高烈度區鋼結構轉運站隔震性能分析與研究

江賽雄 ，傅 強

（1.中國電力工程顧問集團西南電力設計院有限公司，四川 成都 610021；2.新一代建筑技術及應用研究中心，四川 成都 610021）

0 引言

電力系統是保障國家經濟生命線正常運作的重要支撐，對廠區內的建(構)筑物的抗震性能研究也是專家學者的研究熱點[1-4]。轉運站是火力發電廠輸煤系統中的核心建筑物，是設置在輸煤皮帶之間的輸煤中轉站。由皮帶機層及一般樓層組成，主要布置有皮帶機、落煤管及檢修設施，與輸煤棧橋均設置有接口。建筑物高度根據輸煤皮帶機及檢修吊車的高度確定，結構具有高寬比較大、跨數較少、層高較大、結構平立面開洞多且不規則等特點，屬于電廠抗震重點設防類建筑。

某電廠處于抗震設防烈度為8度(0.3g)區，特征周期0.45 s，場地為II類，設計地震分組為第三組，轉運站結構選用鋼結構。

為提高轉運站的抗震性能，研究設置抗震層的效果，分別建立了兩層和五層兩個結構模型，選取了5條典型地震波和2條人工地震波，采用時程分析法，對結構設置隔震層與不設置抗震層進行了抗震性能比較，并從技術可行、經濟合理的原則出發，提出了高烈度區鋼結構轉運站隔震設計方案。

1 隔震結構模型

1.1 模型的建立

以某火力發電廠鋼結構轉運站為原型，選取兩層和五層結構布置形式，兩層結構中第二層為輸煤頭部皮帶層，結構寬度12 m，高度16.294 m，結構高寬比約1.36；五層結構中第三層、第五層為輸煤頭部皮帶層，結構寬度12 m，高度31.794 m，結構高寬比約2.65。

為便于對比分析，模型分別建立了不設基礎隔震支座和設置基礎隔震支座兩種。不設基礎隔震支座結構，柱腳連接采用橫向固接、縱向鉸接的形式；設置基礎隔震支座結構，柱腳連接橫向及縱向均采用固接的形式；上部結構橫向框架為剛接結構體系，縱向框架為鉸接排架+中心支撐結構體系。結構布置、隔震支座設置、結構分析等均執行相關國家現行規程規范[5-9]。

鋼梁和鋼柱均采用Q235B；樓面采用壓型鋼板底模的現澆混凝土組合樓板，壓型鋼板波高76 mm，混凝土板厚度120 mm，混凝土強度等級C30，恒荷載取4.1 kN/m2。皮帶機層活荷載取10.0 kN/m2，其他層活荷載取4.0 kN/m2，屋面活荷載取1.0 kN/m2；皮帶拉力荷載按集中力輸入到樓面鋼梁上。結構阻尼比取0.04。轉運站所在地區的設防烈度為8度(0.3g)，特征周期0.45 s，場地為II類，設計地震分組為第三組。50 a一遇基本風壓約0.5 kN/m2，不考慮雪荷載。

結構計算采用有限元軟件SAP2000進行分析，在軟件中框架單元建立結構桿系模型，模型結構的建立進行了一定的簡化，未輸入對結構分析影響較小的樓面鋼次梁以及非主要結構荷載，并且對部分同類鋼結構構件截面作了歸一化處理。隔震支座利用桿件連接截面屬性進行定義，再采取桿件繪制的方式建入有限元模型。轉運站結構的剖面布置圖及梁、柱截面尺寸如圖1所示。

圖1 轉運站結構剖面圖

1.2 隔震支座參數確定及隔震層模型的建立

根據GB 50011—2010《建筑抗震設計規范》第12.1.3條要求，風荷載和其他非地震作用的水平荷載標準值產生的總水平力不宜超過結構總重力的10%，另根據GB/T 51408—2021《建筑隔震設計標準》第4.6.8條規定，風荷載下隔震層水平剪力設計值應小于隔震層抗風承載力設計值，隔震層抗風承載力主要由抗風裝置和隔震支座的屈服力構成，該轉運站結構未設置抗風裝置，因此隔震層抗風承載力設計值按隔震層總屈服強度設計值確定。

隔震層總屈服力：

式中：γw為風荷載分項系數；Vwk為風荷載作用下隔震層水平剪力標準值；VRw為隔震層總屈服力。

由于橡膠隔震支座不能提供足夠的支座屈服力，因此所有框架柱底均采用鉛芯橡膠隔震支座(LRB)。經試算，五層結構選用屈服力較大的LRB700隔震支座，鉛芯橡膠隔震支座總屈服力與上部結構重力比值(屈重比)約7.0%；兩層結構選用屈服力較小的LRB500隔震支座，鉛芯橡膠隔震支座總屈服力與上部結構重力比值(屈重比)約為2.3%。

