超高揚程升船機頂部機房形式及地震鞭梢效應分析*

李志成，陶桂蘭，王嘉煒，張 馳，郜寧靜

(河海大學 港口海岸與近海工程學院，江蘇 南京 210098)

地震是危及人民生命財產安全、破壞性極大的突發性自然災害，強烈地震常常會帶來慘重的生命和財產損失，以往震害表明水電站進水塔頂部啟閉機房和升船機塔柱頂部機房等部位是震害的易損部位[1-2]。在我國日益加快的西部開發建設環境下，高壩通航建筑物的建設規模越來越大，為滿足通航需求，擬在地震基本烈度為8度的金沙江白鶴灘修建200 m級超高揚程齒輪齒條垂直升船機。與已建成的升船機工程相比，擬建的白鶴灘升船機提升高度擴大了近1倍，使升船機結構的變形和受力形式變得更加復雜。有必要針對其受到地震作用時可能發生強烈的鞭梢效應而引起的嚴重震損進行深入研究。目前，對超高揚程升船機機房尤其是不同機房結構形式的鞭梢效應研究較少。本文基于白鶴灘200 m級超高揚程齒輪齒條垂直升船機結構，建立考慮地基-塔柱-頂部機房共同作用的升船機塔柱結構有限元模型[3]，對塔柱結構和頂部機房的動力響應及鞭梢效應進行研究。研究成果可為超高揚程垂直升船機塔柱及頂部機房結構方案的設計指導提供依據，也可為今后同類型結構的研究提供借鑒。

1 超高揚程升船機頂部機房形式

1.1 工程概況

擬建金沙江白鶴灘水電站升船機上游最高通航水位為782 m，下游最低通航水位為581.4 m，最大提升高度為200 m，設計通航船舶為3 000噸級，對應的升船機類別為Ⅰ級大型升船機。升船機船廂室結構主要包括基礎、擋土墻、承重塔柱和機房4個部分，承重塔柱采用的是鋼筋混凝土全筒式結構，對稱布置在船廂室的左、右兩側，整個塔柱結構由2個大型筒體組成，船廂室寬25.6 m，單側塔柱寬17.5 m，長110 m，高240 m，擋土墻高46.5 m。塔柱底部與筏形基礎連為整體，筏形基礎總長115 m、總寬73.6 m、高8.5 m，頂部通過7根橫向聯系梁連接，聯系梁長25.6 m、高6 m。頂部機房擬采取分離式機房的結構形式。

1.2 機房形式擬定

為了對比分析不同機房形式的升船機在地震作用下的鞭梢效應，在升船機頂部機房設計時借鑒三峽、向家壩、水口等已建和籌建工程的經驗，參照文獻[4-6]確定了整體式機房和分離式機房2種機房形式。

1)分離式機房：升船機塔柱頂部通過橫向聯系梁連系，在塔柱結構頂部兩側左右對稱布置機房，機房由鋼筋混凝土排架柱和頂部鋼桁架組成。兩側機房之間凈距17.8 m，外輪廓長110.0 m，寬21.1 m，跨度21.1 m。頂部機房排架柱截面尺寸為1 m×2 m，柱高29.5 m，柱距7.3～8.0 m。

2)整體式機房：升船機塔柱頂部通過梁板結構實現橫向連接，并構成頂部機房的基礎，頂部機房覆蓋整個升船機塔柱，由鋼筋混凝土排架柱和頂部大跨度鋼桁架組成。機房在船廂室段長110.0 m，寬60.6 m，跨度60.6 m。頂部排架柱的柱高、柱距及截面尺寸均與分離式機房相同。

2 有限元計算模型及參數

2.1 有限元模型

采用大型通用有限元軟件ANSYS針對不同機房形式的升船機結構，分別建立3種工況的有限元模型：工況1為無機房塔柱模型，機房結構的質量以附加質量的形式施加于塔柱頂部；工況2為設立整體式機房的塔柱模型；工況3為設立分離式機房的塔柱模型，三維有限元模型及特征點分布見圖1。塔柱結構的船廂室和地基均采用8節點六面體實體單元SOLID185模擬；鋼筋混凝土排架柱和頂部鋼桁架均采用BEAM189梁單元模擬；地基水平模擬范圍以船廂室基礎輪廓為界，向上下游方向、左右兩側各模擬240 m；地基深度取1倍結構高度240 m。塔柱結構的地基邊界條件為：底面全部約束，各側面均采用法向約束。模型建立的坐標系為：坐標原點為右塔柱結構上游角點，順河向為X軸(縱向)，橫河向為Y軸(橫向)，垂直向上為Z軸。

圖1 三維有限元模型及特征點分布

2.2 計算參數

升船機基礎地處玄武巖區，對基巖分層考慮，各層平均靜態模量取11 GPa[7]，泊松比為0.23，密度為2.7 t/m3，升船機塔柱結構的材料采用線彈性本構模型模擬，混凝土材料彈性模量采用動彈性模量，按規范取為靜彈性模量值的1.5倍，結構采用Rayleigh阻尼，阻尼比取5%[8]，塔柱結構各部位密度、彈性模量、泊松比見表1。

表1 材料參數

2.3 地震波

擬建升船機位于地震基本烈度為8度的場區，根據NB 35047—2015《水電工程水工建筑物抗震設計規范》，確定地震荷載的峰值加速度值為0.276g。由于升船機塔柱縱向剛度遠大于橫向剛度，故僅考慮橫向地震和豎向地震的組合作用，豎向地震荷載加速度取橫向地震荷載的2/3，采用無質量地基模型[9]，地震動在結構-地基的交界面處輸入[10]。

