水垫塘反拱底板稳定性研究

水垫塘反拱底板稳定性研究

1高坝水垫塘结构安全理论与试验研究中国的主要水库建于高山峡谷地区，其特点是“高水头、大流量、小河谷”。单宽河床的洪水能力通常是国外同类工程的两倍到十几倍。洪水消能安全问题非常突出，施工技术技术难度在世界上是最好的。为了保护水库下游河床不受高洪水和高水库安全的严重磨损，保护水库安全，必须建设各种水孔保护结构。由于高速水流及其结构的相互作用和复杂性，国内外对垫塘的保护结构造成了严重破坏。例如，前苏联的耀亚-shuvenkaya、美国的lib、印度的bharkara、墨西哥的male索赔和其他高水位建筑物的水阀底板严重破坏[1]。如图1所示，水库水处理厂的防护结构是水电工程的主要技术问题和前对象之一。水垫塘防护结构主要包括三种形式:平底板、反拱底板和护坡不护底结构形式.与平底板和护坡不护底结构相比,反拱底板抵抗破坏的能力强,稳定性可较大幅度地提高.随着反拱型底板在工程中的应用,反拱型底板研究受到学术界和工程界的重视.国内外对水垫塘底板的研究主要集中在水动力荷载特性和水垫塘底板稳定性两个方面,如:许唯临采用三元椭圆型k-ε紊流数学模型对反拱型水垫塘内的复杂紊流场进行了三维数值模拟;Fiorotto和Rinaldo用一维瞬变流模型分析了消力池板块底面缝隙内脉动压力传播机理;MeloJF等人通过理论分析和试验模型研究了止水缝的位置及缝宽对底板上动水压力的影响;刘沛清、杨敏等人、彭新民等人、孙建等人均通过模型试验量测了脉动荷载、上举力、拱端推力等水动力荷载,对水垫塘的消能机理进行了研究;文献[17~20]通过理论分析、模型试验或数值模拟对反拱型底板的整体稳定和局部稳定进行了研究;文献[21,22]结合反拱底板的稳定性对其体型进行了试验研究和数值模拟,分析了反拱体型与反拱稳定性的关系.上述成果虽然丰富和发展了反拱型水垫塘结构安全的理论和方法,但是仍存在以下不足:研究问题时所考虑的因素较为单一、不够全面;没有很好地反映反拱底板受力和破坏过程的高度非线性、耦合性特征,未能全面回答水垫塘反拱底板工程实践中关心的重要问题.本文针对水垫塘反拱形底板工程实践中所关心的主要问题,将模型试验、理论分析和数值计算相结合,全面分析反拱底板在复杂工作条件下的受力机理和失稳模式,研究水垫塘内的水动力荷载特性,充分考虑了多种非线性因素及静动力耦合效应,全面研究水动力荷载-底板-锚筋-基岩(拱座)的耦合作用和底板结构失稳的动态过程,提出反拱底板结构体系的非线性耦合静动力分析方法,对水垫塘底板安全性综合评价.2反拱底板稳定性分析反拱底板是利用河床基岩的天然形状将底板做成反拱形,可以减少基岩坡角的开挖,有利于岸坡岩体的稳定,同时利用拱形结构的力学特性,将高速水流冲击下射流冲击荷载传递到两岸山体或拱座,充分发挥混凝土材料的抗压特性和拱结构的超载能力,提高底板的稳定性.反拱底板的工作条件十分复杂,在泄流动水荷载、渗流压力、自重、锚固和温度作用不同的荷载组合条件下,可能发生两种失稳形式,即整体失稳和局部失稳,如图2所示.反拱底板在形成“拱”的作用时,反拱底板加强了水垫塘底板的整体性,其稳定条件由平底板的单块受力控制转变为整体受力控制.但是一旦传到拱座的拱端推力超过拱座所能承受的抗力,拱座便会被抬起,板块发生整体失稳.整体稳定模式的关键是反拱支座满足整体抗滑稳定要求,拱座处拱端推力满足拱端岩体强度要求,以及反拱截面满足混凝土强度要求.