活塞對大型儲氣柜柜體抗震性能的影響分析

賈冬云, 曹平周, 姜德進

(1.河海大學 土木與交通學院,江蘇南京 210098;2.安徽工業(yè)大學 建筑工程學院,安徽 馬鞍山 243002;3.中冶華天工程技術(shù)有限公司,安徽 馬鞍山 243005)

活塞對大型儲氣柜柜體抗震性能的影響分析

賈冬云1,2, 曹平周1, 姜德進3

(1.河海大學 土木與交通學院,江蘇南京 210098;2.安徽工業(yè)大學 建筑工程學院,安徽 馬鞍山 243002;3.中冶華天工程技術(shù)有限公司,安徽 馬鞍山 243005)

現(xiàn)行氣柜結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的地震反應(yīng)計算模型中,將活塞質(zhì)量計入質(zhì)點,把活塞作為柜體結(jié)構(gòu)抗震性能的不利因素。實際儲氣柜結(jié)構(gòu)中的活塞受所儲氣體壓力作用,呈懸浮狀態(tài),活塞周邊與柜體之間采用彈簧和油封,并不直接剛性接觸。文章依此實際狀態(tài),提出將活塞視為以懸浮質(zhì)量塊阻尼器(suspended mass dam per,簡稱SMD)建立氣柜結(jié)構(gòu)的SMD計算模型,推導了活塞結(jié)構(gòu)的剛度系數(shù)的計算公式;以某30×104m3正多邊形氣柜為例,選擇3條地震波,應(yīng)用狀態(tài)空間分析法,利用Matlab軟件實現(xiàn)2種計算模型的地震反應(yīng)分析;計算結(jié)果對比分析表明活塞對柜體抗震具有顯著的減震效果,屬于有利影響;研究成果可以為氣柜結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計和在役氣柜的安全評估提供參考。

地震反應(yīng);干式氣柜;活塞;懸浮質(zhì)量塊阻尼器;剛度系數(shù)

儲氣柜是冶金、化工和城市煤氣存儲的主要設(shè)備,根據(jù)節(jié)能和經(jīng)濟性要求,儲氣柜正在向大容量、高壓力、大型化方向發(fā)展,其抗震性能的研究對于儲氣柜的安全可靠性具有重要影響。傳統(tǒng)的抗震設(shè)計方法是通過提高結(jié)構(gòu)的剛度和延性來抵抗地震作用。近年發(fā)展起來的調(diào)諧質(zhì)量阻尼器(turned mass dam per,簡稱TMD)系統(tǒng)得到結(jié)構(gòu)工程專家的認可,被用來控制結(jié)構(gòu)的風振、地震反應(yīng)和波浪荷載[1-6]。利用結(jié)構(gòu)的現(xiàn)有設(shè)備作為控制裝置,具有較好的經(jīng)濟性和實用性[7]。

本文根據(jù)氣柜的實際結(jié)構(gòu)特點,考慮懸浮的活塞與柜體彈性接觸所具備的減震效應(yīng),提出將活塞視為懸浮質(zhì)量塊,作為氣柜結(jié)構(gòu)的質(zhì)量阻尼器(suspended mass damper,簡稱 SMD),建立抗震設(shè)計的雙自由度計算模型,與現(xiàn)行氣柜抗震設(shè)計計算模型進行對比,研究活塞對氣柜柜體抗震性能的影響,研究結(jié)果可以為相關(guān)技術(shù)規(guī)程的制定和在役氣柜的安全評估提供參考。

1 儲氣柜結(jié)構(gòu)

正多邊形干式儲氣柜由懸臂柜體和內(nèi)部活塞2部分組成,其中柜體由柜頂(包括柜頂桁架、頂板、通風氣樓和內(nèi)部吊籠等)、棱柱殼(包括環(huán)梁、立柱和帶肋壁板)和柜底(包括底板、底部油溝和支承結(jié)構(gòu))組成;活塞結(jié)構(gòu)由活塞桁架、活塞底板、油溝和混凝土配重塊組成。柜體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

