高向宇， 李振宇， 史安琪， 王作杰， 劉凱雁， 李楊龍， 張國偉

(1.北京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)部, 北京 100124; 2.北京構(gòu)力科技有限公司， 北京 100013;3.中國電力工程顧問集團(tuán)華北電力設(shè)計(jì)院有限公司， 北京 100120;4.北京建筑大學(xué)土木與交通工程學(xué)院， 北京 100044)

大型電力主廠房是一類很特殊的工業(yè)廠房，其作為重要生命線工程，承擔(dān)著電力能源供應(yīng)的重要任務(wù)，一旦在地震中受損或發(fā)生破壞導(dǎo)致電力供應(yīng)中斷，將難以發(fā)揮應(yīng)有的生命線功能[1]. 隨著國家電力行業(yè)的發(fā)展，單機(jī)容量不斷增大，結(jié)構(gòu)高度、跨度、荷載也不斷增加，使得結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性更為復(fù)雜，結(jié)構(gòu)所承受的地震作用也更大，在高烈度地區(qū)采用傳統(tǒng)的鋼筋混凝土框排架電力主廠房結(jié)構(gòu)已不適合. 《火力發(fā)電廠土建結(jié)構(gòu)技術(shù)設(shè)計(jì)規(guī)程》[2]中提到，設(shè)防烈度8度Ⅱ～Ⅳ類場(chǎng)地主廠房宜采用鋼結(jié)構(gòu)框架- 支撐體系. 然而，由于生產(chǎn)工藝及功能的要求，電力主廠房需要將不同跨度、高度的框架和框架- 支撐結(jié)構(gòu)并列布置，并且存在錯(cuò)層、去板等不利的結(jié)構(gòu)構(gòu)造，使得結(jié)構(gòu)剛度分布不均勻. 另外，煤斗層質(zhì)量較大，占結(jié)構(gòu)總質(zhì)量的20%～30%，造成了結(jié)構(gòu)質(zhì)量分布不均，在地震作用下，結(jié)構(gòu)受力復(fù)雜，薄弱位置較多[3]. 對(duì)于火電廠主廠房抗震設(shè)計(jì)所具有的特殊性，我國現(xiàn)有的鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范和抗震設(shè)計(jì)規(guī)范尚缺乏相關(guān)的針對(duì)性規(guī)定條款.

已有很多學(xué)者對(duì)鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)體系展開研究，張文元等[4]對(duì)大型火電廠鉸接中心支撐- 框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和有限元分析，結(jié)果表明該類結(jié)構(gòu)頂部及底部層間位移角較大且頂部存在一定鞭梢效應(yīng). 薛建陽等[5-6]對(duì)單榀鋼框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬動(dòng)力試驗(yàn)，并采用SAP2000軟件對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了建模驗(yàn)證，分析表明，鋼框排架結(jié)構(gòu)延性相對(duì)較好，具有良好的抗震性能. 江菊[7]通過SAP2000對(duì)采用鋼支撐及偏心支撐的火電廠結(jié)構(gòu)進(jìn)行推覆分析，結(jié)果表明支撐位置的改變對(duì)結(jié)構(gòu)整體剛度影響較大，采用偏心支撐能顯著提高結(jié)構(gòu)的抗震能力且在錯(cuò)層、剛度突變以及未布設(shè)支撐部位結(jié)構(gòu)反應(yīng)增大. 梁炯豐[8]對(duì)單榀鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了擬靜力及擬動(dòng)力分析，試驗(yàn)結(jié)果表明煤斗梁剛度過大，使得相鄰節(jié)點(diǎn)容易成為結(jié)構(gòu)的薄弱部位. 徐吉民等[9]對(duì)單榀鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行低周往復(fù)加載，試驗(yàn)結(jié)果表明結(jié)構(gòu)底部支撐為最初破壞部位，塑性鉸發(fā)展順序?yàn)橄攘憾撕笾耍罱K柱呈壓彎形破壞. 高向宇等[3]通過SAP2000有限元軟件研究了鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)火電廠非彈性扭轉(zhuǎn)機(jī)理，分析表明鋼支撐屈曲失穩(wěn)導(dǎo)致框排架結(jié)構(gòu)出現(xiàn)非彈性扭轉(zhuǎn)并導(dǎo)致地震響應(yīng)突增. 戴靠山等[10]采用Perform3D有限元軟件基于纖維截面對(duì)鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時(shí)程分析，并與SAP2000計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果表明鋼支撐屈曲后結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯薄弱層. 王富民等[11]對(duì)單榀縮尺鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)進(jìn)行擬靜力低周往復(fù)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果表明，鋼支撐屈曲后會(huì)使與其相連的節(jié)點(diǎn)、鋼梁等發(fā)生扭曲，加劇結(jié)構(gòu)平面外彎曲，對(duì)整體結(jié)構(gòu)抗震不利.