水垫塘反拱底板结构在随机动水荷载作用下有不能形成整体拱作用的可能性.在某一时刻,作用于某单个板块的上举力出现大的数值,相邻板块上举力出现小的数值或反向荷载,形成一种“随机拱”.此时,这个板块有沿径向运动(出穴)的趋势,而两侧的板块对其施加一定的约束,可视为其拱座.如果上举力大于阻止该板块失稳的抗力,反拱底板就产生局部破坏.一般来讲,水垫塘底板的稳定性应考虑最不利运行工况,至少应包含正常运行和检修放空两种不利工况.1)检修工况时,需考虑的主要荷载有自重、扬压力、温度荷载、锚固力,若底板下表面扬压力过高,则有可能导致反拱底板整体失稳.本文在研究反拱底板在检修工况下的安全性时,着重分析扬压力、温度荷载作用与锚固方式等对反拱底板稳定性的影响.2)正常运行泄洪工况下,若止水发生破坏,上举力是导致反拱底板整体和局部破坏的主导因素此时需要考虑的荷载有自重、上举力、锚固力.本文在研究反拱底板在泄洪工况下的整体和局部安全性时,着重分析不同缝隙形式(不同止水破坏形式)、不同键槽形式、不同板厚等对反拱底板整体和局部稳定性的影响.3静载平台-锚架-非线性轨迹分析3.1数值模拟关键反拱底板检修工况的安全性,需考虑静力荷载(温度和扬压力)-底板-锚筋-地基-拱座的非线性耦合作用.对其数值模拟关键需要考虑以下两个方面:锚固钢筋的粘结滑移作用,以及底板、拱座、边坡以及基岩相互之间的接触.本文中采用三维非线性弹簧单元模拟锚固钢筋与基岩的位移协调、接触元模拟衬砌块接缝以及底板、拱座、基岩和边坡间的碰撞、滑移行为,较为全面反映水垫塘底板的受力特点和底板-锚筋-地基-拱座之间的相互作用机制.3.1.1接触问题的描述i)接触约束条件.法向接触条件判定物体是否进入接触以及已进入接触应该遵守的条件.法向接触条件包括不可贯入性条件和法向接触力为压力条件.不可贯入性条件,是指物体A和物体B的位形VA和VB在运动的过程中不允许相互贯穿(侵入或覆盖).接触时以接触力为压力控制条件,切向接触条件为允许发生相对滑移变形.ii)有限元离散化接触系统平衡方程.用增量方法求解接触问题时,在时间t+∆t位形内与平衡条件相等效的虚位移原理可以表示为其中A,B为两个求解区域,t+∆tWL是作用于t+∆t时刻位形上外荷载的虚功,t+∆tWI是作用于t+∆t时刻位形上惯性力的虚功,如果惯性力的影响可以忽略,则t+∆tWI=0,问题变成静态接触问题,t+∆tWc是作用于t+∆t时刻接触面上接触力的虚功.本文采用完全拉格朗日乘子法求解此增量格式(简称T.L.格式).T.L.格式中所有变量以时间0的位形作为参考位形.将(1)式增量格式用完全拉格朗日乘子法求解,则具体接触理论和参数意义参见文献.3.1.2有限元模型分析目前钢筋混凝土结构的有限元模型主要有分离式、组合式和整体式3种形式.可采用在分离式模型中锚筋和混凝土、基岩之间插入联结单元来模拟锚筋与混凝土、基岩之间的黏结滑移.通常采用三维非线性弹簧单元作为联结单元,布置在平行于锚筋方向和垂直于锚筋方向,锚筋单元节点和混凝土、基岩单元节点重合,如图3所示.i)黏结应力-滑移(τ-s)本构关系.在有限元对钢筋混凝土进行模拟分析时,需要用到黏结应力τ与滑移量s的数学关系.τ-s曲线模型主要有连续曲线模型和分段折线(曲线)模型.本文采用的是模式规范CEP-FIPMC90中建议的4段式模型,如图4所示图中τu为极限强度,τr为残余强度.