網架屋面對水電站地面廠房地震響應的影響

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。我國是地震多發國，并且我國的水電開發多集中在西南地震高發區，汶川地震水電工程震害調查發現，水電站地面廠房下部大體積混凝土的震損較輕微，上部結構的震損較重[1,2]，而上部結構的地震響應與屋面結構形式關系密切。近些年隨著水電站水輪發電機組單機容量不斷加大，廠房跨度也隨之增大，網架結構的廠房屋面優勢愈來愈顯著，已成為未來的發展趨勢[3,4]。因此，對于網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架下部為混凝土的混合結構體系進行設計時，往往將網架和下部支承結構分開獨立設計，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，對于網架和下部支承結構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構的抗震性能時發現，網架屋面結構在地震作用下的破壞多為網架桿件破壞，或下部支承連接處破壞導致網架塌落[8]。并且有研究表明包含網架的結構在地震作用下的響應與傳統結構有很大不同[9]，所以有必要將網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：最初一般將網架結構簡化為板單元，而板單元不但不能真實模擬網架本身的動力特性，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架實際剛度大很多，這種剛度差異對下部混凝土結構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，網架與下部支承連接方式的不同對廠房地震響應及網架受力的影響如何、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、下游側分別取100 m，基巖深度約為130 m。

在計算范圍內，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，網架采用桿單元LINK180，蝸殼、尾水管鋼襯、座環等鋼結構采用殼單元SHELL63，混凝土和墊層采用實體單元SOLID45，機組重量采用質量單元MASS21模擬在相應位置。

根據以往研究，水電站地面廠房結構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，最大幅值調整為0.176 g，時間長度10 s，步長0.02 s。結構的阻尼比根據《水工建筑物抗震設計規范》DL 5073-2000[11]取0.05。

對于屋面網架，參考工程中常用的網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，以期為網架式屋面結構的計算提供參考，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中的網架自重按照《空間網格結構技術規程》JGJ7-2010[12]進行估算；②方案C彈性連桿剛度根據實際工程情況確定。

整體模型網格和廠房模型網格如圖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架模擬及支承方式的不同。網架模型如圖3所示。

圖1 整體模型網格Fig.1 The overall model meshes

圖2 廠房模型網格Fig.2 Power house model meshes

圖3 網架模型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，所有材料參數見表2。

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

2 地震響應對比分析

考慮到網架模擬方式的不同對廠房順河向的剛度影響較大，本節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 混凝土結構地震響應

為分析廠房混凝土結構在不同網架模擬方式和支承方式下的地震響應，本節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-上游墻與發電機層樓板交接處；6-下游墻與發電機層樓板交接處；7-風罩內側；8-定子基礎內側；9-上游墻水輪機層高層外側；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相應響應量要小。比較5種方案的結果可以發現，網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)位于廠房上部結構的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構的8點，各方案的動位移時程曲線相差較小，說明不同的網架模擬方式及支承方式對廠房上部結構的地震響應影響較大，對下部大體積混凝土結構影響較小。

(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。說明將網架簡化為連桿支撐，特別是簡化為剛性二力桿時，計算結果與實際情況相差較大，故不建議將網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。說明采用不考慮網架的模型簡化計算時與實際的差別相對較小，特別是當網架結構與下部支承為一端固定鉸支座一端滾軸支座連接時，采用不考慮網架的簡化模型能基本滿足精度要求。

2.2 網架結構地震響應

按照實際尺寸模擬網架時，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架軸向應力最大值均出現在跨中下弦桿處。本節整理了方案D和方案E在順河向地震作用下網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架桿件軸向應力大于兩端均為固定鉸支座的網架桿件軸向應力，在具體設計時應注意靜力及地震的共同作用。

(2)E方案中網架桿件軸向應力的組合結果達407 MPa，即使是應力較小的D方案也達308 MPa，若網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，網架也有發生塑性屈服的可能。所以，對于網架屋面的水電站廠房，網架結構是抗震中的薄弱部位，并且不同支承方式的網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 語

(1)不同的網架模擬方式及支承方式對廠房下部大體積混凝土結構的地震響應影響較小，但對上部結構的影響較大；將網架簡化為連桿支撐，特別是簡化為剛性二力桿時，計算結果與實際情況相差較大，不建議將網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)，不考慮網架的簡化模型(方案A)與實際網架一端固定鉸支座一端滾軸支座(方案E)的計算結果的差別相對較小，因此當缺少網架資料，特別是當網架結構與下部支承為一端固定鉸支座一端滾軸支座連接時，采用不考慮網架的簡化模型能基本滿足精度要求，可采用不考慮網架的模型簡化計算。

(3)網架結構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，前者網架的地震響應較小，但考慮靜力的組合作用后，前者的網架桿件軸力反而較大，故選取網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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