已有文獻(xiàn)大多針對(duì)主廠房單榀或局部結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)研究，關(guān)于鋼支撐- 框排架整體結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)研究較少，因此，本文對(duì)常規(guī)鋼支撐- 框排架電力主廠房結(jié)構(gòu)進(jìn)行縮尺比例為1∶20的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究電力主廠房結(jié)構(gòu)在設(shè)防烈度為8度(0.2g)場(chǎng)地條件下頻率變化、層間位移角分布、地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)響應(yīng)以及結(jié)構(gòu)損傷分布，并建立相應(yīng)縮尺有限元模型，與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，隨后對(duì)結(jié)構(gòu)薄弱部位進(jìn)行加固分析，并提出相應(yīng)設(shè)計(jì)建議.

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)及有限元建模

試驗(yàn)原型為某1 000 MW超超臨界燃煤機(jī)組主廠房[12]，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)基本地震加速度為0.2g，設(shè)計(jì)地震分組為第1組，場(chǎng)地類別為Ⅳ類，場(chǎng)地特征周期為0.65 s，各荷載的重力代表值組合系數(shù)按《火力發(fā)電廠土建結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)技術(shù)規(guī)程》[2]取值. 試驗(yàn)在北京建筑大學(xué)大型多功能振動(dòng)臺(tái)臺(tái)陣實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，所選用振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為 5 m×5 m，最大承受質(zhì)量為60 t，最大加速度為1.5g，確定長度相似比為1∶20，質(zhì)量相似比為1∶1 280，試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒捎娩摬闹谱鳎瑥椥阅Ａ肯嗨票葹?∶1，由以上3個(gè)物理量按相似理論即可推導(dǎo)出其余物理量的相似關(guān)系，其中時(shí)間相似比為1∶8，加速度相似比為3.2∶1, 應(yīng)力、應(yīng)變相似比為1∶1. 試驗(yàn)?zāi)Ｐ唾|(zhì)量約31 t，如圖1(a)所示，坐標(biāo)軸、軸網(wǎng)布置及樓層分布如圖1(b)(c)(d)所示. 考慮到煤斗所產(chǎn)生的荷載直接傳遞給煤斗梁，因此,將煤斗等效為砝碼，并添加鋼制樓板與螺栓將其錨固在煤斗梁，具體砝碼錨固方案如圖1(a)所示. 由于部分構(gòu)件截面按照 1∶20縮尺后難以加工，將部分梁、柱截面按等承載力原則替換為方管、圓管，其中D軸、1軸立面的梁、柱尺寸及位置分布如圖1(c) (d)所示，鋼支撐截面尺寸及位置如表1所示. 圖中，“□40×20×1”表示截面為矩形方管，長、寬、壁厚分別為40、20、1 mm. 模型縱向由9榀框排架組成，總長為3 900 mm；橫向總跨度為2 850 mm，主要分為3跨：汽機(jī)房(AB跨)、除氧間(BC跨)、煤倉間(CD跨)，三部分跨度分別為1 700、500、650 mm；模型總高為2 638 mm，試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮敿?xì)信息見文獻(xiàn)[13-15].

