采用隔震支座的料倉-框架結構的動力響應分析

李明政，于 洋，劉占宇，滕振超

(東北石油大學 土木建筑工程學院，黑龍江 大慶 163318)

料倉-框架具有結構簡單、制作方便等特點，因此它是被廣泛應用的化工建筑結構之一。我國處于環太平洋地震帶和歐亞地震帶，地震災害的頻發對我國造成了嚴重的影響，然而由于料倉框架重心高對地震和風荷載等自然災害十分敏感且抵抗力極差。料倉-框架作為最重要的生產業構筑物，一旦破壞，將給國家和人民帶來巨大的經濟財產損失，因此框架料倉抗震性能的研究尤為重要。

國內外研究人員對料倉結構進行了一系列研究，并取得了豐富的成果[1-13]，Nielsen等[14]學者得出了縱橫比，儲存固體特性，填充和排放方式以及料倉使用頻率的已知關鍵參數對料倉的影響。王世豪[15]主要分析了輸出儲料工況下的倉壁壓力并與理論值進行對比，得出了倉壁側壓力總體呈現先增大后減小的趨勢，并在增大減小的過程中出現波動現象等結論。賈玲玲等[16]學者深度分析了在二次地震作用下柱承式料倉結構的動力響應和抗震性能的研究，得出了一次地震作用下，結構的損傷較??；二次地震作用下，結構的剛度明顯降低，損傷明顯變大，對今后料倉的加固研究提供了依據。

為減小地震發生時料倉-框架結構的損害，本文結合某石化公司脫氣及儲存料倉-框架結構項目，利用ANSYS軟件分別建立單料倉-框架結構及隔震處理結構的有限元模型，分析空倉和滿倉兩種工況下原結構及隔震處理結構在地震作用下的動力響應。對不同工況下料倉-框架結構的應力、位移等進行對比分析，為今后料倉-框架結構分析提出一些建議。

1 模型建立與驗證

結構的長×寬×高為9 m×9 m×39 m，其中框架部分高度15 m，分為兩層，一層高6.2 m，二層高8.8 m，材料為鋼筋混凝土；料倉中圓柱體部分高度24 m，直徑7.3 m，厚度16 mm，錐體卸料部分高度7 m，材料為5052-H112鋁合金；料倉部分與框架部分剛性接觸；料倉-框架結構各部分材料及所填物料參數如表1所示。

表1 材料的力學性能參數

選用GZY600型號的鉛芯橡膠隔震支座，由于其直徑為600 mm，故取Ab=0.28 m2。共布置4個Combin14彈簧單元，每根柱子布置一個，為Y方向；設置8個Combin40彈簧單元，每根柱子布置兩個，X、Z方向各一個，單元具體參數如表2所示。

表2 彈簧隔震支座參數表

利用ANSYS有限元軟件，自底向上建立料倉-框架有限元模型，其中柱底與基礎固定連接，料倉與環梁剛接并進行耦合，由點、線、面、體的形式逐步推進建模進程，結構模型如圖1所示。

圖1 料倉-框架結構模型Fig.1 Silo-frame structure modelling diagram

結構整體模型建立之后，按照《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)要求[17]，經ANSYS有限元軟件中Block Lanczos方法計算并模態分析，料倉-框架結構的水平X向基本自振頻率為2.951 Hz。如表3所示，結構模態分析結果圖如圖2所示。

表3 料倉-框架結構及其帶隔震支座模型結構自振頻率 (單位：Hz)

圖2 模型結構模態分析結果Fig.2 Model structure modal analysis results

根據參考文獻[1]中實驗料倉的數據可知，實驗得到的自振頻率為2.923 7 Hz，由有限元模擬的空倉基頻為2.951 Hz，誤差為0.93%，小于5%；滿倉中誤差為11.9%，而參考文獻中的滿倉有限元結構模型與實驗中的模型誤差為11.28%，產生此誤差的主要原因是由于試驗模型柱頂和底板相接時，為防止混凝土和鋼板粘結性較差問題，在柱底進行了配筋的加強，導致模型結構剛度的增大，基頻也隨之增大。因此空倉結構所造成的誤差是符合實際的，模型具有分析價值。

2 帶隔震支座的料倉框架結構動力響應分析

2.1 振型分解反應譜分析

按照《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)要求，經ANSYS有限元軟件中Block Lanczos方法計算并進行模態分析，料倉-框架結構的水平X向基本自振頻率為2.951 Hz，如表4所示。

表4 料倉-框架結構及其帶隔震支座模型結構自振頻率 (單位：Hz)

