陳　琴　龔亞琦

(1. 長江科學(xué)院 材料與結(jié)構(gòu)研究所， 武漢　430010；2. 長江科學(xué)院 水利部水工程安全與病害防治工程技術(shù)研究中心， 武漢　430010)

?

不同基礎(chǔ)條件下的廠房結(jié)構(gòu)靜動(dòng)力分析

陳琴1，2龔亞琦1，2

(1. 長江科學(xué)院 材料與結(jié)構(gòu)研究所， 武漢430010；2. 長江科學(xué)院 水利部水工程安全與病害防治工程技術(shù)研究中心， 武漢430010)

摘要：某大型水電站壩后式廠房位于地質(zhì)條件復(fù)雜、地震烈度較大的地質(zhì)帶上，基礎(chǔ)存在工程性狀較差的巖石及軟弱夾層，結(jié)構(gòu)存在變形較大及不均勻問題，應(yīng)進(jìn)行基礎(chǔ)處理．本文對不同基礎(chǔ)條件下的廠房結(jié)構(gòu)進(jìn)行三維有限元靜、動(dòng)力分析，為基礎(chǔ)處理設(shè)計(jì)提供依據(jù)．研究表明：使廠房遠(yuǎn)離軟弱帶或?qū)鶐r進(jìn)行混凝土置換均能在一定程度上降低建基面沉降位移、改善結(jié)構(gòu)位移不均勻性，但置換的效果明顯好于改變相對位置的效果；兩種措施對混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)力的影響很?。ㄗh不移動(dòng)廠房位置，對軟弱基巖進(jìn)行一定深度的混凝土置換，并在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)．對推薦方案的分析表明：廠房在各靜力計(jì)算工況下，各部位變形值、不均勻變形差值及各方向應(yīng)力均在合理范圍內(nèi)；遭遇設(shè)計(jì)烈度地震時(shí)，廠房上下游墻體變形較大，墻體及樓板部位應(yīng)力較高，建議采取工程措施，保證結(jié)構(gòu)安全．

關(guān)鍵詞：大型水電站；廠房結(jié)構(gòu)；基礎(chǔ)條件；抽排措施；靜動(dòng)力分析

某電站開發(fā)任務(wù)以發(fā)電為主，采用壩后式地面廠房，單臺機(jī)組裝機(jī)750 MW．廠房建基面巖體主要為微新安山巖，總體地質(zhì)條件較好，但安山巖與沉積巖不整合面及古風(fēng)化殼工程性狀較差，在安山巖與古風(fēng)化殼間存在20～50 cm厚的軟弱夾層，變形模量僅0.15 GPa，位于1號機(jī)組尾水管下游出口處，機(jī)組存在不同程度的地基不均勻變形問題；頁巖及沉積巖的變形模量小于2 GPa，也可能引起較大變形；而水庫蓄水后揚(yáng)壓力的作用可能使基礎(chǔ)及混凝土結(jié)構(gòu)變形加?。鼗牟痪鶆蜃冃我矔?huì)引起作為發(fā)電機(jī)支撐的下機(jī)架基礎(chǔ)的不均勻變形，進(jìn)而影響機(jī)組的穩(wěn)定安全運(yùn)行．另外，電站所處區(qū)域的地震設(shè)計(jì)烈度為8度，遭遇地震時(shí)，不利因素會(huì)加?。舻鼗盎炷两Y(jié)構(gòu)變形過大，影響結(jié)構(gòu)安全及機(jī)組正常運(yùn)行，則需考慮是否調(diào)整廠房位置．

