張承文， 淳慶

( 東南大學 建筑學院， 江蘇 南京 210096 )

2015-2016年，江蘇省淮安市淮安板閘遺址經(jīng)過兩次搶救性挖掘后呈現(xiàn)了原貌[1].遺址保存狀況良好，年代明確，遺跡豐富，為世界遺產(chǎn)——京杭大運河增添新的重要內(nèi)涵，同時對研究明清水利史、運河史、明清兩代稅收史、古代水利工程學、古建筑學等都具有重要的意義和價值.目前，國內(nèi)外學者對水閘結構和古代磚砌遺址已有一些研究[2-4].譚波等[5]應用有限元方法,考慮土體變形、位移,以及土與墻相互作用等因素的影響,合理分析卸荷擋墻的土壓力分布,并以卸荷板長度和位置為優(yōu)化參量進行結構優(yōu)化設計. 淳慶等[6]對泰州水關遺址進行殘損分析,并通過有限元模擬分析其結構性能找出其隱在的病害；司海寶等[7]利用雙屈服面土體本構模型對遮簾式板樁碼頭三維數(shù)值計算展開研究，并探討該新型碼頭結構與地基土體間相互作用、墻身與樁體的變形等因素間關系；肖瑤等[8]提出了一種考慮巖土體力學參數(shù)自然劣化規(guī)律的雙折減系數(shù)強度折減法和綜合安全系數(shù)計算方法；芮瑞等[9]研究了考慮墻壁摩擦影響的擋土墻主動土壓力分布特性；李永慶[10]基于極限平衡理論的基本力學原理，推導出粘性土與無粘性土情況下的有限土體土壓力公式，并推導了滑裂角的關系式；Tang等[11]基于現(xiàn)場實測的三維有限元模型對板樁墻側土壓力分布進行了分析，研究了樁身性能的變化；Capilleri等[12]對采用垂直預制混凝土面板和聚合物帶的機械穩(wěn)定土墻(MSEW)在諧波荷載作用下的動力性能進行了分析；Hamderi等[13]建立了能夠模擬彎道轉角的三維有限元模型，指出鋼筋剛度和土體模量對砌塊的分離和開裂是有顯著影響的.

綜上，目前國內(nèi)外學者主要是對現(xiàn)代水閘、現(xiàn)代擋土墻與土體等進行了研究[14-17]，而對古代板閘遺址的結構性能研究鮮有報道.淮安板閘遺址是典型的明清官式做法，與現(xiàn)代水閘在形制、結構、構造和工藝上均有明顯的不同.為了對其進行科學合理的保護，必須先弄清楚其結構性能.基于上述，本文綜合考慮板閘周邊土體分布情況，建立板閘的有限元模型并進行非線性計算，并對板閘遺址主體與周邊土體進行參數(shù)分析，研究極限應力與板閘彈性參數(shù)、土體Drucker-Prager模型參數(shù)、板閘與土體間摩擦系數(shù)、附加荷載值間的關系.

1 數(shù)值計算

1.1 計算依據(jù)

江蘇省淮安市淮安板閘遺址總占地面積約為2 600 m2(含閘墩)，實際發(fā)掘面積為445 m2(以閘底計算).板閘全長為57.8 m，寬為6.2～56.2 m，殘高為5.2～7.8 m.根據(jù)考古發(fā)掘報告，條石之間灰漿采用石灰加糯米汁制作.現(xiàn)場照片與剖面圖，如圖1所示.

(a) 現(xiàn)場照片 (b) 板閘剖面圖 圖1 淮安板閘遺址Fig.1 Huai′an Water Gate Site

參考《板閘遺址保護與展示工程巖土工程勘察報告》(工程編號:171302)，遺址場地內(nèi)的土層由上而下依次為填土(平均厚約為2.47 m)、粉土(平均厚約為1.77 m)、粉土夾淤泥質(zhì)黏土(平均厚約為4.15 m)、黏土(平均厚約為1.83 m)等.本場地為相對穩(wěn)定區(qū)，屬穩(wěn)定場地.場地內(nèi)布設了較多木樁，主要起加固地基和穩(wěn)定土層作用.根據(jù)該地質(zhì)勘察報告，分析時保守取:填土層的樁土復合地基承載力特征值為140 kPa，粉土層的樁土復合地基承載力特征值為100 kPa，粉土夾淤泥質(zhì)黏土層的樁土復合地基承載力特征值為90 kPa，黏土層的樁土復合地基承載力特征值為140 kPa.

