上-下部結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)水電站廠房地震響應(yīng)的影響研究

張劍峰， 宋志強(qiáng)， 王 飛， 朱少坤， 王 娟

(西安理工大學(xué) 水利水電學(xué)院， 陜西 西安 710048 )

1 研究背景

不同于一般的工業(yè)民用建筑，水電站廠房需承擔(dān)利用水能發(fā)電的任務(wù)，通常在豎向以發(fā)電機(jī)層為界分為上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)，上部類似于單層廠房結(jié)構(gòu)體系，下部為大體積混凝土結(jié)構(gòu)，用于布置過(guò)流系統(tǒng)，上、下部結(jié)構(gòu)的質(zhì)量和剛度存在很大的差異，而且上部結(jié)構(gòu)跨度大、高度高，在地震作用下，上部結(jié)構(gòu)往往由于“鞭梢效應(yīng)”響應(yīng)顯著[1-2]。

我國(guó)水能資源多集中在地震頻發(fā)的西部地區(qū)，地震作用下極易引起廠房結(jié)構(gòu)的振動(dòng)，當(dāng)振動(dòng)產(chǎn)生的動(dòng)應(yīng)力超過(guò)結(jié)構(gòu)抗力時(shí)將導(dǎo)致結(jié)構(gòu)物的損壞，直接危及人員安全和電力供應(yīng)，所以對(duì)于水電站廠房的抗震安全研究從未間斷。張輝東等[3]采用時(shí)程分析法并考慮混凝土材料的非線性力學(xué)特性對(duì)壩后式水電站廠房進(jìn)行抗震分析，得出了廠房結(jié)構(gòu)響應(yīng)和裂縫隨時(shí)間變化的全過(guò)程，并提出在壩后式廠房抗震分析時(shí)可在上部結(jié)構(gòu)底部施加固定邊界單獨(dú)分析，即忽略下部結(jié)構(gòu)對(duì)地震動(dòng)的放大效應(yīng)。郝軍剛等[4]從混凝土損傷、鋼筋應(yīng)力、層間位移和網(wǎng)架受力4個(gè)方面研究了在罕遇地震動(dòng)作用下水電站廠房結(jié)構(gòu)的抗震性能，發(fā)現(xiàn)廠房結(jié)構(gòu)整體破壞程度處于“可修”水平，而上下游墻在順河向的不協(xié)調(diào)運(yùn)動(dòng)有使網(wǎng)架發(fā)生垮塌的風(fēng)險(xiǎn)，但是分析時(shí)僅將水電站廠房上部結(jié)構(gòu)墻柱考慮為彈塑性，下部結(jié)構(gòu)混凝土則按線彈性考慮。蘇晨輝等[5]以軟弱基巖上的河床式水電站為例，采用反應(yīng)譜法分析了水工抗震規(guī)范中設(shè)計(jì)反應(yīng)譜特征周期和下降段衰減系數(shù)調(diào)整對(duì)廠房結(jié)構(gòu)地震動(dòng)響應(yīng)的影響，結(jié)果表明按照變動(dòng)后反應(yīng)譜計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)明顯增大。張漢云等[6]基于河床式水電站廠房的整體和局部模型，混凝土材料采用線彈性本構(gòu)關(guān)系，通過(guò)輸入順河向的地震動(dòng)，研究了上部結(jié)構(gòu)的“鞭梢效應(yīng)”以及上部結(jié)構(gòu)對(duì)下部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。張啟靈等[7]則對(duì)屋頂與排架柱的連接方式對(duì)水電站廠房地震響應(yīng)的影響做了研究，發(fā)現(xiàn)對(duì)于尾水平臺(tái)較高且主副廠房之間無(wú)分縫的水電站廠房，屋頂簡(jiǎn)支相對(duì)于鉸接的連接方式對(duì)上部結(jié)構(gòu)的抗震更為有利。文獻(xiàn)[7-8]分別從結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)和能量分配的角度，通過(guò)計(jì)算分析得出了合理地設(shè)置黏滯阻尼器可以增強(qiáng)水電站廠房結(jié)構(gòu)抗震能力的結(jié)論。

