淮安板闸遗址受力性能的非线性有限元分析

张承文， 淳庆

( 东南大学 建筑学院， 江苏 南京 210096 )

2015-2016年，江苏省淮安市淮安板闸遗址经过两次抢救性挖掘后呈现了原貌[1].遗址保存状况良好，年代明确，遗迹丰富，为世界遗产——京杭大运河增添新的重要内涵，同时对研究明清水利史、运河史、明清两代税收史、古代水利工程学、古建筑学等都具有重要的意义和价值.目前，国内外学者对水闸结构和古代砖砌遗址已有一些研究[2-4].谭波等[5]应用有限元方法,考虑土体变形、位移,以及土与墙相互作用等因素的影响,合理分析卸荷挡墙的土压力分布,并以卸荷板长度和位置为优化参量进行结构优化设计. 淳庆等[6]对泰州水关遗址进行残损分析,并通过有限元模拟分析其结构性能找出其隐在的病害；司海宝等[7]利用双屈服面土体本构模型对遮帘式板桩码头三维数值计算展开研究，并探讨该新型码头结构与地基土体间相互作用、墙身与桩体的变形等因素间关系；肖瑶等[8]提出了一种考虑岩土体力学参数自然劣化规律的双折减系数强度折减法和综合安全系数计算方法；芮瑞等[9]研究了考虑墙壁摩擦影响的挡土墙主动土压力分布特性；李永庆[10]基于极限平衡理论的基本力学原理，推导出粘性土与无粘性土情况下的有限土体土压力公式，并推导了滑裂角的关系式；Tang等[11]基于现场实测的三维有限元模型对板桩墙侧土压力分布进行了分析，研究了桩身性能的变化；Capilleri等[12]对采用垂直预制混凝土面板和聚合物带的机械稳定土墙(MSEW)在谐波荷载作用下的动力性能进行了分析；Hamderi等[13]建立了能够模拟弯道转角的三维有限元模型，指出钢筋刚度和土体模量对砌块的分离和开裂是有显著影响的.

综上，目前国内外学者主要是对现代水闸、现代挡土墙与土体等进行了研究[14-17]，而对古代板闸遗址的结构性能研究鲜有报道.淮安板闸遗址是典型的明清官式做法，与现代水闸在形制、结构、构造和工艺上均有明显的不同.为了对其进行科学合理的保护，必须先弄清楚其结构性能.基于上述，本文综合考虑板闸周边土体分布情况，建立板闸的有限元模型并进行非线性计算，并对板闸遗址主体与周边土体进行参数分析，研究极限应力与板闸弹性参数、土体Drucker-Prager模型参数、板闸与土体间摩擦系数、附加荷载值间的关系.

1 数值计算

1.1 计算依据

江苏省淮安市淮安板闸遗址总占地面积约为2 600 m2(含闸墩)，实际发掘面积为445 m2(以闸底计算).板闸全长为57.8 m，宽为6.2～56.2 m，残高为5.2～7.8 m.根据考古发掘报告，条石之间灰浆采用石灰加糯米汁制作.现场照片与剖面图，如图1所示.

(a) 现场照片 (b) 板闸剖面图 图1 淮安板闸遗址Fig.1 Huai′an Water Gate Site

参考《板闸遗址保护与展示工程岩土工程勘察报告》(工程编号:171302)，遗址场地内的土层由上而下依次为填土(平均厚约为2.47 m)、粉土(平均厚约为1.77 m)、粉土夹淤泥质黏土(平均厚约为4.15 m)、黏土(平均厚约为1.83 m)等.本场地为相对稳定区，属稳定场地.场地内布设了较多木桩，主要起加固地基和稳定土层作用.根据该地质勘察报告，分析时保守取:填土层的桩土复合地基承载力特征值为140 kPa，粉土层的桩土复合地基承载力特征值为100 kPa，粉土夹淤泥质黏土层的桩土复合地基承载力特征值为90 kPa，黏土层的桩土复合地基承载力特征值为140 kPa.

