不同基础条件下的厂房结构静动力分析

陈　琴　龚亚琦

(1. 长江科学院 材料与结构研究所， 武汉　430010；2. 长江科学院 水利部水工程安全与病害防治工程技术研究中心， 武汉　430010)



不同基础条件下的厂房结构静动力分析

陈琴1，2龚亚琦1，2

(1. 长江科学院 材料与结构研究所， 武汉430010；2. 长江科学院 水利部水工程安全与病害防治工程技术研究中心， 武汉430010)

摘要：某大型水电站坝后式厂房位于地质条件复杂、地震烈度较大的地质带上，基础存在工程性状较差的岩石及软弱夹层，结构存在变形较大及不均匀问题，应进行基础处理．本文对不同基础条件下的厂房结构进行三维有限元静、动力分析，为基础处理设计提供依据．研究表明：使厂房远离软弱带或对基岩进行混凝土置换均能在一定程度上降低建基面沉降位移、改善结构位移不均匀性，但置换的效果明显好于改变相对位置的效果；两种措施对混凝土结构应力的影响很小．建议不移动厂房位置，对软弱基岩进行一定深度的混凝土置换，并在坝基设置抽排系统．对推荐方案的分析表明：厂房在各静力计算工况下，各部位变形值、不均匀变形差值及各方向应力均在合理范围内；遭遇设计烈度地震时，厂房上下游墙体变形较大，墙体及楼板部位应力较高，建议采取工程措施，保证结构安全．

关键词：大型水电站；厂房结构；基础条件；抽排措施；静动力分析

某电站开发任务以发电为主，采用坝后式地面厂房，单台机组装机750 MW．厂房建基面岩体主要为微新安山岩，总体地质条件较好，但安山岩与沉积岩不整合面及古风化壳工程性状较差，在安山岩与古风化壳间存在20～50 cm厚的软弱夹层，变形模量仅0.15 GPa，位于1号机组尾水管下游出口处，机组存在不同程度的地基不均匀变形问题；页岩及沉积岩的变形模量小于2 GPa，也可能引起较大变形；而水库蓄水后扬压力的作用可能使基础及混凝土结构变形加剧．地基的不均匀变形也会引起作为发电机支撑的下机架基础的不均匀变形，进而影响机组的稳定安全运行．另外，电站所处区域的地震设计烈度为8度，遭遇地震时，不利因素会加剧．若地基及混凝土结构变形过大，影响结构安全及机组正常运行，则需考虑是否调整厂房位置．

相关规范规定[1-2]，对地质条件不良的厂房地基加固措施应通过技术经济比较确定．国内外工程一般采取的措施[3-4]有：固结灌浆、帷幕灌浆、基础排水、局部挖除回填混凝土、齿槽、钢筋混凝土桩等．有限元数值模拟是对水电站厂房结构进行静动力分析[5-7]及安全评价的有效手段，但在对厂房基础条件进行方案比选方面少见报道．本文选取离软弱带最近的一台机组厂房为代表，进行三维有限元静动力分析，比较基础软弱带与厂房相对位置及进行混凝土置换对基础沉降、结构位移、应力的影响，分析基础设置抽排系统的效果，提出推荐方案，并对推荐方案进行详细分析，为设计提供依据．

1工程条件

1.1结构尺寸

单台机组厂房结构顺流向总长66.6 m(上游墙分缝处至尾水管下游分缝处)，沿厂房轴线宽37.2 m，总高度约83 m；机组中心高程131.3 m，尾水管底板底高程94.8 m，厂房楼板高程149.9 m．厂房基础岩体分区如图1所示．

图1　基岩分区图

1.2材料参数

材料参数见表1．动力计算中，动弹模取静弹模的1.3倍．

表1　材料参数

注：基岩弹模为变形模量．

1.3计算荷载

1)静力计算荷载

主要包括结构自重、水压力(上游正常蓄水位245 m，下游正常运行水位143.6 m)、门机重、桥机重、定子基础负载、下机架基础负载(共16个)、扬压力(坝基设置抽排系统时，扬压力折减)．

2)动力计算荷载

地震设计烈度为8度，根据规范[8]规定，同时考虑顺流向地震作用及竖向地震作用．水平向设计加速度代表值为αh=0.21g；竖向设计加速度为水平向的2/3．两个方向的地震组合时，取竖向地震动响应的一半与顺流向地震响应相加．桥机、尾水门库门机重量以及定子基础、下机架基础上的竖向荷载均作为竖向附加质量考虑．厂房下游的水平向动水压力，按Westergaard公式[8]计算附加质量．