當(dāng)前的研究普遍認(rèn)為水電站地面廠房上部結(jié)構(gòu)更容易發(fā)生震損，且在順河向的地震響應(yīng)最大，所以多數(shù)抗震研究基于節(jié)約計(jì)算成本的目的只是做簡(jiǎn)化分析，但是此類方法往往難以準(zhǔn)確地反映廠房上-下部結(jié)構(gòu)間的相互作用，將導(dǎo)致地震響應(yīng)計(jì)算結(jié)果存在偏差，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計(jì)。本文基于某水電站地面廠房工程實(shí)例，輸入三向地震動(dòng)，探究在地震作用下水電站廠房下部結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)、上下部結(jié)構(gòu)的耦聯(lián)和下部結(jié)構(gòu)混凝土材料采用線彈性本構(gòu)模型對(duì)廠房地震響應(yīng)的影響，并從能量分配和結(jié)構(gòu)損傷的角度探究下部結(jié)構(gòu)混凝土材料采用線彈性本構(gòu)時(shí)廠房結(jié)構(gòu)地震損傷模式與真實(shí)情況的差異。

2 有限元計(jì)算模型

基于某大型水電站壩后式廠房工程實(shí)例，選取中間標(biāo)準(zhǔn)機(jī)組段，利用ABAQUS程序建立廠房-地基系統(tǒng)的三維有限元模型，廠房上部結(jié)構(gòu)型式為上下游實(shí)體墻加鋼屋架，在橫河向，不考慮相鄰機(jī)組段之間的相互作用，廠房?jī)蓚?cè)設(shè)為自由邊界，地基深度取70m，上下游方向和橫河向均延伸70m，見(jiàn)圖1。在地基截?cái)噙吔缟鲜┘訌椈勺枘崞鲉卧獦?gòu)成黏彈性人工邊界[9]，以模擬半無(wú)限地基的彈性恢復(fù)作用和輻射阻尼效應(yīng)。廠房大部分混凝土結(jié)構(gòu)及地基采用六面體實(shí)體單元C3D8模擬，發(fā)電機(jī)層樓板、副廠房樓板、風(fēng)罩、鋼蝸殼、尾水管和機(jī)井里襯采用S4殼單元，鋼屋架采用T3D2桁架單元，梁、柱采用B33梁?jiǎn)卧M，水輪發(fā)電機(jī)組及吊車重量、屋面荷載和動(dòng)水壓力等以附加質(zhì)量單元的形式施加于相應(yīng)位置。

圖1 水電站廠房-機(jī)組地基系統(tǒng)三維有限元計(jì)算模型

廠房混凝土材料的彈塑性力學(xué)行為用損傷塑性模型[10-13]描述，鋼結(jié)構(gòu)和地基巖體則按線彈性考慮，廠房各部位材料的彈性力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。ABAQUS中的損傷塑性模型(CDP模型)是基于各向相同破壞假設(shè)，考慮了由于拉壓塑性應(yīng)變導(dǎo)致的彈性剛度退化以及循環(huán)荷載作用下的剛度恢復(fù)，適用于描述混凝土材料在地震荷載循環(huán)往復(fù)作用下彈塑性行為。依據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010-2010)[14]，廠房結(jié)構(gòu)C25混凝土動(dòng)態(tài)強(qiáng)度取為相應(yīng)的靜態(tài)強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值，即抗壓強(qiáng)度和抗拉強(qiáng)度。本構(gòu)曲線和損傷因子曲線結(jié)合上述規(guī)范給出的單軸加載作用下的混凝土材料本構(gòu)關(guān)系，利用能量等效假設(shè)計(jì)算得到。

表1 水電站廠房各部位材料的彈性力學(xué)參數(shù)

