基于不同場地動力數值模型的核電站泵房基礎抗滑穩定性對比分析

朱秀云， 胡勐乾， 潘　蓉， 辛國臣

(環境保護部核與輻射安全中心 廠址與土建部，北京　100082)

?

基于不同場地動力數值模型的核電站泵房基礎抗滑穩定性對比分析

朱秀云， 胡勐乾， 潘蓉， 辛國臣

(環境保護部核與輻射安全中心 廠址與土建部，北京100082)

摘要：CPR1000核電機組的聯合泵房作為抗震Ⅰ類物項，在極限安全地震動(SL-2)作用下廠房結構地震作用及基礎抗滑穩定性分析是結構設計的重要環節。以某聯合泵房的集中質量簡化模型作為研究對象，基于ASCE4-98規范推薦的集總參數地基模型、無質量地基模型以及黏彈性人工邊界場地模型，開展了泵房結構的地震作用以及基礎的抗滑穩定性對比分析，并總結了其隨不同類型的均質和分層場地以及不同的場地動力數值模型的變化規律。

關鍵詞：對比分析；抗滑穩定性；地震作用；土-結構相互作用(SSI)；不同的場地動力數值模型

根據《核電廠抗震設計規范》(GB50267-97)[1]的規定，核電廠中與核安全有關的重要物項屬于Ⅰ類物項，Ⅰ類物項的基礎抗震驗算應滿足最大裂縫寬度、接地率、抗滑和抗傾覆穩定性等要求。CPR1000核電機組聯合泵房是為安全廠用水系統和冷卻水系統供水的重要廠房，為核安全級，屬于抗震Ⅰ類物項。由于聯合泵房本身具有剛度和重量都很大而地基往往相對較柔軟的特點，故在地震作用分析中需要考慮土-結構相互作用(SSI)的影響，這就要求采用合理的方法考慮SSI效應。文獻[2]中，在假設的不同種類均質和分層場地條件下，基于ASCE4-98規范[3]推薦的集總參數地基模型、無質量地基模型[4]及黏彈性人工邊界場地模型[5]，開展了泵房結構的地震作用對比分析。本文基于以上不同場地動力數值模型的泵房結構的地震作用對比，進一步對泵房基礎的抗滑穩定性進行了對比分析。

1分析的基本數據

1.1簡化的結構模型參數

某CPR1000核電機組聯合泵房整體結構簡化為多自由度集中質量-梁單元模型，結構的質量和轉動慣量均集中在各節點，兩相鄰節點間的慣性矩和剪切面積由梁單元表示，泵房結構由上部鋼結構和下部鋼筋混凝土結構組成。各樓層節點的相對坐標、集中質量和轉動慣量、各梁單元的特性參數以及廠房材料參數見表1~表3[6]。

表1　節點坐標、質量及轉動慣量

表2　梁單元特性參數

表3　混凝土和鋼材料性能參數

1.2地震動輸入

以RG1.60地震時程作為地面輸入地震動，水平向地面運動峰值加速度為0.15 g，豎向為0.10 g，總持時25 s，時間步長0.01 s。水平向和豎向加速度時程曲線見圖1。由于此三個方向的地震加速度時程是統計獨立不相關的，因此本文采用三個方向同時輸入的方式進行地震作用疊加。

圖1　地面運動輸入加速度時程曲線 Fig.1 Time-history curve of acceleration of ground motion

1.3半無限域地基材料

在實際的工程中，場地往往是比較復雜的，但通常等效為均質和水平成層的。本文假設了三種均質場地，其材料動參數見表4。對于分層場地，假設分層處位于筏基底面以下標高20 m，考慮兩種分層場地，分層場地一：上層土材料參數同均質場地Ⅰ，下層土材料參數同均質場地Ⅱ，分層場地二：上層土材料參數同均質場地Ⅰ，下層土材料參數同均質場地Ⅲ。由于以上場地的剪切波速均小于ASCE4-98[3]規定的2 438 m/s，因此均需要考慮SSI效應。

表4　地基材料動參數

1.4地震作用計算模型

圖2　分層場地耦合泵房的有限元模型Fig.2 The FEM model of layered field coupled pump building

圖3　ASCE4-98計算模型Fig.3 The FEM model of ASCE4-98

分層場地耦合泵房結構的整體有限元模型如圖2所示，有限域場地的具體計算范圍選為，水平面內X軸和Y軸方向各邊長150 m，豎直Z軸方向深70 m。在水平面內，筏板中心區域的網格尺寸約為3.5 m×3.5 m，豎直深度方向，按網格尺寸不大于最小波長的1/5~1/8計算，可通過40 Hz的高頻剪切波，滿足要求。均質場地耦合廠房結構的整體計算模型與分層場地模型一致。對于黏彈性人工邊界場地模型，需要在此有限地基模型四個側立面和底面外邊界各節點處生成切向和法向的COMBIN14單元，其中內側節點與地基模型共用節點，外側節點固定端約束。ASCE4-98推薦的集總參數地基模型耦合泵房結構的計算模型如圖3所示。

