考慮爐體作用的塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)抗震性能分析

丁玉坤，張文元，孫洪鵬，鄭　睿，李文文，張耀春

(1.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院，150090 哈爾濱；2.結(jié)構(gòu)工程災變與控制教育部重點實驗室(哈爾濱工業(yè)大學)，150090 哈爾濱；3.北京巴布科克.威爾科克斯有限公司，100043 北京)

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考慮爐體作用的塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)抗震性能分析

丁玉坤1,2，張文元1,2，孫洪鵬3，鄭睿1，李文文1，張耀春1

(1.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院，150090 哈爾濱；2.結(jié)構(gòu)工程災變與控制教育部重點實驗室(哈爾濱工業(yè)大學)，150090 哈爾濱；3.北京巴布科克.威爾科克斯有限公司，100043 北京)

摘要:針對某1 000 MW褐煤塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)，為研究抗震分析中采用無爐體的簡化結(jié)構(gòu)模型(爐體對主鋼架的地震作用通過在主鋼架上施加爐體質(zhì)量來實現(xiàn))的可行性,重點考察了有、無爐體的結(jié)構(gòu)抗震性能的差別.當有爐體時，還考察了主鋼架與爐體間有、無止晃桿件兩種情況下結(jié)構(gòu)的抗震性能.分析表明：多遇地震下，結(jié)構(gòu)均處于彈性.與有爐體結(jié)構(gòu)相比，無爐體結(jié)構(gòu)中主鋼架的桿件應(yīng)力較大；罕遇地震下，部分中心支撐受壓失穩(wěn)并有塑性發(fā)展，主鋼架的偏心支撐無塑性發(fā)展，部分鋼梁有輕微塑性發(fā)展，柱子基本處于彈性；止晃桿附近部分桿件受力較大，甚至有塑性發(fā)展，建議這些桿件的設(shè)計中考慮止晃桿傳力的影響.多、罕遇地震下，主鋼架層間側(cè)移均小于規(guī)范限值.總體上，與有爐體的結(jié)構(gòu)相比，無爐體的結(jié)構(gòu)主鋼架層間側(cè)移和樓層側(cè)移響應(yīng)較大,表明采用無爐體的簡化結(jié)構(gòu)模型基本可行.

關(guān)鍵詞:塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)；支撐鋼框架；爐體作用；抗震性能；爐體止晃桿；偏心支撐

塔式鍋爐是一種懸吊式鍋爐[1-2].鍋爐通過吊桿懸吊在主鋼架頂部的大板梁上，鍋爐在吊入主鋼架后，為防止懸吊的爐體撞擊到主鋼架，爐體通過止晃裝置(導向裝置)與主鋼架連接[3-5].止晃裝置限制了爐體在主鋼架內(nèi)的大幅水平向擺動，而不限制爐體沿豎向的移動.文獻[5-6]結(jié)合300 MW的π型鍋爐構(gòu)架體系，建立了吊入爐體的鍋爐鋼結(jié)構(gòu)分析模型，研究了新型導向裝置構(gòu)造參數(shù)對鍋爐鋼結(jié)構(gòu)抗震性能的影響.文獻[7-8]在塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)的靜力及地震響應(yīng)分析中，爐體的重力作用通過對頂部板梁上施加爐體質(zhì)量來模擬(該質(zhì)量只產(chǎn)生重力作用，不產(chǎn)生水平地震作用).而爐體對主鋼架的水平地震作用通過在設(shè)有止晃裝置的主鋼架上施加對應(yīng)的爐體質(zhì)量來模擬(該質(zhì)量只產(chǎn)生水平地震作用，不產(chǎn)生重力作用).經(jīng)上述方法建模，認為已考慮了爐體對主鋼架結(jié)構(gòu)的重力和水平地震作用.因此，結(jié)構(gòu)建模中，略去了鍋爐和吊桿等.