动力反应按反应谱计算，反应谱曲线采用《水工建筑物抗震设计规范》(DL5073-2000)．地震特征周期Tg=0.25 s，反应谱最大值的代表值βmax=2.25，结构阻尼ξ=5%．

1.4计算工况

包括完建工况、正常运行工况、地震响应工况(顺流向地震+竖向地震)、静动叠加工况(正常运行工况+地震响应)．厂房结构在蜗壳及尾水管外围混凝土内、上部结构的板梁柱等部位均需布置钢筋，根据规范规定[8]，对于钢筋混凝土结构构件，应对地震作用效应进行折减．因此，本文在静动叠加时，混凝土结构动应力按受拉不利考虑，并乘以折减系数0.35．

2计算方案及有限元模型

2.1计算方案

针对基础处理措施(改变厂房与软弱夹层相对位置、对软弱夹层进行混凝土置换)，拟定计算方案如下：

方案1：厂房及基岩相对位置见图1，即软弱夹层位于尾水管下游出口处．

方案2：厂房及基岩相对位置同方案1，部分软弱基岩置换为混凝土，置换最薄部位厚度为10 m．

方案3：厂房相对基岩软弱带向上游移10 m，其它同方案1．

方案4：厂房及基岩相对位置同方案3，部分软弱基岩置换为混凝土，置换最薄部位厚度为10 m．

方案5：在方案2的基础上，坝基设置抽排系统．

2.2计算模型

取标准机组段建立的三维有限元模型如图2所示，模拟的混凝土结构包含蜗壳及尾水管空腔、下游门库、楼板结构等，对座环、顶部钢桁架也进行了模拟．整个计算模型共划分单元91 193个，结点131 303个．为方便网格划分并满足计算精度要求，蜗壳段及尾水管段采用10结点四面体高阶单元，基岩及墙体等采用8结点六面体单元，四面体与六面体之间采用20结点单元(棱锥体等)进行过渡．

图2　计算模型图

基岩模拟范围：上、下游及深度方向约为2倍结构高度，上游顶部取至山顶(高程254 m)．基岩底部全约束，上、下游面及左、右侧面为法向约束．

3静动力分析成果

3.1基础处理方案分析

3.1.1建基面沉降位移

各方案在各工况下的建基面竖向位移及建基面最大竖向位移差见表2，完建工况下的建基面竖向位移分布见图3．最大竖向位移差反映了建基面变形的均匀性．

表2　建基面竖向位移及最大竖向位移差(单位：mm)

注：1、位移以向上为正；2、地震响应工况的上下游竖向位移差由各模态竖向位移差按平方和方根法求得．

图3　完建工况建基面竖向位移分布图(单位：mm)

1)建基面沉降位移为上游小，下游大，各工况沉降位移最大值均位于尾水管扩散段部位，最小值均位于上游建基面；由于扬压力的上抬作用，正常运行工况下的沉降位移及最大竖向位移差小于完建工况．动力计算所得的不同方案间的沉降位移变化规律同静力计算．

2)厂房远离软弱带可在一定程度上减小建基面的沉降位移并改善沉降的不均匀程度．方案3与方案1比较，在完建工况及静动叠加工况，建基面沉降位移最多减小5.64 mm(14%)、5.92 mm(14.4%)，上下游竖向位移差约减小4.69 mm(27%)、4.79 mm(22%)．

3)对部分软弱基岩进行混凝土置换可有效降低基础的沉降位移及不均匀沉降程度．对部分软弱基岩进行混凝土置换后的方案2、方案4中，建基面沉降位移在完建工况时相对方案1、方案3分别减小约10.55 mm(26%)、6.56 mm(19%)；静动叠加工况，相对方案1、方案3分别减小约11.38 mm(28%)、8.48 mm(24%)；完建工况的竖向位移差相对方案1、方案3分别减少9.30 mm(54%)、5.61 mm(44%)．

4)比较方案2、方案3可以看出，对软弱基岩进行混凝土置换的效果比将厂房相对软弱带向上游移动10 m的效果好．方案2在各工况下的建基面沉降位移及位移差均明显小于方案3．

