支承型式對(duì)過(guò)活動(dòng)斷裂地面明鋼管靜動(dòng)力特性的影響分析

朱國(guó)金，楊小龍，胡馨芝，石長(zhǎng)征，伍鶴皋

(1.中國(guó)電建集團(tuán)昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，云南 昆明 650051；2.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 武漢 430072)

跨流域調(diào)水工程是目前最常見的引水供水工程，由于輸水線路長(zhǎng)，穿越的地形地質(zhì)條件復(fù)雜，常常需要跨越活斷層。大型的活動(dòng)斷裂，斷層影響帶范圍可達(dá)數(shù)百米，在此基礎(chǔ)上的管道結(jié)構(gòu)，除了要適應(yīng)活動(dòng)斷裂的變形外，常常還要受到地震的影響。因此，對(duì)穿越活動(dòng)斷裂的管道結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜動(dòng)力分析是十分必要的[1]。

明鋼管承擔(dān)全部地面以上的荷載，具有受力明確、維護(hù)檢修方便、防滲性好的優(yōu)點(diǎn)[2]，加上鋼板焊接、伸縮節(jié)安裝維護(hù)等環(huán)節(jié)的工藝技術(shù)日益成熟，在中小型水電站及跨流域調(diào)水工程中的應(yīng)用非常廣泛。例如，我國(guó)的羊卓雍湖、天湖、南山一級(jí)水電站、牛欄江-滇池補(bǔ)水工程和老撾的會(huì)蘭龐雅水電站等[3]。明鋼管一般敷設(shè)在一系列的支墩上，為適應(yīng)斷層的活動(dòng)變形，需要設(shè)置伸縮節(jié)、滑動(dòng)支座等構(gòu)件，但過(guò)大變形也可能造成支座和支承環(huán)的破壞[4- 5]，遭遇地震時(shí)，鋼管與支座可能產(chǎn)生較大的相對(duì)運(yùn)動(dòng)，甚至從支墩上掉落，引發(fā)鎮(zhèn)墩間管線較大的破壞。劉敬敏等基于系統(tǒng)可靠度對(duì)明鋼管整體安全性進(jìn)行研究，表明支承環(huán)及其近旁管壁存在較大局部壓力，必要時(shí)可采取局部工程措施以提高結(jié)構(gòu)系統(tǒng)可靠度[6]；胡蕾等探討了鉸支座和墊層支墩分別作為小滑動(dòng)傳力支承時(shí)明鋼管對(duì)活斷層位移的適應(yīng)性[7]；劉園等對(duì)水電站明鋼管進(jìn)行了動(dòng)力時(shí)程分析，說(shuō)明了明管在地震作用下存在軸向滑移、橫向擺動(dòng)、放空時(shí)垂直跳動(dòng)較明顯的問(wèn)題[8]；石長(zhǎng)征等對(duì)過(guò)活動(dòng)斷層明鋼管的抗震性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明滑動(dòng)支座缺少對(duì)上部結(jié)構(gòu)水平位移的約束，是明鋼管結(jié)構(gòu)抗震的薄弱環(huán)節(jié)[9]。

鑒于明鋼管的優(yōu)點(diǎn)及存在的問(wèn)題，本文結(jié)合某跨活斷層倒虹吸管道，采用有限單元法，對(duì)明鋼管三種布置方案的靜動(dòng)力特性進(jìn)行研究，以期為管道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 工程概況和結(jié)構(gòu)方案

1.1 工程概況

某倒虹吸管道長(zhǎng)959m，布置3根內(nèi)徑為4.2m明壓力鋼管，管間凈間距2m，倒虹吸開挖底寬19.8m，平均槽深2～3m。管軸線最大靜水頭141.3m，水擊壓力為14.1m。與管道相交的斷裂總體走向北東15°，傾向南東，傾角70°。巖石擠壓破碎強(qiáng)烈，破碎帶寬約150m，斷層破碎帶包括斷層影響帶寬度高達(dá)到500m以上，管線的地質(zhì)剖面圖如圖1所示。該斷裂為晚更新世活動(dòng)斷裂，其水平位錯(cuò)速率為1.0～3.5mm/a，垂直位錯(cuò)速率0.8～1.5mm/a，斷層活動(dòng)性質(zhì)以正左旋走滑為主，根據(jù)預(yù)測(cè)未來(lái)百年最大水平位移量為1.3m，最大垂直位移0.23m。

