抽水蓄能電站廠房結構動力特性計算研究

何 直，崔 琦，宋一樂

（1.廣東蓄能發電有限公司，廣東省廣州市 510630；2.湖北省建筑科學研究設計院，湖北省武漢市 430071；3.武漢大學土木建筑工程學院，湖北省武漢市 430072）

抽水蓄能電站廠房結構動力特性計算研究

何 直1，崔 琦2，宋一樂3

（1.廣東蓄能發電有限公司，廣東省廣州市 510630；2.湖北省建筑科學研究設計院，湖北省武漢市 430071；3.武漢大學土木建筑工程學院，湖北省武漢市 430072）

由于缺乏現成的設計規范、設計經驗不足等因素，抽水蓄能電站廠房結構抗振問題十分突出，給機組的正常運行帶來安全隱患。結構的抗振性能與結構的動力特性密切相關，利用有限元計算的方法，以大型蓄能電站地下廠房結構為模型，計算分析了廠房結構的動力特性。給出了不同邊界條件下廠房結構的基本模態參數，為廠房結構抗振設計提供參考依據。

地下廠房抗振；結構動力特性；有限元計算

0 引言

抽水蓄能電站具有水頭高、功率大、流速慢、機組轉速快、水流雙向流動、機組頻繁雙向運行等特征，電站運行特點使得蓄能電站的動力荷載也非常復雜，研究結果表明[1]，蓄能電站主要承受水力、機械、電磁等三類動力荷載作用，這些動荷載有時單獨作用，有時互相作用，并且有可能與受力載體互相耦合作用，因此蓄能電站廠房結構實際承載的動力作用比想象的要復雜得多。在我國抽水蓄能電站建設起步較晚[2]，由于缺乏可靠的技術資料與工程經驗，蓄能電站的廠房結構抗振設計基本處于總結現有電站的運行經驗、發現問題、不斷完善的過程，實際運行中的電站廠房振動問題經?？捎?，部分早期投入運行的電站已經因振動疲勞開始出現損傷，顯然抽水蓄能電站地下廠房結構的抗振設計和振動問題已經十分突出。目前我國的經濟GPT穩步增長，促進了平衡電網的蓄能電站的建設步伐，因此提高蓄能電站設計水平、完善地下廠房結構的抗振設計、解決蓄能電站廠房結構振動問題是當今蓄能電站建設急需解決的重點工作。

蓄能電站地下廠房結構動力特性決定廠房結構的抗振性能，固有自振頻率和對應振動型態是反映廠房整體結構動力特性的基本參數，計算廠房結構的固有頻率可以分析預測廠房結構與振源發生“共振”的可能性，評價廠房結構的剛度大??；計算廠房結構的振動型態可以清晰地看到廠房整體結構及各構件在振源作用下可能產生的基本變形特征，發現結構的局部薄弱部位，有助于廠房結構抗振設計及現有廠房的加固處理。為此以正在運行的蓄能電站為對象，采用有限元計算方法計算分析了廠房結構的動力特性和動力響應，指出了廠房結構抗振設計中的問題與不足，為后續新建蓄能電站提供科學依據。

1 概況

廣州抽水蓄能電站分A、B兩個廠房，是我國首座高水頭、大容量調頻調峰抽水蓄能電站，電站總裝機容量2400MW。A廠廠房于1994年全面竣工投產，A廠裝有4臺320MW立軸單級可逆混流式水泵水輪發電機組，機組轉輪葉片數為7片，活動導水葉片數為20片，固定導葉數為10片，額定轉速500r/min，飛逸轉速750r/min。廠房主體結構以機組機墩為核心由鋼筋混凝土樓板、梁、柱組成框架結構，主廠房尺寸92.5m×21m×19.84m（長×寬×高），由上到下分為發電機層、中間層、水泵水輪機層、蝸殼層、底部的管廊道層、集水廊道層等混凝土結構。A廠房主機間結構布置為兩機一縫，2～3號機組之間設有一條結構縫，因需要在1～2號、3～4號機組之間的樓板、梁又增設一條施工縫。轉輪拆卸方式采用下拆方案，為將轉輪吊到安裝場，需要在水輪機層和發電機層樓板上加大吊物孔尺寸，并在機墩與尾水管處留出廊道。