1.2 有限元模型建立

根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查與分析，板閘主體結構由板閘側墻和夯土復合承重，較為復雜，且殘損嚴重，整體性差.為方便建模計算，作如下假定:對孔洞等進行補砌，將墻體簡化為各向同性連續(xù)均質(zhì)材料[18].幾何外觀尺寸按現(xiàn)場實際測繪取值，內(nèi)部尺寸按勘查結果.即近似按雙軸對稱考慮，取主體結構整體的1/4建立模型.有限元網(wǎng)格，如圖2所示.單元類型為Solid 95單元(側墻后第一層為填土層、側墻后第二層為粉土層和側墻后第三層及墻下部為黏土層，采用Drucker-Prager模型)和Solid 65單元(側墻主體結構，采用William-Warnke模型，考慮開裂和壓潰)，單元邊長約為0.5 m，單元數(shù)目約為5.2萬.

(a) 整體 (b) 主體結構 (c) 填土 (d) 粉土 (e) 黏土 圖2 有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element grid

在計算模型中，模型水位按設計水位0.5 m取值，水壓力(側壓力)作為面荷載直接加在主體結構上，填土上的附加堆載取10 kPa(考慮游客和附加建筑小品等).

對主體結構在4個工況組合作用下的裂縫、變形和應力及地基應力，進行如下4個方面的非線性分析.1)自重+土壓力.主要模擬土體側推力的影響.2)自重+土壓力+附加堆載.主要模擬土體側推力及附加堆載的影響.3)自重+土壓力+水壓力.主要模擬土體和地下水的側推力影響.4)自重+土壓力+水壓力+0.75倍的設計附加堆載.主要考慮2)，3)的組合影響.模擬土體和地下水的側推力與附加堆載的組合，附加堆載考慮適當?shù)恼蹨p.

考慮閘體與土體間的接觸，結合檢測數(shù)據(jù)、地勘報告、砌體結構設計規(guī)范與文獻[19]，并按偏保守的原則取值，板閘遺址主體材料和板閘遺址周邊土體參數(shù)分別如表1，2所示.表1，2中：γ為容重；EP,EF分別為板閘和填土的彈性模量；ν為泊松比；frk為抗壓強度；ft為抗拉強度；ψo為開口裂縫剪切傳遞系數(shù)；ψc為閉口裂縫剪切傳遞系數(shù)；φ為粘聚力；φ為內(nèi)摩擦角;θ為膨脹角;μ為墻土間摩擦系數(shù).

表1 淮安板閘遺址主體的材料參數(shù)表Tab.1 Material parameters of main body of Huai′an Water Gate Site

表2 淮安板閘遺址周邊土體的材料參數(shù)表Tab.2 Material parameters of soil around Huai′an Water Gate Site

1.3 有限元分析結果

本有限元模型建立時，各參數(shù)取值盡量貼近了實測值，可以認為Ansys有限元模型的準確性滿足工程分析要求.根據(jù)計算結果，對主體結構最不利的是工況組合4(自重+土壓力+水壓力+0.75倍的設計堆載)，其分析結果如圖3所示.

(a) 所有裂紋分布

(b) S3(MPa)云圖 (c) S1(MPa)云圖 (d) Usum(mm)云圖

(e) 填土S3(MPa)云圖 (f) 粉土S3(MPa)云圖 (g) 黏土S3(MPa)云圖圖3 工況組合4的分析結果Fig.3 Analysis results of working condition combination 4

