大型火电厂钢结构主厂房静力弹塑性分析.pdf

第 43 卷 第 4 期 2013 年 2 月下 建筑结构 Building Structure Vol． 43 No． 4 Feb． 2013 大型火电厂钢结构主厂房静力弹塑性分析 * 薛建阳 1， 梁炯丰1， 2， 彭修宁1， 3， 史 祝 1 1 西安建筑科技大学土木工程学院，西安 710055;2 东华理工大学建筑工程学院，南昌 330013; 3 广西电力工业勘察设计研究院博士后工作站，南宁 530023 ［摘要］主厂房框排架是火力发电厂的主要承重结构， 受工艺布置要求的限制， 其质量、 刚度分布不均匀。为了解 大型火电厂钢框排架主厂房的变形能力、 薄弱部位、 受力机理及其破坏机制， 采用静力弹塑性分析方法对其抗震性 能进行研究。研究结果表明 主厂房横向框排架和纵向框架-支撑结构存在较多的薄弱部位， 设计时应予以加强; 煤斗梁的刚度超强， 对结构内力及薄弱层分布产生影响， 钢框排架延性相对较好， 具有较强的塑性变形能力和抗震 能力。 ［关键词］框排架结构;大型火电厂;静力弹塑性;抗震性能 中图分类号 TU271. 1文献标识码 A 文章编号 1002- 848X 2013 04- 0071- 03 Static elastic- plastic analysis of steel frame- bent structures of large thermal power plant main buildings Xue Jianyang1，Liang Jiongfeng1， 2，Peng Xiuning1， 3，Shi Zhu1 1 College of Civil Engineering，Xian University of Architecture ＆ Technology，Xian 710055，China; 2 College of Architecture Engineering，East China Institute of Technology，Nanchang 330013，China;3 Postdoctoral Station of Guangxi Electric Power Industry Investigation Design and Research Institute，Nanning 530023，China Abstract The frame-bent structure is the main load-supporting structure in thermal power plants． The distributions of the structural mass and stiffness are non-uni due to the production layout requirements． The static elastic-plastic analysis was used to study the deation，weak parts，loading capacity and failure mechanisms of steel frame-bent structures of large thermal power plants main buildings． The results show that the steel frame-bent structure has good ductility，strong plastic deation capacity and seismic perance．However，there are much weak parts in the horizontal frame-bent and longitudinal frame-supporting structures，which must be strengthened when designed． The coal hopper beams have great stiffness，which have influences on the distribution of internal force and weak story of the structure． Keywords frame-bent structure;large thermal power plant;static elastic-plastic;seismic perance * 国 家 自 然 科 学 基 金 50978217 ，中 国 博 士 后 科 学 基 金 20080440814 。 