何文福, 黃一沈, 劉文光, 劉文燕

(上海大學(xué) 土木工程系，上海 200072)

經(jīng)過2011年福島核電站的核災(zāi)難以后，在地震下核電結(jié)構(gòu)安全問題一直是世界備受關(guān)注的問題。隔震技術(shù)的發(fā)展和技術(shù)成熟度是毋庸置疑的，將現(xiàn)已成熟的隔震技術(shù)應(yīng)用到核電工程中，不僅能使核電工程獲得許多潛在好處，最重要的是可以改善核電廠的整體可靠性和安全性[1]。莊初立等[2]基于ANSYS和Midas Gen軟件建立 AP1000 核島結(jié)構(gòu)有限元模型，通過分析核島結(jié)構(gòu)的三維地震響應(yīng)，證明了隔震核島結(jié)構(gòu)的有效性。由此可見，隔震技術(shù)是未來核電抗震能力提高的主要技術(shù)之一。

謝禮立等[3-4]曾提出對于采用基底隔震的核電廠，需要研究其在水平地震動(dòng)和豎向地震動(dòng)共同作用下的影響。并且在大超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下，隔震支座很可能會(huì)因?yàn)槌鍪軌簶O限及支座最大水平位移限值而發(fā)生破壞。然而現(xiàn)階段對于隔震支座我國大多采用簡單雙向非耦合的力學(xué)模型，計(jì)算得到結(jié)果會(huì)產(chǎn)生一定的誤差，尤其是對于核電結(jié)構(gòu)。實(shí)際上，隔震支座力學(xué)模型具有水平及豎向力和位移相互耦合關(guān)系，因此不宜直接采用簡化后模型進(jìn)行分析。

近年來，一些國外學(xué)者開始對支座耦合特性展開相關(guān)研究。Kumar等[5-6]指出橡膠支座在地震中會(huì)出現(xiàn)受拉并且拉壓剛度都會(huì)受到水平位移影響，尤其是在特大地震和超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)下。Warn等[7]對鉛芯橡膠支座水平和豎向的耦合響應(yīng)做了理論與試驗(yàn)分析，得出當(dāng)水平位移增大時(shí)其豎向剛度會(huì)減小，并指出了豎向剛度會(huì)減小到40%～50%。Vemuru等[8]考慮到在特大地震下，支座水平剛度的損耗是不可恢復(fù)的，并根據(jù)此提出了一種新的支座耦合模型。Kumar等[9]用了10種隔震系統(tǒng)做模擬，分析對比了不考慮耦合特性和考慮支座耦合的力學(xué)模型的地震響應(yīng)給出了剛度衰減率并建議在大地震下應(yīng)該考慮支座耦合的力學(xué)模型。我國對核電廠的隔震研究雖較晚，但還是有了一定的研究成果，然而國內(nèi)對于核電隔震結(jié)構(gòu)考慮水平豎向耦合特性的研究還較少。此外，近斷層地震動(dòng)特征參數(shù)與隔震層設(shè)置在不同樓層的隔震結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)參數(shù)均存在相關(guān)性，且相關(guān)程度不同[10]。Annie等[11]指出地震動(dòng)特性的差異對場地地震反應(yīng)會(huì)產(chǎn)生不同的影響。陳龍偉等[12-14]認(rèn)為場地剪切波速作為場地分類的重要指標(biāo)，其不確定性對場地地震反應(yīng)不確定性影響更為顯著，且當(dāng)剪切波速減小時(shí)，地震動(dòng)峰值加速度、地表反應(yīng)譜平臺(tái)值隨之減小，地表反應(yīng)譜的特征周期則增大。

為探究不同剪切波速地震波對考慮支座耦合特性模型的影響，本文對橡膠隔震支座壓應(yīng)力及水平變形耦合力學(xué)性能進(jìn)行理論與試驗(yàn)對比分析，采用考慮瞬時(shí)變化的水平及豎向剛度耦合特性的支座力學(xué)模型編制結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)分析程序，并選用12條剪切波速不同的地震波對AP1000核電廠結(jié)構(gòu)進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)分析，研究隔震支座耦合與非耦合模型的核電廠隔震結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)規(guī)律以探究支座耦合特性對其影響大小。

1 隔震支座力學(xué)相關(guān)性試驗(yàn)

