大型電廠型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房動力特性研究

杜寧軍， 白國良， 趙金全， 趙欣剛

(1. 西安理工大學 土木建筑工程學院，西安 710048； 2. 西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055)

作為一種適用于核電廠常規島汽機主廠房的新型結構體系，型鋼混凝土框排架混合結構從概念設計上講，具有剛度大、穩定性好、防火、防腐蝕性能好、風載適應性好等優點[1]。同時，從對火電廠汽機主廠房結構的相關研究中可以發現，采用型鋼混凝土結構可以起到減小自重、增大使用空間、改善結構受力、提高抗震性能等作用[2-4]。國內外對火電廠汽機主廠房的動力特性也進行過大量研究[5-7]。

然而，由于工藝的要求，核電廠常規島汽機主廠房在結構布置、荷載大小與分布、薄弱部位等方面與傳統火電廠“三列式”主廠房有較大差異：①火電廠汽機主廠房結構通常由多層煤倉間、除氧間框架結構與汽機房排架組成，而核電廠常規島汽機主廠房結構主要由汽機房排架以及除氧間框架結構組成。從結構高度上來說，火電廠主廠房框架部分高度更高，而核電廠主廠房排架部分更高。②兩種結構體系汽輪發電機組及其配套設施等大型設備布置位置有所不同，因此，結構各個部位的荷載大小與分布有較大差異。③火電廠汽機主廠房的薄弱部位主要集中在柱底及煤斗大梁處。核電廠常規島主廠房中沒有煤倉間和煤斗大梁，結構的薄弱部位必然有所變化。因此，提出一種適用于核電廠常規島主廠房的新型結構體系，對其進行試驗研究及有限元分析，了解此種結構的薄弱部位，掌握其基本受力性能和規律，具有重要的現實意義。

結構的動力特性能夠反映結構的質量與剛度分布，并在一定的程度上決定了結構在動力荷載作用下的響應，是解決工程共振、結構抗震計算、判斷建筑結構累積損傷的基礎[8]。對適用于核電廠常規島汽機主廠房的型鋼混凝土框排架混合結構的動力特性進行研究，主要有以下兩方面的目的：①確定模型結構擬動力試驗的加載比；擬動力試驗之前，需要通過動力特性試驗及有限元分析得到模型結構的質量矩陣和基本模態，然后采用振型分解反應譜法，計算得到擬動力試驗時各個作動器的加載比。②核電廠常規島汽機主廠房內安裝著大量工業動力設備，此種設備在運行時會產生振動。因此，獲得此種結構體系的動力特性參數，可以避免結構體系與設備產生共振，從而避免重大財產損失及人員傷亡。

本文按照1/7的縮尺比制作了某1 400 MW大型電廠型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房的試驗模型，采用錘擊法測試了模型結構的動力特性，同時對大型電廠型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房的原型及試驗模型結構分別進行了有限元建模分析，計算了結構的模態參數，了解了結構的動力特性，為研究該種結構的抗震性能提供了依據。

1 試驗概況

1.1 模型結構的設計與制作

選取按照8度(0.2g)Ⅲ類場地設計的某1 400 MW大型電廠型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房作為原型結構。原型結構長125 m，由11個開間組成，共12榀，柱距10 m，13 m；寬55.5 m(其中汽機房寬42.5 m，除氧間寬13 m)，結構總高度為40.6 m。原型結構典型剖面如圖1所示。考慮到試驗室場地條件及試件制作的可行性，同時為了更深入地了解和掌握結構的動力特性及薄弱部位，根據結構布置的特點，選取含有汽機跨、除氧間兩跨三榀型鋼混凝土框排架子結構，按照1/7縮尺比制作了試驗模型結構。

圖1 原型結構主廠房剖面圖Fig.1 Profile view of prototype main factory building structure

模型結構的平面軸線尺寸為3 600 mm×5 800 mm，高度5 800 mm。所有柱子均采用內置H型鋼的型鋼混凝土柱。橫向梁采用內置H型鋼的型鋼混凝土梁，其余縱向梁和所有樓板采用鋼筋混凝土結構。梁、柱混凝土強度等級為C45。樓板混凝土強度等級為C35，板厚50 mm。模型內置型鋼為Q235鋼。梁、柱箍筋為HPB300級鋼筋，直徑3.5 mm；梁、板、柱受力鋼筋均為HRB400級鋼筋。模型構件的配筋參照原型結構并根據相似關系計算得出，充分考慮模型比例縮小后的抗震構造措施，調整配筋設置。型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房的原型結構采用鋼桁架屋架，在制作模型結構時進行了適當的簡化，保證其具有較大的剛度，鋼屋架與柱頂采用鉸接的連接方式。

