黑 燦，伍鶴皋，石長征，傅 丹(武漢大學水資源與水利水電工程科學國家重點實驗室，武漢 430072)

0 引 言

地震由于其突發(fā)性和難預測性，在眾多自然災害中堪稱群災之首。我國是地震多發(fā)國，并且我國的水電開發(fā)多集中在西南地震高發(fā)區(qū)，汶川地震水電工程震害調(diào)查發(fā)現(xiàn)，水電站地面廠房下部大體積混凝土的震損較輕微，上部結(jié)構(gòu)的震損較重[1,2]，而上部結(jié)構(gòu)的地震響應與屋面結(jié)構(gòu)形式關系密切。近些年隨著水電站水輪發(fā)電機組單機容量不斷加大，廠房跨度也隨之增大，網(wǎng)架結(jié)構(gòu)的廠房屋面優(yōu)勢愈來愈顯著，已成為未來的發(fā)展趨勢[3,4]。因此，對于網(wǎng)架屋面水電站廠房的抗震問題應有足夠的重視。而對這種上部為鋼網(wǎng)架下部為混凝土的混合結(jié)構(gòu)體系進行設計時，往往將網(wǎng)架和下部支承結(jié)構(gòu)分開獨立設計，沒有考慮兩者之間的相互作用，可能導致設計偏于不安全[5]。

目前，對于網(wǎng)架和下部支承結(jié)構(gòu)相互作用的研究多針對體育館、火車站等空曠建筑[6,7]，對水電站廠房的研究較少。在研究體育館等大跨度混合結(jié)構(gòu)的抗震性能時發(fā)現(xiàn)，網(wǎng)架屋面結(jié)構(gòu)在地震作用下的破壞多為網(wǎng)架桿件破壞，或下部支承連接處破壞導致網(wǎng)架塌落[8]。并且有研究表明包含網(wǎng)架的結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應與傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)有很大不同[9]，所以有必要將網(wǎng)架放置于下部混凝土支承上，對兩者的相互作用進行研究。在水電領域，研究網(wǎng)架屋面廠房的抗震性能常采用簡化的模型進行有限元模擬計算：最初一般將網(wǎng)架結(jié)構(gòu)簡化為板單元，而板單元不但不能真實模擬網(wǎng)架本身的動力特性，還將影響墻體的動力特性；隨著研究的深入，將網(wǎng)架用連接在上下游墻之間的剛性二力桿進行模擬[10]，但剛性二力桿的剛度顯然比網(wǎng)架實際剛度大很多，這種剛度差異對下部混凝土結(jié)構(gòu)地震響應的影響還有待研究；另外有些研究中由于資料不足，只能采用不考慮網(wǎng)架的上部開洞模型進行簡化計算。不同的簡化方式對廠房的動力特性有何種影響、其計算精度能否滿足要求，這些都是值得研究的問題。此外，網(wǎng)架與下部支承連接方式的不同對廠房地震響應及網(wǎng)架受力的影響如何、采用何種連接方式比較合理，也需要進一步探討。本文將以某水電站地面廠房為工程背景，借助ANSYS軟件，采用時程分析法，對網(wǎng)架屋面的模擬方法和支承方式對地面廠房抗震性能的影響展開研究。

1 計算方案和條件

某水電站地面廠房順河向長52.00 m，單個機組段寬26.50 m，高64.35 m，水平向設計地震加速度0.176 g。以一個中間標準機組段為研究對象建立整體有限元模型，模型包括廠房和地基，基巖范圍由廠房向上、下游側(cè)分別取100 m，基巖深度約為130 m。

在計算范圍內(nèi)，對主廠房上下游墻(排架柱)、風罩、機墩、蝸殼以及尾水管等均按實際尺寸進行模擬，網(wǎng)架采用桿單元LINK180，蝸殼、尾水管鋼襯、座環(huán)等鋼結(jié)構(gòu)采用殼單元SHELL63，混凝土和墊層采用實體單元SOLID45，機組重量采用質(zhì)量單元MASS21模擬在相應位置。

根據(jù)以往研究，水電站地面廠房結(jié)構(gòu)在順河向抗震性較差，本文主要關注廠房在順河向的地震響應。計算采用時程分析法，選用Koyna實測波，最大幅值調(diào)整為0.176 g，時間長度10 s，步長0.02 s。結(jié)構(gòu)的阻尼比根據(jù)《水工建筑物抗震設計規(guī)范》DL 5073-2000[11]取0.05。

對于屋面網(wǎng)架，參考工程中常用的網(wǎng)架模擬方式以及連接方式，本文共對比分析了以下5種方案，以期為網(wǎng)架式屋面結(jié)構(gòu)的計算提供參考，具體計算方案見表1。

