王 博, 白國良, 劉 林, 代慧娟

(1.西安建筑科技大學 土木工程學院，西安 710055；2.雙良節(jié)能系統(tǒng)股份有限公司，江蘇 江陰 214444;3.西安科技大學 建筑與土木工程學院，西安 710054)

受工藝限制，火電廠主廠房結構布置復雜、空間整體性能差、薄弱環(huán)節(jié)較多，作為重要的生命線工程，確保該類結構的抗震安全至關重要。隨著火電廠主廠房結構的高度、跨度與荷重不斷增大，傳統(tǒng)的鋼筋混凝土框排架結構體系[1-3]在高烈度區(qū)已不能滿足大容量機組主廠房的抗震需求。為解決此問題，課題組研究提出了一種適用于高烈度區(qū)的新型主廠房結構體系[4-6]。

與鋼筋混凝土框排架主廠房結構相比，新型型鋼混凝土框排架混合結構主廠房的特點是以部分型鋼混凝土柱替代傳統(tǒng)的鋼筋混凝土柱，并沿部分型鋼混凝土柱高在縱向或縱橫向同時布置剪力墻。通過合理的布置與設計，新型主廠房結構體系可以實現(xiàn)三道抗震防線：剪力墻作為第一道抗震防線，含有剪力墻的框架作為第二道抗震防線，不含剪力墻的框架作為第三道抗震防線。三道抗震防線的實現(xiàn)極大地提高了結構的抗震能力，確保了結構在高烈度區(qū)的抗震安全性。文獻[4-6]通過模型結構試驗研究了該類結構的抗震性能，但對結構在不同強度地震作用下的彈塑性地震反應，諸如基底剪力、整體側移、層間位移角以及主要結構構件的損傷演化特性等尚未進行深入分析；此外，文獻[4-6]僅研究了型鋼混凝土框排架混合結構主廠房在8度Ⅱ類場地情況下的抗震防線實現(xiàn)問題，考慮到在不同烈度區(qū)、不同場地類別情況下均能實現(xiàn)三道抗震防線對推廣應用該類結構體系具有重要的現(xiàn)實意義，因此有必要對不同烈度以及場地類別情況下主廠房結構的剪力墻布置問題進行深入探討。鑒于此，本文在前期模型結構試驗研究的基礎上通過有限元分析繼續(xù)探討該類結構的抗震性能，并基于剪力墻布置數(shù)量對結構性能影響的分析，嘗試提出綜合考慮烈度與場地類別的剪力墻布置方式與抗震構造措施。

1 工程概況

通過計算分析設計出布置有6片剪力墻的8度Ⅱ類場地1 000 MW主廠房結構作為研究對象[4]。

圖1為型鋼混凝土框排架結構主廠房的平面布置圖。結構總長122 m，寬62m，共9層，高59.905 m。汽輪機房跨度34 m，煤倉間跨度14 m，除氧間跨度10 m。6片剪力墻在煤倉間與除氧間分散布置，滿足工藝要求。其中，軸端部縱向剪力墻長5 m，中部墻長3 m，橫向剪力墻長4 m；和?軸端部縱向剪力墻長3 m，中部墻長4 m；在樓梯間的③軸、軸的?列布置橫向剪力墻，長4 m。煤斗層以下剪力墻厚400 mm，煤斗層以上剪力墻厚300 mm。汽輪機房列柱為鋼筋混凝土柱，、?和列柱為型鋼混凝土柱。煤斗梁為型鋼混凝土梁，其余梁為鋼筋混凝土梁?；炷翉姸鹊燃墳镃45。表1為主要構件的截面尺寸，文獻[4-6]選?、葺S至⑦軸間的3跨3榀子結構進行模型抗震試驗研究，該子結構屬于主廠房結構中荷重最大、結構最為復雜的部分，對此部分進行分析能夠反映整體結構的受力性能。

圖1 結構平面布置圖

表1 主要構件截面尺寸

2 彈塑性有限元模型的建立

2.1 材料的本構關系

鋼材采用雙線性動力硬化本構模型，考慮包辛格效應，荷載循環(huán)過程中材料不存在剛度退化。多軸應力狀態(tài)下，采用Von.Mises屈服準則。鋼材的強屈比為1.2，極限應力時對應的應變?yōu)?.025。

