脈沖型地震動作用下大跨輸煤棧橋的動力響應

常志旺，潘毅,1b， 江賽雄,2，胡思遠，李晰

(1.西南交通大學 a.土木工程學院；b.抗震工程技術四川省重點實驗室, 成都 610031；2.西南電力設計院，成都 610021)

輸煤棧橋作為火力發電廠聯系燃料系統與發電系統的一種重要的特殊工業建筑，其在復雜場地內運送燃料需要足夠的跨度、高度來跨越洼地、道路、設備及工業建(構)筑物，因此，輸煤棧橋往往有跨度大、剛度小、重心剛心不重合及結構不規則等特點。輸煤棧橋的結構形式主要分為混凝土支柱-鋼桁架棧橋、鋼筋混凝土結構棧橋、鋼結構棧橋。其中，鋼結構輸煤棧橋由于具有自重輕和施工快的優點，在西部山區火力發電廠中得到普遍應用[1-2]。隨著“西電東送”建設的不斷推進，部分輸煤棧橋被修建于西部山區地震斷裂帶附近，甚至可能跨越地震斷裂帶，例如，攀鋼1×300 MW煤矸石綜合利用自備電廠、神華四川天明電廠2×1 000 MW新建工程等均處于斷裂帶附近，這會使輸煤棧橋結構面臨嚴重的地震威脅。

近年來，學者們對輸煤棧橋結構的抗震性能進行了研究。丁光熒等[3]對長跨鋼結構輸煤棧橋在多點非一致激勵作用下的抗震可靠度進行了分析，結果表明，在大震條件下輸煤棧橋可靠度指標為負值，將產生嚴重的破壞。金聯社等[4]對超大跨度輸煤棧橋在豎向地震作用下的抗震性能進行了研究。李正坤等[5]對超大跨、長距離輸煤棧橋在一致激勵與非一致激勵下的結構響應進行了計算分析，結果表明，行波效應對輸煤棧橋內力造成了不利影響。劉厚營等[6]采用ABAQUS對大跨度輸煤棧橋進行了不同地震強度下的彈塑性時程分析，得出了其在特定地震波下出現的破壞模式、塑性發展特點及抗震薄弱位置。李峰等[7]對大跨度鋼結構輸煤棧橋進行了模態及豎向地震響應分析，結果顯示，其在豎向地震作用下的豎向位移及桿件內力平均增加量達到了50%以上。吳王平等[8]以某鋼筋混凝土輸煤棧橋為研究對象，通過結構實測振動頻率對數值模型進行了修正，在此基礎上，研究了其在強震作用下的抗震性能。以上為近幾十年來有關輸煤棧橋抗震性能的主要研究工作，可以看出，相關研究幾乎都集中在中國，且主要研究了地震動空間效應以及地震強度等因素對輸煤棧橋地震響應的影響，而均鮮有涉及考慮近斷層地震動速度脈沖對輸煤棧橋結構地震響應影響的研究。

然而，近年世界各地發生的地震中，如1999年中國臺灣集集地震[9]、2008年中國汶川地震[10]、2016年中國臺灣美濃地震等[11]以及2018年中國臺灣花蓮地震[12]，獲得了大量的近斷層地震記錄。在這些地震記錄中常常會包含明顯的速度脈沖，這就使速度脈沖成為近斷層地震動的基本特征之一[13]。這種近斷層脈沖型地震動具有幅值大、地震動峰值速度與地震動峰值加速度的比值大、反應譜長周期區域譜值高等特點，會對輸煤棧橋這類細高、大跨的長周期結構產生嚴重危害[14]。從火力發電廠震害統計中可以發現，位于近斷層附近的輸煤棧橋均遭受到了不同程度的破壞[15-16]。而中國的《火力發電廠土建結構設計技術規程》(DL 5022—2012)[17]并未對輸煤棧橋在近斷層地震動作用下的地震響應提出設計建議。因此，為研究近斷層地震動作用下輸煤棧橋的地震響應規律,本文采用基于能量的脈沖識別方法[18-19]，選取9條不同脈沖周期的典型近斷層脈沖型地震動，并剔除其中的主脈沖成分，得到相應的非脈沖型地震動。在此基礎上，對典型鋼結構輸煤棧橋模型進行動力時程分析，得到結構的內力和位移，并通過對比分析，探尋脈沖效應以及不同脈沖周期對輸煤棧橋結構地震響應的影響規律，從而給出相應的抗震設計修正系數，供鋼結構輸煤棧橋設計人員參考。