1.2 有限元模型建立

根据现场调查与分析，板闸主体结构由板闸侧墙和夯土复合承重，较为复杂，且残损严重，整体性差.为方便建模计算，作如下假定:对孔洞等进行补砌，将墙体简化为各向同性连续均质材料[18].几何外观尺寸按现场实际测绘取值，内部尺寸按勘查结果.即近似按双轴对称考虑，取主体结构整体的1/4建立模型.有限元网格，如图2所示.单元类型为Solid 95单元(侧墙后第一层为填土层、侧墙后第二层为粉土层和侧墙后第三层及墙下部为黏土层，采用Drucker-Prager模型)和Solid 65单元(侧墙主体结构，采用William-Warnke模型，考虑开裂和压溃)，单元边长约为0.5 m，单元数目约为5.2万.

(a) 整体 (b) 主体结构 (c) 填土 (d) 粉土 (e) 黏土 图2 有限元网格Fig.2 Finite element grid

在计算模型中，模型水位按设计水位0.5 m取值，水压力(侧压力)作为面荷载直接加在主体结构上，填土上的附加堆载取10 kPa(考虑游客和附加建筑小品等).

对主体结构在4个工况组合作用下的裂缝、变形和应力及地基应力，进行如下4个方面的非线性分析.1)自重+土压力.主要模拟土体侧推力的影响.2)自重+土压力+附加堆载.主要模拟土体侧推力及附加堆载的影响.3)自重+土压力+水压力.主要模拟土体和地下水的侧推力影响.4)自重+土压力+水压力+0.75倍的设计附加堆载.主要考虑2)，3)的组合影响.模拟土体和地下水的侧推力与附加堆载的组合，附加堆载考虑适当的折减.

考虑闸体与土体间的接触，结合检测数据、地勘报告、砌体结构设计规范与文献[19]，并按偏保守的原则取值，板闸遗址主体材料和板闸遗址周边土体参数分别如表1，2所示.表1，2中：γ为容重；EP,EF分别为板闸和填土的弹性模量；ν为泊松比；frk为抗压强度；ft为抗拉强度；ψo为开口裂缝剪切传递系数；ψc为闭口裂缝剪切传递系数；φ为粘聚力；φ为内摩擦角;θ为膨胀角;μ为墙土间摩擦系数.

表1 淮安板闸遗址主体的材料参数表Tab.1 Material parameters of main body of Huai′an Water Gate Site

表2 淮安板闸遗址周边土体的材料参数表Tab.2 Material parameters of soil around Huai′an Water Gate Site

1.3 有限元分析结果

本有限元模型建立时，各参数取值尽量贴近了实测值，可以认为Ansys有限元模型的准确性满足工程分析要求.根据计算结果，对主体结构最不利的是工况组合4(自重+土压力+水压力+0.75倍的设计堆载)，其分析结果如图3所示.

(a) 所有裂纹分布

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

(e) 填土S3(MPa)云图 (f) 粉土S3(MPa)云图 (g) 黏土S3(MPa)云图图3 工况组合4的分析结果Fig.3 Analysis results of working condition combination 4

从图3(a)可知：覆土后，在7.5 kPa的附加堆载和最高设计水位的共同作用下，裂缝长度扩展，且三级裂缝继续发展，未出现压碎区域(图3(b)).从第一主应力的云图(图3(c))可见：拉应力依然较大，裂缝会继续出现；主体结构的侧向变形较小(图3(d))，整体位移在11 mm左右.从图3(e)～(g)可知：填土的S3值变大，但依然满足要求.粉土出现压溃区，压溃高度为1 m左右；墙体附近黏土S3应力较大，且压溃区扩大，需要采取可靠的措施来保证土层稳定性.从图3可知：该工况组合下结构出现多级较大裂缝，且裂缝多出现在闸体的拐角处(曲率最大处)；裂缝会削弱结构的整体性，降低材料耐久性，带来安全隐患，可能会引起修复后结构局部区段的再次破损.

图4 闸体存在多处缝隙与裂缝Fig.4 Gaps and cracks in site body

2 考虑初始裂缝的影响

2.1 带初始裂缝的有限元模型建立

根据现场勘察，闸体多处存在开裂现象，如图4所示.初始裂缝会对结构起到削弱作用，为研究初始裂缝对板闸结构受力性能的影响，结合有限元分析结果，文中选取其中较为典型的闸体拐角处(曲率最大处)——最不利裂缝(裂缝直径为250 mm，斜向裂缝)作为初始裂缝，建立板闸遗址在工况组合4(自重+土压力+水压力+0.75倍的设计附加堆载)作用下的有限元模型.