3 計(jì)算方案及地震動(dòng)輸入

為了探究簡(jiǎn)化分析方法所描述的上-下部結(jié)構(gòu)相互作用對(duì)水電站廠房結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，擬定了4種計(jì)算方案，主要區(qū)別在于計(jì)算模型、上下部結(jié)構(gòu)混凝土材料本構(gòu)關(guān)系、邊界條件和地震動(dòng)輸入4個(gè)方面。方案1廠房上下部結(jié)構(gòu)混凝土材料均按損傷塑性模型考慮且考慮了兩者之間的耦聯(lián)，能夠準(zhǔn)確地反映在地震作用時(shí)上下部結(jié)構(gòu)之間相互作用，故作為真實(shí)情況，將其地震響應(yīng)視為真實(shí)值；方案2未考慮下部結(jié)構(gòu)混凝土材料的塑性力學(xué)行為；方案3未考慮上下部結(jié)構(gòu)耦聯(lián)，計(jì)算時(shí)采用局部模型，分為兩步，步驟1的計(jì)算模型見(jiàn)圖1(b)，通過(guò)輸入三向地震動(dòng)進(jìn)行時(shí)程分析，讀出發(fā)電機(jī)層樓板相應(yīng)位置的三向加速度時(shí)程，步驟2的計(jì)算模型見(jiàn)圖1(c)，將步驟1中在發(fā)電機(jī)層樓板處讀取的加速度時(shí)程在模型底部做三向輸入進(jìn)行時(shí)程分析；方案4則未考慮下部結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)。具體如表2所示。

選用黏彈性靜-動(dòng)統(tǒng)一人工邊界[15]綜合考慮廠房-地基系統(tǒng)重力靜力作用和地震動(dòng)力作用，地震動(dòng)輸入通過(guò)在截?cái)噙吔缦鄳?yīng)節(jié)點(diǎn)上施加等效節(jié)點(diǎn)力實(shí)現(xiàn)[16]。地震動(dòng)加速度時(shí)程記錄根據(jù)場(chǎng)地特征按照《水工建筑物抗震設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 51247-2018)[17]規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)反應(yīng)譜擬合而成，該工程實(shí)例所在場(chǎng)地類別為I0類，場(chǎng)地特征周期為0.20 s，標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)反應(yīng)譜最大值的代表值βmax=2.25，順河向和橫河向地震動(dòng)峰值加速度為0.15 g，豎向地震動(dòng)峰值加速度為0.1 g，三者的相關(guān)系數(shù)分別為0.08、0.10和0.05，均小于規(guī)定的限值0.3，人工擬合地震波和方案3步驟2中上部結(jié)構(gòu)輸入地震動(dòng)的各向加速度時(shí)程曲線如圖2所示。

4 廠房結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析

4.1 峰值加速度

各計(jì)算方案下水電站廠房上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)的各向峰值加速度如圖3，由圖3可以看出，各方案順河向的峰值加速度最大，橫河向次之，豎向最小，其中上部結(jié)構(gòu)在順河向和橫河向的峰值加速度遠(yuǎn)大于豎向，下部結(jié)構(gòu)順河向和橫河向的峰值加速度相差較小。方案2上部結(jié)構(gòu)在順河向的峰值加速度相比方案1增大14.3%，其他各向峰值加速度則較為接近，方案3在順河向的峰值加速度大于方案1，上、下部結(jié)構(gòu)分別增大34.5%和3.0%，其余各向峰值加速度均小于方案1，表明不考慮上下部結(jié)構(gòu)的耦聯(lián)將會(huì)使順河向的加速度偏大，其他向的加速度則偏小，方案4未考慮下部結(jié)構(gòu)的放大作用導(dǎo)致上下部結(jié)構(gòu)各向峰值加速度均偏小。