1 棧橋結構模型

1.1 模型建立

選取火電廠中典型的鋼結構輸煤棧橋為研究對象，工程所處地區設防烈度為8度，場地類別為II類，結構阻尼比取0.03。輸煤棧橋全橋長151 m，橋面寬6 m，由4跨36 m的鋼桁架、2組雙柱鋼支柱(高度分別為23.8、31.5 m)及1組四柱鋼支柱(高度為39.12、40.61 m)組成，鋼材為Q235B。該輸煤棧橋橋面為壓型鋼板作為底模的鋼筋混凝土樓板，混凝土等級為C30，材料詳細參數如表1所示。輸煤棧橋主梁鋼桁架矢高3 m，爬升頂點高度為48.30 m。鋼桁架IV的右側支座為滑動支座，其余鋼桁架支座及鋼支柱底端支座均采用鉸支座。橋面橫梁、支撐、鋼桁架腹桿、上下弦桿、鋼支柱間橫梁等兩端均為鉸接，立面布置見圖1，主要構件截面特性見表2。

表1 輸煤棧橋材料參數表Table 1 Material parameters of the steel coal-conveyer gallery

圖1 某鋼結構輸煤棧橋縱向立面圖(單位：mm)Fig.1 Elevation view of the steel coal-conveyer

截面名稱截面特性支柱ABH600 mm×400 mm×12 mm×30 mm支柱BBH600 mm×400 mm×12 mm×30 mm支柱CHW400 mm×400 mm×13 mm×21 mm支撐HW200 mm×200×8 mm×12 mm橫梁HW250 mm×250×9 mm×14 mm上弦桿HW350 mm×350×12 mm×19 mm下弦桿HW350 mm×350×12 mm×19 mm

續表2

基于有限元軟件SAP2000對上述輸煤棧橋結構進行建模。模型共372個節點，804個框架線單元。模型的重力荷載包括橋面板自重、踏步及欄桿自重，經計算取4.5 kN/m2，采用均布面荷載的方式輸入到棧橋的橋面板上。在此基礎上，分別采用特征向量法和常加速度的Newmark方法進行自振特性計算和動力時程分析[20]。

對于本文的輸煤棧橋結構，由于鋼支柱B高度較高、縱向剛度小且平面內無支撐柱，在地震中更容易破壞，為結構的薄弱構件。因此，重點分析支柱B的相對位移和柱底軸力，關鍵截面位置如圖1所示。

此外，鋼桁架作為輸煤棧橋結構中另一關鍵受力構件，其跨度大、剛度柔，若鋼桁架豎向撓度過大會影響輸煤棧橋的正常運行。雖然，鋼桁架I、II、III、IV跨度均相等，但由于支撐鋼桁架IV的支柱高度最高，在同等條件下鋼桁架IV受到的地震作用影響可能更大，因此，選取鋼桁架IV的下弦桿中點處豎向位移進行考察，選取位置見圖1。

1.2 動力特性

該鋼結構輸煤棧橋的模態信息如表3所示。可以看出，結構前10階X向振型參與質量之和為98%，Y向為92%，均大于90%。此外，圖2給出了結構前3階模態的振型，可以看出，結構的第1階振型為縱向振動，振動周期為2.01 s，第2、3階振型分別為橫向對稱(振動周期1.83 s)和反對稱振動(振動周期1.61 s)，結構偏柔且橫向剛度要大于縱向剛度。