活塞與壁板之間的密封油溝中均勻設(shè)置有套筒彈簧,它們被固定于活塞周邊的油溝板上,頂住滑板,使帆布與壁板緊密接觸防止漏氣,如圖2a所示?；钊旒芏瞬吭O(shè)有彈簧導輪,內(nèi)置碟形彈簧(如圖2b所示),可在立柱內(nèi)表面上下滾動。正常工作狀態(tài)下,彈簧均處于半壓縮狀態(tài),活塞懸浮于柜體中并與棱柱殼彈性接觸,隨氣柜中儲氣量的變化,沿軌道上下運行。

圖1 柜體結(jié)構(gòu)

圖2 活塞的彈簧

柜頂結(jié)構(gòu)的水平剛度遠大于棱柱殼結(jié)構(gòu),可視為剛性頂蓋。分析時偏于安全地將棱柱殼的質(zhì)量折算至頂蓋,將棱柱殼視為一無重的懸臂柱,柜體結(jié)構(gòu)可簡化成單質(zhì)點體系。在水平地震作用下,只考慮質(zhì)點的水平運動,按剪切型模型進行分析計算。

現(xiàn)行氣柜結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的計算模型中將活塞結(jié)構(gòu)的質(zhì)量均勻分配到棱柱殼上[8],成為質(zhì)點的一部分,通過柜體自身剛度來抵抗地震荷載,這與儲氣柜的工作狀態(tài)存在偏差。隨著儲氣柜向大型化發(fā)展,其容量和壓力都在增加,活塞鋼結(jié)構(gòu)及配重塊的質(zhì)量也顯著增加。以30×104m3儲氣壓力12.5 kPa正多邊形氣柜為例,活塞結(jié)構(gòu)總質(zhì)量已達3 700 t,超過了氣柜的總用鋼量(3 200 t)。正確對待活塞在儲氣柜抗震性能中的作用,對于在水平地震荷載作用下氣柜結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計具有重大意義。

2 2種計算模型的對比分析

2.1 現(xiàn)行的氣柜結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)計算模型

現(xiàn)行的氣柜結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計的計算模型中,在水平地震荷載作用下,活塞運行到最高位時,頂部質(zhì)量最大,而活塞以下部分質(zhì)量很小,將活塞與柜體結(jié)構(gòu)一起簡化為單自由度體系[8],結(jié)構(gòu)的計算模型如圖3a所示。其運動方程為:

其中,x0為現(xiàn)行模型的柜體結(jié)構(gòu)相對于地面的位移為輸入到柜體基底的地震加速度;m T為柜頂結(jié)構(gòu)總質(zhì)量;m P為活塞結(jié)構(gòu)總質(zhì)量;m S為棱柱形殼結(jié)構(gòu)總質(zhì)量;H為基礎(chǔ)頂面至柜頂檐口的高度;H P為活塞運行的最大高度;k0為剛度系數(shù),按彎曲剛度為EI的懸臂梁模型計算,得為阻尼為阻尼比,按高層鋼結(jié)構(gòu)在多遇地震下彈性階段取值0.02[9]。

圖3 氣柜地震反應(yīng)計算模型

2.2 考慮活塞減震的地震反應(yīng)計算模型

2.2.1 氣柜結(jié)構(gòu)的SMD控制方程

正常儲氣狀態(tài)下,活塞懸浮于柜體中,通過彈簧與棱柱殼接觸,活塞桁架、松散放置在活塞底板上的混凝土配重塊及密封稀油均有耗能作用。因此,本文提出在氣柜抗震設(shè)計的計算模型中,考慮活塞運行到最高位,并將活塞視為懸浮質(zhì)量塊,作為氣柜的“質(zhì)量阻尼器”,則氣柜的減震計算模型如圖3b所示。在單自由度結(jié)構(gòu)體系上安裝阻尼器后,使整個結(jié)構(gòu)系統(tǒng)變成雙自由度的體系,其運動方程為:

其中,x1為SMD模型的柜體結(jié)構(gòu)相對于地面的位移;x2為活塞相對于地面的位移;M為體系的質(zhì)量矩陣;m1為柜體結(jié)構(gòu)總質(zhì)量,m1=mT+mS/2;m2為活塞結(jié)構(gòu)總質(zhì)量;K為體系的剛度矩陣;k1為柜體結(jié)構(gòu)剛度系數(shù),k1=3EI/H3;k2為活塞結(jié)構(gòu)剛度系數(shù),k2的計算方法見下文2.2.2所述;C為體系的阻尼矩陣;c1為柜體結(jié)構(gòu)的阻尼,