模型結構平面布置，如圖2所示。模型結構制作完成后，如圖3所示。

圖2 模型平面布置圖Fig.2 Layout of experimental model structure

圖3 試驗模型Fig.3 Experimental structure

根據原型結構的荷載布置，受試件尺寸的制約，模型結構所配豎向配重為模型滿載條件下的20%，并根據配重不足條件確定了模型結構與原型結構的相似關系[9]，如表1所示。

表1 模型相似關系

1.2 模型結構動力特性測試儀器的選用

本次動力特性測試采用INV-306型智能信號采集處理分析系統。該系統由中國東方振動和噪聲研究所研制，最低采樣頻率0.001 Hz，最高采樣頻率100 kHz，采樣分析精度常規A/D12位，常規幅值誤差<0.1%，頻率誤差<0.01%。試驗中采用DASP分析軟件，10個891-Ⅱ型水平速度傳感器(有效頻率范圍0.001～100 Hz)、2臺伺服放大器，通過伺服放大器將拾振器采集到的信號傳送至數據處理系統，從而完成信號的轉換與存儲。通過計算機進行現場監測示波、波形記錄、波形的處理分析以及數據和圖像的輸出[10]。

1.3 模型結構動力特性測試方法及測點布置

本次試驗采用錘擊法，通過力錘激勵模型結構產生水平自由振動，然后通過數據采集處理分析系統記錄相應的結構自由振動衰減曲線，最后通過該曲線求得結構的頻率、振型及阻尼系數等。

為獲得結構沿水平方向的自振頻率和振型，本次試驗測點布置在振型曲線上位移較大的部位；平面布置時，測點布置在結構各段的剛度中心處[11]。測點布置如圖4和圖5所示。

進行動力特性測試時，因為汽機主廠房模型結構的層數很多而拾振器的數量有限，采用跑點法進行測試，即選用2.75 m樓面測點作為固定參考點(f1)，拾振器不動，對其他計劃測點用少量拾振器進行跑點測試。此次測試分兩組進行，東西向及南北向。動力特性測試在平行于東西向進行采樣，在平行于南北向進行復測。拾振器在安裝時，需要與測點表面固結、保持水平、與測量方向保持一致。每次測量時各個測點的測量方向也需完全相同。

圖4 東西向拾振器布置圖(4，5，6軸)Fig.4 NS-trending arrangement of vibration pickups

圖5 南北向拾振器布置圖Fig.5 EW-trending arrangement of vibration pickups

一般而言，動力特性實測時需選擇外界干擾較小的采樣環境以及合適的觀測時長[12]。型鋼混凝土框排架汽機主廠房動力特性測試選在實驗室下班、吊車停止工作、工作人員較少的傍晚進行，每次采樣240～280 s。

1.4 模型結構有限元分析及試驗參數的確定

為了在動力特性實測時選擇合適的測試參數、驗證有限元模型和動力特性試驗結果的正確性，需要在現場實測前建立型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房模型結構的有限元模型，并進行動力特性的預估。

1.4.1 單元的選取

采用ABAQUS軟件建立型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房的試驗有限元模型。其中，梁、柱混凝土均采用8節點實體單元C3D8模擬，梁柱中的內置型鋼及樓板采用4節點縮減積分殼單元S4R模擬，鋼筋采用三維桿單元T3D2單元模擬。由于整個汽機主廠房結構屋蓋剛度較大，為了簡化計算，將屋蓋簡化為平面內剛度較大的梁進行模擬。屋蓋梁采用三維線性梁單元B31模擬，并與排架柱頂鉸接。

