李明政，于 洋，劉占宇，滕振超

(東北石油大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，黑龍江 大慶 163318)

料倉(cāng)-框架具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、制作方便等特點(diǎn)，因此它是被廣泛應(yīng)用的化工建筑結(jié)構(gòu)之一。我國(guó)處于環(huán)太平洋地震帶和歐亞地震帶，地震災(zāi)害的頻發(fā)對(duì)我國(guó)造成了嚴(yán)重的影響，然而由于料倉(cāng)框架重心高對(duì)地震和風(fēng)荷載等自然災(zāi)害十分敏感且抵抗力極差。料倉(cāng)-框架作為最重要的生產(chǎn)業(yè)構(gòu)筑物，一旦破壞，將給國(guó)家和人民帶來(lái)巨大的經(jīng)濟(jì)財(cái)產(chǎn)損失，因此框架料倉(cāng)抗震性能的研究尤為重要。

國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)料倉(cāng)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了一系列研究，并取得了豐富的成果[1-13]，Nielsen等[14]學(xué)者得出了縱橫比，儲(chǔ)存固體特性，填充和排放方式以及料倉(cāng)使用頻率的已知關(guān)鍵參數(shù)對(duì)料倉(cāng)的影響。王世豪[15]主要分析了輸出儲(chǔ)料工況下的倉(cāng)壁壓力并與理論值進(jìn)行對(duì)比，得出了倉(cāng)壁側(cè)壓力總體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，并在增大減小的過(guò)程中出現(xiàn)波動(dòng)現(xiàn)象等結(jié)論。賈玲玲等[16]學(xué)者深度分析了在二次地震作用下柱承式料倉(cāng)結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)和抗震性能的研究，得出了一次地震作用下，結(jié)構(gòu)的損傷較小；二次地震作用下，結(jié)構(gòu)的剛度明顯降低，損傷明顯變大，對(duì)今后料倉(cāng)的加固研究提供了依據(jù)。

為減小地震發(fā)生時(shí)料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)的損害，本文結(jié)合某石化公司脫氣及儲(chǔ)存料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)項(xiàng)目，利用ANSYS軟件分別建立單料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)及隔震處理結(jié)構(gòu)的有限元模型，分析空倉(cāng)和滿倉(cāng)兩種工況下原結(jié)構(gòu)及隔震處理結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)。對(duì)不同工況下料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)的應(yīng)力、位移等進(jìn)行對(duì)比分析，為今后料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)分析提出一些建議。

1 模型建立與驗(yàn)證

結(jié)構(gòu)的長(zhǎng)×寬×高為9 m×9 m×39 m，其中框架部分高度15 m，分為兩層，一層高6.2 m，二層高8.8 m，材料為鋼筋混凝土；料倉(cāng)中圓柱體部分高度24 m，直徑7.3 m，厚度16 mm，錐體卸料部分高度7 m，材料為5052-H112鋁合金；料倉(cāng)部分與框架部分剛性接觸；料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)各部分材料及所填物料參數(shù)如表1所示。

表1 材料的力學(xué)性能參數(shù)

選用GZY600型號(hào)的鉛芯橡膠隔震支座，由于其直徑為600 mm，故取Ab=0.28 m2。共布置4個(gè)Combin14彈簧單元，每根柱子布置一個(gè)，為Y方向；設(shè)置8個(gè)Combin40彈簧單元，每根柱子布置兩個(gè)，X、Z方向各一個(gè)，單元具體參數(shù)如表2所示。

表2 彈簧隔震支座參數(shù)表

利用ANSYS有限元軟件，自底向上建立料倉(cāng)-框架有限元模型，其中柱底與基礎(chǔ)固定連接，料倉(cāng)與環(huán)梁剛接并進(jìn)行耦合，由點(diǎn)、線、面、體的形式逐步推進(jìn)建模進(jìn)程，結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。

圖1 料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)模型Fig.1 Silo-frame structure modelling diagram

結(jié)構(gòu)整體模型建立之后，按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB50011—2010)要求[17]，經(jīng)ANSYS有限元軟件中Block Lanczos方法計(jì)算并模態(tài)分析，料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)的水平X向基本自振頻率為2.951 Hz。如表3所示，結(jié)構(gòu)模態(tài)分析結(jié)果圖如圖2所示。

表3 料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)及其帶隔震支座模型結(jié)構(gòu)自振頻率 (單位：Hz)