阻尼比的取值與建筑物的材料、結(jié)構(gòu)類型和非結(jié)構(gòu)構(gòu)件的類型均有關(guān)[10-12],雖然活塞主體承重結(jié)構(gòu)為鋼結(jié)構(gòu)(占活塞總質(zhì)量的1/5),但松散擺放在活塞底板上的混凝土配重塊和油溝中的密封稀油有一定的耗能作用,因此取ξ2=0.05。

2.2.2 活塞結(jié)構(gòu)的剛度系數(shù)k2的計算方法

活塞結(jié)構(gòu)的剛度系數(shù)k2由使其產(chǎn)生水平單位變形所需的外力值來量度?；钊旧淼乃絼偠冗h大于其周邊分布的彈簧的剛度,分析時視活塞結(jié)構(gòu)為一剛體。結(jié)合30×104m3正32邊形儲氣柜,活塞周邊彈簧的布置情況如圖4所示,將每塊壁板(即正多邊形的一個邊)上設(shè)置的46個套筒彈簧視為一組,其剛度系數(shù)為k t;每根立柱處設(shè)置1個碟形彈簧,剛度系數(shù)為kd。再將第i塊壁板上的彈簧(包括46個套筒彈簧和2個相鄰立柱上的各1/2個碟形彈簧)視為一個彈簧體,其剛度系數(shù)為ki=kt+kd。

計算時,活塞沿水平方向向右移動單位位移,活塞右半周的彈簧體在初始的半壓縮狀態(tài)下產(chǎn)生進一步的壓縮變形,相對應(yīng)的左半周的彈簧體在初始的半壓縮狀態(tài)下產(chǎn)生相應(yīng)的回彈變形。當活塞圓心相對于柜體圓心沿水平方向移動單位位移時,每個彈簧體的壓縮距離d是不同的。為便于計算彈簧體的變形值,將棱柱殼和活塞視為圓形,計算簡圖如圖5所示。

圖4 活塞周邊彈簧的布置及變形

圖5 彈簧的變形值計算簡圖

活塞水平方向移動單位位移,第i個彈簧體由點A(x0,y0)到B(x1,y1)的壓縮距離為di,與其相對應(yīng)的左半周上的彈簧體的回彈距離也為di,則該對彈簧體的恢復力為F i=2kid i,它們的恢復力的水平分量為:

從而得到活塞作為SMD的剛度系數(shù):

其中,n為正多邊形氣柜殼體的邊數(shù),即彈簧體的個數(shù)。

3 求解地震反應(yīng)的狀態(tài)空間分析法

利用現(xiàn)代控制理論中的狀態(tài)空間思想來求解結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng),可以簡化求解過程[1]。對于結(jié)構(gòu)的運動方程,可令結(jié)構(gòu)的位移和速度組成狀態(tài)變量 U,即 :

其中,C為單位矩陣;D為零矩陣。

利用M atlab軟件的 Sim ulink工具箱中的State-space模塊建立結(jié)構(gòu)的動力反應(yīng)分析模型,可以實現(xiàn)地震反應(yīng)分析[13]。

4 實例分析與結(jié)論

以某30×104m3儲氣壓力為12.5 kPa的正32邊形氣柜為例,按現(xiàn)行計算模型和本文的SMD計算模型分別進行地震反應(yīng)計算,分析活塞對氣柜柜體抗震性能的影響。

氣柜資料如下:

地震波采用2條天然地震動和1條人工地震動輸入,天然地震動是美國1940年El centro NS和1952年Taft EW,人工地震動按文獻[9]規(guī)定的抗震設(shè)防烈度8度,設(shè)計基本地震加速度值0.20g,將地震動加速度峰值調(diào)整為200 gal。均取前10 s的記錄,采樣周期為0.02 s。

應(yīng)用狀態(tài)空間分析法求解結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。2種計算模型的柜體位移反應(yīng)對比如圖6所示。其中,x0為現(xiàn)行模型的柜體位移,x1為SMD模型的柜體位移?？梢姲碨MD模型計算所得柜體位移值比現(xiàn)行模型有明顯減小。

