楊惠晴，孫建剛，崔利富

(1.東北石油大學土木建筑工程學院，黑龍江大慶163318;

2.大連民族學院土木建筑工程學院，遼寧大連116605;

3.大連海事大學道路與橋梁工程研究所，遼寧大連 116026)

環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置設(shè)計研究

楊惠晴1，孫建剛2，崔利富3

(1.東北石油大學土木建筑工程學院，黑龍江大慶163318;

2.大連民族學院土木建筑工程學院，遼寧大連116605;

3.大連海事大學道路與橋梁工程研究所，遼寧大連 116026)

為了降低儲罐的地震響應(yīng)，提出了環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置，通過ADINA程序建立了適用于1 000 m3儲罐地震振動臺實驗縮尺1∶4的環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置的有限元模型，研究其在不同摩擦系數(shù)、儲液高度、烈度、位移等參數(shù)影響下隔震裝置的剛度，并與理論解進行了對比。結(jié)果表明，隔震裝置設(shè)計時需要綜合考慮選取最佳設(shè)計參數(shù)，滿足儲罐隔震裝置水平剛度的要求，以期達到降低儲罐地震響應(yīng)的目的。

儲罐;基礎(chǔ)隔震;ADINA;有限元分析

為了降低儲罐的地震響應(yīng)，國內(nèi)外研究者［1－8］引入基礎(chǔ)隔震控制思想對其進行了理論與實驗研究，取得了有益的成果，但并沒有付諸工程實踐。同時，隔震裝置多用于建筑工程領(lǐng)域，沒有適用于儲罐基礎(chǔ)隔震的隔震裝置。為此設(shè)計一種新型的環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置，并對其影響參數(shù)進行數(shù)值仿真分析，以便于更加有效地降低儲罐地震響應(yīng)。

1 環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置的基本構(gòu)成

環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置由環(huán)梁滑移隔震結(jié)構(gòu)與鋼筋－瀝青砂復(fù)合隔震層并聯(lián)組成，如圖1。

圖1 環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置

2 振動臺試驗隔震裝置力學特性數(shù)值仿真分析

2.1 建立有限元模型

選用1 000 m3儲罐為模型原型，其基本參數(shù)為:儲罐直徑 Dp=11.6 m，罐高 Lp=10.6 m，罐壁材料的彈性模量 Ep=2.06×1011N·m－2，泊松比γp=0.3，鋼材密度 ρsp=7.8 t·m－3，液體密度 ρsp=1.0 t·m－3，罐壁厚取 hsp=0.006 m。

設(shè)計模型尺寸相似比為1∶4，模型的Dm=2.9 m，Lm=2.65 m，Em=2.06 ×1011N·m－2，γm=0.3，ρsm=7.8 t·m－3，ρsm=1.0 t·m－3，hsm=0.001 5 m。

初步設(shè)計原型罐的隔震周期為2 s，阻尼比為0.1，則根據(jù)相似比模型罐的隔震周期為 0.5 s，阻尼比為0.1。上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量為15.7 t，鋼筋基礎(chǔ)水平總剛度為2 473.5 kN·m。

鋼筋－瀝青砂隔震層選用鋼筋HRB400級，其彈性模量E=2.0×1011N·m，強度設(shè)計值為3.6 ×108N·m－2，鋼筋直徑采用 d=8 mm，隔震層高度為200 mm。隔震層所需最小鋼筋數(shù)量為16根(滿足穩(wěn)定性要求)，為了滿足隔震層水平剛度要求，選取40根。這樣，隔震層水平剛度為

鋼筋貫穿隔震層，分別錨固于上墊板與下墊板中，錨固長度為0.015 m。環(huán)梁與墊板尺寸見表1。

表1 環(huán)梁與墊板尺寸

上環(huán)梁、下環(huán)梁、上墊板、下墊板均為鋼筋混凝土材料。選用Elastic Isotropic材料，其物理力學性質(zhì)見表2。

表2 鋼筋混凝土物理力學性質(zhì)表

鋼筋－瀝青砂復(fù)合隔震層由瀝青砂及鋼筋兩部分組成。由于瀝青砂為散粒體，建模時忽略其材料屬性。鋼筋選用Plastic Bilinear材料，其物理力學性質(zhì)見表3。

