某核電站整體基礎三維隔震地震反應分析

戴穎楠 閆維明 陳適才

(北京工業大學 建筑工程學院,北京 100124)

0 引 言

基礎隔震技術尤其基礎三維隔震能同時降低隔震結構的水平和豎向地震作用,使結構和重要設備避開共振區域,減小地震作用的破壞,提高結構的抗震裕度。

目前隔震技術的可靠性及經濟性己得到廣泛認可,但全世界運行的核電廠中,只有法國的Cruas核電廠和南非的Koeberg核電廠使用了基底水平隔震技術[1] [2],由于三維隔震技術仍存在一些缺點,目前此技術一直處于研究中還未實際運用到核電站工程中,我國也在對三維隔震技術進行研究,如王濤等進行的1/15縮比模型的安全殼振動臺試驗[3],魏陸順等進行的核島廠房系統的三維隔震研究[4]等,通過研究表明三維隔震技術對三向隔震效果顯著,但已有研究中僅對預應力混凝土安全殼的隔震,未對反應堆整體進行隔震。本文針對第四代核電站結構,研究分析其整體三維基礎隔震方法,分析整體隔震性能,以期為其應用提供參考依據。

1 核電站概況

第四代核電站由反應堆嵌固在基礎筏板上組合而成,分為地上和地下兩部分,屬于平面、立面均不規則結構,圖1為核電站三維圖。該結構采用鋼筋混凝土剪力墻結構型式,C35等級混凝土。在運行安全地震動下,結構阻尼比為0.05;極限安全地震動下,結構阻尼比為0.07。

圖1 核電站三維圖Fig.1 Three-dimensional model of nuclear power plant

2 核電站有限元分析模型

一般核電站上部為集中質量-梁單元、下部筏板基礎為實體單元進行簡化計算模型[5],由于核電站屬于復雜和安全性較高的結構,故本文采用SAP2000軟件,建立上部墻體為分層殼單元、樓板為厚殼單元,筏板基礎為實體單元而組成的有限元模型進行分析。

在隔震層設計時,采用三維隔震支座[6](蝶形彈簧豎向支座串聯鉛芯橡膠水平支座,見圖2)。在SAP2000模型中水平支座采用Rubber lsolator單元模擬,豎向支座采用Plastic(Wen)單元模擬。

3 核電站隔震設計分析

3.1 隔震支座的布置及選型

考慮隔震后剛心與質心盡量重合且不產生扭轉,使隔震后周期延長,滿足抗震規范[7]對于隔震結構的各項指標的要求,達到安全儲備和隔震效果,經反復試算,最終確定選用329個三維隔震支座。隔震支座布置見圖3,性能參數見表1。

圖2 三維隔震支座Fig.2 Three-dimensional isolation bearing

圖3 隔震支座布置圖Fig.3 Arrangement of isolation bearings

表1隔震支座性能參數

Table 1Performance parameters of isolation bearings

3.2 核電站隔震設計分析

對SAP2000的非隔震模型和隔震模型分別進行模態分析,周期對比結果見表2。結果表明,采用隔震措施后有效延長了結構自振周期,使其避開場地卓越周期以減少共振效應。隔震后前三振型以平動為主,未出現扭轉,故減少了扭轉效應。

表2非隔震與隔震周期對比

Table 2Comparison of periods between fixed and isolated structures

4 核電站隔震動力分析

4.1 地震動輸入

根據《建筑抗震設計規范》[7]要求,采用時程分析法時應選用實際強震記錄和人工模擬的加速度時程曲線,故選取2條天然波(天然波1:Kobe波;天然波2:Chuetsuoki波)和根據核電站RG1.60標準設計譜擬合得到的2條人工波(人工波1:運行安全地震動下阻尼比0.05、水平地面運動加速度峰值0.1g擬合而成;人工波2:極限安全地震動下阻尼比0.07、水平地面運動加速度峰值0.2g擬合而成)[8],各條地震波反應譜曲線見圖4。地震波采用三向(水平X、Y,豎向Z)輸入,X向、Y向、Z向的加速度峰值比為1∶1∶0.65。