圖2 模型結(jié)構(gòu)模態(tài)分析結(jié)果Fig.2 Model structure modal analysis results

根據(jù)參考文獻(xiàn)[1]中實(shí)驗(yàn)料倉(cāng)的數(shù)據(jù)可知，實(shí)驗(yàn)得到的自振頻率為2.923 7 Hz，由有限元模擬的空倉(cāng)基頻為2.951 Hz，誤差為0.93%，小于5%；滿倉(cāng)中誤差為11.9%，而參考文獻(xiàn)中的滿倉(cāng)有限元結(jié)構(gòu)模型與實(shí)驗(yàn)中的模型誤差為11.28%，產(chǎn)生此誤差的主要原因是由于試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭敽偷装逑嘟訒r(shí)，為防止混凝土和鋼板粘結(jié)性較差問(wèn)題，在柱底進(jìn)行了配筋的加強(qiáng)，導(dǎo)致模型結(jié)構(gòu)剛度的增大，基頻也隨之增大。因此空倉(cāng)結(jié)構(gòu)所造成的誤差是符合實(shí)際的，模型具有分析價(jià)值。

2 帶隔震支座的料倉(cāng)框架結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析

2.1 振型分解反應(yīng)譜分析

按照《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50011—2010)要求，經(jīng)ANSYS有限元軟件中Block Lanczos方法計(jì)算并進(jìn)行模態(tài)分析，料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)的水平X向基本自振頻率為2.951 Hz，如表4所示。

表4 料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)及其帶隔震支座模型結(jié)構(gòu)自振頻率 (單位：Hz)

2.1.1 結(jié)構(gòu)位移分析

由振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算結(jié)果可知，空料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)基頻下最大位移為52 mm，出現(xiàn)在料倉(cāng)頂部中點(diǎn)；帶隔震支座空料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)基頻下最大位移為5.1 mm， 同樣出現(xiàn)在料倉(cāng)頂部中點(diǎn)，框架部分最大位移為5.77 mm，出現(xiàn)在頂層框架角點(diǎn)處，帶隔震支座結(jié)構(gòu)框架部分最大位移為1.13 mm。滿倉(cāng)中，原結(jié)構(gòu)與帶隔震支座結(jié)構(gòu)基頻下最大位移點(diǎn)分別為66.6、5.4 mm，也均為料倉(cāng)頂部中點(diǎn)；框架部分最大位移為8.71 mm，出現(xiàn)在頂層框架角點(diǎn)處，帶隔震支座結(jié)構(gòu)框架部分最大位移為1.46 mm，位置同未加隔震支座結(jié)構(gòu)。并且發(fā)現(xiàn)料倉(cāng)每一剛度變化較大高度處位移最大點(diǎn)隨高度的增加是逐漸增大的，具體變化見(jiàn)圖3所示。由圖可知，料倉(cāng)框架結(jié)構(gòu)隨高度的增加，側(cè)移量整體是呈逐漸增大趨勢(shì)。

圖3 料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)最大位移量隨高度變化曲線Fig.3 Silo-frame structure maximum displacement curve with height

2.1.2 結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析

為了對(duì)7度設(shè)防烈度加速度為0.1 g地震作用下，料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)和帶隔震支座料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)各關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)進(jìn)行計(jì)算，找出分析結(jié)果最大等效應(yīng)力點(diǎn)進(jìn)行驗(yàn)算，得出并對(duì)比加隔震支座與未加隔震支座結(jié)構(gòu)的振型分解反應(yīng)譜法應(yīng)力作用結(jié)果。

由振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算可知，空料倉(cāng)-框架原結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力值為13.1 MPa，帶隔震支座空料倉(cāng)-框架最大等效應(yīng)力為2.2 MPa；滿料倉(cāng)-框架原結(jié)構(gòu)最大等效應(yīng)力為16.2 MPa，帶隔震支座滿料倉(cāng)-框架最大等效應(yīng)力為3.1 MPa；最大應(yīng)力值點(diǎn)發(fā)生在框架柱頂端四個(gè)角點(diǎn)處和柱底4個(gè)點(diǎn)處，八個(gè)點(diǎn)數(shù)值大小相等，柱頂端四個(gè)點(diǎn)處受應(yīng)力方向?yàn)閄軸正向，為拉應(yīng)力；柱底4個(gè)點(diǎn)處受應(yīng)力方向?yàn)閤軸負(fù)方向，為壓應(yīng)力。結(jié)構(gòu)的應(yīng)力值隨高度變化曲線如圖4所示。