表3 輸煤棧橋結構前10階模態信息Table 3 Details of first 10 modes of the steel coal-conveyer gallery

續表3

圖2 輸煤棧橋結構前3階自振振型Fig.2 First 3 modes of the coal-conveyer gallery structure

2 地震動記錄的選取

由于該輸煤棧橋結構模型的基本自振周期為2.01 s，采用基于能量的脈沖型地震動識別方法，選取脈沖周期在1.2～2.8 s范圍內的9條近斷層脈沖型地震動，所選地震動信息見表4。同時，為了量化分析脈沖周期對結構地震響應的影響，利用標準脈沖數學模型[21]的方法，剔除其中的主脈沖成分，得到9條相應的非脈沖型地震動。用于結構計算的9條脈沖、非脈沖地震動速度反應譜見圖3。

表4 近斷層地震動參數Table 4 Parameters of the near-fault ground motions

注：PGA為地震動峰值加速度。

圖3 9條近斷層脈沖型及非脈沖型地震動速度反應譜Fig.3 Velocity response spectra of the 9 near-fault pulse-like and non-pulse-like ground

此外，為了對輸煤棧橋結構模型進行8度罕遇地震作用下動力響應的對比分析，按《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[22]的要求，將所選地震動峰值加速度統一調幅至0.4g(400 cm/s2)，同時，對X、Y、Z向輸入的地震動峰值加速度在0.4g的基礎上，按1∶0.85∶0.65進行調幅。

3 結果比較與分析

為研究脈沖型與非脈沖型地震動對輸煤棧橋結構桿件內力和位移的影響，對有限元模型進行地震動單向輸入(X向、Y向、Z向)、雙向輸入(XY向、XZ向、YZ向)以及三向輸入(XYZ向)的時程分析，得到了B柱底軸力、B柱頂位移和桁架IV跨中位移的響應規律。此外，為了研究該輸煤棧橋結構在近斷層脈沖型及非脈沖型地震動作用下的影響規律，并對其進行量化分析，定義近斷層脈沖型地震動放大系數K為脈沖型地震動計算得到的內力或位移與相應非脈沖型地震動計算得到的內力或位移之比。

3.1 內力或位移的放大系數與脈沖周期的變化規律

圖4為不同地震激勵下支柱B的相對位移和柱底軸力以及桁架IV跨中豎向位移放大系數變化規律圖。從圖4可以看出，柱底軸力放大系數KN、柱頂位移放大系數KΔ及桁架IV跨中豎向位移放大系數Kδ均大于1.0，說明脈沖型地震動對棧橋的地震響應有明顯的放大作用。從圖中還可以看出，在地震動單向輸入、雙向輸入以及三向輸入下，KN、KΔ以及Kδ均隨脈沖周期Tp的增加呈現先遞增后遞減的規律，當Tp位于結構基本周期2.0 s附近時，達到峰值，且其最大值出現在XYZ三向輸入時，分別為2.1、1.8和1.3。從上述結果可以發現，KN、KΔ、Kδ的峰值都出現在脈沖周期Tp為2.0 s附近。這是因為，所選取的脈沖型地震動中低頻成分較高頻成分含有的能量更高，而剔除脈沖之后的非脈沖型地震動則不具有這部分低頻成分，當結構的基本周期在脈沖型地震動脈沖周期附近時，結構將產生共振現象，導致KN、KΔ、Kδ在此時出現峰值。此外，還可以發現，脈沖效應對墩底軸力的放大效應最為明顯，并且，在進行數值分析時，有必要考慮地震的多維性，否則，會低估脈沖的放大效應。

圖4 內力、位移與脈沖周期的變化規律Fig.4 Relations of internal force, displacement

3.2 B柱底部軸力的變化規律

輸煤棧橋結構X、Y向剛度差異較大，但由于Y向剛度弱且鋼支柱數量少，當地震動Y向輸入時，鋼支柱Y向更容易破壞。限于篇幅，鋼支柱B的柱底軸力計算結果僅列出與Y向地震動輸入有關的結果，如圖5所示。

