高向宇，史安琪，李楊龍,2，張國偉，王作杰，李振宇，孟 雅

(1.北京工業(yè)大學工程抗震與結構診治北京市重點實驗室，北京 100124；2.北京建筑大學土木與交通工程學院，北京 100044;3.北京建筑大學工程結構與新材料北京高等學校工程研究中心，北京 100044)

大型火電廠作為生命線設施用于保障能源供應，對于人民正常生活、社會正常運作及震后修復都是至關重要的.1976年唐山地震中,唐山陡河電廠主廠房發(fā)生嚴重破壞[1].2008年汶川地震導致四川省內(nèi)多座火電廠受損，江油某電廠發(fā)生垮塌[2]，多座火電廠停運，造成嚴重經(jīng)濟損失.

由于火電廠對功能的需求，廠房往往具有結構及質(zhì)量布置不規(guī)則、承受荷載較大等特點.已有研究顯示，混凝土結構主廠房不太適合應用在高烈度地區(qū)，鋼支撐-鋼框排架結構因其結構布置靈活、抗震性能良好成為高烈度地區(qū)火電廠的主要結構形式[3].

針對火電廠主廠房，已有關于其子結構的試驗研究[4-8]以研究火電廠主廠房結構的抗震性能為主，對主廠房空間框排架結構動力試驗模型設計及試驗研究較為少見.由于模型設計及設備條件的復雜性，已有振動臺試驗鮮有進行理論計算和試驗結果相互比較的研究.其中沈祖炎等[9]設計并制作大縮比振動臺試驗模型；張文元等[10]以某大型火電廠鋼結構主廠房的煤倉間部分為原型，設計制作1∶12的試驗模型，并通過振動臺試驗研究鉸接中心支撐框架體系的抗震性能；張士煉等[11]以火電廠懸吊煤斗結構為研究對象，設計制作1∶12的動力試驗模型并進行振動臺試驗，試驗結果表明懸吊煤斗較支撐煤斗減震效果更加明顯；彭凌云等[12]對火電廠煤斗層的縮尺試驗模型進行振動臺試驗，驗證懸吊煤斗質(zhì)量調(diào)諧阻尼器(tuned mass damper,TMD)對火電廠結構的減震效果；王健澤等[13]基于某實際火電廠主廠房結構發(fā)展了該火電廠主廠房的減隔震結構體系，設計并制作1∶10的試驗模型，通過振動臺試驗研究該體系的抗震性能.

本課題組以某實際工程為背景，通過結構計算和非線性有限元分析對結構的非彈性扭轉(zhuǎn)現(xiàn)象進行研究[14]，并對結構進行優(yōu)化方案設計[15-16]，進而選取橫向某榀框架為研究單元，進行有側(cè)限低周往復加載試驗，對比普通支撐-鋼框排架結構與防屈曲支撐-鋼框排架結構的抗震性能差異[17-18]，為進一步驗證課題組結構優(yōu)化設計成果，驗證有限元模型分析結果的正確性，本文根據(jù)現(xiàn)有試驗條件，以模型動力特性一致性為設計原則，對原型結構進行改造并將原型與試驗結構進行動力特性分析，取得一致效果后，對試驗結構按照1∶20縮尺比例進行縮尺設計.考慮到加工條件的限制，對大縮比后模型框架及支撐的截面進行等效替換，并對框架節(jié)點進行簡化設計，進而制作縮尺試驗模型并進行白噪聲及模擬地震振動臺試驗，將試驗結果與有限元分析結果進行對比，為進一步研究奠定基礎.

1 工程背景

工程原型為2×1 000 MW超超臨界燃煤機組的主廠房，抗震設防烈度為8度(0.20g)，設計地震分組為第1組，場地類別為Ⅳ類，場地特征周期0.65 s，結構平面布置見圖1.

圖1 火電廠原型結構平立面示意圖(單位：mm)Fig.1 Schematic diagram of the plane elevation of the prototype structure of the thermal power plant (unit:mm)

原型結構由汽機房、除氧間、煤倉間三部分構成，總長度106 m(X向)，寬度57 m(Y向)，邊跨標高61 m，結構梁柱主要使用Q345鋼材，鋼支撐主要使用Q345工字鋼,部分使用Q235工字鋼，結構X向共布置151根鋼支撐，Y向153根鋼支撐，結構總質(zhì)量為50 203.16 t.

2 試驗模型結構設計

2.1 模型設計的幾個原則

1) 符合設備條件.進行模擬地震振動臺縮尺試驗模型的設計首先需要考慮振動臺的性能，本文對北京市及周圍的振動臺進行了充分的調(diào)研，最終可供試驗的振動臺如表1所示，按現(xiàn)有條件，試驗模型的平面長度定為4 m左右，總質(zhì)量控制在30 t左右，最大的試驗加速度工況控制在1.50g以內(nèi)，最大位移工況和傾覆力矩滿足設備要求.這樣，試驗模型的設計既保證了選擇的空間，又保證了振動臺性能的發(fā)揮.

