設(shè)置TLD水箱的轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)抗震性能研究

吳曉龍 張淵 徐欣 劉巍 王玲玲

1.北京首鋼國際工程技術(shù)有限公司 100043

2.北京住總集團(tuán)有限責(zé)任公司工程總承包二部 100124

引言

轉(zhuǎn)運(yùn)站作為工業(yè)建筑常用構(gòu)筑物，為煉鋼廠、煉焦廠、化工廠、發(fā)電廠等原料運(yùn)輸系統(tǒng)當(dāng)中重要的中轉(zhuǎn)站，在冶金、煤炭、礦山、化工、電力、建材、港口及交通運(yùn)輸?shù)戎T多工業(yè)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用［1］。當(dāng)轉(zhuǎn)運(yùn)的物料為可燃燒固體，例如煤、焦炭時，且通廊轉(zhuǎn)運(yùn)站高度較高，地下消防系統(tǒng)無法達(dá)到滅火高度時，為滿足防火要求，必須在轉(zhuǎn)運(yùn)站上部設(shè)置消防水箱。一般來說，轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)高寬比大，側(cè)向剛度較小，在抗震方面其結(jié)構(gòu)形式和受力比一般結(jié)構(gòu)更不利［2］；消防水箱存水，質(zhì)量大，一般設(shè)在轉(zhuǎn)運(yùn)站的次頂層，高度較高，地震作用下水箱對結(jié)構(gòu)的影響不可忽略［3］。因此，工程師們在設(shè)計(jì)時一般將水箱按質(zhì)量塊施加于轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)的上部樓層，在結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計(jì)時，梁柱設(shè)計(jì)較為保守，使得結(jié)構(gòu)不滿足經(jīng)濟(jì)性要求。

目前，國內(nèi)外對于調(diào)諧液體阻尼器（簡稱TLD）的研究較為成熟，主要集中于風(fēng)振控制方面的研究，比較典型的案例為日本Shin-Yokohama 王子飯店、珠海金山大廈、南京電視塔、大連國貿(mào)大廈等［4－8］。近年來，將TLD應(yīng)用于結(jié)構(gòu)地震控制方面的研究逐漸增加，劉強(qiáng)［9］等將屋面水箱設(shè)計(jì)為TMD＆TLD 雙控裝置系統(tǒng)，通過調(diào)整TMD、TLD的頻率與主體結(jié)構(gòu)相同，并在底部設(shè)置高阻尼多層橡膠支座，采用數(shù)值模擬的方法，最大限度減小了地震反應(yīng)。董平［10］等將矩形TLD設(shè)計(jì)于4 層鋼架的頂部，通過在簡諧荷載作用下的試驗(yàn)研究，對比了該鋼架在受控前后的位移、加速度反應(yīng)，表明TLD對結(jié)構(gòu)低頻振型具有比較好的減振作用。呂輝［11］等利用ADINA 有限元分析軟件分別建立了結(jié)構(gòu)動力學(xué)模型和流體動力學(xué)模型，驗(yàn)證兩種模型的結(jié)果具有較好的一致性，并在此基礎(chǔ)上通過動力時程分析得到了調(diào)諧液體阻尼器流場的變化特性，結(jié)合流場特性考查了頻率比、地震動、質(zhì)量比這三個因素對帶調(diào)頻液體阻尼器結(jié)構(gòu)抗震性能的影響。陳鑫［12］等針對高聳鋼煙囪環(huán)形調(diào)諧液體阻尼器的減振試驗(yàn)及其數(shù)值模擬開展研究，設(shè)計(jì)并建立了環(huán)形TLD試驗(yàn)?zāi)Ｐ图傲W(xué)模型，推導(dǎo)了高聳結(jié)構(gòu)環(huán)形TLD減振控制的動力分析模型，據(jù)此編制了高聳結(jié)構(gòu)環(huán)形TLD 減振的分析程序。田志昌［13］等將頂部水箱設(shè)計(jì)為TLD，通過建立一個14 層的高層鋼結(jié)構(gòu)建筑Abaqus模型，分析TLD 水箱在地震作用下的行為，根據(jù)不同參數(shù)的水箱的響應(yīng)，得出了最優(yōu)TLD 水箱設(shè)計(jì)參數(shù)。

從以上研究成果可看出，既有TLD減震研究普遍集中在建筑物當(dāng)中，而將TLD應(yīng)用于工業(yè)建筑中的減震研究極少；部分TLD阻尼器制作工藝復(fù)雜，施工難度較大，額外增設(shè)阻尼器成本較高，與節(jié)約資源理念相違背；此外，TLD 恢復(fù)力模型采用的數(shù)值模擬方法較為困難，對于較簡單的實(shí)際工程不具有普適性。