混凝土采用損傷塑性本構模型[7]，能準確模擬低圍壓條件下混凝土在單調、循環(huán)或動載作用下的力學行為，考慮混凝土拉壓強度的差異、反復荷載下材料剛度退化以及拉壓循環(huán)的剛度恢復?；炷敛牧系膯屋S受壓和受拉應力-應變曲線及材料軸心受壓和受拉強度標準值，可按《混凝土結構設計規(guī)范》[8]采用?；炷吝M入塑性后的剛度損傷分別由受拉損傷參數(shù)和受壓損傷參數(shù)表達，兩個參數(shù)的大小由混凝土材料進入塑性狀態(tài)的程度決定，其數(shù)值參照混凝土材料單軸拉壓的滯回曲線給出。損傷因子的取值范圍從零(表示無損材料)至1(表示完全損傷材料)，通過應力在受損材料產生的彈性余能與在無損材料產生的彈性余能等效原理得出[8]。

2.2 單元的選取

采用ABAQUS有限元軟件建立結構模型[9]?；炷亮褐捎?節(jié)點實體單元C3D8模擬，型鋼采用4節(jié)點縮減積分殼單元S4R模擬，鋼筋采用三維桿單元T3D2單元模擬，剪力墻與樓板采用4節(jié)點縮減積分殼單元S4R模擬，根據(jù)需要將結構排架部分的屋面簡化為平面內剛度較大的梁，采用三維線性梁單元B31模擬，并與排架柱頂采用鉸接。

2.3 地震波的輸入

選取頻譜成分豐富的EL-Centro(N-S)波作為輸入地震波，地震動持續(xù)時間為12s。依據(jù)《建筑抗震設計規(guī)范》[10]調整地震動加速度峰值，分別沿結構的橫向輸入70gal、200gal、400gal與620gal的地震波，用來計算8度小震、8度中震、8度大震與9度大震四種工況下的地震反應。圖2為調幅至400gal的輸入地震波形圖。

圖2 輸入地震波

2.4 模型驗證

圖3為采用上述方法建立的有限元模型。

圖3 有限元模型

為驗證所建有限元模型的合理性，將文獻[4-6]試驗得到的結構在四種工況下的位移時程曲線與有限元計算結果進行比較。限于篇幅，僅列出8度中震與8度大震作用下結構頂點位移時程的比較情況，如圖3所示。

對比結果表明：有限元計算得到的位移反應時程曲線和試驗結果較為吻合，說明建立的有限元模型是合理的，采用該模型進行結構抗震性能分析的結果是可靠的。

圖4 結構頂點位移反應時程曲線對比

3 彈塑性地震反應分析

3.1 地震作用

圖5為不同強度地震作用下的結構基底剪力時程曲線。計算結果表明：8度小震作用下，結構最大正向基底剪力為4 781 kN，最大負向基底剪力為-4 918 kN，剪重比分別為2.78%、2.81%，底層剪力墻所承擔的剪力為底部總剪力的52%，承擔的傾覆力矩為總傾覆力矩49%；8度中震作用下，結構最大正向基底剪力為15 700 kN，最大負向基底剪力為-16 500 kN，剪重比分別為9.12%、9.6%；8度大震作用下，結構最大正向基底剪力為21 700 kN，最大負向基底剪力為-22 600 kN，剪重比分別為12.62%、13.1%；9度大震作用下，結構最大正向基底剪力為22 700 kN，最大負向基底剪力為-22 300 kN，剪重比分別為13.2%、13.0%。地震動初期，9度罕遇地震的基底剪力大于8度罕遇地震基底剪力，隨著結構構件的損傷累積，剛度退化明顯，基底剪力不再增加。