表1 可選用的大型振動臺參數(shù)表Table 1 Optional large vibration table parameter

2) 動力特性一致性原則.由于設備條件的限制，模型比例可能較小.為合理模擬結構構件，縮尺比例要控制在1∶20左右.為此，須對原有結構尺度進行縮減.為保持此類結構質(zhì)量、剛度分布復雜的特點，保持高層除氧間和煤倉間鋼框架、低層汽機房結構協(xié)同工作的特點，特別是煤斗部位質(zhì)量分布的特點，本文確立縮減前后應保持結構動力特性一致的原則.

根據(jù)上述原則，采用下列技術措施進行設計：

① 將原有11個開間縮減為8個開間，去掉端部框架柱較密的開間，通過局部調(diào)整質(zhì)量、支撐的分布，實現(xiàn)模型振動特性與理論模型和原型結構一致.

② 將復雜節(jié)點設計為剛性節(jié)點，重點考察結構構件、結構體系布局和質(zhì)量布局的影響，防止試驗過程中節(jié)點的局部失效引發(fā)的整體模型失效.

③ 對于截面構造比較復雜且縮比尺寸較大的構建，可根據(jù)剛度和承載力等效的原則進行替換.

④ 在鋼樓面設置安裝螺栓，分組進行螺栓連接，砝碼間設置薄橡膠片防止砝碼之間出現(xiàn)點接觸，砝碼分組之間保留足夠的間隙.

本文對原型結構進行局部調(diào)整的情況可參見圖2.

圖2 試驗結構平面示意圖(單位：mm)Fig.2 Schematic diagram oftest structure (unit:mm)

2.2 有限元分析驗證

試驗結構需要具有與原型結構相似的動力特性，因此本文使用SAP2000軟件對原型結構及試驗結構進行建模，分析其動力特性.其中原型結構的框架及支撐均使用框架單元進行建模，材質(zhì)為Q345，樓板使用shell單元建模，材質(zhì)為C20混凝土，所以截面均與原型結構一致，有限元模型見圖3；試驗結構框架與原型結構建模方法一致，試驗結構的兩端框架及荷載分布根據(jù)模態(tài)分析結果進行調(diào)整，以保證與原型結構相似，有限元模型見圖4，對原型結構與試驗結構的模態(tài)分析結果見表2.

圖3 原型結構有限元模型Fig.3 Finite element model of prototype structure

圖4 試驗結構有限元模型Fig.4 Finite element model of test structure

表2 原型結構與試驗結構模態(tài)周期對比Table 2 Comparison of modal periods between prototype and test structures

由表2及圖5可以發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過調(diào)整的結構主要周期沒有發(fā)生明顯變化，除第6階周期相差較多外，其余周期誤差均控制在5.0%以內(nèi)，但是第6階振型參與系數(shù)已經(jīng)較小，因此可以認為試驗結構與原型結構的動力特性相似.

2.3 縮尺設計

根據(jù)相似關系理論，確定縮尺試驗模型長度相似比為1∶20，考慮到振動臺的加載和承重能力，加速度相似比設為3.2，其他相關系見表3.

表3 試驗模型相似系數(shù)Table 3 Similarity coefficient of test model

結合相似關系，縮尺試驗模型X向長度3.90 m，Y向?qū)挾葹?.85 m，煤倉間房頂標高為2.65 m，模型以樓板劃分共6層，質(zhì)量約為31 t，其中需要附加質(zhì)量27 t，附加質(zhì)量以分組砝碼的形式施加在樓板上，按此縮尺比例設計，當試驗模型處于罕遇地震工況(地震波加速度峰值為0.40g)，模型的輸入加速度放大為1.28g，也在可選振動臺的能力范圍內(nèi).

主體結構梁柱壁厚在經(jīng)過1∶20縮尺后，主要構件變化較大，需要考慮結構加工可行性及結構可靠性.由于原有工字型梁柱最薄壁厚變?yōu)? mm左右，市場上無法購買合適的縮尺截面產(chǎn)品，由于壁厚過薄，采用鋼板焊接進行制作對加工工藝提出較高要求，由于焊接產(chǎn)生大量的熱，在需求長度內(nèi)無法保證平直，若全部構件進行焊接成型，時間及人工成本過高，因此所有工字型截面梁柱均根據(jù)截面等效原則替換為市場上常見的截面以方便構件的采買，為保證軸向承載力、抗剪承載力及雙向抗彎剛度相似，經(jīng)過等效替換的框架截面如表4所示；支撐作為抗側(cè)力構件，屬于軸向受力構件，需盡量保證支撐的軸向承載力、抗彎剛度及長細比與原結構相似，試驗模型框架及支撐截面見表4.

