某河床式水电站厂房抗震复核及结构优化

程东昱，尚高增，杨 锦，陈海坤，向 磊，张建海

(1.四川大学水利水电学院，四川 成都 610065；2.中国电建集团贵阳勘测设计研究院有限公司成都分院，四川 成都 610091)

1 研究背景

我国西南地区具有丰富的水资源，同样也是地震高发区域，位于地震高发区域的水利工程的抗震安全极为重要[1- 4]。作为一种破坏力极强的自然灾害，强烈的地震会造成大量的人员伤亡和巨大的财产损失。地震不仅会造成水工建筑物在结构上的破坏，还可能引发次生灾害，进一步威胁到人民的生命财产安全。资料表明，地震不仅会对水电站的坝体造成一定的破坏，还会对厂房结构造成破坏。在“5·12”汶川地震中，紫坪铺水电站的混凝土面板堆石坝出现了局部开裂、脱空与破损；通口水电站的坝顶交通桥面铺装层及混凝土预制栏杆等在大坝沉降缝处出现局部开裂[5]；映秀湾水电站厂房洞室的上下游衬砌混凝土边墙有局部的开裂，内部岔口段两侧衬砌混凝土出现对称贯穿性裂缝[6]。因此，对水利工程进行抗震设计以及抗震复核非常关键。

许多学者针对我国西南地区水电站厂房抗震课题做过相关研究[7]。苏晨辉等[8]采用反应谱法分析了设计反应谱特征周期和下降段衰减系数对厂房结构地震动响应的影响。张汉云等[9]通过输入顺河向的地震波，研究了河床式水电站厂房上部结构的“鞭梢效应”以及上部结构对下部结构地震响应的影响。李子民[10]采用振型分解反应谱法对水电站进水口拦污栅墩结构进行研究，提出了可通过连系梁端部增设切角，调整连系梁截面尺寸等方法提高该部位抗震性能。

当前的研究普遍采用反应谱法或时程分析法中[11]的一种进行计算分析，同时采用两种方法进行对比分析的研究较少。本文采用反应谱法[12-15]与时程分析法[16-20]，利用Abaqus有限元软件对某河床式水电站厂房坝段进行动力特性分析，将2种方法的计算成果进行对比分析，对不满足抗震要求的部位进行结构上的优化，给出相应的工程建议，为其抗震设计提供参考，同时也为同类的工程提供借鉴。

2 工程概况

某水电站坐落在四川省岷江乐山到宜宾的中下游河段，工程的主要建筑物沿横河向一字形展开，属大(2)型工程。坝顶最大高程为324.50 m，沿坝轴线整体长度达961.07 m。工程所在区域相应的地震基本烈度为Ⅶ度。

厂房机组坝段建设于河道左侧，最大坝高47.45 m，顺河流方向总长92.71 m。厂房内部总共安装9台贯流式水轮发电机，除9号机组外，其余每2台机组组成一个坝段，坝段之间均设一道永久沉降缝。

3 计算模型与计算参数

3.1 三维模型及边界条件

选取7号、8号机组坝段作为研究对象，上下游临空，并在坝段间设置了结构缝，X方向为顺河向方向，地基范围从坝基面向上游延伸94.7 m，向下游延伸95 m；Y方向为横河向方向，从右岸指向左岸；Z方向为铅直方向，地基向下延伸60 m，上部至地面结构顶部，材料本构模型选取为摩尔-库伦模型。

对于厂房地基部分，在所截取的研究范围内，X、Y、Z三个面上均采用法向链杆约束。在厂房结构两侧边界为坝段分缝，不进行约束。

该典型厂房坝段模型共计剖分节点305 678个，三维实体单元291 166个，有限元模型如图1所示。

图1 7号、8号机组坝段有限元模型示意

3.2 计算参数

该水电站厂房坝段地基开挖至微新基岩，厂房结构主要采用C30混凝土，在门槽处局部部位采用C40混凝土进行加强，底板采用C25混凝土，表层加设厚0.8 m的C40抗冲磨混凝土结构。基岩和地面结构的物理力学参数值选取见表1。

石羊河流域生态恢复路径决策及实施效果分析……………………………………………… 贾小明，张永明(5.36)

