复杂地基条件下核电厂取水构筑物-桩-土结构动力相互作用分析

2021-03-27 06:24邱义波尹训强王桂萱

结构工程师 2021年1期

邱义波尹训强王桂萱

（大连大学土木工程技术研究与开发中心，大连116622）

0 引言

核电作为一种安全、经济高效的新型能源，对国家优化电力布局、发展可持续经济具有重大意义［1］。随着我国大力发展核电事业，软土地基的问题很难规避。目前，软土复杂地基上建设核电站已成为核电发展的必然趋势［2-3］。然而，软土在强震作用下易破坏，非线性效应明显，因此，复杂地基条件下的取水构筑物-桩-土动力相互分析就成为当前核电厂房抗震安全性评价的重要内容。

国内外很多学者对桩-土-结构动力的相互作用进行了大量研究工作。刘立平［4］等采用动力有限元时程分析方法，上部结构为高层框架，两侧边界为自由边界，底部采用固定边界，以此来研究桩-土-结构在水平地震作用下上部结构的弹塑性动力特性，但在描述无限地基时辐射阻尼效应存在限制；王满生等［5］在Goodman 接触单元加入阻尼效应，并采用黏弹性人工边界模拟土体边界，以此来解决桩-土动力相互作用中的部分能量耗散问题，但却忽略土体的非线性影响；范立础［6］采用m 法计算等代土弹簧对桩周土约束作用的模拟，将桩土相互作用与其底端固结作比较，但忽略桩、土以及上部结构的一体性，并且忽略了桩-土-结构动力相互作用的影响。Shahrour和Juran 等［7］多次进行了多种桩组合的离心模型试验，桩的轻微斜度增强了群桩的整体刚度，却降低了地表交界处桩身的弯矩，同样也增加了承台交界处桩的弯矩。

本文以600 MW 示范快堆工程项目为背景，基于ANSYS 软件建立了软土地基条件下的桩-土-取水结构动力相互作用模型。利用ANSYS 二次开发的特点嵌入了黏弹性人工边界，并结合Newmark［8］隐式数值积分法探究结构在地震效应激励下的安全性。经计算该结构在静动力联合情况下的地震响应，分析桩基础的内力、构筑物的主应力和构件内力分布规律，对比分析了不同桩基条件在相同地质条件的变形、应力及部分构件内力，并基于软件GeoStudio 综合评价了地基的安全稳定。

1 工程概况

本文以600MW 示范快堆工程为背景依托，取水构筑物包括上部取水结构、桩筏基础与取水涵道，其两侧为开山石，其中的闸门井结构尺寸为18.8 m×52.8 m×29.3 m（长×宽×高），所采用的混凝土强度等级为C40，取水管道上部为回填块石，与之比邻的八字口胸墙分布在取水头部进水口的两侧，其平面布置如图1虚线区域所示。

图1 取水头部结构平面布置图Fig.1 Water intake structure plan

取水头部的安全稳定是核电厂正常运行的重要保证。混凝土的参数值参照混凝土结构设计规范选取，核电厂址地质条件复杂，非均匀性较为突出，厂址上部为第四系，主要为人工填土层及全新统冲海积层，包括回填块石、粉质黏土、碎石，存在明显软土，其覆盖范围较大；覆盖层下部为燕山晚期第五次侵入体，主要为长石斑岩。风化岩层整体呈倾斜状明显，地质情况特殊，表1 为取水结构及土体的材料参数。地基软土覆盖区域明显，其工程性质差，承载力低，受力后发生沉降与侧滑，且工程难度大，沉降与变形难以控制，依据工程要求，结构采用桩筏基础处理，其地质断面如图2所示。