此外，為對隔震結構進行較真實的分析模擬，數值模型中隔震支座主要結構力學性能參數設計值應通過隔震支座的滯回模型分析求得。

在時程分析中，LRB隔震支座的非線性滯回曲線可以簡化為雙線性模型，如圖2所示，由該簡化模型可求出隔震支座初始剛度Kb1和屈服后剛度Kb2：

圖2 滯回模型

圖2模型上的點(Xy，Qy)即為支座的屈服點，簡化的雙線性模型中Keq為等效水平剪切剛度，它是雙線性模型曲線上兩個對角點a、b連線的斜率，計算式為：

式中：Keq為等效水平剛度；Xb為最大水平正位移；Xa為最大水平負位移；Qb為與Xb對應的水平剪力；Qa為與Xa對應的水平剪力。

隔震結構所選鉛芯橡膠隔震支座參數見表1所列。如圖3所示給出了隔震結構隔震層隔震支座的布置情況(括號中內容對應于五層模型結構)。

表1 隔震支座參數

圖3 結構隔震層隔震支座平面布置示意圖

2 地震波選取與輸入

2.1 地震波的選取

根據規范要求，時程分析需要選取不少于3條地震波進行數值分析，且自然地震波不能少于總波數的2/3，本文擬選取5條自然地震波以及2條人工地震波。其中自然地震波從美國太平洋地震工程研究中心(PEER)數據庫進行選取，為更真實反應結構的地震響應，從數據庫中篩選出結構主要周期范圍內地震波反應譜與目標反應譜數值吻合的地震波，并對自然地震波原始數據進行了相應的處理，剔除了具有脈沖性的地震波。人工地震波則利用MATLAB軟件生成與目標反應譜相擬合的地震波。見表2所列為本文選用的7條地震波基本信息，如圖4所示為地震波加速度—時間曲線圖。

表2 結構動力分析所用地震波信息

圖4 7條地震波加速度-時間反應

2.2 地震波的輸入

作者對兩層及五層轉運站結構進行了8度(0.3g)多遇地震、設防地震、罕遇地震下的地震動響應對分析，為了更直觀的對其隔震效果進行比較，統一提取了罕遇地震作用下的數據進行研究。同時，地震波輸入時，考慮地震動水平雙向輸入，將地震波動峰值加速度按1∶0.85進行調幅，并將處理后的地震波在轉運站兩層結構與五層結構的水平X向、水平Y向輸入。如圖5所示為7條地震動速度反應譜。

圖5 7條地震動速度反應譜

3 隔震效果分析

利用國際通用結構分析軟件SAP2000對轉運站結構進行計算分析。為對結構隔震性能有較直觀的比較，分別對未設置基礎隔震支座結構與設置了基礎隔震支座結構進行了8度(0.2g)多遇地震下的地震動響應分析。

3.1 結構動力特性分析

如圖6所示給出未設置基礎隔震支座，前3階模態的振型，兩個結構的第1階振型主要是縱方向，其中兩層結構振動周期最大為0.651 s，五層結構振動周期最大為1.489 s；第2階振型均為橫方向，其中兩層結構振動周期最大為0.429 s，五層結構振動周期最大為1.178 s；第3階振型均為反對稱振動，兩層結構振動周期最大為0.278 s，五層結構振動周期最大為0.827 s。可見五層結構相比兩層結構剛度偏柔，且結構的橫向剛度要大于縱向剛度。

圖6 結構前3階自振振型

同時，為比較隔震前結構與隔震結構的結構動力特性差異，本文統計了兩層結構與五層結構設置了基礎隔震支座前后前12階振型的結構自振周期變化情況，見表3所列。

表3 結構自振周期對比表

隔震支座有效的延長了結構的自振周期，兩層結構第1階自振周期從0.651 s提高到了2.147 s，增長率達到了329.8%，第2階自振周期從0.429 s提高到了1.955 s，增長率達到了455.7%，第3階自振周期從0.278 s提高到了0.911 s，增長率達到了327.7%，前3階自振周期平均增大了371.1%；五層結構第1階自振周期從1.489 s提高到了2.396 s，增長率達到了160.9%，第2階自振周期從1.178s提高到了2.106 s，增長率達到了178.8%，第3階自振周期從0.827 s提高到了1.572 s，增長率達到了190.1%，前3階自振周期平均增大了176.6%。

對比結果表明，隔震支座延長了結構自振周期，兩層結構比五層結構延長的周期比例更高，使結構的自振周期遠離了場地卓越周期，有效的避開了地震的高頻地帶，很大程度上減少了由基礎傳遞到上部結構的水平地震作用，提高了結構的抗震性能。

3.2 基底剪力

為進一步研究轉運站隔震結構的隔震效果，提取了在7條地震波作用下隔震前原結構與隔震結構的基底剪力數值，通過對比隔震前后基底剪力變化，分析兩個結構的隔震效果差異。轉運站結構基底剪力統計如圖7所示。