圖6 2種模型計算的位移對比

絕對加速度乘以結(jié)構(gòu)的質(zhì)量得到地震中作用于質(zhì)點的慣性力,忽略阻尼力的影響,慣性力就是作用于體系基礎(chǔ)的剪力。

2種計算模型的柜體基礎(chǔ)剪力的對比,如圖7所示。

圖7 2種模型計算的剪力對比

圖7中,F0為現(xiàn)行模型的柜體基礎(chǔ)剪力,F1為SMD模型的柜體基底剪力?？梢姲碨MD模型計算所得柜體基底剪力值比現(xiàn)行模型也有明顯減小。

取2種模型計算出的3種地震動作用下結(jié)構(gòu)的最大位移和最大剪力進行比較,見表1所列。由表1可知,根據(jù)SMD模型計算的最大位移值和剪力值平均比現(xiàn)行模型的減小67%和52%。

由研究結(jié)果可得結(jié)論如下:

(1)隨著氣柜容量和壓力的增加,活塞鋼結(jié)構(gòu)及配重塊的質(zhì)量也顯著增加,活塞的總質(zhì)量可超過柜體的總質(zhì)量,正確處理活塞在大型儲氣柜的抗震分析中的作用,對設(shè)計的合理性有重大意義。

(2)將活塞結(jié)構(gòu)的質(zhì)量加入質(zhì)點的現(xiàn)行抗震計算模型,把活塞作為氣柜柜體抗震性能的不利因素,設(shè)計結(jié)果與儲氣柜的抗震性能偏差較大。

(3)本文提出的將活塞視為柜體的“懸浮質(zhì)量阻尼器”的SMD計算模型體現(xiàn)了水平地震荷載作用下氣柜柜體與活塞的實際關(guān)系。研究表明活塞對氣柜柜體抗震性能屬于有利影響。SMD模型的最大位移值和剪力值平均比現(xiàn)行模型的減小67%和52%,可反映實際結(jié)構(gòu)的工作性能。

(4)在水平地震荷載作用下,活塞作為SMD的剛度系數(shù)計算公式也可以用于計算類似圓形的正多邊形氣柜的活塞結(jié)構(gòu)的剛度系數(shù)。

表1 2種模型的計算最大值比較

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Study of damping effect of piston on seism ic per formance of large-scale gasholder

JIA Dong-yun1,2, CAO Ping-zhou1, JIANG De-jin3

(1.College of Civiland Transportation Engineering,H ohai University,Nanjing 210098,China;2.School of Civil Engineering and A rchitecture,Anhui University of Technology,M a'anshan 243002,China;3.Huatian Engineering and Technology Co rpo ration,China Metallu rgicalGroup Corporation,Ma'anshan 243005,China)

Current calculation model of seismic response in the seismic design for gasholder takes the mass of piston into themain mass,and regards the piston as the negative factors on the seismic perform ance of gasho lder.Bearing the gas p ressure,the piston actually suspends in gasholder,and there are no direct rigid contactbetween the tw o because springsand oil sealing areadopted between the piston side and gasholder body.In this paper,based on the actual construction featuresof gasholder,and taking the piston as suspended mass damper(SMD),the SMD calculation model for the gasholder is estab lished.The formula of stiffness coefficient of the piston is also deduced.Taking a regular polygon gasholder of 30×104m3as an examp le and selecting three earthquakewaves,the seismic responsesof two models are calculated by applying state-space analysis method and the software M atlab.The calculation results show that the piston has a remarkable positive damping effect on the seismic performance o f the gasho lder.The study resu lt can be referred in the seismic design o f gasholders and the safety assessment of in-service gasholders.

seismic response;dry gasholder;piston;suspended mass damper(SMD);stiffness coefficient

姜德進(1947-),男,湖北漢陽人,中冶華天工程技術(shù)有限公司正高級工程師.

TU391

A

1003-5060(2011)01-0109-05

10.3969/j.issn.1003-5060.2011.01.026

2009-12-30;

2010-03-08

河海大學、中冶華天和江蘇環(huán)能聯(lián)合開發(fā)資助項目(2009826816)

賈冬云(1968-),女,安徽合肥人,河海大學博士生,安徽工業(yè)大學副教授;

曹平周(1956-),男,陜西宜川人,河海大學教授,博士生導師;

(責任編輯 張淑艷)