序列型地震作用下AP1000核反應堆屏蔽廠房損傷災變精細化分析

汪大洋， 包嗣海， 陳婉若， 朱 勇， 張永山

(1. 廣州大學 土木工程學院， 廣州 510006； 2. 廣州大學 結構力學分析與測試研究中心， 廣州 510006)

近年來核電站事故頻發(fā)，對人民生命財產造成了嚴重的威脅。2007年日本新潟縣發(fā)生里氏6.8級地震，超過柏崎·刈羽核電廠7臺機組的抗震設計基準；2011年日本發(fā)生9.0級大地震，并繼發(fā)海嘯，導致福島第一、第二核電站嚴重受損，如圖1所示。鑒于核電結構遭遇地震侵襲的事實可能性及其導致的嚴重后果，越來越多的學者開始關注地震作用下核電站結構的破壞機理和抗震性能。Kussuga等[1]利用有限元軟件ANSYS建立核島結構有限元模型，針對水平地震動作用下對核島結構開展非線性動力時程分析；Daogang等[2]對水箱不同水位時結構在地震荷載作用下的加速度反應、最大等效應力分布開展研究，結果表明結構的最大等效應力出現在屏蔽結構的屋頂與重力水箱的相交處。我國核電站結構抗震性能研究雖起步較晚，但也取得的很多具有指導意義的研究成果。李小軍等[3]以CAP1400型核島結構為研究對象，開展非基巖場地下核島結構振動臺試驗，研究在非基巖場地條件下核島結構的適用性和動力特性。錢稼茹等[4-5]針對我國CNP1000核電廠安全殼，完成了一個縮尺比為1∶10的預應力混凝土模型，以此開展單自由度擬動力試驗，試驗結果表明，在峰值加速度為3g時，地震作用下安全殼的筒體底部出現少量裂縫，結構處于彈性階段，仍可以按線彈性結構進行地震反應計算。李建波等[6]開展核電廠的樓層反應譜分析在Biggs和Kapur方法的基礎上提出一種修正模態(tài)法，既考慮了結構-地基動力相互作用的影響,又計算簡便易行，也可獲得比較滿意的精確度。Wang等[7-8]基于核島有限元數值模型開展了強主余震對結構塑性損傷行為的調查研究，結果表明屏蔽廠房和附屬廠房在強烈地震中損傷效應嚴重，鋼安全殼結構基本完好無損，余震的影響強烈余震引起的作用可能導致結構構件的嚴重損壞，余震的幅度越大加劇效應越明顯。

圖1 地震海嘯引發(fā)福島核事故Fig.1 Earthquake tsunamiinduced a nuclear accident

可以看到，現有研究多從整體表征角度探討核電結構的抗震性能，實際上核電結構體型龐大且復雜，從整體角度表征的損傷發(fā)展并不能精確反映關鍵控制部位的實際損傷狀態(tài)，有必要深入探究不同部位、尤其是損傷集中局部區(qū)域在強震及其主余震作用下的塑性損傷發(fā)展過程。為此，本文以AP1000核反應堆屏蔽廠房結構為研究對象，建立三維彈塑性損傷有限元計算模型，在主震和序列型地震動整體損傷調查的基礎上進一步探討區(qū)域局部損傷力學特征，揭示損傷集中區(qū)域關鍵部位的損傷發(fā)展，建立有效的精細化損傷評價技術方法，為核反應結構抗震設計和后續(xù)研究提供設計指導和參考。

1 屏蔽廠房結構有限元模型建立與驗證

1.1 AP1000屏蔽廠房結構概況

AP1000核反應堆屏蔽廠房直徑為44.2 m，高度為83.37 m，壁厚為0.914 m，屏蔽廠房上部為冷卻水箱，其外半徑和內半徑分別為11.75 m和5.334 m，水箱壁厚為0.6 m，通風口高度為1.45 m。屏蔽廠房上各有兩個圓形設備閘門和兩個圓形人員閘門，設備閘門的內徑為4.88 m，人員閘門的內徑為3.05 m。在標高25.01 m處安裝一個設備閘門和一個人員閘門；在標高35.44 m處安裝另一個設備閘門和另一個人員閘門。設備閘門和人員閘門的主要貫穿方位設計，如圖2所示。結構內部分別由重力水箱結構、斜面結構、等效鋼梁和等效設備層組成，如圖3所示。

