赤道几内亚吉部洛水电站厂房设计

赤道几内亚吉部洛水电站厂房设计

1回采后浇带方案赤道几内亚吉布洛水库是一座半地下水库。车间底部结构位于地面以下，属于地下结构，车间顶部结构位于地面以上。其下部结构的应力应变情况为工程人员的重点关注对象,主要表现在:受围岩约束较强,基坑深度超过30m,围岩压力较大;地下水位较高,边墙水压力和底部扬压力是重要影响因素;楼板和风罩均属于薄壁结构,且缺乏有力约束,其地震作用效应明显。根据发电机组尺寸及辅助设备布置要求,主厂房尺寸为:58.60m×19.00m×48.40m(长×宽×高),机组间距12.20m。原设计考虑在2～3号机组段中间设永久缝,以满足结构变形要求。在此常规方案下,楼板和边墙在分缝处沿横向和竖向缺乏约束,形成悬臂结构,由于地下水位较高,水压力较大,此分缝处会出现局部位移过大现象,影响结构安全。为此将设计方案改为后浇带方案,即在板、墙、梁相应位置留设临时施工缝,若干时间后再浇注该施工缝,浇筑完成之后厂房成为一个整体结构。此时,楼板与边墙封闭地连接在一起,提高了结构的整体性和纵向刚度;但同时也形成了超过50m的大跨度边墙和楼板,超出了规范中规定的最大跨度,需论证其安全稳定性。本文针对这两种方案,同时考虑静力和地震荷载的双重影响,对这两种方案进行比选,以期得到较优的设计方案。2元模型与计算方法2.1地基及墙单元模型主机间分发电机层、水轮机层、蜗壳层、尾水管层。模型按照结构实际尺寸模拟了蜗壳、垫层、座环、导叶、蜗壳外围混凝土、尾水管及外围混凝土、机墩、风罩及各层楼板、集水井、厂房边墙以及吊物孔。根据地形条件,将地基向上下游,两侧及底部各延伸3倍厂房宽度,即各延伸57m。混凝土结构、座环全部采用三维实体单元,蜗壳和导叶采用壳单元,运用质量单元模拟上部结构、各种机电设备及其附属设备。计算模型考虑了地基围岩参数(表1)。对两种方案分别模拟,分缝方案取1,2号机段为研究对象,分缝方案模型如图1所示,后浇带方案模型如图2所示。2.2外包反应谱曲线由于只关心厂房结构的最大地震响应,因此本文采用振型分解反应谱法对该电站半地下厂房进行三向耦合地震响应分析。反应谱采用《水工建筑物抗震设计规范DL5073-2000》中提出的设计标准反应谱曲线,该曲线通过收集国内外各类地基上的多个地震加速度记录,并经修正得到,是一条具有代表性的、偏于安全的外包反应谱曲线(图3)。该电站地震设计烈度为Ⅶ度,厂址属于Ⅱ类场地,βmax=2.25,T=0.20s,根据设计资料,地表水平向加速度为0.15g,竖向地震加速度为水平向的2/3。最后运用SRSS法进行模态合并,即得到各阶振型作用下的总体地震荷载作用效应。由于反应谱分析的计算过程不考虑静力荷载作用,所以,在此基础上应将静力荷载计算结果叠加进来。动静迭加时,对地震作用效应按系数0.35进行折减。材料的动弹模取静弹模的1.2倍,恒定阻尼比取0.05。3市场内第一阶自振频率有限元模拟计算得到的厂房结构前20阶自振频率如图4所示。两种方案均考虑了设备和上部结构等所产生的附加质量。从图4中可以看出,由于半地下厂房结构地下部分围岩的约束作用较强,所以其结构自振频率较高,两种模型的第一阶自振频率分别为15.98Hz和18.53Hz。两种方案在中频区相差较大,低频和高频相差较小,分缝模型自振频率明显高于后浇带模型。厂房模型的大部分振型中,楼板的振动最为明显,其竖向刚度较低,为厂房动力响应的薄弱部位。在楼板的各阶振型中,发电机层楼板的振型最多,并且频率分布很广,低中高频均存在,是厂房振动最薄弱的部分;与之相比,水轮机层楼板的振型较少,且频率分布相对不广,多分布在高频区,中频区略有分布。这主要是由于发电机层楼板的支撑结构(风罩)刚度较小,对发电机层楼板约束较弱;而水轮机层楼板同时受到蜗壳混凝土和机墩的共同约束,并且二者刚度都较大。4地震应对工程结果的计算4.1结构竖向位移在三向耦合地震的作用下,分缝方案厂房结构各部位的动位移见表2,后浇带方案厂房结构各部位的动位移见表3。对计算结果进行分析,总结出以下几点认识。(1)在分缝方案中(模型1),其长宽接近,纵向和横向刚度差别较小,因此纵向位移和横向位移基本一致。