圖1 振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及有限元模型(單位：mm)Fig.1 Shaking table test and finite element model (unit: mm)

表1 鋼支撐截面尺寸及位置

采用ABAQUS有限元軟件建立了相應(yīng)縮尺有限元模型，如圖1(b)所示. 結(jié)構(gòu)梁、柱及鋼支撐均采用B31梁?jiǎn)卧摬男吞?hào)為Q235，材性試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，采用考慮鋼材隨動(dòng)強(qiáng)化特征的雙線性本構(gòu)模型，梁、柱及支撐截面形式與試驗(yàn)?zāi)Ｐ鸵恢?，樓板采用殼單元，試?yàn)?zāi)Ｐ椭兴砑拥母郊淤|(zhì)量塊以分布質(zhì)量(面質(zhì)量)的方式按實(shí)際分布情況施加在樓板單元上. 樓板邊緣與梁、梁柱節(jié)點(diǎn)采用Tie約束，模擬焊接效果.

表2 鋼板材性

2 地震波選波及試驗(yàn)工況

依據(jù)結(jié)構(gòu)原型場(chǎng)地條件在PEER[16]上選取4條天然波以及1條按照規(guī)范譜生成的人工波. 為了便于表述，這里選用有代表性的2條天然波以及1條人工波進(jìn)行討論，3條地震波信息如表3所示. 3條地震波反應(yīng)譜加速度as及地震波加速度aw時(shí)程曲線分別如圖2、3所示. 下文將3條地震波分別記作“NR2波”“CV波”“RGB波”.

表3 地震波信息

圖2 地震波反應(yīng)譜Fig.2 Response spectra of the ground motions

在試驗(yàn)工況上，按照加速度相似關(guān)系分為3級(jí)加載，輸入的地震動(dòng)峰值加速度為0.224、0.672、1.280g，分別對(duì)應(yīng)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中8度(0.2g)多遇地震、設(shè)防烈度地震、罕遇地震. 每級(jí)地震水準(zhǔn)為1個(gè)試驗(yàn)組，每個(gè)試驗(yàn)組中按照時(shí)間相似比以及加速度相似比將地震波調(diào)幅后分別沿結(jié)構(gòu)X向、Y向依次輸入NR2波、CV波、RGB波. 在試驗(yàn)開始前和每個(gè)試驗(yàn)組之間以及試驗(yàn)結(jié)束后分別進(jìn)行白噪聲掃頻工況，以檢測(cè)結(jié)構(gòu)動(dòng)力特性的變化. 試驗(yàn)工況如表4所示.

圖3 地震波加速度時(shí)程曲線Fig.3 Acceleration time history curve of seismic wave

表4 試驗(yàn)工況

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮诙嘤龅卣鹱饔孟?，未觀測(cè)到明顯變形及損傷；在8度設(shè)防烈度地震下，主體結(jié)構(gòu)未發(fā)現(xiàn)明顯變形，A軸排架第4層鋼支撐端部開焊，如圖4(a)所示. 8度罕遇地震下，試驗(yàn)?zāi)Ｐ晚憫?yīng)更加激烈，試驗(yàn)結(jié)束后發(fā)現(xiàn)煤倉間(D軸)第5層X向兩端柱間支撐發(fā)生屈曲及斷裂，B軸、C軸第5層X向支撐端部開焊，如圖4(b)(c)所示. 總體上來看，結(jié)構(gòu)破壞主要發(fā)生在第5層沿X向布置的鋼支撐，結(jié)構(gòu)Y向未發(fā)現(xiàn)支撐及梁柱構(gòu)件損傷.

圖4 結(jié)構(gòu)損傷分布Fig.4 Distribution of structure damage

3.2 動(dòng)力特性驗(yàn)證

各級(jí)白噪聲工況掃頻結(jié)果如圖5所示. 可以看出，8度多遇地震作用前后結(jié)構(gòu)前3階頻率降幅較小，說明模型處于彈性狀態(tài). 8度罕遇地震后，結(jié)構(gòu)前3階頻率均有不同程度的降低，第3階頻率降幅較為明顯，從9.287 Hz降低至8.541 Hz，降低了約8.0%，這些變化是因?yàn)楹庇龅卣鹣虏糠咒撝吻鷮?duì)結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)控制能力減弱. 試驗(yàn)結(jié)束后，前3階頻率分別降至試驗(yàn)前的90.4%、 91.6%和 87.1%.

