖6為開挖后孔隙水壓力平衡值；

圖7為開挖后鉛直應力平衡值；

圖8為彈性和彈塑性固結計算的S2點和M2點垂直位移的變化對比圖；

圖9為彈性和彈塑性固結計算的S1、S2、M1和M2點處最大主應力變化對比圖；

圖10為邊底板澆筑完畢時地基孔隙水壓力分布圖。

具體實施方式

以下結合一個實例對本發(fā)明作進一步詳細說明。

本實例中混凝土水化熱采取公式熱學計算參數(shù)參見表1。

表1熱學參數(shù)

混凝土的彈性模量公式為其中E_∞＝34.25×10⁶kPa，a＝0.28，b＝0.52；混凝土的泊松比為0.167；混凝土徐變度公式為C(t,τ)＝C_a(1+9.2τ^-0.45)[1-e^-0.3(t-τ)]+C_b(1+1.7τ^-0.45)[1-e^-0.005(t-τ)]，其中C_a＝6.39×10^-6/MPa，C_b＝1.444×10^-5/MPa。

本實例中軟土地基根據(jù)工程地質(zhì)勘測共分為9層，使用修正劍橋固結模型，土的泊松比為0.3，其他計算所需要的參數(shù)值參見表2。

表2土體彈塑性固結參數(shù)

本實例中的有切角閘首結構在橫河向?qū)挒?6.9m，在順河向長為28.6m，在鉛直向上的高度為11.9m(其中底板厚2.6m)，閘首結構和開挖后地基的有限元模型如附圖2所示，其中的底板上的溫度監(jiān)測點(T1、T2和T3)和結果數(shù)據(jù)提取點(M1、M2、S1和S2)的示意圖如附圖3所示。

施工方案如表3所示，施工期間的氣溫如附圖4所示。

表3施工步驟及時長

根據(jù)上述參數(shù)及時程步驟計算溫度場，溫度監(jiān)測點T1、T2和T3的監(jiān)測結果與計算結果的對比如附圖5所示。

根據(jù)基坑開挖方案：分兩級向下開挖，平臺上坡比為1:2，中間平臺寬度為5m，平臺下坡比為1:2.5。進行開挖后的孔隙水壓力和地應力的平衡。附圖6為開挖后地基的孔隙水壓力平衡值，附圖7為開挖后地基的鉛直應力平衡值。

將平衡后的孔隙水壓力和地應力作為地基彈塑性固結計算的初始條件，將溫度場結果作為閘首結構和地基的溫度荷載，同時施加結構和地基的重力荷載。進行位移場和應力場的計算。

作為對比，同時進行了將地基作為彈性模型的計算。附圖8為一段時間內(nèi)的M2和S2點處垂直位移彈性計算和彈塑性固結結算的結果對比，可見彈塑性固結計算的結果具有明顯的時間效應，并考慮到了施工過程中孔隙水壓力變化的影響。

附圖9為彈性和彈塑性固結計算的S2、S2、M1和M2點處最大主應力變化對比圖。彈性計算的值總體上偏大，超過規(guī)范中的強度值，通過彈塑性固結計算得到的結果更為合理，更符合現(xiàn)場觀測得到的結果。

使用彈塑性固結地基計算可同步得到軟基中孔隙水壓力的分布，從而反映孔隙水壓力對上部結構的影響，如附圖10為邊底板澆筑完畢時地基的孔隙水壓力分布圖，由于軟土的較低滲透性，孔隙水壓力在邊底板底部增大，從而影響邊底板底部的位移和地基的沉降，隨著孔隙水壓力的消散，地基沉降會逐漸增大。

本發(fā)明不局限于上述實施方式，對于本技術領域的普通技術人員來說，在不脫離本發(fā)明原理的前提下，還可以做出若干改進和潤飾，這些改進和潤飾也視為本發(fā)明的保護范圍之內(nèi)。本說明書中未作詳細描述的內(nèi)容屬于本領域?qū)I(yè)技術人員公知的現(xiàn)有技術。