江赛雄 ，傅 强

（1.中国电力工程顾问集团西南电力设计院有限公司，四川 成都 610021；2.新一代建筑技术及应用研究中心，四川 成都 610021）

0 引言

电力系统是保障国家经济生命线正常运作的重要支撑，对厂区内的建(构)筑物的抗震性能研究也是专家学者的研究热点[1-4]。转运站是火力发电厂输煤系统中的核心建筑物，是设置在输煤皮带之间的输煤中转站。由皮带机层及一般楼层组成，主要布置有皮带机、落煤管及检修设施，与输煤栈桥均设置有接口。建筑物高度根据输煤皮带机及检修吊车的高度确定，结构具有高宽比较大、跨数较少、层高较大、结构平立面开洞多且不规则等特点，属于电厂抗震重点设防类建筑。

某电厂处于抗震设防烈度为8度(0.3g)区，特征周期0.45 s，场地为II类，设计地震分组为第三组，转运站结构选用钢结构。

为提高转运站的抗震性能，研究设置抗震层的效果，分别建立了两层和五层两个结构模型，选取了5条典型地震波和2条人工地震波，采用时程分析法，对结构设置隔震层与不设置抗震层进行了抗震性能比较，并从技术可行、经济合理的原则出发，提出了高烈度区钢结构转运站隔震设计方案。

1 隔震结构模型

1.1 模型的建立

以某火力发电厂钢结构转运站为原型，选取两层和五层结构布置形式，两层结构中第二层为输煤头部皮带层，结构宽度12 m，高度16.294 m，结构高宽比约1.36；五层结构中第三层、第五层为输煤头部皮带层，结构宽度12 m，高度31.794 m，结构高宽比约2.65。

为便于对比分析，模型分别建立了不设基础隔震支座和设置基础隔震支座两种。不设基础隔震支座结构，柱脚连接采用横向固接、纵向铰接的形式；设置基础隔震支座结构，柱脚连接横向及纵向均采用固接的形式；上部结构横向框架为刚接结构体系，纵向框架为铰接排架+中心支撑结构体系。结构布置、隔震支座设置、结构分析等均执行相关国家现行规程规范[5-9]。

钢梁和钢柱均采用Q235B；楼面采用压型钢板底模的现浇混凝土组合楼板，压型钢板波高76 mm，混凝土板厚度120 mm，混凝土强度等级C30，恒荷载取4.1 kN/m2。皮带机层活荷载取10.0 kN/m2，其他层活荷载取4.0 kN/m2，屋面活荷载取1.0 kN/m2；皮带拉力荷载按集中力输入到楼面钢梁上。结构阻尼比取0.04。转运站所在地区的设防烈度为8度(0.3g)，特征周期0.45 s，场地为II类，设计地震分组为第三组。50 a一遇基本风压约0.5 kN/m2，不考虑雪荷载。

结构计算采用有限元软件SAP2000进行分析，在软件中框架单元建立结构杆系模型，模型结构的建立进行了一定的简化，未输入对结构分析影响较小的楼面钢次梁以及非主要结构荷载，并且对部分同类钢结构构件截面作了归一化处理。隔震支座利用杆件连接截面属性进行定义，再采取杆件绘制的方式建入有限元模型。转运站结构的剖面布置图及梁、柱截面尺寸如图1所示。

图1 转运站结构剖面图

1.2 隔震支座参数确定及隔震层模型的建立

根据GB 50011—2010《建筑抗震设计规范》第12.1.3条要求，风荷载和其他非地震作用的水平荷载标准值产生的总水平力不宜超过结构总重力的10%，另根据GB/T 51408—2021《建筑隔震设计标准》第4.6.8条规定，风荷载下隔震层水平剪力设计值应小于隔震层抗风承载力设计值，隔震层抗风承载力主要由抗风装置和隔震支座的屈服力构成，该转运站结构未设置抗风装置，因此隔震层抗风承载力设计值按隔震层总屈服强度设计值确定。

隔震层总屈服力：

式中：γw为风荷载分项系数；Vwk为风荷载作用下隔震层水平剪力标准值；VRw为隔震层总屈服力。

由于橡胶隔震支座不能提供足够的支座屈服力，因此所有框架柱底均采用铅芯橡胶隔震支座(LRB)。经试算，五层结构选用屈服力较大的LRB700隔震支座，铅芯橡胶隔震支座总屈服力与上部结构重力比值(屈重比)约7.0%；两层结构选用屈服力较小的LRB500隔震支座，铅芯橡胶隔震支座总屈服力与上部结构重力比值(屈重比)约为2.3%。

