张宁 关云飞 李夫仲 夏伟

摘要：带卸荷板的整体式闸室结构具有降低闸室内力和位移、增加抗浮能力的作用，作为一种新型水工结构，首次应用于浍河南坪船闸工程。为进一步揭示该闸室结构在回填荷载作用下的受力与变形特性，通过现场监测和数值模拟，分析了回填荷载下闸墙所承受的土压力、孔隙水压力以及闸墙变形量随时间的变化规律：相较于传统的坞式闸室结构，带卸荷板的整体式闸室结构所受到的土压力和有效应力显著降低，卸荷效应明显，闸室结构变形得到有效控制，新结构提高了船闸的安全性与稳定性。

关键词：卸荷板;回填施工;现场监测;土压力;船闸

中图分类号：TV698.1+l;U641.3+l

文献标志码：A

doi：10. 3969/j .issn.1000- 1379.2019.05.030

近年来，已有不少船闸由于运行时间较长而导致局部滑移变位甚至失稳，使得整个船闸的安全性能大大降低，使用寿命也难以保证[1]。与传统的坞式闸室结构相比，带卸荷板的整体式闸室结构具有受外荷载作用小、安全性高、工期短、造价低等优点[2]。对于带卸荷板的整体式闸室结构的相关研究尚在起步阶段，在设计计算、施工工艺以及工作机理分析等方面还没有成熟的经验可供参考。

Benmebarek等[3]采用FLAC 3D数值方法研究了结合土中刚性粗糙挡土墙平移引起的三维被动土压力，并将数值分析结果与极限平衡法、极限分析上限法和实验方法进行了比较：付长静等[4]提出了一种简便方法，将板桩结构分为多个部分，按非极限状态土压力理论分别计算主桩和锚桩的土压力，由此计算出板桩所受的土压力：王琰等[5]利用有限元对分离卸荷式板桩码头结构在施工过程中的承载特性进行数值模拟，以此来研究分离卸荷式板桩码头的卸荷效应与机理：龚丽飞[6]采用离心模型试验探求结构与土相互作用的机理，并依托ANSYS有限元软件对该新型结构进行初步数值模拟分析：李武等[7]采用物理模型试验的手段来验证数模分析中的土体参数，再由数模分析手段探究土体参数对闸室结构所承受外力以及变形的影响规律。

现有的文献主要从模型试验和数值模拟等方面研究传统的直立式挡土墙或卸荷式板桩码头结构的工作特性。而带卸荷板的整体式闸室结构是一种新型水工结构，对其受力与变形特性的研究少之又少，席荣等[8]利用ABAQUS有限元软件对卸荷式船闸进行了数值模拟，通过控制卸荷板的设計高度、宽度和厚度等来研究闸墙的水平位移、土压力和弯矩分布等的变化规律。考虑到模型试验与数值模拟中工程地质条件较难把握，边界条件难以确定，模型与原型不尽相同，因此有必要对带卸荷板的整体式闸室结构的受力、变形进行现场测试。本文依托浍河南坪船闸工程，通过现场埋设的土压力、孔隙水压力及倾角位移传感器，研究回填荷载下带卸荷板的整体式闸室结构的外力及变形随时间的变化规律，并得到闸室墙的有效应力分布，为该新型船闸闸室结构的设计与推广应用提供必要的理论指导与数据支撑。

1 现场监测概况

1.1 带卸荷板的整体式闸室结构

安徽浍河南坪船闸闸室部分采用带卸荷板的整体式钢筋混凝土U形槽闸室结构，该结构由垫层、底板、闸室墙及卸荷板组成，如图1所示。闸室顺水流方向长200.0 m，共分12节，每节分缝长度16.7 m;闸室墙口门宽为23.2 m，净宽23.0 m;闸室底板设计厚度达2.4 m;闸室墙高12.6 m.顶宽0.8 m，底宽2.4 m，并设1.0 mxl.5 m倒角：在两侧闸室墙后距墙顶7.5 m高度处设卸荷板，卸荷板上部平台宽2.2 m，端部厚度为0.4 m，根部厚度为1.2 m。

1.2 工程地质条件

根据工程勘探结果，闸室基础以上主要包括粉质黏土①、粉质黏土②、粉砂③、粉土④、粉土⑤、粉质黏土⑥等6个土层。自上而下各土层的主要物理力学性质指标列于表1。

闸室墙后回填土体来自基坑开挖土方。表1数据经过均值分析可知，回填土体的天然重度平均为19.03kN/rri3，压缩模量平均为8.76 MPa;固结快剪结果显示回填土体黏聚力平均为35.06 kPa，内摩擦角平均为14.40，属中低压缩性土。