上述簡化模擬方法可近似考慮爐體對主鋼架的重力和水平地震作用.雖然不能真實模擬主鋼架和爐體二者的相互作用，但若簡化模擬方法可行，可略去對爐體、吊桿以及止晃裝置等爐體附屬部件復雜的建模.在真實結(jié)構(gòu)中，爐體吊入主鋼架中，因有多層限位裝置，水平地震作用下，爐體和主鋼架間變形相互制約.上述簡化模擬方法能否較好考慮主鋼架和爐體實際的相互作用，尚不明確.因此，弄清這種簡化模擬方法的可行性，以及考慮止晃裝置設(shè)置的實際情況下，爐體和主鋼架相互作用下結(jié)構(gòu)真實的抗震性能，對大型塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計和工程應(yīng)用有重要參考價值.此外，止晃裝置將爐體與主鋼架連接后，可能不利于發(fā)揮懸吊爐體減震的優(yōu)越性[5,9].對于1 000 MV的大型鍋爐，若不設(shè)止晃裝置，結(jié)構(gòu)的抗震性能如何，也值得探討.

基于上述問題，本文依據(jù)某一1 000 MW 褐煤塔式鍋爐鋼結(jié)構(gòu)的實際工程，采用有限元分析，建立了不吊入鍋爐、吊入鍋爐無止晃、吊入鍋爐有止晃3個結(jié)構(gòu)模型，分別簡稱為J1、J2、J3,對比分析了3個結(jié)構(gòu)的抗震性能.

1結(jié)構(gòu)概況及分析模型

1.1結(jié)構(gòu)概況

此塔式鍋爐的構(gòu)架采用支撐鋼框架結(jié)構(gòu)，由主鋼架和主鋼架以外的附屬鋼結(jié)構(gòu)組成(圖1).

主鋼架6個大柱的底部剛接，其他柱腳鉸接.實際應(yīng)用中，通過吊桿將爐體吊入主鋼架中.沿結(jié)構(gòu)高度方向(即Y向)標高19、47、69和91 m四處設(shè)置止晃裝置，使爐體在水平地震作用下與主鋼架協(xié)同受力和側(cè)向移動，而爐體的重力作用經(jīng)吊桿傳給頂部的大板梁.

沿Z向，主鋼架在1、3、4層內(nèi)設(shè)置中心支撐；沿X向各層內(nèi)設(shè)置偏心支撐.為論述方便，對主鋼架結(jié)構(gòu)的5個樓層進行編號，見圖1.

圖1　不吊入鍋爐的鋼結(jié)構(gòu)

1.2分析模型

采用ANSYS進行分析.按主鋼架內(nèi)部是否吊入鍋爐，建模和分析包括兩部分內(nèi)容.第一部分，主鋼架不懸吊鍋爐.鍋爐的水平地震作用由水平大質(zhì)量產(chǎn)生，這些大質(zhì)量施加在模型中Y向標高19、47、69和91 m四個止晃層上.鍋爐的重力作用通過在頂部板梁上施加爐體豎向質(zhì)量實現(xiàn)；第二部分，主鋼架懸吊鍋爐.在不懸吊爐體模型的基礎(chǔ)上建模.建模中，刪除考慮鍋爐水平地震作用的大質(zhì)量.因?qū)㈠仩t吊在頂部的大板梁上，將頂部板梁上的鍋爐質(zhì)量刪除.吊入鍋爐后，按有、無止晃裝置分別進行分析.

桿件鋼材依據(jù)截面板厚的不同共5種，鋼材采用Q345鋼，根據(jù)《低合金高強度結(jié)構(gòu)鋼》[10]查得的不同板厚下鋼材的屈服強度.鋼材彈性模量E均取205 000 MPa，泊松比為0.3(其他鋼構(gòu)件的模擬中，彈性模量和泊松比的取值與此相同).對支撐鋼框架結(jié)構(gòu)內(nèi)的鋼構(gòu)件，包括鋼梁、鋼柱和支撐，考慮鋼材屈服，采用Von Mises屈服準則，鋼材應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系采用雙線性隨動強化模型，切線模量為0.03E.

鋼梁、鋼柱和支撐均采用梁單元beam188模擬，每根桿件至少劃分4個單元.考慮支撐初始彎曲變形，每根支撐中點的初始面外變形約為支撐桿長的1/1 000.結(jié)構(gòu)上的重力荷載均轉(zhuǎn)化為質(zhì)點施加在構(gòu)件或節(jié)點上，質(zhì)點采用質(zhì)量單元Mass21模擬.