綜上所述，本文根據(jù)調(diào)諧液體阻尼器（簡稱TLD）的基本原理，運(yùn)用Housner 教授提出的集中質(zhì)量法［14］，通過合理設(shè)計(jì)水箱尺寸及水深，將轉(zhuǎn)運(yùn)站上部已有的消防水箱改造為調(diào)諧液體阻尼器（簡稱TLD水箱），利用MIDAS Gen軟件中的連接單元，分別建立不設(shè)置水箱、水箱按質(zhì)量塊考慮、水箱設(shè)計(jì)為TLD 的轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)模型，分別進(jìn)行模態(tài)分析以及罕遇地震作用下的彈塑性時程分析，通過對比結(jié)構(gòu)的周期、層間位移角、基底反力、塑性耗能能量、塑性鉸屈服程度等地震響應(yīng)指標(biāo)，綜合評價TLD 水箱結(jié)構(gòu)的抗震性能。

1 TLD減震原理及數(shù)值計(jì)算方法

TLD是一種被動耗能的減震裝置，一般設(shè)置于結(jié)構(gòu)上部，地震作用下，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生振動并帶動水箱一同運(yùn)動，同時激起水箱中水的晃動。水體晃動對水箱側(cè)壁的動壓力又會反向作用到結(jié)構(gòu)上產(chǎn)生動壓力差，同時液體運(yùn)動將引起慣性力，動壓力差和液體慣性力起到了抑制結(jié)構(gòu)運(yùn)動的作用［15］。

TLD數(shù)值計(jì)算方法主要有集中質(zhì)量法、理論分析法和流固耦合分析法。文中采用Housner 教授提出的集中質(zhì)量法［14］，該方法模型較為簡單，計(jì)算精度能夠滿足一般工程的要求，適用性強(qiáng)。其基本原理是將液體晃動對箱體產(chǎn)生的動液壓力分為振蕩壓力和脈沖壓力兩部分，并將這兩種動液壓力分別用兩個與箱體連接形式不同的等效質(zhì)量的振動效應(yīng)來模擬，計(jì)算簡圖如圖1 所示，圖中振蕩質(zhì)量M1、脈沖質(zhì)量M2、彈性剛度K、高度h1、h2等參數(shù)的計(jì)算公式詳見文獻(xiàn)［16］。

圖1 計(jì)算簡圖Fig.1 Calculation diagram

2 設(shè)置TLD水箱轉(zhuǎn)運(yùn)站的減震研究

2.1 工程概況

以天津某鋼筋混凝土通廊轉(zhuǎn)運(yùn)站框架結(jié)構(gòu)為例，其場地基本設(shè)防烈度為8 度，設(shè)計(jì)基本加速度為0.20g，場地土類別為Ⅲ類，設(shè)計(jì)地震分組為第二組，特征周期Tg＝0.55s，抗震等級為二級。該轉(zhuǎn)運(yùn)站平面尺寸6m ×6m，總高度42m，總共8 層，其中首層層高為6m（地下1m），2～6層層高為5m，7～8 層層高為6m。1～6 層為空梁格，無墻體封閉，僅7～8 層采用墻體封閉，因此風(fēng)荷載較小，由地震作用控制結(jié)構(gòu)配筋。樓面、屋面、墻體、設(shè)備、通廊等的荷載根據(jù)實(shí)際情況施加于結(jié)構(gòu)上。根據(jù)工藝專業(yè)要求，在第7層設(shè)置消防水箱，消防水箱總重36t。

2.2 模型建立

首先采用PKPM結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)軟件計(jì)算不設(shè)置水箱的轉(zhuǎn)運(yùn)站模型，結(jié)構(gòu)采用C30 混凝土，鋼筋采用HRB400 級鋼筋，得到結(jié)構(gòu)柱梁板構(gòu)件尺寸及配筋，柱尺寸為700mm ×700mm，主梁尺寸為350mm×600mm，并按照實(shí)際結(jié)構(gòu)參數(shù)采用MIDAS GEN有限元軟件建立以下三種模型：不設(shè)置水箱的轉(zhuǎn)運(yùn)站模型（簡稱無水箱模型），水箱按照質(zhì)量塊施加于結(jié)構(gòu)上部的轉(zhuǎn)運(yùn)站模型（簡稱水箱模型），采用連接單元來實(shí)現(xiàn)TLD 水箱的振蕩質(zhì)量及剛度的轉(zhuǎn)運(yùn)站模型（簡稱TLD 水箱模型）。梁、柱均采塑性鉸模型，鋼混結(jié)構(gòu)阻尼比取0.05，采用Rayleigh阻尼［17］。