從圖3(a)可知：覆土后，在7.5 kPa的附加堆載和最高設計水位的共同作用下，裂縫長度擴展，且三級裂縫繼續(xù)發(fā)展，未出現(xiàn)壓碎區(qū)域(圖3(b)).從第一主應力的云圖(圖3(c))可見：拉應力依然較大，裂縫會繼續(xù)出現(xiàn)；主體結構的側向變形較小(圖3(d))，整體位移在11 mm左右.從圖3(e)～(g)可知：填土的S3值變大，但依然滿足要求.粉土出現(xiàn)壓潰區(qū)，壓潰高度為1 m左右；墻體附近黏土S3應力較大，且壓潰區(qū)擴大，需要采取可靠的措施來保證土層穩(wěn)定性.從圖3可知：該工況組合下結構出現(xiàn)多級較大裂縫，且裂縫多出現(xiàn)在閘體的拐角處(曲率最大處)；裂縫會削弱結構的整體性，降低材料耐久性，帶來安全隱患，可能會引起修復后結構局部區(qū)段的再次破損.

圖4 閘體存在多處縫隙與裂縫Fig.4 Gaps and cracks in site body

2 考慮初始裂縫的影響

2.1 帶初始裂縫的有限元模型建立

根據(jù)現(xiàn)場勘察，閘體多處存在開裂現(xiàn)象，如圖4所示.初始裂縫會對結構起到削弱作用，為研究初始裂縫對板閘結構受力性能的影響，結合有限元分析結果，文中選取其中較為典型的閘體拐角處(曲率最大處)——最不利裂縫(裂縫直徑為250 mm，斜向裂縫)作為初始裂縫，建立板閘遺址在工況組合4(自重+土壓力+水壓力+0.75倍的設計附加堆載)作用下的有限元模型.

在三維裂紋分析軟件FRANC 3D中進行子模型劃分，裂縫插入與子模型網(wǎng)格劃分，考慮初始裂縫的有限元模型如圖5所示.

(a) 裂縫位置與子模型 (b)子模型與裂縫尖端處網(wǎng)格 (c) 子模型的空間位置圖5 FRANC 3D中插入典型裂縫Fig.5 Typical fracture insertion in FRANC 3D model

2.2 線彈性斷裂分析

首先把主體材料設置為線彈性，通過計算板閘主體裂紋尖端應力強度因子，探究其線彈性斷裂特性.Chun等[20]研究表明，采用M積分法計算的應力強度因子有較高精度.因此，文中采用M積分法進行計算，結果如圖6所示.圖6中：M為應力強度因子；d為歸一化距離

(a) 張開型裂紋(Ⅰ型) (b) 滑開型裂紋(Ⅱ型) (c) 撕開型裂紋(Ⅲ型)圖6 采用M積分法計算應力強度因子Fig.6 Stress intensity factor calculated by M-integral method

圖7 采用M積分法計算J積分Fig.7 J integral calculated by M-integral method

從圖6可知：閘體拐角處的斜向貫穿裂縫為Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ型復合裂紋，且根據(jù)K判據(jù)，裂紋尖端歸一化距離為0.5處有著最小的應力場，而A，B端有最大且方向相反的應力場.可以預見，最終產(chǎn)生的擴展裂紋面將因為三種裂縫混合影響而表現(xiàn)出非平面性質(zhì).

2.3 彈塑性斷裂分析

設置主體材料為非線性，考慮一定的材料彈塑性，采用M積分法計算裂紋的J積分，從能量的角度確定彈塑性裂紋體的裂紋尖端應力-應變場奇異性的程度，如圖7所示.從圖7可知：J積分也表現(xiàn)出以裂紋尖端歸一化距離0.5處為應力場極小值點的特性.說明板閘主體該處的裂縫發(fā)展將更偏向A，B兩端，而沿著裂紋尖端往中間的發(fā)展逐漸減弱——在0.5距離處達到峰值.研究結果表明:裂縫的出現(xiàn)使得板閘主體應力場更加復雜，且容易發(fā)生提前破壞，由此使得結構主體承載力下降.

(a) 擴展裂縫形狀 (b) 裂縫面扭轉 (c) 擴展裂縫 形狀內(nèi)部剖視圖圖8 采用最大周向應力準則的裂紋擴展Fig.8 Crack propagation predicted by maximum circumferential stress criterion

2.4 裂紋擴展與分析

文獻[20]比較了多種裂紋判據(jù)的計算精度與計算速率之間的關系，并得出最大周向應力準則作為斷裂判據(jù)有著更高的計算效率.因此，文中利用M積分法進行應力強度因子計算，并采用最大周向應力準則作為判據(jù)，進行裂紋擴展預測，如圖8所示.