相關(guān)規(guī)范規(guī)定[1-2]，對地質(zhì)條件不良的廠房地基加固措施應(yīng)通過技術(shù)經(jīng)濟(jì)比較確定．國內(nèi)外工程一般采取的措施[3-4]有：固結(jié)灌漿、帷幕灌漿、基礎(chǔ)排水、局部挖除回填混凝土、齒槽、鋼筋混凝土樁等．有限元數(shù)值模擬是對水電站廠房結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜動(dòng)力分析[5-7]及安全評價(jià)的有效手段，但在對廠房基礎(chǔ)條件進(jìn)行方案比選方面少見報(bào)道．本文選取離軟弱帶最近的一臺機(jī)組廠房為代表，進(jìn)行三維有限元靜動(dòng)力分析，比較基礎(chǔ)軟弱帶與廠房相對位置及進(jìn)行混凝土置換對基礎(chǔ)沉降、結(jié)構(gòu)位移、應(yīng)力的影響，分析基礎(chǔ)設(shè)置抽排系統(tǒng)的效果，提出推薦方案，并對推薦方案進(jìn)行詳細(xì)分析，為設(shè)計(jì)提供依據(jù)．

1工程條件

1.1結(jié)構(gòu)尺寸

單臺機(jī)組廠房結(jié)構(gòu)順流向總長66.6 m(上游墻分縫處至尾水管下游分縫處)，沿廠房軸線寬37.2 m，總高度約83 m；機(jī)組中心高程131.3 m，尾水管底板底高程94.8 m，廠房樓板高程149.9 m．廠房基礎(chǔ)巖體分區(qū)如圖1所示．

圖1　基巖分區(qū)圖

1.2材料參數(shù)

材料參數(shù)見表1．動(dòng)力計(jì)算中，動(dòng)彈模取靜彈模的1.3倍．

表1　材料參數(shù)

注：基巖彈模為變形模量．

1.3計(jì)算荷載

1)靜力計(jì)算荷載

主要包括結(jié)構(gòu)自重、水壓力(上游正常蓄水位245 m，下游正常運(yùn)行水位143.6 m)、門機(jī)重、橋機(jī)重、定子基礎(chǔ)負(fù)載、下機(jī)架基礎(chǔ)負(fù)載(共16個(gè))、揚(yáng)壓力(壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)時(shí)，揚(yáng)壓力折減)．

2)動(dòng)力計(jì)算荷載

地震設(shè)計(jì)烈度為8度，根據(jù)規(guī)范[8]規(guī)定，同時(shí)考慮順流向地震作用及豎向地震作用．水平向設(shè)計(jì)加速度代表值為αh=0.21g；豎向設(shè)計(jì)加速度為水平向的2/3．兩個(gè)方向的地震組合時(shí)，取豎向地震動(dòng)響應(yīng)的一半與順流向地震響應(yīng)相加．橋機(jī)、尾水門庫門機(jī)重量以及定子基礎(chǔ)、下機(jī)架基礎(chǔ)上的豎向荷載均作為豎向附加質(zhì)量考慮．廠房下游的水平向動(dòng)水壓力，按Westergaard公式[8]計(jì)算附加質(zhì)量．

動(dòng)力反應(yīng)按反應(yīng)譜計(jì)算，反應(yīng)譜曲線采用《水工建筑物抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(DL5073-2000)．地震特征周期Tg=0.25 s，反應(yīng)譜最大值的代表值βmax=2.25，結(jié)構(gòu)阻尼ξ=5%．

1.4計(jì)算工況

包括完建工況、正常運(yùn)行工況、地震響應(yīng)工況(順流向地震+豎向地震)、靜動(dòng)疊加工況(正常運(yùn)行工況+地震響應(yīng))．廠房結(jié)構(gòu)在蝸殼及尾水管外圍混凝土內(nèi)、上部結(jié)構(gòu)的板梁柱等部位均需布置鋼筋，根據(jù)規(guī)范規(guī)定[8]，對于鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)構(gòu)件，應(yīng)對地震作用效應(yīng)進(jìn)行折減．因此，本文在靜動(dòng)疊加時(shí)，混凝土結(jié)構(gòu)動(dòng)應(yīng)力按受拉不利考慮，并乘以折減系數(shù)0.35．