經多年運行，2009年初在發電機層、中間層、水泵水輪機層施工縫附近樓板、梁、柱牛腿、梁挑耳等處出現較集中的結構裂縫。受廣州抽水蓄能水電廠的委托，對裂縫情況進行了實地調查，對相關部位結構進行了靜力復核計算，并對裂縫成因進行了初步分析，提出了針對重點部位進行局部加固處理的建議措施。經檢測鑒定認為[3]，廠房結構可靠等級評定為二級，可靠性不符合本標準對一級的要求，尚不顯著影響整體承載功能和使用功能。根據建議電廠對A廠進行了初步加固處理。由于A廠廠房結構存在先天不足，損傷原因沒有完全查清，因此希望通過有限元計算的方式，對A廠現有結構性能進行靜力、動力分析研究，以此尋找廠房結構損傷的真正原因，同時評價廠房整體結構的抗振性能，提出全面加固改造的可行性方案。

2 計算模型與計算條件

2.1 計算模型

根據廣蓄水電站A廠房結構兩機一縫布置形式，取1號與2號兩臺機組段結構為計算對象。計算范圍：廠房幾何模型范圍為高程198.91～218.75m的1號與2號機組廠房結構，包括蝸殼層、水輪機層、中間層、發電機層的梁、板、柱以及機墩、蝸殼、風罩混凝土。模型長（縱軸線方向）48.460m，寬（上下游方向）21.000m，高19.840m。所有混凝土結構及其孔洞均按實際尺寸進行模擬，包括風罩通風孔、母線出線孔、機墩進人孔、機墩接力器坑、蝸殼進人孔、尾水管進人孔、樓梯孔洞等。由于結構復雜，忽略蝸殼座環的作用。

計算時，采用塊體單元模擬邊墻、機墩、蝸殼、尾水管等大體積混凝土結構及圍巖，塊體單元主要類型為六面體單元與四面體單元。六面體單元計算精度高，同樣結構采用的單元數和自由度較少，是一種理想的單元。但結構劃分六面體處理較難，目前還沒有有限元程序做到對任意形狀都能劃分為六面體單元。四面體單元計算精度低一些，同樣結構采用的單元數和自由度較多。但結構劃分為四面體對形狀要求不高，任意形狀都能劃分為四面體單元。水電站地下廠房結構體形復雜，孔口眾多，無法完全用六面體單元劃分網格。計算采用六面體單元與四面體單元混合劃分方法，六面體單元采用8結點高精度單元solid185，四面體單元采用退化的solid185單元。模型建立順序：尾水管層、蝸殼混凝土、水輪機層混凝土、中間層混凝土建模，梁、柱建模，總體劃分網格。坐標原點位于高程199.91m 1號機組中心，x軸為廠房主軸方向、y軸為上下游方向、z軸為廠房高度方向?？紤]圍巖影響時，圍巖范圍含上游方向35.0m，向下游方向35.0m。

A廠地下廠房計算模型見圖1。

圖1 A廠地下廠房計算模型Fig.1 The calculation model of underground plant in A factory

2.2 邊界條件

廠房底部尾水管以下混凝土與圍巖密實相連取固定約束，沿廠房主軸方向因施工縫的影響，取邊界條件為兩端自由。廠房上下游側邊界條件比較復雜，

2.3 計算資料及基本假設

2.3.1 機組參數

（1）水泵水輪機功率300MW。

（2）水泵水輪機的額定轉速500r/min，機組轉頻8.333Hz；水泵水輪機最大飛逸轉速750r/min。

（3）固定導葉數為10，活動導水葉片數為20，轉輪葉片數為7。

2.3.2 幾何與材料參數

（1）機墩、主機間蝸殼層、水泵水輪機層、中間層的梁、板、柱采用200號混凝土。材料參數為：γ=2.5t/m3，E=2.6E4MPa，μ=0.167。

（2）風罩、主機間發電機層的梁、板采用250號混凝土。材料參數為：γ=2.5t/m3，E=2.85E4MPa，μ=0.167。

（3）鋼襯、鋼管以及座環材料參數為：γ=7.8t/m3，E=2.1E5MPa，μ=0.3。

2.3.3 圍巖參數

表1 計算模型中位移參數Tab.1 Calculation model of displacement parameters

2.4 計算方案

有限元計算采用部分假設后，使計算結果可能不能完全與實際相同，因此設計了不同的計算方案，通過對比不同計算方案的結果，尋找最接近實際條件的計算結果。計算方案主要考慮邊界條件、圍巖等因素的影響。邊界條件主要是考慮廠房上下游邊墻與圍巖的連接方式，模型1為邊墻與圍巖直接固定連接，模型2為邊墻與圍巖法向固定連接。圍巖的影響主要是有無圍巖之分，無圍巖模型廠房直接與圍巖連接（a模型），有圍巖模型考慮了兩倍廠房尺寸的圍巖體后建立的計算模型（b模型）。表2為各計算模型基本情況說明。