2.1.1 結構位移分析

由振型分解反應譜法計算結果可知，空料倉-框架結構基頻下最大位移為52 mm，出現在料倉頂部中點；帶隔震支座空料倉-框架結構基頻下最大位移為5.1 mm， 同樣出現在料倉頂部中點，框架部分最大位移為5.77 mm，出現在頂層框架角點處，帶隔震支座結構框架部分最大位移為1.13 mm。滿倉中，原結構與帶隔震支座結構基頻下最大位移點分別為66.6、5.4 mm，也均為料倉頂部中點；框架部分最大位移為8.71 mm，出現在頂層框架角點處，帶隔震支座結構框架部分最大位移為1.46 mm，位置同未加隔震支座結構。并且發現料倉每一剛度變化較大高度處位移最大點隨高度的增加是逐漸增大的，具體變化見圖3所示。由圖可知，料倉框架結構隨高度的增加，側移量整體是呈逐漸增大趨勢。

圖3 料倉-框架結構最大位移量隨高度變化曲線Fig.3 Silo-frame structure maximum displacement curve with height

2.1.2 結構應力分析

為了對7度設防烈度加速度為0.1 g地震作用下，料倉-框架結構和帶隔震支座料倉-框架結構各關鍵節點進行計算，找出分析結果最大等效應力點進行驗算，得出并對比加隔震支座與未加隔震支座結構的振型分解反應譜法應力作用結果。

由振型分解反應譜法計算可知，空料倉-框架原結構最大等效應力值為13.1 MPa，帶隔震支座空料倉-框架最大等效應力為2.2 MPa；滿料倉-框架原結構最大等效應力為16.2 MPa，帶隔震支座滿料倉-框架最大等效應力為3.1 MPa；最大應力值點發生在框架柱頂端四個角點處和柱底4個點處，八個點數值大小相等，柱頂端四個點處受應力方向為X軸正向，為拉應力；柱底4個點處受應力方向為x軸負方向，為壓應力。結構的應力值隨高度變化曲線如圖4所示。

圖4 料倉-框架結構所受最大應力隨高度變化曲線Fig.4 Curves of maximum stresses on silo-frame structures as a function of height

由上可知，滿倉下的位移和所受應力均比同條件下空倉要大；當料倉內質量一定時，帶隔震支座料倉-框架結構上同一點所移動的位移比原結構所移動的位移有大幅度減小，所受應力也相應減小；自結構底部框架至框架柱中部結構所受應力均為壓應力，中部以上為拉應力，框架柱頂端最高點處為最大值，其最大值小于30 MPa；均滿足規范要求。結構由下到上位移與應力分布合理，符合實際；結構受力最大值點處在柱頂和柱底兩邊緣處。

2.2 結構時程分析

2.2.1 地震波的調整與施加

本文選取符合本工程實際要求的兩組天然波和一組根據場地擬合的人工波作為時程分析曲線，分別為EL-Centro波、Taft波和人工波SHM2波，在實際計算時對選用的地震波數據進行調整，地震波峰值調整之后，結構底部剪力、結構位移限值和應力限值應符合抗震規范要求。

根據文獻[18]，結合料倉-框架結構基本情況，擬采用地震波參數如下：EL-Centro波，時間間隔0.02 s，持續時間53.76 s，加速度峰值出現在第2.14 s，峰值為341.7 cm/s2，場地土屬Ⅱ-Ⅲ類，時程曲線和幅值譜曲線如圖5所示；Taft波，時間間隔0.02 s，持續時間54.4 s，加速度峰值出現在第3.72 s，峰值為175.9 cm/s2，場地土屬Ⅱ類，時程曲線和幅值譜曲線如圖6所示；地震波SHM2，時間間隔0.02 s，持續時間78.64 s，加速度峰值出現在第13 s，峰值為35 cm/s2，初始場地土屬Ⅳ類，經過換算進行使用，其時程曲線和幅值譜曲線如圖7所示。

圖5 EL-Centro波Fig.5 EL-Centro Waves

圖6 Taft波Fig.6 Taft Waves

圖7 SHM2波Fig.7 SHM2 Waves

根據規范[22]推薦的方法，對加速度地震波的持續時間進行壓縮。本文中輸入的EL-Centro波持續時間為25 s，Taft波持續時間為25 s，人工波SHM2波持續時間為40 s。

2.2.2 結構位移分析

利用ANSYS軟件分別建立料倉-框架結構和帶隔震支座的料倉框架結構有限元模型，采用時程分析法，輸入調整后的天然波EL-Centro波、Taft波和人工波SHM2波，進行結構在地震作用下的動力響應分析，由結果分析可知結構所受最大位移點在料倉的頂部中點；在7度多遇水平地震動加速度作用下，得出數據，并且經過上文振型分解反應譜法，經過繪制數據，并將每種物料荷載工況(滿倉和空倉)下的原結構和帶隔震支座結構數據整合如圖8—圖10所示。