各特征值取值见表1.上述的τ-s曲线反映了平均的黏结应力-滑移关系,实际上在锚固深度x不同处这种关系是变化的可以用位置函数Ψ(x)来描述,如(3)式所示.式中la为钢筋锚固长度,单位:m.黏结锚固本构模式描述锚固长度内每一“点”的局部黏结应力-滑移关系,其可为τ-s关系式φ(s)和位置函数Ψ(x)的乘积,即:τ=φ(s)·Ψ(x).ii)三维非线性弹簧元的力学模型.有限元分析中,为模拟黏结滑移现象,常采用双弹簧联结单元,它是一组相互垂直的弹簧,可以分别传递两点之间的法向力和剪力.这种联结单元具有非线性刚度,但是没有实际几何尺寸.用来模拟黏结力的联结单元的弹簧刚度如(4)式:式中:Kh为平行于钢筋长度方向的弹簧刚度;Kv为垂直于钢筋长度方向的弹簧刚度;E为混凝土受拉弹性模量;bn为梁在钢筋高度处的净宽;b为梁宽;l为联结单元沿锚筋纵向的间距;A为钢筋单元与混凝土(基岩)单元的交界面面积,A=πdl,d为一根钢筋的直径.弹簧单元力与节点位移差之间的本构关系为式中∆dh,∆dv分别为切向和法向i,j两点的位移差.在本模型中∆dh=s,则两个方向的非线性弹簧单元的力和位移关系为(6)式为在ANSYS中需要输入的非线性弹簧单元的力与位移模型.当Kv确定比较困难时,文献中建议取一个与混凝土弹性模量同量级的大数,本文中Kv取值为5×1010.3.2基岩材料的约束反拱底板成拱工程界一直担心反拱底板在某些工作条件下容易拉裂,形成裂缝,不能形成“拱”的作用,使反拱优势不能很好的体现.因此,温度、向下的水荷载、扬压力作用下反拱水垫塘拱座的稳定也就成为关心的焦点.某工程反拱型水垫塘有限元模型如图5所示,底板沿拱圈方向均匀分成5块,边缘底板与拱座相连板块、拱座、边坡、地基相互之间均采用非线性接触处理.混凝土材料间的滑动摩擦系数为0.5,基岩材料为花岗岩,混凝土材料与花岗岩间的摩擦系数为0.55.底板顺水流方向长度取14.2m.锚筋在布置上均垂直于接触面,底板和拱座锚固水平为7.6t/m2边坡锚固水平为5.0t/m2,屈服强度为310MPa.经过计算得到拱端、拱座的切向(U向)位移和径向(V向)位移(U,V),则拱端与拱座的U向位移之差即是拱端裂缝,V向位移之差即是拱端错位.拱端拱座位置如图6所示.图7和8分别为静水压力、特殊检修工况(考虑静水压力)下的拱端裂缝及错位.由计算结果可知.1)不考虑温度荷载时,水垫塘水压力作用下的底部板块的最大缝隙不超过0.2mm,最大错位不超过0.1mm,对反拱底板成拱影响很小.2)温降时,板块间的缝隙随温度降低基本呈线性增长.基本上温度降低10℃,拱端缝隙约1.043mm错位0.3007mm.若按底板混凝土7月份浇筑温度12℃,运行期水垫塘充水,水垫塘底板的稳定温度5℃来考虑,拱端缝隙约为0.650mm,错位0.2078mm.3)设置键槽有利于反拱底板成拱.不考虑扬压力时,拱端缝隙是贯通的,当考虑扬压力后,整个底板开始上抬,扬压力达120kPa时,拱端与拱座在键槽位置处开始合拢发生接触,满足成拱条件.如图9所示.3.3不同扬压力下锚固钢筋应力分析放空检修工况时对应的最不利荷载组合为结构自重、锚固力和扬压力,扬压力荷载由锚固钢筋与拱座联合承担是合理的,但是往往锚固钢筋首先承担扬压力的作用,在拱端力较小的时候锚筋就已经发生了屈服,不能形成锚筋和拱座联合受力的作用.