表2 水電站廠房結(jié)構(gòu)抗震計(jì)算方案

圖2 地震動(dòng)各方向加速度時(shí)程曲線

圖3 不同方案廠房上部和下部結(jié)構(gòu)各方向峰值加速度

4.2 峰值位移

各計(jì)算方案上部結(jié)構(gòu)及下部結(jié)構(gòu)的峰值位移見(jiàn)表3。由表3可看出，上部結(jié)構(gòu)由于在順河向的剛度遠(yuǎn)小于橫河向和豎向，所以順河向的位移峰值遠(yuǎn)大于后兩者，在順河向，方案2上部結(jié)構(gòu)最大位移相比方案1增大16.2%，方案3相比方案1減小26.6%，方案4較方案1減小40.7%；在橫河向，方案2上部結(jié)構(gòu)最大位移相比方案1增大14.1%，方案3相比方案1減小78.5%，方案4較方案1減小84.0%；在豎向，方案2上部結(jié)構(gòu)最大位移相比方案1增大14.6%，方案3相比方案1減小8.4%，方案4較方案1減小12.4%。由此可見(jiàn)，將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性將增大上部結(jié)構(gòu)的位移響應(yīng)，而不考慮上下部結(jié)構(gòu)耦聯(lián)或不考慮下部結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)將會(huì)使位移峰值小于真實(shí)值。

表3各計(jì)算方案下廠房上、下部結(jié)構(gòu)的各向峰值位移mm

計(jì)算方案上部結(jié)構(gòu)順河向橫河向豎向下部結(jié)構(gòu)順河向橫河向豎向方案1113.646.613.702.684.413.75方案2132.027.544.242.744.563.78方案383.441.424.012.082.431.80方案467.441.063.24

由于下部結(jié)構(gòu)質(zhì)量和剛度均較大，各向峰值位移均很小，方案1和方案2相同方向的峰值位移相差很小，均是后者的計(jì)算值略大于前者，而方案3的各向峰值位移均小于真實(shí)值，呈現(xiàn)出和上部結(jié)構(gòu)位移響應(yīng)相同的規(guī)律。

4.3 結(jié)構(gòu)應(yīng)力

水電站廠房上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)在不同計(jì)算方案下的方向應(yīng)力峰值見(jiàn)圖4。

由圖4(a)可知，對(duì)于上部結(jié)構(gòu)，豎向的拉應(yīng)力峰值在各方案下均較大，順河向和橫河向的拉應(yīng)力則相對(duì)較小，方案4由于輸入地震動(dòng)的強(qiáng)度較低，各項(xiàng)應(yīng)力值也相對(duì)較小。方案1計(jì)算得上部結(jié)構(gòu)的順河向拉應(yīng)力峰值為1.59 MPa，方案2為1.78 MPa，相較方案1增加了37.5%，表明將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性時(shí)將使順河向的拉應(yīng)力大于真實(shí)值，方案3順河向拉應(yīng)力峰值為1.125 MPa，較方案1減少29.5%，即不考慮上下部結(jié)構(gòu)的耦聯(lián)將會(huì)使順河向的拉應(yīng)力小于真實(shí)值。上部結(jié)構(gòu)橫河向的拉應(yīng)力峰值在方案1和方案2時(shí)相差很小，分別為1.07和1.05 MPa，方案3時(shí)則稍大于方案1，為1.15 MPa，可見(jiàn)上下部結(jié)構(gòu)之間的耦聯(lián)將在一定程度上減小上部結(jié)構(gòu)的橫河向的拉應(yīng)力。豎向拉應(yīng)力和第一主應(yīng)力在前3種方案下均達(dá)到了結(jié)構(gòu)的抗拉強(qiáng)度，方案4豎向拉應(yīng)力和第一主應(yīng)力均略小于結(jié)構(gòu)的抗拉強(qiáng)度值。對(duì)于第三主應(yīng)力，除方案4外，其他3種方案相差不大。

