趙春風，陳健云

（大連理工大學土木工程抗震研究所，遼寧 大連116024）

地震是威脅核電站安全的自然災害之一，2011年日本福島核事故是由于地震引起的海嘯造成，因此研究核電站安全殼在地震作用下的安全性具有非常重要的意義。核電站預應力安全殼是核電站的最后一道防線，要求其在各種不利作用下具有良好的密封性，防止發(fā)生核事故后產(chǎn)生核泄漏對環(huán)境和人類產(chǎn)生危害。核電站的設計和建造過程中需要進行地震動分析，因此需要對現(xiàn)存的和新建核電站的抗震能力進行評估［1］。

在核電站的抗震設計中，需要有結構真實準確的動力響應分析，主要依賴于核電站結構、場地條件和動力特性。為了改進核電站的設計，需要高效的方法對核電站的薄弱性進行評估，如果可能的話，加固現(xiàn)有的核電廠房，因此必須對核電站在正常工作期間遭受極限地震激勵下的動力響應進行評估。

目前，減小地震危害一般采取的措施有避震、控震、抗震和隔震。避震是指在城市、工廠的選址、規(guī)劃以及工程建設中，充分考慮地震的因素，進行地震危險性分析與工程建設場地抗震性能評價，盡可能避開孕育地震活動的斷層；控震是將地震中的建筑物的震動予以控制，有主動與被動控制；抗震是通過增大結構的強度來增強結構抵抗地震的能力，即“以剛克剛”。隔震是通過某種隔離裝置將地震動與結構隔開，以達到減小結構振動的目的。隔震技術是一項成熟的技術，在世界各地得到了廣泛的應用，不僅在地震區(qū)的建筑與橋梁工程中得到了大量的應用，而且在許多重要的基礎設施和重大關鍵項目中得到了應用。本文中對核電站采用隔震技術進行了分析并對有隔震措施和無隔震措施的安全殼進行了對比研究，驗證隔震技術的有效性［2－3］。

1 動力響應分析

核電站是由許多連接結構組成的，建立反應核電站安全殼動力響應的有限元模型應當考慮核心結構和連接結構的相互作用。采用有限元方法對地震波在核電站結構中傳播和動力響應進行定性的評估以確定核電站結構及其組成構件遭受極限安全地震動時的抗震能力，對采取隔震技術和不采取隔震技術的核電站進行分析。隔震支座設置在基礎，通過對有隔震支座的核電站結構進行地震分析得到核電站結構及其連接件上傳遞的地震荷載和運動效果。為了分析隔震技術對提高抗震安全，減小結構響應和破壞，避免經(jīng)濟損失等有何影響，特別對采用隔震系統(tǒng)的核電結構對動力荷載傳播進行了分析?；跍p小核電站結構的主要自振頻率和增加能量消散的方法來達到減震效果。其的核心思想是利用一般的結構在適當?shù)母粽鹧b置作用下減震的可能性，隔震裝置通過彈簧和減震器耦合進行模擬。目前已有許多種隔震裝置，如疊層鋼板橡膠隔震器、摩擦滑移隔震器、鉛芯橡膠隔震器等。

1.1 有限元模型

利用有限元軟件ANSYS建立核電結構的模型，利用簡單的彈簧和減震器模擬隔震裝置并對結構進行地震荷載時程分析。為了分析的方便，簡化邊界條件，本文中部考慮土和結構的相互作用。有限元模型采用合適的單元類型和數(shù)量，即混凝土結構采用SOLID 65單元，預應力鋼筋采用SHELL41膜單元進行模擬，隔震支座采用非線性彈簧阻尼單元COMBIN14和COMBIN40分別模擬，安全殼由豎直筒體和頂部的圓形穹頂組成。

采用和無隔震裝置一樣的材料對有隔震裝置的安全殼進行隔震效果分析，對有無隔震裝置的安全殼進行極限安全地震動作用下的動力響應分析。為了得到合適的三維基礎隔震系統(tǒng)，采用水平和豎向隔震支座。有無隔震裝置的安全殼模型如圖1所示。

圖1 安全殼模型Fig.1 Reinforced concrete containment models

1.2 隔震體系

隔震器能有效的減小核電站廠房結構的加速度動力響應，所以核電站廠房可以通過增加隔震器來加快能量消耗。實際設計中基礎隔震對減小地震響應和節(jié)約成本具有重要的作用［4］。

隔震技術逐漸的成為一項普通而有強大的方法可以保護結構免受地震破壞，通過減小結構的地震響應來提高結構的可靠性和安全性。積極效果是增加阻尼，在基板和地基中間加入隔震裝置使得上部結構和基礎發(fā)生解耦。隔震支座或隔震器能使結構在合適的初始設計或后期改進措施后可以抵抗破壞性的地震沖擊。傳統(tǒng)的方法主要依賴于增加結構的強度，而隔震器是由橡膠層和鋼板組成的，通過橡膠的硫化和鋼板緊密的結合在一起，以期同時減小水平和豎向地震荷載，特別是重要結構中的設備和部件的地震效應［5］。