1.4.2 有限元計算結果及試驗參數的確定

ABAQUS模態分析是線性分析，通過創建一個分析步，并將其設置為線性攝動-頻率來進行振型分析[13]。ABAQUS計算得到的結構前3階振型，如圖6所示。

圖6 模型結構振型圖Fig.6 Mode shapes of experimental model

動力特性測試采樣時，為了過濾掉不必要的高頻成份，且保證采樣后的離散信號是唯一確定的原始連續信號，需使采樣頻率fs≥2.56fc，其中fc是原始信號的截斷頻率[14]。根據ABAQUS有限元軟件模態分析結果，型鋼混凝土框排架汽機主廠房模型結構的一階頻率為3.697 Hz，動力特性測試時截斷頻率適當進行放大，取為40 Hz。采樣頻率根據上述要求，取為102.4 Hz。

2 模型結構動力特性測試試驗結果

型鋼混凝土框排架汽機主廠房模型結構動力測性試驗時認為錘擊模型結構重心所引起的響應是一種隨機過程，并且假定該隨機過程是各態歷經的平穩過程。采用單輸入多輸出(Single Input Multiple Output, SIMO)，試驗時保持一個測點的位置不動，并以此作為結構系統的輸入，其余測點的反應作為結構的回應。當DASP軟件完成所有測點的采樣之后，就可以進行模態分析和計算了。對于頻域法模態分析，通常包括傳遞函數計算、模態定階、模態擬合和振型編輯。

模型結構測試中的響應傳遞函數分析, 如圖7所示。

圖7 模型結構響應傳遞函數分析(東西向)Fig.7 Response transfer function analysis of model structure(NS-trending)

傳遞函數計算完成后，采用集總平均進行模態定階，GLOBAL擬合方法進行模態擬合，振型歸一進行行模態振型編輯，計算各階振型。

通過錘擊法測得的模型結構前3階動力特性參數值，如表2所示。由表2可知，模型結構1階振型以橫向平動為主，第2階振型以縱向平動為主，第3階振型表現為平面扭轉。由于模型結構橫向剛度弱于縱向剛度，所以模型結構動力特性第1階振型表現橫向平動。第3階以后，模型結構的振型大多為局部振動，周期、頻率等都有明顯變化，說明模型結構的振動以前3階振型為主。

表2 模型結構動力特性參數值

對比動力特性實測與ABAQUS計算結果可知：有限元計算結果與動力特性實測結果接近，表明試驗中測點布置合理、測試方法正確，有限元建模方法正確。

3 模型結構擬動力試驗及加載比的確定

3.1 模型結構擬動力試驗加載比的確定

在完成了模型結構的動力特性實測后，進行了模型結構的擬動力試驗。

考慮到結構的質量分布、作動器的布置以及試驗室的實際條件，采用三個MTS液壓作動器進行加載，三個作動器中心的高度分別為5 600 mm(5.8 m層)；2 635 mm(2.75 m層)；1 335 mm(1.45 m層)。三個作動器中心點處的高度從地梁頂面起算，如圖8所示。

圖8 擬動力試驗作動器布置圖Fig.8 Arrangement of actuators during the pseudo-dynamic test

作動器加載比的具體確定過程如下：

(1) 基本原則。

擬動力試驗時采用等效單自由度試驗方法，即試驗加載時以結構的第一振型為主，結構各層的地震作用按倒三角分布。根據模型結構的質量矩陣和動力特性測試得出的結構基本模態，采用振型分解反應譜法，計算三個作動器的加載比。

(2) 模型結構質量矩陣的確定。

整體模型試驗使用沙袋和鋼塊來模擬豎向荷載作用。將結構質量和配重質量凝聚在作動器所在的位置，就得到了模型結構的質量矩陣。

式中：m1，m2，m3分別為5.8 m層、2.75 m層及1.45 m層凝聚后的質量。

(3) 結構的基本模態。

動力特性實測時可以獲得各個測點的水平相對位移，將一階振型5.8 m層、2.75 m層及1.45 m層各測點的水平相對位移分別進行平均，即可得結構的基本模態

{u1∶u2∶u3}={1∶0.957∶0.721}

式中：u1、u2、u3分別為一階振型5.8 m層、2.75 m層及1.45 m層水平相對位移。

(4) 三個作動器加載比的確定。

按照我國《建筑結構抗震設計規范》[15]的規定，采用振型分解反應譜法計算結構j振型i質點的水平地震作用標準值時，按下列公式確定

Fji=αjγjXjiGi

(1)