由圖4(b)可知，對(duì)于下部結(jié)構(gòu)，方案2由于只考慮下部結(jié)構(gòu)混凝土材料的線彈性力學(xué)行為，所以其順河向和豎向的拉應(yīng)力峰值以及第一主應(yīng)力均超過(guò)了混凝土材料的抗拉強(qiáng)度，而橫河向的拉應(yīng)力和第三主應(yīng)力卻小于真實(shí)值。各項(xiàng)應(yīng)力在方案3時(shí)的計(jì)算值均比真實(shí)值小，表明不考慮上下部結(jié)構(gòu)耦聯(lián)將使下部結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值偏小。

注:圖中S11、S22、S33、S1、S3分別代表順河向拉應(yīng)力峰值、橫河向拉應(yīng)力峰值、豎向拉應(yīng)力峰值、第一主應(yīng)力和第三主應(yīng)力。

5 水電站廠房結(jié)構(gòu)的能量特性及破壞模式分析

從水電站廠房結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)分析結(jié)果可知方案2與真實(shí)情況的偏差最小，下文將結(jié)合能量特性和結(jié)構(gòu)損傷來(lái)探究在此方案下廠房結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)能量分配和地震破壞模式與真實(shí)情況的差異。結(jié)構(gòu)體系在地震動(dòng)作用下的運(yùn)動(dòng)微分方程為：

=-[M]{üg(t)}

(1)

(2)

EK+EV+EP+ES=EW

(3)

結(jié)構(gòu)的總輸入能：

(4)

結(jié)構(gòu)動(dòng)能：

(5)

結(jié)構(gòu)阻尼耗能：

(6)

結(jié)構(gòu)塑性耗能和彈性應(yīng)變能之和：

(7)

ABAQUS程序所采用的能量平衡方程是基于熱力學(xué)第一定律，其形式與結(jié)構(gòu)體系在地震動(dòng)作用下運(yùn)動(dòng)方程積分后得到的能量方程(2)類似，由此可以通過(guò)ABAQUS輸出地震作用下結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)能量[8]，不同的是采用損傷塑性模型(CDP模型)時(shí)，塑性耗能可表示為公式(8)，ABAQUS中能量變量關(guān)鍵字與能量方程中的各項(xiàng)能量指標(biāo)的對(duì)應(yīng)關(guān)系見(jiàn)表4。

EP=EPD+EDMD

(8)

表4 ABAQUS能量變量關(guān)鍵字與能量方程中的各項(xiàng)能量指標(biāo)對(duì)應(yīng)表

圖5為方案1和方案2下廠房結(jié)構(gòu)整體的能量累積時(shí)程曲線，兩者的總輸入能相同，動(dòng)能和彈性應(yīng)變能只參與能量的轉(zhuǎn)化而不會(huì)消耗能量，阻尼耗能、塑性變形耗能和損傷耗能則隨著時(shí)間不斷累計(jì)，其中阻尼耗能占總輸入能的比重較大，兩種方案下均占98.20%，為最主要的耗能方式。塑性變形耗能和損傷耗能表征結(jié)構(gòu)產(chǎn)生塑性變形甚至發(fā)生損傷的范圍和程度，兩者占總輸入能的比重較小，方案1塑性變形耗能約占0.23%，損傷耗能約占0.07%，方案2塑性變形耗能約占0.14%，損傷耗能約占0.04%。

將整體的能量按上部結(jié)構(gòu)和下部結(jié)構(gòu)分解，上部結(jié)構(gòu)的各項(xiàng)能量累積時(shí)程曲線如圖6所示。由圖6可知方案1和方案2下部結(jié)構(gòu)的總能量遠(yuǎn)大于上部結(jié)構(gòu)，約占整體結(jié)構(gòu)總輸入能的88.3%，上部結(jié)構(gòu)僅占11.7%，這主要是因?yàn)橄虏拷Y(jié)構(gòu)的質(zhì)量和體積遠(yuǎn)大于上部結(jié)構(gòu)，阻尼耗能較大，但在方案1時(shí)上部結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能和損傷耗能卻大于下部結(jié)構(gòu)，分別占整體塑性變形耗能和損傷耗能的71.4%和72.9%，表明上部結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形及損傷的范圍或程度大于下部結(jié)構(gòu)。方案1中上部結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能和損傷耗能分別占上部結(jié)構(gòu)總能量的1.39%和0.44%，方案2中塑性變形耗能和損傷耗能全部來(lái)源于上部結(jié)構(gòu)，分別占上部結(jié)構(gòu)總能量的1.18%和0.38%，表明將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性時(shí)上部結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能和損傷耗能減小。