作者简介 薛建阳， 博士， 教授， Email jianyang_xue 163． com。 0引言 在我国， 火电厂常采用钢筋混凝土框排架结构， 而随着电厂单机容量的不断增大， 主厂房的高度和 跨度随之不断增加。具有布置灵活、 自重轻、 承载力 高、 施工速度快、 抗震性能好等优点的钢结构， 成为 了大型火电厂主厂房的主要结构形式， 尤其成为高 烈度区建造大型火电厂的首选形式 ［1］。由于框排 架结构体系整体布置复杂、 空间整体性较差、 荷载传 递路径不明确和不直接， 从而导致抗震性能较差。 为此， 本课题组在已完成的大型火电厂钢结构异形 节点受力性能研究的基础上 ［2- 5］， 以某大型火电厂 钢框 排 架 主 厂 房 为 原 型， 建 立 空 间 模 型， 运 用 Pushover 法对其进行罕遇地震下的静力弹塑性地震 反应分析。 1结构模型 某 1 000MW 级钢结构火电厂主厂房按工艺要 求， 采用煤仓间、 除氧间和汽机房相连的框排架结 构， 主厂房结构模型、 结构剖面和平面布置分别如图 1 ～ 3 所示。煤仓间共 5 层， 标高分别为 20， 23. 5， 37. 7， 49. 5， 56. 5m， 其中 37. 7m 处设置煤斗梁 箱形 1 800 800 40 60 ; 除氧间共 5 层， 标高分别为 11. 6， 20， 28， 37. 7， 49. 5m， 其中 37. 7m 处设置除氧 器， 其余各层布置高低压加热器。轴①， ②之间的边 跨屋顶标高为 69m， 运行层标高为 20m， 吊车梁底标 高为 28. 56m。楼板厚度为 100mm， 部分主要受力构 件截面尺寸见表 1， 其中轴， 列柱为 H 形截面， 钢材采用 Q345B。工程设计使用年限为 50 年， 建筑 结构安全等级为二级， 乙类抗震设防， 抗震设防烈度 为 8 度 0. 20g ， 设计地震分组为第一组， 场地类别 为Ⅱ 类， 框 排 架 抗 震 等 级 为 一 级。基 本 风 压 为 建筑结构2013 年 0. 70kN/m2， 地面粗糙度为 B 类。 由于工艺的要求， 该结构平面及竖向存在多种 不规则 1 主厂房体量大、 形状复杂、 形体不规则; 2 结构平面布置不均匀 各楼层的结构布置不同， 而且楼层平面有大开孔、 局部楼层平面有加强; 3 结构纵、 横向立面布置不均匀， 纵、 横向刚度相差较 悬殊 各榀横向框排架结构或纵向框架-支撑结构布 置不尽相同， 即使在同一榀横向框排架结构或纵向 框架-支撑结构内， 其主要抗侧力构件 支撑 的布置 也不均匀， 有的还不连续; 4 结构的各楼层层高差 别较大， 且存在较多结构错层及柱子截面缩进等情 况; 5 荷载种类繁多、 大且分布复杂， 设备荷载大小 不一， 平面布置复杂， 沿结构高度的布置也不均匀， 使得结构质量分布不规则。因此， 采用结构有限元 软件 MIDAS/Gen 建立分析模型时， 对原型结构作了 如下简化 1 考虑汽机房屋架对结构动力反应影响 较小， 将其简化为一轴力杆， 并认为其与排架铰接; 2 采用刚性楼板假定; 3 双梁通过主、 从节点约束 实现。 根据结构构件的受力特点， 分别对梁、 柱、 支撑 设置弯曲塑性铰、 压弯塑性铰、 轴力塑性铰， 骨架曲 图 1结构模型 图 2结构典型剖面图 图 3结构平面布置 主要受力构件截面尺寸 /mm表 1 构件截面尺寸 高 宽 翼缘壁厚 腹板壁厚 柱 1 400 700 40 60 1 200 700 40 60 A 列柱 1 800 900 40 60 1 300 600 40 60 B 列柱 1 000 1 000 60 60 箱形 1 000 800 60 60 箱形 C， D 列柱 支撑P351 12/P351 16/P299 10/HW450 300 20 30/HW600 450 25 35 线均为 FEMA 类型 ［6］。由于侧向荷载加载方式对分 析结果影响比较大， 因此对于受高振型影响较大的结 构， 应至少采用两种以上的加载模式进行 Pushover 分 析 ［7］。为此， 采用考虑多个振型的模态加载模式和加 速度加载模式对结构进行 Pushover 分析。 2计算结果与分析 2. 1 结构的出铰分析 采用模态加载模式和加速度加载模式分别对结 构进行 x， y 向的推覆分析， 可得到结构在地震作用 下的塑性铰发展规律、 屈服机制和破坏机制。其中 模态加载下结构破坏时的塑性铰分布见图 4。 图 4塑性铰分布 考察结构塑性铰的出现次序和位置可知， 结构 在模态加载模式和加速度加载模式下， x， y 方向塑 性铰出现位置和发展速度虽稍有差别， 但其发展规 律大致相同。