(2)

式中：Fji為j振型i質點的水平地震作用標準值；αj為相應于j振型自振周期的地震影響系數；αj為j振型i質點的水平相對位移；γj為j振型的參與系數。

對于型鋼混凝土框排架結構汽機主廠房，按照振型分解反應譜法計算結構5.8 m層、2.75 m層、1.45 m層三個作動器的加載比為

F1∶F2∶F3=X11G1∶X12G2∶X13G3=
u1m1∶u2m2∶u3m3=0.36∶0.81∶1.00

擬動力試驗時，對模型結構輸入沿著東西向加速度峰值100 gal，350 gal，1 000 gal，1 500 gal，2 000 gal(相當于實際原型結構0.02g，0.07g，0.20g，0.30g，0.40g)的El-Centro地震波。加載過程中模型結構經歷了彈性、開裂、屈服等階段。根據模型結構位移反應時程曲線，可以求得模型結構在各個階段的動力特性參數。

3.2 擬動力試驗裂縫開展及破壞現象

輸入加速度峰值100 gal時，模型結構中未觀測到裂縫出現，整個模型結構處于彈性階段。

輸入加速度峰值350 gal時，模型底層F列柱和框排架交接柱(E列柱)柱底開始出現水平細微裂縫。其余部位未出現裂縫，結構整體剛度下降不大。

輸入加速度峰值1 000 gal時，柱底原有裂縫繼續向兩側延伸，并伴有新裂縫產生。此時，在4.85 mE軸梁及框排架交接處短柱產生裂縫。

輸入加速度峰值1 500 gal時，模型各構件原有裂縫繼續發展，各個構件裂縫開展較充分，部分構件裂縫已經貫通，但是B列柱的裂縫仍較少。

輸入加速度峰值2 000 gal時，模型結構各構件出現大量裂縫，并延伸貫通。各柱柱底混凝土基本上已經被壓酥剝落，縱筋及箍筋都已屈服?？蚺偶芙唤犹幎讨茐囊草^嚴重。在此工況下，構件裂縫大量開展，結構剛度下降較大。結構破壞情況如圖9所示。

圖9 結構破壞情況Fig.9 Failure modes of the structure

4 汽機主廠房原型結構動力特性有限元分析

4.1 原型結構有限元模型的建立

為了驗證原型結構與模型結構相似關系的正確性，同時為了進一步了解型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房整體結構的動力特性，以避免動力設備自身的振動與整體結構產生共振，需要對原型結構的動力特性進行研究。原型結構共12榀，梁、柱構件及內置鋼筋、型鋼等部件較多，ABAQUS建模工作量大且耗時較多，因此采用SAP2000建立原型結構的有限元模型。

4.2 汽機主廠房原型結構動力特性計算結果

原型結構的周期、振型及頻率計算結果，如表3所示。

表3 原型結構動力特性參數計算結果

原型結構的前3階振型圖，如圖10所示。

圖10 原型結構振型圖Fig.10 Mode shapes of prototype model

SAP2000動力特性分析結果表明：結構的1階振型為整體橫向平動，伴隨扭轉振動；2階振型為整體縱向平動，并伴隨扭轉振動；3階振型為扭轉振動。從3階振型以后，振型從前3階的整體平動或扭轉變為結構的局部振動。

4.3 相似關系的驗證

原型結構與試驗結果通過相似關系(見表1)換算得到的周期，如表4所示。

表4 結構周期對比

由表4可知：

(1) 原型結構有限元計算結果略大于試驗結果通過相似關系(見表1)換算得到的結果，這主要是因為模型結構縮尺后的尺寸效應、有限元計算過程中的簡化以及模型制作過程材料特性等方面的差異造成。然而兩者的差值不超過15%，綜合可以認為兩者的結果具有較好的一致性。試驗與有限元分析一致，說明模型與原型結構動力相似的正確性，同時對原型結構的彈塑性時程分析提供了重要參考[16]。

(2) 動力特性實測扭轉第1周期與平動第1周期之比為0.725，有限元計算扭轉第1周期與平動第1周期之比為0.811。結構扭轉為主的第1自振周期與平動為主的第1自振周期比較接近，由于振動耦聯的影響，結構的扭轉效應比較明顯。這是因為由于工藝的要求，型鋼混凝土框排架混合結構汽機主廠房運轉層放置著除氧器、排氣管道等大型設備，設備布置造成了結構剛度、質量在平面上的偏心，從而導致結構扭轉。