表3 鋼筋物理力學性質(zhì)表

環(huán)梁、墊板在模型中采用8節(jié)點實體單元;鋼筋－瀝青砂復(fù)合隔震層中的豎向鋼筋選用Rebar單元;上環(huán)梁與下環(huán)梁，上墊板與下墊板接觸面之間均采用9節(jié)點接觸單元來模擬。摩擦系數(shù)為 0.05。

將上部儲罐荷載以均布荷載的形式均勻施加在上環(huán)梁以及上墊板的上表面上，q=4.6 kN·m－2。下環(huán)梁與下墊板均剛接于地面。環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置有限元模型如圖2。

圖2 環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置有限元模型

2.2 參數(shù)影響分析

2.2.1 摩擦系數(shù)變化對隔震裝置剛度的影響

通過力與位移的關(guān)系曲線，給出不同摩擦系數(shù)時的隔震剛度，見表4。

表4 不同摩擦系數(shù)下隔震裝置剛度 kN·m－1

從表4可知，隨著摩擦系數(shù)的增大，隔震層剛度有所增大。這說明環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置的隔震層剛度與滑移隔震結(jié)構(gòu)摩擦系數(shù)有關(guān)。選用不同特氟龍涂層材料，會影響滑移隔震結(jié)構(gòu)的摩擦系數(shù)。當摩擦系數(shù)μ=0.05時，隔震裝置剛度較小，但是滑移較大。隨著摩擦系數(shù)不斷增大，隔震裝置的位移不斷減小，剛度增加。這樣就可以通過調(diào)整摩擦系數(shù)來進一步調(diào)整隔震層剛度，從而滿足儲罐隔震效應(yīng)預(yù)期的需要。

2.2.2 儲液高度變化對隔震裝置剛度的影響

通過力與位移的關(guān)系曲線，給出不同儲液高度時的隔震剛度，見表5。

表5 不同儲液高度下隔震裝置剛度 kN·m－1

從表5可知，隨著儲液高度的增大，隔震層剛度有所增大，這說明對隔震層剛度進行設(shè)計時，要考慮上部結(jié)構(gòu)荷載作用于隔震層的影響。

2.2.3 烈度變化對隔震裝置剛度的影響

通過力與位移的關(guān)系曲線，給出不同烈度時的隔震剛度，見表6。

表6 不同烈度下隔震裝置剛度 kN·m－1

從表6可知，地震烈度逐漸增大，環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置剛度基本相同，處于線彈性階段，說明這種隔震裝置能夠做到“小震、中震、大震”都處于彈性工作階段。

2.2.4 位移變化對隔震裝置剛度的影響

環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置模型中，預(yù)留隔震裝置安全位移寬度為0.025 m，如果上環(huán)梁滑移位移超過0.025 m，則隔震裝置失穩(wěn)。鋼筋失穩(wěn)臨界應(yīng)力為

為了研究環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置的位移限值范圍內(nèi)的力學性能，采用摩擦系數(shù)μ=0.10的隔震裝置模型，研究位移分別為 0.005，0.010，0.015，0.020，0.025 m 時隔震裝置的力學性能。不同位移下，隔震層的有效應(yīng)力峰值見表7。

表7 不同位移下隔震層有效應(yīng)力峰值 MPa

從表7可知，不同位移下鋼筋有效應(yīng)力峰值隨位移的增大而增大。同時，最大值均未超過鋼筋失穩(wěn)臨界應(yīng)力σmax=197.2 MPa，可看出仍然處于彈性工作階段。

2.2.5 理論解與有限元解對比

鋼筋－瀝青砂隔震層水平剛度理論解為2 411.5 kN·m－1，環(huán)梁滑移隔震結(jié)構(gòu)為隔震裝置不提供水平剛度，但實際在進行數(shù)值仿真分析過程中，水平剛度有限元解與理論解存在一定的誤差，見表8、表9和表10。