2.3 質(zhì)量比對TLD水箱減震效果的影響

本工程中水箱長度L為4.5m（液體振動方向），寬度B為4.0m，為了使結(jié)構(gòu)具有最優(yōu)的減震效果，通過調(diào)整水箱內(nèi)水的深度h，改變TLD水箱結(jié)構(gòu)的質(zhì)量比μ（振蕩質(zhì)量M1與轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)總質(zhì)量的比值），得到相應(yīng)水箱振蕩質(zhì)量M1及剛度K，并對水箱模型及TLD水箱模型分別進(jìn)行多遇地震作用下的反應(yīng)譜分析，得出不同質(zhì)量比下結(jié)構(gòu)層間位移的最大減小率（簡稱減震率），其對應(yīng)TLD水箱參數(shù)列于表1。TLD水箱結(jié)構(gòu)減震率如圖2 所示。

圖2 不同質(zhì)量比下TLD 水箱減震率Fig.2 Seismic-reduction rate of TLD water tank under different mass ratio

根據(jù)表1 計(jì)算數(shù)據(jù)，當(dāng)水深h增加時，TLD水箱內(nèi)振蕩質(zhì)量M1、脈沖質(zhì)量M2、剛度K不斷增大，但是增大到一定水深（h＞L／2）時，振蕩質(zhì)量M1及剛度K增加幅度較小，而脈沖質(zhì)量M2大幅度增加，這部分質(zhì)量無法振動，相當(dāng)于恒荷載附加于轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)主體。因此，在水箱尺寸確定時，水越深，地震時水箱內(nèi)用于減震的振蕩質(zhì)量M1占比越來越小，而脈沖質(zhì)量M2增幅較大，地震作用下勢必會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不利影響，在設(shè)計(jì)TLD水箱時，建議水深h不得超過L／2。

表1 不同質(zhì)量比下TLD水箱參數(shù)Tab.1 Parameters of TLD water tank under different mass ratio

由圖2 可知，隨著質(zhì)量比μ增大，TLD水箱結(jié)構(gòu)減震率逐漸增大；當(dāng)質(zhì)量比3.5% ＜μ ＜4.0%時，TLD 水箱結(jié)構(gòu)減震效果最佳，彈性層間位移的最大減小率最大可達(dá)到13.20%；當(dāng)質(zhì)量比μ繼續(xù)增加時，TLD水箱結(jié)構(gòu)減震效果出現(xiàn)下降趨勢，是因?yàn)檎袷庂|(zhì)量M1及K基本不變，脈沖質(zhì)量M2不斷增加，從而降低了TLD水箱結(jié)構(gòu)的抗震性能。

根據(jù)以上分析，最終確定TLD水箱長度L為4.5m（液體振動方向），寬度B為4.0m，水箱高度H為4.0m，水深h為2.0m時，層間位移減震效果最佳。此時振蕩質(zhì)量M1為187.0kN，約為總結(jié)構(gòu)質(zhì)量的3.67%，M2為180.2kN，彈性剛度K為115.12kN／m。

2.4 模態(tài)分析

取結(jié)構(gòu)前15 階振型進(jìn)行模態(tài)分析，能夠保證結(jié)構(gòu)各振型參與質(zhì)量之和大于總結(jié)構(gòu)的90%。各結(jié)構(gòu)前三階自振周期如表2 所示，一階、二階振型均為平動振型，三階振型為扭轉(zhuǎn)振型，且扭轉(zhuǎn)振型與基本振型周期比值小于0.9，滿足規(guī)范要求［18］，振型圖略。

表2 結(jié)構(gòu)周期對比（單位：s）Tab.2 Comparison of structural periods（unit：s）

由表2 可知，水箱結(jié)構(gòu)基本周期大于無水箱結(jié)構(gòu)，TLD水箱介于兩者之間，若將水箱按照質(zhì)量塊考慮，結(jié)構(gòu)整體剛度減小，勢必增大地震作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，因此結(jié)構(gòu)按質(zhì)量塊設(shè)計(jì)偏于保守。

2.5 罕遇地震作用下結(jié)構(gòu)彈塑性時程分析

為進(jìn)一步驗(yàn)證上部設(shè)置TLD水箱轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)的抗震性能，根據(jù)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》［19］要求，選取Ⅲ類場地地震波，分別為Northridge 波、El Centro波和人工波。罕遇地震作用下，將地震波峰值加速度調(diào)至400cm／s2，沿水箱邊長L向輸入，對三種結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性時程分析，主要對比以下指標(biāo)：（1）層間位移角；（2）基底反力；（3）塑性耗能。

1.結(jié)構(gòu)層間位移對比

經(jīng)計(jì)算，三種結(jié)構(gòu)層間位移角包絡(luò)圖如圖3所示，均滿足規(guī)范層間位移角限值1／50 的要求，其中Northridge 波作用下最大層間位移對比見表3?？梢奣LD水箱結(jié)構(gòu)對于層間位移具有一定的控制作用，特別是對層間位移較大樓層的控制作用較好，層間位移最大減小率約30%。