因此,有必要研究锚固钢筋-拱座联合受力特点,确定较为合理的锚固钢筋方式.不同的锚固钢筋方式会对水垫塘结构的整体受力有较大影响.这里对反拱水垫塘无锚固钢筋、有自由段锚固钢筋(自由段长度为2~5m及不均匀分布情况)、无自由段锚固钢筋三种锚固方式以及锚固钢筋是否考虑黏结滑移两种情况在不同扬压力作用下的整体受力状态进行研究.图10为拱端推力计算结果,图11为锚固钢筋最大应力计算结果(以上两图中,不均匀分布情况:由左向右板块自由段分别长3m,4m,5m,4m,3m).由计算结果可知:在设计锚固水平(7.6t/m2)条件下,当扬压力为150kPa时,锚固钢筋未屈服,拱端推力较小;当扬压力达180kPa时,锚固钢筋不设自由段时,锚固钢筋接近屈服;当扬压力达210kPa时,自由段小于4m时锚固钢筋已经屈服,自由段为5m时的锚固钢筋也已接近屈服,最大拱端推力为362×9.8kN/m,拱座最小抗滑安全系数为3.81.因而,在检修工况下需加强观测和排水,将扬压力控制在180kPa以下,最好控制在150kPa以下.锚固钢筋设置一定长度自由段钢筋时,有利于锚固钢筋和拱座联合受力,锚固钢筋自由段长度在3~5m之间为宜,可考虑采用不均匀布置.150kPa扬压力作用下,拱端推力和拱座位移不大,底部拱座是稳定的.3.4反拱底板与反拱底板的基本区别为了有效的防止底板的局部破坏,确定反拱底板局部稳定抗力,考查板块在不同荷载下的位移变形规律,分析出当变形(位移)速率突然增大时,往往是在反拱形结构产生局部破坏时发生.因此,取板块位移增长率突然增大的那一点作为底板块的极限抗力点,从而得到板块保持稳定的极限抗力.某工程反拱底板有5个板块,且反拱两侧的底板结构是对称的.因此,取任一侧的3个板块计算结果即可,从边缘板块开始,依次定义为边缘板块、中间板块、中心板块.假定与反拱底板尺寸相当的平底板,以研究反拱底板与平底板之间的区别.以中心板块为例,由图12中的位移变形速率曲线可确定出平底板及反拱底板的极限抗力.中间板块有锚固时的局部失稳破坏形态如图13所示.由此可知:设置键槽及锚固钢筋对于提高底板块的抗力有较显著影响.设置键槽可使反拱底板块的抗力提高5%~20%,使平底板的抗力提高60%~70%,这是由于未设键槽时平底板的抗力由单块板提供,而设置键槽后抗力由该板块与其相邻的板块共同承担所造成的.平底板各板块的抗力基本一样,反拱底板则是中心板块抗力最大,边缘板块抗力最小.图14为反拱底板与平底板各板块的抗力比较,由图可知,在无锚固条件下对于不设键槽的情况,反拱底板的抗力较平底板的抗力提高约1~2倍;对于设置键槽的情况,则反拱底板的抗力较平底板的抗力提高约50%~100%.3.5安全分析与安装环境3.5.1拱座抗滑系数拱座稳定是水垫塘整体稳定的根本保证.当拱座所受拱端推力达一定水平时,拱座则可能会沿拱座与基岩的接触面B-C面发生滑动,引起拱座失稳.对某工程算例的拱座整体稳定进行分析,其受力简图如图15所示.则拱座沿B-C面的抗滑安全系数可由(7)式表示:其中,f1为混凝土与基岩之间的摩擦系数,θ为水垫塘底板半圆心角,H为拱端推力,W为自重,T1和T2分别为斜向、竖向预应力锚筋所提供的锚固力,tanα=1/0.735.