此外，为对隔震结构进行较真实的分析模拟，数值模型中隔震支座主要结构力学性能参数设计值应通过隔震支座的滞回模型分析求得。

在时程分析中，LRB隔震支座的非线性滞回曲线可以简化为双线性模型，如图2所示，由该简化模型可求出隔震支座初始刚度Kb1和屈服后刚度Kb2：

图2 滞回模型

图2模型上的点(Xy，Qy)即为支座的屈服点，简化的双线性模型中Keq为等效水平剪切刚度，它是双线性模型曲线上两个对角点a、b连线的斜率，计算式为：

式中：Keq为等效水平刚度；Xb为最大水平正位移；Xa为最大水平负位移；Qb为与Xb对应的水平剪力；Qa为与Xa对应的水平剪力。

隔震结构所选铅芯橡胶隔震支座参数见表1所列。如图3所示给出了隔震结构隔震层隔震支座的布置情况(括号中内容对应于五层模型结构)。

表1 隔震支座参数

图3 结构隔震层隔震支座平面布置示意图

2 地震波选取与输入

2.1 地震波的选取

根据规范要求，时程分析需要选取不少于3条地震波进行数值分析，且自然地震波不能少于总波数的2/3，本文拟选取5条自然地震波以及2条人工地震波。其中自然地震波从美国太平洋地震工程研究中心(PEER)数据库进行选取，为更真实反应结构的地震响应，从数据库中筛选出结构主要周期范围内地震波反应谱与目标反应谱数值吻合的地震波，并对自然地震波原始数据进行了相应的处理，剔除了具有脉冲性的地震波。人工地震波则利用MATLAB软件生成与目标反应谱相拟合的地震波。见表2所列为本文选用的7条地震波基本信息，如图4所示为地震波加速度—时间曲线图。

表2 结构动力分析所用地震波信息

图4 7条地震波加速度-时间反应

2.2 地震波的输入

作者对两层及五层转运站结构进行了8度(0.3g)多遇地震、设防地震、罕遇地震下的地震动响应对分析，为了更直观的对其隔震效果进行比较，统一提取了罕遇地震作用下的数据进行研究。同时，地震波输入时，考虑地震动水平双向输入，将地震波动峰值加速度按1∶0.85进行调幅，并将处理后的地震波在转运站两层结构与五层结构的水平X向、水平Y向输入。如图5所示为7条地震动速度反应谱。

图5 7条地震动速度反应谱

3 隔震效果分析

利用国际通用结构分析软件SAP2000对转运站结构进行计算分析。为对结构隔震性能有较直观的比较，分别对未设置基础隔震支座结构与设置了基础隔震支座结构进行了8度(0.2g)多遇地震下的地震动响应分析。

3.1 结构动力特性分析

如图6所示给出未设置基础隔震支座，前3阶模态的振型，两个结构的第1阶振型主要是纵方向，其中两层结构振动周期最大为0.651 s，五层结构振动周期最大为1.489 s；第2阶振型均为横方向，其中两层结构振动周期最大为0.429 s，五层结构振动周期最大为1.178 s；第3阶振型均为反对称振动，两层结构振动周期最大为0.278 s，五层结构振动周期最大为0.827 s。可见五层结构相比两层结构刚度偏柔，且结构的横向刚度要大于纵向刚度。

图6 结构前3阶自振振型

同时，为比较隔震前结构与隔震结构的结构动力特性差异，本文统计了两层结构与五层结构设置了基础隔震支座前后前12阶振型的结构自振周期变化情况，见表3所列。

表3 结构自振周期对比表

隔震支座有效的延长了结构的自振周期，两层结构第1阶自振周期从0.651 s提高到了2.147 s，增长率达到了329.8%，第2阶自振周期从0.429 s提高到了1.955 s，增长率达到了455.7%，第3阶自振周期从0.278 s提高到了0.911 s，增长率达到了327.7%，前3阶自振周期平均增大了371.1%；五层结构第1阶自振周期从1.489 s提高到了2.396 s，增长率达到了160.9%，第2阶自振周期从1.178s提高到了2.106 s，增长率达到了178.8%，第3阶自振周期从0.827 s提高到了1.572 s，增长率达到了190.1%，前3阶自振周期平均增大了176.6%。

对比结果表明，隔震支座延长了结构自振周期，两层结构比五层结构延长的周期比例更高，使结构的自振周期远离了场地卓越周期，有效的避开了地震的高频地带，很大程度上减少了由基础传递到上部结构的水平地震作用，提高了结构的抗震性能。

3.2 基底剪力

为进一步研究转运站隔震结构的隔震效果，提取了在7条地震波作用下隔震前原结构与隔震结构的基底剪力数值，通过对比隔震前后基底剪力变化，分析两个结构的隔震效果差异。转运站结构基底剪力统计如图7所示。