1.2.1爐體吊入主鋼架的模擬(無止晃裝置)

在頂部的大板梁上對應(yīng)爐體范圍內(nèi)，按要求布置吊桿，鋼吊桿的截面按吊重和考慮吊桿工作應(yīng)力205 MPa來計算，不計吊桿的密度.實際應(yīng)用中吊桿兩端連接構(gòu)造使吊桿僅受拉力而不承受壓力，并控制吊桿不受拉屈服，所以分析中也不考慮吊桿屈服.吊桿采用Link10單元(僅承受拉力不能承受壓力)模擬，每根吊桿劃分一個單元.

因爐體密度沿自身高度并非均布，考慮爐體實際質(zhì)量分布，沿鍋爐高度方向，根據(jù)爐體區(qū)段密度的不同和考慮止晃分段的需要，爐體沿垂直方向分為9段.雖然爐體內(nèi)兼有空的和實體的部位，但若按實際爐體內(nèi)部構(gòu)造建模需要的單元數(shù)量巨大.特別是，實際應(yīng)用中在懸吊爐體外周圍設(shè)置了剛性梁，采用剛性梁的目的是為了增強爐體的剛性，以保證爐體變形盡可能小.因此，為了簡化建模，采用實體單元Solid45對爐體進行模擬.爐體鋼材屈服點取345 MPa(計算表明，爐體應(yīng)力很小，不會屈服).爐體總質(zhì)量為10 643 265 kg.

上述模擬，通過建立吊桿和鍋爐，就將鍋爐懸吊在116 m標高處的頂部大板梁上.因不考慮爐體與主鋼架間的止晃裝置.水平地震作用下，爐體可在主鋼架內(nèi)自由擺動.

1.2.2爐體與主鋼架間止晃裝置的模擬

實際應(yīng)用中，在鍋爐止晃位置所在的水平面內(nèi)，爐體外圍設(shè)置了剛性梁，然后在剛性梁和主鋼架之間建立桿式的止晃裝置.因沿結(jié)構(gòu)高度方向，有4個止晃層，所以在4個止晃層的水平面內(nèi)均建立了爐體外圍的無密度鋼梁.不考慮鋼梁的屈服，采用Beam188單元模擬.爐體按實體單元劃分網(wǎng)格后，在實體單元的節(jié)點處，上述無密度的鋼梁單元的節(jié)點均要與實體元共用節(jié)點.采用桿式止晃裝置時，止晃桿裝置連于爐體和主鋼架之間，止晃桿一端與爐體周圍的無密度鋼梁連接，另一端與主鋼架內(nèi)的構(gòu)件連接.在每個設(shè)置止晃桿的位置，兩根止晃桿一上一下和兩邊的結(jié)構(gòu)連接，構(gòu)造示意圖見圖2.因考慮止晃桿既能承受拉力、又能承受壓力，因此止晃桿采用Link8單元模擬.不考慮止晃桿屈服.結(jié)合設(shè)計要求和試算，為簡化建模，在每個設(shè)置止晃桿的位置，將上下兩根止晃桿合并為一道止晃桿，每道止晃桿的橫截面取0.015 7 m2.

圖2　止晃桿及連接示意

因?qū)嶋H應(yīng)用中，懸吊的爐體通過周圍的剛性梁、止晃桿與主鋼架連接，采用剛性梁的目的是為了增強爐體的剛性[2]，保證爐體和剛性梁在地震作用下處于彈性，減小變形.因此，分析中采用簡化建模，不考慮爐體和剛性梁的屈服.而試算分析表明，這些部件的應(yīng)力也很低.同樣，為了保證主鋼架能夠通過止晃桿很好地對爐體進行止晃，也不考慮止晃桿的屈服.

在19、47、69 、91 m 四個標高處，結(jié)合已有的結(jié)構(gòu)布置，按有利于止晃桿和相連構(gòu)件的受力設(shè)置止晃桿.根據(jù)要求，每個標高處，沿X和Z向各布置兩道止晃桿，即沿X或Z向，僅在鍋爐的一側(cè)設(shè)置桿件.以19 m標高處為例，止晃桿布置見圖3.