圖2 閘門貫穿方位圖Fig.2 Gate penetration diagram

圖3 AP1000核反應堆屏蔽廠房結構剖面圖Fig.3 AP1000 nuclear reactor shielded plant structure section

1.2 塑性損傷有限元模型建立

1.2.1 材料本構關系模型

AP1000核反應堆屏蔽廠房為鋼筋混凝土結構，混凝土壓縮行為采用Popovics[9]和Yip[10]提出的本構關系，混凝土受壓應力應變關系如下

(1)

混凝土受拉應力應變關系如下

(2)

式中：fct是混凝土抗拉強度；εtr是與抗拉強度fct相對應的混凝土峰值拉應變；σt和εt分別是混凝土拉應力和混凝土拉應變；α是衰變因子。具體關系式如下

α=0.017+0.255(nρ)-0.106(nρ)2+

0.0160(nρ)3

(3)

式中：n=ES/EC，ES是鋼筋的彈性模量；ρ是對應的配筋率?？紤]混凝土模量折減的塑性損傷模型公式

E=(1-d)Ec

(4)

式中：E是折減的彈性模量；d是損傷因子。通過等效余能理論計算[11]，假設損傷的余能W0等于未損傷的余能Wd，如下式所示

W0=Wd

(5)

(6)

(7)

結合式(5)～(7)，推導出Ed和Ec的關系式如下

Ed=Ec(1-d)2

(8)

由于混凝土的切線模量等于應力應變之比，將其代入式(8)中，可推導出下式

(9)

因此，可以推出混凝土壓縮損傷因子dt和拉伸損傷因子dc的計算公式，具體如下

(10)

鋼筋本構采用理想彈塑性模型，設計參數參考GB 50010—2010《混凝土結構設計規(guī)范》[12]。屏蔽廠房的混凝土抗壓強度為27.6 MPa，拉伸強度為2.125 MPa，彈性模量為26 267 MPa，屏蔽廠房中的鋼筋采用HRB400E型鋼筋，配筋率為0.003 06?；炷猎谑芾褪軌簝煞N情況下的應力和應變值及損傷因子如圖4所示。

(a) 拉伸本構

(b) 壓縮本構

(d) 壓縮損傷因子圖4 混凝土拉壓本構與損傷因子Fig.4 Tension and compression constitutive laws and the corresponding damage factors

1.2.2 邊界條件與網格劃分

通過ABAQUS有限元軟件建立AP1000核反應堆屏蔽廠房模型(見圖5)，采用四節(jié)點曲殼單元(S4R)單元進行建模，S4R是一種通用殼單元，由四個具有彎曲和膜能力的節(jié)點組成，可用于薄殼或厚殼結構建模，采用減縮積分方式，包含沙漏模式控制，容許有限薄膜應變。相對于實體單元建模，采用S4R分析效率更高?？紤]到屏蔽廠房和安全殼有圓形開洞的人員閘門和設備閘門，如果采用四邊形的網格劃分可能會產生畸形網格，進而導致模型計算不收斂，因此配合使用三角形網格和四邊形網格對屏蔽廠房和安全殼進行分區(qū)劃分。在圓形開洞處，采用1.0 m的三角形網格加密劃分，屏蔽廠房豎直筒壁的其他區(qū)域采用邊長為1.0 m×1.0 m的四邊形網格劃分；由于重力水箱內壁直徑、外壁直徑和基礎底面直徑均不相同，為了提高網格劃分質量，對水箱頂面和斜面結構采用按扇形展開的四邊形網格劃分，水箱內壁四邊形網格尺寸為1.0 m×0.24 m，水箱外壁網格尺寸為1.0 m×0.59 m，水箱頂面網格尺寸由1.0 m×0.24 m至1.0 m×0.59 m逐漸變大，斜坡屋頂網格尺寸由1.0 m×0.24 m至1.0 m×1.0 m逐漸變大，其他區(qū)域均采用1.0 m×1.0 m的四邊形網格劃分，得到AP1000核島結構ABAQUS有限元模型的網格劃分單元數為45 039個，節(jié)點總數為38 618個。