表1 計算方案Tab.1 Calculation schemes

注：①方案A、B、C中的網(wǎng)架自重按照《空間網(wǎng)格結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》JGJ7-2010[12]進行估算；②方案C彈性連桿剛度根據(jù)實際工程情況確定。

整體模型網(wǎng)格和廠房模型網(wǎng)格如圖1和圖2所示，圖1、圖2均為方案E的模型，不同方案模型的差別僅在于網(wǎng)架模擬及支承方式的不同。網(wǎng)架模型如圖3所示。

圖1 整體模型網(wǎng)格Fig.1 The overall model meshes

圖2 廠房模型網(wǎng)格Fig.2 Power house model meshes

圖3 網(wǎng)架模型Fig.3 Grid model

計算邊界條件為模型底部基巖的各個面施加法向約束，蝸殼進水管處鋼管橫截面施加法向(管軸向)約束，其他邊界均為自由邊界。

模型涉及的材料共4種，分別為混凝土、鋼材、墊層和基巖，機組段各部位的混凝土設計強度等級均為C25，廠房基巖采用無質(zhì)量地基，其變形模量采用Ⅲ1類巖體對應的變形模量值，所有材料參數(shù)見表2。

表2 模型材料計算參數(shù)Tab.2 Model material calculation parameters

2 地震響應對比分析

考慮到網(wǎng)架模擬方式的不同對廠房順河向的剛度影響較大，本節(jié)將采用時程法對比分析各方案在順河向地震作用下的響應。

2.1 混凝土結(jié)構(gòu)地震響應

為分析廠房混凝土結(jié)構(gòu)在不同網(wǎng)架模擬方式和支承方式下的地震響應，本節(jié)整理了典型部位的順河向動位移和豎向動應力，各特征點位置見圖4。相應特征點的順河向動位移峰值和豎向動應力峰值見圖5、圖6。

1-上游立柱頂部；2-下游立柱頂部；3-上游立柱與牛腿交接處；4-下游立柱與牛腿交接處；5-上游墻與發(fā)電機層樓板交接處；6-下游墻與發(fā)電機層樓板交接處；7-風罩內(nèi)側(cè)；8-定子基礎內(nèi)側(cè)；9-上游墻水輪機層高層外側(cè)；10-尾水平臺樓板跨中圖4 特征點示意圖Fig.4 Typical locations of dynamic displacement

圖5 特征點順河向動位移峰值Fig.5 The peak downstream directional dynamic displacement of typical locations

圖6 特征點豎向動應力峰值Fig.6 The peak vertical dynamic stress of typical locations

5種方案各特征點的地震響應隨著高程降低基本上呈下降趨勢，上下游立柱頂部(1點、2點)以及上游立柱與牛腿交接處(3點)的順河向動位移較大，上下游立柱與牛腿交接處(3點、4點)以及上游墻與發(fā)電機層樓板交接處(5點)的豎向動應力較大。下游立柱與牛腿交接處(4點)的動位移以及下游墻與發(fā)電機層樓板交接處(6點)的動應力，由于下游副廠房的支撐作用，其地震響應比上游側(cè)相應響應量要小。比較5種方案的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，網(wǎng)架的模擬方式對廠房下部大體積混凝土影響很小，對上游立柱的影響比較明顯。

為了更準確、更全面地反映地震作用下的全過程情況，提取了1、2、8點的順河向動位移時程曲線見圖7。

圖7 特征點順河向動位移時程Fig.7 The downstream directional dynamic displacement time-history curve of typical locations

由圖5-7可知：

(1)位于廠房上部結(jié)構(gòu)的1點和2點，各方案的動位移時程曲線相差較大，位于下部大體積混凝土結(jié)構(gòu)的8點，各方案的動位移時程曲線相差較小，說明不同的網(wǎng)架模擬方式及支承方式對廠房上部結(jié)構(gòu)的地震響應影響較大，對下部大體積混凝土結(jié)構(gòu)影響較小。

(2)采用簡化模型計算的方案B、C與按照實際尺寸模擬計算的方案D、E的時程曲線相差很大，特別是下游側(cè)2點，方案B、C的地震響應明顯大于方案D、E的地震響應，峰值相差達50%～90%。除方案B外，各方案1點的動位移均明顯大于2點的動位移，這是由于上游立柱沒有水平支撐，鞭梢效應更為明顯；而方案B將網(wǎng)架簡化為剛性二力桿，1點和2點的順河向動位移時程基本一樣，這與實際情況不符。說明將網(wǎng)架簡化為連桿支撐，特別是簡化為剛性二力桿時，計算結(jié)果與實際情況相差較大，故不建議將網(wǎng)架簡化為連桿支撐進行計算。