利用中國建筑抗震設計規范反應譜程序和SIMQKE_GR程序隨機生成3條人工地震波(相關系數不大于0.3)作用于結構，地震波持續時長為20 s，計算時間步長為0.02 s，人工地震波加速度時程曲線見圖2。

圖2 人工地震波加速度時程曲線

3 有限元計算結果與分析

3.1 超高揚程升船機結構模態

采用ANSYS有限元軟件針對工況1進行自振特性分析，利用Block Lanczos 法提取塔柱結構前50階振型，塔柱結構前10階頻率及振型參與系數見表2。

表2 頻率及振型參與系數

從表2可以看出，塔柱結構的前10階振型，主要以橫向、扭轉和縱向振動為主，其中有4階振型以橫向振動為主，分別是第1、4、6、7階。塔柱結構一階為整體橫向振動，二階為整體扭轉振動，三階為整體縱向振動，四階為整體橫向交叉振動，表明該塔柱結構也較易發生扭轉破壞，由于塔柱的扭轉運動對升船機結構的正常運行非常不利，因此在進行塔柱結構設計時有必要適當增強結構的抗扭剛度，以保證升船機的安全運行。圖3為塔柱結構前4階整體振型圖。

圖3 塔柱結構振型圖

3.2 超高揚程升船機結構鞭梢效應

為便于比較各工況的動力響應，以基礎頂部為零高程面，在塔柱及機房排架柱結構上沿高程方向選取多個特征點，見圖1。采用時程分析法計算不同工況下塔柱結構和頂部機房在地震作用下的位移響應和加速度響應(橫向)。

3.2.1位移響應

根據3條人工地震波時程分析結果得到各特征點的位移響應，機房頂部與塔柱頂部位移響應極值及放大系數如表3所示，文中的放大系數是指頂部機房與塔柱頂部的動力響應之比。

表3 結構位移響應極值及放大系數

由表3可知，設立整體式機房的升船機塔柱頂部和機房頂部最大位移響應分別為43.37、60.45 cm，位移放大系數為1.39倍；設立分離式機房的升船機塔柱頂部和機房頂部最大位移響應分別為49.71、61.31 cm，位移放大系數為1.23倍；可見，工況2與工況3的機房頂部位移響應較塔柱頂部有了較大提高，發生了地震鞭梢效應，整體式機房的位移響應增幅大于分離式機房，圖4給出的最大位移響應沿高程變化曲線可以更加直觀地體現這一點。對比各個工況，工況3與工況1主體塔柱部分的位移響應具有一致性，工況2塔柱頂部的位移響應較工況1減小了13.5%，這主要是由于設立整體式機房的塔柱頂部由梁板結構連接的結果。

圖4 最大位移響應沿高程變化曲線

3.2.2加速度響應

根據3條人工地震波時程分析結果得到各特征點的加速度響應，結構加速度響應極值及放大系數見表4，加速度沿高程變化曲線見圖5。

表4 結構加速度響應極值及放大系數

圖5 最大加速度響應沿高程變化曲線

從圖5可以看出，工況2、3的最大加速度響應曲線在機房柱底處發生明顯的突變，加速度變化速率較主體塔柱部分有大幅度的提高，鞭梢效應十分顯著，主要是該處截面尺寸減小、結構剛度突變所致。由表4可知，塔柱頂部的加速度響應較其底部有所放大；設立整體式機房的升船機塔柱頂部和機房頂部最大加速度響應分別為3.14、16.50 m/s2，加速度放大系數為5.25倍；設立分離式機房的升船機塔柱頂部和機房頂部最大位移響應分別為3.21、11.35 m/s2，加速度放大系數為3.53倍，整體式機房的加速度響應增幅大于分離式機房。對比各個工況，工況2和工況3主體塔柱部分的加速度響應與工況1基本一致，但是塔柱頂部加速度較工況1降低了8.5%～10.5%，說明頂部機房的設立在一定程度上降低了主體塔柱頂部的加速度響應，主要是由于鞭梢效應導致地震能量上移，對下部塔柱結構起到了一定的減震效果。

綜上可知，地震作用下頂部機房的位移響應和加速度響應較塔柱結構均有明顯的提高，考慮地基-塔柱-頂部機房三者共同作用的超高揚程升船機結構地震鞭梢效應明顯。地震波沿塔柱結構自底向上具有放大效應，頂部機房在下部塔柱結構的激勵下發生振動，在設立整體式機房的塔柱頂部動力響應更弱的基礎下，分離式機房的位移響應和加速度響應放大系數仍小于整體式機房，分離式機房較整體式機房在鞭梢效應方面表現得更弱。可見，不同機房形式的升船機鞭梢效應強弱有較大差異，在升船機結構設計中應充分考慮其差異，合理確定機房形式。

4 結論

1)塔柱結構前兩階振型是橫向振動和扭轉振動，在設計時須重點關注200 m級超高揚程升船機塔柱結構在地震作用下的橫向振動及扭轉變形，必要時須采取諸如增強結構的抗扭剛度等措施來減少其不利影響。

2)地震波沿塔柱結構自底向上具有放大效應，地震作用下頂部機房鞭梢效應顯著，在加速度響應方面尤為強烈；分離式機房較整體式機房在鞭梢效應方面表現更弱，在升船機結構設計中宜合理選定機房形式，可適當增大或調整機房的剛度及質量分布。

3)設計中須進一步優化結構，建議塔柱頂部采用梁板結構增強頂部約束，并進一步采取減震隔震等措施，確保升船機安全穩定運行。