圖5 頻率變化Fig.5 Change of frequency

3.3 層間位移角響應(yīng)

圖6為8度罕遇地震在3條地震波分別沿結(jié)構(gòu)X、Y向作用下結(jié)構(gòu)層間位移角分布情況. 圖中，實(shí)線實(shí)心標(biāo)記表示振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果，虛線空心標(biāo)記表示ABAQUS有限元模型計(jì)算結(jié)果. 在罕遇地震作用下，3組波X、Y向?qū)娱g位移角最大值分別為 0.008 4、0.005 5(試驗(yàn)值)，滿足《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[14]的抗震設(shè)防要求(罕遇地震下多、高層鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角限值為1/50). 結(jié)構(gòu)X向?qū)娱g位移角大于Y向，兩水平方向頂部層間位移角均較大，結(jié)構(gòu)頂部為薄弱環(huán)節(jié). 其中：X向?qū)娱g位移角最大值發(fā)生在第5層位置，1～5層層間位移角逐漸增大，在第6層略有減??；結(jié)構(gòu)Y向1～4層層間位移角較為均勻，4～6層略有增加.

圖6 8度罕遇地震層間位移角Fig.6 Inter-story drift ratio in 8-degree rare earthquake

圖7 在CV波作用下各樓層加速度放大系數(shù)Fig.7 Acceleration amplification factor for different floors under CV wave

3.4 地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)

在CV波作用下，結(jié)構(gòu)響應(yīng)最大，因此，圖7(a) (b)分別列舉了8度多遇地震(地震動(dòng)峰值加速度為0.224g)、8度設(shè)防烈度地震(地震動(dòng)峰值加速度為0.672g)、8度罕遇地震(地震動(dòng)峰值加速度為1.280g)試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮贑V波分別沿結(jié)構(gòu)X、Y向作用下各樓層地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)(各樓層測(cè)點(diǎn)峰值加速度與臺(tái)面輸入地震動(dòng)峰值加速度的比值). 圖中，實(shí)線實(shí)心標(biāo)記表示試驗(yàn)結(jié)果，虛線空心標(biāo)記表示有限元計(jì)算結(jié)果，并通過顏色及標(biāo)記形狀區(qū)分樓層響應(yīng). 從圖中可以看出，在X向地震作用下，同一烈度地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)在底層變化緩慢，在第4、5層沿高度略有增大，第5、6層又有明顯增大，尤其是第6層. 這些現(xiàn)象表明：試驗(yàn)?zāi)Ｐ驼駝?dòng)是傾向于以第1階模態(tài)為主；結(jié)構(gòu)頂部存在一定鞭梢效應(yīng). 從圖中還可以看出，隨著輸入地震波幅值的增加，試驗(yàn)與有限元結(jié)果均表現(xiàn)出同一樓層地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)呈逐漸降低的趨勢(shì)，尤其是結(jié)構(gòu)頂部第5、6層. 在8度罕遇地震時(shí)，地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)試驗(yàn)值分別降低了27.4%、31.4%. 這說明隨著地震烈度的增大，結(jié)構(gòu)內(nèi)部構(gòu)件或節(jié)點(diǎn)逐漸進(jìn)入塑性，滯回耗能降低了各層的地震動(dòng)峰值加速度放大反應(yīng).

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蚘向地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)略大于X向且隨著輸入地震動(dòng)峰值加速度的增加，各樓層地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)降低較緩，第6層降幅略微明顯. 在8度罕遇地震后，地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)試驗(yàn)值降低了17.5%，說明結(jié)構(gòu)在Y向地震作用下整體損傷較小. 另外，有限元第6層地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)與試驗(yàn)誤差較大，分析原因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)第6層沿結(jié)構(gòu)Y向?yàn)槿踺S，模型頂部附加質(zhì)量塊(見圖1(a))加重了鞭梢效應(yīng).