2計(jì)算方案及有限元模型

2.1計(jì)算方案

針對基礎(chǔ)處理措施(改變廠房與軟弱夾層相對位置、對軟弱夾層進(jìn)行混凝土置換)，擬定計(jì)算方案如下：

方案1：廠房及基巖相對位置見圖1，即軟弱夾層位于尾水管下游出口處．

方案2：廠房及基巖相對位置同方案1，部分軟弱基巖置換為混凝土，置換最薄部位厚度為10 m．

方案3：廠房相對基巖軟弱帶向上游移10 m，其它同方案1．

方案4：廠房及基巖相對位置同方案3，部分軟弱基巖置換為混凝土，置換最薄部位厚度為10 m．

方案5：在方案2的基礎(chǔ)上，壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)．

2.2計(jì)算模型

取標(biāo)準(zhǔn)機(jī)組段建立的三維有限元模型如圖2所示，模擬的混凝土結(jié)構(gòu)包含蝸殼及尾水管空腔、下游門庫、樓板結(jié)構(gòu)等，對座環(huán)、頂部鋼桁架也進(jìn)行了模擬．整個(gè)計(jì)算模型共劃分單元91 193個(gè)，結(jié)點(diǎn)131 303個(gè)．為方便網(wǎng)格劃分并滿足計(jì)算精度要求，蝸殼段及尾水管段采用10結(jié)點(diǎn)四面體高階單元，基巖及墻體等采用8結(jié)點(diǎn)六面體單元，四面體與六面體之間采用20結(jié)點(diǎn)單元(棱錐體等)進(jìn)行過渡．

圖2　計(jì)算模型圖

基巖模擬范圍：上、下游及深度方向約為2倍結(jié)構(gòu)高度，上游頂部取至山頂(高程254 m)．基巖底部全約束，上、下游面及左、右側(cè)面為法向約束．

3靜動(dòng)力分析成果

3.1基礎(chǔ)處理方案分析

3.1.1建基面沉降位移

各方案在各工況下的建基面豎向位移及建基面最大豎向位移差見表2，完建工況下的建基面豎向位移分布見圖3．最大豎向位移差反映了建基面變形的均勻性．

表2　建基面豎向位移及最大豎向位移差(單位：mm)

注：1、位移以向上為正；2、地震響應(yīng)工況的上下游豎向位移差由各模態(tài)豎向位移差按平方和方根法求得．

圖3　完建工況建基面豎向位移分布圖(單位：mm)

1)建基面沉降位移為上游小，下游大，各工況沉降位移最大值均位于尾水管擴(kuò)散段部位，最小值均位于上游建基面；由于揚(yáng)壓力的上抬作用，正常運(yùn)行工況下的沉降位移及最大豎向位移差小于完建工況．動(dòng)力計(jì)算所得的不同方案間的沉降位移變化規(guī)律同靜力計(jì)算．

2)廠房遠(yuǎn)離軟弱帶可在一定程度上減小建基面的沉降位移并改善沉降的不均勻程度．方案3與方案1比較，在完建工況及靜動(dòng)疊加工況，建基面沉降位移最多減小5.64 mm(14%)、5.92 mm(14.4%)，上下游豎向位移差約減小4.69 mm(27%)、4.79 mm(22%)．

3)對部分軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換可有效降低基礎(chǔ)的沉降位移及不均勻沉降程度．對部分軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換后的方案2、方案4中，建基面沉降位移在完建工況時(shí)相對方案1、方案3分別減小約10.55 mm(26%)、6.56 mm(19%)；靜動(dòng)疊加工況，相對方案1、方案3分別減小約11.38 mm(28%)、8.48 mm(24%)；完建工況的豎向位移差相對方案1、方案3分別減少9.30 mm(54%)、5.61 mm(44%)．

4)比較方案2、方案3可以看出，對軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換的效果比將廠房相對軟弱帶向上游移動(dòng)10 m的效果好．方案2在各工況下的建基面沉降位移及位移差均明顯小于方案3．

