設置TLD水箱的轉運站結構抗震性能研究

吳曉龍 張淵 徐欣 劉巍 王玲玲

1.北京首鋼國際工程技術有限公司 100043

2.北京住總集團有限責任公司工程總承包二部 100124

引言

轉運站作為工業建筑常用構筑物，為煉鋼廠、煉焦廠、化工廠、發電廠等原料運輸系統當中重要的中轉站，在冶金、煤炭、礦山、化工、電力、建材、港口及交通運輸等諸多工業領域得到廣泛應用［1］。當轉運的物料為可燃燒固體，例如煤、焦炭時，且通廊轉運站高度較高，地下消防系統無法達到滅火高度時，為滿足防火要求，必須在轉運站上部設置消防水箱。一般來說，轉運站結構高寬比大，側向剛度較小，在抗震方面其結構形式和受力比一般結構更不利［2］；消防水箱存水，質量大，一般設在轉運站的次頂層，高度較高，地震作用下水箱對結構的影響不可忽略［3］。因此，工程師們在設計時一般將水箱按質量塊施加于轉運站結構的上部樓層，在結構抗震設計時，梁柱設計較為保守，使得結構不滿足經濟性要求。

目前，國內外對于調諧液體阻尼器（簡稱TLD）的研究較為成熟，主要集中于風振控制方面的研究，比較典型的案例為日本Shin-Yokohama 王子飯店、珠海金山大廈、南京電視塔、大連國貿大廈等［4－8］。近年來，將TLD應用于結構地震控制方面的研究逐漸增加，劉強［9］等將屋面水箱設計為TMD＆TLD 雙控裝置系統，通過調整TMD、TLD的頻率與主體結構相同，并在底部設置高阻尼多層橡膠支座，采用數值模擬的方法，最大限度減小了地震反應。董平［10］等將矩形TLD設計于4 層鋼架的頂部，通過在簡諧荷載作用下的試驗研究，對比了該鋼架在受控前后的位移、加速度反應，表明TLD對結構低頻振型具有比較好的減振作用。呂輝［11］等利用ADINA 有限元分析軟件分別建立了結構動力學模型和流體動力學模型，驗證兩種模型的結果具有較好的一致性，并在此基礎上通過動力時程分析得到了調諧液體阻尼器流場的變化特性，結合流場特性考查了頻率比、地震動、質量比這三個因素對帶調頻液體阻尼器結構抗震性能的影響。陳鑫［12］等針對高聳鋼煙囪環形調諧液體阻尼器的減振試驗及其數值模擬開展研究，設計并建立了環形TLD試驗模型及力學模型，推導了高聳結構環形TLD減振控制的動力分析模型，據此編制了高聳結構環形TLD 減振的分析程序。田志昌［13］等將頂部水箱設計為TLD，通過建立一個14 層的高層鋼結構建筑Abaqus模型，分析TLD 水箱在地震作用下的行為，根據不同參數的水箱的響應，得出了最優TLD 水箱設計參數。

從以上研究成果可看出，既有TLD減震研究普遍集中在建筑物當中，而將TLD應用于工業建筑中的減震研究極少；部分TLD阻尼器制作工藝復雜，施工難度較大，額外增設阻尼器成本較高，與節約資源理念相違背；此外，TLD 恢復力模型采用的數值模擬方法較為困難，對于較簡單的實際工程不具有普適性。

綜上所述，本文根據調諧液體阻尼器（簡稱TLD）的基本原理，運用Housner 教授提出的集中質量法［14］，通過合理設計水箱尺寸及水深，將轉運站上部已有的消防水箱改造為調諧液體阻尼器（簡稱TLD水箱），利用MIDAS Gen軟件中的連接單元，分別建立不設置水箱、水箱按質量塊考慮、水箱設計為TLD 的轉運站結構模型，分別進行模態分析以及罕遇地震作用下的彈塑性時程分析，通過對比結構的周期、層間位移角、基底反力、塑性耗能能量、塑性鉸屈服程度等地震響應指標，綜合評價TLD 水箱結構的抗震性能。

1 TLD減震原理及數值計算方法

TLD是一種被動耗能的減震裝置，一般設置于結構上部，地震作用下，結構產生振動并帶動水箱一同運動，同時激起水箱中水的晃動。水體晃動對水箱側壁的動壓力又會反向作用到結構上產生動壓力差，同時液體運動將引起慣性力，動壓力差和液體慣性力起到了抑制結構運動的作用［15］。