在三维裂纹分析软件FRANC 3D中进行子模型划分，裂缝插入与子模型网格划分，考虑初始裂缝的有限元模型如图5所示.

(a) 裂缝位置与子模型 (b)子模型与裂缝尖端处网格 (c) 子模型的空间位置图5 FRANC 3D中插入典型裂缝Fig.5 Typical fracture insertion in FRANC 3D model

2.2 线弹性断裂分析

首先把主体材料设置为线弹性，通过计算板闸主体裂纹尖端应力强度因子，探究其线弹性断裂特性.Chun等[20]研究表明，采用M积分法计算的应力强度因子有较高精度.因此，文中采用M积分法进行计算，结果如图6所示.图6中：M为应力强度因子；d为归一化距离

(a) 张开型裂纹(Ⅰ型) (b) 滑开型裂纹(Ⅱ型) (c) 撕开型裂纹(Ⅲ型)图6 采用M积分法计算应力强度因子Fig.6 Stress intensity factor calculated by M-integral method

图7 采用M积分法计算J积分Fig.7 J integral calculated by M-integral method

从图6可知：闸体拐角处的斜向贯穿裂缝为Ⅰ,Ⅱ,Ⅲ型复合裂纹，且根据K判据，裂纹尖端归一化距离为0.5处有着最小的应力场，而A，B端有最大且方向相反的应力场.可以预见，最终产生的扩展裂纹面将因为三种裂缝混合影响而表现出非平面性质.

2.3 弹塑性断裂分析

设置主体材料为非线性，考虑一定的材料弹塑性，采用M积分法计算裂纹的J积分，从能量的角度确定弹塑性裂纹体的裂纹尖端应力-应变场奇异性的程度，如图7所示.从图7可知：J积分也表现出以裂纹尖端归一化距离0.5处为应力场极小值点的特性.说明板闸主体该处的裂缝发展将更偏向A，B两端，而沿着裂纹尖端往中间的发展逐渐减弱——在0.5距离处达到峰值.研究结果表明:裂缝的出现使得板闸主体应力场更加复杂，且容易发生提前破坏，由此使得结构主体承载力下降.

(a) 扩展裂缝形状 (b) 裂缝面扭转 (c) 扩展裂缝 形状内部剖视图图8 采用最大周向应力准则的裂纹扩展Fig.8 Crack propagation predicted by maximum circumferential stress criterion

2.4 裂纹扩展与分析

文献[20]比较了多种裂纹判据的计算精度与计算速率之间的关系，并得出最大周向应力准则作为断裂判据有着更高的计算效率.因此，文中利用M积分法进行应力强度因子计算，并采用最大周向应力准则作为判据，进行裂纹扩展预测，如图8所示.

综合考虑图6～8，结果表明裂缝中B端张开型裂缝趋势越来越大，整体来看滑开型裂缝贡献度基本和扩展前保持一致，而撕开型裂缝则逐渐沿前端趋于同一值.这说明整体裂缝将会持续以B端更快开裂的速度(这一点从图7扩展后J积分曲线也可以看出)，以扭转撕裂的形式继续发展(图8的裂纹形状也证明了这一结论).因此，在考虑初始裂缝的情况下，板闸遗址本体在工况组合4(自重+土压力+水压力+0.75倍的设计附加堆载)作用下会继续扩展，存在结构安全隐患，因此，必须对该裂缝进行加固处理.

3 影响结构性能的参数分析

由于本次保护工程主要是针对板闸遗址主体和填土，因此在有限元模型中将板闸遗址主体结构改回弹性结构，使用预处理共轭梯度(PCG)算法，基于多核高强性能的设备，综合现场实测合理确定分析域，进行了380种不同工况组合下的计算分析.探究了板闸弹性参数、填土Drucker-Prager模型参数、板闸与土体间摩擦系数、附加荷载值，以及板闸主体第一、第三主应力及各层土第三主应力最大值间的关系.计算时除了进行分析的参数摄动变化，其余参数与前文静力分析时取值一致.