5)方案4的建基面沉降位移及豎向位移差僅比方案2的略小，這說明廠房相對軟弱帶向上游移10 m后，需再對軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換，才能達(dá)到與方案2相當(dāng)?shù)男Ч?/p>

6)在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)后，由于揚(yáng)壓力的上抬作用減小，正常運(yùn)行工況下的建基面沉降位移及位移差比方案2大，但豎向位移差比方案3?。?/p>

3.1.2下機(jī)架基礎(chǔ)上抬量

為了保證運(yùn)行過程中，發(fā)電機(jī)推力軸承油膜和軸系穩(wěn)定不會(huì)由于下機(jī)架的上抬而產(chǎn)生破壞，應(yīng)控制下機(jī)架基礎(chǔ)的不均勻上抬量在一個(gè)合理的范圍內(nèi)[9]．水荷載作用下，建基面產(chǎn)生向上的不均勻豎向位移，進(jìn)而對下機(jī)架基礎(chǔ)的上抬產(chǎn)生一定影響．因此，水荷載對下機(jī)架基礎(chǔ)上抬量的影響實(shí)際包含兩部分，即蝸殼內(nèi)水壓力和建基面上抬．蝸殼內(nèi)水壓引起的上抬量與蝸殼埋設(shè)方式有關(guān)[10-11]，本文選取影響最大的直埋蝸殼方式進(jìn)行比較，見表3．表中下機(jī)架基礎(chǔ)相對上抬量指平面內(nèi)180°兩端2個(gè)下機(jī)架基礎(chǔ)處的豎向位移差(取絕對值)．

表3　下機(jī)架基礎(chǔ)上抬量　(單位：mm)

注：上抬位移以向上為正．

由表3可以看出，將廠房相對基巖軟弱帶向上游移動(dòng)10 m和進(jìn)行混凝土置換，對下機(jī)架基礎(chǔ)上抬量的影響規(guī)律同建基面沉降位移．正常運(yùn)行工況，由于建基面不均勻上抬引起的下機(jī)架基礎(chǔ)最大相對上抬量分別為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)．若再考慮蝸殼內(nèi)水壓力的作用，則總的相對上抬量分別為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)．可見，建基面上抬的影響在總上抬量中占了較大的比例，而這種上抬主要由揚(yáng)壓力引起．在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)后，揚(yáng)壓力的上抬作用減小，相對未設(shè)置抽排系統(tǒng)的方案2，下機(jī)架基礎(chǔ)相對上抬位移減小0.2 mm，說明在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)對減小下機(jī)架基礎(chǔ)上抬量及相對上抬量的效果很好，也很有必要．

3.1.3應(yīng)力

1)建基面應(yīng)力在靜力計(jì)算工況均為壓應(yīng)力，完建工況最大；靜動(dòng)疊加工況(動(dòng)應(yīng)力按拉應(yīng)力考慮)在局部區(qū)域出現(xiàn)小于0.3 MPa的拉應(yīng)力；在廠房相對軟弱基巖向上游移動(dòng)10 m或?qū)浫趸鶐r進(jìn)行混凝土置換后，建基面壓應(yīng)力有所增加，但增幅均小于0.3 MPa．

2)基礎(chǔ)條件的變化對尾水管頂板及其上部結(jié)構(gòu)的影響較小，基礎(chǔ)處理前后應(yīng)力的變化幅度一般小于0.3 MPa；方案2中，對軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換后，底板整體拉應(yīng)力減小，局部區(qū)域順流向拉應(yīng)力約增加0.6 MPa，其它方案變化較?。?/p>

3)壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)后，尾水管底板順河向拉應(yīng)力有所增加，但仍小于完建工況，不屬于控制工況；底板橫河向拉應(yīng)力減小，頂板拉應(yīng)力小幅度增加，但小于完建工況；頂板拉應(yīng)力變化幅度一般小于0.2 MPa，說明設(shè)置抽排系統(tǒng)對尾水管頂板及其以上結(jié)構(gòu)的應(yīng)力影響很小．