表1 取水头部结构和土体的材料参数Table 1 Material parameters of soil and structure

图2 工程地质剖面图Fig.2 Engineering geological section

2 取水构筑物-桩-土相互作用计算模型

2.1 三维有限元模型

图3 为ANSYS 软件所建立的取水构筑物-桩-土动力相互作用系统分析模型，其中，引入黏弹性边界处理模型边界，取水结构采用实体单元、质量单元、梁单元相结合的模式，实体单元模拟结构主体与地基，梁单元来模拟桩，质量单元模拟动水效应。桩-土之间的接触效应采用CONTA 接触单元模拟，对结构采用静动力联合的方法分析结构在作用效应下的结果。地基模拟范围为从结构两侧向两侧各延伸50 m，从底板向下延伸50 m，沿取水头部轴向方向各延伸60 m。

图3 整体抗震分析模型Fig.3 Integrated seismic analysis model

图4为取水头部与桩基结构的有限元计算模型，图5 为地质剖面有限元模型，其细化剖分取水结构整体与非均质部分可显示取水结构的空间分布形态，地基部分分布较为复杂，地基中部存在明显软弱层，粉色实体单元为回填块石，深蓝色实体单元为碎石，浅蓝色及其下部粉色实体单元分别为粉砂和粉质黏土，最下层蓝色实体单元为长石斑岩。风化岩层整体呈倾斜状明显，地质情况特殊。

图4 取水头部结构抗震分析模型Fig.4 Seismic analysis model of water intake structure

图5 地基典型地质剖面的有限元模型Fig.5 Model of typical geological section of foundation

2.2 黏弹性人工边界场地模型

地震作用下，黏弹性边界可反映无限地基的辐射阻尼效应。黏弹性边界是Deeks 在黏性边界Lysmer 和Seed［9］的基础上提出并发展起来的，它可同时模拟半无限地基的散射波辐射和弹性恢复能力，且计算精度高，克服黏性边界的低频漂移问题，稳定性好。该边界单元条件采用弹簧-阻尼单元来表示，如图6所示。

图6 黏弹性人工边界数值模型示意图Fig.6 Diagram of viscoelastic artificial boundary model

对于三维黏弹性人工边界模型，作用在边界节点上的法向和切向阻尼器系数和弹簧刚度系数则按式（1）和式（2）［10］计算。

式中：ΔAi为地基区域外边界节点i 的控制面积；ri为地基区域外边界节点i 到次生散射场振源的距离；ρ、G 皆为节点i 处地基材料的密度；Vs为i 处地基材料的剪切波速；Vp为i处地基材料纵波波速。

2.3 动水压力模型

地震作用下动水压力是取水建筑物抗震设计的重要动力荷载，其对取水头部结构的动力反应影响较大。本文采用等效线性法［12］模拟土体特性，用Housner［13］模型模拟动水压力。

对于作用在取水建筑物内外的地震动水压力，通过节点附加动水质量与相应的加速度来考虑。对于取水建筑物外迎水面，墙体的墙前水域可视为无限远时，按Westergaard 公式［12］计算顺流向地震动水压力，计算公式如式（3）所示。

式中：pw（h）为在地震作用下直立迎水墙面水深h处的动水压力值；ρw为水体密度；H0为水的深度；ah水平方向设计地震加速度值。

2.4 地震波时程曲线

根据委托单位提供的600 MW 示范快堆工程场地地震安评资料，地震效应采用RG1.60对取水构筑物进行校核，厂址基岩在地震效应作用下，水平峰值加速度设计值取0.075 g，竖向峰值加速度取0.075 g。地震持续30 s，时间步长0.01 s，X、Y及Z方向加速度时程如图7所示。

图7 地震波时程曲线Fig.7 Seismic time history curve

3 地震响应分析

本文主要的模拟构筑物在动水压力和与地震效应共同作用下，以项目原本模型（工况一）为基础，在相同的荷载作用条件下，探究无桩（工况二）与加长桩（工况三）条件下，加长桩即在原本桩长全部加长3 m，以动静力结合的方法计算上部结构的内力、位移，桩的剪力及结构的抗倾抗滑稳定性，以此作为结构的安全性及适用性的条件。