綜合考慮圖6～8，結果表明裂縫中B端張開型裂縫趨勢越來越大，整體來看滑開型裂縫貢獻度基本和擴展前保持一致，而撕開型裂縫則逐漸沿前端趨于同一值.這說明整體裂縫將會持續(xù)以B端更快開裂的速度(這一點從圖7擴展后J積分曲線也可以看出)，以扭轉撕裂的形式繼續(xù)發(fā)展(圖8的裂紋形狀也證明了這一結論).因此，在考慮初始裂縫的情況下，板閘遺址本體在工況組合4(自重+土壓力+水壓力+0.75倍的設計附加堆載)作用下會繼續(xù)擴展，存在結構安全隱患，因此，必須對該裂縫進行加固處理.

3 影響結構性能的參數(shù)分析

由于本次保護工程主要是針對板閘遺址主體和填土，因此在有限元模型中將板閘遺址主體結構改回彈性結構，使用預處理共軛梯度(PCG)算法，基于多核高強性能的設備，綜合現(xiàn)場實測合理確定分析域，進行了380種不同工況組合下的計算分析.探究了板閘彈性參數(shù)、填土Drucker-Prager模型參數(shù)、板閘與土體間摩擦系數(shù)、附加荷載值，以及板閘主體第一、第三主應力及各層土第三主應力最大值間的關系.計算時除了進行分析的參數(shù)攝動變化，其余參數(shù)與前文靜力分析時取值一致.

圖9 板閘彈性模量與板閘主體及其周邊土體應力關系Fig.9 Relationship between elastic modulus of site and stress of site and surrounding soil

3.1 單參數(shù)影響

3.1.1 板閘主體彈性模量 板閘彈性模量(EP)對淮安板閘遺址及其周邊土體極限應力(σ)的影響，如圖9所示.從圖9可知：板閘主體彈性模量的改變對土體極限承載力影響較小，彈性模量多階提高后土體應力僅在3.7%左右的增幅；而對于板閘主體的第一主應力值與第三主應力值均呈現(xiàn)出了近似線性的增長，第一主應力每階增幅約為21%，第三主應力每階增幅約為8%.這是由于隨著主體自身剛度增大，其分攤受力也隨著提高，因此表現(xiàn)出了這樣的性質(zhì).

3.1.2 填土容重 填土容重(γ)對淮安板閘及其周邊土體極限應力(σ)的影響，如圖10所示.從圖10可知：填土的容重改變對黏土應力值影響很小可以忽略不計.填土應力變化近似為線性增長，最大增幅為46.34%；板閘第一與第三主應力及粉土的變化都隨著填土容重變大表現(xiàn)出近似線性增長趨勢.

3.1.3 填土彈性模量 填土彈性模量(EF)對淮安板閘及其周邊土體極限應力(σ)的影響，如圖11所示.從圖11可知：填土的彈性模量改變對填土應力值影響很小，可以忽略不計.從增幅來看，板閘第一與第三主應力及粉土與黏土應力的變化都隨著填土彈性模量，表現(xiàn)出前期非線性減小后期逐漸趨于平緩變化的模式.其中，板閘主體第一主應力值前期非線性減小總幅度約為24.68%，后期平穩(wěn)段僅為6%，板閘主體第三主應力值前期非線性減小總幅度約為10.67%，后期平穩(wěn)段僅為2.30%.