圖4 料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)所受最大應(yīng)力隨高度變化曲線Fig.4 Curves of maximum stresses on silo-frame structures as a function of height

由上可知，滿倉(cāng)下的位移和所受應(yīng)力均比同條件下空倉(cāng)要大；當(dāng)料倉(cāng)內(nèi)質(zhì)量一定時(shí)，帶隔震支座料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)上同一點(diǎn)所移動(dòng)的位移比原結(jié)構(gòu)所移動(dòng)的位移有大幅度減小，所受應(yīng)力也相應(yīng)減??；自結(jié)構(gòu)底部框架至框架柱中部結(jié)構(gòu)所受應(yīng)力均為壓應(yīng)力，中部以上為拉應(yīng)力，框架柱頂端最高點(diǎn)處為最大值，其最大值小于30 MPa；均滿足規(guī)范要求。結(jié)構(gòu)由下到上位移與應(yīng)力分布合理，符合實(shí)際；結(jié)構(gòu)受力最大值點(diǎn)處在柱頂和柱底兩邊緣處。

2.2 結(jié)構(gòu)時(shí)程分析

2.2.1 地震波的調(diào)整與施加

本文選取符合本工程實(shí)際要求的兩組天然波和一組根據(jù)場(chǎng)地?cái)M合的人工波作為時(shí)程分析曲線，分別為EL-Centro波、Taft波和人工波SHM2波，在實(shí)際計(jì)算時(shí)對(duì)選用的地震波數(shù)據(jù)進(jìn)行調(diào)整，地震波峰值調(diào)整之后，結(jié)構(gòu)底部剪力、結(jié)構(gòu)位移限值和應(yīng)力限值應(yīng)符合抗震規(guī)范要求。

根據(jù)文獻(xiàn)[18]，結(jié)合料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)基本情況，擬采用地震波參數(shù)如下：EL-Centro波，時(shí)間間隔0.02 s，持續(xù)時(shí)間53.76 s，加速度峰值出現(xiàn)在第2.14 s，峰值為341.7 cm/s2，場(chǎng)地土屬Ⅱ-Ⅲ類，時(shí)程曲線和幅值譜曲線如圖5所示；Taft波，時(shí)間間隔0.02 s，持續(xù)時(shí)間54.4 s，加速度峰值出現(xiàn)在第3.72 s，峰值為175.9 cm/s2，場(chǎng)地土屬Ⅱ類，時(shí)程曲線和幅值譜曲線如圖6所示；地震波SHM2，時(shí)間間隔0.02 s，持續(xù)時(shí)間78.64 s，加速度峰值出現(xiàn)在第13 s，峰值為35 cm/s2，初始場(chǎng)地土屬Ⅳ類，經(jīng)過(guò)換算進(jìn)行使用，其時(shí)程曲線和幅值譜曲線如圖7所示。

圖5 EL-Centro波Fig.5 EL-Centro Waves

圖6 Taft波Fig.6 Taft Waves

圖7 SHM2波Fig.7 SHM2 Waves

根據(jù)規(guī)范[22]推薦的方法，對(duì)加速度地震波的持續(xù)時(shí)間進(jìn)行壓縮。本文中輸入的EL-Centro波持續(xù)時(shí)間為25 s，Taft波持續(xù)時(shí)間為25 s，人工波SHM2波持續(xù)時(shí)間為40 s。

2.2.2 結(jié)構(gòu)位移分析

利用ANSYS軟件分別建立料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)和帶隔震支座的料倉(cāng)框架結(jié)構(gòu)有限元模型，采用時(shí)程分析法，輸入調(diào)整后的天然波EL-Centro波、Taft波和人工波SHM2波，進(jìn)行結(jié)構(gòu)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)分析，由結(jié)果分析可知結(jié)構(gòu)所受最大位移點(diǎn)在料倉(cāng)的頂部中點(diǎn)；在7度多遇水平地震動(dòng)加速度作用下，得出數(shù)據(jù)，并且經(jīng)過(guò)上文振型分解反應(yīng)譜法，經(jīng)過(guò)繪制數(shù)據(jù)，并將每種物料荷載工況(滿倉(cāng)和空倉(cāng))下的原結(jié)構(gòu)和帶隔震支座結(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)整合如圖8—圖10所示。