表2 計算模型說明Tab.2 Calculation model description

3 計算結果

3.1 廠房結構自振特性計算結果

計算了三種方案的固有頻率和對應振動型態，并根據工程要求，給出了前三階計算結果，見表3。

表3 地下廠房前3階固有頻率Tab.3 The natural frequency of the first 3 steps of underground plant

3.2 固有頻率特征

（1）邊界條件對廠房結構頻率的影響。

根據表3計算結果，當上下游邊墻與周邊固定約束（模型1），前三階頻率范圍23.413～27.432Hz；當上下游邊墻與周邊法向約束（模型2、模型3），前三階頻率范圍12.611～24.230Hz；顯然，廠房邊墻與圍巖的邊界條件對頻率影響很大，周邊法向約束的基頻僅為固定約束的46.3%。

（2）圍巖對廠房結構頻率的影響。

比較模型2與模型3的頻率計算結果，圍巖對廠房結構的固有頻率影響很小。但是由于圍巖變形模量小于混凝土結構的彈性模量，考慮圍巖后各階模態頻率都有一定程度減小，其中基頻僅下降0.003%，可見考慮圍巖與否對結構頻率計算結果影響不大。

3.3 振型特征

（1）邊界條件對廠房結構振型的影響。

廠房結構邊墻與周邊固定約束，低階模態中沒有廠房結構的整體變形，結構的變形主要是局部變形，變形部位主要出現在孔口、樓梯間等部位的樓板，變形分析以樓板垂直振動為主。實際上當采用廠房邊墻與圍巖固定的邊界條件時，模態計算前20階振型中，廠房結構變形大多是廠房構件的局部振型。廠房結構周邊采用法向約束時，前幾階模態變形以廠房結構整體變形為主，變形趨勢為廠房整體沿廠房軸向的水平振動，或廠房整體結構沿廠房軸向張拉變形。顯然，當廠房結構邊墻與圍巖法向約束時，廠房結構出現整體變形。

（2）圍巖對廠房結構振型的影響。

對比模型2與模型3的振型描述，考慮圍巖后前三階模態變形中廠房結構的整體振型數量增加。顯然圍巖彈性模量較大使廠房周邊的約束作用減小?？紤]圍巖的計算模型更符合廠房結構的實際振動變形。

3.4 廠房結構抗振分析

根據廠房結構動力特性分析結果，邊界條件和圍巖對廠房結構的固有頻率和對應振型都有一定影響。然而，根據廠房結構動力特性現場試驗結果[4]，靠廠房周邊法向約束和圍巖作用的模型3更符合實際情況。

根據計算研究結果[5]，前十階模態參數中廠房結構各層樓板的局部垂直振動比例較大，特別是孔口部位，這種情況更突出。從各階振型動畫圖可見樓板振動變形尺度最大，并帶動樓板周邊的梁柱同步變形，可見廠房各層的樓板是廠房結構的薄弱構件。早期蓄能電站地下廠房采用的板梁柱結構中，一般樓板按普通建筑廠房設計，樓板大多采用30cm左右的薄板，這使得廠房結構的抗振弱點更突出。樓板抗振能力較弱是部分電站廠房結構出現裂紋損傷的主要原因之一。

計算結果還表明，前十階模態參數中沒有發現機墩的振動頻率和振型。實際上按照SL 266—2014《水電站廠房設計規范》[6]要求，為了避免機組振源對機組本身和廠房結構的不利影響，對廠房機組機墩的剛度有明確規定，機墩剛度必須滿足與主要振源頻率錯開度在30%以上。由于水電站廠房的主振源大多為水力或機械低頻振源，因此機墩的剛度必須足夠大，廠房結構動力特性計算結果說明機墩結構與廠房其他混凝土構件的剛度差異是非常明顯的，機墩的剛度遠大于樓板、柱和梁構件的剛度。理想的抗振體系要求建筑物具有剛度均勻性，因此注重機墩剛度而忽略其他構件的剛度也會產生負面影響，因為當廠房整體結構產生振動時，振動能量一般通過節點和剛度較小的構件消耗，機墩與其他構件的剛度比過大不利于結構整體抗振。因此在不影響其他工藝要求的前提下，盡量使廠房結構各構件之間的剛度均勻是抗振設計的所注重的。

根據計算結果，廠房結構的基頻為12.611Hz，而機組轉動頻率為8.33Hz，廠房結構的基頻與機組轉頻相對比較接近，顯然基頻較低剛度不足是廠房結構抗振的缺陷。從模型1計算結果，廠房結構邊墻與圍巖固定連接后，廠房結構的基頻提高到23.563Hz，增加了86%，可見改變廠房結構與圍巖的連接方式對增加廠房結構剛度的作用是顯著的。實際情況廠房與上下游圍巖的連接不可能完全固定，但是從設計與施工方面出發，應設法使廠房邊墻與圍巖緊密結合是提高廠房結構抗振能力的有效手段。