為了研究RB支座和LRB支座的多因素耦合相關(guān)性等基本力學(xué)性能，進(jìn)行RB支座和LRB支座的不同壓力下及不同變形下的支座水平及豎向力學(xué)性能試驗(yàn)。使用的試驗(yàn)加載裝置為豎向10 000 kN千斤頂、水平±500 kN電液伺服加載系統(tǒng)。水平向最大位移±200 mm，單向最大位移400 mm，最大采樣頻率100 Hz，試驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)裝置及傳感器布置圖Fig.1 Test facility and arrangement of transducer

試驗(yàn)體參數(shù)如表1所示，試驗(yàn)支座分別為普通橡膠支座2個(gè)、鉛芯橡膠支座2個(gè)。

表1 試件參數(shù)表Tab.1 Parameter of specimen mm

試驗(yàn)進(jìn)行了4圈循環(huán)加載試驗(yàn)，計(jì)算水平剛度取4次反復(fù)加載循環(huán)的第3次循環(huán)。由于篇幅的關(guān)系，這里僅給出普通橡膠支座水平剛度、鉛芯橡膠支座屈服后剛度隨剪應(yīng)變及壓應(yīng)力耦合相關(guān)性的試驗(yàn)結(jié)果。

圖2為RB和LRB支座屈服后剛度與壓應(yīng)力關(guān)系圖。在豎向壓應(yīng)力較小時(shí)，屈服后剛度隨剪應(yīng)變增大變化幅度較小，但在大壓應(yīng)力時(shí)，屈服后剛度隨剪應(yīng)變的增大而增大。圖3為試件RB型和LRB型的豎向荷載-位移關(guān)系曲線。加載波形為頻率0.3 Hz的正弦波，往復(fù)加載4次，取第三次循環(huán)的豎向滯回曲線。可以看出實(shí)際的豎向壓應(yīng)力和豎向位移曲線是隨著加載的過程而不斷改變的。

對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，數(shù)據(jù)顯示對于水平剛度(鉛芯屈服后剛度)和豎向剛度，LRB最大衰減率分別為33%、96%，RB支座最大衰減率分別為66%、57%。

(a)(b)(c)(d)

圖2 RB和LRB支座水平(屈服后)剛度與壓應(yīng)力關(guān)系圖 Fig.2 Relation of horizontal (post yield) stiffness and vertical compression (RB and LRB)

圖3 RB和LRB支座豎向荷載和豎向位移的關(guān)系

Fig.3 Relation of vertical load and displacement (RB and LRB)

2 隔震支座耦合力學(xué)模型

2.1 隔震支座耦合力學(xué)模型

現(xiàn)有的大部分隔震結(jié)構(gòu)力學(xué)分析模型當(dāng)中，鉛芯橡膠隔震支座水平力學(xué)模型為雙線性、三線性模型以及bocwen模型，豎向力學(xué)模型為拉壓相等以及拉壓不等模型。圖4(a)，圖4(b)所示為典型水平雙線性及豎向拉壓不等模型。

(a) 水平向雙線性模型(b) 豎向雙線性模型

圖4 簡化鉛芯橡膠支座力學(xué)模型

Fig.4 Model of LRB in horizontal and vertical direction

當(dāng)剪切變形為δ時(shí)，橡膠支座的有效承載面積，用下式求出

(1)

式中，D為支座直徑。

圖5 橡膠支座變形前后形狀圖Fig.5 Shape of LRB before and after deformation

為考慮支座水平變形及豎向荷載對水平剛度的影響，其多因素耦合水平剛度模型如下

(2)

式中，K為多因素水平剛度，σ為實(shí)際壓應(yīng)力，其值與支座變形和豎向受力相關(guān)，σcr為支座屈服壓應(yīng)力，其屈曲應(yīng)力如式

(3)

考慮水平位移對豎向剛度的影響的豎向剛度計(jì)算公式如下

(4)

式中，Kv為豎向初始?jí)嚎s剛度，當(dāng)橡膠支座受拉時(shí)，根據(jù)拉伸試驗(yàn)結(jié)果，取拉伸剛度為壓縮剛度的1/10進(jìn)行計(jì)算[15]。

2.2 理論與試驗(yàn)結(jié)果對比

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，對其和理論公式進(jìn)行比對，結(jié)果如圖6所示。其中，圖6(a)為LRB支座水平剛度與壓應(yīng)力的相關(guān)性圖，圖6(b)為豎向剛度和水平位移的相關(guān)性圖[16]。

