壩后式水電站廠房不同支座方案減震對比研究

，

(合肥工業(yè)大學(xué) 土木與水利工程學(xué)院， 合肥 230009)

1 研究背景

水電站廠房是水電站發(fā)揮整體功能的核心部位，在偶遇地震下的響應(yīng)值得重點關(guān)注。近年來，國內(nèi)對水電站廠房上部空間結(jié)構(gòu)的研究取得了很大進展，其中廠房減震是最近的一個研究熱點。郝軍剛等[1]通過研究，發(fā)現(xiàn)罕遇地震下水電站廠房頂部的網(wǎng)架存在垮塌風(fēng)險，但其余結(jié)構(gòu)的破壞處于可修水平；黑燦等[2]認為在振動條件下廠房頂部網(wǎng)架只對廠房上部結(jié)構(gòu)影響較大，若需研究發(fā)電機層以下部位，可不考慮網(wǎng)架的影響；霍學(xué)平等[3]認為廠房上部結(jié)構(gòu)采用剪力墻后對抗震更為有效；鄒磊堂[4]詳細討論了地震作用下龍開口水電站廠房不同上部結(jié)構(gòu)形式的強度和剛度。

在壩后式水電站廠房中，排架方案是普遍采用的一種結(jié)構(gòu)形式。從整體結(jié)構(gòu)來看，廠房上、下游排架柱相對于壩體和廠房下部結(jié)構(gòu)而言顯得單薄，地震作用下會產(chǎn)生鞭梢效應(yīng)，即其位移應(yīng)力響應(yīng)會被放大。因此，對水電站廠房排架柱的抗震研究引起了越來越多學(xué)者的注意。于瑞艷等[5]認為排架柱設(shè)計要充分考慮豎向地震的作用；程恒等[6]研究了鋼管混凝土排架的抗震效果；張漢云等[7]對水電站廠房的排架柱進行了鞭梢效應(yīng)的理論和模擬分析，認為在廠房上、下部結(jié)構(gòu)質(zhì)量和剛度突變處的二次放大效應(yīng)是導(dǎo)致排架柱鞭梢效應(yīng)的根源。因此要達到水電站廠房大震不倒、中震可修、小震不壞的目標(biāo)，必須充分考慮上、下游立柱與空間網(wǎng)架的連接形式。支座作為連接二者的媒介，給廠房上部結(jié)構(gòu)帶來的減震效果值得重點研究。郭鴻儒[8]建立了廠房和基礎(chǔ)模型，通過對比疊層橡膠支座和鉸支座探討了廠房關(guān)鍵部位的位移、應(yīng)力和內(nèi)力，但沒有考慮廠壩聯(lián)合作用和雙向地震波的作用給結(jié)構(gòu)帶來的影響。本文以某壩后式水電站廠房為例，充分考慮了廠壩整體模型、3種常用支座和雙向地震波的作用對壩后式廠房排架柱的減震影響。

2 支座簡化的力學(xué)模型

在地震作用下，支座從力學(xué)角度考慮主要承擔(dān)豎向和水平向往復(fù)荷載，其剛度是一個重要指標(biāo)，由于阻尼是耗能減震的源頭，故阻尼系數(shù)的取值也很關(guān)鍵。本文采用ANSYS單元庫中的2種彈簧單元和1種桿單元對3種支座進行模擬，對比分析了鉸支座、帶錨栓的板式橡膠支座和鉛芯橡膠支座方案下的壩后式廠房上部結(jié)構(gòu)的減震效果，以下分別說明3種計算方案中用到的支座的參數(shù)取值。

2.1 鉸支座方案

各類支座形式都有優(yōu)點和缺點，對于鉸支座來說，在其豎向荷載和溫度應(yīng)力等的影響下，其正常使用階段支座水平支反力往往較大，長期運行容易導(dǎo)致金屬材料疲勞破壞。但是其優(yōu)點是豎向和水平向承載力大，受力明確。鉸支座連接水電站廠房頂?shù)目臻g網(wǎng)架和下部結(jié)構(gòu)時，簡化為水平向和豎向支撐的2個桿單元，由于現(xiàn)實中剛性鉸支座有轉(zhuǎn)動自由度，但幾乎無平移自由度，故在ANSYS平臺中將鉸支座力學(xué)模型的水平向和豎向剛度設(shè)為無窮大。

2.2 鉛芯橡膠支座方案

鉛芯橡膠支座中間的鉛棒在完全填充的情況下具有良好的耗能效果，鉛本身的屈服應(yīng)力較低，滯回曲線豐滿，鉛芯橡膠支座的荷載-變形曲線可以用雙線性表示[9]。由于鉛芯橡膠支座的廉價性和實用性，它在日本、新西蘭等國得到了很好的應(yīng)用。鉛芯橡膠支座同樣承擔(dān)豎向和水平向剪力，豎向用COMBINE14單元模擬，剛度經(jīng)荷載計算取為1.458×109N/m，水平向采用COMBINE40單元模擬，其中水平剪切剛度屈服前后的參數(shù)采自廣東某支座公司。經(jīng)計算，屈服前水平剛度為3.932×106N/m，屈服后水平剛度為7.15×105N/m，屈服力為41.9 kN，阻尼為8 164.5 N·s/m。