图9 板闸弹性模量与板闸主体及其周边土体应力关系Fig.9 Relationship between elastic modulus of site and stress of site and surrounding soil

3.1 单参数影响

3.1.1 板闸主体弹性模量 板闸弹性模量(EP)对淮安板闸遗址及其周边土体极限应力(σ)的影响，如图9所示.从图9可知：板闸主体弹性模量的改变对土体极限承载力影响较小，弹性模量多阶提高后土体应力仅在3.7%左右的增幅；而对于板闸主体的第一主应力值与第三主应力值均呈现出了近似线性的增长，第一主应力每阶增幅约为21%，第三主应力每阶增幅约为8%.这是由于随着主体自身刚度增大，其分摊受力也随着提高，因此表现出了这样的性质.

3.1.2 填土容重 填土容重(γ)对淮安板闸及其周边土体极限应力(σ)的影响，如图10所示.从图10可知：填土的容重改变对黏土应力值影响很小可以忽略不计.填土应力变化近似为线性增长，最大增幅为46.34%；板闸第一与第三主应力及粉土的变化都随着填土容重变大表现出近似线性增长趋势.

3.1.3 填土弹性模量 填土弹性模量(EF)对淮安板闸及其周边土体极限应力(σ)的影响，如图11所示.从图11可知：填土的弹性模量改变对填土应力值影响很小，可以忽略不计.从增幅来看，板闸第一与第三主应力及粉土与黏土应力的变化都随着填土弹性模量，表现出前期非线性减小后期逐渐趋于平缓变化的模式.其中，板闸主体第一主应力值前期非线性减小总幅度约为24.68%，后期平稳段仅为6%，板闸主体第三主应力值前期非线性减小总幅度约为10.67%，后期平稳段仅为2.30%.

图10 填土容重与板闸主体 图11 填土弹性模量与板闸主体 及其周边土体应力关系 及其周边土体应力关系 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) 板闸主体第一主应力

(b) 板闸主体第三主应力 (c) 填土第三主应力

(d) 粉土第三主应力 (e) 黏土第三主应力图12 堆载-闸土间摩擦系数共同作用对板闸及其周边土体应力影响Fig.12 Effects of load-friction between site and soil coupling on stress of site and surrounding soil

3.2 双参数共同影响

3.2.1 堆载-闸土间摩擦系数 附加堆载(P)与板闸和土体间摩擦系数(μ)共同作用对淮安板闸遗址及其周边土体极限应力(σ)的影响，如图12所示.图12中：云图颜色表示应力区间，投影等值线表示使得应力进入该区间内对应堆载与摩擦系数间关系.

由图12(a)可知：板闸第一主应力最大值随着摩擦系数升高而减小，随着堆载升高而增大.从云图曲面曲率变化可知，大荷载下摩擦系数增大对第一主应力削弱较大，比小荷载下的削弱效果多达2.8倍；而从云图等值线包络面积可知，绿色等值线左侧面积明显小于右侧，而其应力变化幅度却大于右侧，由此证明进入大荷载后应力急剧增长的趋势.

由图12(b)，(d)，(e)可知：板闸，粉土和黏土的第三主应力最大值与板闸第一主应力表现性质类似.即随着摩擦系数增大，第三主应力减小，随着堆载升高而增大，进入大荷载后摩擦系数对第三主应力影响显著.

(a) 板闸主体第一主应力

(b) 板闸主体第三主应力 (c) 填土第三主应力

(d) 粉土第三主应力 (e) 黏土第三主应力图13 堆载-填土粘聚力共同作用对板闸主体及其周边土体应力影响Fig.13 Effects of load-cohesion coupling on stress of site and surrounding soil

由图12(c)可知：对于填土第三主应力而言，堆载和摩擦系数的单一影响与上述结论相同，但是其应力等值线由近似的直线变为了曲线.这表明堆载和摩擦系数的共同作用对填土第三主应力影响有所不同.即当摩擦系数<0.3时，进入同一应力区间所需荷载大小随着摩擦系数变小而减小.说明摩擦系数变化在0～0.3内对荷载-应力关系影响较大，这个趋势在摩擦系数>0.3后趋于平缓.

3.2.2 堆载-填土粘聚力 附加堆载(P)与填土粘聚力(φ)共同作用对淮安板闸及其周边土体极限应力(σ)的影响，如图13所示.图13中：云图颜色表示应力区间，投影等值线表示使得应力进入该区间内对应堆载与粘聚力间关系.