3.1 桩内力计算

为方便分析，定义桩编号如图2所示，给出取水头部下的10排桩内力图，其内力分布如图8所示。

图8 取水头部桩内力图Fig.8 Internal force diagram of a pile withl water intake head

表2 则给出了10 排桩内最大的轴力Fy、剪力Fx、弯矩Mx。

由《建筑桩基技术规范》（JGJ 94—2008）［14］给出单桩极限承载力约为59.39 MN，由图8 可以看出，轴力最大发生处在①排桩最顶端，数值为47.57 MN，这主要是取水构筑物在头部位置的自重较大，导致前排桩的轴力较大；剪力最大发生处在⑨排桩桩顶，数值为4.35 MN，从各排桩的剪力分布来看，较大值在刚度变化较大处，变化较为明显，比如第1、7、9排桩，而在第9排桩处，从土层分布来看，在长石斑岩与混凝土之间仅有很少部分的软弱夹层，导致在较小的范围内，桩周围的刚度变化较显著，从而在第9/10 排桩的建立显著增大；弯矩最大发生处在⑦排桩最上端，其值为10.21 MN·m，此处也是不同土层刚度突变之处。综上可知，夹杂土层及结构的刚度变化，对桩的内力影响较大，在薄弱位置应配筋加固，防止发生破坏。

表2 取水头部下桩内力值Table 2 Internal force of pile under water intake head

3.2 取水结构极限应力分析及不同桩基条件下取水结构变形、应力及结构内力分析

如图9 所示为取水结构的主拉应力与主压应力分布。从结构的应力来看，最大处集中在桩与筏板的接触面上，主拉应力最大为4.77 N/mm2，数值大于《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［15］给出的混凝土抗拉设计值1.71 N/mm2，取水暗涵与取水头部接触处应力最大，边角应力集中，这些部位为结构的薄弱环节，需要进行配筋加强，而结构的其他部位的主拉应力分布范围，主要分布在1.5 MPa左右，未超过抗拉强度设计值；第三主应力为19.0 N/mm2，主要集中在桩与筏板的接触上，其小于混凝土极限抗压设计值。考虑到结构今后会配筋加强，在其应力集中薄弱处应着重注意，使其拉应力、压应力满足极限要求。

图9 取水头部结构应力图Fig.9 Main stress diagram of water intake structure

针对此结构合理性与安全性，本文校核了正常桩（工况一）、无桩（工况二）与长桩（工况三）条件下的结构内力与位移。表3 给出取水头部在不同工况下的计算结果。图10 为取水头部在各个方向的变位图，其在X、Y、Z 方向的最大变位分别为11.5 mm、17.5 mm、16.6 mm，三个方向均未超过20 mm，结构满足规范要求。

表3 取水头部分析结果Table 3 Analysis results of water intake structure

加长桩结构的位移于正常桩结构位移大小变化不大，且位移分布趋势基本相同，第三主应力相应的略有减小，第一主应力为4.69 N/mm2，第三主应力为18.2 N/mm2，第一主应力仍超过规范允许的设计值。对于无桩工况，第一主应力为12.1 N/mm2，第三主应力为15.7 N/mm2，应力较前者明显变大，且应力分布趋势过于集中，明显集中于结构与地基的接触面上。变形数值略微改变，水平方向X的变形极值为11.5 mm，竖直方向Y的变形极值为17.5 mm，水平方向Z 的变形极值为16.6 mm。为节省篇幅，下文仅给出无桩工况的变形图，如图11所示。

结构墙体里在外侧、内侧、顶部、底部选取典型截面内力，图12 给出取水结构各构件编号分布，本文考虑重力荷载、净水荷载及地震荷载的组合效应。计算得出，各构件轴力最大发生处为长桩条件下的wall-13 构件，其值为12 740 kN；剪力最大发生处为无桩条件下的wall-4 构件，其值为2 954 kN，图13 给出取水头部部分结构内力分布大小与趋势，从图wall-13 可以看出上部剪力效应，桩基可改善剪力效应，嵌岩深度大而效果明显，依据内力的大小及分布情况，内力大处配筋加强。