在后浇带方案中(模型2),其长宽差别较大,即纵向刚度远大于横向刚度,因此横向位移明显大于纵向位移。(2)由于厂房结构是嵌入在基坑中,基坑边壁对厂房结构的变形起到限制作用,厂房在竖向具有一定刚度,因此在两种模型中,除楼板以外,其他结构竖向位移比纵向位移和横向位移均要小;由于楼板水平刚度远大于竖向刚度,因此楼板的竖向位移比水平位移要大。(3)分缝方案下楼板位移的竖向最值出现在分缝处,其值为6.92mm,位置在靠近分缝的位置和集水井部位,区域较小,这是因为这些部位最缺乏竖向约束;上游边墙横向最大位移为7.27mm,出现在边墙顶部的分缝角点处;而后浇带方案中楼板竖向位移的最值则出现2、3号机组之间的部位,并且最值区域变大,数值有一定的减小,为3.91mm,位移值向四周逐渐减小;上游边墙横向最大位移为4.06mm,出现在边墙顶部的中间位置。比较可知,后浇带方案抑制了位移的最值。4.2结构突变结构的表现在三向耦合地震的作用下,分缝方案厂房结构各部位的动应力见表4,后浇带方案厂房结构各部位的动应力见表5。对计算结果进行分析,总结出以下几点认识:(1)在3个方向地震荷载的共同作用下,楼板、吊物孔和风罩部位动应力较大,下部大体积混凝土结构动应力较小,过渡区都集中在尾水管混凝土以上部位。(2)分缝方案下楼板应力的最值为3.06MPa,应力集中,出现在2号机靠近分缝处的吊物孔边缘,这是因为厂房在这些部位出现了结构突变;而后浇带方案中,最大主应力为2.82MPa,应力亦集中,出现在1～3号机吊物孔边缘。这是因为取消了分缝,楼板应力的最值分散出现在1～3号吊物孔这种结构突变的部位,并有一定的减小。相比于分缝方案,后浇带方案的楼板沿纵向连续性增强,压应力区减小,拉应力区增大,表明楼板承受拉应力的范围增大,从而有效地分散了拉应力,避免了过大的拉应力。4.3结果分析判定通过将谱分析结果与厂房静力计算结果进行叠加,可得到地震作用下厂房结构的总应力和总位移(表6,7)。发电机层最大位移分布见图5,最大应力分布见图6。分析计算结果可以看出:(1)与动静迭加结果相比较,在地震荷载的单独作用下,厂房结构的应力、位移响应较静力计算结果要小,且发生位置不同,并且由于边墙水压力荷载较大,故静力结果在叠加后的结果中占较大比例。(2)动静结果迭加后,分缝方案的厂房结构最大位移值为12.14mm,出现在上游边墙的顶端的分缝部位;楼板最大位移为9.64mm,出现在2号机风罩附近的发电机层楼板靠近变形缝的位置,不难发现,位移的最值都出现在变形缝附近。厂房结构最大主应力值为5.45MPa,出现在2号机吊物孔靠近变形缝的部位,应力集中,但应力衰减很快;上游边墙的最大主应力出现在2号机引水管与墙体内侧的接触部位,值为3.66MPa,出现应力集中。(3)动静结果叠加后,后浇带方案中厂房结构最大位移值为6.28mm,出现在上游边墙的顶端中间部位;楼板最大位移为5.76mm,出现在2,3号机风罩及其附近的发电机层楼板,但相对于分缝方案有大幅度的减小。厂房结构最大主应力值为4.83MPa,出现在1～3号机吊物孔边缘及2,3号机组风罩的下游边缘,应力集中;上游边墙的最大主应力出现在2号机引水管与墙体内侧的接触部位,值为2.72MPa,应力集中。与分缝方案比较可知,后浇带方案厂房结构的各项位移值、应力值均小于分缝方案。(4)后浇带加强了厂房结构的整体性和纵向刚度,结构本身也形成了良好的连续性,能够将荷载较好地进行传递和分散,使得结构各部位共同承受荷载。并且后浇带加强了对薄弱部位的约束,减小其位移,从而达到减小地震作用效应的目的。因此,从结果数据分析判定,在设计地震的作用下,该电站半地下厂房采用后浇带方案是更优的选择。两方案下厂房结构总位移、总应力对比见表6,7。5分缝方案出现结构性突变(1)两种方案在中频区的自振频率相差较大,低频区和高频区相差较小。总体来说,后浇带方案自振频率小于分缝方案,这是因为后浇带方案增强了厂房结构的整体性和纵向刚度,降低了其自振频率。(2)常规分缝方案下,楼板和边墙在分缝处出现结构突变,导致位移和应力在此部