由图13(a)可知：板闸第一主应力最大值随着粘聚力升高而减小，最终逐渐趋于平缓不再变化；随着堆载升高而增大.从云图曲面曲率变化可知，大荷载下粘聚力减小对第一主应力增幅较大，比小荷载下的增幅效果多达3.3倍；而从云图等值线包络面积可知，天蓝色等值线(0.85 MPa)左侧面积明显小于右侧，而其应力变化幅度却大于右侧，由此证明进入大荷载后应力急剧增长的趋势.云图的等值线变化表明:当粘聚力<12 kPa左右时，粘聚力的细微改变对荷载-应力关系有显著影响，这个趋势在粘聚力>12 kPa后逐渐趋于平缓.

由图13(b)，(d)，(e)可知：板闸、粉土和黏土的第三主应力最大值与板闸第一主应力表现性质类似.即随着粘聚力减小，第三主应力增大，随着堆载升高而增大；进入大荷载后的粘聚力对第三主应力影响显著，进入小粘聚后应力变化显著.

由图13(c)可知：对于填土第三主应力而言，随着粘聚力减小，第三主应力也略微减小，但总体减小幅度很小，随着堆载升高而增大；进入大荷载后的粘聚力对第三主应力影响略有加强效果，进入小粘聚后的应力变化效应加强但幅度很小.整体而言，填土粘聚力对填土自身第三主应力影响幅度较小，同一荷载下，粘聚力变化导致的应力变化幅度约为0.5%.

3.3 多参数共同影响

附加堆载与填土Drucker-Prager模型参数间共同作用,如图14～18所示.图14～18考虑四阶相互影响效应，影响第一层设为附加堆载(P)，次层设为填土粘聚力(φ)，第三层设为填土内摩擦角(φ)，最后一层设为填土膨胀角(θ)，以此建立五维数据分析图.图14～18中:颜色表示应力分布情况，时间线表示荷载变化.

图14 多参数对板闸主体第一主应力的共同影响Fig.14 Common effects of multiple parameters on first principal stress of gate body

图15 多参数对板闸主体第三主应力的共同影响Fig.15 Common effects of multiple parameters on third principal stress of gate body

图17 多参数对粉土第三主应力的共同影响Fig.17 Common effects of multiple parameters on third principal stress of silt soil

图18 多参数对黏土第三主应力的共同影响Fig.18 Common effects of multiple parameters on third principal stress of clay soil

由图14可知:板闸第一主应力最大值随着膨胀角升高而增大.在小荷载，内摩擦角为5°～25°时，随着内摩擦角增大，第一主应力值减小；在内摩擦角为25°～30°时，随着内摩擦增大，第一主应力值增大.大荷载时，随着内摩擦角增大，第一主应力逐渐减小.总体而言，大荷载作用下，填土Drucker-Prager模型参数对应力值影响较大，极值变化幅度约为小荷载作用下的9.67倍左右.

由图15可知：在小荷载，内摩擦角为5°～10°时，随着膨胀角增大，板闸第三主应力值减小；在内摩擦角为10°～30°时，随着膨胀角增大，板闸第三主应力值增大；在大荷载时，随着膨胀角增大，板闸第三主应力值减小，板闸第三主应力随着内摩擦角增大而减小.总体而言大荷载作用下，填土Drucker-Prager模型参数对应力值影响较大，极值变化幅度约为小荷载作用下的6倍左右.

由图16可知：在小荷载，内摩擦角为5°～20°时，随着膨胀角增大，填土第三主应力值增大；在内摩擦角为20°～30°时，随着膨胀角增大，填土第三主应力值减小.在大荷载，内摩擦角为5°～10°时，随着膨胀角增大，填土第三主应力值减小；在内摩擦角为10°～20°时，随着膨胀角增大，填土第三主应力值增大；在内摩擦角为20°～30°时，随着膨胀角增大，填土第三主应力值减小.在小荷载时，随着内摩擦角增大，第三主应力随之增大；而在大荷载时，填土第三主应力在内摩擦角为20°时取极大值.大粘聚力下，填土第三主应力变化较小，其第三主应力值约在小粘聚力下内摩擦角20°～25°附近的应力值.