圖10 填土容重與板閘主體 圖11 填土彈性模量與板閘主體 及其周邊土體應力關系 及其周邊土體應力關系 Fig.10 Relationship between volume weight of Fig.11 Relationship between elastic modulus of earth and stress of site and surrounding soil earth and stress of the site and surrounding soil

(a) 板閘主體第一主應力

(b) 板閘主體第三主應力 (c) 填土第三主應力

(d) 粉土第三主應力 (e) 黏土第三主應力圖12 堆載-閘土間摩擦系數(shù)共同作用對板閘及其周邊土體應力影響Fig.12 Effects of load-friction between site and soil coupling on stress of site and surrounding soil

3.2 雙參數(shù)共同影響

3.2.1 堆載-閘土間摩擦系數(shù) 附加堆載(P)與板閘和土體間摩擦系數(shù)(μ)共同作用對淮安板閘遺址及其周邊土體極限應力(σ)的影響，如圖12所示.圖12中：云圖顏色表示應力區(qū)間，投影等值線表示使得應力進入該區(qū)間內(nèi)對應堆載與摩擦系數(shù)間關系.

由圖12(a)可知：板閘第一主應力最大值隨著摩擦系數(shù)升高而減小，隨著堆載升高而增大.從云圖曲面曲率變化可知，大荷載下摩擦系數(shù)增大對第一主應力削弱較大，比小荷載下的削弱效果多達2.8倍；而從云圖等值線包絡面積可知，綠色等值線左側面積明顯小于右側，而其應力變化幅度卻大于右側，由此證明進入大荷載后應力急劇增長的趨勢.

由圖12(b)，(d)，(e)可知：板閘，粉土和黏土的第三主應力最大值與板閘第一主應力表現(xiàn)性質(zhì)類似.即隨著摩擦系數(shù)增大，第三主應力減小，隨著堆載升高而增大，進入大荷載后摩擦系數(shù)對第三主應力影響顯著.

(a) 板閘主體第一主應力

(b) 板閘主體第三主應力 (c) 填土第三主應力

(d) 粉土第三主應力 (e) 黏土第三主應力圖13 堆載-填土粘聚力共同作用對板閘主體及其周邊土體應力影響Fig.13 Effects of load-cohesion coupling on stress of site and surrounding soil

由圖12(c)可知：對于填土第三主應力而言，堆載和摩擦系數(shù)的單一影響與上述結論相同，但是其應力等值線由近似的直線變?yōu)榱饲€.這表明堆載和摩擦系數(shù)的共同作用對填土第三主應力影響有所不同.即當摩擦系數(shù)<0.3時，進入同一應力區(qū)間所需荷載大小隨著摩擦系數(shù)變小而減小.說明摩擦系數(shù)變化在0～0.3內(nèi)對荷載-應力關系影響較大，這個趨勢在摩擦系數(shù)>0.3后趨于平緩.

3.2.2 堆載-填土粘聚力 附加堆載(P)與填土粘聚力(φ)共同作用對淮安板閘及其周邊土體極限應力(σ)的影響，如圖13所示.圖13中：云圖顏色表示應力區(qū)間，投影等值線表示使得應力進入該區(qū)間內(nèi)對應堆載與粘聚力間關系.

由圖13(a)可知：板閘第一主應力最大值隨著粘聚力升高而減小，最終逐漸趨于平緩不再變化；隨著堆載升高而增大.從云圖曲面曲率變化可知，大荷載下粘聚力減小對第一主應力增幅較大，比小荷載下的增幅效果多達3.3倍；而從云圖等值線包絡面積可知，天藍色等值線(0.85 MPa)左側面積明顯小于右側，而其應力變化幅度卻大于右側，由此證明進入大荷載后應力急劇增長的趨勢.云圖的等值線變化表明:當粘聚力<12 kPa左右時，粘聚力的細微改變對荷載-應力關系有顯著影響，這個趨勢在粘聚力>12 kPa后逐漸趨于平緩.

由圖13(b)，(d)，(e)可知：板閘、粉土和黏土的第三主應力最大值與板閘第一主應力表現(xiàn)性質(zhì)類似.即隨著粘聚力減小，第三主應力增大，隨著堆載升高而增大；進入大荷載后的粘聚力對第三主應力影響顯著，進入小粘聚后應力變化顯著.

由圖13(c)可知：對于填土第三主應力而言，隨著粘聚力減小，第三主應力也略微減小，但總體減小幅度很小，隨著堆載升高而增大；進入大荷載后的粘聚力對第三主應力影響略有加強效果，進入小粘聚后的應力變化效應加強但幅度很小.整體而言，填土粘聚力對填土自身第三主應力影響幅度較小，同一荷載下，粘聚力變化導致的應力變化幅度約為0.5%.