5)方案4的建基面沉降位移及竖向位移差仅比方案2的略小，这说明厂房相对软弱带向上游移10 m后，需再对软弱基岩进行混凝土置换，才能达到与方案2相当的效果．

6)在坝基设置抽排系统后，由于扬压力的上抬作用减小，正常运行工况下的建基面沉降位移及位移差比方案2大，但竖向位移差比方案3小．

3.1.2下机架基础上抬量

为了保证运行过程中，发电机推力轴承油膜和轴系稳定不会由于下机架的上抬而产生破坏，应控制下机架基础的不均匀上抬量在一个合理的范围内[9]．水荷载作用下，建基面产生向上的不均匀竖向位移，进而对下机架基础的上抬产生一定影响．因此，水荷载对下机架基础上抬量的影响实际包含两部分，即蜗壳内水压力和建基面上抬．蜗壳内水压引起的上抬量与蜗壳埋设方式有关[10-11]，本文选取影响最大的直埋蜗壳方式进行比较，见表3．表中下机架基础相对上抬量指平面内180°两端2个下机架基础处的竖向位移差(取绝对值)．

表3　下机架基础上抬量　(单位：mm)

注：上抬位移以向上为正．

由表3可以看出，将厂房相对基岩软弱带向上游移动10 m和进行混凝土置换，对下机架基础上抬量的影响规律同建基面沉降位移．正常运行工况，由于建基面不均匀上抬引起的下机架基础最大相对上抬量分别为1.21 mm(方案1)、0.64 mm(方案2)、0.94 mm(方案3)、0.54 mm(方案4)、0.44 mm(方案5)．若再考虑蜗壳内水压力的作用，则总的相对上抬量分别为1.9 mm(方案1)、1.33 mm(方案2)、1.64 mm(方案3)、1.23 mm(方案4)、0.46 mm(方案5)．可见，建基面上抬的影响在总上抬量中占了较大的比例，而这种上抬主要由扬压力引起．在坝基设置抽排系统后，扬压力的上抬作用减小，相对未设置抽排系统的方案2，下机架基础相对上抬位移减小0.2 mm，说明在坝基设置抽排系统对减小下机架基础上抬量及相对上抬量的效果很好，也很有必要．

3.1.3应力

1)建基面应力在静力计算工况均为压应力，完建工况最大；静动叠加工况(动应力按拉应力考虑)在局部区域出现小于0.3 MPa的拉应力；在厂房相对软弱基岩向上游移动10 m或对软弱基岩进行混凝土置换后，建基面压应力有所增加，但增幅均小于0.3 MPa．

2)基础条件的变化对尾水管顶板及其上部结构的影响较小，基础处理前后应力的变化幅度一般小于0.3 MPa；方案2中，对软弱基岩进行混凝土置换后，底板整体拉应力减小，局部区域顺流向拉应力约增加0.6 MPa，其它方案变化较小．

3)坝基设置抽排系统后，尾水管底板顺河向拉应力有所增加，但仍小于完建工况，不属于控制工况；底板横河向拉应力减小，顶板拉应力小幅度增加，但小于完建工况；顶板拉应力变化幅度一般小于0.2 MPa，说明设置抽排系统对尾水管顶板及其以上结构的应力影响很小．

3.1.4推荐方案

综合以上分析，推荐方案5为实施方案，即厂房相对基岩软弱带不移动，对软弱基岩进行一定深度的混凝土置换，并在坝基设置抽排系统以减小扬压力的影响．

3.2推荐方案成果

建基面及下机架基础的位移在以上方案分析中均有说明，以下不再重复描述．蜗壳外围混凝土结构应力状态与蜗壳埋设方式密切相关，需进行专题研究才能给出符合工程要求的成果，因此以下不提供蜗壳结构的位移及应力．

3.2.1结构自振特性

结构前3阶振型见图4，前9阶自振频率见表4．

图4　振型图

(单位：Hz)

第1～3阶振型分别为整体顺流向、整体横河向、墙体弯曲，自振频率分别为2.59 Hz、3.27 Hz、3.54 Hz．第4、7、9阶振型为墙体弯曲，第5、6、8、10阶振型为墙体扭转，表明上下游刚度较弱的墙体对地震反应相对较强．

3.2.2混凝土结构整体位移

1)静位移：正常运行工况(不含结构自重及蜗壳内水压的影响)，结构顺流向最大位移分别为1.6 mm；横河向位移都小于1 mm；竖向位移都向下，下游大于上游，最大值为3.24 mm．

2)动位移：位移较大值主要位于厂房的上、下游墙体，墙体顶部顺流向位移最大约54.2 mm，横河向位移都小于1.1 mm，竖向位移最大值约11.5 mm，位于下游．

