型钢混凝土框排架混合结构弹塑性地震响应及抗震防线问题研究

王 博, 白国良, 刘 林, 代慧娟

(1.西安建筑科技大学 土木工程学院，西安 710055；2.双良节能系统股份有限公司，江苏 江阴 214444;3.西安科技大学 建筑与土木工程学院，西安 710054)

受工艺限制，火电厂主厂房结构布置复杂、空间整体性能差、薄弱环节较多，作为重要的生命线工程，确保该类结构的抗震安全至关重要。随着火电厂主厂房结构的高度、跨度与荷重不断增大，传统的钢筋混凝土框排架结构体系[1-3]在高烈度区已不能满足大容量机组主厂房的抗震需求。为解决此问题，课题组研究提出了一种适用于高烈度区的新型主厂房结构体系[4-6]。

与钢筋混凝土框排架主厂房结构相比，新型型钢混凝土框排架混合结构主厂房的特点是以部分型钢混凝土柱替代传统的钢筋混凝土柱，并沿部分型钢混凝土柱高在纵向或纵横向同时布置剪力墙。通过合理的布置与设计，新型主厂房结构体系可以实现三道抗震防线：剪力墙作为第一道抗震防线，含有剪力墙的框架作为第二道抗震防线，不含剪力墙的框架作为第三道抗震防线。三道抗震防线的实现极大地提高了结构的抗震能力，确保了结构在高烈度区的抗震安全性。文献[4-6]通过模型结构试验研究了该类结构的抗震性能，但对结构在不同强度地震作用下的弹塑性地震反应，诸如基底剪力、整体侧移、层间位移角以及主要结构构件的损伤演化特性等尚未进行深入分析；此外，文献[4-6]仅研究了型钢混凝土框排架混合结构主厂房在8度Ⅱ类场地情况下的抗震防线实现问题，考虑到在不同烈度区、不同场地类别情况下均能实现三道抗震防线对推广应用该类结构体系具有重要的现实意义，因此有必要对不同烈度以及场地类别情况下主厂房结构的剪力墙布置问题进行深入探讨。鉴于此，本文在前期模型结构试验研究的基础上通过有限元分析继续探讨该类结构的抗震性能，并基于剪力墙布置数量对结构性能影响的分析，尝试提出综合考虑烈度与场地类别的剪力墙布置方式与抗震构造措施。

1 工程概况

通过计算分析设计出布置有6片剪力墙的8度Ⅱ类场地1 000 MW主厂房结构作为研究对象[4]。

图1为型钢混凝土框排架结构主厂房的平面布置图。结构总长122 m，宽62m，共9层，高59.905 m。汽轮机房跨度34 m，煤仓间跨度14 m，除氧间跨度10 m。6片剪力墙在煤仓间与除氧间分散布置，满足工艺要求。其中，轴端部纵向剪力墙长5 m，中部墙长3 m，横向剪力墙长4 m；和Ⓒ轴端部纵向剪力墙长3 m，中部墙长4 m；在楼梯间的③轴、轴的Ⓒ列布置横向剪力墙，长4 m。煤斗层以下剪力墙厚400 mm，煤斗层以上剪力墙厚300 mm。汽轮机房列柱为钢筋混凝土柱，、Ⓒ和列柱为型钢混凝土柱。煤斗梁为型钢混凝土梁，其余梁为钢筋混凝土梁。混凝土强度等级为C45。表1为主要构件的截面尺寸，文献[4-6]选取⑤轴至⑦轴间的3跨3榀子结构进行模型抗震试验研究，该子结构属于主厂房结构中荷重最大、结构最为复杂的部分，对此部分进行分析能够反映整体结构的受力性能。

图1 结构平面布置图

表1 主要构件截面尺寸

2 弹塑性有限元模型的建立

2.1 材料的本构关系

钢材采用双线性动力硬化本构模型，考虑包辛格效应，荷载循环过程中材料不存在刚度退化。多轴应力状态下，采用Von.Mises屈服准则。钢材的强屈比为1.2，极限应力时对应的应变为0.025。