圖3　19 m標高處止晃鋼桿的布置和編號

2地震作用

2.1場地和地震作用

場地基本設(shè)防烈度為7度，III類場地，第二設(shè)計分組，地震加速度為0.15 g.

分析中采用Rayleigh阻尼，多遇和罕遇地震下阻尼比分別取0.03和0.05，結(jié)合模態(tài)分析所得結(jié)構(gòu)前兩階振型的頻率，阻尼系數(shù)α和β的計算公式為：

式中:f1、f2分別為結(jié)構(gòu)的一階和二階頻率,ξ為阻尼比.

2.2地震動加速度記錄

根據(jù)場地條件，按《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》[11]規(guī)定：多遇、罕遇地震下加速度峰值分別取55、310 gal.按《建筑工程抗震性態(tài)設(shè)計通則》[12]建議，選取F5和F7加速度記錄.此外，還選取GM1加速度記錄.輸入時間均為20 s.圖4所示為加速度峰值310 gal的3個地震動的前30 s加速度時程曲線.多遇地震下，3種加速度反應(yīng)譜和設(shè)計反應(yīng)譜見圖5.分析時，沿結(jié)構(gòu)跨度方向(X向或Z向)輸入上述地震作用，時間步長為0.02 s(F5、F7)和0.01 s(GM1)，同時施加重力加速度(Y方向)以考慮重力作用.

3結(jié)構(gòu)的自振特性

3.1無爐體的結(jié)構(gòu)(J1)

結(jié)構(gòu)的前三階自振頻率見表1.結(jié)構(gòu)的第一階和第二階振型分別為沿Z向和X向的平動，第三階為扭轉(zhuǎn)變形.

3.2有爐體無止晃的結(jié)構(gòu)(J2)

結(jié)構(gòu)的前三階自振頻率見表1.結(jié)構(gòu)的第一、二階振型分別為沿Z向和X向的平動.第三階為扭轉(zhuǎn)變形.

圖4　地震動的加速度記錄

圖5　加速度反應(yīng)譜和設(shè)計反應(yīng)譜

3.3有爐體有止晃的結(jié)構(gòu)(J3)

當設(shè)置止晃桿后，結(jié)構(gòu)的前三階自振頻率見表1，前三階振型見圖6.結(jié)構(gòu)的第一階和第二階振型分別為沿X向和Z向的平動,第三階為扭轉(zhuǎn)變形.

表1　結(jié)構(gòu)自振頻率　Hz

圖6　有爐體有止晃的結(jié)構(gòu)前三階振型

J2模型中爐體與主鋼架雖然無直接水平連接，但其第一或第二振型中二者均分別有Z向或X向側(cè)移，這與J1和J3的第一或第二階振型中爐體和主鋼架均有Z向或X向側(cè)移類似(見圖6).因此，總體上，3種結(jié)構(gòu)的前兩階自振頻率較接近.

4結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)分析

4.1結(jié)構(gòu)在多遇地震下的響應(yīng)

將相同地震作用下，不吊入爐體、吊入爐體無止晃、吊入爐體有止晃的3個結(jié)構(gòu)的響應(yīng)進行比較.以F7作用下為例，3個結(jié)構(gòu)的樓層側(cè)移包絡(luò)值見圖7，其他地震作用下，規(guī)律與此類似.3個結(jié)構(gòu)在圖中分別簡稱為J1、J2、J3.比較可知，總體上，相同地震作用下，J1和J3二者的樓層最大側(cè)移響應(yīng)較接近，前者響應(yīng)較大.與J1和J3相比， J2的側(cè)移響應(yīng)較小.因在X向或Z向地震作用下結(jié)構(gòu)主要發(fā)生沿X向或Z向的側(cè)移，扭轉(zhuǎn)變形很小，因此上述樓層側(cè)移是以主鋼架各層標高處柱1(見圖1)節(jié)點的側(cè)移給出的.柱1在主鋼架每層頂、底標高處的側(cè)移差即為樓層的層間側(cè)移.

以F5為例，3個結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移包絡(luò)值見圖8.總體上，相同地震作用下，J1響應(yīng)較大.F7和GM1作用下，規(guī)律與此類似.