3.5 樓層扭轉(zhuǎn)響應(yīng)

將同一樓層對(duì)角測(cè)點(diǎn)位移相減后除以兩測(cè)點(diǎn)間距，即可得到各樓層扭轉(zhuǎn)角時(shí)程曲線；將相鄰樓層扭轉(zhuǎn)角作差，即得到層間扭轉(zhuǎn)角時(shí)程. 圖8為NR2波、CV波、RGB波在多遇地震、設(shè)防烈度地震及罕遇地震下的層間扭轉(zhuǎn)角，沿樓層增加，層間扭轉(zhuǎn)響應(yīng)逐漸增大，在結(jié)構(gòu)的第4層扭轉(zhuǎn)角突然減小，這是因?yàn)樵搶影萆w，樓板較為完整，抗扭剛度顯著提升，并且隨著地震烈度的增大，這種突變現(xiàn)象愈發(fā)明顯.

圖8 層間扭轉(zhuǎn)角Fig.8 Interlayer torsional angle

以結(jié)構(gòu)在多遇地震下的響應(yīng)為基準(zhǔn)，各烈度下結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)角峰值以及X、Y向各樓層地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)最大值與多遇地震作用下響應(yīng)的比值如圖9所示. 可以看出，隨著地震動(dòng)峰值加速度的增加，2個(gè)水平向的加速度放大系數(shù)相比多遇地震略微下降，而扭轉(zhuǎn)角放大系數(shù)相比多遇地震逐漸增加. 試驗(yàn)中多遇地震、設(shè)防烈度地震、罕遇地震輸入地震動(dòng)峰值加速度分別為0.224、 0.672、1.280g.

圖9 層間扭轉(zhuǎn)角及地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)Fig.9 Interlayer torsional angle and peak ground acceleration amplification factor

4 有限元計(jì)算結(jié)果

有限元模型所計(jì)算的層間位移角及地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)響應(yīng)分別如圖6、7所示. 從圖中可以看出，有限元計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相近. 為找出鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)薄弱部位，并探究試驗(yàn)?zāi)Ｐ推茐牟课皇欠褚蚝附淤|(zhì)量所造成，利用ABAQUS軟件強(qiáng)大的非線性運(yùn)算能力，分析了結(jié)構(gòu)振型、頂點(diǎn)位移曲線、結(jié)構(gòu)損傷情況及相應(yīng)的加固措施，對(duì)試驗(yàn)研究進(jìn)行補(bǔ)充.

4.1 振型及頻率對(duì)比

圖10為ABAQUS模型的前3階振型，表5為有限元與試驗(yàn)?zāi)Ｐ颓?階頻率對(duì)比，二者接近，第1～3階誤差分別為9.62%、3.25%、0.19%. 振型的順序?yàn)檠豖向平動(dòng)、沿Y向平動(dòng)、扭轉(zhuǎn)，順序合理. 從第3階振型圖中可以看出，電力主廠房結(jié)構(gòu)存在較大偏心且偏心主要分布在結(jié)構(gòu)Y向. 另外，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相比，第2、3階頻率誤差較小，第1階頻率存在一定誤差. 分析原因是試驗(yàn)采用的是鋼制質(zhì)量塊，有限元模型采用的是面質(zhì)量模型，二者存在差異.

圖10 有限元模型前3階振型Fig.10 First three vibration modes of finite element model

表5 有限元與試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷念l率

4.2 頂點(diǎn)位移時(shí)程曲線對(duì)比

在8度罕遇地震作用下有限元與試驗(yàn)頂點(diǎn)位移時(shí)程對(duì)比情況如圖11所示，X、Y向頂點(diǎn)測(cè)點(diǎn)分別如圖1(b)所示. 圖中“CV-X-1.280g”表示CV波地震動(dòng)峰值加速度為1.280g，沿X向輸入結(jié)構(gòu). 由圖可見，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相近且振動(dòng)趨勢(shì)相似.