5 結構動力特性參數變化規律分析

5.1 周 期

結構擬動力試驗位移反應最后100步為自由振動反應，通過位移時程曲線可以計算模型結構在輸入峰值加速度100 gal，350 gal，1 000 gal，1 500 gal，2 000 gal(相當于實際原型結構0.02g，0.07g，0.20g，0.30g，0.40g)的基本周期，如圖11所示。并且根據前述原型與模型的動力相似關系可得到原型結構的基本周期，如表5所示。

圖11 擬動力試驗模型結構位移反應時程曲線及周期Fig.11 Displacement time history responses of pseudo-dynamic test and period of the model structure

工況模型結構基本頻率/Hz基本周期/s原型結構基本頻率/Hz基本周期/s試驗前3.7220.2690.6291.591100 gal3.5940.2780.6081.645350 gal3.3700.2970.5691.7571 000 gal2.9310.3410.4962.0171 500 gal2.6290.3800.4442.2482 000 gal2.2330.4480.3772.650

由表5可知：模型結構在輸入峰值加速度100 gal El-Centro地震波作用下，基本頻率很小，處于彈性階段；模型結構在輸入峰值加速度350 gal El-Centro地震波作用下，和試驗前相比，基本頻率減小幅度較大，此時模型結構中開始出現裂縫，整體剛度開始下降；模型結構在輸入峰值加速度1 000 gal，1 500 gal El-Centro地震波作用下，基本頻率繼續減小，模型結構中的原有裂縫繼續發展，新的裂縫不斷出現；模型結構在輸入峰值加速度2 000 gal El-Centro地震波作用下，基本頻率僅為試驗前基本頻率的59%，此時模型結構剛度下降較多，裂縫充分開展，結構破壞嚴重。結構的周期變化規律與擬動力試驗裂縫發展及破壞現象吻合。

5.2 阻 尼

采用等效黏滯阻尼系數來衡量模型結構的耗能能力。模型結構在輸入不同峰值加速度El-Centro地震波作用下相應的等效黏滯阻尼系數，如圖12所示。

圖12 不同工況下模型結構阻尼變化規律Fig.12 Change rule of damping under different conditions

通過圖12可知：擬動力試驗當輸入峰值加速度為100 gal時，模型結構的阻尼較小，處于彈性階段；隨著輸入峰值加速度的增加，模型結構的阻尼開始變大，此時結構裂縫開始充分發展；在輸入峰值加速度達到2 000 gal時，模型結構的等效黏滯阻尼增大至100 gal的2.8倍。結構的阻尼變化規律也與上述擬動力試驗的試驗現象相吻合。

6 結 論

本文通過對適用于核電廠常規島汽機主廠房的型鋼混凝土框排架混合結構進行動力特性試驗，得到了模型結構的周期、振型、阻尼比等動力特性參數，同時建立了試驗模型結構及原型結構的有限元模型，進行了動力特性計算分析。通過試驗與有限元分析結果確定了模型結構擬動力試驗的加載比，得到了擬動力試驗時結構的周期、阻尼等動力特性參數的變化規律。所得主要結論如下：

(1) 適用于核電廠常規島汽機主廠房的型鋼混凝土框排架混合結構1階振型以橫向平動為主，2階振型以縱向平動為主，3階振型表現為平面扭轉。

(2) 根據模型結構的質量矩陣和動力特性測試得出的結構基本模態，采用振型分解反應譜法得到的模型結構5.8 m層、2.75 m層、1.45 m層三個作動器的初始加載比為0.36∶0.81∶1.00。

(3) 原型結構有限元計算結果與動力特性測試通過相似關系換算得到的結果基本一致，說明模型與原型動力相似的正確性，同時對原型結構的彈塑性時程分析提供了重要參考。

(4) 結構扭轉為主的第1自振周期與平動為主的第1自振周期比較接近，扭轉效應比較明顯。在進行大型電廠型鋼混凝土框排架結構汽機主廠房及類似結構的設計時，建議采用增大地震作用等方法考慮扭轉效應的影響。

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