1.3 模態(tài)分析與驗證

采用ABAQUS軟件Lanczos法進行模態(tài)分析，其內部自動采用稀疏矩陣直接求解器，適合大型結構。表1給出了所建屏蔽廠房結構前八階模態(tài)計算結果，前八階振型如圖6和表1所示?？芍?，結構第一階、第二階自振頻率分別為3.609 7 Hz、3.611 6 Hz，相差較小，說明結構兩個水平方向的抗側剛度較為接近，屬于對稱結構體系。進一步將本文計算結果與既有文獻結果進行對比分析(見表2)，可以看出模型第一階振型均為梁式平動，因參考圖紙的細部差異，導致本文基頻計算結果較現有文獻偏小，一定程度上降到了反應堆結構的抗側剛度，進而導致基頻偏小，為確保計算結果進一步接近實際情況，應考慮閘門洞口效應?？傮w而言，本文計算模型具有較高的可信度，與既有文獻基頻最大相差10.73%、最小僅為0.25%。

(a) 整體模型

(b) 剖面圖圖5 設置閘門AP1000核島結構精細化有限元模型Fig.5 AP1000 NPP structure with gate holes

表1 AP1000模型模態(tài)分析

(a) 第1階

(b) 第2階

(c) 第3階

(d) 第4階

(e) 第5階

(f) 第6階

(g) 第7階

(h) 第8階圖6 AP1000核反應堆屏蔽廠房結構前8階振型圖Fig.6 AP1000 nuclear reactor shield building of the first 8 modes

表2 核反應堆模型第一振型對比Tab.2 Comparison the first mode of the nuclear reactor model

2 地震動輸入和工況設置

基于美國太平洋地震工程研究中心地震波數據庫PEER (Pacific Earthquake Engineering ReseaMSh Center)選取地震動，考慮三向地震輸入，其中水平方向與豎向加速度峰值比設為H1∶H2∶V=1∶1∶0.67(H1、H2、V分別代表X、Z水平方向、Y豎向)。核島結構一般建在土體剪切波速大于700 m/s的巖土場地上，選取的3條地震波剪切波速分別為804 mm/s、829 mm/s和891 mm/s，滿足核電站場地土剪切波速要求。各地震波的信息見表3，圖7為所選地震波反應譜與RG1.60[15]設計反應譜的對比，可見所選地震波與RG1.60譜具有吻合性較好。

表3 地震波信息

(a) EA水平向

(b) EB波水平向

(c) EC波水平向

(d) EA波豎向

(f) EC波豎向

根據我國GB 50267—1997《核電廠抗震設計規(guī)范》[14]中規(guī)定極限安全地震動不大于0.5g的地區(qū)，核電站設計基準地震(極限安全地震)的加速度峰值不得低于0.15g，法國將安全設計地震的加速度峰值為0.2g，以0.15g～0.25g作為設計地震動的加速度峰值，而從美國西屋公司引進的AP1000第三代核電機組的抗震設計標準為0.3g，在我國臺灣地區(qū)7臺核電機組的設計地震動峰值加速度均超過0.3g，為此將0.3g作為本文的設計地震動輸入。此外，考慮到近年來頻發(fā)的罕遇大地震，以及多次余震作用，如：汶川5·12地震里氏震級8.0級、地震烈度11度，發(fā)生27次5級以上地震；日本3·11里氏震級9.0級，地震發(fā)生后10個小時內共發(fā)生13次5級以上地震。在設計地震動調查的基礎上進一步研究超設計地震動作用，探究結構損傷發(fā)展過程。將所選的3條地震動的分析工況按PGA分別為0.3g-2.1g進行設置，PGA間隔為0.2g，單一主震和主余震各30個工況，共60個工況，見表4。采用重復法構造主余震，主余震之間間隔60 s，主余震峰值比為1∶0.852 6[16]，代表性主余震工況AA8如圖8所示。