4.2 層間剪力

反應堆隔震與非隔震的層間剪力見表3,隔震后層間剪力減小70%～90%,由層間剪力比最大值確定的減震系數為0.267、0.291,由減震系數可知,上部結構可降低0.1g～0.2g,提高了反應堆在地震作用下的安全儲備。

由表3可見,隔震后結構的基底剪力減小為非隔震結構的1/3,X向基底減震率為0.732、0.709,Y向基底減震率為0.769、0.724,減震效果明顯。

4.3 層間位移

由圖5反應堆在水平向隔震與非隔震的層間位移角對比可知,隔震前位移角較大,且隨高度而增大,由于頂層墻體抗側剛度較大而減小。隔震后位移角明顯減小,較大位移集中在隔震層,上部結構各層位移角基本相同,說明上部結構在地震作用下為雙向平動,不產生扭轉,故水平隔震效果良好。

圖4 地震波反應譜曲線Fig.4 Response spectrum of earthquake waves

由圖6反應堆在豎向隔震與非隔震的相對位移對比可知,隔震前各層的豎向位移較大但基本相同。隔震后上部各層的豎向位移約為隔震前的1/3,隔震層的豎向位移為0.16 mm、0.25 mm,說明豎向變形主要集中在隔震層,上部結構相對位移降低且幾乎保持平動,豎向隔震效果良好,減小了各層產生的豎向相對位移對內部安全殼的破壞。

4.4 頂層加速度

圖7給出了反應堆部分水平向隔震與非隔震的頂層加速度時程對比,可見隔震后頂層最大加速度約為隔震前的1/10,水平隔震效果非常明顯。這是因為水平隔震自振周期延長,遠離地震波的卓越周期,有效減小結構振動,故說明水平隔震效果良好。

表3層間剪力

Table 3Floor shear force

圖5 水平向層間位移角Fig.5 Horizontal story drift angle

圖6 反應堆Z向相對位移Fig.6 Vertical relative displacement of reactor

圖8給出了反應堆部分豎向隔震與非隔震的頂層加速度時程對比,可見隔震后頂層加速度明顯降低,豎向隔震效果明顯,但比水平隔震效果差,頂層最大加速度約為隔震前的1/3,說明豎向隔震周期與豎向地震波的卓越周期更為接近。由此可知通過增大周期差可提高豎向隔震效果。由圖8(d)(采用歸一法)可見,隔震前結構各層加速度均有增大,隔震后上部結構的各層加速度基本相同且小于隔震層的加速度,說明隔震層吸收大量豎向地震能,有效減少了地震動向上部結構的傳遞,減小豎向地震動對設備的破壞[9]。

圖7 反應堆X向頂層加速度對比Fig.7 Comparison of roof acceleration of reactor in X direction

圖8 反應堆Z向加速度對比Fig.8 Comparison of vertical acceleration of reactor

4.5 超設計基準地震動下隔震層的特性

根據核電站要求,超設計基準地震動考慮運行安全地震動下阻尼比0.05、水平地面運動加速度峰值0.4g的情況。

隔震層耗能:圖9給出部分水平向地震作用下的隔震層能量時程曲線,由圖可見隔震層耗散輸入能量的1/8(天然波2)～1/3(人工波1、天然波1),雖然天然波2作用下隔震層耗散能量較小,但各條波作用下均減小了上部結構本身的耗能要求,從而提高了上部結構的抗震性能。

