超高扬程升船机顶部机房形式及地震鞭梢效应分析*

李志成，陶桂兰，王嘉炜，张 驰，郜宁静

(河海大学 港口海岸与近海工程学院，江苏 南京 210098)

地震是危及人民生命财产安全、破坏性极大的突发性自然灾害，强烈地震常常会带来惨重的生命和财产损失，以往震害表明水电站进水塔顶部启闭机房和升船机塔柱顶部机房等部位是震害的易损部位[1-2]。在我国日益加快的西部开发建设环境下，高坝通航建筑物的建设规模越来越大，为满足通航需求，拟在地震基本烈度为8度的金沙江白鹤滩修建200 m级超高扬程齿轮齿条垂直升船机。与已建成的升船机工程相比，拟建的白鹤滩升船机提升高度扩大了近1倍，使升船机结构的变形和受力形式变得更加复杂。有必要针对其受到地震作用时可能发生强烈的鞭梢效应而引起的严重震损进行深入研究。目前，对超高扬程升船机机房尤其是不同机房结构形式的鞭梢效应研究较少。本文基于白鹤滩200 m级超高扬程齿轮齿条垂直升船机结构，建立考虑地基-塔柱-顶部机房共同作用的升船机塔柱结构有限元模型[3]，对塔柱结构和顶部机房的动力响应及鞭梢效应进行研究。研究成果可为超高扬程垂直升船机塔柱及顶部机房结构方案的设计指导提供依据，也可为今后同类型结构的研究提供借鉴。

1 超高扬程升船机顶部机房形式

1.1 工程概况

拟建金沙江白鹤滩水电站升船机上游最高通航水位为782 m，下游最低通航水位为581.4 m，最大提升高度为200 m，设计通航船舶为3 000吨级，对应的升船机类别为Ⅰ级大型升船机。升船机船厢室结构主要包括基础、挡土墙、承重塔柱和机房4个部分，承重塔柱采用的是钢筋混凝土全筒式结构，对称布置在船厢室的左、右两侧，整个塔柱结构由2个大型筒体组成，船厢室宽25.6 m，单侧塔柱宽17.5 m，长110 m，高240 m，挡土墙高46.5 m。塔柱底部与筏形基础连为整体，筏形基础总长115 m、总宽73.6 m、高8.5 m，顶部通过7根横向联系梁连接，联系梁长25.6 m、高6 m。顶部机房拟采取分离式机房的结构形式。

1.2 机房形式拟定

为了对比分析不同机房形式的升船机在地震作用下的鞭梢效应，在升船机顶部机房设计时借鉴三峡、向家坝、水口等已建和筹建工程的经验，参照文献[4-6]确定了整体式机房和分离式机房2种机房形式。

1)分离式机房：升船机塔柱顶部通过横向联系梁连系，在塔柱结构顶部两侧左右对称布置机房，机房由钢筋混凝土排架柱和顶部钢桁架组成。两侧机房之间净距17.8 m，外轮廓长110.0 m，宽21.1 m，跨度21.1 m。顶部机房排架柱截面尺寸为1 m×2 m，柱高29.5 m，柱距7.3～8.0 m。

2)整体式机房：升船机塔柱顶部通过梁板结构实现横向连接，并构成顶部机房的基础，顶部机房覆盖整个升船机塔柱，由钢筋混凝土排架柱和顶部大跨度钢桁架组成。机房在船厢室段长110.0 m，宽60.6 m，跨度60.6 m。顶部排架柱的柱高、柱距及截面尺寸均与分离式机房相同。

2 有限元计算模型及参数

2.1 有限元模型

采用大型通用有限元软件ANSYS针对不同机房形式的升船机结构，分别建立3种工况的有限元模型：工况1为无机房塔柱模型，机房结构的质量以附加质量的形式施加于塔柱顶部；工况2为设立整体式机房的塔柱模型；工况3为设立分离式机房的塔柱模型，三维有限元模型及特征点分布见图1。塔柱结构的船厢室和地基均采用8节点六面体实体单元SOLID185模拟；钢筋混凝土排架柱和顶部钢桁架均采用BEAM189梁单元模拟；地基水平模拟范围以船厢室基础轮廓为界，向上下游方向、左右两侧各模拟240 m；地基深度取1倍结构高度240 m。塔柱结构的地基边界条件为：底面全部约束，各侧面均采用法向约束。模型建立的坐标系为：坐标原点为右塔柱结构上游角点，顺河向为X轴(纵向)，横河向为Y轴(横向)，垂直向上为Z轴。

图1 三维有限元模型及特征点分布

2.2 计算参数

升船机基础地处玄武岩区，对基岩分层考虑，各层平均静态模量取11 GPa[7]，泊松比为0.23，密度为2.7 t/m3，升船机塔柱结构的材料采用线弹性本构模型模拟，混凝土材料弹性模量采用动弹性模量，按规范取为静弹性模量值的1.5倍，结构采用Rayleigh阻尼，阻尼比取5%[8]，塔柱结构各部位密度、弹性模量、泊松比见表1。

表1 材料参数

2.3 地震波

拟建升船机位于地震基本烈度为8度的场区，根据NB 35047—2015《水电工程水工建筑物抗震设计规范》，确定地震荷载的峰值加速度值为0.276g。由于升船机塔柱纵向刚度远大于横向刚度，故仅考虑横向地震和竖向地震的组合作用，竖向地震荷载加速度取横向地震荷载的2/3，采用无质量地基模型[9]，地震动在结构-地基的交界面处输入[10]。