混凝土采用损伤塑性本构模型[7]，能准确模拟低围压条件下混凝土在单调、循环或动载作用下的力学行为，考虑混凝土拉压强度的差异、反复荷载下材料刚度退化以及拉压循环的刚度恢复。混凝土材料的单轴受压和受拉应力-应变曲线及材料轴心受压和受拉强度标准值，可按《混凝土结构设计规范》[8]采用。混凝土进入塑性后的刚度损伤分别由受拉损伤参数和受压损伤参数表达，两个参数的大小由混凝土材料进入塑性状态的程度决定，其数值参照混凝土材料单轴拉压的滞回曲线给出。损伤因子的取值范围从零(表示无损材料)至1(表示完全损伤材料)，通过应力在受损材料产生的弹性余能与在无损材料产生的弹性余能等效原理得出[8]。

2.2 单元的选取

采用ABAQUS有限元软件建立结构模型[9]。混凝土梁柱均采用8节点实体单元C3D8模拟，型钢采用4节点缩减积分壳单元S4R模拟，钢筋采用三维杆单元T3D2单元模拟，剪力墙与楼板采用4节点缩减积分壳单元S4R模拟，根据需要将结构排架部分的屋面简化为平面内刚度较大的梁，采用三维线性梁单元B31模拟，并与排架柱顶采用铰接。

2.3 地震波的输入

选取频谱成分丰富的EL-Centro(N-S)波作为输入地震波，地震动持续时间为12s。依据《建筑抗震设计规范》[10]调整地震动加速度峰值，分别沿结构的横向输入70gal、200gal、400gal与620gal的地震波，用来计算8度小震、8度中震、8度大震与9度大震四种工况下的地震反应。图2为调幅至400gal的输入地震波形图。

图2 输入地震波

2.4 模型验证

图3为采用上述方法建立的有限元模型。

图3 有限元模型

为验证所建有限元模型的合理性，将文献[4-6]试验得到的结构在四种工况下的位移时程曲线与有限元计算结果进行比较。限于篇幅，仅列出8度中震与8度大震作用下结构顶点位移时程的比较情况，如图3所示。

对比结果表明：有限元计算得到的位移反应时程曲线和试验结果较为吻合，说明建立的有限元模型是合理的，采用该模型进行结构抗震性能分析的结果是可靠的。

图4 结构顶点位移反应时程曲线对比

3 弹塑性地震反应分析

3.1 地震作用

图5为不同强度地震作用下的结构基底剪力时程曲线。计算结果表明：8度小震作用下，结构最大正向基底剪力为4 781 kN，最大负向基底剪力为-4 918 kN，剪重比分别为2.78%、2.81%，底层剪力墙所承担的剪力为底部总剪力的52%，承担的倾覆力矩为总倾覆力矩49%；8度中震作用下，结构最大正向基底剪力为15 700 kN，最大负向基底剪力为-16 500 kN，剪重比分别为9.12%、9.6%；8度大震作用下，结构最大正向基底剪力为21 700 kN，最大负向基底剪力为-22 600 kN，剪重比分别为12.62%、13.1%；9度大震作用下，结构最大正向基底剪力为22 700 kN，最大负向基底剪力为-22 300 kN，剪重比分别为13.2%、13.0%。地震动初期，9度罕遇地震的基底剪力大于8度罕遇地震基底剪力，随着结构构件的损伤累积，刚度退化明显，基底剪力不再增加。

图5 不同强度地震作用下结构基底剪力

3.2 变形性能

图6为8度大震下的结构变形图；图7与图8分别为不同强度地震作用下结构的整体侧移曲线与层间位移角分布情况。

由图7可以看出：8度小震作用下，整体结构处于弹性工作状态，整体变形呈弯剪型，其中，上部以剪切变形为主，下部以弯曲变形为主；8度中震作用下，剪力墙开裂，结构刚度开始下降，整体变形亦呈弯剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墙与运转层构件损伤破坏严重，刚度下降明显，整体变形趋于剪切变形。

由图8可以看出：8度小震作用下，结构层间位移角最大值出现在煤斗层，为1/1124；8度中震作用下，结构层间位移角最大值出现在运转层，为1/411；8度大震作用下，结构层间位移角最大值依然出现在运转层，为1/191，满足“大震不倒”的抗震设防要求；9度大震作用下，结构层间位移角最大值出现在底部两层，为1/84。这说明，随着结构构件的开裂及损伤破坏加剧，结构薄弱位置下移。