圖5 廠房結(jié)構(gòu)整體能量累積時(shí)程曲線

圖6 廠房上部結(jié)構(gòu)能量累積時(shí)程曲線

損傷耗能曲線出現(xiàn)階躍表示結(jié)構(gòu)的損傷演化，廠房結(jié)構(gòu)在方案1下的受拉損傷演化過(guò)程見(jiàn)圖7。由圖7可看出，在地震作用6.4 s時(shí)，在發(fā)電機(jī)層樓板和上游墻的接觸處、副廠房樓板部位率先出現(xiàn)損傷；7.2 s時(shí)發(fā)電機(jī)層樓板和上游墻的接觸處的損傷程度加大，開(kāi)始出現(xiàn)裂縫；20 s時(shí)，下游墻與副廠房樓板接觸部位也開(kāi)始出現(xiàn)損傷，并沿墻體豎向發(fā)展；21 s時(shí)下游墻體外側(cè)上層牛腿以下多數(shù)部位均出現(xiàn)不同程度的損傷；23 s時(shí)上游墻底的損傷開(kāi)始向外側(cè)擴(kuò)展，下游墻與副廠房樓板接觸部位出現(xiàn)裂縫；25 s時(shí)上游墻底外側(cè)產(chǎn)生不同程度損傷，但并未發(fā)生受拉破壞，下游墻受拉破壞范圍則由外側(cè)擴(kuò)展至內(nèi)側(cè)，之后損傷不再發(fā)展。

在方案2下廠房下部結(jié)構(gòu)混凝土材料按線彈性考慮，在地震作用下將只有上部結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷，其受拉損傷演化過(guò)程見(jiàn)圖8。由圖8可看出，在6.4s時(shí)下游墻體內(nèi)側(cè)右墻角首先發(fā)生小范圍損傷；7.2 s時(shí)下游墻體外側(cè)右墻角和上游墻體內(nèi)側(cè)兩個(gè)墻角均出現(xiàn)損傷，范圍較??；20.5 s時(shí)上游墻體外側(cè)底部也出現(xiàn)小范圍的損傷，下游墻體內(nèi)側(cè)的損傷范圍擴(kuò)展至整個(gè)底部，并開(kāi)始在墻體底部右側(cè)出現(xiàn)裂縫；22.0 s時(shí)上游墻體內(nèi)側(cè)底部的損傷開(kāi)始向廠房縱向和豎向發(fā)展，下游墻體裂縫則由墻體內(nèi)側(cè)擴(kuò)展至外側(cè)，下層牛腿上部也出現(xiàn)了大范圍的損傷；23 s時(shí)下游墻體內(nèi)側(cè)的損傷程度進(jìn)一步加深，開(kāi)始沿墻體豎向擴(kuò)展，裂縫發(fā)展至整個(gè)墻體底部；25 s時(shí)下游墻體外側(cè)裂縫進(jìn)一步擴(kuò)展墻體底部的中間位置，之后損傷不再發(fā)展?？梢?jiàn)上游墻只在墻體與發(fā)電機(jī)層接觸位置發(fā)生有限范圍的損傷，并未發(fā)生破壞，而下游墻則發(fā)生較大范圍的損傷，并在墻體底部產(chǎn)生破壞。