目前，世界上將基礎隔震技術應用于核電工程中的只有法國的Cruas和南非的Koeberg核電站，而前面所述的先進隔震技術還處于研究發(fā)展階段。法國的Cruas壓水堆核電站采用了1 800個500mm×500mm×65mm的橡膠墊層，而南非的Koeberg核電站采用了2 000個700mm×700mm×100mm的橡膠隔震支座。該墊層采用了橡膠支座加滑動摩擦板，這個隔震體系把核電站有關結構建立在上層筏基礎上，在下筏上裝有疊層橡膠，在上下筏之間安裝2塊滑板，通過滑板的摩擦減小地震力向上傳播。但是這種技術已顯過時，目前已經(jīng)研制成功更好的隔震系統(tǒng)如高阻尼橡膠隔震系統(tǒng)［6］。

本文中應用的就是高阻尼橡膠隔震系統(tǒng)，具有良好的彈性和高阻尼特性，是當前應用比較廣泛、可靠的隔震系統(tǒng)。隔震技術是把上部結構和地基運動解耦，即在上部建筑和基礎之間引入適當?shù)哪芰课昭b置并提供足以支撐結構重力和豎向荷載作用的豎向剛度。隔震支座良好的彈性使得主要結構的基頻降低，避免和地基的頻率接近引起共振，這就使得地基加速度被濾去的同時結構的加速度迅速降低。

隔震裝置的橡膠支座，如圖2所示。必須有足夠的強度足以支撐上部結構的重量，通過穩(wěn)定的、適當?shù)乃阶冃蜗⒌卣鸬妮斎肽芰?。必須指出的是隔震裝置是以增大結構和基礎之間的相對位移為代價而減小結構的動力響應的，因此隔震支座的位移必須和其他設備的位移相協(xié)調，使得隔震支座既能承受較大的變形還能保持承載能力。為了協(xié)調隔震結構的側向位移，應設置可供組裝和檢查等需要的適當?shù)纳炜s縫。高阻尼橡膠支座隔震裝置必須確保它的過濾功能和消能的功能保持60年有效性，與核電站的設計壽命相一致。

首先將隔震裝置簡化為彈簧質量阻尼系統(tǒng)，接著通過模型分析驗證它的有效性。隔震的有效性通過采取隔震措施和不采取隔震措施的安全殼的最大加速度的比值來定性的研究。

在進行非線性瞬時地震分析之前，需要確定隔震裝置的數(shù)量和種類，隔震裝置主要由其2個主要特性決定：（1）改變系統(tǒng)基頻的能力，即使得結構的頻率不落在常見地震作用下地面運動的頻率帶范圍內，地基運動加速度的頻率隨著隔震裝置振動頻率（周期）的減?。ㄔ龃螅┒鴾p小，而相對位移隨著隔震裝置振動頻率（周期）的（增大）而增大，如圖3所示。（2）隔震裝置的消散地震能量的能力。

圖2 隔震支座Fig.2 Isolator scheme

圖3 采用隔震支座后安全殼整體位移和加速度Fig.3 Acceleration and displament of containment with isolator scheme

為了準確地確定隔震裝置的屬性，首先假定在0.3g的地面峰值加速度作用下，給定隔震頻率下的位移譜表達式：

式中：Sd和Sa分別為位移譜和加速度譜，ω是隔震裝置頻率，g是重力加速度。代入周期為T＝2.7s（fi＝0.363 4Hz）時的加速度譜得到最大加速度譜為：

根據(jù)得到的位移和已知的質量可以確定隔震器的剛度k，根據(jù)簡化計算公式得到的結果，從現(xiàn)有工廠生產(chǎn)的隔震器中選擇隔震器的型號和數(shù)量，簡化的計算公式如下［5］：

式中：m是結構的總質量，k為結構總剛度，fi是初始選定的隔震頻率為0.363Hz。

因此設置在上部結構和基礎之間的隔震器的數(shù)量為：

由于隔震器中的橡膠是用來抵抗剪切變形的材料，橡膠的阻尼越大，耗散能力越好。高阻尼橡膠的阻尼比變化范圍為10%到20%，剪切模量G為0.8～1.4MPa［7］。根據(jù)文獻［8］中的結果，本文中的隔震器的阻尼取為20%。

2 數(shù)值模擬

利用上文中的有限元模型，對結構進行模態(tài)和地震加速度瞬態(tài)分析，模態(tài)分析可以采用模態(tài)疊加法，直接積分法和子結構法。通過對有隔震措施和無隔震措施的安全殼進行模態(tài)分析得到2種結構的模態(tài)和頻率，并對不同安全殼的動力響應進行評估分析；采用直接積分的方法對結構進行非線性瞬態(tài)分析，分析中選擇合適的阻尼材料代表隔震系統(tǒng)中的耗能裝置。

采取人工加載的地震波加速度對安全殼進行時域分析，峰值加速度取為0.3g，輸入水平（ax、az）和豎向（ay）加速度時程，地震激勵持續(xù)時間為12s，加速度時程曲線如圖4所示。