圖1 管線地質(zhì)剖面圖

表1 材料力學(xué)參數(shù)

鋼管鋼材采用Q345C，鎮(zhèn)墩和支座底板的混凝土采用C25，巖土材料主要包括第三系黏土、白云巖類各風(fēng)化帶，各材料主要力學(xué)參數(shù)見表1。伸縮節(jié)采用復(fù)式波紋管伸縮節(jié)，波紋管軸向剛度取5.0MN/m，每個(gè)伸縮節(jié)可以單獨(dú)適應(yīng)三向均為100mm的變形。

1.2 結(jié)構(gòu)方案

根據(jù)倒虹吸沿管線的地質(zhì)剖面圖，如圖1所示，擬定三種明鋼管布置方案。3個(gè)方案均采用波紋管伸縮節(jié)和滑動(dòng)支座適應(yīng)活斷層的變形，但在主斷層處支墩和支座的形式有所差別。

倒虹吸管道過(guò)活動(dòng)斷裂帶及其影響帶總寬約520m，明管方案一共布置7個(gè)鎮(zhèn)墩，8個(gè)波紋管伸縮節(jié)，支座全部采用單向滑動(dòng)支座。明管方案二在方案一的基礎(chǔ)上，在各鎮(zhèn)墩中間各增加1處新型鎮(zhèn)墩代替相應(yīng)位置支墩，新型鎮(zhèn)墩寬3m，新型鎮(zhèn)墩在鋼管和混凝土之間設(shè)彈性墊層，鋼管和鎮(zhèn)墩之間可以產(chǎn)生軸向相對(duì)滑移和小幅相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。明管方案三在方案一基礎(chǔ)上主要對(duì)過(guò)主斷層鋼管段進(jìn)行調(diào)整，采用2個(gè)雙向滑動(dòng)支座+固定鉸支座+復(fù)式伸縮節(jié)為一套適應(yīng)變形單位，每套長(zhǎng)度為27m，共布置2套，該段其余的支座均為雙向滑動(dòng)支座，最后一套緊鄰鎮(zhèn)墩不設(shè)置伸縮節(jié)。該方案支墩數(shù)與方案一相同，復(fù)式伸縮節(jié)增加一個(gè)。具體布置方案如圖2所示。

2 計(jì)算模型及工況

2.1 計(jì)算模型

針對(duì)上述三個(gè)結(jié)構(gòu)方案，分別建立有限元模型。地基寬度取60m，深度取160m。模型采用有限元軟件ANSYS完成，鋼管、支承環(huán)采用四節(jié)點(diǎn)殼單元模擬，支座、混凝土和地基采用八節(jié)點(diǎn)實(shí)體等參單元模擬；波紋管采用二節(jié)點(diǎn)梁?jiǎn)卧M，中間連接管采用管單元模擬?；瑒?dòng)支座上下兩滑板間設(shè)置面—面接觸單元，摩擦系數(shù)取0.1；固定鉸支座上下滑板間中心節(jié)點(diǎn)耦合X、Y、Z三個(gè)方向的平動(dòng)自由度，不能發(fā)生相對(duì)錯(cuò)動(dòng)，但可以相對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)。

圖2 明管各結(jié)構(gòu)方案布置圖

圖3 明管布置方案一整體模型有限元網(wǎng)格

坐標(biāo)系的X軸為管軸線方向，指向下游為正，Y軸正方向垂直于管軸線，指向左側(cè)(面向下游)，Z軸鉛直向上為正。方案一的整體模型網(wǎng)格如圖3所示，三個(gè)方案支承環(huán)及支座網(wǎng)格相同，如圖4所示。