以F5為例，3個結(jié)構(gòu)的頂層側(cè)移時程曲線見圖9.與Z向地震作用相比，在X向地震作用下，J1和J3的頂層側(cè)移應(yīng)較一致.而X向和Z向地震作用下，J2與前兩個結(jié)構(gòu)的側(cè)移響應(yīng)明顯不一致，且響應(yīng)較小.F7和GM1作用下，規(guī)律與此類似.

3個結(jié)構(gòu)在F5、F7和GM1作用下均處于彈性，整個結(jié)構(gòu)中桿件的最大Mises應(yīng)力均不超過290 MPa.3個結(jié)構(gòu)內(nèi)出現(xiàn)最大應(yīng)力的桿件均在主鋼架以外的附屬結(jié)構(gòu)中，且相同地震作用下，最大Mises應(yīng)力較接近.主鋼架與主鋼架以外結(jié)構(gòu)相比，應(yīng)力較低.與X向地震作用相比，Z向地震作用下，主鋼架的應(yīng)力較高.

3個結(jié)構(gòu)中主鋼架的最大應(yīng)力與發(fā)生時刻見表2、3.相同地震作用下(X向或Z向)，主鋼架的最大應(yīng)力在J1中較大，在J3中較小.

圖7　樓層側(cè)移包絡(luò)值

圖8　F5作用下層間側(cè)移包絡(luò)值

圖9　F5作用下頂層側(cè)移時程曲線

地震動J1J2J3最大應(yīng)力/MPa時刻/s最大應(yīng)力/MPa時刻/s最大應(yīng)力/MPa時刻/sF51754.481704.621654.24F71775.861697.601685.64GM118110.0217210.291689.96

表3　Z向地震作用下主鋼架最大應(yīng)力

4.2結(jié)構(gòu)在罕遇地震下的響應(yīng)

4.2.1結(jié)構(gòu)的樓層側(cè)移響應(yīng)

罕遇地震作用下，以F5為例，3個結(jié)構(gòu)的樓層側(cè)移包絡(luò)值見圖10.F7和GM1作用下，規(guī)律與此類似，總體上， J2側(cè)移響應(yīng)較小， J1側(cè)移響應(yīng)較大.

以F7作用下為例，3個結(jié)構(gòu)的層間側(cè)移包絡(luò)值見圖11.與多遇地震下相似，總體上，相同地震下，結(jié)構(gòu)J1響應(yīng)較大.3個結(jié)構(gòu)的頂層側(cè)移響應(yīng)規(guī)律與多遇地震下類似，結(jié)構(gòu)J2響應(yīng)較小.

4.2.2構(gòu)件的塑性發(fā)展程度

各地震作用下，3個結(jié)構(gòu)中柱子基本處于彈性，部分鋼梁有輕微屈服，部分中心支撐受壓后發(fā)生平面外失穩(wěn)，且支撐桿件中部有塑性發(fā)展.總體上，結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展不多，進入屈服的桿件較少.

圖10　F5 作用下樓層側(cè)移包絡(luò)值

圖11　F7作用下層間側(cè)移包絡(luò)值

以結(jié)構(gòu)J1為例， 當F7沿X向作用下，4.7 s時，Y=91 m標高處(圖1)，主鋼架中被偏心支撐所撐的鋼梁達到屈服，Von-Mises應(yīng)力為336 MPa(鋼材的屈服應(yīng)力為335 MPa).5.8 s時，該梁應(yīng)力達到363 MPa(圖12)，此時應(yīng)力最大截面處鋼梁翼緣外表面平行鋼梁軸線方向的平均應(yīng)變約為鋼材單調(diào)拉伸屈服應(yīng)變的2.7倍.而偏心支撐既無受壓失穩(wěn)，也無塑性發(fā)展，實現(xiàn)了大震下利用耗能梁段屈服耗能的意圖.

圖12　F7作用下Y=91 m標高處的被撐梁屈服

對于結(jié)構(gòu)J3，在某一標高位置的水平面內(nèi)，與止晃桿交于一點的部分鋼梁和斜撐，因承受止晃桿傳來較大的集中力，有塑性發(fā)展.以F7沿Z向作用下為例，2.62 s左右，Y=19 m標高的平面內(nèi)(該標高處止晃桿的布置見圖3)，一根水平斜撐受壓失穩(wěn)(圖13(a))，Von-Mises應(yīng)力高達339 MPa(鋼材的屈服應(yīng)力為335 MPa)，進入屈服.之后，其他時刻該水平斜撐也有屈服，支撐中點有殘余變形(圖13(b)).