即塑性铰首先在中下层的斜支撑上产 生， 并随着推覆位移的增大， 各塑性铰逐步向上部支 撑发展， 然后边跨中下层的梁端开始出现塑性铰， 并 逐步向邻层和邻跨发展; 随支撑和梁端塑性铰的不 断增多， 底层角柱底端开始出现塑性铰， 并向内跨和 上层结构发展， 但其发展速度要慢于支撑和梁; 随着 塑性铰数量的增多及塑性状态的深入， 结构最终倒 塌破坏。这种发展规律的主要原因 首先是底部构 件所受竖向力较大， 且外部荷载直接作用在边跨构 件上， 所以塑性铰首先出现在中下层和边跨构件上; 其次是结构竖向刚度不均匀， 各楼层由于工艺和设 备要求出现多种不规则的大开洞或局部楼层平面加 强， 使得结构抗扭刚度不同， 导致角柱和边缘构件塑 性铰出现较早， 塑性状态较深。 2. 2 基底剪力与顶点位移的关系 图 5 为结构在模态加载和加速度加载下的静力 弹塑性曲线， 图中曲线 1， 2， 4， 5 分别表示阻尼比为 5 ， 10 ， 15 ， 20 的需求谱曲线， 曲线 3 表示结 构有效阻尼比 0. 05 的需求谱曲线; 曲线 a， b， c， d 表示周期为 0. 5， 1， 1. 5， 2s 的周期直线; 曲线 e 表示 结构的能力谱曲线; 曲线 3 和曲线 e 的交点即是结 构的性能点， 进而可得到其相对应的基底剪力和顶 点位移 表 2 。从结构静力弹塑性曲线可看出 结 27 第 43 卷 第 4 期薛建阳， 等． 大型火电厂钢结构主厂房静力弹塑性分析 构在 x， y 方向地震作用下， 均能够得到性能点。说 明结构能够抵抗该强度的地震， 实现“大震不倒” 的 抗震性能指标。基底剪力与顶点位移的关系如图 6 所示， 不同加载方式下的计算结果如表 2 所示， 其中 结构达到弹塑性位移角限值时， 认为结构破坏; 延性 系数为结构破坏时的极限位移与屈服位移的比值， 其值根据 ATC40 能力谱法中计算结构等效周期和 等效阻尼的公式反推得到， 从而可确定屈服点的基 底剪力与顶点位移。 不同加载方式的计算结果表 2 加载方向加载模式 结构屈服时性能点时结构破坏时 顶点位移 /m基底剪力 /kN 顶点位移 /m基底剪力 /kN 顶点位移 /m基底剪力 /kN 结构延性 系数 x 向 加速度0. 154 568 5460. 194 581 4140. 652 3136 5184. 22 模态0. 183 462 5160. 230 168 6900. 733 3113 1984. 00 y 向 加速度0. 147 1104 4100. 170 6110 3210. 651 3208 9294. 42 模态0. 197 386 7840. 223 390 1300. 683 3184 3173. 46 下转第 54 页 图 5静力弹塑性曲线 图 6基底剪力与顶点位移的关系 图 6 和表 2 表明， 结构在各阶段的基底剪力在 加速度加载作用下较大， 而其顶点位移的变化规律 则刚好相反。说明在模态荷载作用下， 结构的极限 承载力较小， 结构的弹性刚度和屈服强度较小; 加速 度荷载作用时正好相反。结构的延性则是加速度荷 载作用下较好， 模态荷载作用下稍差。模态加载模 式和加速度加载模式下结构破坏时延性系数较接 近， 基本反映了结构的抗震能力。 2. 3 层间位移角 在两种加载模式下， 结构底层的 x 向层间位移 角为 1 /190， 小于抗震规范规定的多、 高层钢结构弹 塑性层间位移角限值 1 /50， 满足要求。x 向层间位 移角在高度 20， 37. 7， 56. 5m 处数值较大。在模态 加载模式下， x 向最大层间位移角发生在 20m 高度 处， 其原因是该位置结构楼层侧向刚度突变较大。 另外， 37. 7m 高度处， 结构 x 向层间位移角也较大， 并有较大的突变， 形成薄弱层， 其主要原因为煤仓间 皮带层部分的柱子截面收缩， 造成刚度不均匀引起 的; 56. 5m 高度处层间位移角的突变则是楼层局部 突出， 造成刚度突变引起的。 y 向最大层间位移角发生在顶层， 为 1 /203， 小 于抗震规范规定限值。一般情况下， 最大层间位移 角应发生在结构下部， 从图 7 b 可知， 在模态加载 下， y 向最大层间位移角虽发生在顶层， 但除这层 外， 其他各层基本上还是都小于底层的， 其主要原因 是顶层为局部突出楼层， 侧向刚度较小， 且顶层具有 鞭梢效应， 从而导致了顶层层间位移增大， 而 x 向最 大层间位移角并没有发生在顶层， 原因是其设置有 抗侧支撑， 增强了侧向刚度， 因此在地震作用下产生 的层间位移有所减小。 