圖5 不同強度地震作用下結構基底剪力

3.2 變形性能

圖6為8度大震下的結構變形圖；圖7與圖8分別為不同強度地震作用下結構的整體側移曲線與層間位移角分布情況。

由圖7可以看出：8度小震作用下，整體結構處于彈性工作狀態(tài)，整體變形呈彎剪型，其中，上部以剪切變形為主，下部以彎曲變形為主；8度中震作用下，剪力墻開裂，結構剛度開始下降，整體變形亦呈彎剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墻與運轉層構件損傷破壞嚴重，剛度下降明顯，整體變形趨于剪切變形。

由圖8可以看出：8度小震作用下，結構層間位移角最大值出現(xiàn)在煤斗層，為1/1124；8度中震作用下，結構層間位移角最大值出現(xiàn)在運轉層，為1/411；8度大震作用下，結構層間位移角最大值依然出現(xiàn)在運轉層，為1/191，滿足“大震不倒”的抗震設防要求；9度大震作用下，結構層間位移角最大值出現(xiàn)在底部兩層，為1/84。這說明，隨著結構構件的開裂及損傷破壞加劇，結構薄弱位置下移。

圖6 8度大震作用下結構整體變形

圖7 不同強度地震作用下的結構側移

圖8 不同強度地震作用下結構的層間位移角

3.3 整體結構及主要構件的損傷分析

選取8度中震、8度大震、9度大震三個工況下的整體結構損傷、剪力墻損傷、煤斗大梁及運轉層大梁的主要損傷形態(tài)進行分析。圖9-圖12為結構構件在8度中震作用下的損傷形態(tài)分布圖；圖13-圖16為結構構件在8度大震作用下的損傷形態(tài)分布圖；圖17-圖20為結構構件在9度大震作用下的損傷形態(tài)分布圖。

由圖9-圖12可以看出：8度中震作用下，結構受拉、受壓損傷主要出現(xiàn)在剪力墻根部及與煤斗大梁交接處。剪力墻根部邊緣局部小范圍內的混凝土受壓損傷達到0.80，與煤斗大梁交接處的剪力墻的最大受壓損傷達到0.65，帶橫墻煤斗大梁的最大受壓損傷達到0.20。運轉層大梁受壓損傷主要集中在梁端部，最大值達到0.50，其他部位受壓損傷不嚴重。橫向剪力墻底部及煤斗大梁交接處開裂，但程度較輕，受拉損傷最大值達0.80，帶有橫墻的煤斗大梁的開裂主要集中在梁端部上截面，局部受拉損傷最大值達0.85，其他部位受拉損傷較小，范圍在0～0.5之間。無墻煤斗大梁的受壓與受拉損傷主要出現(xiàn)在梁跨中，受拉損傷最大值達0.90，受壓損傷范圍在0～0.15之間。運轉層大梁的開裂主要集中在梁端部及相交的橫向剪力墻上，局部受拉損傷最大達0.8，其他部位拉損傷均較小，范圍在0～0.5之間。由于剪力墻的有利約束，結構中帶墻短柱的開裂程度小于不帶墻短柱。總體而言，8度中震作用下結構損傷較小，結構剛度為初始剛度的0.90倍左右，整體結構處于可修復狀態(tài)。

圖9 8度中震作用下結構整體損傷

圖10 8度中震作用下剪力墻損傷

圖11 8度中震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁的損傷

圖12 8度中震作用下運轉層大梁損傷

圖13 8度大震作用下結構整體損傷

由圖13-圖16可以看出：8度大震作用下，結構損傷破壞的范圍與程度遠大于8度中震情況。剪力墻大面積開裂，且墻底部出現(xiàn)受壓破壞，運轉層大梁開始屈服。橫向剪力墻底部受壓塑性變形及開裂明顯，范圍較大。橫向剪力墻底部的局部混凝土發(fā)生受壓破壞，受壓損傷可達0.97，邊緣處混凝土壓碎，煤斗大梁交接處橫向剪力墻受壓損傷達0.95。帶橫墻的煤斗大梁受壓損傷主要出現(xiàn)在梁墻交接端部，受壓損傷最大達0.57。運轉層大梁的損傷加劇，梁端混凝土塑性變形增大，受壓損傷達0.90，邊緣混凝土開始壓碎，但截面尚未屈服。橫向剪力墻底部及煤斗大梁交接處大面積開裂，裂縫寬度較大，受拉損傷明顯，損傷值可達0.90。帶橫墻的煤斗大梁的開裂主要集中在梁端部上截面，其局部受拉損傷最大達0.90。運轉層大梁端部開裂明顯，裂縫寬度較寬，約一倍梁高范圍內其受拉損傷達0.90。總體而言，8度大震情況下，結構損傷較為嚴重，剛度約退化為初始剛度的0.60倍。結構底部兩層為結構薄弱部位，層間位移角最大值為1/191，結構頂點位移最大值為0.152 m，結構滿足“大震不倒”的抗震設防要求。