由图17可知，除个别参数下应力微小浮动外，膨胀角增大，粉土第三主应力值减小.随着内摩擦角增大，粉土第三主应力随之减小， 且在5°～20°时减小幅度较大， 约为20°～30°减小幅度的3.94倍以上.在小荷载，大粘聚力下，粉土第三主应力变化较小，其第三主应力值约在小粘聚力下内摩擦角20°～25°附近的应力值；在大荷载，大粘聚力下，粉土第三主应力值远小于小粘聚力下的值.

由图18可知：除个别参数下应力微小浮动外，膨胀角增大，黏土第三主应力值减小.在小荷载时，随着内摩擦角增大，黏土第三主应力随之减小，且在5°～20°时减小幅度较大；在大荷载时，内摩擦角增大，黏土第三主应力先减再增，在20°附近时取极小值.在小荷载、大粘聚力下，黏土第三主应力变化较小，其第三主应力值约等于在小粘聚力下内摩擦角20°～25°附近的应力值；而在大荷载，大粘聚力下，粉土第三主应力值大于小粘聚力下内摩擦20°～30°时的值，小于5°～20°的值.

综上所述，当粘聚力较大时，板闸主体与土体随着附加荷载增加，应力增长缓慢.由于内摩擦角在5°～30°变化时，不同大小附加荷载情况下，板闸主体与土体的应力变化单调性不同.然而，通过上述分析可知，内摩擦角在10°～20°之间变化时，板闸主体和大部分土体的应力可以达到极小值，且在0～0.3的膨胀角/内摩擦角比值时，附加荷载增大对板闸遗址的应力提高效应不敏感.

4 结论

采用FRANC 3D和ANSYS软件对淮安板闸进行非线性有限元计算，研究存在初始裂缝状况的板闸遗址主体受力性能及其周边土体的应力分布.通过影响因素的参数分析，得出如下6点主要结论.

1) 对主体结构最不利工况组合是“自重+填土压力+水压力+0.75倍的设计附加堆载”.此时，结构出现较多裂缝，影响结构承载力；但结构未出现压碎区，主体结构和填土的受压承载力有较大富余量.

2) 采用M积分法和最大周向应力准则预测的裂缝结果表明:在工况组合4(自重+填土压力+水压力+0.75倍的设计附加堆载)作用下，淮安板闸主体结构曲率变化处的斜向裂缝将会持续以下端开裂早于上端开裂的趋势，保持扭转撕裂的形式发展.

3) 板闸主体弹性模量的改变对土体应力影响较小，对于板闸主体的第一主应力值与第三主应力值均呈现出了近似线性的增长.填土的容重改变对黏土应力值影响很小，对填土应力变化近似为线性增长；而板闸第一与第三主应力及粉土的变化都随着填土容重变大，表现出近似线性增长趋势.填土的弹性模量改变对填土应力值影响很小，对板闸第一与第三主应力及粉土与黏土应力的变化都随着填土弹性模量，表现出前期非线性减小后期逐渐趋于平缓变化的模式.

4) 对于摩擦-堆载关系，板闸、粉土和黏土的第三主应力最大值与板闸第一主应力表现性质类似.即随着摩擦系数增大应力减小，随着堆载升高而增大，进入大荷载后摩擦系数对应力影响显著.对于填土第三主应力而言，堆载和摩擦系数的单一影响与上述结论相同；但摩擦系数以0.3为界，前期增量对荷载-应力关系影响较大，后期趋于平缓.

5) 对于粘聚力-堆载关系，板闸、粉土和黏土的第三主应力最大值与板闸第一主应力表现性质类似.随着粘聚力减小，第三主应力增大，随着堆载升高而增大，进入大荷载后的粘聚力对第三主应力影响显著，进入小粘聚后应力变化显著.粘聚力以12 kPa为界，前期粘聚力的细微改变对荷载-应力关系有显著影响，后期逐渐趋于平缓.整体而言，填土粘聚力对填土自身第三主应力影响幅度较小.

6) 板闸遗址背后的相对较优的填土DP模型参数范围为:粘聚力为12～20 kPa，内摩擦角为10°～20°，膨胀角/内摩擦角的比值为0～0.3，此时荷载增大对板闸遗址的应力提高效应不敏感.

文中采用了整体式有限元建模的方式对板闸遗址进行结构性能的分析，可为板闸遗址的结构安全评估和后续板闸遗址，以及周边土体的加固修缮提供依据.在后续的研究中，可进一步考虑条石间的接触进行分离式有限元建模分析.