從圖5可以看出，在脈沖型地震動作用下，鋼支柱B的柱底軸力N隨脈沖周期Tp的增大，整體呈現先增大后減小的趨勢，在個別脈沖周期處出現一定的波動，這是由于輸煤棧橋高階振型對柱底軸力產生了影響。當脈沖周期Tp位于2.0 s附近時，脈沖型地震動與相應非脈沖型地震動作用下N的差值達到最大。為了考察脈沖型地震動對柱底軸力N的放大作用，表5列出了不同Tp脈沖型地震動作用對鋼支柱B的柱底軸力放大系數，可以看出，相對于非脈沖地震動，在脈沖型地震動作用下N的放大系數在區間(1.31，1.83)之間變化，各方向的放大系數平均值為1.53，放大系數的最大值出現在XYZ向輸入時，為1.83。從上面的結果可以看到，脈沖型地震動對輸煤棧橋柱底軸力產生了較為明顯的影響，有必要在抗震設計中考慮地震動的脈沖效應，否則，會錯誤地估計鋼支柱的穩定性，使鋼支柱在地震中更容易發生失穩。

圖5 鋼支柱B的柱底軸力計算結果Fig.5 Axial force of the steel pillar

響應類型柱底軸力N的放大系數響應類型柱底軸力N的放大系數X向1.31Y向1.34Z向1.46XY向1.38XZ向1.70YZ向1.71XYZ向1.83平均值1.53

3.3 B柱頂水平位移的變化規律

由于輸煤棧橋結構模型左端為鉸支座，右端為X向釋放的滑動支座，因此，在地震動X向輸入時，鋼支柱B的柱頂水平位移最大。限于篇幅，鋼支柱B的柱頂水平位移計算結果僅列出與X向地震動輸入有關的動力響應。鋼支柱B柱頂水平位移計算結果見圖6。

從圖6中可以看出，在脈沖型地震動作用下，鋼支柱B柱頂水平位移Δ隨脈沖周期Tp的增大，出現一定波動，但整體上呈現先增大后減小的趨勢。而在非脈沖型地震動作用下，Δ隨脈沖周期Tp的增大呈現一定波動，但整體上保持相對穩定的規律。脈沖型地震動作用下的Δ與相應非脈沖型地震動作用下的Δ的差值隨脈Tp的增大，表現出先增大后減小的規律，當Tp位于2.0 s附近時，其差值達到最大。相對于非脈沖型地震動，脈沖型地震動對鋼支柱B柱頂水平位移Δ在各方向的放大系數如表6所示，可以看出，在9條脈沖型及相應的非脈沖型地震動作用下，Δ在各方向的放大系數在區間(1.16，1.61)之間變化，各方向的放大系數平均值為1.38，放大系數的最大值出現在XYZ向輸入時，為1.61。雖然，相對于柱底軸力N的放大系數變化區間，Δ的變化區間較小，波動范圍較小，但脈沖型地震動也對輸煤棧橋的柱頂位移產生了不可忽略的影響，在抗震設計中應同樣引起重視。

圖6 B柱頂水平位移計算結果Fig.6 Horizontal displacement of the illar B

表6 B柱頂水平位移放大系數Table 6 Horizontal displacement amplification factor of the pillar B

由于《火力發電廠土建結構設計技術規程》(DL 5022—2012)等行業技術標準對輸煤棧橋結構柱頂位移并無明確規定，故參考《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)5.5.5條，大震下多層鋼結構鋼支柱柱頂位移按1/50H控制，即彈塑性位移限值為546 mm。表6給出了各方向近斷層地震動作用下柱頂水平位移計算值相對于規范允許值的放大系數。從表6可以看出，在9條脈沖型地震動作用下，除Y向、Z向、YZ向外，其余方向輸入的地震動所產生的柱頂水平位移均超過了彈塑性位移限值，最大為脈沖型地震動XYZ向輸入時，為彈塑性位移限值的1.36倍。而在非脈沖型地震動作用下，柱頂的水平位移均未超過彈塑性位移限值。這說明在脈沖型地震作用下輸煤棧橋的鋼支柱將會產生超出設計預期的嚴重破壞甚至倒塌，會對災后重建造成很大影響。