图6 8度大震作用下结构整体变形

图7 不同强度地震作用下的结构侧移

图8 不同强度地震作用下结构的层间位移角

3.3 整体结构及主要构件的损伤分析

选取8度中震、8度大震、9度大震三个工况下的整体结构损伤、剪力墙损伤、煤斗大梁及运转层大梁的主要损伤形态进行分析。图9-图12为结构构件在8度中震作用下的损伤形态分布图；图13-图16为结构构件在8度大震作用下的损伤形态分布图；图17-图20为结构构件在9度大震作用下的损伤形态分布图。

由图9-图12可以看出：8度中震作用下，结构受拉、受压损伤主要出现在剪力墙根部及与煤斗大梁交接处。剪力墙根部边缘局部小范围内的混凝土受压损伤达到0.80，与煤斗大梁交接处的剪力墙的最大受压损伤达到0.65，带横墙煤斗大梁的最大受压损伤达到0.20。运转层大梁受压损伤主要集中在梁端部，最大值达到0.50，其他部位受压损伤不严重。横向剪力墙底部及煤斗大梁交接处开裂，但程度较轻，受拉损伤最大值达0.80，带有横墙的煤斗大梁的开裂主要集中在梁端部上截面，局部受拉损伤最大值达0.85，其他部位受拉损伤较小，范围在0～0.5之间。无墙煤斗大梁的受压与受拉损伤主要出现在梁跨中，受拉损伤最大值达0.90，受压损伤范围在0～0.15之间。运转层大梁的开裂主要集中在梁端部及相交的横向剪力墙上，局部受拉损伤最大达0.8，其他部位拉损伤均较小，范围在0～0.5之间。由于剪力墙的有利约束，结构中带墙短柱的开裂程度小于不带墙短柱。总体而言，8度中震作用下结构损伤较小，结构刚度为初始刚度的0.90倍左右，整体结构处于可修复状态。

图9 8度中震作用下结构整体损伤

图10 8度中震作用下剪力墙损伤

图11 8度中震作用下煤斗大梁处横向剪力墙及梁的损伤

图12 8度中震作用下运转层大梁损伤

图13 8度大震作用下结构整体损伤

由图13-图16可以看出：8度大震作用下，结构损伤破坏的范围与程度远大于8度中震情况。剪力墙大面积开裂，且墙底部出现受压破坏，运转层大梁开始屈服。横向剪力墙底部受压塑性变形及开裂明显，范围较大。横向剪力墙底部的局部混凝土发生受压破坏，受压损伤可达0.97，边缘处混凝土压碎，煤斗大梁交接处横向剪力墙受压损伤达0.95。带横墙的煤斗大梁受压损伤主要出现在梁墙交接端部，受压损伤最大达0.57。运转层大梁的损伤加剧，梁端混凝土塑性变形增大，受压损伤达0.90，边缘混凝土开始压碎，但截面尚未屈服。横向剪力墙底部及煤斗大梁交接处大面积开裂，裂缝宽度较大，受拉损伤明显，损伤值可达0.90。带横墙的煤斗大梁的开裂主要集中在梁端部上截面，其局部受拉损伤最大达0.90。运转层大梁端部开裂明显，裂缝宽度较宽，约一倍梁高范围内其受拉损伤达0.90。总体而言，8度大震情况下，结构损伤较为严重，刚度约退化为初始刚度的0.60倍。结构底部两层为结构薄弱部位，层间位移角最大值为1/191，结构顶点位移最大值为0.152 m，结构满足“大震不倒”的抗震设防要求。

图14 8度大震作用下剪力墙损伤

图15 8度大震作用下煤斗大梁处横向剪力墙及梁损伤

图16 8度大震作用下运转层大梁损伤

由图17-图20可以看出：9度大震作用下，结构中横向剪力墙底部混凝受压损伤严重，煤斗大梁及下部剪力墙开裂严重，运转层绝大部分梁、柱端均出现塑性铰。横向剪力墙受压塑性变形主要发生底部两层，底部混凝土大面积压碎，受压损伤达到0.97。煤斗大梁交接处横向剪力墙最大受压损伤达到0.97，混凝土被压碎。带横墙煤斗大梁全梁基本均存在受压损伤，但程度不严重，最大值为0.55。无墙煤斗大梁的受压损伤范围在0～0.30之间。运转层大梁受压损伤主要集中在梁端，其受压损伤最大达0.97，形成塑性铰。煤斗大梁以下的剪力墙全墙通裂，大多数裂缝贯穿整个截面，并延伸至翼墙中，最大受拉损伤达到0.95。带横墙煤斗大梁开裂严重，特别是与横向剪力墙连接端，受拉损伤达0.90。无墙煤斗大梁的受拉损伤最大达0.90。运转层大梁的开裂主要集中在梁端部及相交的横向剪力墙上，局部受拉损伤最大达0.90，混凝土开裂严重，塑性变形较大。总体而言，9度大震作用下，结构的损伤主要发生在运转层以下，结构刚度约退化为初始刚度的0.35倍，底部两层层间位移角最大值为1/84，结构虽未坍塌，但已处于不可维修状态。