圖8 EL-Centro波作用下結(jié)構(gòu)位移Fig.8 EL-Centro wave displacement data

圖9 Taft地震波作用下位移數(shù)據(jù)Fig.9 Taft seismic wave displacement data

圖10 SHM2地震波作用下位移Fig.10 SHM2 seismic wave displacement data

通過(guò)圖8—圖10可知，EL-Centro地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為21 mm，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為39.1 mm，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為4.66 mm，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為4.94 mm；Taft地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為32.3 mm，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為43.4 mm，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為8.72 mm，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為9.26 mm；SHM2地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為16.2 mm，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為43.4 mm，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為4.51 mm，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大位移為6.01 mm。

2.2.3 結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分析

采用上述三種地震波進(jìn)行時(shí)程分析，由結(jié)果發(fā)現(xiàn)基頻下結(jié)構(gòu)受力最大點(diǎn)為4根框架柱頂點(diǎn)和底部支座處，頂點(diǎn)與支座處點(diǎn)受力數(shù)值大小相同，方向相反，底部框架值為負(fù)的，即壓應(yīng)力，以下本文以其中一個(gè)點(diǎn)，即二層框架頂部角點(diǎn)進(jìn)行分析。在7度多遇水平地震動(dòng)加速度作用下，得出數(shù)據(jù)，并且經(jīng)過(guò)上文振型分解反應(yīng)譜法，經(jīng)過(guò)繪制數(shù)據(jù)，并將每種物料荷載工況(滿倉(cāng)和空倉(cāng))下的原結(jié)構(gòu)和帶隔震支座結(jié)構(gòu)應(yīng)力數(shù)據(jù)整合，如圖11—圖13所示。

通過(guò)圖11—圖13可知，EL-Centro地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為12 MPa，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為14.6 MPa，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為2.02 MPa，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為2.75 MPa；Taft地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為10.5 MPa，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為13.8 MPa，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為1.8 MPa，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為2.6 MPa；SHM2地震波作用下，空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為8.5 MPa，滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為11.1 MPa，帶隔震支座空倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為1.92 MPa，帶隔震支座滿倉(cāng)下結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)力為2.33 MPa。

圖11 EL-Centro波作用下應(yīng)力數(shù)據(jù)Fig.11 EL-Centro wave stress data

圖12 Taft地震波作用下應(yīng)力Fig.12 Taft seismic wave stress data

圖13 SHM2地震波作用下應(yīng)力Fig.13 SHM2 seismic wave stress data

3 結(jié)論

采用有限元軟件ANSYS對(duì)料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行模態(tài)分析，初步得出了結(jié)構(gòu)在前10階陣型下的頻率，進(jìn)而采用振型分解反應(yīng)譜法和時(shí)程分析法計(jì)算料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)及其帶隔震支座下結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，針對(duì)其位移和應(yīng)力進(jìn)行比較。經(jīng)過(guò)對(duì)比得出以下結(jié)論：

1)料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)與帶隔震支座料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)在水平地震波作用下，料倉(cāng)內(nèi)物料對(duì)料倉(cāng)結(jié)構(gòu)在地震作用下的位移變形有比較大的影響，料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)最大位移出現(xiàn)在料倉(cāng)頂部；帶隔震支座料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)最大位移也出現(xiàn)在料倉(cāng)頂部。滿倉(cāng)狀態(tài)下的地震反應(yīng)比空倉(cāng)狀態(tài)下的地震反應(yīng)更加劇烈。因而，滿倉(cāng)狀態(tài)對(duì)料倉(cāng)結(jié)構(gòu)更為不利。

2)空倉(cāng)下EL-Centro地震、Taft地震波、SHM2地震波分別約為相同點(diǎn)振型分解反應(yīng)譜法的40.4%、62.1%、62.3%；滿倉(cāng)下EL-Centro地震波、Taft、地震波SHM2地震波分別約為相同點(diǎn)振型分解反應(yīng)譜法的58.7%、65.2%、65.2%；計(jì)算帶隔震支座料倉(cāng)-框架結(jié)構(gòu)最大應(yīng)力值，小于同條件下原結(jié)構(gòu)按振型分解反應(yīng)譜法計(jì)算最大等效應(yīng)力值，空倉(cāng)下，EL-Centro地震波、Taft地震波、SHM2地震波分別約為振型分解反應(yīng)譜法的91.6%、80.2%、84.7%；滿倉(cāng)下，EL-Centro地震波、Taft地震波、SHM2地震波分別約為振型分解反應(yīng)譜法的90.1%、85.2%、68.5%。由此得出結(jié)論，時(shí)程分析法的數(shù)據(jù)結(jié)果變化較小，偏于精確；振型分解反應(yīng)譜法數(shù)據(jù)變化較大，偏于保守。