圖14 8度大震作用下剪力墻損傷

圖15 8度大震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁損傷

圖16 8度大震作用下運轉層大梁損傷

由圖17-圖20可以看出：9度大震作用下，結構中橫向剪力墻底部混凝受壓損傷嚴重，煤斗大梁及下部剪力墻開裂嚴重，運轉層絕大部分梁、柱端均出現(xiàn)塑性鉸。橫向剪力墻受壓塑性變形主要發(fā)生底部兩層，底部混凝土大面積壓碎，受壓損傷達到0.97。煤斗大梁交接處橫向剪力墻最大受壓損傷達到0.97，混凝土被壓碎。帶橫墻煤斗大梁全梁基本均存在受壓損傷，但程度不嚴重，最大值為0.55。無墻煤斗大梁的受壓損傷范圍在0～0.30之間。運轉層大梁受壓損傷主要集中在梁端，其受壓損傷最大達0.97，形成塑性鉸。煤斗大梁以下的剪力墻全墻通裂，大多數(shù)裂縫貫穿整個截面，并延伸至翼墻中，最大受拉損傷達到0.95。帶橫墻煤斗大梁開裂嚴重，特別是與橫向剪力墻連接端，受拉損傷達0.90。無墻煤斗大梁的受拉損傷最大達0.90。運轉層大梁的開裂主要集中在梁端部及相交的橫向剪力墻上，局部受拉損傷最大達0.90，混凝土開裂嚴重，塑性變形較大?？傮w而言，9度大震作用下，結構的損傷主要發(fā)生在運轉層以下，結構剛度約退化為初始剛度的0.35倍，底部兩層層間位移角最大值為1/84，結構雖未坍塌，但已處于不可維修狀態(tài)。

圖17 9度大震作用下結構整體損傷

圖18 9度大震作用下剪力墻損傷

圖19 9度大震作用下煤斗大梁處橫向剪力墻及梁損傷

圖20 9度大震作用下運轉層大梁損傷

4 不同烈度及場地類別下的剪力墻布置數(shù)量與抗震構造措施

模型結構抗震試驗研究[4-6]與彈塑性地震反應分析均表明：8度Ⅱ類場地、1 000 MW主廠房結構布置6片剪力墻時可以實現(xiàn)三道抗震防線，抗震性能優(yōu)越。為進一步推廣應用該類結構體系，下面主要分析其他烈度與場地類別情況下的剪力墻布置數(shù)量問題。

4.1 分析方法

以8度Ⅱ類場地、布置6片剪力墻的1 000 MW主廠房結構為基準結構，采用SAP2000有限元軟件計算分析8度小震作用下其他不同場地情況(Ⅰ類、Ⅲ類、Ⅳ類)下結構基底剪力、樓層地震作用、結構整體變形與層間側移與Ⅱ類場地情況下的結構(基準結構)之間的關系。最后，結合分析得到的對應關系以及前期關于鋼筋混凝土框排架結構的研究成果[11]，以基準結構的剪力墻布置為參考，提出不同烈度與場地類別下剪力墻的建議布置數(shù)量。

4.2 不同場地類型下剪力墻的布置數(shù)量分析

圖21為不同場地條件下主廠房結構層間地震作用對比情況。計算結果表明，Ⅰ類場地下結構的地震作用約為Ⅱ類場地的0.75倍，Ⅲ類場地下結構的地震作用約為Ⅱ類場地的1.25倍，Ⅳ類場地結構的地震作用約為Ⅱ類場地的1.65倍。