由3.3节中的计算结果可知,在设计锚固水平(7.6t/m2)条件下,当扬压力为150kPa时,拱端推力较小,尚不能克服拱座的重力作用产生滑动;扬压力达180kPa时,自由段为5m时的拱端推力刚能克服拱座的重力作用,拱座的抗滑安全系数很大;当扬压力达210kPa时,不同自由段长度的锚固钢筋已经屈服或接近屈服,此时拱座的最小抗滑安全系数为3.81.3.5.2扬压力和底板厚度在确保结构安全运行的前提下优选运行稳定可靠、经济合理的反拱型水垫塘结构体形和构造十分重要.图16为某工程算例的不同板厚时的锚固钢筋-拱座联合受力情况.可得:在检修工况设计锚固水平(7.6t/m2)条件时,扬压力作用下底板块厚度变薄,拱端推力、锚固钢筋应力均变大.由于底板块变薄,锚固钢筋所承受的荷载变大,钢筋越容易屈服.板块厚度为3m时,扬压力大于180kPa时锚固钢筋才屈服,而底板厚度为2m时,扬压力为150kPa时锚固钢筋就已经屈服.若扬压力控制标准为150kPa,则底板厚度为2m的水垫塘的锚固钢筋状态不利于底板稳定.因此,底板厚度不宜小于2m.4反弧水垫的水动力负荷特征4.1水垫塘内脉动安装控制分析由于淹没冲击射流的卷吸作用,主射流流量沿对于冲击区底壁面上的脉动压强,由于跌落水舌的程增加,射流流速沿程衰减,水垫起到消能作用.另一方面,在一定的下游水深条件下,射流到达底板时,尚具有一定的流速,它所挟带的动能一部分转化为压能,即对底板的冲击压强,这对底板的稳定将产生影响.冲击区内边壁的时均冲击压强最大,远高于下游水位对底板的水压力,时均冲击压强由最大点(冲击滞点)向上下游两侧迅速下降,压力梯度很大.时均冲击压强自冲击区向上游区域逐渐减小,但变幅不大,在下游区域沿水流方向冲击压强先减小后逐渐增大至二道坝位置.在横河向冲击压强则呈现中间大,两边小的分布,如图17所示.对于冲击区底壁面上的脉动压强,由于跌落水舌的作用,无论时均值还是脉动值都可能达到相当大的数值.由于冲击区水股发生极不稳定的摆动和强烈的紊动作用,产生了强烈的脉动压强,最大脉动压强幅值最高可达到0.4~0.5倍的上下游水位差,但随着下游水垫深度的增大而急剧衰减,并且脉动的分布沿底壁面趋向均化.水垫塘中射流水舌作用下的底板,所受到的脉动压强可以达到与时均动水压强同数量级.图18为某工程典型工况上下表面脉动压强分布,由图可知上下表面脉动压强在滞点处值最大,沿上下游方向逐渐衰减,横河向则呈现中间大两边小的分布,其分布与时均压强分布相似.下表面各测点的脉动压强与上表面各测点的脉动压强相比均有所减弱被均化,平均减小幅度在40%左右.对挑跌流水垫塘来说,射流冲击区范围内的脉动压力积分尺度较小,壁面射流区的积分尺度较大,射流冲击区与壁面射流区的过渡区域存在Lx/L≈1.0的可能性,如图19所示.图19为某工程典型工况下脉动壁压积分尺度Lx的模型实验统计结果(已按重力律换算成原型值),以冲击滞点为横坐标0点(Hz为上下游水位差).图中可以看出,水舌冲击区附近及其下游壁面射流区的脉动壁压积分尺度基本一致,约为8m左右,而上游壁面射流区的脉动壁压积分尺度随着距冲击滞点距离的增加而逐渐增大,基本上大于15m.该工程采用的板块尺寸(L=14.2m)与脉动壁压积分尺度比值为1.0的位置位于上游壁面射流区,这里上表面的脉动压力较小,因此不会产生太大的脉动上举力.下游由于二道坝的阻断作用,具有和水垫塘同尺度的大涡旋没有形成,脉动压力积分尺度较板块尺寸低的多,所以下游板块都处在较安全的区域4.2水完全破坏时上举力分析由于板块间缝隙的存在,射流冲击压强会在板块底面形成随机压力,板块上下表面的脉动压力之差,就构成了导致其可能失稳的上举力.