表4 單一主震和主余震下分析工況表

圖8 AA8主余震序列Fig.8 AA8 main-aftershock sequence

3 屏蔽廠房整體動力災變分析

鋼筋混凝土屏蔽廠房結構在地震作用下拉伸塑性損傷效應明顯，為探究其災變過程，提取拉伸損傷因子指標，根據1.2.1節(jié)的損傷因子計算原理進行計算，反映混凝土材料在逐漸增大的地震動輸入下的拉伸損傷累積變化過程。圖9給出了工況EA1-EA10、EB1-EB10、EAA1-EAA10、EBB1-EBB10拉伸損傷因子云圖。由圖可知，在設計地震動作用下(0.3g)結構損傷效應不明顯，但隨著地震動強度的增加，災變損傷效應逐漸加劇，損傷區(qū)域不斷增大；損傷首先出現在閘門洞口處，因剛度突變導致應力集中而形成損傷，隨后逐步加劇并向四周擴散，集中分布在高度為22～39 m區(qū)域范圍內；上部洞口和斜面區(qū)域亦隨著地震動PGA的增大，動力損傷災變效應逐漸加劇，為結構第二損傷發(fā)展區(qū)域，同樣因剛度突變和應力集中導致；其余部位，如底部基礎區(qū)域、中部無洞口區(qū)域以及頂部水箱區(qū)域，隨著輸入PGA的增大雖呈現不斷增大的損傷發(fā)展，但其損傷程度要遠遠小于閘門洞口區(qū)域和上部洞口與斜面區(qū)域。

圖9 單一地震作用下屏蔽廠房累積拉伸損傷因子云圖Fig.9 Cumulative tension damage factor cloud of shielded factory building under single earthquake

在整體結構未損傷或損傷不明顯的工況下，余震對經歷主震后的結構損傷加劇效應較小，如圖10所示(以損傷最為嚴重的22～39 m高度范圍為例)，可見工況EB3和EBB3(PGA為0.7g)以下，二者損傷程度差別不大，余震后損傷區(qū)域擴展有限。然而，當輸入工況PGA達到0.9g以上時，余震對經歷主震后的結構損傷加劇效應，不論是損傷因子大小還是損傷區(qū)域發(fā)展都大大增加，如圖11工況EB6和EBB6。究其原因，結構在地震作用下本質上是能量的傳遞、耗散和吸收的過程，以損傷耗能為例，核島結構的損傷耗能可表示為[18-19]

圖10 單一地震和序列型地震作用下屏蔽廠房拉伸損傷因子云圖Fig.10 Tension damage factor cloud of shield building under single earthquake and sequence earthquake

(a) EA1&EAA1

(b) EA2&EAA2

(c) EA3&EAA3

(d) EA4&EAA4

(e) EA5&EAA5

(f) EA6&EAA6

(g) EA7&EAA7

(h) EA8&EAA8圖11 屏蔽廠房結構地震損傷耗能Fig.11 Earthquake damage energy consumption of shield building

雖然隨著地震動強度增加單一地震和主余震下屏蔽廠房損傷耗能都隨之增加，但增量有所不同，如工況EAA1、EAA4、EAA7、EAA8相對于對應的工況EA1、EA4、EA7、EA8，其損傷耗能增量依次為0.05 MJ、1.09 MJ、2.61 MJ、3.21 MJ，耗能增量呈現逐漸趨勢增大，直接導致結構損傷災變效應不斷加劇。