TLD數值計算方法主要有集中質量法、理論分析法和流固耦合分析法。文中采用Housner 教授提出的集中質量法［14］，該方法模型較為簡單，計算精度能夠滿足一般工程的要求，適用性強。其基本原理是將液體晃動對箱體產生的動液壓力分為振蕩壓力和脈沖壓力兩部分，并將這兩種動液壓力分別用兩個與箱體連接形式不同的等效質量的振動效應來模擬，計算簡圖如圖1 所示，圖中振蕩質量M1、脈沖質量M2、彈性剛度K、高度h1、h2等參數的計算公式詳見文獻［16］。

圖1 計算簡圖Fig.1 Calculation diagram

2 設置TLD水箱轉運站的減震研究

2.1 工程概況

以天津某鋼筋混凝土通廊轉運站框架結構為例，其場地基本設防烈度為8 度，設計基本加速度為0.20g，場地土類別為Ⅲ類，設計地震分組為第二組，特征周期Tg＝0.55s，抗震等級為二級。該轉運站平面尺寸6m ×6m，總高度42m，總共8 層，其中首層層高為6m（地下1m），2～6層層高為5m，7～8 層層高為6m。1～6 層為空梁格，無墻體封閉，僅7～8 層采用墻體封閉，因此風荷載較小，由地震作用控制結構配筋。樓面、屋面、墻體、設備、通廊等的荷載根據實際情況施加于結構上。根據工藝專業要求，在第7層設置消防水箱，消防水箱總重36t。

2.2 模型建立

首先采用PKPM結構設計軟件計算不設置水箱的轉運站模型，結構采用C30 混凝土，鋼筋采用HRB400 級鋼筋，得到結構柱梁板構件尺寸及配筋，柱尺寸為700mm ×700mm，主梁尺寸為350mm×600mm，并按照實際結構參數采用MIDAS GEN有限元軟件建立以下三種模型：不設置水箱的轉運站模型（簡稱無水箱模型），水箱按照質量塊施加于結構上部的轉運站模型（簡稱水箱模型），采用連接單元來實現TLD 水箱的振蕩質量及剛度的轉運站模型（簡稱TLD 水箱模型）。梁、柱均采塑性鉸模型，鋼混結構阻尼比取0.05，采用Rayleigh阻尼［17］。

2.3 質量比對TLD水箱減震效果的影響

本工程中水箱長度L為4.5m（液體振動方向），寬度B為4.0m，為了使結構具有最優的減震效果，通過調整水箱內水的深度h，改變TLD水箱結構的質量比μ（振蕩質量M1與轉運站結構總質量的比值），得到相應水箱振蕩質量M1及剛度K，并對水箱模型及TLD水箱模型分別進行多遇地震作用下的反應譜分析，得出不同質量比下結構層間位移的最大減小率（簡稱減震率），其對應TLD水箱參數列于表1。TLD水箱結構減震率如圖2 所示。

圖2 不同質量比下TLD 水箱減震率Fig.2 Seismic-reduction rate of TLD water tank under different mass ratio

根據表1 計算數據，當水深h增加時，TLD水箱內振蕩質量M1、脈沖質量M2、剛度K不斷增大，但是增大到一定水深（h＞L／2）時，振蕩質量M1及剛度K增加幅度較小，而脈沖質量M2大幅度增加，這部分質量無法振動，相當于恒荷載附加于轉運站結構主體。因此，在水箱尺寸確定時，水越深，地震時水箱內用于減震的振蕩質量M1占比越來越小，而脈沖質量M2增幅較大，地震作用下勢必會對結構產生不利影響，在設計TLD水箱時，建議水深h不得超過L／2。

表1 不同質量比下TLD水箱參數Tab.1 Parameters of TLD water tank under different mass ratio

由圖2 可知，隨著質量比μ增大，TLD水箱結構減震率逐漸增大；當質量比3.5% ＜μ ＜4.0%時，TLD 水箱結構減震效果最佳，彈性層間位移的最大減小率最大可達到13.20%；當質量比μ繼續增加時，TLD水箱結構減震效果出現下降趨勢，是因為振蕩質量M1及K基本不變，脈沖質量M2不斷增加，從而降低了TLD水箱結構的抗震性能。

根據以上分析，最終確定TLD水箱長度L為4.5m（液體振動方向），寬度B為4.0m，水箱高度H為4.0m，水深h為2.0m時，層間位移減震效果最佳。此時振蕩質量M1為187.0kN，約為總結構質量的3.67%，M2為180.2kN，彈性剛度K為115.12kN／m。

2.4 模態分析

取結構前15 階振型進行模態分析，能夠保證結構各振型參與質量之和大于總結構的90%。各結構前三階自振周期如表2 所示，一階、二階振型均為平動振型，三階振型為扭轉振型，且扭轉振型與基本振型周期比值小于0.9，滿足規范要求［18］，振型圖略。