因此,由脉动压力产生的上举力对于评价反拱型水垫塘的稳定性十分重要.实际工程中板块间的缝隙可能很复杂有可能形成纵缝(或横缝)的盲缝或通缝等各种不同状态.以图20中所示中间板块为例,该板块与上下游拱圈之间的施工缝为横缝,与同拱圈相邻板块之间的施工缝为纵缝,当上游横缝或下游横缝单一发生止水破坏时的状态称为盲缝,当上下游横缝均发生止水破坏贯通后则称为通缝.图21(a)为止水完全破坏时上举力荷载沿程分布,图21(b)为不同缝隙形式时的上举力横向分布,表2为不同缝隙形式时上举力试验结果,由结果可知.1)沿水流方向反拱水垫塘上举力最大值及均方根值在落点处最大,并向上游、下游减小;横河向呈中间大、两侧小分布.由3.4节可知反拱形底板的抗力也呈现出中间大、两侧小的趋势,这就使得反拱形底板能充分发挥混凝土的抗压特性和拱结构的超载能力,提高底板的整体局部稳定性,使其稳定性优于平底板水垫塘.2)横缝止水破坏呈盲缝、通缝状态及止水完全破坏情况相比较,盲缝时的板块上举力往往较大,通缝时的上举力与止水完全破坏时的上举力基本相当,通缝时的上举力略大.盲缝时板块最大上举力达2854.7×9.8kN,较之止水完全破坏时上举力2373.0×9.8kN增大了20%.3)图22给出了底板块上举力的典型谱密度曲线(已根据重力相似准则换算为原型数据).可见,谱密度曲线为低频窄带分布,水流旋涡的能量主要集中在2Hz以下的频率范围.底板块上举力谱密度优势频率小于0.2Hz,小于板块自振频率,底板块不发生共振破坏.4)图23为三个拱圈上板块间的上举力互相关系数,图中横坐标为板块中心点之间距离与板块长度之间的比值.由图23中数据可知:①水舌冲击区相邻板块的上举力互相关系数较小,而壁面射流区相邻板块的上举力互相关系数较大;②间隔一个板块或一个板块以上的块间上举力互相关系数很小.由于这个原因,就使得一个拱块与相邻两个块体,也可构成一个单元拱,以维护稳定作用.对夹在中间的拱块,由于相邻的两板块相位不同,因而能起稳定的拱座作用,对于中间块的稳定作用就十分明显.4.3校核洪水工况下局部第4次氏火点的推力当两岸山体的地质条件一定时,反拱底板整体稳定性的决定因素之一为拱端推力.图24给出了几个典型工况时拱端推力的沿程分布,最大瞬时拱端推力及拱端推力脉动值均发生在校核洪水工况下,位置出现在水舌冲击点附近(桩号0+157.5m).最大瞬时拱端推力为136.38×9.8kN,大致相当于70.5kPa的扬压力(7.05m左右的渗压)引起的拱端推力;最大脉动均方根值为14.14×9.8kN,约为最大瞬时拱端推力的10%.总体上,拱端推力不是很大.拱端推力能量集中在一个很低的频域内,优势频率小于拱圈的自振频率.5-地震源-地面-拱顶-非线性耦合分析5.1结构整体质量及稳定性本文采用非线性时程分析法求解.常见的数值解法有中心差分法,线性加速度法,Newmark-β,Wilson-θ法和Houbolt法等.本文采用Newmark-β法进行求解.按照达朗贝尔原理来建立平衡方程,t和t+∆t时刻结构瞬态动力反应平衡方程分别为式中M,C,K分别为结构整体质量、阻尼、刚度矩阵;δ为结点在整体坐标系中的位移列阵(其上一点和两点表示速度和加速度);p(t)为水动力荷载向量.方程(8)和(9)是二阶常系数(线性)或变系数(非线性)的微分方程,右端项输入的水动力荷载是一组以∆t时间间隔的记录的随机过程,故不可能采用解析法来求解动力方程(8)和(9),只能采用数值积分方法进行求解.