圖4 人工加載的地震波加速度時程曲線Fig.4 Histories of acceleration by artificial loading

在抗震分析中，首先對結構進行模態(tài)分析得到反映結構本身阻尼特性的主要頻率。計算了安全殼結構的前20階振型和頻率。結構的自振頻率和振型反映了核島的地震反應特性，比如和材料能量消耗與阻尼效果相關的地震放大系數(shù)。另外，通過模態(tài)分析對比了采取基礎隔震措施和無隔震措施的結構的一階頻率，驗證分析中選擇的隔震頻率和隔震結構的一階頻率的是否對應，本文中選取的自振頻率為0.363 4Hz，如圖5所示。

圖5 安全殼的一階振型Fig.5 The first frequency of containment

在圖5中，有隔震裝置和無隔震裝置結構的第1階振型（懸臂梁行為）和頻率分別表示了2種結構的變形形狀，由圖5中可知，隔震結構主要呈水平平移，而非隔震結構則表現(xiàn)為搖擺狀態(tài)。有隔震和無隔震裝置的結構的頻率和振型計算結果見表1。

表1 隔震和不隔震安全殼的的振動模態(tài)Table 1 Vibration mode of containment

3 計算結果

為了評估地震風險，除了要定義核電結構和主要組件的地震響應（通常特指的是加速度，位移，應力等），還需要對數(shù)值模型進行初始的抗震分析。通過對有隔震措施和無隔震措施不同的結構進行抗震分析，得到不同結構不同樓層位置的最大加速度和位移，通過對比2種結果的最大加速度和位移來分析隔震系統(tǒng)對減小結構地震響應的有效性和阻尼系統(tǒng)的能量耗散能力。通過有限元計算得到有隔震和無隔震措施安全殼的頂點的加速度和位移時程曲線如圖6～7所示。

由圖6～7可知，采取隔震措施的安全殼的頂點x、y和z方向（x、z表示的是水平方向，y表示豎直方向）的最大加速度分別為2.85、12.84和3.05m／s2，相比于無隔震措施的安全殼，加速度分別降低了79.52%、27.56%和79.47%；采取隔震措施的安全殼x、y和z方向的最大位移分別為70.07、1.79和72.65mm；無隔震措施的安全殼x、y和z方向的最大位移分別為14.98、2.30和15.10mm；采取隔震措施的最大位移是未采取隔震措施結構位移的4.71、0.778和4.81倍，安全殼整體結構的最大的傾角僅為0.001 37°。

圖6 安全殼頂點加速度響應時程曲線Fig.6 Histories of acceleration at containment dome vertex

圖7 安全殼頂點位移響應時程曲線Fig.7 Histories of displacement at containment dome vertex

綜上所述，在多向地震作用下。安全殼采取隔震措施后，整體的隔震效果明顯，安全殼結構本身的相對位移很小，如圖8所示。隔震結構主要是隔震層在水平方向的平移，整體結構沒有發(fā)生大的變形；由于隔震措施采用的柔性支撐造成安全殼整體結構水平方向的位移較大，因此，必須考慮隔震措施對與安全殼連接的管路設備等影響。

圖8 安全殼頂點相對位移響應時程曲線Fig.8 Histories of relative displacement at containment dome vertex

對比采取隔震和未隔震的安全殼的傾角變化發(fā)現(xiàn)，采取隔震措施后安全殼的傾角很小，最大的傾角為0.001 37°，比未隔震的結構減小了約90%，說明安全，安全殼在多向地震作用下整體結構的變形很小，沒有發(fā)生整體的晃動或扭轉，不會對反應堆造成影響。從加隔震措施前后的頻率變化看，前三階頻率從4～6Hz降低到不到1Hz，這可能對安全殼底板樓層產(chǎn)生很大影響，如圖9所示。

圖9 安全殼底板樓層特征位置加速度響應譜Fig.9 Response spectra at base floor reference point for isolated and not isolated containment

此外，地震荷載（包括加速度時程或是反應譜）的傳播依賴于每個結構的強度、剛度、模態(tài)特性等動力特性，和隔震系統(tǒng)依賴于輸入的極限安全地震動時程的強度相類似。

4 結 論

本文中建立有隔震和無隔震措施核電站安全殼動力響應的有限元模型，并對有隔震和無隔震措施的安全殼在相同的地震動輸入，材料和幾何屬性條件下進行抗震分析。采用人工加載加速度時程對核電站結構及其內部構件在極限安全地震動工況作用下結構動力響應進行分析和評估，并對基礎隔震的有效性進行研究。通過對有隔震和無隔震措施安全殼的加速度、位移和相對位移進行對比發(fā)現(xiàn)，在選擇合理的隔震水平剛度和阻尼比的情況下，基礎隔震措施能有效地減小結構在地震作用下的動力響應，驗證了隔震技術的有效性。采取隔震措施后，安全殼結構本身的相對位移很小，整體變形很小，沒有發(fā)生整體的晃動或扭轉，但由于隔震措施采用的柔性支撐造成安全殼整體結構水平方向的位移較大，可能會對安全殼的連接管路造成影響，因此需要整體的協(xié)調和優(yōu)化。

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