图 7结构性能点处的层间位移角 3结论 1 模态加载模式和加速度加载模式均基本反 映了结构的抗震能力; 结构整体延性、 结构屈服和 37 建筑结构2013 年 如前文所述， 裙房顶层屋面是结构的薄弱环节。 图 6 给出了该层大震后期的出铰情况 部分柱脚开 裂但均未屈服， 混凝土梁的屈服也主要集中在塔楼 核心筒范围内， 两塔楼中间部位的裙房混凝土梁未 出现屈服铰， 可以说明该薄弱部位在大震下是偏安 全的。 图 6USER2 地震下裙房顶层框架出铰示意图 4结论 1 工程为采用了钢管混凝土柱钢框架-核心筒 结构体系的大底盘双塔超高层结构， 在小震作用下 有较强的整体刚度， 结构受力合理， 能满足超高层结 构的承载力、 变形控制以及整体稳定性要求。设有 伸臂与带状桁架的加强层有效地减小了结构的侧 移， 但也增加了结构竖向刚度的不规则性， 需采取加 强措施。 2 大底盘对称双塔结构存在双塔的相对平动 振型， 其对结构在地震作用下的振动反应贡献很小， 整体结构的扭转效应得到有效控制， 受力相对简单。 3 中震弹性分析结果显示， 该结构的底部核 心筒剪力墙、 加强层桁架等重要构件具有较强的抗 震承载力， 达到了中震抗震设防目标。 4 在中、 大震作用下， 该结构层间变形满足规 范要求， 且有一定富余， 总体呈“梁铰破坏” 机制， 满 足了延性设计要求， 达到了“大震不倒” 的抗震设防 目标。 5 大底盘双塔结构， 裙房楼板尤其是裙房顶 层楼盖起着协同各塔楼共同工作的作用， 是结构的 薄弱环节， 需加强处理。弹塑性分析显示本工程该 薄弱部位经过加强处理后， 在大震下具有较强的抗 震能力， 满足了抗震设防要求。 参考文献 ［1］白国良， 李红星， 张淑云． 混合结构体系在超高层建 筑中的应用及问题［J］． 建筑结构， 2006， 36 8 64- 68． ［2］闫锋， 周建龙， 汪大绥， 等． 南京绿地紫峰大厦超高层 混合结构设计［J］． 建筑结构，2007， 37 5 20- 24． ［3］JGJ 32002 高层建筑混凝土结构技术规程［S］． 北 京 中国建筑工业出版社， 2002． ［4］徐培福，戴国莹． 超限高层建筑结构基于性能抗震 设计的研究［J］． 土木工程学报，2005， 38 1 1- 10． ［5］薛彦涛， 魏琏． 底部整体裙房上部多塔结构地震反应 分析［J］． 建筑结构学报，1989， 10 6 21- 29． 上接第 73 页 破坏时的顶点位移及其所对应的基底剪力在两种 加载模式下差别较大。在两种加载模式下， 结构 的层间位移角均满足要求， 但在 x， y 向地震作用下 均有突变， 其主要原因是由于结构竖向刚度突变 造成的。 2 从出铰分析可知， 在 x 向地震作用下， 塑性 铰的发展规律为由下而上、 由外及内; 在 y 向地震作 用下， 塑性铰发展规律为由中底部支撑到中高层支 撑及中低层梁、 柱端， 再到中高层梁、 柱端直至破坏。 3 在两种加载模式下， 结构均是上部位移大、 下部小， 但内力则相反。梁、 柱端及斜支撑中间为整 个构件内力的最大处， 也是最危险处。对于薄弱层 及煤斗梁处的设计要特别予以关注。 4 对于火电厂主厂房框排架结构而言， 因工 艺要求， 在结构中上部布置了一系列自重很大的煤 斗梁， 从而引起刚度突变， 结构形成了薄弱层， 与一 般建筑物的薄弱层经常出现在结构中下部的规律不 相符。 参考文献 ［1］范建忠． 大型火电厂主厂房的结构选型［J］． 福建电 力与电工， 1995， 15 4 22- 25． ［2］彭修宁， 薛建阳， 刘祖强， 等． 刚性钢框架异型节点性 能及设计方法［J］． 土木建筑与环境工程， 2010，32 3 22- 26． ［3］薛建阳， 刘祖强， 彭修宁， 等． 钢结构异型节点受力性 能及非线性有限元分析［J］． 西安建筑科技大学学 报， 2010， 42 5 609- 613． ［4］薛建阳， 胡宗波， 彭修宁， 等． 钢结构箱形柱与梁异型 节点破坏机理的试验研究［J］． 建筑结构学报，2010 S1 50- 54． ［5］薛建阳， 刘祖强， 胡宗波， 等． 钢框架异型节点核心区 的受剪机理及承载力计算［J］． 地震工程与工程振 动， 2010， 30 5 37- 41． ［6］FEMA 2731997Nehrpguidelinesfortheseismic rehabilitation of buildings［S］． 1997 108- 112． ［7］GUPTA B，KUNNATH S K．Adaptive spectra-based pushover procedure for seismic uation of structures ［J］． Earthquake Spectra，2000，16 2 367- 391． 45