2.3 帶錨栓的板式橡膠支座方案

帶錨栓的板式橡膠支座具有適應(yīng)屋蓋變形、傳遞水平力明確的優(yōu)點，并且具有一定的阻尼，可以降低或延緩結(jié)構(gòu)的變形。其橡膠墊和錨栓之間留有一定的水平剪切位移空間，靜荷載下其水平剪切剛度與鉛芯橡膠支座接近，當(dāng)遇到偶遇荷載如風(fēng)荷載或地震作用時，水平剪切位移空間閉合，水平剪切剛度由于錨栓的介入而增大。根據(jù)肖建春等[10]的研究成果，經(jīng)計算，水平剪切剛度的值在錨栓介入后為3.6×109N/m，豎向剛度為1.04×1010N/m，阻尼為3.6×108N·s/m。

3 有限元模型及自振周期分析

本文選取某壩后式水電站的一個中間標(biāo)準壩段，建立了整體有限元模型，模型包括了大壩、廠房、空間網(wǎng)架和基礎(chǔ)，如圖1所示。整體坐標(biāo)系選取x向為順河向，y向為豎直向，z向為橫河向。由于該壩后式水電站位于強震發(fā)生帶之間，故地震活動相對較弱，地震烈度對廠壩結(jié)構(gòu)的影響主要來自外圍強震。地震作用下結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)計算采用時程分析法，廠壩地震設(shè)計烈度取為8度。按《水電工程水工建筑物抗震設(shè)計規(guī)范》(NB 35047—2015)[11]中的規(guī)定選取本文采用的規(guī)范譜，地震作用下材料的動態(tài)彈性模量取為靜彈性模量的1.5倍，振型阻尼比系數(shù)取為0.05。已知場地50 a超越概率5%的地震水平加速度峰值為0.24g，考慮到目前在結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計中核算截面強度時采用的設(shè)計地震系數(shù)都為設(shè)計烈度對應(yīng)值的35%，即為0.084g。由于重力壩及其壩后式廠房沿橫河向的剛度較大，本文計算時僅在順河向和豎向施加地震作用，并且在整體模型的橫河向邊界施加固定約束，不考慮相鄰壩段橫縫的動態(tài)非線性接觸。具體的人工波時程信息如圖2所示，圖2中x向的輸入地震波加速度峰值為0.084g，y向的輸入地震波加速度峰值為0.056g。

圖1 廠壩整體模型Fig.1 Holistic model of dam and powerhouse

圖2 地震波加速度時程Fig.2 Time history of acceleration of seismic wave

按不同的支座類型構(gòu)成3個不同的有限元模型，經(jīng)模態(tài)分析得到3種模型結(jié)構(gòu)前10階的自振周期,如表1所示。由表1得：常用的鉸支座第1階振型自振周期為0.627 7 s；若選用帶錨栓的板式橡膠支座，則第1階自振周期延長至0.651 5 s；若選用水平剪切剛度更小的鉛芯橡膠支座，則第1階自振周期延長至0.671 1 s。說明選用較柔的支座能延長結(jié)構(gòu)的自振周期，在地震作用下對結(jié)構(gòu)起到一定的保護。

表1 3種方案結(jié)構(gòu)自振周期對比Table 1 Comparison of natural vibration period ofstructure among three schemes

圖4 廠房上游側(cè)典型節(jié)點對層間位移時程Fig.4 Time-history of displacement of typical node pairs attached to upstream side of powerhouse

圖5 廠房下游側(cè)典型節(jié)點對層間位移時程Fig.5 Time-history of displacement of typical node pairs attached to downstream side of powerhouse

4 位移、應(yīng)力分析

4.1 位移分析

4.1.1 廠房上游側(cè)

圖3是廠房上、下游側(cè)8個節(jié)點對所在的位置。從上游側(cè)的典型節(jié)點對(邊節(jié)點對和中間節(jié)點對)層間位移的時程(圖4)可見，鉸支座方案各節(jié)點對最大層間位移大于其余2個方案，其均值為46.16 mm。這是因為鉸支座水平向和豎向剛度都遠遠大于其余2種支座，其在地震作用下的吸能和耗能效果較差。鉛芯橡膠支座方案各節(jié)點對層間位移峰值最小，均值為35.04 mm。鉸支座方案的均值比鉛芯橡膠支座方案的均值高31.74%，說明由于鉛芯橡膠支座的滯回性能，很好地減小了壩后式廠房上部結(jié)構(gòu)的鞭梢效應(yīng)，能夠在8度烈度的地震作用下保護廠房上部結(jié)構(gòu)。帶錨栓的板式橡膠支座方案上游側(cè)節(jié)點對層間位移均值處于兩者之間，達到了37.88 mm。

圖3 廠房上部結(jié)構(gòu)及節(jié)點對位置Fig.3 Upper structure of powerhouse and location of node pairs