圖7 結構基底剪力統計圖

兩層結構與五層結構在設置了基礎隔震后，基底剪力相比隔震前原結構均有不同幅度的降低，兩層結構隔震前在7條地震波作用下，基底剪力平均值為92.60 kN，隔震后在7條地震波作用下，基底剪力平均值為43.04 kN，隔震效率達到了53.52%；五層結構隔震前在7條地震波作用下，基底剪力平均值為131.26 kN，隔震后在7條地震波作用下，基底剪力平均值為105.60 kN，隔震效率達到了19.55%。統計數據表明，設置基礎隔震支座對減小柱底剪力起到了有效作用，且兩層結構基底剪力降低幅度比較五層結構更加大，兩層結構隔震效率較五層結構更高。這是由于兩層結構隔震層屈重比約2.3%，五層結構隔震層屈重比7.0%，隨著隔震層屈重比增大，隔震層耗能減少，因此提供的附加阻尼作用減弱，從而導致結構隔震效果降低。

3.3 層間位移與層間剪力

進一步，提取轉運站結構樓層層間位移與樓層層間剪力數據進行比較分析，統計了地震響應參數在7條地震波作用下的數據平均值。以考察兩層結構與五層結構的隔震效果差異。結構層間位移與層間剪力對比見表4、表5所列。

表4 兩層結構隔震后結構層間位移角與層間剪力變化

表5 五層結構隔震后結構層間位移角與層間剪力變化

由表4、表5可知，轉運站結構設置了基礎隔震支座后，兩層結構與五層結構的樓層層間位移與層間剪力均得到了有效降低，其中兩層結構隔震后位移角降低最大幅度達到了33.7%，層間剪力降低最大幅度達到了28.4%；五層結構隔震后位移角降低最大幅度達到了29.7%，層間剪力降低最大幅度達到了15.5%。同樣的，由于結構屈重比的差異，導致轉運站兩層結構隔震效果較五層結構更好。

4 經濟性及適用性分析

為了對采用隔震技術的結構進行工程經濟性量化分析，本文根據某河北某隔震支座廠家提供的數據，對原結構與隔震后結構的造價情況進行了對比分析，經統計，在不考慮基礎土建成本及裝飾裝修、工藝設備的情況下，兩層結構土建成本造價約42萬元，采用隔震技術后，主體結構造價約能降低到35萬元，隔震支座以及隔震層費用約10萬元，總造價約45萬元；五層結構土建成本造價約120萬元，采用隔震技術后，主體結構造價約能降低到108萬元，隔震支座以及隔震層費用約15萬元，總造價約123萬元。采用隔震技術后，本文所選典型轉運站結構提高了結構的抗震性能與結構安全性，但結構的工程造價會略有提高。此外，隨著地震設防烈度的增大，建筑物投影面積的增加，以及設計合理的隔震方案，選取恰當的隔震參數，可以進一步提高結構的工程經濟性。

此外，由于采用了隔震技術，通常上部結構的絕對位移在下部樓層會增大，在上部樓層可能會減小。根據規范要求，隔震結構周邊應考慮豎向隔離縫，縫寬不宜小于各隔震支座在罕遇地震作用下最大水平位移值的1.2倍，且不小于200 mm。由于本文采用了7條地震波進行了時程分析，計算地震水平位移時可以取7條地震波的平均值。經統計，兩層結構需要預留的結構變形縫尺寸為384 mm，五層結構需要預留的結構變形縫尺寸為200 mm。因此在進行隔震設計時，需要結構專業將結構變形值提供給工藝專業，專業間緊密配合，對與建筑有接口的輸煤皮帶、管道或電纜采取設置膨脹節、彈簧吊架等措施，以消除結構附加應力，以免對結構或設備造成損壞。若實在有處理難度時，也可以通過調整隔震支座參數，對隔震層位移進行有效控制。

5 結論

本文以某高烈度區大型火力發電廠典型鋼結構轉運站為研究對象，分別建立了兩層結構模型與五層結構模型，并選擇了5條自然波與2條人工波對兩層隔震結構與五層隔震結構分別進行了時程分析，對其隔震后的結構動力特性、基底水平剪力、層間位移、層間剪力進行了對比分析，得到以下結論：

1)在高烈度區轉運站結構采用基礎隔震技術能有效延長結構自振周期，降低結構地震響應強度，提高結構的抗震性能。

2)設置了基礎隔震支座后，轉運站結構柱底水平剪力、樓層層間位移、樓層層間剪力相比隔震前均得到了有效降低，這表明轉運站結構設置了隔震支座后能有效降低結構地震響應，建議高烈度區轉運站結構有條件時宜采用結構隔震措施。

3)結構隔震層的屈重比較大，會造成隔震層耗能減少，提供附加阻尼作用減弱，從而導致結構隔震效果降低。因此，合理的控制隔震層屈重比能有效提高結構的隔震效果。建議高烈度區鋼結構轉運站隔震技術盡量應用在高寬比較小的結構上，并選用屈服力大小適當的隔震支座，使得結構有更好的經濟性，同時，隔震設計時需要考慮隔震層以上結構變形對工藝專業的影響，以消除由于相鄰建筑變形不一致產生的附加應力。