表1 有限元分析时材料物理力学参数

根据《岷江龙溪口航电枢纽工程场地地震安全性评价报告》，经四川省地震局“川震审批[2009]202”号文批复，坝、厂区基岩场地设计地震反应谱参数见表2。

表2 坝(厂)区基岩场地设计地震反应谱参数

厂房坝段模型地震工况荷载包括厂房自重、设备重、水重、静水压力、扬压力、浪压力、土压力、冰压力及地震作用。厂房上游取正常蓄水位317.00 m，下游取正常尾水位304.74 m。

4 机组坝段的抗震计算

4.1 基于反应谱叠加法的抗震计算

根据《岷江龙溪口航电枢纽工程场地地震安全性评价报告》，结合水工建筑物抗震设计的要求，本次研究采用阻尼比为5%进行计算，并采用水平峰值加速度0.78 m/s2和铅直向峰值加速度0.52 m/s23个方向地震激励对典型机组坝段进行动力计算。

计算得到典型机组坝段在前30振型下自振频率见表3。由表4可知，该工程厂房坝段各阶自振频率相近，整体数值偏小，相邻阶振型之间频率相差很小。该厂房坝段共有4组自振特性，分别反应排架柱及高耸结构自振特性(如图2a的第1阶振型)，副厂房楼板自振特性(如图2b的第8阶振型)，拦污栅墩自振特性(如图2c的第9阶振型)，以及大体积混凝土结构的自振特性(如图2d的第16阶振型)。

图2 厂房结构部分振型自振特性

表3 典型机组坝段各振型下自振频率

机组坝段厂房结构动位移分布规律见图3。由反应谱振型叠加法成果可知，厂房结构的顺河向动位移主要表现为随高程的增大而增大，上游坝体的动位移大于下游坝体，上游坝体呈现左右岸位移较大中间位移较小的趋势，下游坝体同一高程水平动位移则分布较均匀。在排架柱顶部产生最大动位移达157.6 mm。

图3 机组坝段厂房结构动位移分布规律(单位：m)

坝体的横河向动位移主要响应发生在拦污栅墩处，在拦污栅墩腹部产生最大值为38.11 mm的动位移。厂房坝段其他主要混凝土结构横河方向的动位移呈现随高程的增大而增大，上游动位移大于下游的趋势。

图4为典型机组坝段的最大主应力增量和最小主应力增量分布规律，可以看到坝体最大主(拉)应力增量Δσ1大部分分布于0～0.7 MPa，但在拦污栅墩、坝基转折处产生较大的动应力集中，在拦污栅墩顶部产生最大为15.22 MPa的拉应力增量。坝体最小主(压)应力增量Δσ3大部分分布于0～2 MPa，同样在拦污栅墩、坝基转折处产生较大的动应力集中，在拦污栅墩上部产生最大为6.04 MPa的压应力增量。

图4 机组坝段厂房结构动应力分布规律(单位：Pa)

4.2 基于时程分析法的抗震计算

相较于反应谱振型叠加方法只能表现结构在动力工况下的最大响应，时程分析法可以体现出某次地震波的全过程中厂房坝段的动力响应。结合该工程所在地区的地震资料，利用人工合成地震波技术，确定三个方向的地震波(如图5所示)，其中x、y、z方向的峰值加速度分别为0.78、0.78、0.52 m/s2。本次地震动输入采用标准的地基输入模型，直接对地基整体施加加速度波，结构相对于地基做相对运动，地基底部可以看作一个固定边界。

图5 输入地震波曲线

图6 排架柱顺河向动位移ux随时程变化规律

图7 拦污栅墩腹部横河向动位移uy随时程变化规律

根据上述分析结果可以看出，拦污栅墩在腹部产生较大的横河向变位，导致拦污栅墩在顶部与坝顶混凝土相接处及底板位置承受较大的主拉应力。拦污栅墩顶部与坝顶相接处最大主拉应力极值达13.0 MPa，底部与底板混凝土相接处最大主拉应力极值达8.56 MPa。整个地震过程中拦污栅墩顶部和底部最大主拉应力变化见图8。