图7 结构基底剪力统计图

两层结构与五层结构在设置了基础隔震后，基底剪力相比隔震前原结构均有不同幅度的降低，两层结构隔震前在7条地震波作用下，基底剪力平均值为92.60 kN，隔震后在7条地震波作用下，基底剪力平均值为43.04 kN，隔震效率达到了53.52%；五层结构隔震前在7条地震波作用下，基底剪力平均值为131.26 kN，隔震后在7条地震波作用下，基底剪力平均值为105.60 kN，隔震效率达到了19.55%。统计数据表明，设置基础隔震支座对减小柱底剪力起到了有效作用，且两层结构基底剪力降低幅度比较五层结构更加大，两层结构隔震效率较五层结构更高。这是由于两层结构隔震层屈重比约2.3%，五层结构隔震层屈重比7.0%，随着隔震层屈重比增大，隔震层耗能减少，因此提供的附加阻尼作用减弱，从而导致结构隔震效果降低。

3.3 层间位移与层间剪力

进一步，提取转运站结构楼层层间位移与楼层层间剪力数据进行比较分析，统计了地震响应参数在7条地震波作用下的数据平均值。以考察两层结构与五层结构的隔震效果差异。结构层间位移与层间剪力对比见表4、表5所列。

表4 两层结构隔震后结构层间位移角与层间剪力变化

表5 五层结构隔震后结构层间位移角与层间剪力变化

由表4、表5可知，转运站结构设置了基础隔震支座后，两层结构与五层结构的楼层层间位移与层间剪力均得到了有效降低，其中两层结构隔震后位移角降低最大幅度达到了33.7%，层间剪力降低最大幅度达到了28.4%；五层结构隔震后位移角降低最大幅度达到了29.7%，层间剪力降低最大幅度达到了15.5%。同样的，由于结构屈重比的差异，导致转运站两层结构隔震效果较五层结构更好。

4 经济性及适用性分析

为了对采用隔震技术的结构进行工程经济性量化分析，本文根据某河北某隔震支座厂家提供的数据，对原结构与隔震后结构的造价情况进行了对比分析，经统计，在不考虑基础土建成本及装饰装修、工艺设备的情况下，两层结构土建成本造价约42万元，采用隔震技术后，主体结构造价约能降低到35万元，隔震支座以及隔震层费用约10万元，总造价约45万元；五层结构土建成本造价约120万元，采用隔震技术后，主体结构造价约能降低到108万元，隔震支座以及隔震层费用约15万元，总造价约123万元。采用隔震技术后，本文所选典型转运站结构提高了结构的抗震性能与结构安全性，但结构的工程造价会略有提高。此外，随着地震设防烈度的增大，建筑物投影面积的增加，以及设计合理的隔震方案，选取恰当的隔震参数，可以进一步提高结构的工程经济性。

此外，由于采用了隔震技术，通常上部结构的绝对位移在下部楼层会增大，在上部楼层可能会减小。根据规范要求，隔震结构周边应考虑竖向隔离缝，缝宽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条地震波进行了时程分析，计算地震水平位移时可以取7条地震波的平均值。经统计，两层结构需要预留的结构变形缝尺寸为384 mm，五层结构需要预留的结构变形缝尺寸为200 mm。因此在进行隔震设计时，需要结构专业将结构变形值提供给工艺专业，专业间紧密配合，对与建筑有接口的输煤皮带、管道或电缆采取设置膨胀节、弹簧吊架等措施，以消除结构附加应力，以免对结构或设备造成损坏。若实在有处理难度时，也可以通过调整隔震支座参数，对隔震层位移进行有效控制。

5 结论

本文以某高烈度区大型火力发电厂典型钢结构转运站为研究对象，分别建立了两层结构模型与五层结构模型，并选择了5条自然波与2条人工波对两层隔震结构与五层隔震结构分别进行了时程分析，对其隔震后的结构动力特性、基底水平剪力、层间位移、层间剪力进行了对比分析，得到以下结论：

1)在高烈度区转运站结构采用基础隔震技术能有效延长结构自振周期，降低结构地震响应强度，提高结构的抗震性能。

2)设置了基础隔震支座后，转运站结构柱底水平剪力、楼层层间位移、楼层层间剪力相比隔震前均得到了有效降低，这表明转运站结构设置了隔震支座后能有效降低结构地震响应，建议高烈度区转运站结构有条件时宜采用结构隔震措施。

3)结构隔震层的屈重比较大，会造成隔震层耗能减少，提供附加阻尼作用减弱，从而导致结构隔震效果降低。因此，合理的控制隔震层屈重比能有效提高结构的隔震效果。建议高烈度区钢结构转运站隔震技术尽量应用在高宽比较小的结构上，并选用屈服力大小适当的隔震支座，使得结构有更好的经济性，同时，隔震设计时需要考虑隔震层以上结构变形对工艺专业的影响，以消除由于相邻建筑变形不一致产生的附加应力。