4.1.2 廠房下游側(cè)

從下游側(cè)的典型節(jié)點對(邊節(jié)點對和中間節(jié)點對)層間位移的時程(圖5)可見，其規(guī)律與上游側(cè)基本相同：下游側(cè)鉸支座方案各節(jié)點對層間位移的均值為43.95 mm，帶錨栓的板式橡膠支座方案均值為35.92 mm，鉛芯橡膠支座方案均值為30.42 mm。從數(shù)值上看，同一個方案下上游側(cè)節(jié)點對最大層間位移普遍比下游側(cè)高，這是因為進行壩后式廠房上部結(jié)構(gòu)線彈性變位校核時，上游側(cè)墻柱體的底部固端高程取為1 220.4 m，而下游側(cè)墻柱體底部固端取為1 232.4 m。從方案間的對比來看，鉛芯橡膠支座的抗震耗能效果是3個方案中最好的，鉸支座方案在地震作用下的順河向位移響應(yīng)最大，峰值分別比鉛芯橡膠支座方案和帶錨栓的板式橡膠支座方案高出44.5%和22.4%。

4.1.3 支座變形

圖6提取了3種方案廠房上下游側(cè)共8個柱頂支座在地震作用下的水平向最大變形。從圖6中可見：帶錨栓的板式橡膠支座和鉸支座由于水平向剛度較大，在地震作用下支座的水平剪切變形很小，都不足1 mm，難以釋放支座處較大的支反力；而鉛芯橡膠支座方案由于支座水平向剛度小，柔度大，在地震作用下可以很好地適應(yīng)變形，雖然支座的水平向剪切變形較其余2個方案大，但是在可承受范圍內(nèi)，很好地釋放了支座處的支反力，減震效果更好。

圖6 地震作用下各支座水平向最大變形Fig.6 Maximum horizontal deformation of bearings under earthquake action

4.2 廠房應(yīng)力分析

圖7列出了地震作用下各方案上下游廠房排架柱節(jié)點第一主拉應(yīng)力峰值，從圖7中可見：頂部節(jié)點的第一主拉應(yīng)力峰值較小，各節(jié)點都沒有超過0.1 MPa；底部節(jié)點第一主拉應(yīng)力峰值下游側(cè)都比上游側(cè)大，下游側(cè)均值在5 MPa左右，上游側(cè)均值在1 MPa左右。從這個指標(biāo)來看，下游側(cè)底部節(jié)點在地震作用下有開裂的可能。從各支座方案對比來看，除了上游側(cè)頂部外，鉛芯橡膠支座方案排架柱的其余部位均是最安全的。鉸支座方案由于水平和豎向剛度大，沒有彈性滑移的余地，故其第一主拉應(yīng)力峰值較大，易造成支座的疲勞破壞。

圖7 廠房上下游側(cè)排架柱節(jié)點第一主拉應(yīng)力Fig.7 First principal tensile stress of columns in the upstream and downstream side of powerhouse

5 結(jié) 論

本文通過對比某壩后式水電站廠房上下游側(cè)排架柱頂?shù)?種支座方案，得到以下結(jié)論：

(1)鉸支座方案水平和豎向剛度均很大，在平時能承受很大的靜荷載，但在地震作用下其平移自由度受到限制，加上鞭梢效應(yīng)導(dǎo)致其上下游柱頂?shù)膶娱g位移角是3個方案中最大的。此方案下排架柱的頂部和底部的第一主拉應(yīng)力也是3個方案中最大的，故鉸支座方案不利于壩后式廠房上部結(jié)構(gòu)的減震。

(2)帶錨栓的板式橡膠支座方案的上、下游側(cè)排架柱節(jié)點對的最大層間位移處于鉸支座方案和鉛芯橡膠支座方案之間。

(3)地震作用下3種支座本身適應(yīng)水平剪切變形的能力差異較大，鉸支座和帶錨栓的板式橡膠支座水平剪切變形能力較小，不能很好地釋放支座處支反力，鉛芯橡膠支座在地震作用下上、下游側(cè)水平剪切變形分別達到14 mm和25 mm左右，通過其本身較大的剪切變形很好地釋放了支座處積累的支反力，達到了減震效果。

(4)鉛芯橡膠支座中橡膠的超彈性和鉛芯的滯回性能對排架柱起到了良好的減震效果。分析結(jié)果表明此方案上下游側(cè)廠房排架柱的第一主拉應(yīng)力最小，很好地降低了廠房上部結(jié)構(gòu)薄弱部位的混凝土拉應(yīng)力，地震作用下上、下游側(cè)柱子開裂的可能性較小。其上、下游側(cè)節(jié)點對最大層間位移也最小，即層間位移角最小，有利于上部結(jié)構(gòu)的減震，且其整體結(jié)構(gòu)的前10階自振周期較長，故其結(jié)構(gòu)在地震作用下的反應(yīng)較小，能很好地保護整體結(jié)構(gòu)中的薄弱部位，是推薦的支座選型方案。