图8 拦污栅墩最大主拉应力

随时程变化规律厂房结构受上下游静水压力的作用，呈现出上游混凝土结构向下游变位，下游向上游回顶的趋势。在坝踵坝趾处混凝土结构存在一定的拉应力集中，根据计算结果，坝踵处混凝土结构主拉应力极值0.19 MPa，坝趾处混凝土结构主拉应力极值0.20 MPa。其随地震时程变化规律见图9。

图9 坝踵坝趾处最大主拉应力随时程变化规律(单位：MPa)

4.3 2种方法成果对比分析

由上述分析结果可以看出，在排架柱、拦污栅墩等部位混凝土结构存在较大变位或是应力集中现象。将这些特征部位在振型叠加法和时程分析法的计算结果汇总见表4。振型叠加法表现的是某结构的最大动力响应，和时程分析过程中产生的应力最大值十分接近，经计算，误差均在20%以内。

表4 两种计算方法下厂房结构特征部位最大位移、应力情况

4.4 拦污栅结构的改进

针对拦污栅墩处结构的改进，考虑到其中腹部动位移大、顶部和底部应力集中程度高的主要原因在于进水口属于高耸薄板结构。建议在其中部296 m和308 m高程设置2个厚度1 m的支撑板结构，在不影响其过水性能的同时改善该处结构动力特性，见图10。

图10 设置支撑板结构后的典型厂房坝段模型

采用反应谱振型叠加法对优化后的模型进行动力分析，可以看到其在进水口部位动位移响应相较于未优化时有明显的改善，在拦污栅墩腹部顺河方向动位移过渡平缓，数值明显较低，由改进前的38.22 mm降低为8.5 mm左右，见图11。

图11 改进后厂房结构横河向动位移uy分布规律(单位：m)

动应力响应相较于未改进时亦有明显的改善，在进水口处应力集中效应明显降低，拦污栅墩上下部不再存在很大的应力集中带，两侧墩墙底部存在较小范围应力集中，可通过配筋保证其安全工作，其最大主应力和最小主应力分布见图12。厂房底板最大主应力分布如图13所示。由图13可知，在未改进前，由于拦污栅墩影响，在拦污栅墩下部底板处产生了最大6.804 MPa的拉应力集中带，且影响范围较大。改进后，拦污栅墩下部底板处最大拉应力仅为1.018 MPa，两侧墩墙处产生小范围的拉应力集中，最大值为4.285 MPa，可通过配筋保证其安全性。

图12 改进后机组坝段厂房结构动应力分布规律(单位：Pa)

图13 厂房底板最大主(拉)应力σ1分布规律(单位：Pa)

厂房上游墙体混凝土最大主应力分布如图14所示。由图14可知，在未改进前，拦污栅墩整体拉应力状态十分不利，在上部与坝顶混凝土相接部位产生最大15.22 MPa拉应力，远超混凝土承载能力。改进后，拦污栅墩整体拉应力过渡平缓且数值较低，在上部与坝顶相接处产生最大仅2.493 MPa的拉应力，且影响范围较小。在上游进水口与边侧墩墙相接处产生极小范围内的拉应力集中，工程中容易通过局部加固进行改善。

图14 厂房上游墙体结构最大主(拉)应力σ1分布规律(单位：Pa)

5 结 论

通过振型叠加法和时程分析法这两种不同的方法对某河床式水电站机组厂房坝段进行抗震计算，可以得到以下几点结论：

(1)振型叠加法和时程分析法的计算结果整体接近。误差均在20%以内，在部分特征部位处应力、位移误差小于10%。

(2)在地震工况下，厂房坝段顶部排架柱产生了较大的顺河向位移，反应谱法和时程分析法计算位移分别为157.5 mm和139.1 mm，考虑到该处结构不影响工程的整体运行，且本次建模该处结构未考虑排架柱之间的刚度连接，实际情况中响应会低于本次分析结果。

(3)该工程在地震工况下，在上下游坝基处拉应力较小，最大仅0.24 MPa，满足受力和稳定性要求。

(4)在拦污栅中部增设支撑板后，其刚度和整体性得到显著改善。拦污栅墩下部底板处最大拉应力仅为1.018 MPa，拦污栅墩上部拉应力降低为最大仅2.493 MPa，且影响范围较小。在满足过流能力的条件下，有效地减小了动位移和动应力水平。