2泵房結構的地震作用計算

2.1均質場地模型的地震作用對比分析

針對前面假定的三種均質場地，基于不同的均質場地動力數值模型，由完全積分時程法計算了泵房結構的水平向和豎直向地震作用，即地震慣性力。由均質場地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ計算的廠房結構各個樓層節點的地震作用最大值對比分別見圖4~圖6。其中，圖例“ASCE-FY”、“VE-FY”和“Massless-FY”分別表示由ASCE4-98規范推薦的集總參數場地模型、黏彈性人工邊界場地模型和無質量地基模型計算的水平Y方向的地震作用。基于不同的均質場地動力數值模型計算的泵房結構總地震作用最大值匯總見表5。

圖4 基于不同場地模型的均質場地Ⅰ計算的泵房結構地震作用對比Fig.4ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅠ圖5 基于不同場地模型的均質場地Ⅱ計算的泵房結構地震作用對比Fig.5ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅡ圖6 基于不同場地模型的均質場地Ⅲ計算的泵房結構地震作用對比Fig.6 ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅢ

表5　均質場地泵房結構的總地震作用最大值匯總

注：負號代表與坐標軸的方向相反。

由圖4~圖6中對比可見，總體來說，三種類型的均質場地由不同的場地動力模型計算的總地震作用隨時間變化的趨勢是基本一致的。通過對比由不同的場地動力模型計算的同一場地的廠房地震作用，可以看出，不論是水平還是豎向地震作用，無質量地基模型的計算值均較其他兩種地基模型的計算值偏大，因為此種模型只考慮地基彈性作用，忽略了振動能量在無限地基中的耗散效應，所以偏大是合理的。從整個時程來看，由黏彈性人工邊界計算的地震作用與ASCE4-98規范場地模型的計算結果是基本相當的，只是計算的地震作用最大值，在水平方向黏彈性人工邊界的計算結果略偏小，在豎直方向ASCE4-98規范場地模型的計算結果略偏小。

2.2分層場地模型的地震作用對比分析

針對前面假定的兩種分層場地，基于無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型，由完全積分時程法計算了泵房結構的水平向和豎直向地震作用。由分層場地一和場地二計算的廠房結構各個樓層節點的地震作用最大值對比如圖7所示。其中，圖例“Massless-1000/1500”和“VE-1000/2000”分別表示上、下層地基剪切波速分別為1 000 m/s和1 500 m/s的分層場地由無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型計算的地震作用結果；“VE-1000”表示剪切波速為1 000 m/s的均質場地Ⅰ由黏彈性人工邊界場地模型計算的地震作用結果。基于不同的分層場地動力數值模型計算的泵房結構總地震作用最大值匯總見表6。

表6　分層場地泵房結構的總地震作用匯總

注：負號代表與坐標軸的方向相反。

圖7　基于無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型計算的不同場地的泵房結構地震作用對比Fig.7 Comparison of earthquake action based on massless and viscous-spring artificial boundary model for different sites

通過對比圖中曲線可得，總體來說，兩種類型的分層場地由無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型計算的總地震作用隨時間變化的趨勢是基本一致的。不論是水平地震作用還是豎向地震作用，由無質量地基模型計算值均較黏彈性人工邊界場地模型的計算值偏大。對于分層場地二，由不同的場地動力模型計算的泵房結構地震作用均較分層場地一的計算值偏大，且由此兩種分層場地計算的廠房結構地震作用由均比均質場地Ⅰ的計算值偏大，這說明了隨著地基下層土剪切波速的增大，其廠房結構的地震作用是增大的，此趨勢與均質場地的計算結論一致。

3泵房基礎的抗滑穩定性計算

根據《核電廠抗震設計規范》(GB50267-1997)[1]的規定，基礎抗滑穩定性驗算的安全系數應符合要求。本節主要討論在上節計算的地震作用下泵房基礎的抗滑穩定性。