圖21 不同場地類別下結構層間地震作用對比

圖22為不同場地條件下結構層間位移角對比情況。計算結果表明，Ⅰ類場地下結構的層間位移角約為Ⅱ類場地的0.76倍，Ⅲ類場地下結構的層間位移角約為Ⅱ類場地的1.35倍，Ⅳ類場地下結構的層間位移角約為Ⅱ類場地的1.84倍。

圖22 不同場地類別下結構層間位移角對比

上述分析表明，8度Ⅰ類和Ⅱ類場地下主廠房結構的層間位移角限值易滿足《建筑抗震設計規(guī)范》[10]對框架-剪力墻結構1/800的限值要求，而在Ⅲ類與Ⅳ類場地條件下層間位移偏大。為滿足規(guī)范要求，在Ⅲ類與Ⅳ類場地條件下應在結構中布置更多片剪力墻。結合課題組對傳統(tǒng)鋼筋混凝土框排架結構體系抗震性能的系統(tǒng)研究成果[1]，綜合考慮生產工藝、抗震需求以及經濟性要求，提出不同烈度與不同場地類別情況下主廠房結構中剪力墻的建議布置數(shù)量見表2。

表2 不同烈度及場地條件下主廠房結構中剪力墻的建議布置數(shù)量

4.3 剪力墻的抗震構造措施

根據(jù)試驗研究及非線性有限元分析得到的結構損傷破壞特性，結合《建筑抗震設計規(guī)范》[10]，建議的剪力墻抗震構造措施如下：

(1)運轉層以下的剪力墻為抗震加強部位，剪力墻端部宜布置端柱，端柱截面邊長不應小于墻厚的2倍，且底部加強部位縱向配筋率不應小于1.2%，一般部位縱向配筋率不應小于1.0%，且水平受力鋼筋應形成閉合箍。

(2)剪力墻厚度不應小于300 mm與1/30層高兩者中的最大值；加強部位剪力墻的厚度不宜小于400 mm，且不應小于層高的1/25。

(3)剪力墻中的分布鋼筋不應采用單排布置。當剪力墻厚度不大于400 mm時，采用雙排配筋；當剪力墻厚度大于400 mm時，應采用三排配筋。剪力墻配筋率不應小于0.25%，鋼筋直徑不應小于12 mm，最大間距不應大于200 mm。

(4)應避免在剪力墻上開洞，若無法避免，開洞率不宜大于25%，且應在洞口部位采取加強措施。

5 結 論

采用ABAQUS有限元軟件建立火電廠型鋼混凝土框排架混合結構有限元模型進行彈塑性地震反應分析，并探討了不同烈度與不同場地類別情況下主廠房結構的剪力墻布置數(shù)量問題。所得主要結論如下：

(1)位移反應時程曲線對比表明，有限元計算值與試驗值較為吻合，說明本文采用的建模方法是合理的，并可以推廣應用于同類型結構的計算分析當中。

(2)8度小震作用下，結構整體變形呈彎剪型，其中，上部以剪切變形為主，下部以彎曲變形為主；8度中震作用下，剪力墻開裂，結構剛度開始下降，整體變形亦呈彎剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墻與運轉層構件損傷破壞嚴重，剛度下降明顯，整體變形趨于剪切變形。

(3)分析表明，剪力墻對框架具有很好的約束作用，在地震作用下剪力墻首先出現(xiàn)損傷，并隨著地震作用的增大而不斷發(fā)展演化，能夠起到第一道抗震防線的作用；結構的薄弱部位隨著地震作用的增強，由煤斗層到運轉層再到底部兩層下移；整體結構變形性能較好，能夠滿足“大震不倒”的抗震設防要求。

(4)在計算分析的基礎上，提出了適用于不同烈度與不同場地類別下主廠房結構的剪力墻建議布置數(shù)量，并結合模型結構試驗以及彈塑性地震反應分析結論提出剪力墻的抗震構造措施，可供工程設計參考。

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