3.1.4推薦方案

綜合以上分析，推薦方案5為實(shí)施方案，即廠房相對基巖軟弱帶不移動(dòng)，對軟弱基巖進(jìn)行一定深度的混凝土置換，并在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)以減小揚(yáng)壓力的影響．

3.2推薦方案成果

建基面及下機(jī)架基礎(chǔ)的位移在以上方案分析中均有說明，以下不再重復(fù)描述．蝸殼外圍混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)與蝸殼埋設(shè)方式密切相關(guān)，需進(jìn)行專題研究才能給出符合工程要求的成果，因此以下不提供蝸殼結(jié)構(gòu)的位移及應(yīng)力．

3.2.1結(jié)構(gòu)自振特性

結(jié)構(gòu)前3階振型見圖4，前9階自振頻率見表4．

圖4　振型圖

(單位：Hz)

第1～3階振型分別為整體順流向、整體橫河向、墻體彎曲，自振頻率分別為2.59 Hz、3.27 Hz、3.54 Hz．第4、7、9階振型為墻體彎曲，第5、6、8、10階振型為墻體扭轉(zhuǎn)，表明上下游剛度較弱的墻體對地震反應(yīng)相對較強(qiáng)．

3.2.2混凝土結(jié)構(gòu)整體位移

1)靜位移：正常運(yùn)行工況(不含結(jié)構(gòu)自重及蝸殼內(nèi)水壓的影響)，結(jié)構(gòu)順流向最大位移分別為1.6 mm；橫河向位移都小于1 mm；豎向位移都向下，下游大于上游，最大值為3.24 mm．

2)動(dòng)位移：位移較大值主要位于廠房的上、下游墻體，墻體頂部順流向位移最大約54.2 mm，橫河向位移都小于1.1 mm，豎向位移最大值約11.5 mm，位于下游．

3)靜動(dòng)疊加：順流向位移主要反映的是動(dòng)位移影響，墻體頂部位移最大值約55.6 mm，橫河向位移都小于1.1 mm，豎向位移最大值為14.6 mm．

3.2.3尾水管及上部墻體樓板結(jié)構(gòu)應(yīng)力

1)靜力計(jì)算

順流向拉應(yīng)力主要出現(xiàn)在完建工況的尾水管底板及頂板表面，底板拉應(yīng)力小于2.0 MPa，最大值位于底板中部區(qū)域，頂板最大拉應(yīng)力為0.65 MPa．正常運(yùn)行工況的拉區(qū)范圍及應(yīng)力值均小于完建工況．橫河向拉應(yīng)力主要位于尾水管頂板、底板表面．除局部區(qū)域外，尾水管底板大部分區(qū)域拉應(yīng)力小于0.8 MPa，頂板最大拉應(yīng)力分別為1.3 MPa(完建工況)、1.1 MPa(正常運(yùn)行工況)．豎向均為壓應(yīng)力，除局部應(yīng)力集中外，大部分區(qū)域壓應(yīng)力小于3 MPa．

2)動(dòng)應(yīng)力

8度地震作用下，較大的動(dòng)應(yīng)力主要出現(xiàn)在上下游墻體及墻體根部附近區(qū)域．順流向應(yīng)力，上游墻體與樓板的根部存在應(yīng)力集中，應(yīng)力大于1 MPa的部位距離墻體根部3m范圍內(nèi)，門庫頂板距墻體根部3m范圍內(nèi)的應(yīng)力為1.0～2.0 MPa，蝸殼及尾水管外圍混凝土結(jié)構(gòu)應(yīng)力小于0.4 MPa，主要由水平向地震作用引起；樓板及門庫頂板的橫河向最大應(yīng)力約為1.1 MPa，位于墻體根部；最大豎向應(yīng)力位于下游墻體根部，除局部應(yīng)力集中區(qū)域外，墻體應(yīng)力大都小于3.5 MPa；門庫墩墻應(yīng)力都小于1.2 MPa．