聯合泵房基礎的抗滑安全系數可按下列公式計算：

式中，K為抗滑安全系數；μ為泵房基礎與地基接觸面的摩擦因數；∑P為作用于泵房結構的全部荷載對基礎滑動面的切向分量，主要包括地震慣性力、動水壓力和動土壓力等；∑W為作用于泵房結構的全部荷載對基礎滑動面的豎向分量，包括結構自重、樓層恒和活荷載、豎向地震慣性力(方向與重力相反)和上浮力等。可見，抗滑安全系數受水平地震力、豎向地震力、浮力、動土壓力、基礎與地基間的摩擦因數等綜合效應的影響。另外，動土壓力的計算參見ASCE4-98規范[3]；泵房基礎與地基接觸面的摩擦因數的取值參考《建筑地基基礎設計規范》(GB50007-2011)[7]，泵房基礎底面與場地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ之間的摩擦因數分別保守的取0.5、0.55、0.6。

3.1均質場地模型的抗滑穩定性對比分析

基于前面假定的三種均質場地以及對應的不同場地動力數值模型計算的泵房結構總水平向和豎直向地震作用，計算了在高、低潮位(高潮位與低潮位之間的水位差為5.8 m)下泵房基礎的抗滑安全系數。均質場地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ由不同場地動力數值模型計算的泵房基礎抗滑安全系數時程曲線對比分別如圖8~圖10所示。其中，圖例“ASCE-1000”、“VE-1000”和“Massless-1000”分別表示對于剪切波速為1 000 m/s的均質場地由ASCE4-98推薦的集總參數場地模型、黏彈性人工邊界場地模型和無質量地基模型計算的抗滑安全系數。基于不同的均質場地動力數值模型計算的泵房基礎抗滑安全系數最小值匯總見表7。

圖8　基于不同場地模型的均質場地Ⅰ計算的泵房基礎抗滑安全系數對比Fig.8 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅰ

圖9　基于不同場地模型的均質場地Ⅱ計算的泵房基礎抗滑安全系數對比Fig.9 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅱ

場地類型ASCE高潮位低潮位VE高潮位低潮位Massless高潮位低潮位Ⅰ0.9771.5261.0771.6900.5950.956Ⅱ1.0571.6531.2542.0230.6771.173Ⅲ1.0981.6591.3131.9950.9031.366

圖10　基于不同場地模型的均質場地Ⅲ計算的泵房基礎抗滑安全系數對比Fig.10 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅲ

從圖8~圖10中可見，總體來講，不論是高潮位還是低潮位，基礎的抗滑安全系數隨著場地剪切波速的增大而增大。由無質量地基模型計算的安全系數較其他兩種地基模型的計算值偏小，這是由于前面無質量地基模型計算的地震作用偏大導致的；從整個時程來看，由黏彈性人工邊界場地模型計算的安全系數與ASCE4-98規范場地模型的計算結果基本相當。此外，高、低潮位計算的抗滑安全系數差別較大，這說明抗滑穩定性受浮力的影響顯著，從表7中數值對比可見，不同的場地數值模型計算的低潮位時的安全系數最小值均比高潮位時提高約50%~60%。

3.2分層場地模型的抗滑穩定性對比分析

圖11　基于黏彈性人工邊界場地模型計算的不同場地的基礎抗滑安全系數對比Fig.11 Comparison of the sliding stability coefficient based on viscous-spring artificial boundary model for different sites

基于前面假定的兩種分層場地以及對應的無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型計算的泵房結構總水平向和豎直向地震作用，計算了在高、低潮位下泵房基礎的抗滑安全系數，由于分層場地的上層土的地基參數與均質場地Ⅰ一致，故泵房基礎與地基接觸面的摩擦因數均保守取值為0.5。對分層場地一和場地二由黏彈性人工邊界場地模型計算的泵房基礎抗滑安全系數時程對比如圖11所示，其與無質量地基場地模型計算的結果對比如圖12所示。基于不同的分層場地動力數值模型計算的泵房基礎抗滑安全系數最小值匯總見表8。

圖12　基于無質量地基模型和黏彈性人工邊界場地模型計算的不同場地的基礎抗滑安全系數對比Fig.12 Comparison of the sliding stability coefficient based on massless and viscous-spring artificial boundary model for different sites

場地類型VE高潮位低潮位Massless高潮位低潮位Ⅰ0.9591.5570.6250.968Ⅱ0.9051.4870.5380.947

從圖11~圖12中可見，總體上不論是高潮位還是低潮位，由無質量地基模型計算的安全系數較其他兩種地基模型的計算值偏小，這與均質場地的計算結果一致。高、低潮位計算的抗滑安全系數差別較大，這說明抗滑穩定性受浮力的影響顯著。由于抗滑安全系數受多種因素控制，對比表8中的數值可見，不論是高潮位還是低潮位，其中分層場地二由兩種不同的場地模型計算的抗滑安全系數最小值均小于分層場地一的最小值。