1.3 监测点布置

现场监测选取典型测试断面进行测点布置。参考数值模拟计算结果[8]，在典型位置布置土压力、孔隙水压力及结构倾角位移测点，经过优化之后的测点布置见图2。

界面土压力以及孔隙水压力的数据采集分别通过在墙体表面预埋土压力盒以及孔压计的方式来实现。在闸室墙体（包括卸荷板）外侧表面布置10组土压力和孔隙水压力传感器，其中卸荷板以上的墙体表面布置3组传感器，卸荷板的上下表面和前端分别布置1组传感器，卸荷板以下的墙体表面均匀布置4组传感器。在闸室墙内部预埋倾角仪测量墙体在回填荷载下的相对水平位移，从顶部到底端均匀布置4只传感器。

2 有限元模型的建立

依托于ABAQUS软件开发的土与结构相互作用计算程序，并利用莫尔一库仑模型来描述回填土的应力一应变关系。采用基于接触力学的接触模型来模拟土与闸室墙的接触面特性，研究卸荷式船闸结构在回填荷载下的工作机理，并探讨闸室墙与回填土的相互作用规律。

考虑到闸室结构边界效应，数值模拟的深度为60m、长度为90 m、宽度（纵向）为Sm。闸室为钢筋混凝土结构，模拟时采用实体单元，本构模型选用线弹性模型，弹性模量取26 GPa，泊松比取0.167。闸室墙外表面和各回填土层之间都存在接触。墙、土接触假定为有限滑移，法向为硬接触，接触压力假定不衰减，切线方向设置最大摩擦力。

模拟闸室结构回填过程时，采用单元的“生”功能。所谓“生”功能，即单元的激活，使单元恢复到原来的质量和刚度，这时单元上初始应力和初始应变都为零。通过激活回填部分单元来模拟土体的回填，这与现场的实际工况一致。

3 外力监测结果分析

卸荷板以上的墙后回填施工于2018年1月10日开始，2018年6月9日结束，采用分层回填方式施工。监测过程于2018年1月1日开始.2018年10月17日结束，历时290 d。各监测点的监测数据限于篇幅关系略，依据监测数据经過严格分析计算得到的监测成果如下。

3.1 界面土压力分析

在回填施工期，由于闸室内还未通水，不存在内侧水压力，因此闸室墙外侧土压力和孔隙水压力为影响闸室墙变形和稳定的主要外部荷载。通过对回填荷载下闸室外侧土、水压力进行现场监测，并结合数值模拟结果研究闸室外侧受力特征，分析卸荷板的卸荷效应[9]。

图3给出界面土压力随仪器埋深的变化趋势。可以看出，在回填施工期，闸室墙后界面土压力随着回填土高度的增加而不断增大，而在施工结束后，界面土压力则表现出下降的态势，在底板作用区下降的幅度更加明显，说明随着时间的推移，闸室墙所受到的外力逐渐收敛到某一较小的定值，保证了闸室结构的安全性。而在卸荷板（距墙顶7.5 - 8.7 m高度）位置附近，闸室墙界面土压力出现极值132.56 kPa.在此小范围高度内土压力先增大到极大值，再迅速减小至50 kPa以下，出现很明显的卸荷区域。

为进一步研究闸室结构所受土压力的变化规律，图3中加入了回填施工结束后104 d工况下利用有限元软件得到的无卸荷板以及带卸荷板两种情况下的数值模拟结果。

通过对比有无卸荷板模拟结果可以发现，卸荷板上部和卸荷板作用区内土压力实测结果稍低于数模结果：在卸荷板下部，实测结果明显小于无卸荷板模拟的结果;而在底板作用区内，实测结果仍小于无卸荷板模拟的结果，但是实测结果随时间发展而出现分化，回填后时间越长，实测结果越小，卸荷效应越明显。从带卸荷板模拟的结果可以看出，数值模拟结果与现场监测的结果基本吻合。因此，不难发现：除卸荷板作用区外，其他区域均为卸荷板的卸荷区，且卸荷程度大小依次为卸荷板下部、底板作用区、卸荷板上部区域。

通过设置在卸荷板的上表面和侧面的两组界面土压力传感器T1-4及T1-5，得到回填结束后的4组数据，并由库仑土压力理论计算得到相应的主动土压力系数（见表2），可以发现回填土的主动土压力系数在0.55 -0.61之间。

通过式（1）计算得到的主动土压力系数为0.580，与现场实测得到的主动土压力系数接近，从侧面印证了现场监测的准确性和可靠性。

3.2 孔隙水压力分析

图4为孔隙水压力在闸室墙高度方向的变化规律。可以看出，回填施工过程中孔隙水压力随仪器埋深的增大近似呈线性增大的趋势。此外，回填施工后104 d的孔隙水压力稍大于回填施工期的，原因是：回填初期，基坑降水施工的影响及回填土的含水量较低，土中水大多以结合水和毛细水的形态存在，而结合水和毛细水均不能传递静水压力，也就不能产生孔隙水压力;回填施工后期，河道渗流、降水等导致地下水位升高，墙后回填土逐渐饱和，测得的孔隙水压力有所增大。回填施工后104 d时多出来的那部分孔隙水压力来自于重力水。