图17 9度大震作用下结构整体损伤

图18 9度大震作用下剪力墙损伤

图19 9度大震作用下煤斗大梁处横向剪力墙及梁损伤

图20 9度大震作用下运转层大梁损伤

4 不同烈度及场地类别下的剪力墙布置数量与抗震构造措施

模型结构抗震试验研究[4-6]与弹塑性地震反应分析均表明：8度Ⅱ类场地、1 000 MW主厂房结构布置6片剪力墙时可以实现三道抗震防线，抗震性能优越。为进一步推广应用该类结构体系，下面主要分析其他烈度与场地类别情况下的剪力墙布置数量问题。

4.1 分析方法

以8度Ⅱ类场地、布置6片剪力墙的1 000 MW主厂房结构为基准结构，采用SAP2000有限元软件计算分析8度小震作用下其他不同场地情况(Ⅰ类、Ⅲ类、Ⅳ类)下结构基底剪力、楼层地震作用、结构整体变形与层间侧移与Ⅱ类场地情况下的结构(基准结构)之间的关系。最后，结合分析得到的对应关系以及前期关于钢筋混凝土框排架结构的研究成果[11]，以基准结构的剪力墙布置为参考，提出不同烈度与场地类别下剪力墙的建议布置数量。

4.2 不同场地类型下剪力墙的布置数量分析

图21为不同场地条件下主厂房结构层间地震作用对比情况。计算结果表明，Ⅰ类场地下结构的地震作用约为Ⅱ类场地的0.75倍，Ⅲ类场地下结构的地震作用约为Ⅱ类场地的1.25倍，Ⅳ类场地结构的地震作用约为Ⅱ类场地的1.65倍。

图21 不同场地类别下结构层间地震作用对比

图22为不同场地条件下结构层间位移角对比情况。计算结果表明，Ⅰ类场地下结构的层间位移角约为Ⅱ类场地的0.76倍，Ⅲ类场地下结构的层间位移角约为Ⅱ类场地的1.35倍，Ⅳ类场地下结构的层间位移角约为Ⅱ类场地的1.84倍。

图22 不同场地类别下结构层间位移角对比

上述分析表明，8度Ⅰ类和Ⅱ类场地下主厂房结构的层间位移角限值易满足《建筑抗震设计规范》[10]对框架-剪力墙结构1/800的限值要求，而在Ⅲ类与Ⅳ类场地条件下层间位移偏大。为满足规范要求，在Ⅲ类与Ⅳ类场地条件下应在结构中布置更多片剪力墙。结合课题组对传统钢筋混凝土框排架结构体系抗震性能的系统研究成果[1]，综合考虑生产工艺、抗震需求以及经济性要求，提出不同烈度与不同场地类别情况下主厂房结构中剪力墙的建议布置数量见表2。

表2 不同烈度及场地条件下主厂房结构中剪力墙的建议布置数量

4.3 剪力墙的抗震构造措施

根据试验研究及非线性有限元分析得到的结构损伤破坏特性，结合《建筑抗震设计规范》[10]，建议的剪力墙抗震构造措施如下：

(1)运转层以下的剪力墙为抗震加强部位，剪力墙端部宜布置端柱，端柱截面边长不应小于墙厚的2倍，且底部加强部位纵向配筋率不应小于1.2%，一般部位纵向配筋率不应小于1.0%，且水平受力钢筋应形成闭合箍。

(2)剪力墙厚度不应小于300 mm与1/30层高两者中的最大值；加强部位剪力墙的厚度不宜小于400 mm，且不应小于层高的1/25。

(3)剪力墙中的分布钢筋不应采用单排布置。当剪力墙厚度不大于400 mm时，采用双排配筋；当剪力墙厚度大于400 mm时，应采用三排配筋。剪力墙配筋率不应小于0.25%，钢筋直径不应小于12 mm，最大间距不应大于200 mm。