2.2 計(jì)算荷載及工況

計(jì)算中內(nèi)水壓力作用于鋼管內(nèi)壁，最大靜水壓力為1.41MPa，水擊壓力為0.14MPa。明管方案考慮管道施工的順序，假定鎮(zhèn)墩、支墩沉降基本完成后，才進(jìn)行管道和波紋管伸縮節(jié)的安裝，因此不考慮鎮(zhèn)墩和支墩的沉降對(duì)管道受力的影響，但考慮鋼管自重和管內(nèi)水重的影響。斷裂帶以正左旋走滑為主，根據(jù)預(yù)測(cè)未來(lái)百年最大垂直位移0.23m，水平位移1.3m。該斷層以蠕滑位移為主，假定蠕滑位移量占預(yù)測(cè)未來(lái)百年最大位移量的50%。計(jì)算時(shí)，百年蠕滑水平位移量按0.65m計(jì)算，百年垂直位移量按0.115m計(jì)算?；顢鄬拥酿せ冃问茄?cái)嗔衙嫱话l(fā)的強(qiáng)烈錯(cuò)動(dòng)，其未來(lái)100年最大突發(fā)地震地表水平位移1.4m，垂直位移0.25m，最大地表變形帶寬度200m。

圖4 支承環(huán)和支座網(wǎng)格

圖5 地震加速度時(shí)程曲線

本工程設(shè)計(jì)地震加速度峰值為0.15g，特征周期0.45s。取阻尼比5%，反應(yīng)譜最大值代表值2.5，確定水平向和豎向標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)反應(yīng)譜作為目標(biāo)譜，生成人工波作為輸入的地震動(dòng)加速度時(shí)程，如圖5所示。

對(duì)倒虹吸結(jié)構(gòu)三個(gè)布置方案各進(jìn)行如下4個(gè)工況的計(jì)算，各工況荷載組合見表2。其中地震工況不考慮水擊壓力。計(jì)算時(shí)，地基暫時(shí)沒有考慮任何處理措施。地震動(dòng)力分析時(shí)，管內(nèi)水體的質(zhì)量等效為管壁附加質(zhì)量，地基采用無(wú)質(zhì)量地基。

3 計(jì)算結(jié)果分析

由于跨活動(dòng)斷裂管道的特殊性，兩個(gè)鎮(zhèn)墩之間，可能存在多個(gè)伸縮節(jié)，因此管道的柔性比一般管道結(jié)構(gòu)大，管道和伸縮節(jié)的位移是需要重點(diǎn)關(guān)注的。

表2 計(jì)算工況

圖6 各方案管段及特征斷面示意圖

明管三個(gè)方案的差異性主要表現(xiàn)在主斷層段的布置，因此以3#和4#鎮(zhèn)墩之間的管段為例，選取鎮(zhèn)墩出口和波紋管間斷面為特征斷面，以各斷面管腰處的點(diǎn)為特征點(diǎn)。位移在管段局部坐標(biāo)系下整理得到，X向?yàn)榇怪庇诠茌S線沿橫河向，Y向?yàn)榇怪庇诠茌S線向上，Z向?yàn)楣茌S線方向(以下均同)，各方案管段及特征斷面如圖6所示，其中支座由左向右，從1#開始依次編號(hào)，方案二中6#支座由新型鎮(zhèn)墩所替代。

3.1 靜力分析

3.1.1 位移分析

3.1.1.1 波紋管位移

針對(duì)三種布置方案，主斷層管段三個(gè)靜力工況下的波紋管兩端部相對(duì)位移見表3。

正常工況下，三個(gè)方案在Y方向和Z方向上，波紋管兩端部相對(duì)位移均很小且數(shù)值接近，最大值不超過(guò)2.20mm；X方向上波紋管兩端部相對(duì)位移基本均在7～13mm，主要是鋼管在內(nèi)水壓力作用下由于泊松效應(yīng)沿軸線收縮，波紋管產(chǎn)生拉伸變形。其中方案三由于管段波紋管為三個(gè)，其變形更為均勻，因此X向相對(duì)位移數(shù)值較其他兩個(gè)方案偏小。

表3 各方案波紋管兩端部相對(duì)位移 單位：mm

蠕滑變形工況下，波紋管兩端部位移數(shù)值有所增大。在Y方向和Z方向上，波紋管兩端部相對(duì)位移均很小，一般在7mm以下；而在X向上相對(duì)位移集中在25～40mm，說(shuō)明了地基水平拉伸位移基本由波紋管來(lái)承擔(dān)，而地基其他兩個(gè)方向的位移隨著鋼管在水平面和立面的轉(zhuǎn)動(dòng)，主要由鋼管本身適應(yīng)，波紋管并不起主要作用。其中方案三的4#波紋管X向相對(duì)位移較小，主要是由于3#和5#承擔(dān)了大部分的水平拉伸位移。