圖7 方案1廠房結(jié)構(gòu)受拉損傷演化過(guò)程

圖8 方案2廠房結(jié)構(gòu)受拉損傷演化過(guò)程

從結(jié)構(gòu)的受拉損傷演化對(duì)比可見(jiàn)，兩種方案下結(jié)構(gòu)損傷的演化過(guò)程、范圍和程度均存在一定的差異，方案1廠房結(jié)構(gòu)的損傷范圍更大，上、下游墻均產(chǎn)生一定程度的破壞，其中下游墻體與副廠房接觸部位的破壞更為嚴(yán)重，方案2結(jié)構(gòu)發(fā)生損傷的范圍總體較小，上游墻底部?jī)H出現(xiàn)較小范圍的破壞，而下游墻與副廠房接觸部位則較方案1的破壞更為嚴(yán)重。結(jié)合兩種方案上部結(jié)構(gòu)的能量變化，可得出僅考慮廠房下部結(jié)構(gòu)混凝土的線彈性本構(gòu)關(guān)系將使上部結(jié)構(gòu)的損傷范圍減小，而使下游墻與副廠房接觸部位的損傷程度加大，但是兩種方案下結(jié)構(gòu)的破壞模式相似，均為上部結(jié)構(gòu)與下部結(jié)構(gòu)的相交部位發(fā)生破壞，而且由于主廠房下游布置有較高的副廠房和尾水墩，均表現(xiàn)為下游側(cè)墻體的損傷程度和范圍大于上游墻，所以方案2所描述的上下部結(jié)構(gòu)相互作用更為接近真實(shí)情況。

6 結(jié) 論

通過(guò)對(duì)4種計(jì)算方案下結(jié)構(gòu)的峰值加速度、峰值位移和結(jié)構(gòu)應(yīng)力響應(yīng)進(jìn)行比較，以及分析下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性本構(gòu)模型時(shí)對(duì)廠房結(jié)構(gòu)能量特性和破壞模式的影響，可得出以下結(jié)論：

(1)不考慮下部結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)將使結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)均小于真實(shí)值，且偏差最大；不考慮上下部結(jié)構(gòu)耦聯(lián)時(shí)，結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)相比真實(shí)值偏差較小，但上部結(jié)構(gòu)的峰值加速度和峰值位移偏差較大；將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性則會(huì)使結(jié)構(gòu)的地震響應(yīng)略大于真實(shí)值，但是總體偏差很小。

(2)進(jìn)一步探討將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性本構(gòu)關(guān)系對(duì)廠房在地震作用下能量特性和結(jié)構(gòu)破壞模式的影響，結(jié)果表明將下部結(jié)構(gòu)混凝土材料考慮為線彈性本構(gòu)時(shí)，廠房結(jié)構(gòu)的總輸入能與真實(shí)情況相同，上部結(jié)構(gòu)的塑性變形耗能和損傷耗能小于真實(shí)情況，損傷范圍也較小，下游墻體的損傷程度卻更為嚴(yán)重，但與真實(shí)情況的結(jié)構(gòu)損傷模式相似，即上下部結(jié)構(gòu)的相交部位在地震作用下最容易發(fā)生破壞，下游墻體的損傷范圍和程度均大于上游墻體，所以能較準(zhǔn)確地反映上下部結(jié)構(gòu)間相互作用對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

(3)在抗震分析時(shí)，應(yīng)當(dāng)對(duì)下部結(jié)構(gòu)的放大效應(yīng)和上下部結(jié)構(gòu)之間的耦聯(lián)作用予以考慮，否則將會(huì)使計(jì)算所得的結(jié)構(gòu)響應(yīng)偏小，對(duì)抗震設(shè)防不利。為了節(jié)約計(jì)算成本，可將下部結(jié)構(gòu)混凝土按線彈性本構(gòu)考慮做簡(jiǎn)化分析，此時(shí)計(jì)算所得的結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)略大，據(jù)此設(shè)防將會(huì)留有一定的安全裕度，有利于水電站廠房結(jié)構(gòu)的抗震安全。