3.4 桁架IV跨中豎向位移的變化規律

計算結果顯示，地震動Z向輸入時，對桁架IV跨中豎向位移影響最大。因此，桁架IV的豎向位移計算結果僅列出與Z向地震動輸入有關的動力響應，見圖7。

從圖7可以看出，在脈沖型及非脈沖型地震動作用下，桁架IV跨中豎向位移δ隨脈沖周期Tp的增大，在平均值附近波動，且脈沖型地震動作用下的δ與相應非脈沖型地震動作用下的δ的差值隨Tp的變化基本保持穩定。相對于非脈沖型地震動，脈沖型地震動對桁架IV跨中豎向位移δ在各方向的放大系數如表7所示，可以看出，9條脈沖型及相應的非脈沖型地震動作用下，δ在各方向的放大系數在區間(1.18，1.23)之間變化，各方向的放大系數平均值為1.21，放大系數的最大值出現在XYZ向、XZ向和Z向輸入時，為1.23。相比于N、Δ的放大系數變化區間，δ的變化區間最小，波動范圍最小，表明脈沖型及相應的非脈沖型地震動作用下δ的計算值比較接近。

為了避免鋼桁架發生過大變形，保證其在地震中具有足夠剛度，滿足輸煤皮帶的正常運行及附屬設備的安全，根據常規電廠輸煤皮帶設備廠家的要求，桁架跨中豎向撓度不應大于L/400，即正常使用限值為90 mm。表7給出了各方向近斷層地震動作用下桁架IV跨中豎向位移δ計算值相對于允許值的放大系數。從表中可以看出，在9條脈沖型及非脈沖型地震動作用下，除X向、Y向外，其余方向輸入的地震動所產生的桁架IV跨中豎向位移δ均超過了正常使用限值，但在脈沖型地震作用下桁架IV跨中豎向位移與正常使用限值相差更大，最大為脈沖型地震動Z向輸入時，為正常使用限值的2.97倍。從以上結果可以看出，在脈沖型地震作用下鋼桁架的變形除X向、Y向外均超過了正常使用的限值，并且比非脈沖地震作用下的結構響應更為明顯，因此，為了避免低估結構的剛度需求，保證結構的適用性及附屬設備的安全，有必要在抗震設計中考慮地震動的脈沖效應。

圖7 桁架IV跨中豎向位移計算結果Fig.7 Vertical displacement of the truss IV

表7 桁架IV跨中豎向位移放大系數Table 7 Vertical displacement amplification factor of the truss IV

4 結論

為考察近斷層脈沖型地震動對輸煤棧橋結構的影響，對某典型輸煤棧橋結構進了脈沖型地震動與非脈沖型地震動作用下的動力時程分析，并對其鋼支柱柱底軸力、柱頂位移以及桁架跨中豎向位移進行了比較，得到如下結論：

1)脈沖型地震動會對輸煤棧橋的結構響應產生明顯的放大作用，并隨脈沖周期的增加呈現先增后減的規律，且當脈沖周期與結構周期接近時最為明顯。在實際工程設計中，應特別注意脈沖周期與結構自振周期接近的情況。

2)與單向和雙向輸入相比，三向輸入時脈沖效應對輸煤棧橋結構的放大作用最為明顯，其最大值為2.1。在抗震設計時需考慮地震動多維性對脈沖效應放大作用的影響，否則，會低估結構的響應。

3)在脈沖型地震作用下，輸煤棧橋的柱頂水平位移為彈塑性位移限制的1.36倍，將產生超出預期的嚴重破壞，會對災后重建造成重大影響。其鋼桁架跨中撓度為正常使用限值的2.97倍，將會嚴重影響結構的適用性及附屬設備的安全。有必要在設計中考慮脈沖效應對結構動力響應的放大作用。