表4 試驗模型截面信息Table 4 Test model section information

2.4 縮尺試驗模型有限元動力分析

本文使用SAP2000對縮尺模型進行有限元建模，縮尺試驗模型的框架及支撐使用框架單元進行建模，樓板使用shell單元建模，由于實際采購條件的限制，框架及樓板材質(zhì)均為Q235，以原型結構的動力特性為目標，調(diào)整縮尺試驗模型的樓板面質(zhì)量分布，對調(diào)整好的縮尺試驗模型進行模態(tài)分析，對比結果見表5.

表5 原型結構與試驗模型模態(tài)分析對比Table 5 Comparison of modal analysis between prototype structure and tested model

表5可知，經(jīng)過縮尺的模型前2階振型與原型結構變化較小，第3階周期與原型結構差距尚可，上述截面等效替換和質(zhì)量分布調(diào)整的縮尺有限元模型可以保證動力特性的相似性.本文將以此為根據(jù)，對縮尺試驗模型進行加工制作.

2.5 試驗模型設計與制作

由于原型結構經(jīng)過縮尺設計后尺寸較小，加工難度較大，為保證柱腳穩(wěn)定性，柱腳節(jié)點布置貫穿柱截面的加勁肋；交叉支撐節(jié)點使用節(jié)點板進行連接，V型支撐在頂點處使用實心節(jié)點.節(jié)點示意圖見圖6.

圖6 試驗模型節(jié)點示意圖Fig.6 Schematic diagram of test model nodes

縮尺試驗模型的附加質(zhì)量參考有限元模型的質(zhì)量分布，以配重塊的形式分組固定在樓板上，使用高強度絲桿穿過配重塊的凹槽與預留在樓板上的孔位，使用螺栓將其擰緊，配重塊之間留有至少2～3 mm的縫隙，防止配重塊緊靠在一起增加樓板剛度；由于配重塊存在制造誤差，配重直接接觸時會出現(xiàn)點接觸的狀況，在動力試驗中會產(chǎn)生影響試驗結果的高頻噪聲，因此使用薄橡膠片墊在2層配重之間，同時橡膠片可以增加樓板與配重之間的摩擦力，防止發(fā)生相對錯動；考慮到模型底板抗彎承載力較低，底板使用角鋼增大其剛度，見圖7.除縮尺試驗模型主體結構外，其余附加質(zhì)量均在吊裝至臺面后再進行安裝，配重安裝方法如圖8所示，試驗模型如圖9所示.模型吊裝至臺面后通過底板通板孔與振動臺進行固定.

圖7 試驗模型底板Fig.7 Test model floor

圖8 配重安裝方式示意Fig.8 Diagram of counterweight installation

圖9 試驗模型Fig.9 Test model

3 振動臺試驗與有限元分析對比

3.1 試驗條件

試驗采用北京建筑大學大型多功能振動臺陣實驗室SERVOTEST試驗臺進行.量測裝置有PCB加速度傳感器、拉線位移計及應變片，數(shù)據(jù)采集設備為VibRunner數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).

3.2 模態(tài)試驗結果

為得到結構的自振頻率，本文使用布置在底板及各層樓面的X、Y向加速度計所采集的數(shù)據(jù)計算傳遞函數(shù)(見圖10)，進而求得結構各階自振頻率和振型，測試結果與有限元對比見表6.

圖10 白噪聲試驗傳遞函數(shù)Fig.10 White noise test transfer function

表6 有限元與試驗模型模態(tài)周期對比Table 6 Comparison of modal periods between finite element and experimental models

結果顯示，傳遞函數(shù)峰值明顯，不相干頻率段曲線平滑，說明配重的安裝方式有效減少了噪聲對試驗的影響；但是第5階及以上高階振型試驗與理論存在一定差異：例如第5階模態(tài)振型為Y向，第6階模態(tài)振型為扭轉(zhuǎn)；而白噪聲試驗顯示第5階模態(tài)振型為扭轉(zhuǎn)，第6階模態(tài)振型為Y向.分析原因，差別主要來自于物理模型的質(zhì)量模擬與有限元計算模型不完全一致，前者受布置空間的制約.

3.3 加速度與位移響應對比

為研究不同場地條件下結構的地震響應，本文依照原型的場地條件以及其他3種不同場地條件選取了4條地震波，反應譜曲線見圖11.依照原型結構的設計反應譜生成了1條人工波，地震波加速度時程曲線見圖12，地震波信息見表7.其中，RGB波、DN1和DC1波在結構周期點的反應譜值滿足規(guī)范[19]要求，另外2個波形是對其他場地做個比較.