4 結束語

（1）有限元計算是計算廠房結構動力特性的有效手段，但是受計算條件假設的影響，計算結果可能會與實際情況有一定差異，因此應該與現場實測結果相結合進行修正。

（2）采用不同邊界條件，廠房結構動力特性會有較大差異。廠房邊墻與圍巖法向約束時，廠房結構固有頻率在12.6Hz以上，低階振型以廠房整體結構變形為主；廠房邊墻與圍巖固定連接，廠房結構固有頻率在23.413Hz以上，振型以樓板孔口部位的局部振動為主。

（3）根據有限元計算動畫圖結果，廠房結構各樓層樓板是廠房整體結構中的薄弱環節。廠房結構起主要作用的低階模態振型中，樓板垂直方向振動變形明顯，也是廠房結構最容易發生損傷的部位。提高板的厚度、加強樓板與機墩和梁的連接是強化蓄能電站地下廠房結構抗振能力的有效措施。

（4）機組機墩與廠房其他混凝土結構構件剛度差較大。根據結構抗振理論，理想的抗振建筑物剛度不宜突變，而應該保持剛度的均勻性。因此進行蓄能電站地下廠房抗振設計時，除了應確保機墩具有足夠的剛度外，還應該注重其他構件剛度的過渡。

（5）加強廠房結構邊墻與圍巖的連接是提高廠房整體結構剛度的有效方法，因此在廠房結構抗振設計和廠房結構邊墻施工過程中，應該采用有效的方法，確保廠房結構與圍巖緊密連接。

[1] 馬震岳，董毓新.水電站機組及廠房振動的研究與治理[M].北京：中國水利水電出版社，2004.MA Zhenyue，DONG Yuxin.Vibration and its Corrective Aetions of Water Turbine Generator Set and Dover House[M].Beijing ：China Water Conservancy and Hydropower Press，2004.

[2] 馬震岳，張運良，陳婧等.水電站廠房和機組耦合動力學理論及應用[M].北京：中國水利水電出版社，2013.MA Zhenyue，ZHANG Yunliang，CHEN Jing et al.Theory and Application of Coupling Dynamics of Hydropower Station and Unit[M].Beijing ： China Water Conservancy and Hydropower Press，2013.

[3] 廣州仲恒房屋安全鑒定公司.《房屋安全鑒定報告》[R].廣州：仲恒房鑒字（2008）第MD028號.Guangzhou Zhongheng House Safety Appraisal Company.Housing Safety Appraisal Report[R].Guangzhou ： Zhongheng Fang （2008） MD028.

[4] 徐麗，等.廣州蓄能水電廠測試報告[R].2010.XU Li，et al.Test Report of Energy Storage Power Plant in Guangzhou[R].2010.

[5] 武漢大學.廣州抽水蓄能水電站A廠房結構檢測報告[R].2011.Wuhan University.Test Report on Plant Structure of A Plant in Guangzhou Pumped Storage Hydropower Station[R].2011.

[6] SL 266—2014水電站廠房設計規范[S].北京：中國水利水電出版社，2014.SL 266—2014 Hydropower Station Design Standard[S].Beijing ：China Water Conservancy And Hydropower Press，2014.

2017-06-03

2017-07-19

何 直（1983—），男，中級工程師，主要研究方向：抽水蓄能電站水工建筑運行維護管理等。E-mail：330406858@qq.com

Structural Dynamic Characteristics Calculation Research of Pumped Storage Power Plant in GPSPS

HE Zhi1，CUI Qi2，SONG Yile3
（1.Guangdong pumped storage power generation co.，Ltd.，guangzhou 510630，China；2.Research and design institute of building science，wuhan 430071，China;3.Institute of civil engineering of wuhan university，wuhan 430072，China）

because of the lack of a ready-made design specifications，design factors such as inadequate experience，pumped storage power station factory building structure vibration problem is very outstanding，brings to the normal operation of the unit safety hidden trouble.Structure vibration resistance is closely related to the dynamic characteristics of structure，using the method of finite element calculation model for large pumped storage power station underground powerhouse structure，the calculation analysis of the structure dynamic characteristics.Factory building structure under different boundary conditions are given the basic modal parameters，provide a reference basis for factory building structure seismic design.

underground powerhouse vibration; The dynamic characteristics of structure; The finite element calculation

TV32

A學科代碼：570.25

10.3969/j.issn.2096-093X.2017.04.013