熱電廠主廠房豎向框排架結構靜力彈塑性分析

郭世江，劉厚營，袁昌魯

(1.北京大學 工學院，北京 100871；2.青島城市建筑設計院有限公司，青島 266000；3.山東建筑大學 土木工程學院，濟南 250101)

鋼筋混凝土豎向框排架結構是我國火電廠主廠房的主要結構形式，對于該類結構形式進行非線性分析是必要的[1-2].根據《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)[3]規定，可以采用簡化的彈塑性分析方法，而靜力彈塑性(Push-over)分析方法計算簡便，基本上能反映結構的非線性性質，并能探明結構的薄弱環節.本文以華能西寧熱電廠某新建工程為背景，對主廠房豎向框排架結構在抗震設防烈度7度(0.15g)、8度(0.20g)下進行靜力彈塑性分析及抗震性能評估，為主廠房框排架結構的抗震設計提供參考.

1 工程概況

圖1 汽機房剖面布置

華能西寧熱電一期2×350 MW熱電聯產工程廠址位于青海省西寧市湟中縣西堡鎮.抗震設防烈度7度，50年超越概率10%的地震動峰值加速度為0.153g，建筑場地類別Ⅱ類，設計地震分組第三組,50年一遇基本風壓0.35 kPa.

該工程主廠房柱距10，12 m，跨度26 m，總長度為131.2(60+70+1.2)m，中間層及運轉層標高分別為6.3,12.6 m.汽機房運轉層以下采用鋼筋混凝土框架結構，運轉層以上采用鋼筋混凝土排架結構，汽機房梯形鋼屋架與A,B列柱鉸接，汽機房橫向形成豎向框排架結構體系，汽機房縱向為多層框架體系.汽機房屋蓋采用鋼梁+壓型鋼板底模+輕骨料鋼筋混凝土板的組合屋面板體系；中間層及運轉層平臺板采用鋼梁+鋼筋混凝土板的組合樓板.本文選取其中總長度60 m的一臺機主廠房為研究對象，汽機房剖面如圖1所示.

2 Push-over分析

靜力彈塑性分析(Push-over)方法也稱為推覆法[4]，該方法彌補了傳統的基于承載力設計方法無法估計結構進入塑性階段的缺陷，在計算結果相對準確的基礎上，改善了動力時程分析方法技術復雜、計算工作量大、處理結果繁瑣，同時，該方法能夠非常簡捷地求出結構非彈性效應、局部破壞機制和整體倒塌的形成方式，便于進一步對已有建筑的抗震鑒定和加固，對新建筑的抗震性能評估以及設計方案進行修正等[5-6].Push-over法以其概念明確、計算簡單、能夠圖形化表達結構的抗震需求和性能等特點，正逐漸受到研究和設計人員的重視和推廣[7].

本文采用MIDAS-GEN軟件對主廠房豎向框排架結構進行彈塑性分析，MIDAS-GEN軟件使用ATC-40的方法來計算目標性能[8-9]，力-位移曲線如圖2所示.使用已定義的靜力荷載工況作為荷載模式，塑性鉸參數采用FEMA模型，在各框架梁端設置彎矩鉸(MyMz鉸)，在各柱端設置了軸力彎矩鉸(PMM鉸)，在支撐中部設置軸力鉸(P鉸).荷載步增幅次數20次，采用主節點位移控制，主方向選取第一振型的Dy.

3 分析結果及性能評價

3.1 7度(0.15g)罕遇地震下Push-over分析

本文按加速度常量(即按質量分布)對實際屋架模型施加Push工況，采用加速度常量側向加載方式進行分析，結構性能點位置及層間剪力分布如圖3、圖4所示.

圖2 塑性鉸示意

圖4 罕遇地震7度(0.15g)情況下結構各層剪力分布

根據圖3可以看出，該結構能力譜曲線穿過需求譜，兩曲線有交點，存在性能點，即結構Y方向的抗震性能滿足7 度(0.15g)罕遇地震作用的要求.實際屋架模型的性能點位于第9步，此時目標點Dy達到0.115 m，相應的基底剪力為11 460 kN(圖4)，與小震下基底剪力的比值為2.5，說明主廠房豎向框排架結構在7度(0.15g)罕遇地震情況下具有一定的地震抗力儲備.從塑性鉸的狀態看(圖5)，實際屋架模型中3.4%的塑性鉸進入塑性階段，同樣分布在首層(6.3 m層)及運轉層平臺(12.6 m層)中的梁構件，此時有柱構件進入塑性階段.