圖13　Y=19 m標高處的斜撐受壓失穩(wěn)

4.2.3止晃桿的軸向應(yīng)力

以19 m標高處為例，止晃桿的布置見圖3.圖中，X和Z分別表示止晃桿軸向分別沿X和Z向布置；1和2分別表示每個標高處，沿X或Z向兩根止晃桿的編號.47、69和91 m標高處編號規(guī)律相同.

多遇地震下，沿X向布置的止晃桿的最大軸向應(yīng)力出現(xiàn)在GM1沿X向作用下，為-100.7 MPa(負值為壓應(yīng)力).在Z向作用下，Z向布置的止晃桿的最大應(yīng)力出現(xiàn)在F7作用下，為102.3 MPa，見圖14(a).圖中數(shù)字19、47、69和91表示布置止晃桿的4個標高位置.其余時刻和其他地震作用下，止晃桿的最大應(yīng)力絕對值均不超過100 MPa.這表明，模擬中采用的止晃桿橫截面面積以及不考慮止晃桿屈服的做法是可行的.

罕遇地震下，沿X向布置的止晃桿的最大軸向應(yīng)力出現(xiàn)在GM1沿X向作用下10.03 s左右，為-405.6 MPa，見圖14(b).在其他時刻和其他地震作用下，止晃桿的最大應(yīng)力絕對值均不超過360 MPa.此外，因結(jié)構(gòu)的扭轉(zhuǎn)變形較小，在與地震作用方向垂直的方向上布置的止晃桿，其軸向應(yīng)力較小(圖14(c)).Z向地震作用下，止晃桿的最大應(yīng)力出現(xiàn)在F7作用下，為381.8 MPa.在其他地震作用下，止晃桿的最大應(yīng)力絕對值均不超過366 MPa.這表明，按模擬中止晃桿的橫截面或適當增大止晃桿的橫截面，采用Q420或Q345鋼材，均可實現(xiàn)止晃桿不屈服.

圖14　沿Z向或X向布置的止晃桿的軸向應(yīng)力

4.2.4無止晃桿爐體的側(cè)移

因鍋爐剛度較大，選取爐體兩個側(cè)面上各4個角點，分析這些角點在各地震作用下的側(cè)移.鍋爐角點的編號見圖15.

多遇地震下，在X向和Z向地震作用下，爐體的最大側(cè)移均小于0.1 m.罕遇地震下，X向和Z向地震作用下爐體的最大側(cè)移均小于0.4 m.爐體的最大側(cè)移出現(xiàn)在F7沿X向作用下，見圖16(a).因爐體擺動后，基本無繞Y軸的扭轉(zhuǎn)，角點1和5(或角點2和6)的側(cè)移基本重合.當結(jié)構(gòu)受到沿X向或Z向的地震作用后，爐體在垂直地震力作用方向(即Z向或X向)的側(cè)移響應(yīng)很小，以GM1沿Z方向作用下爐體在X向和Z向的側(cè)移響應(yīng)為例，見圖16(b)和(c).

分析表明，鍋爐在多遇、罕遇地震作用下擺動后，不會碰撞到主鋼架結(jié)構(gòu).因此，應(yīng)用中也可進一步探討采用吊入鍋爐不設(shè)置止晃裝置的方案.

圖15　鍋爐側(cè)移的測點

圖16　罕遇地震作用下爐體的側(cè)移

5結(jié)論

1)多、罕遇地震下，3個結(jié)構(gòu)的主鋼架層間側(cè)移均小于規(guī)范限值.對于結(jié)構(gòu)層間側(cè)移和樓層側(cè)移響應(yīng)，無爐體的結(jié)構(gòu)最大，有爐體有止晃的結(jié)構(gòu)與無爐體的結(jié)構(gòu)較接近，而有爐體無止晃的結(jié)構(gòu)最小.多遇地震下，無爐體的結(jié)構(gòu)主鋼架桿件應(yīng)力較大.表明采用無爐體的結(jié)構(gòu)進行設(shè)計稍加偏于安全.在不需要獲得止晃桿應(yīng)力等的分析中，為了簡化對爐體吊入等構(gòu)造的建模，可采用無爐體的簡化結(jié)構(gòu)模型.