利用中国建筑抗震设计规范反应谱程序和SIMQKE_GR程序随机生成3条人工地震波(相关系数不大于0.3)作用于结构，地震波持续时长为20 s，计算时间步长为0.02 s，人工地震波加速度时程曲线见图2。

图2 人工地震波加速度时程曲线

3 有限元计算结果与分析

3.1 超高扬程升船机结构模态

采用ANSYS有限元软件针对工况1进行自振特性分析，利用Block Lanczos 法提取塔柱结构前50阶振型，塔柱结构前10阶频率及振型参与系数见表2。

表2 频率及振型参与系数

从表2可以看出，塔柱结构的前10阶振型，主要以横向、扭转和纵向振动为主，其中有4阶振型以横向振动为主，分别是第1、4、6、7阶。塔柱结构一阶为整体横向振动，二阶为整体扭转振动，三阶为整体纵向振动，四阶为整体横向交叉振动，表明该塔柱结构也较易发生扭转破坏，由于塔柱的扭转运动对升船机结构的正常运行非常不利，因此在进行塔柱结构设计时有必要适当增强结构的抗扭刚度，以保证升船机的安全运行。图3为塔柱结构前4阶整体振型图。

图3 塔柱结构振型图

3.2 超高扬程升船机结构鞭梢效应

为便于比较各工况的动力响应，以基础顶部为零高程面，在塔柱及机房排架柱结构上沿高程方向选取多个特征点，见图1。采用时程分析法计算不同工况下塔柱结构和顶部机房在地震作用下的位移响应和加速度响应(横向)。

3.2.1位移响应

根据3条人工地震波时程分析结果得到各特征点的位移响应，机房顶部与塔柱顶部位移响应极值及放大系数如表3所示，文中的放大系数是指顶部机房与塔柱顶部的动力响应之比。

表3 结构位移响应极值及放大系数

由表3可知，设立整体式机房的升船机塔柱顶部和机房顶部最大位移响应分别为43.37、60.45 cm，位移放大系数为1.39倍；设立分离式机房的升船机塔柱顶部和机房顶部最大位移响应分别为49.71、61.31 cm，位移放大系数为1.23倍；可见，工况2与工况3的机房顶部位移响应较塔柱顶部有了较大提高，发生了地震鞭梢效应，整体式机房的位移响应增幅大于分离式机房，图4给出的最大位移响应沿高程变化曲线可以更加直观地体现这一点。对比各个工况，工况3与工况1主体塔柱部分的位移响应具有一致性，工况2塔柱顶部的位移响应较工况1减小了13.5%，这主要是由于设立整体式机房的塔柱顶部由梁板结构连接的结果。

图4 最大位移响应沿高程变化曲线

3.2.2加速度响应

根据3条人工地震波时程分析结果得到各特征点的加速度响应，结构加速度响应极值及放大系数见表4，加速度沿高程变化曲线见图5。

表4 结构加速度响应极值及放大系数

图5 最大加速度响应沿高程变化曲线

从图5可以看出，工况2、3的最大加速度响应曲线在机房柱底处发生明显的突变，加速度变化速率较主体塔柱部分有大幅度的提高，鞭梢效应十分显著，主要是该处截面尺寸减小、结构刚度突变所致。由表4可知，塔柱顶部的加速度响应较其底部有所放大；设立整体式机房的升船机塔柱顶部和机房顶部最大加速度响应分别为3.14、16.50 m/s2，加速度放大系数为5.25倍；设立分离式机房的升船机塔柱顶部和机房顶部最大位移响应分别为3.21、11.35 m/s2，加速度放大系数为3.53倍，整体式机房的加速度响应增幅大于分离式机房。对比各个工况，工况2和工况3主体塔柱部分的加速度响应与工况1基本一致，但是塔柱顶部加速度较工况1降低了8.5%～10.5%，说明顶部机房的设立在一定程度上降低了主体塔柱顶部的加速度响应，主要是由于鞭梢效应导致地震能量上移，对下部塔柱结构起到了一定的减震效果。

综上可知，地震作用下顶部机房的位移响应和加速度响应较塔柱结构均有明显的提高，考虑地基-塔柱-顶部机房三者共同作用的超高扬程升船机结构地震鞭梢效应明显。地震波沿塔柱结构自底向上具有放大效应，顶部机房在下部塔柱结构的激励下发生振动，在设立整体式机房的塔柱顶部动力响应更弱的基础下，分离式机房的位移响应和加速度响应放大系数仍小于整体式机房，分离式机房较整体式机房在鞭梢效应方面表现得更弱。可见，不同机房形式的升船机鞭梢效应强弱有较大差异，在升船机结构设计中应充分考虑其差异，合理确定机房形式。

4 结论

1)塔柱结构前两阶振型是横向振动和扭转振动，在设计时须重点关注200 m级超高扬程升船机塔柱结构在地震作用下的横向振动及扭转变形，必要时须采取诸如增强结构的抗扭刚度等措施来减少其不利影响。

2)地震波沿塔柱结构自底向上具有放大效应，地震作用下顶部机房鞭梢效应显著，在加速度响应方面尤为强烈；分离式机房较整体式机房在鞭梢效应方面表现更弱，在升船机结构设计中宜合理选定机房形式，可适当增大或调整机房的刚度及质量分布。

3)设计中须进一步优化结构，建议塔柱顶部采用梁板结构增强顶部约束，并进一步采取减震隔震等措施，确保升船机安全稳定运行。