此外，結構災變損傷在閘門洞口、通風洞口與斜面處集中發(fā)展，呈現非常不規(guī)則的損傷分布，如圖9工況EA6上部設備洞口附近的損傷因子達到0.86，而距離該洞口上部5 m位置的損傷因子僅為0.81。同時需要看到，屏蔽廠房結構隨著地震PGA的增長，災變過程由閘門洞口開始，首先向環(huán)帶擴展，然后逐步向下部延伸，直至基礎平臺頂板。可見，閘門洞口損傷發(fā)展直接決定了屏蔽廠房地震災變過程，因而有必要探究損傷集中區(qū)域的災變過程，有助于掌握屏蔽廠房在不同等級地震激勵下結構性態(tài)。

4 屏蔽廠房區(qū)域動力災變分析

4.1 核島結構區(qū)域損傷劃分

為探究結構關鍵區(qū)域災變損傷，基于分區(qū)思想對結構區(qū)域進行劃分。沿高度分為基礎區(qū)域(0～10 m，簡稱BS區(qū))和主體區(qū)域(10～65.6 m，簡稱MS區(qū))，同時考慮沿高度方向損傷差異較大，進一步細分為BS-1、BS-2、MS-1～MS-7區(qū)，如圖12(a)所示；考慮沿環(huán)向的損傷亦有較大差異，環(huán)向每隔15°劃分為一個區(qū)域，如圖12(b)所示。由前述分析，屏蔽廠房人員和設備閘門處存在應力集中現象，設備閘門對應編號HB1、HB2，人員閘門分別對應HS1、HS2，則閘門HB1、HS1分別在MS-2區(qū)域的20和17區(qū)塊中；閘門HB2、HS2分別在MS-4區(qū)域的16和17區(qū)塊中。

(a) 豎向分區(qū)

(b) 環(huán)向分區(qū)圖12 屏蔽廠房區(qū)域劃分示意圖Fig.12 Division of the shield building

4.2 區(qū)域災變損傷分析

圖13和圖14分別顯示了單一和序列型地震作用下屏蔽廠房區(qū)域拉伸損傷因子平均值(Mean)和最大值(Max)的對比變化梯度圖，圖15給出了單一地震作用下BS和MS區(qū)域平均和最大拉伸損傷因子沿環(huán)向變化圖，區(qū)域平均值為所在區(qū)域所有提取點拉伸損傷因子的平均值，區(qū)域最大值為所在區(qū)域所有提取點拉伸損傷因子的峰值。由圖可見，屏蔽廠房隨著地震動強度的增大，損傷部位主要集中在閘門與上部洞口附近及其所處環(huán)帶上。當地震動PGA較小時，拉伸損傷因子沿環(huán)向呈現明顯的梯度變化(如圖13(a)、15(a)所示)，說明材料損傷首先發(fā)生在剛度突變處引起的應力集中效應處，如圖15(a)中EA2工況拉伸損傷因子為0.340(C13區(qū))，而該區(qū)域環(huán)帶最小值僅為0.074(C18區(qū))，二者相差4.6倍；然而，隨著PGA不斷增大，損傷不斷沿環(huán)向擴展，最終貫通整個環(huán)帶，平均拉伸損傷因子在同一高度的環(huán)帶上逐漸趨于均勻(如圖13(d)、15(b)所示)，如圖15(b)中EA8工況拉伸損傷因子最大值為0.803(C10區(qū))，而該區(qū)域環(huán)帶最小值僅為0.738(C18區(qū))，二者相當。

(a) EA1(Mean)

(b) EA3(Mean)

(c) EA5(Mean)

(d) EA8(Mean)

(e) EA1(Max)

(f) EA3(Max)

(g) EA5(Max)

(h) EA8(Max)圖13 單一地震作用下屏蔽廠房區(qū)域拉伸損傷因子平均值(Mean)和最大值(Max)對比Fig.13 Comparison of mean (Mean) and maximum (Max) of tension damage factor in shield building area under single earthquake

(a) EAA1(Mean)

(b) EAA3(Mean)

(c) EAA5(Mean)

(d) EAA8(Mean)