圖9 隔震層能量時程曲線Fig.9 Energy time history curve of isolated layer

隔震層的水平等效剛度和位移:鉛芯橡膠支座的水平剛度(D800=1 700 kN/m,D900=2 130 kN/m,D1 100=3 170 kN/m)均滿足250%水平性能(D800=1 770 kN/m,D900=2 213 kN/m,D1 100=3 305 kN/m),故隔震層的水平剛度892 976 kN/m未超過容許值927 374 kN/m,說明隔震層的水平恢復力特性滿足要求。所有支座均滿足在超設計基準地震動下的極限位移486 mm (支座有效直徑的0.55倍和支座內部橡膠總厚度3.0倍二者的較小值),說明隔震層位移滿足要求。

隔震層的豎向位移和剛度:在超設計基準地震動下隔震層的蝶型彈簧支座的豎向位移為1.33 mm,小于極限位移7.5 mm (0.75倍單個碟簧的極限位移),故滿足位移和剛度要求。

隔震支座拉/壓應力:經驗算可知結構所有隔震支座均滿足壓應力小于10 MPa的要求。其中3號、311號隔震支座在人工波1的水平向與45°地震動輸入下均產生小于1 MPa的拉應力,故滿足在超設計基準地震動下極限拉應力的要求。

4.6 樓層反應譜

核電設備位于結構不同高度處,隨著高度增加樓層加速度增大,對設備在運行安全地震動下是否能安全運行影響較大,故采用樓層反應譜[10]計算可為結構-設備體系提供抗震設計依據。本文利用時程法(通過對結構輸入地震動的時程分析)計算水平向和豎向的樓層反應譜。

圖10為最高處設備(標高20.8 m)所在樓層反應譜,由圖可知隔震前樓層反應譜峰值很大,因結構周期(0.22 s)與設備自振周期(核電設備周期范圍0.03～0.2 s)[11]產生共振效應而造成,隔震后水平向的樓層反應譜峰值明顯減小,且峰值出現的周期延長,說明隔震后由于結構周期延長(2.37 s)避開了設備自振周期,故樓層反應譜最大峰值減小為隔震前的1/8左右,提高了設備在水平地震動下的安全性。

由圖10可知隔震后豎向的樓層反應譜最大峰值明顯增大,約為隔震前的1.5倍,因豎向支座剛度較大造成,但峰值出現的周期延長、譜形變窄,說明雖然反應譜峰值增大,但僅對很小范圍內的長周期設備有影響,而結構豎向周期(1.17 s)避免與設備自振周期的共振效應,同樣提高設備在豎向地震動下的安全性。故說明三向隔震效果良好,但水平效果優于豎向效果。建議在滿足各項要求的情況下,將結構與設備的豎向周期差增大,豎向支座剛度減小,可降低豎向樓層反應譜的峰值及延長出現周期,提高豎向隔震效果。

圖10 樓層反應譜Fig.10 Floor response spectrum

5 結 論

本文通過對第四代核電站的有限元模型進行基礎三維隔震分析,得到如下結論:

(1) 隔震后延長了結構的自振周期,減小共振效應;利用三維隔震支座的水平變形和豎向變形耗散三向地震能量,降低了上部結構的地震響應,其中減震系數為0.267、0.291,上部結構可降低0.1g～0.2g;上部各層的豎向位移約為隔震前的1/3;隔震后頂層的最大水平加速度約為隔震前的1/10,最大豎向加速度約為隔震前的1/3。由此可知隔震后對結構的整體抗震性和內部設備的安全性顯著提高。水平隔震效果比豎向隔震效果更為明顯。

(2) 三維隔震支座既具有鉛芯橡膠支座的水平特性又具有蝶形彈簧支座的豎向特性,通過對隔震層的分析,隔震支座的耗能、剛度、位移等均滿足控制目標,其中隔震層耗散輸入能量的1/8～1/3;隔震層的豎向位移為1.33 mm,小于極限位移。說明隔震支座的選型與隔震層的布置方案具有安全性和可行性。

(3) 通過樓層反應譜分析可知隔震后水平向優于豎向,水平向反應譜最大峰值減小為隔震前的1/8左右,有利于設備抗震,但豎向反應譜最大峰值比隔震前增大,可對此進行深入優化,并為設備的抗震設計提供依據。