圖3 層間位移角對比Fig.3 Comparison of the inter-story drift angle

表3 Northridge波作用下結(jié)構(gòu)最大層間位移對比Tab.3 Comparison of the maximum inter-story drift in Northridge wave

圖4 為Northridge 波作用下第4 層層間位移時程曲線，在地震動初期（0～7s），結(jié)構(gòu)各響應(yīng)較小，三種結(jié)構(gòu)位移時程基本重疊，說明結(jié)構(gòu)具有基本相同的振動特性；隨著地震波推移，結(jié)構(gòu)響應(yīng)逐漸增大，當(dāng)位移超過一定值時，結(jié)構(gòu)構(gòu)件開裂并逐漸進(jìn)入塑性狀態(tài)，由于TLD水箱與結(jié)構(gòu)主體存在相位差，因此當(dāng)結(jié)構(gòu)達(dá)到峰值位移時，TLD水箱振動過程中具有與之相反的分量，從而起到減小地震響應(yīng)的作用。

圖4 第4 層層間位移時程曲線Fig.4 Time-history curves of the 4th inter-story drift

2.結(jié)構(gòu)基底反力對比

地震作用下，結(jié)構(gòu)最大基底反力列于表4，可以看出，對比無水箱結(jié)構(gòu)，水箱結(jié)構(gòu)基底反力均有所增大，而TLD水箱結(jié)構(gòu)底部反力相比于水箱結(jié)構(gòu)及無水箱均有所降低。在Northridge地震波作用下，基底剪力最大減小率為18.33%，基底傾覆彎矩最大可減小18.23%；而在人工波作用下，結(jié)構(gòu)基底反力減小率均不超過5%，總體來說TLD水箱結(jié)構(gòu)對于基底彎矩的控制效果較好。

表4 最大基底反力對比Tab.4 Comparison of the maximum base reaction

3.結(jié)構(gòu)塑性耗能對比

通過對比周期，三種模型質(zhì)量及剛度基本相同，同一種地震產(chǎn)生的總能量相差不大，結(jié)構(gòu)塑性耗能越小，說明結(jié)構(gòu)自身產(chǎn)生的損傷越?。?0］。圖5為三種結(jié)構(gòu)塑性耗能時程曲線，表5 為塑性耗能對比。以Northridge波為例，TLD水箱結(jié)構(gòu)塑性耗能僅為水箱模型結(jié)構(gòu)的30%，18s 之后TLD水箱結(jié)構(gòu)塑性耗能的時程曲線接近水平，結(jié)構(gòu)損傷幾乎不再增加，說明TLD水箱對于減小結(jié)構(gòu)損傷具有顯著效果；而水箱結(jié)構(gòu)和無水箱結(jié)構(gòu)塑性耗能呈階梯型增加，表明地震作用下有越來越多的結(jié)構(gòu)構(gòu)件產(chǎn)生塑性耗能，損傷持續(xù)增加。為進(jìn)一步驗(yàn)證TLD水箱的抗震性能，圖6為Northridge波作用下結(jié)構(gòu)塑性鉸對比，可見TLD水箱結(jié)構(gòu)塑性鉸數(shù)量及發(fā)展程度均小于水箱結(jié)構(gòu)及無水箱結(jié)構(gòu)。

表5 塑性耗能對比Tab.5 Comparison of the plastic energy dissipation

圖5 塑性耗能曲線對比Fig.5 Comparison of the plastic energy dissipation curves

圖6 塑性鉸對比Fig.6 Comparison of the plastic hinge

3 結(jié)論

本文通過對設(shè)置TLD水箱的轉(zhuǎn)運(yùn)站結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震性能研究，得到以下結(jié)論：

1.對于轉(zhuǎn)運(yùn)站上部設(shè)置消防水箱的結(jié)構(gòu)，可采用集中質(zhì)量法，通過設(shè)定水箱尺寸及水深，調(diào)整TLD水箱的力學(xué)特性。

2.討論了不同質(zhì)量比下結(jié)構(gòu)層間位移的最大減小率，當(dāng)水深h小于水箱長度L／2，質(zhì)量比介于3.5%～4.0%之間時，TLD水箱結(jié)構(gòu)減震效果較好。

3.對比了罕遇地震作用下三種結(jié)構(gòu)的層間位移、基底反力、塑性耗能，進(jìn)一步驗(yàn)證了TLD 水箱結(jié)構(gòu)在不同地震波作用下具有一定的減震效果。

4.對于今后類似工程，將轉(zhuǎn)運(yùn)站上部水箱設(shè)計(jì)為TLD水箱，有助于主體結(jié)構(gòu)減震，可提高結(jié)構(gòu)的抗震性能，抗震設(shè)計(jì)時可按照無水箱結(jié)構(gòu)對結(jié)構(gòu)進(jìn)行配筋。