黏滑變形工況下，波紋管兩端部相對(duì)位移均較大。在Z方向上，波紋管兩端部相對(duì)位移雖然數(shù)值有所增加，但仍在15mm以下。在Y方向上，方案一、二中4#波紋管端部相對(duì)位移均超過(guò)100mm，方案三中5#波紋管端部相對(duì)位移超過(guò)200mm。在X方向上，波紋管兩端部相對(duì)位移數(shù)值最大，這主要是由于黏滑變形集中在主斷層范圍內(nèi)，而斷層黏滑位移的水平拉伸分量基本由主斷層附近的3個(gè)波紋管來(lái)承擔(dān)。

蠕滑變形工況下，隨著鋼管在水平面的轉(zhuǎn)動(dòng)，鋼管本身可以適應(yīng)斷層的橫向錯(cuò)動(dòng)，但在黏滑變形工況下，由于斷層錯(cuò)動(dòng)發(fā)生的范圍較窄，地基及管道的變形都比較劇烈，波紋管還需承擔(dān)一部分橫向錯(cuò)動(dòng)位移，因此方案一、二中波紋管Y向相對(duì)位移都較大，而對(duì)于方案三，由于主斷層范圍內(nèi)支座均采用雙向滑動(dòng)支座，管道可以在平面內(nèi)發(fā)生擺動(dòng)，5#波紋管兩側(cè)管道的擺動(dòng)方向不同，因此橫向變形比其他兩個(gè)方案高出許多。從波紋管的變形量來(lái)看，在斷層發(fā)生黏滑錯(cuò)動(dòng)時(shí)，主斷層上的波紋管可能發(fā)生破壞。

3.1.1.2 支座位移

在Z方向上，三個(gè)方案各工況下支座的相對(duì)位移基本為零或很小的數(shù)值，表明支座上下滑板基本保持接觸狀態(tài)，出現(xiàn)脫離現(xiàn)象的可能性很小。工況2與工況3的滑動(dòng)支座X向與Y向相對(duì)滑移量如圖7—8所示。正常運(yùn)行工況下滑動(dòng)支座在X、Y兩個(gè)方向的相對(duì)滑移量較小，此處不再列示。

在X方向上，越靠近波紋管支座的滑移量越大，錯(cuò)動(dòng)越劇烈，相應(yīng)的支座相對(duì)滑移量越大。在Y方向上，由于方案一、二各支座均為單向滑動(dòng)支座，僅能在管軸向發(fā)生滑移，因此各工況下其計(jì)算滑移量非常小。方案三中支座為雙向滑動(dòng)支座，由于雙向滑動(dòng)支座不僅能在管軸向發(fā)生滑動(dòng)，還能在橫向發(fā)生滑動(dòng)，因此Y方向的計(jì)算滑移量比單向滑動(dòng)支座大。

固定鉸支座在各個(gè)工況下轉(zhuǎn)動(dòng)方向一致，且數(shù)值較為接近，隨著錯(cuò)動(dòng)位移的增加和范圍的縮小，處于主斷層的兩個(gè)固定鉸支座的轉(zhuǎn)動(dòng)角度也隨之增大。

圖7 工況2與工況3滑動(dòng)支座X向相對(duì)滑移量

圖8 工況2與工況3滑動(dòng)支座Y向相對(duì)滑移量

3.1.2 應(yīng)力分析

3.1.2.1 鋼管應(yīng)力

針對(duì)三個(gè)布置方案，所選的管道兩個(gè)工況下中面Mises應(yīng)力等值線圖如圖9—10所示。正常運(yùn)行工況下，管道主要承受內(nèi)水壓力，支承環(huán)附近及埋設(shè)于鎮(zhèn)墩內(nèi)管道中面Mises應(yīng)力較小，遠(yuǎn)離支承環(huán)和鎮(zhèn)墩約束的管段應(yīng)力集中在110～140MPa，三個(gè)方案應(yīng)力分布較為接近。蠕滑變形工況下，三個(gè)方案應(yīng)力分布及數(shù)值均與正常運(yùn)行工況基本一致，此處應(yīng)力圖不再列示。而黏滑變形工況下，主斷層范圍內(nèi)管道變形增大，方案一和方案二中，由于支座均為單向滑動(dòng)支座，4#鎮(zhèn)墩進(jìn)口處出現(xiàn)了比較明顯向一側(cè)彎曲的現(xiàn)象，產(chǎn)生了很大的應(yīng)力集中；方案三中，由于支座都是雙向滑動(dòng)支座，管道相對(duì)比較自由，變形相對(duì)較小，主斷層上管道的應(yīng)力小于其他兩個(gè)方案。