圖5 罕遇地震7度(0.15g)情況下Push-over分析結構塑性鉸狀態分布

圖6 Push-over分析結構性能點時Y向層間位移曲線

圖7 Push-over分析結構性能點時層間位移角曲線

圖6、圖7為主廠房豎向框排架結構在性能點處的層間位移、層間位移角.從圖6可以看出結構在第2層剛度突變，由于結構運轉層設置鋼梁澆制板，剛度較大，結構層位移較小，其結果是合理的；從圖7可以看出剛性桿模型結構彈塑性層間位移角最大為1/178，相應實際屋架模型結構彈塑性層架位移角為1/159，均滿足《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)中彈塑性位移角限值1/30的要求.

通過對主廠房豎向框排架結構在7度(0.15g)罕遇地震下的Push-over分析可知：主廠房豎向框排架結構的強度和剛度能夠滿足抗震設計要求的“小震不壞，大震不倒”的抗震設防目標，由結構出現的塑性鉸及其損傷狀態可知，結構存在一些薄弱環節，主要集中在梁柱節點、角柱處，從層間位移曲線可以看出結構剛度存在突變，在設計時必須考慮屋架與混凝土排架柱的連接強度，以便能夠保證整體結構的協同抗震性能，從而避免整個屋架體系的失效.

3.2 8度(0.2g)罕遇地震下Push-over分析

為進一步論證結構在8度(0.20g)罕遇地震下能否滿足“大震不倒”的抗震設防目標，本文采用主廠房豎向框排架結構在多遇地震下計算的配筋(對超筋構件適當調整)，運用上文所述的Push-over方法對結構進行8度(0.20g)罕遇地震彈塑性分析，以便評估結構在8度(0.20g)罕遇地震下的抗震性能.結構性能點位置及層間剪力分布如圖8、圖9所示.

由圖8可知，主廠房豎向框排架結構在8度(0.20g)罕遇地震下存在性能點，性能點位于第15步，此時目標點Dy達到0.141 m，相應的基底剪力為13 860 kN(圖9)，與小震下基底剪力比值為2.1.

從塑性鉸的狀態看(圖10)，剛性桿模型中有6.7%的塑性鉸進入塑性階段，基本分布在首層(6.3 m層)及運轉層平臺(12.6 m層)中的梁構件，結構下部柱構件基本全部進入塑性階段，整體結構在性能點處底層柱塑性鉸比例過大，局部底層柱已經開始進入完全塑性狀態，整個結構處于破壞邊緣.

圖9 罕遇地震8度(0.20g)情況下結構各層剪力分布

圖10 罕遇地震8度(0.20g)情況下Push-over分析結構塑性鉸狀態分布

4 結論

本文以青海西寧熱電廠某新建工程為背景，采用MIDAS-GEN軟件對主廠房豎向框排架結構在7度(0.15g)、8度(0.20g)罕遇地震作用下進行了Push-over分析，得出結論如下：

1) 主廠房豎向框排架結構在7度(0.15g)罕遇地震作用下，結構仍處于強化上升階段；從性能點處塑性鉸分布情況分析，塑性鉸主要出現在框架梁上，基本實現了“強柱弱梁”的性能目標，從總體上來看，主廠房豎向框排架結構在7度(0.15g)罕遇地震作用下表現出良好的抗震性能.

2) 在設計時需特別注意屋架支座與框排架柱的節點連接設計，以免屋架支座在7度(0.15g)罕遇地震作用下破壞導致整個屋蓋失效坍塌，造成運轉層設備破壞.

3) 主廠房豎向框排架結構在8度(0.20g)罕遇地震作用下，整體結構在性能點處底層柱塑性鉸比例過大，局部底層柱已經開始進入完全塑性狀態，結構處于破壞邊緣.

4) 由于主廠房豎向框排架結構體系本身的缺陷，頂層的排架與抗震設防要求的多道防線相違背，因此，當抗震設防烈度為8度(0.20g)及以上或重要電廠不宜采用該結構形式.