3)靜動(dòng)疊加

順流向拉應(yīng)力主要位于樓板，拉應(yīng)力較大值出現(xiàn)在機(jī)組中心線上游一側(cè)距墻根約3 m范圍內(nèi)，除墻根處應(yīng)力集中外，其它部位應(yīng)力都小于2 MPa；橫河向拉應(yīng)力主要位于上下游墻體及尾水管頂、底板表面，除局部點(diǎn)外，拉應(yīng)力大都小于1.3 MPa；豎向拉應(yīng)力主要位于上下游墻體，主要由地震作用引起，大部分區(qū)域拉應(yīng)力小于4 MPa．

4結(jié)論

本文采用三維有限元法對不同基礎(chǔ)條件下的大型水電站廠房結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜動(dòng)力分析，結(jié)果表明：對軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換的效果比將廠房相對軟弱帶向上游移動(dòng)10m的效果好，將廠房相對基巖軟弱帶向上游移10m后，再對軟弱基巖進(jìn)行混凝土置換，效果僅比原地置換略好；為減小下機(jī)架基礎(chǔ)的不均勻上抬，建議在壩基設(shè)置抽排系統(tǒng)以降低揚(yáng)壓力的影響；對推薦方案的分析表明，機(jī)組段在完建、正常運(yùn)行工況下，各部位變形值、不均勻變形差值及各方向應(yīng)力均在合理范圍內(nèi)；遭遇設(shè)計(jì)烈度地震時(shí)，廠房上下游墻體變形較大，墻體及樓板部位應(yīng)力較高，建議加強(qiáng)配筋，保證結(jié)構(gòu)安全．

參考文獻(xiàn)：

[1]水電站廠房設(shè)計(jì)規(guī)范NB/T 35011-2013[S]．北京：中國電力出版社，2013．

[2]水電站廠房設(shè)計(jì)規(guī)范SL266-2014[S]．北京：中國水利水電出版社，2014．

[3]楊革．三峽左岸電站廠房基礎(chǔ)固結(jié)灌漿施工[J]．中國三峽建設(shè)，2001(7)：13-14．

[4]何建華，謝紅英，何朝洗．紅葉二級水電站廠房基礎(chǔ)處理研究[J]．山西建筑，2010，36(32)：93-94．

[5]趙仕杰，崔煒，朱銀邦，等．高烈度地震區(qū)河岸式水電站廠房的有限元抗震分析[J]．水力發(fā)電，2009，35(4)：34-37．

[6]伍鶴皋，蔣逵超，申艷，等．直埋式蝸殼三維非線性有限元靜力計(jì)算[J]．水利學(xué)報(bào)，2006，37(11)：1323-1328．

[7]陳婧，張運(yùn)良，馬震岳，等．不同埋設(shè)方式下巨型水輪機(jī)蝸殼結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性研究[J]．水利學(xué)報(bào)，2007，47(4)：593-597．

[8]水工建筑物抗震設(shè)計(jì)規(guī)范DL5073-2000[S]．北京：中國電力出版社，2001．

[9]袁達(dá)夫，謝紅兵．大型混流式水輪機(jī)蝸殼的埋設(shè)方式[J]．人民長江，2009，40(16)：37-39．

[10] 祁勇峰，陳琴．巨型水輪機(jī)蝸殼不同埋設(shè)方式的結(jié)構(gòu)非線性分析[J]．人民長江，2012，43(23)：43-46．

[11] 陳琴，蘇海東，崔建華，等．大型機(jī)組蝸殼不同埋設(shè)方式的結(jié)構(gòu)開裂分析[J]．長江科學(xué)院院報(bào)，2009，26(4)：40-43．

[責(zé)任編輯周文凱]

收稿日期：2015-12-14

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51409012)

通信作者：陳琴(1971-)，女，高級工程師，碩士，主要從事水工結(jié)構(gòu)研究．E-mail：chenqin8317@ 163.com

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

中圖分類號：TV314

文獻(xiàn)標(biāo)識碼：A

文章編號：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