圖9 正常運(yùn)行工況各方案鋼管中面Mises應(yīng)力等值線圖(單位:MPa)圖10 正常運(yùn)行+黏滑變形工況各方案鋼管中面Mises應(yīng)力等值線圖(單位:MPa)

3.1.2.2 支承環(huán)應(yīng)力

針對(duì)三個(gè)布置方案，所選的管道各工況下支承環(huán)最大Mises應(yīng)力等值線圖如圖11—12所示。正常運(yùn)行工況下，三個(gè)方案支承環(huán)腰部及底部的應(yīng)力較大，主要是由水重和內(nèi)水壓力造成的，最大值均出現(xiàn)在支承環(huán)的底部，且數(shù)值相差不大。蠕滑變形工況下，三個(gè)方案應(yīng)力分布及數(shù)值均與正常運(yùn)行工況基本一致，此處應(yīng)力圖也不再列示。而黏滑變形工況下，主斷層范圍內(nèi)，由于錯(cuò)動(dòng)位移較大，并且集中在很小的范圍內(nèi)，方案一和方案二中，支座采用單向滑動(dòng)支座，限制了管道在水平面內(nèi)的擺動(dòng)，支承環(huán)一側(cè)出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中，最大值均超過(guò)了400MPa，方案三中，9#固定鉸支座的支承環(huán)右側(cè)下部應(yīng)力較大，這主要是由于管道擺動(dòng)所造成的。與其他兩個(gè)方案相比，方案三的雙向滑動(dòng)支座支承環(huán)的受力條件都要比其他兩個(gè)方案單向滑動(dòng)支座的好。

圖11 正常運(yùn)行工況各方案支承環(huán)最大Mises應(yīng)力等值線圖(單位：MPa)

圖12 正常運(yùn)行+黏滑變形工況各方案支承環(huán)最大Mises應(yīng)力等值線圖(單位：MPa)

3.2 動(dòng)力分析

3.2.1 位移分析

三個(gè)方案地震工況下波紋管兩端部相對(duì)位移最大值見表4。在Z方向上，波紋管兩端部相對(duì)位移很小，不超過(guò)5mm；在Y方向上，方案一和二支座為單向滑動(dòng)支座，波紋管兩端部相對(duì)位移較小，不超過(guò)5mm，而方案三主斷層段布置雙向滑動(dòng)支座，波紋管兩端部位移接近20mm；管道在X向(軸向)約束最弱，波紋管兩端部相對(duì)位移相對(duì)較大，基本集中在20～40mm之間。

在各段管道上選擇滑移量較大的滑動(dòng)支座，其地震作用下相對(duì)滑移量見表5。在X方向上，支座均發(fā)生了不同程度的滑移，靠近波紋管附近的支座相對(duì)滑移量越大，最大滑移量為26.82mm；方案一和方案二在Y方向上滑移量很小，因?yàn)橹ё鶠閱蜗蚧瑒?dòng)支座，但方案三中主斷層均為雙向滑動(dòng)支座，Y向滑移量最大達(dá)到16.55mm，與主斷層上波紋管的Y向變形量相當(dāng)；在Z方向上，三個(gè)方案的支座相對(duì)滑移量均出現(xiàn)了正值，表明管道相對(duì)于支座有跳起的現(xiàn)象。

表4 各方案正常運(yùn)行+地震工況波紋管端部相對(duì)位移最大值 單位：mm

3.2.2 應(yīng)力分析

針對(duì)三個(gè)布置方案，所選的管道中面Mises應(yīng)力包絡(luò)等值線圖如圖13所示。地震工況下，管道應(yīng)力分布規(guī)律與正常運(yùn)行工況相似，由于不考慮水擊壓力，三個(gè)方案鋼管Mises應(yīng)力數(shù)值與正常運(yùn)行工況也基本相當(dāng)，說(shuō)明管道布置一定數(shù)量的滑動(dòng)支座和波紋管，受到地震作用的影響較小。