(e) EAA1(Max)

(f) EAA3(Max)

(g) EAA5(Max)

(h) EAA8(Max)圖14 序列型地震作用下屏蔽廠房區(qū)域拉伸損傷因子平均值(Mean)和最大值(Max)對比Fig.14 Comparison of mean and maximum of tension damage factor in shield building area under sequence earthquake

圖13(e)～(h)和圖14(e)～(h)為序列型地震作用下屏蔽廠房區(qū)域拉伸損傷因子的平均值和最大值，可以看出其與同一PGA輸入下的損傷梯度圖相比，主要差別在于洞口附近的損傷進一步加劇，如圖13(c)、14(c)所示，說明余震對于主震后結構損傷的加劇效應仍集中在已損傷區(qū)。為了探究余震對結構的損傷加劇影響，圖16分別給出了MS-2、MS-4中HB1和HB2兩個洞口的損傷平均值和損傷最大值的損傷因子比曲線(主余震下?lián)p傷因子/單一主震下?lián)p傷因子)。由圖16可知，HB1、HB2的損傷因子比均大于1，表明余震加劇了洞口處結構的損傷破壞程度，隨著地震動PGA增大，損傷因子之比整體呈現先上升后下降的趨勢，當地震動PGA超過1.5g時損傷因子之比趨于1，說明結構在單一主震下已發(fā)生破壞，基本無加劇效應。對比損傷平均值和損傷最大值的損傷因子比，可以看出在地震動較小時，損傷最大值的損傷因子比高于損傷平均值的損傷因子比，而隨著地震動強度的增加，損傷因子比趨向于1。

(a) BS-1(Mean)

(b) BS-2(Mean)

(d) MS-4(Mean)

(e) MS-2(Max)

(f) MS-4(Max)圖15 單一地震作用下BS和MS區(qū)域平均和最大拉伸損傷因子沿環(huán)向變化圖Fig.15 Changes of the average and maximum tension damage factor in the BS and MS regions along hoop direction under single earthquake

(a) HB1

(b) HB2圖16 損傷因子比Fig.16 Value of damage factor ratio

對比區(qū)域拉伸損傷因子平均值和最大值，可以看出在洞口高度所處的環(huán)帶上，最大值與平均值差距明顯，如圖14(c)、(g)所示，在22～39 m、60～65.6 m高度范圍內，損傷因子云圖存在明顯的梯度區(qū)別，且梯度變化主要集中在洞口附近；而在其他高度范圍內，拉伸損傷因子的平均值和最大值相差不大。因此，屏蔽廠房結構在超設計地震激勵下除各類洞口及其所在環(huán)帶存在明顯的應力集中與塑性損傷外，其余區(qū)域的動力損傷災變過程在同一高度環(huán)帶上趨于均勻，說明屏蔽廠房結構在設計、超設計、甚至巨震作用下的損傷變形特征均以剪切型破壞為主，動力災變過程為洞口剛度突變處首先由于應力集中效應導致?lián)p傷失效，隨后向洞口所在高度的環(huán)帶方向拓展、貫穿，最后沿高度向上下延伸，損傷程度以閘門洞口環(huán)帶最為嚴重、其次為上部洞口環(huán)帶、再次為基礎和上下洞口之間區(qū)域、最后為頂部水箱區(qū)域。

5 閘門洞口損傷發(fā)展分析

由上述分析可知，屏蔽廠房損傷發(fā)展在閘門和上部洞口區(qū)域最為集中，并以閘門洞口最顯著，本節(jié)將進一步探討設備閘門HB1、HB2和人員閘門HS1、HS2的損傷影響范圍及其隨PGA輸入大小的變化規(guī)律。表5給出了閘門洞口0.3 m、0.5 m、1 m半徑區(qū)域范圍內(如圖12(a)所示)的拉伸損傷因子衰減率δ的對比情況(δ=(Max-Mean)/Max×100%)。