3)静动叠加：顺流向位移主要反映的是动位移影响，墙体顶部位移最大值约55.6 mm，横河向位移都小于1.1 mm，竖向位移最大值为14.6 mm．

3.2.3尾水管及上部墙体楼板结构应力

1)静力计算

顺流向拉应力主要出现在完建工况的尾水管底板及顶板表面，底板拉应力小于2.0 MPa，最大值位于底板中部区域，顶板最大拉应力为0.65 MPa．正常运行工况的拉区范围及应力值均小于完建工况．横河向拉应力主要位于尾水管顶板、底板表面．除局部区域外，尾水管底板大部分区域拉应力小于0.8 MPa，顶板最大拉应力分别为1.3 MPa(完建工况)、1.1 MPa(正常运行工况)．竖向均为压应力，除局部应力集中外，大部分区域压应力小于3 MPa．

2)动应力

8度地震作用下，较大的动应力主要出现在上下游墙体及墙体根部附近区域．顺流向应力，上游墙体与楼板的根部存在应力集中，应力大于1 MPa的部位距离墙体根部3m范围内，门库顶板距墙体根部3m范围内的应力为1.0～2.0 MPa，蜗壳及尾水管外围混凝土结构应力小于0.4 MPa，主要由水平向地震作用引起；楼板及门库顶板的横河向最大应力约为1.1 MPa，位于墙体根部；最大竖向应力位于下游墙体根部，除局部应力集中区域外，墙体应力大都小于3.5 MPa；门库墩墙应力都小于1.2 MPa．

3)静动叠加

顺流向拉应力主要位于楼板，拉应力较大值出现在机组中心线上游一侧距墙根约3 m范围内，除墙根处应力集中外，其它部位应力都小于2 MPa；横河向拉应力主要位于上下游墙体及尾水管顶、底板表面，除局部点外，拉应力大都小于1.3 MPa；竖向拉应力主要位于上下游墙体，主要由地震作用引起，大部分区域拉应力小于4 MPa．

4结论

本文采用三维有限元法对不同基础条件下的大型水电站厂房结构进行静动力分析，结果表明：对软弱基岩进行混凝土置换的效果比将厂房相对软弱带向上游移动10m的效果好，将厂房相对基岩软弱带向上游移10m后，再对软弱基岩进行混凝土置换，效果仅比原地置换略好；为减小下机架基础的不均匀上抬，建议在坝基设置抽排系统以降低扬压力的影响；对推荐方案的分析表明，机组段在完建、正常运行工况下，各部位变形值、不均匀变形差值及各方向应力均在合理范围内；遭遇设计烈度地震时，厂房上下游墙体变形较大，墙体及楼板部位应力较高，建议加强配筋，保证结构安全．

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[责任编辑周文凯]

收稿日期：2015-12-14

基金项目：国家自然科学基金资助项目(51409012)

通信作者：陈琴(1971-)，女，高级工程师，硕士，主要从事水工结构研究．E-mail：chenqin8317@ 163.com

DOI：10.13393/j.cnki.issn.1672-948X.2016.02.001

中图分类号：TV314

文献标识码：A

文章编号：1672-948X(2016)02-0001-06

Static and Dynamic Analyses of Powerhouse Structure in Complex Geological Condition

Chen Qin1,2Gong Yaqi1,2

(1. Material & Engineering Structure Department, Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China; 2. Research Center on Water Safety & Disaster Prevention of Ministry of Water Resources, Yangtze River Scientific Research Institute, Wuhan 430010, China)

AbstractA large powerhouse at dam-toe of hydropower station is located in a complex geological condition of highly seismic intensity. There are some poor rock and soft interlayer in the foundation; and the deformation of structure is relatively larger and nonuniform. The foundation treatment is needed. In this paper, the static and dynamic analyses of the powerhouse in different geological condition are completed by three-dimensional finite element method. The results show that moving the powerhouse far from the soft interlayer and replacing the foundation by concrete can reduce settlement and improve the uniformity of the structure displacement in a certain degree. The treatment of concrete replacement is better than that of powerhouse movement and the two treatments have little effect on the stress. Then, the proposal is presented. It has no need to move the location of powerhouse. It's better to replace foundation by concrete in a certain depth and set dam drainage system. It is also shown that the deformation, nonuniform settlement and stress components of structure are all in a reasonable range after the proposed treatment. For the design seismic intensity, there are large deformation on the downstream wall and large stress on the walls and floors. It is suggested that the engineering measures should be made to ensure the structural safety.

Keywordslarge hydropower station;powerhouse structure;geological condition;measure of drainage;static and dynamic analyses