4結論

本文采用不同的半無限均質與分層自由場地模型進行了CPR1000核電機組聯合泵房結構的地震作用以及基礎的抗滑穩定性對比分析，總結了隨不同類型場地以及不同場地動力模型的變化規律，得出結論如下：

(1)在三種類型的均質場地以及兩種類型的分層場地條件下，對泵房結構進行了地震作用對比分析。結果表明，由不同的場地動力模型計算的總地震作用隨時間變化的趨勢是基本一致的。不論是水平還是豎向地震作用，無質量地基模型的計算值均較其他兩種地基模型的計算值偏大，其他兩種地基模型計算的廠房結構地震作用基本相當，且大致隨著場地剪切波速增大而增大。

(2)在三種類型的均質場地以及兩種類型的分層場地條件下，分別計算了泵房在高、低潮位下的基礎抗滑安全系數。結果表明，抗滑安全系數受多種因素控制，其中，受浮力的影響顯著，在高、低潮位下安全系數差異明顯；對于均質場地，不論是高潮位還是低潮位，基礎的抗滑安全系數隨著場地剪切波速的增大而增大的，對于分層場地則無此規律。

(3) 綜合考慮ASCE4-98推薦的集總參數地基模型、黏彈性人工邊界場地模型以及無質量地基模型各自的工程場地適用范圍以及模型本身的特性，可見，不論對于均質場地還是復雜的非均質場地，黏彈性人工邊界模型更能較準確的進行土-結構相互作用分析，進行泵房結構的地震作用及基礎的抗滑穩定性計算。

參 考 文 獻

[1] 核電廠抗震設計規范(GB 50267-97)[S]. 北京: 中國計劃出版社, 1998.

[2] 朱秀云,潘蓉,辛國臣,等.基于不同場地動力數值模型的核電站泵房結構地震作用對比分析[J].振動與沖擊,2016,35(1):159-163.

ZHU Xiu-yun，PAN Rong，XIN Guo-chen,et al. Earthquake action comparative analysis for NPPs pump building based on different dynamic numerical site models[J]. Journal of Vibration and Shock,2016,35(1):159-163.

[3] ASCE STANDARD 4-98，Seismic Analysis of Safety-Related Nuclear Structures and Commentary[S]. Society of Civil Engineers,1998.

[4] Clough R W. Non-linear mechanisms in the seismic response of arch dams[C]//proceedings of the international research conference earthquake Engineering, Skopje, Yugoslavia, 1980:669-684.

[5] 劉晶波,呂彥東.結構-地基動力相互作用問題分析的一種直接方法[J]. 土木工程學報, 1998, 31(3): 55-64.

LIU Jing-bo, LU Yan-dong. A direct method for analysis of dynamic soil-structure interaction[J]. China Civil Engineering Journal, 1998, 31(3): 55-64.

[6] 梁萬順,呂飛,張超琦.考慮SSI效應的核電站泵房結構樓層反應譜分析[J].核動力工程,2007，6：42-46.

LIANG Wan-shun, Lü Fei, ZHANG Chao-qi. FRS analysis for pumping station structure of NPP considering SSI Effect [J]. Nuclear Power Engieering, 2007, 6: 42-46.

[7] 建筑地基基礎設計規范(GB50007-2011) [S].北京：中國建筑工業出版社，2011.

Comparative analysis of the sliding stability of NPP’s pump building based on different dynamic numerical soil models

ZHUXiu-yun,HUMeng-qian,PANRong,XINGuo-chen

(Nuclear and Radiation Safety Center, Ministry of Environmental Protection, Beijing 100082, China)

Abstract:Regarding the pump building of CPR1000 nuclear power plant (NPP) as a seismic category Ⅰ structure, the calculation of earthquake action and the analysis of sliding stability under ultimate safety ground motion(SL-2) are very important parts in the pump building structural design. A comparative analysis on the earthquake action and sliding stability was carried out based on the lumped parameter models recommended by the seismic design code of ASCE4-98 as well as the models of viscous-spring artificial boundary and massless foundation. The results of the earthquake action calculation and the sliding stability analysis at different sites and with different numerical dynamic models of sites for a certain lumped mass model of pump building were summed up.

Key words:comparative analysis; sliding stability; earthquake action; soil-structure interaction (SSI); different numerical dynamic models of site

中圖分類號:TL48

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.03.033

通信作者潘蓉 女，研究員，1966年生

收稿日期：2015-01-04修改稿收到日期：2015-03-08

基金項目：環保公益性行業科研專項(201309056)

第一作者 朱秀云 女，工程師，1985年生

郵箱：panrong@chinansc.cn