(3)方案A與方案D、E的時程曲線較為接近，特別是與方案E的時程曲線基本一樣，各特征點的響應峰值與方案E響應峰值的差別除3點動位移(15%)和5點動應力(17%)較大外，其余均在10%左右或者更小，并且方案A的響應峰值除4點的動位移和6點的動應力稍小于(差別小于2%)方案E的相應響應峰值外，其余均大于方案E的響應峰值。說明采用不考慮網(wǎng)架的模型簡化計算時與實際的差別相對較小，特別是當網(wǎng)架結(jié)構(gòu)與下部支承為一端固定鉸支座一端滾軸支座連接時，采用不考慮網(wǎng)架的簡化模型能基本滿足精度要求。

2.2 網(wǎng)架結(jié)構(gòu)地震響應

按照實際尺寸模擬網(wǎng)架時，兩端固定鉸支座方案和一端固定鉸支座一端滾軸支座方案的網(wǎng)架軸向應力最大值均出現(xiàn)在跨中下弦桿處。本節(jié)整理了方案D和方案E在順河向地震作用下網(wǎng)架跨中下弦桿的軸向應力時程曲線，見圖8。并考慮自重及屋面荷載所引起的軸向應力，將地震和靜力共同作用的組合結(jié)果列于表4。

圖8 跨中下弦桿地震作用下軸向應力時程Fig.8 The axial stress time-history curve of mid-span bottom chord bar under seismic excitation

由圖8和表3可知：

(1)在單獨地震作用下，方案D的軸向應力明顯大于方案E的軸向應力，方案D網(wǎng)架的動應力較大主要是由于上下游立柱順河向相對變形較大，說明相比較于兩端均為固定鉸支座的連接方式，一端為固定鉸支座一端為滾軸支座時網(wǎng)架的順河向抗震性能較好。但應注意滾軸支座的水平約束較弱，在自重及屋面荷載等靜荷載作用下產(chǎn)生的軸向應力較大，考慮靜力和地震組合作用后，一端固定鉸支座一端滾軸支座連接的網(wǎng)架桿件軸向應力大于兩端均為固定鉸支座的網(wǎng)架桿件軸向應力，在具體設計時應注意靜力及地震的共同作用。

(2)E方案中網(wǎng)架桿件軸向應力的組合結(jié)果達407 MPa，即使是應力較小的D方案也達308 MPa，若網(wǎng)架采用屈服強度較低的Q235鋼材，在靜力和地震的共同作用下網(wǎng)架很容易進入塑性階段，甚至有可能拉斷導致屋頂垮塌，即使采用Q345鋼材，網(wǎng)架也有發(fā)生塑性屈服的可能。所以，對于網(wǎng)架屋面的水電站廠房，網(wǎng)架結(jié)構(gòu)是抗震中的薄弱部位，并且不同支承方式的網(wǎng)架受下部支承的影響也不同，在抗震設計中應著重進行分析。

3 結(jié) 語

(1)不同的網(wǎng)架模擬方式及支承方式對廠房下部大體積混凝土結(jié)構(gòu)的地震響應影響較小，但對上部結(jié)構(gòu)的影響較大；將網(wǎng)架簡化為連桿支撐，特別是簡化為剛性二力桿時，計算結(jié)果與實際情況相差較大，不建議將網(wǎng)架簡化為連桿支撐進行計算。

(2)相比較于連桿支撐(方案B和C)，不考慮網(wǎng)架的簡化模型(方案A)與實際網(wǎng)架一端固定鉸支座一端滾軸支座(方案E)的計算結(jié)果的差別相對較小，因此當缺少網(wǎng)架資料，特別是當網(wǎng)架結(jié)構(gòu)與下部支承為一端固定鉸支座一端滾軸支座連接時，采用不考慮網(wǎng)架的簡化模型能基本滿足精度要求，可采用不考慮網(wǎng)架的模型簡化計算。

(3)網(wǎng)架結(jié)構(gòu)是水電站廠房抗震中的薄弱部位，并且其地震響應受下部支承影響較大，在研究網(wǎng)架的抗震特性時，建議建立包含下部支承的整體模型。一端固定鉸支座一端滾軸支座的網(wǎng)架連接方式相對于兩端均為固定鉸支座的連接方式，前者網(wǎng)架的地震響應較小，但考慮靜力的組合作用后，前者的網(wǎng)架桿件軸力反而較大，故選取網(wǎng)架與下部支承的連接方式時應注意地震和靜力的組合作用。

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