圖8 EL-Centro波作用下結構位移Fig.8 EL-Centro wave displacement data

圖9 Taft地震波作用下位移數據Fig.9 Taft seismic wave displacement data

圖10 SHM2地震波作用下位移Fig.10 SHM2 seismic wave displacement data

通過圖8—圖10可知，EL-Centro地震波作用下，空倉下結構的最大位移為21 mm，滿倉下結構的最大位移為39.1 mm，帶隔震支座空倉下結構的最大位移為4.66 mm，帶隔震支座滿倉下結構的最大位移為4.94 mm；Taft地震波作用下，空倉下結構的最大位移為32.3 mm，滿倉下結構的最大位移為43.4 mm，帶隔震支座空倉下結構的最大位移為8.72 mm，帶隔震支座滿倉下結構的最大位移為9.26 mm；SHM2地震波作用下，空倉下結構的最大位移為16.2 mm，滿倉下結構的最大位移為43.4 mm，帶隔震支座空倉下結構的最大位移為4.51 mm，帶隔震支座滿倉下結構的最大位移為6.01 mm。

2.2.3 結構的應力分析

采用上述三種地震波進行時程分析，由結果發現基頻下結構受力最大點為4根框架柱頂點和底部支座處，頂點與支座處點受力數值大小相同，方向相反，底部框架值為負的，即壓應力，以下本文以其中一個點，即二層框架頂部角點進行分析。在7度多遇水平地震動加速度作用下，得出數據，并且經過上文振型分解反應譜法，經過繪制數據，并將每種物料荷載工況(滿倉和空倉)下的原結構和帶隔震支座結構應力數據整合，如圖11—圖13所示。

通過圖11—圖13可知，EL-Centro地震波作用下，空倉下結構的最大應力為12 MPa，滿倉下結構的最大應力為14.6 MPa，帶隔震支座空倉下結構的最大應力為2.02 MPa，帶隔震支座滿倉下結構的最大應力為2.75 MPa；Taft地震波作用下，空倉下結構的最大應力為10.5 MPa，滿倉下結構的最大應力為13.8 MPa，帶隔震支座空倉下結構的最大應力為1.8 MPa，帶隔震支座滿倉下結構的最大應力為2.6 MPa；SHM2地震波作用下，空倉下結構的最大應力為8.5 MPa，滿倉下結構的最大應力為11.1 MPa，帶隔震支座空倉下結構的最大應力為1.92 MPa，帶隔震支座滿倉下結構的最大應力為2.33 MPa。

圖11 EL-Centro波作用下應力數據Fig.11 EL-Centro wave stress data

圖12 Taft地震波作用下應力Fig.12 Taft seismic wave stress data

圖13 SHM2地震波作用下應力Fig.13 SHM2 seismic wave stress data

3 結論

采用有限元軟件ANSYS對料倉-框架結構進行模態分析，初步得出了結構在前10階陣型下的頻率，進而采用振型分解反應譜法和時程分析法計算料倉-框架結構及其帶隔震支座下結構的動力響應，針對其位移和應力進行比較。經過對比得出以下結論：

1)料倉-框架結構與帶隔震支座料倉-框架結構在水平地震波作用下，料倉內物料對料倉結構在地震作用下的位移變形有比較大的影響，料倉-框架結構最大位移出現在料倉頂部；帶隔震支座料倉-框架結構最大位移也出現在料倉頂部。滿倉狀態下的地震反應比空倉狀態下的地震反應更加劇烈。因而，滿倉狀態對料倉結構更為不利。

2)空倉下EL-Centro地震、Taft地震波、SHM2地震波分別約為相同點振型分解反應譜法的40.4%、62.1%、62.3%；滿倉下EL-Centro地震波、Taft、地震波SHM2地震波分別約為相同點振型分解反應譜法的58.7%、65.2%、65.2%；計算帶隔震支座料倉-框架結構最大應力值，小于同條件下原結構按振型分解反應譜法計算最大等效應力值，空倉下，EL-Centro地震波、Taft地震波、SHM2地震波分別約為振型分解反應譜法的91.6%、80.2%、84.7%；滿倉下，EL-Centro地震波、Taft地震波、SHM2地震波分別約為振型分解反應譜法的90.1%、85.2%、68.5%。由此得出結論，時程分析法的數據結果變化較小，偏于精確；振型分解反應譜法數據變化較大，偏于保守。