3.3 有效应力分析

通过现场监测得到的土压力为土中有效应力和孔隙水应力的总和，而由孔压计得到的压力值代表的是孔隙水应力。可由土压力盒以及孔压计的实测数据得到有效应力在闸室墙高度方向的变化规律，见图5。

对比土压力随仪器埋深的变化趋势，有效应力随埋深变化趋势的特征更加明显。对比图中无卸荷板时的闸室墙后有效应力，可以看出带卸荷板的闸室结构所受的有效应力大大降低，卸荷效应得以显现：墙后回填施工结束后，在外力作用下闸室墙的变形，引起闸室墙后回填土有效应力进一步降低，卸荷效果得到进一步提升。值得注意的是，恰好在卸荷板（距墙顶7.5-8.7 m高度）位置下部0.5 m高度，出现有效应力接近于零的区域，得到极为理想的卸荷效果。

由式2可以得出卸荷程度系数的范围介于0-1之间，因增加卸荷板而消散的有效应力越大，卸荷程度系数也就越大，卸荷板的卸荷效果越理想。

选取典型测点T1-8，根据式（2）计算得到表3。从表3可以看出，除工后50 d外，其余3种工况卸荷程度系数均在0.67左右，可见墙后回填施工结束后卸荷程度系数最终收敛于0.67。因此增加卸荷板后，闸室墙所受到的有效应力显著降低，基本上为无卸荷板时的三分之二，卸荷效果非常理想。

进一步选取回填施工后104 d所测得的卸荷板下侧T1-7、T1-8、T1-9、T1-IO四个土压力测点的数据进行卸荷程度系数分析，根据式（2）经过计算得到表4。

图5给出了闸室墙后有效应力变化趋势，而表4则从数据上直接展现了闸室墙外侧不同高度处的卸荷效果。从有效应力消散的绝对值上看，T1-8测点的卸荷效果最理想，T1-9测点的卸荷程度最低：而从卸荷程度系数来看，则是T1-7与T1-IO测点的卸荷效果最佳，T1-9测点次之，T1-8测点最差。4个测点的卸荷程度系数均值为0.890，即表示闸室墙卸荷板下侧区域平均卸荷程度高达90%，使得闸室结构的稳定性得到保证。

4 结构整体变形分析

闸室结构安全性的最直观体现在于转角和位移等。通过闸室墙不同高度处预先埋设的倾角仪，监测墙体在回填荷载下的转角变化，再计算闸墙水平不同位置处的水平位移，从而为控制墙后回填速率、检验工程效果等提供相关的数据支撑。

由闸室墙的转角位移通过弧长公式换算得到闸室墙的水平位移随时间的变化趋势（见图6，以指向闸室墙内侧方向为正）。带卸荷板的闸室结构整体水平位移远小于无卸荷板的闸室结构。

由闸室墙的水平位移变化趋势可以看出，在回填初期，闸室墙由于自重作用产生背离闸室的水平位移。随着回填土高度的不断升高，墙体逐渐产生向内侧的水平位移。在回填荷载作用下，沿墙体高度向上，水平位移呈先增大后减小的变化趋势，至卸荷板处位移达到最大值，卸荷板以下位置水平位移逐渐变小，直至位移为零。

在闸室墙顶部，卸荷板承担的土体自重使得闸室墙上部产生与土压力相反方向的位移，这部分位移明显小于土压力作用于闸室墙使墻体产生的位移，使得顶部水平位移逐渐变小，闸室墙变形得到抑制，直至监测末期接近于零，卸荷效应得以显现，闸室结构安全性得到保证。

5 结语

通过对回填荷载下带卸荷板的整体式闸室结构进行土压力及变形监测分析，得到以下结论：①回填荷载作用下，带卸荷板的整体式闸室结构相较于无卸荷板时，墙体受到的土压力存在明显的卸荷区，闸室结构检修期的抗倾覆能力得到提高：②卸荷板对整体式闸室结构具有明显的卸荷作用，土压力、有效应力及墙体水平位移均明显低于无卸荷板的闸室结构：③卸荷板可有效降低结构的倾角及水平位移，闸室的安全性与稳定性得到提升，可进行推广应用。

参考文献：

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[3] BENMEBAREK S，KHELIFA T，BENMEBAREK N，eta1. Numerical Evaluation of 3D Passive Earth PressureCoefficients for Retaining Wall Subjected to Translation[J].Computers and Ceotechnics， 2008， 35（1）：47-60.

[4] 付长静，李国英，米占宽，等，卸荷式板桩高桩梁板码头结构土压力简化计算[J].岩土力学，2015，36（8）：2426-2432.

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[7]李武，陈甦，程泽坤，等，水平荷载作用下桶式基础结构稳定性研究[J].中国港湾建设，2012（5）：14-18.

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