表5 各方案正常運(yùn)行+地震工況滑動(dòng)支座相對(duì)滑移量 單位：mm

圖13 正常運(yùn)行+地震工況各方案鋼管中面Mises應(yīng)力包絡(luò)等值線圖(單位：MPa)

針對(duì)三個(gè)布置方案，所選的管道各工況下支承環(huán)最大Mises應(yīng)力包絡(luò)等值線圖如圖13—14所示。地震工況下，三個(gè)方案滑動(dòng)支座的支承環(huán)腰部及底部應(yīng)力較大。由于鋼管和支座底部位移不相等，造成支座不同部位會(huì)有受彎現(xiàn)象。對(duì)于方案三，固定鉸支座由于不能發(fā)生滑動(dòng)，在管道軸向運(yùn)動(dòng)的帶動(dòng)下，支承環(huán)底部受彎嚴(yán)重。與其他兩個(gè)方案相比，方案三雙向滑動(dòng)支座支承環(huán)的受力條件都要比其他兩個(gè)方案單向滑動(dòng)支座好。

4 結(jié)論

(1)明鋼管三個(gè)布置方案，在正常運(yùn)行工況下，應(yīng)力和變形均能滿足要求；對(duì)于活斷層的蠕滑變形，軸向主要由波紋管承擔(dān)，橫向和豎向變形可由管道本身隨著地基移動(dòng)而自然適應(yīng)。當(dāng)活斷層發(fā)生蠕滑變形時(shí)，在使用年限100年內(nèi)，鋼管和支承環(huán)的應(yīng)力均能滿足要求，對(duì)于活斷層的黏滑變形，軸向主要由波紋管承擔(dān)，橫向和豎向變形除了由管道本身隨著地基移動(dòng)而自然適應(yīng)外，波紋管也要承擔(dān)一部分。當(dāng)活斷層發(fā)生黏滑變形時(shí)，主斷層范圍內(nèi)的鋼管和支承環(huán)容易產(chǎn)生應(yīng)力集中，該段管道發(fā)生破壞的可能性很大，但其他管段受到的影響很小。

(2)在正常運(yùn)行+地震工況下，主斷層范圍波紋管和支座的管軸向滑移量比正常運(yùn)行工況有所增加，但均在30mm以內(nèi)，鋼管由于能夠沿軸線滑動(dòng)，地震引起的應(yīng)力增量不大，支承環(huán)應(yīng)力也能滿足要求。

(3)三個(gè)布置方案的鎮(zhèn)墩、波紋管、支座設(shè)置大體相同，結(jié)構(gòu)在各種工況的荷載作用下響應(yīng)規(guī)律基本一致。方案二由于設(shè)置有新型鎮(zhèn)墩，局部的不均勻沉降、新型鎮(zhèn)墩的限制，可能造成附近的滑動(dòng)支座不能滑移，導(dǎo)致支承環(huán)受彎嚴(yán)重，出現(xiàn)較大的彎曲應(yīng)力，設(shè)計(jì)中應(yīng)加以注意。方案三在主斷層處增設(shè)了一個(gè)波紋管，主斷層及附近波紋管的軸向變形要小于其他兩個(gè)方案。地震時(shí)，方案三的固定鉸支座支承環(huán)受彎比較明顯，局部應(yīng)力超過(guò)允許應(yīng)力，設(shè)計(jì)中應(yīng)加強(qiáng)固定鉸支座支承環(huán)的剛度。

(4)三個(gè)方案均是可行的。明鋼管的支座是其結(jié)構(gòu)的薄弱環(huán)節(jié)，工程實(shí)踐中支座的設(shè)計(jì)難度較大，直接制約著明鋼管方案抗震性能的提高。因此應(yīng)當(dāng)在設(shè)計(jì)中著重考慮。

圖14 正常運(yùn)行+地震工況各方案支承環(huán)最大Mises應(yīng)力包絡(luò)等值線圖(單位：MPa)