2) 罕遇地震下，3個結(jié)構(gòu)的柱子基本處于彈性，部分鋼梁有輕微屈服，部分中心支撐受壓后發(fā)生平面外失穩(wěn)，且支撐桿件中部有塑性發(fā)展.因止晃桿傳遞較大的集中力，鍋爐構(gòu)架中與止晃桿連接的部分桿件受力較大，甚至發(fā)展塑性.主鋼架的偏心支撐無塑性發(fā)展，也沒有受壓失穩(wěn)，部分耗能梁段屈服，實現(xiàn)了偏心支撐框架的設(shè)計意圖.總體上，結(jié)構(gòu)的塑性發(fā)展程度較輕微.

3) 止晃桿的軸向應(yīng)力響應(yīng)表明，多遇地震作用下，止晃桿的應(yīng)力最大值約100 MPa；罕遇地震作用下，止晃桿的應(yīng)力增大，最大應(yīng)力不超過406 MPa.表明按分析中采用的止晃桿橫截面或者稍加增大桿件的橫截面，采用較常規(guī)的鋼材制作止晃桿可行.

4) 吊入爐體無止晃結(jié)構(gòu)的響應(yīng)表明，爐體在多遇、罕遇地震作用下擺動后，不會碰撞到主鋼架結(jié)構(gòu).而且，總體上，同一地震動作用下，與吊入爐體有止晃的結(jié)構(gòu)相比，該結(jié)構(gòu)側(cè)移響應(yīng)較小；二者的應(yīng)力響應(yīng)差別不大.因此，應(yīng)用中除了采用吊入鍋爐有止晃的結(jié)構(gòu)方案，也可進一步探討采用吊入鍋爐不設(shè)置止晃裝置的結(jié)構(gòu)方案，發(fā)揮懸吊爐體減震的優(yōu)越性.

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(編輯趙麗瑩)

Analysis for seismic behavior of tower type boiler steel structure considering action of boiler

DING Yukun1,2, ZHANG Wenyuan1,2, SUN Hongpeng3, ZHENG Rui1, LI Wenwen1, ZHANG Yaochun1

(1.School of Civil Engineering, Harbin Institute of Technology, 150090 Harbin,China；2. Key Lab of Structures Dynamic Behavior and Control (Harbin Institute of Technology), Ministry of Education，150090 Harbin, China;3. Babcock & Wilcox Beijing Co., Ltd., 100043 Beijing, China)

Abstract:A simplified model for seismic analysis of a 1 000 MW tower type lignite boiler steel structure was studied, in which the mass of boiler is added to main steel structure replacing its seismic action. The seismic behavior differences among the simplified model and two models with boiler are studied. One of the two models with boiler used steel bars to inhibit sway of boiler. All of the models remain elastic under small earthquake actions, and the stress responses are the largest in simplified model. Under strong earthquake actions, some concentrically compression steel braces are buckling with plastic deformation and some beams have plastic deformations while eccentrically steel braces in the main steel structures and steel columns remains elastic. Some members near the steel bars develop plastic deformations due to the increased loads applied by the bars, which should be considered in design. Under both small and strong earthquake actions, inter-story deformations of the main structures are much smaller than the design code limits. Both lateral deformations and inter-story deformations of the main structures in the simplified model are the largest.

Keywords:tower type boiler steel structure; braced steel frame; action of boiler; seismic behavior; steel bar used to inhibit sway of boiler; eccentric brace

中圖分類號:TU393.2; TU392.6

文獻標志碼:A

文章編號:0367-6234(2016)06-0043-08

通信作者:丁玉坤，dingykun.student@sina.com.

作者簡介:丁玉坤(1979—)，男，博士, 副教授；張文元(1972—)，男，教授，博士生導師；張耀春(1937—)，男，教授，博士生導師.

基金項目:北京巴威有限公司科技攻關(guān)項目(CE2012-1).

收稿日期:2015-03-10.

doi：10.11918/j.issn.0367-6234.2016.06.007