(a) 橡膠支座水平剛度與壓應(yīng)力(b) 橡膠支座豎向剛度與水平位移

圖6 橡膠支座相關(guān)性

Fig.6 Correlation of rubber bearings

結(jié)合理論與試驗(yàn)可知，水平剛度的衰減率理論上可達(dá)到接近100%，但根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，對于水平剛度，LRB的最大衰減率為33%，RB的最大衰減率為66%。實(shí)際上，當(dāng)支座并未達(dá)到最大衰減率時(shí)便會(huì)因?yàn)橹ё軌撼鰤簯?yīng)力極限而破壞。其次，試驗(yàn)得出LRB的豎向剛度最大衰減率為96%，RB的為57%，由此可見，豎向剛度衰減程度要大于水平剛度衰減程度。

3 多因素耦合地震響應(yīng)分析

3.1 核電隔震結(jié)構(gòu)耦合效應(yīng)模型

為了分析地震作用下豎向壓力和水平變形對核電隔震結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，本文對第三代核電AP1000隔震結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行動(dòng)力分析[17]，核電隔震結(jié)構(gòu)三維模型圖如圖7(a)，上部質(zhì)量為12.6萬噸，隔震結(jié)構(gòu)周期為2.8 s，單個(gè)支座的基本面壓為10 MPa。由于核電安全殼結(jié)構(gòu)周期約為0.6 s，相對于隔震周期較短，加之本文僅研究隔震層在地震作用下豎向荷載、水平變形與其力學(xué)模型耦合效應(yīng)作用下的響應(yīng)，因此把上部結(jié)構(gòu)簡化為單質(zhì)點(diǎn)，如圖7(b)。

(a) 核電隔震結(jié)構(gòu)三維模型(b) 單質(zhì)點(diǎn)模型

圖7 AP1000單質(zhì)點(diǎn)簡化模型

Fig.7 Single-particle model of AP1000

通過MATLAB軟件用紐馬克-非線性加速度法進(jìn)行編程和時(shí)程分析計(jì)算。隔震層恢復(fù)力模型采用考慮壓應(yīng)力及水平變形影響的隔震支座力學(xué)模型。圖8為考慮耦合效應(yīng)的編程流程圖。

圖8 考慮剛度變化模型程序流程圖Fig.8 Flow chart of advanced model

3.2 地震動(dòng)輸入

本文參照United States Geological Survey(USGS)給出的場地條件分類，根據(jù)地下30 m深度范圍內(nèi)的等效剪切波速值將地震波分為三類——軟土Bin1，中硬土Bin2和基巖Bin3，并挑選了其中12條地震波，具體地震波選用如表2所示。地震動(dòng)輸入工況同時(shí)考慮水平和豎向分量，X方向與Y方向的輸入峰值之比為1∶2/3[18]。輸入地震動(dòng)峰值為0.3g～0.6g的四個(gè)工況。另外，考慮核電結(jié)構(gòu)在超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下的響應(yīng)，增加了0.9g的工況。

表2 選用地震波Tab.2 The selected ground motions

3.3 地震響應(yīng)結(jié)果分析

3.3.1 地震作用下雙向剛度變化分析

表3給出了12條地震波在各工況下的雙向最大剛度衰減率。從表中可看出其雙向的剛度衰減率與輸入地震動(dòng)均成正比關(guān)系。此外，在同一地震峰值輸入下，豎向剛度的衰減率相較水平向要略大一些。尤其值得注意的是，在超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下，不僅有3條波造成了結(jié)構(gòu)的破壞，而且此時(shí)豎向的剛度衰減率要遠(yuǎn)大于水平向，豎向剛度的變化要更為敏感。對比三種不同剪切波速地震動(dòng)輸入下的剛度衰減率，由此可分析得出剪切波速的差異性對隔震結(jié)構(gòu)剛度衰減率的影響甚大。剪切波速越小，雙向剛度減小率就越顯著，如W2波作用下水平剛度衰減率在4%～84%，而W8作用下水平剛度衰減率范圍僅在5%～11%間波動(dòng)。出現(xiàn)該現(xiàn)象是由于剪切波速減小時(shí)，地震動(dòng)峰值加速度也相應(yīng)減小，加速度反應(yīng)譜的長周期右移，而長周期部分譜值普遍增大，那么對于隔震結(jié)構(gòu)來說自然更為不利，這一結(jié)論也與陳龍偉等的研究內(nèi)容相符合。

表3 考慮支座耦合特性模型剛度減小率Tab.3 The decrease percentage of stiffness of coupled mechanic model %

圖9給出了超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下三條不同剪切波速地震波的水平屈服后剛度和豎向受壓剛度的時(shí)程圖。