3.3 多參數(shù)共同影響

附加堆載與填土Drucker-Prager模型參數(shù)間共同作用,如圖14～18所示.圖14～18考慮四階相互影響效應，影響第一層設為附加堆載(P)，次層設為填土粘聚力(φ)，第三層設為填土內(nèi)摩擦角(φ)，最后一層設為填土膨脹角(θ)，以此建立五維數(shù)據(jù)分析圖.圖14～18中:顏色表示應力分布情況，時間線表示荷載變化.

圖14 多參數(shù)對板閘主體第一主應力的共同影響Fig.14 Common effects of multiple parameters on first principal stress of gate body

圖15 多參數(shù)對板閘主體第三主應力的共同影響Fig.15 Common effects of multiple parameters on third principal stress of gate body

圖17 多參數(shù)對粉土第三主應力的共同影響Fig.17 Common effects of multiple parameters on third principal stress of silt soil

圖18 多參數(shù)對黏土第三主應力的共同影響Fig.18 Common effects of multiple parameters on third principal stress of clay soil

由圖14可知:板閘第一主應力最大值隨著膨脹角升高而增大.在小荷載，內(nèi)摩擦角為5°～25°時，隨著內(nèi)摩擦角增大，第一主應力值減??；在內(nèi)摩擦角為25°～30°時，隨著內(nèi)摩擦增大，第一主應力值增大.大荷載時，隨著內(nèi)摩擦角增大，第一主應力逐漸減小.總體而言，大荷載作用下，填土Drucker-Prager模型參數(shù)對應力值影響較大，極值變化幅度約為小荷載作用下的9.67倍左右.

由圖15可知：在小荷載，內(nèi)摩擦角為5°～10°時，隨著膨脹角增大，板閘第三主應力值減小；在內(nèi)摩擦角為10°～30°時，隨著膨脹角增大，板閘第三主應力值增大；在大荷載時，隨著膨脹角增大，板閘第三主應力值減小，板閘第三主應力隨著內(nèi)摩擦角增大而減小.總體而言大荷載作用下，填土Drucker-Prager模型參數(shù)對應力值影響較大，極值變化幅度約為小荷載作用下的6倍左右.

由圖16可知：在小荷載，內(nèi)摩擦角為5°～20°時，隨著膨脹角增大，填土第三主應力值增大；在內(nèi)摩擦角為20°～30°時，隨著膨脹角增大，填土第三主應力值減小.在大荷載，內(nèi)摩擦角為5°～10°時，隨著膨脹角增大，填土第三主應力值減??；在內(nèi)摩擦角為10°～20°時，隨著膨脹角增大，填土第三主應力值增大；在內(nèi)摩擦角為20°～30°時，隨著膨脹角增大，填土第三主應力值減小.在小荷載時，隨著內(nèi)摩擦角增大，第三主應力隨之增大；而在大荷載時，填土第三主應力在內(nèi)摩擦角為20°時取極大值.大粘聚力下，填土第三主應力變化較小，其第三主應力值約在小粘聚力下內(nèi)摩擦角20°～25°附近的應力值.

由圖17可知，除個別參數(shù)下應力微小浮動外，膨脹角增大，粉土第三主應力值減小.隨著內(nèi)摩擦角增大，粉土第三主應力隨之減小， 且在5°～20°時減小幅度較大， 約為20°～30°減小幅度的3.94倍以上.在小荷載，大粘聚力下，粉土第三主應力變化較小，其第三主應力值約在小粘聚力下內(nèi)摩擦角20°～25°附近的應力值；在大荷載，大粘聚力下，粉土第三主應力值遠小于小粘聚力下的值.

由圖18可知：除個別參數(shù)下應力微小浮動外，膨脹角增大，黏土第三主應力值減小.在小荷載時，隨著內(nèi)摩擦角增大，黏土第三主應力隨之減小，且在5°～20°時減小幅度較大；在大荷載時，內(nèi)摩擦角增大，黏土第三主應力先減再增，在20°附近時取極小值.在小荷載、大粘聚力下，黏土第三主應力變化較小，其第三主應力值約等于在小粘聚力下內(nèi)摩擦角20°～25°附近的應力值；而在大荷載，大粘聚力下，粉土第三主應力值大于小粘聚力下內(nèi)摩擦20°～30°時的值，小于5°～20°的值.