圖11 頂點(diǎn)位移時(shí)程曲線Fig.11 Displacement time-history curves of the top point

4.3 損傷分布對(duì)比

圖12為8度罕遇地震CV波沿X向輸入有限元模型的結(jié)構(gòu)累計(jì)塑性損傷分布情況. 圖中數(shù)字表示各構(gòu)件進(jìn)入塑性的順序，標(biāo)紅部位表示該部位進(jìn)入塑性. 可以看出，首先B、C、D軸第5層1～2軸(軸網(wǎng)布置見圖1(c)(d))沿X向布置的鋼支撐發(fā)生屈曲變形，隨后A軸第4層1～2軸的鋼支撐也進(jìn)入塑性，接著D軸第5層8～9軸的支撐屈曲失穩(wěn). 整體上，有限元模型的損傷分布基本與試驗(yàn)觀測(cè)到的一致，見圖4. 在破壞形式上，由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭袖撝伪诤窦s1.0～2.5 mm，焊接時(shí)可能存在一定的加工質(zhì)量誤差，導(dǎo)致試驗(yàn)過程中部分支撐端部開焊，所建立的有限元模型未考慮構(gòu)件開焊的影響，但模擬結(jié)果損傷部位仍與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，表明焊接質(zhì)量的影響較小，結(jié)構(gòu)薄弱部位為第5層沿縱向布置的鋼支撐.

圖12 8度罕遇地震CV波X向作用下結(jié)構(gòu)損傷分布Fig.12 Structure damage distribution under X-direction of CV wave in 8-degree rare earthquake

4.4 加強(qiáng)第5層X向鋼支撐

由試驗(yàn)及有限元模擬結(jié)果可知，鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)損傷主要為第5層X向鋼支撐發(fā)生屈曲及破壞，因此，將該層X向鋼支撐替換為等壁厚且截面面積增加至原截面1.5倍的方管或圓管. 表6為第5層X向鋼支撐加強(qiáng)前后的尺寸信息. 圖13為加強(qiáng)后8度罕遇烈度下CV波沿X向作用的結(jié)構(gòu)損傷情況. 通過對(duì)比圖12、13可以看出，加強(qiáng)第5層X向支撐后，該層支撐未發(fā)生屈曲變形，由于未加固A軸第4層位置鋼支撐，該位置的支撐仍出現(xiàn)損傷(損傷部位在右下局部圖中紅色標(biāo)出)，表明所采用的加強(qiáng)措施有效.

表6 加強(qiáng)前后第5層X向鋼支撐截面信息

圖13 加強(qiáng)后8度罕遇地震CV波X向作用下結(jié)構(gòu)損傷分布Fig.13 Structural damage distribution under X-direction of CV wave of 8-degree rare earthquake after reinforcement

5 結(jié)論

1) 通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)以及與有限元計(jì)算進(jìn)行對(duì)比，研究了鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)在8度地震作用下加速度、位移、動(dòng)力特性及損傷情況. 試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，鋼支撐出現(xiàn)不同程度的損傷，主體結(jié)構(gòu)未發(fā)現(xiàn)明顯損傷. 總體上看，鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)滿足現(xiàn)行規(guī)范要求，抗震性能良好.

2) 采用ABAQUS建立的有限元模型與試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮趧?dòng)力特性、加速度和位移響應(yīng)吻合較好，對(duì)鋼支撐損傷部位和損傷程度的模擬與試驗(yàn)結(jié)果一致，對(duì)煤倉間沿X向布設(shè)的鋼支撐進(jìn)行加強(qiáng)后，煤倉間局部損傷情況得到緩解.

3) 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷?～4層樓層加速度響應(yīng)分布均勻，在第5、6層明顯增大，尤其是第6層，地震動(dòng)峰值加速度放大系數(shù)為3.0～4.5；鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)X向?qū)娱g位移普遍大于Y向，最大層間位移角發(fā)生在第5層；隨著地震動(dòng)峰值加速度的增加，鋼支撐- 框排架結(jié)構(gòu)扭轉(zhuǎn)動(dòng)力反應(yīng)加大，設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)予以注意.

4) 通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及有限元分析結(jié)果表明，在地震作用下，采用鋼支撐的電力主廠房結(jié)構(gòu)破壞主要集中在結(jié)構(gòu)煤倉間沿X向布置的鋼支撐，這是采用鋼支撐的電力主廠房結(jié)構(gòu)性能的薄弱環(huán)節(jié)，建議在電力主廠房結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)對(duì)X向及薄弱部位鋼支撐進(jìn)行加強(qiáng)，或考慮應(yīng)用防屈曲支撐，提高結(jié)構(gòu)抗扭和整體耗能能力.