(a) W3波作用下雙向剛度時(shí)程圖

(b) W5波作用下雙向剛度時(shí)程圖

(c) W9波作用下雙向剛度時(shí)程圖圖9 不同剪切波速波作用下雙向剛度時(shí)程圖

Fig.9 The time history of stiffness in horizontal and vertical direction under waves with different shear wave velocity

3.3.2 隔震層位移對比分析

圖10是各工況下最大層間位移增加量。從圖中可以看出，三類地震波有一個(gè)共同的趨勢：即在0.6g～0.9g(超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下)層間位移增大量均出現(xiàn)突變，該現(xiàn)象會(huì)造成隔震層發(fā)生突然的脆性破壞最終導(dǎo)致嚴(yán)重的后果；而在0.3g～0.6g間，對于軟土場地的地震波的位移增大量隨著輸入加速度峰值的增加趨勢明顯，最大層間位移增加量在W2波作用下達(dá)到373 mm，中硬土場地的地震波作用下最大層間位移增加量為52 mm，基巖場地的地震波作用下該值為55 mm。

3.3.3 隔震層加速度對比分析

表4給出了考慮耦合模型與原模型加速度峰值偏差率，其結(jié)果顯示：①考慮支座耦合模型得出的加速度較原模型并未呈現(xiàn)穩(wěn)定變化的趨勢，在不同波作用下，不同工況下，偏差率在正負(fù)之間波動(dòng)，由此可見，考慮支座耦合模型會(huì)放大上部結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)，對核電隔震結(jié)構(gòu)是極其不利的；②雖然考慮支座耦合模型與原模型的加速度響應(yīng)有偏差，但總體偏差率較小，W2波在0.6g工況下為-11%，W11波在0.6g工況下則僅為6%。這是由于瞬時(shí)剛度變化對核電隔震結(jié)構(gòu)整體產(chǎn)生的效應(yīng)并不大，因此加速度偏差率不規(guī)律且影響不大。

圖10 各工況下最大層間位移增加量Fig.10 The maximum increase of displacement under each condition表4 考慮耦合模型與原模型加速度峰值偏差率Tab.4 The deviation rate of acceleration between coupled mechanic model and simplified model%

4 結(jié) 論

本文采用了考慮壓應(yīng)力和水平變形影響的橡膠隔震支座耦合力學(xué)模型，分析對比壓應(yīng)力及剪應(yīng)變耦合理論力學(xué)模型與靜力試驗(yàn)結(jié)果，并對AP1000核電廠隔震結(jié)構(gòu)進(jìn)行隔震支座耦合力學(xué)模型地震響應(yīng)分析，主要結(jié)論如下：

(1) 對RB及LRB支座進(jìn)行壓應(yīng)力及剪應(yīng)變耦合力學(xué)性能試驗(yàn)，結(jié)果得到支座水平剛度和豎向剛度LRB最大衰減率分別為33%、96%，RB支座最大衰減率分別為66%、57%。通過支座力學(xué)性能耦合理論值與試驗(yàn)值的對比表明兩種結(jié)果一致。

(2) 建立了AP1000核電結(jié)構(gòu)進(jìn)行單質(zhì)點(diǎn)雙自由度模型并進(jìn)行數(shù)值模擬分析，結(jié)果顯示AP1000雙向的剛度衰減率與輸入地震動(dòng)均成正比關(guān)系。同一地震動(dòng)輸入下AP1000豎向剛度衰減率要大于水平剛度衰減率，尤其是隨著輸入地震動(dòng)峰值增大，該差異性更為明顯。剪切波速的變化對隔震結(jié)構(gòu)剛度衰減率的影響甚大，剪切波速越小，雙向剛度減小率就越顯著。

(3) 考慮隔震支座耦合作用對核電結(jié)構(gòu)的水平位移影響顯著。剪切波速越小，其最大層間位移增大量會(huì)隨著輸入地震動(dòng)增加呈現(xiàn)明顯上升趨勢，隨著剪切波速增大，由于雙向剛度變化對于水平位移產(chǎn)生的影響也會(huì)對應(yīng)減小。

(4) 對于AP1000核電結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)，考慮支座耦合特性的模型對上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的加速度響應(yīng)并未呈現(xiàn)規(guī)律變化，有放大效應(yīng)也有減小的效果。但根據(jù)數(shù)值結(jié)果，其放大效應(yīng)并不明顯，因?yàn)樗矔r(shí)剛度的變化對于加速度響應(yīng)影響不大。對于普通隔震結(jié)構(gòu)來說該差別可忽略，但對于核電隔震結(jié)構(gòu)尤其在超設(shè)計(jì)基準(zhǔn)地震下的影響不可忽略。