数值积分法,又称时程分析法,对于水动力荷载向量对应的若干个微小时段∆t,引入Newmark-β基本假定:其中,γ和β是按积分的精度和稳定性要求调整的参数.研究表明,当γ≥0.5,β≥0.25(0.5+γ)2时Newmark-β法是无条件稳定的.由(10)和(11)式可得到:将(12)和(13)式代入方程(9),即可解出δ(t+∆t).5.2水垫塘底板和拱座受力分析泄洪工况下,通过水弹性模型试验测试得到止水完全破坏、止水部分破坏(通缝、盲缝)时的水流动力荷载,将模型实测各板块上举力的时间过程(如图25所示)施加在数值模型上,分别研究在以上三种荷载作用下的反拱底板和拱座的动力响应,以评估底板及拱座在水动力荷载作用下的稳定性.表3为各工况下拱端推力计算结果的统计值.由表3可知:当水垫塘止水部分破坏(盲缝)时,水垫塘底板所受到的上举力荷载相对较大,拱端推力也较大;水垫塘止水部分破坏(通缝)时的拱端推力与止水完全破坏时的拱端推力、位移大小相差不大.对最大的上举力工况(校核洪水、盲缝条件)进行计算分析,板块没有出现失稳破坏的情况,锚固钢筋工作状态正常,拱座也处于超稳定状态(拱端推力尚不能克服拱座的重力作用).相对无锚固情况7.6t/m2锚固量可使拱端推力减小40%~60%之间.5.3洪水场景下的安全分析5.3.1最大上举力时程荷载放大电路—超载能力分析由5.2节动力响应结果可知,在上述3种泄洪工况下反拱水垫塘未出现底板块或者拱座失稳的情况,说明反拱型水垫塘仍有一定的承载能力.为了确定其超载能力,选取最大的上举力时程(校核洪水、盲缝条件)并逐渐增大,直至反拱水垫塘底板块或拱座出现破坏,此时的荷载即为其超载能力.当最大上举力时程(校核洪水、盲缝条件)放大至1.3倍时,部分锚固钢筋开始出现屈服.当最大的上举力时程放大至1.6倍时,键槽处已经出现拉应力区且超过了混凝土的抗拉强度,部分板块最大位移已经超过5mm,有出穴和失稳的倾向,此时的最大上举力达4661.32×9.8kN(合24.02×9.8kN/m2).图26为上举力时程荷载不同放大倍数时的变形图.5.3.2底板稳定分析取试验中相同工况不同板厚即3m,2.5m,2m,1.5m板厚时的荷载时程,计算不同板厚下的拱端推力、板块及拱座位移,以研究板厚在动力响应分析中对底板稳定的影响.计算数值如表4,结果比较如图27所示.分析结果可知:i)底板板厚小于2m时,在动力荷载作用下底板发生了破坏;当底板不破坏时,随着板厚的减小,拱端推力最大值、均方根、时均值均增大,且增大幅度随板厚的减小越来越大.可由均方根变化规律得出板块厚时,拱端推力波动小.ii)随着板厚的减小,动位移最大值、均方根增加;平均值基本一致.因此可得,底板板块不得小于2m.5.3.3锚固时拱端推力及位移通过数值分析研究泄洪工况下底板块间不同接触形式的动力响应特征,以寻求更安全的板块体形.不同板块及锚固形式下的拱端推力及位移结果如图28所示.由结果可知:锚固时,有键槽的拱端推力最大值较无键槽的小30%左右;无锚固时,有键槽的拱端推力最大值较无键槽的小18%左右.而且板块有键槽时,动位移最大值较无键槽时较小.从以上拱端推力和位移两个方面评断,得出在动力响应分析中,有键槽的底板比无键槽底板整体稳定性更好.6底板的抗力通过对反拱水垫