表8 不同摩擦系數(shù)下隔震裝置剛度理論解與有限元解對比

表9 不同儲液高度下隔震裝置剛度理論解與有限元解對比

表10 不同烈度下隔震裝置剛度理論解與有限元解對比

由表8—表10可知，不同參數(shù)影響下，有限元解與理論解存在一定誤差，這說明群鋼效應(yīng)、環(huán)梁滑移隔震結(jié)構(gòu)的摩擦系數(shù)和上部結(jié)構(gòu)質(zhì)量對隔震裝置的水平剛度都有影響，隔震裝置設(shè)計時需要綜合考慮選取最佳設(shè)計參數(shù)，以滿足隔震裝置水平剛度的要求。

3 結(jié)論

通過對所建立的環(huán)梁滑移與鋼筋并聯(lián)隔震裝置的有限元模型進行參數(shù)影響分析得出:

(1)隔震裝置的剛度隨著摩擦系數(shù)的增大而增大，位移隨摩擦系數(shù)的增大而減小;

(2)隔震裝置的剛度與位移均隨儲液高度的增加而增大，且位移滿足隔震裝置預(yù)留的安全位移寬度要求;

(3)隔震裝置遇到小震、中震、大震時，該裝置的剛度均無明顯變化，處于線彈性階段;

(4)當滑移隔震結(jié)構(gòu)的位移超出預(yù)留安全位移寬度，隔震裝置失穩(wěn)時，裝置的有效應(yīng)力并不會超過鋼筋失穩(wěn)臨界應(yīng)力;

(5)隔震裝置設(shè)計時需要綜合考慮選取最佳設(shè)計參數(shù)，以滿足隔震裝置水平剛度的要求。

［1］郭驊.美國儲液罐地震反應(yīng)的研究概況［J］.地震工程與工程振動，1982，3(1):38 －40.

［2］項忠權(quán)，孫家孔，周建明.立式儲油罐的地震作用及抗震分析［C］∥中國石化總公司抗震辦公室.圓柱形儲液罐抗震文集，北京:地震出版社，1986.

［3］孫建剛.立式儲罐地震響應(yīng)控制研究［D］.北京:中國地震局工程力學研究所，2002.

［4］孫建剛.油田儲罐地震反應(yīng)控制研究［R］.北京:中國石油天然氣總公司，1997.

［5］崔利富.立式儲罐三維基礎(chǔ)隔震體系動響應(yīng)分析研究［D］.大慶:大慶石油學院，2008.

［6］JADHAV M B，JANGID R S.Response of base isolated liquid storage tanks to near－ fault motions［J］.Structural Engineering and Mechanics，2006，23(6):615 －634.

［7］SHRIMALI M K.Seismic response of elevated liquid storage steel tanks under bi－ direction excitation［J］.Steel Structures，2007，7:239 －251.

［8］CHRISTOVASILIS I，WHITTAKER A.Seismic analysis of conventional and isolated LNG tanks using mechanical analogs［J］.Earthquake Spectra，2008，24(3):599 －616.

Ring Beam Sliding and Re－bar Parallel Isolation Device

YANG Hui－qing1，SUN Jian －gang2，CUI Li－fu3
(1.College of Architecture ＆ Civil Engineering，Northeastern Petroleum University，Daqing Heilongjiang 163318，China;2.College of Architecture ＆ Civil Engineering，Dalian Nationalities University，Dalian Liaoning 116605，China;3.Institute of Road and Bridge Engineering，Dalian Maritime University，Dalian Liaoning 116026，China)

To reduce earthquake response of liquid storage tank，the Ring Beam Sliding and Re－bar Parallel Isolation Device has been presented.The scaled 1∶4 finite element model of the ring beam sliding and re－bar parallel isolation device which applied to vibration platform of 1000m3storage tank have been established.Under frictional coefficient，liquid storing heights，intensities and displacement impacts，the isolation device stiffness has been investigated and has the comparison with the theory.The results show that the design of the isolation device requires the comprehensive consideration to choose the best design parameter in order to meet the requirement of the horizontal stiffness and reduce earthquake response.

storage tank;base isolation;ADINA;finite element analysis

TU352

A

1009－315X(2012)01－0059－04

2011－06－29;最后

2011－07－20

楊惠晴(1988－)，女，吉林省吉林人，東北石油大學碩士研究生，主要從事防災(zāi)減災(zāi)工程及防護工程研究。

(責任編輯 鄒永紅)