綜上所述，當粘聚力較大時，板閘主體與土體隨著附加荷載增加，應力增長緩慢.由于內(nèi)摩擦角在5°～30°變化時，不同大小附加荷載情況下，板閘主體與土體的應力變化單調(diào)性不同.然而，通過上述分析可知，內(nèi)摩擦角在10°～20°之間變化時，板閘主體和大部分土體的應力可以達到極小值，且在0～0.3的膨脹角/內(nèi)摩擦角比值時，附加荷載增大對板閘遺址的應力提高效應不敏感.

4 結論

采用FRANC 3D和ANSYS軟件對淮安板閘進行非線性有限元計算，研究存在初始裂縫狀況的板閘遺址主體受力性能及其周邊土體的應力分布.通過影響因素的參數(shù)分析，得出如下6點主要結論.

1) 對主體結構最不利工況組合是“自重+填土壓力+水壓力+0.75倍的設計附加堆載”.此時，結構出現(xiàn)較多裂縫，影響結構承載力；但結構未出現(xiàn)壓碎區(qū)，主體結構和填土的受壓承載力有較大富余量.

2) 采用M積分法和最大周向應力準則預測的裂縫結果表明:在工況組合4(自重+填土壓力+水壓力+0.75倍的設計附加堆載)作用下，淮安板閘主體結構曲率變化處的斜向裂縫將會持續(xù)以下端開裂早于上端開裂的趨勢，保持扭轉撕裂的形式發(fā)展.

3) 板閘主體彈性模量的改變對土體應力影響較小，對于板閘主體的第一主應力值與第三主應力值均呈現(xiàn)出了近似線性的增長.填土的容重改變對黏土應力值影響很小，對填土應力變化近似為線性增長；而板閘第一與第三主應力及粉土的變化都隨著填土容重變大，表現(xiàn)出近似線性增長趨勢.填土的彈性模量改變對填土應力值影響很小，對板閘第一與第三主應力及粉土與黏土應力的變化都隨著填土彈性模量，表現(xiàn)出前期非線性減小后期逐漸趨于平緩變化的模式.

4) 對于摩擦-堆載關系，板閘、粉土和黏土的第三主應力最大值與板閘第一主應力表現(xiàn)性質(zhì)類似.即隨著摩擦系數(shù)增大應力減小，隨著堆載升高而增大，進入大荷載后摩擦系數(shù)對應力影響顯著.對于填土第三主應力而言，堆載和摩擦系數(shù)的單一影響與上述結論相同；但摩擦系數(shù)以0.3為界，前期增量對荷載-應力關系影響較大，后期趨于平緩.

5) 對于粘聚力-堆載關系，板閘、粉土和黏土的第三主應力最大值與板閘第一主應力表現(xiàn)性質(zhì)類似.隨著粘聚力減小，第三主應力增大，隨著堆載升高而增大，進入大荷載后的粘聚力對第三主應力影響顯著，進入小粘聚后應力變化顯著.粘聚力以12 kPa為界，前期粘聚力的細微改變對荷載-應力關系有顯著影響，后期逐漸趨于平緩.整體而言，填土粘聚力對填土自身第三主應力影響幅度較小.

6) 板閘遺址背后的相對較優(yōu)的填土DP模型參數(shù)范圍為:粘聚力為12～20 kPa，內(nèi)摩擦角為10°～20°，膨脹角/內(nèi)摩擦角的比值為0～0.3，此時荷載增大對板閘遺址的應力提高效應不敏感.

文中采用了整體式有限元建模的方式對板閘遺址進行結構性能的分析，可為板閘遺址的結構安全評估和后續(xù)板閘遺址，以及周邊土體的加固修繕提供依據(jù).在后續(xù)的研究中，可進一步考慮條石間的接觸進行分離式有限元建模分析.