(4)应避免在剪力墙上开洞，若无法避免，开洞率不宜大于25%，且应在洞口部位采取加强措施。

5 结 论

采用ABAQUS有限元软件建立火电厂型钢混凝土框排架混合结构有限元模型进行弹塑性地震反应分析，并探讨了不同烈度与不同场地类别情况下主厂房结构的剪力墙布置数量问题。所得主要结论如下：

(1)位移反应时程曲线对比表明，有限元计算值与试验值较为吻合，说明本文采用的建模方法是合理的，并可以推广应用于同类型结构的计算分析当中。

(2)8度小震作用下，结构整体变形呈弯剪型，其中，上部以剪切变形为主，下部以弯曲变形为主；8度中震作用下，剪力墙开裂，结构刚度开始下降，整体变形亦呈弯剪型；8度大震及9度大震作用下，底部剪力墙与运转层构件损伤破坏严重，刚度下降明显，整体变形趋于剪切变形。

(3)分析表明，剪力墙对框架具有很好的约束作用，在地震作用下剪力墙首先出现损伤，并随着地震作用的增大而不断发展演化，能够起到第一道抗震防线的作用；结构的薄弱部位随着地震作用的增强，由煤斗层到运转层再到底部两层下移；整体结构变形性能较好，能够满足“大震不倒”的抗震设防要求。

(4)在计算分析的基础上，提出了适用于不同烈度与不同场地类别下主厂房结构的剪力墙建议布置数量，并结合模型结构试验以及弹塑性地震反应分析结论提出剪力墙的抗震构造措施，可供工程设计参考。

参 考 文 献

[1]吴 涛.大型火力发电厂钢筋混凝土框排架结构抗震性能及设计方法研究[D].西安：西安建筑科技大学,2003.

[2]白国良，林 娜，吴 涛，等.大型火电厂钢筋混凝土主厂房框排架结构抗震性能试验研究报告[R].西安：西安建筑科技大学土木工程学院资料室，2002.

[3]吴 涛，刘伯权，白国良，等.大型火力发电厂钢筋混凝土框架异型边节点抗震性能及设计方法研究[J].建筑结构学报，2005,26(5): 17-22.

WU Tao, LIU Bo-quan, BAI Guo-liang, et al. Study on seismic behavior and design method of large-scale thermal power plant RC frame with abnormal exterior joints[J]. Journal of Building Structures, 2005,26(5): 17-22.

[4]白国良，康灵果，白涌滔，等.高烈度区大容量火电厂主厂房新型结构体系整体试验研究报告[R].西安：西安建筑科技大学土木工程学院资料室，2009.

[5]白国良，白涌滔，李红星，等.大型火电厂分散剪力墙-SRC框排架结构抗震性能试验研究[J].工程力学，2011,28(6):74-80,87.

BAI Guo-liang, BAI Yong-tao, LI Hong-xing, et al. Experimental study on seismic behavior of scattered shear wall-SRC frame-bent structure in large-scale thermal power plant [J].Engineering Mechanics, 2011,28(6):74-80,87.

[6]白国良，康灵果，李红星，等.大型火力火电厂SRC框架柱-RC分散剪力墙主厂房混合结构体系抗震性能试验研究 [J].土木工程学报，2011,44(9):20-26.

BAI Guo-liang, KANG Ling-guo, LI Hong-xing, et al. Experimental study of the seismic performance of hybrid structure of SRC frame columns-RC disperse shear walls for large thermal power plants [J].China Civil Engineering Journal, 2011,44(9):20-26.

[7]尧国皇，王卫华，郭 明. 超高层钢框架-钢筋混凝土核心筒结构弹塑性时程分析[J].振动与冲击，2012,31(14):137-142,151.

YAO Guo-huang, WANG Wei-hua, GUO Ming. Elastic-plastic time history analysis on super rise steel frame-core wall structure[J]. Journal of Vibration and Shock, 2012,31(14):137-142,151.

[8]GB 50010-2010, 混凝土结构设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社, 2011.

[9]庄 茁，张 帆，岑 松，等. ABAQUS非线性有限元分析与实例[M].北京:科学出版社, 2005.

[10]GB 50011-2010,建筑抗震设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社, 2010.