表5 單一地震作用下閘門洞口1 m范圍內拉伸損傷因子

由表5可以，在相同PGA輸入下，隨著洞口半徑方向區(qū)域的逐漸增大，拉伸損傷因子的衰減率大幅提升，說明拉伸損傷因子隨半徑增大呈快速下降趨勢，進一步證明閘門洞口為損傷最嚴重區(qū)域，如PGA為0.5g時，設備閘門HB1在0.3 m、0.5 m、1 m半徑范圍內拉伸損傷因子平均值依次為0.742、0.664、0.544。在相同半徑區(qū)域范圍內，隨著PGA輸入量級增大，拉伸損傷因子的衰減率不斷降低，說明拉伸損傷因子隨PGA增大呈快速上升趨勢，亦直接證明結構損傷災變隨著PGA輸入的增大而不斷加劇，如設備閘門HB1在0.3 m半徑范圍內拉伸損傷因子平均值從0.3g～1.1g依次為0.608、0.742、0.845、0.889、0.933?？梢钥闯觯斴斎隤GA低于0.5g時，閘門洞口對0.5 m范圍內災變損傷的影響最為嚴重；當輸入PGA超過0.9g時，閘門洞口對周圍材料損傷嚴重影響的區(qū)域范圍達到2.0 m。因此，當采用平均值描述閘門所在高度環(huán)帶的損傷時，宜將該區(qū)域范圍內的損傷情況單獨考慮，同時建議在設計中有針對性地對閘門洞口采取一定的加強處理措施，以提升屏蔽廠房在超設計地震作用下抵抗損傷災變的能力。環(huán)向0.3 m平均值、環(huán)向0.5 m平均值、環(huán)向1 m平均值分別為0.804、0.742、0.664、0.544，對應的差率分別為8%、21%、48%。

6 結 論

本文根據不同地震動下拉壓損傷分布情況對核島結構進行區(qū)域劃分并對各區(qū)域進行損傷分析，得到以下結論：

(1) 屏蔽廠房動力災變效應隨PGA不斷加劇，損傷帶首先出現在閘門洞口處，隨后逐步加劇并向環(huán)帶擴散，集中分布在高度為22～39 m區(qū)域范圍內；上部洞口和斜面區(qū)域動力損傷災變效應亦逐漸加劇，為第二損傷帶；底部基礎區(qū)域、中部無洞口區(qū)域以及頂部水箱區(qū)域雖呈現不斷增大的損傷趨勢，但損傷程度遠小于洞口區(qū)域和上部斜面區(qū)域。

(2) 余震對主震后結構損傷的加劇效應仍集中在已損傷區(qū)(閘門和通風洞口、上部斜面區(qū))，隨地震動PGA增大加劇效應呈現先增長后下降的趨勢，當PGA超過1.5g時，主震下結構損傷已貫穿整個環(huán)帶，此時余震進一步作用對結構的加劇效應不明顯。

(3) 屏蔽廠房結構在設計基準地震、超設計基準地震、甚至巨震作用下的損傷變形特征均以剪切型破壞為主，動力災變過程為洞口剛度突變處首先由于應力集中效應導致?lián)p傷失效，隨后向洞口所在高度的環(huán)帶方向拓展、貫穿，最后沿高度向上下延伸。

(4) 區(qū)域損傷因子平均值和最大值在洞口所處環(huán)帶上差距明顯，梯度變化主要集中在洞口附近，尤以22～39 m、60～65.6 m高度范圍最強，而在其他高度區(qū)域，損傷因子的平均值和最大值相差不大。

(5) 應對閘門洞口一定半徑范圍內的區(qū)域動力災變進行單獨損傷評估，并宜采用最大值描述其損傷行為，其余部位可采用損傷平均值描述。當PGA低于0.5g時，閘門洞口對0.5 m半徑范圍內災變損傷的影響最為嚴重；當輸入PGA超過0.9g時，閘門洞口對周圍材料損傷嚴重影響的半徑區(qū)域可達2.0 m。在設計中應有針對性地對閘門洞口采取加強處理措施。