表7 地震波信息Table 7 Seismic wave information

圖11 地震波反應譜與設計反應譜Fig.11 Seismic wave response spectrum and design response spectrum

圖12 地震波加速度時程曲線(烈度或加速度幅值)Fig.12 Seismic wave acceleration time history curve

這里加速度給出DC1波與RGB波沿X向進行地震激勵，地震波加速度峰值調(diào)幅為0.67g.本文采用加速度積分法，計算位移響應，由于加速度傳感器在采集過程中不可避免地采集到某些高頻噪聲，本文使用MATLAB軟件提供的巴特沃斯濾波器對信號進行濾波.

圖13、14為模型頂層同位置的試驗和有限元相對加速度地面輸入加速度與模型頂層加速度的差值結果對比，可以看出試驗結果與有限元結果數(shù)據(jù)峰值及波形相近，但在6 s后的加速度衰減較快，圖14(a)具有類似現(xiàn)象.

圖13 DC1波激勵有限元模型與試驗相對加速度結果對比Fig.13 Comparison of DC1 wave excitation finite element model and experimental relative acceleration results

圖14 RGB波激勵有限元模型與試驗相對加速度結果對比Fig.14 Comparison of RGB wave excitation finite element model and experimental relative acceleration results

圖15、16為模型頂層同位置的試驗與有限元相對位移(頂層相對于地面的位移)結果對比，可看出，二者峰值接近，但峰值過后衰減較快.分析原因，還是質(zhì)量模擬系統(tǒng)對此產(chǎn)生一定影響.砝碼組之間存在碰撞的可能性.

圖15 DC1波激勵有限元模型與試驗位移結果對比Fig.15 Comparison of DC1 wave excitation finite element model and experimental displacement results

圖16 RGB波激勵有限元模型與試驗位移結果對比Fig.16 Comparison of RGB wave excitation finite element model and experimental displacement results

在試驗中過程中可以明顯聽到金屬塊碰撞的聲音，可以印證上述原因.本文認為是配重固定的方式以及試驗過程中螺栓產(chǎn)生的松動耗散了部分能量，提高了結構的阻尼，造成加速度和位移時程曲線在峰值過后試驗結果較有限元結果偏低的現(xiàn)象.

4 結論

本文以某電力主廠房實際工程為背景，按振型一致性原則，進行振動臺結構模型設計與試驗研究，得出了以下結論：

1)通過對試驗模型白噪聲測試，傳遞函數(shù)計算結果顯示縮尺試驗模型的模態(tài)周期結果與有限元模型計算結果有較小誤差，表明按此原則設計試驗模型動力特性與計算結果可以相互印證，證明試驗模型設計方法可行.試驗也驗證有限元模型的正確性，表明采用通用有限元方法對結構模型做彈性分析結果是可信的.

2) 通過地震波激勵的模擬地震振動臺試驗得到結構加速度與位移響應，與有限元時程分析結果對比顯示位移峰值與波形基本一致，表明本文設計的強度模型可以反映結構在一定非線性狀況下的地震響應，符合這種復雜質(zhì)量和剛度分布的結構特點.理論模型可為進一步研究結構彈塑性工作機理、優(yōu)化結構設計提供依據(jù).

3) 結合試驗與有限元分析結果，說明當框排架結構尺度過大，在進行試驗模型設計時若需要減小模型尺寸，按振型一致原則減少端部開間并適當調(diào)整結構兩端質(zhì)量、剛度的方法是合理可行的；采取剛性節(jié)點的制作方法是合理的；當縮尺比例過大，造成構件截面難以加工制作時，根據(jù)剛度等效與承載力等效原則進行替換，可以在保證模型動力特性及結構地震響應的前提下，有效提高模型制作質(zhì)量并增強可行性.

4) 試驗結果顯示，本文所采用的配重安裝方式有效抑制可能產(chǎn)生的噪聲，但是相鄰配重組碰撞對結構響應造成一定影響.因此建議對于配重安裝高度超過2層的部位，應進一步提高砝碼組連接螺栓的剛度，且砝碼組的布置方向宜對相鄰組采取縱橫交叉的碼放方式，提升配重砝碼的有效性.

5) 本文采用同類型鋼材制作模型結構，通過附加砝碼實現(xiàn)質(zhì)量相似比，加速度相似比實現(xiàn)慣性力相似，滿足振動臺承載力、動力輸出和工作頻率范圍等約束條件下的結構動力相似條件.可在現(xiàn)有設備條件下研究框排架結構在彈性和一定范圍非線性狀態(tài)下的動力響應.對于結構進入深度非線性問題，試驗受到一定限制.改進可在選用較低彈模材料制作構件，或?qū)嶒炇掖笮团_陣建成后進行更深入研究.