表2 結構周期對比（單位：s）Tab.2 Comparison of structural periods（unit：s）

由表2 可知，水箱結構基本周期大于無水箱結構，TLD水箱介于兩者之間，若將水箱按照質量塊考慮，結構整體剛度減小，勢必增大地震作用下的結構響應，因此結構按質量塊設計偏于保守。

2.5 罕遇地震作用下結構彈塑性時程分析

為進一步驗證上部設置TLD水箱轉運站結構的抗震性能，根據《建筑抗震設計規范》［19］要求，選取Ⅲ類場地地震波，分別為Northridge 波、El Centro波和人工波。罕遇地震作用下，將地震波峰值加速度調至400cm／s2，沿水箱邊長L向輸入，對三種結構進行彈塑性時程分析，主要對比以下指標：（1）層間位移角；（2）基底反力；（3）塑性耗能。

1.結構層間位移對比

經計算，三種結構層間位移角包絡圖如圖3所示，均滿足規范層間位移角限值1／50 的要求，其中Northridge 波作用下最大層間位移對比見表3。可見TLD水箱結構對于層間位移具有一定的控制作用，特別是對層間位移較大樓層的控制作用較好，層間位移最大減小率約30%。

圖3 層間位移角對比Fig.3 Comparison of the inter-story drift angle

表3 Northridge波作用下結構最大層間位移對比Tab.3 Comparison of the maximum inter-story drift in Northridge wave

圖4 為Northridge 波作用下第4 層層間位移時程曲線，在地震動初期（0～7s），結構各響應較小，三種結構位移時程基本重疊，說明結構具有基本相同的振動特性；隨著地震波推移，結構響應逐漸增大，當位移超過一定值時，結構構件開裂并逐漸進入塑性狀態，由于TLD水箱與結構主體存在相位差，因此當結構達到峰值位移時，TLD水箱振動過程中具有與之相反的分量，從而起到減小地震響應的作用。

圖4 第4 層層間位移時程曲線Fig.4 Time-history curves of the 4th inter-story drift

2.結構基底反力對比

地震作用下，結構最大基底反力列于表4，可以看出，對比無水箱結構，水箱結構基底反力均有所增大，而TLD水箱結構底部反力相比于水箱結構及無水箱均有所降低。在Northridge地震波作用下，基底剪力最大減小率為18.33%，基底傾覆彎矩最大可減小18.23%；而在人工波作用下，結構基底反力減小率均不超過5%，總體來說TLD水箱結構對于基底彎矩的控制效果較好。

表4 最大基底反力對比Tab.4 Comparison of the maximum base reaction

3.結構塑性耗能對比

通過對比周期，三種模型質量及剛度基本相同，同一種地震產生的總能量相差不大，結構塑性耗能越小，說明結構自身產生的損傷越小［20］。圖5為三種結構塑性耗能時程曲線，表5 為塑性耗能對比。以Northridge波為例，TLD水箱結構塑性耗能僅為水箱模型結構的30%，18s 之后TLD水箱結構塑性耗能的時程曲線接近水平，結構損傷幾乎不再增加，說明TLD水箱對于減小結構損傷具有顯著效果；而水箱結構和無水箱結構塑性耗能呈階梯型增加，表明地震作用下有越來越多的結構構件產生塑性耗能，損傷持續增加。為進一步驗證TLD水箱的抗震性能，圖6為Northridge波作用下結構塑性鉸對比，可見TLD水箱結構塑性鉸數量及發展程度均小于水箱結構及無水箱結構。

表5 塑性耗能對比Tab.5 Comparison of the plastic energy dissipation

圖5 塑性耗能曲線對比Fig.5 Comparison of the plastic energy dissipation curves

圖6 塑性鉸對比Fig.6 Comparison of the plastic hinge

3 結論

本文通過對設置TLD水箱的轉運站結構進行抗震性能研究，得到以下結論：

1.對于轉運站上部設置消防水箱的結構，可采用集中質量法，通過設定水箱尺寸及水深，調整TLD水箱的力學特性。

2.討論了不同質量比下結構層間位移的最大減小率，當水深h小于水箱長度L／2，質量比介于3.5%～4.0%之間時，TLD水箱結構減震效果較好。

3.對比了罕遇地震作用下三種結構的層間位移、基底反力、塑性耗能，進一步驗證了TLD 水箱結構在不同地震波作用下具有一定的減震效果。

4.對于今后類似工程，將轉運站上部水箱設計為TLD水箱，有助于主體結構減震，可提高結構的抗震性能，抗震設計時可按照無水箱結構對結構進行配筋。