帶筒倉廠房層間隔震設計與抗震性能研究

雷傳章

（廣東省建筑設計研究院有限公司,廣州 510010）

0 引言

隨著老舊工業廠房改造加固加快，建筑結構與設備筒倉等一體化廠房加固改造方面除了滿足生產工藝需求外，還需要考慮當前地震設計標準較原有標準提升的問題，這給廠房改造加固方案提出了挑戰。工業廠房結構中存在大量設備管線，在地震作用下不僅需要建筑結構保持安全防止倒塌，其內部的設備也需保持相應的運行能力，避免對生產造成影響[1]。工業建筑結構往往存在大開洞、不規則現象，這不利于結構自身的抗震，而廠房內部的筒倉、設備等抗震安全同樣對工業生產會產生較大影響[2，3]。由于生產工藝需求而產生的下部大底盤+上部生產區間類建筑結構成為常見工業廠房類型之一，對于此類工業廠房在考慮廠房結構抗震安全的同時，還需考慮由于筒倉等倉儲類設備不同位置、高造價、大質量占比的影響，合理考慮地震下結構與筒倉類設備的的相互作用也成為此類廠房設計的關鍵因素[4]。層間隔震技術通過在大底盤與上部塔樓間設置隔震層，延長上部塔樓的振動特性以降低地震響應，使得其成為大底盤+上部生產區間類型廠房的潛在抗震能力提升方案[5]。束偉農等對西安高烈度區某地鐵上蓋結構塔樓進行隔震設計和構件優化，基于彈塑性分析結果得出層間隔震技術結合構件性能化設計措施可有效保證高烈度區地鐵上蓋結構的抗震性能[6]；徐飛鴻等基于MIDAS軟件對某15層鋼框架結果進行層間隔震性能分析，得出隔震后上部結構周期延長、加速度響應減小的結論[7]；曹加良等[8]對層間隔震可簡化為雙質點模型的適用范圍進行了討論，并結合模型質量比、周期比敏感性對簡化模型振型進行了參數相關性分析，研究指出簡化為雙質點后每個質點所有振型參與向量和必須為一是判斷雙質點模型是否合理的前置條件。查軍龍等[9]分析工業廠房結構及非結構構件的抗震參數，提出基于地震動強度、工程需求參數和損傷參數的工業倉儲類結構抗震能力適用性評價方法。程瑜等[10]建立某糧庫筒倉混凝土有限元模型，對單倉和群倉不同烈度地震下的動力反應進行了規律性研究。研究結合某大底盤工業廠房結構上部塔樓包含筒倉倉儲設備，為提升廠房整體抗震能力采用層間隔震設計方案，并進行設防烈度地震動時程分析。

1 工程概況

1.1 結構概況

某帶筒倉工業廠房結構為6層，1～2層為成品儲料平臺高度層高為4.5m、3～6屋加工區域層高為4m。場地類別III類、地震分組第II組，場地特征周期0.55s，設防烈度為8度0.2g，1～2層外部柱 700mm×700mm、內部柱 900mm×900mm，底層梁 900mm×600mm、700mm×600mm，底層板150mm。上部辦公區域柱700mm×700mm，梁700mm×400mm，板300mm。1層平臺恒載6kN/m2，2層平臺恒載4.5kN/m2，活載3.5kN/m2，上部作業區域恒載 4.5kN/m2，活載 4kN/m2，計算模型如圖1所示。

圖1 有限元分析模型

工程計算模型采用SAP2000，結構設計軟件，依照相關規范要求的設計參數輸入，采用梁單元和板單元建立模型并進行模擬分析。

上部作業區域3～5層中心有大型現澆混凝土筒倉，筒倉上部長6m、寬4m，出料口為1m×1m方孔，筒倉壁厚300mm，出料口、底部、頂部標高分別為12、13、17m。結合場地譜及設備廠家提供目標譜，人工擬合一條地震動R波進行地震時程分析，人工擬合地震波有效持時不少于8s，總持時不少于20s，設防烈度下強度為0.2g，罕遇地震下強度為0.4g，圖2為0.2g設防烈度下加速度反應譜對比，短周期段擬合地震動波譜包絡目標譜滿足設計要求。

圖2 加速度譜對比

1.2 改造加固流程

整個廠房的改造涉及到廠房結構和筒倉的安全保證，同時又需要減小對生產流程、作業區域和物料運輸的影響。在確定加固改造方案之前，需先對原有廠房進行基礎信息的全面調查，委托專業房屋檢測鑒定單位進行信息收集。結合上述目標與限制，擬采用層間隔震方案進行加固設計，采用層間隔震后可以使上部生產作業區的作業分區、筒倉設計最大限度的減小擾動，但是會使跨越隔震層的作業管線遭受較大的位移二次應力影響，因此層間隔震方案設計的關鍵在于結構、筒倉計算和管線重設計。該廠房加固改造流程見圖3。

圖3 廠房改造加固流程

1.3 隔震設計方案

擬采用層間隔震技術提升結構與設備抗震能力，在2層平臺頂部外加1.8m高隔震層，支座布設在外加隔震層內，隔震層同步作物料短儲層使用。鉛芯橡膠支座（LRB）布置在角柱邊柱提高抗扭，橡膠支座（NRB）布置在內柱底提供恢復力。支座布設方案見圖4、支座類型與支座力學參數見表1。

圖4 水平隔震支座布置

表1 水平隔震支座力學參數

2 抗震能力評價

2.1 廠房結構抗震性能分析

表2為未隔震結構、隔震結構自振周期對比，可見層間隔震后塔樓周期為2.26s較未隔震結構0.62s延長3.62倍。

表2 模態信息

圖5為0.2gR波地震下X向層剪力包絡圖，結果顯示0.2g加速度輸入下上部隔震廠房層剪力峰值均小于未隔震結構層剪力峰值。

圖5 層剪力包絡圖

圖6為0.2gR波地震下X向層加速度峰值包絡圖，結果顯示層間隔震塔樓在0.2g輸入下的頂部加速度峰值為3.51m/s2，與未隔震結構頂部加速度峰值9.59m/s2相比降低63.43%，表明層間隔震有效降低上部作業區層加速度響應。

圖6 層加速度峰值

圖7為0.2gR波地震下X向層位移峰值曲線隨高度變化圖，結果顯示未隔震結構層位移峰值隨高度增加呈放大趨勢，而層間隔震結構水平變形則集中在隔震層內，上部作業區域保持平動。

圖7 層位移峰值曲線

圖8為0.2gR波地震下頂層加速度反應譜對比，未隔震結構譜峰值為40.9m/s2，隔震結構頂部加速度峰值26.4m/s2，僅為未隔震結構的64.5%，而在長周期區域隔震結構則有峰值5.7m/s2出現，結果表明低周區內層間隔震結構頂層加速度反應譜峰值明顯降低，但在長周期區域內層間隔震結構譜值明顯高于未隔震結構。

圖8 頂層加速度反應譜對比

2.2 筒倉抗震能力分析

圖9為0.2gR波地震下筒倉頂部17m標高處地震加速度時程對比圖，結果顯筒倉頂部隔震時加速度峰值為3.73m/s2，與未隔震時頂部加速度峰值11.13m/s2相比降低66.4%。

圖9 筒倉頂部加速度時程對比

圖10為0.2gR波地震下筒倉頂部17m標高處加速度反應譜對比，結果顯示筒倉頂部隔震時加速度譜峰值為12.12m/s2，與未隔震時頂部加速度譜峰值22.01m/s2相比降低45.5%。

圖10 筒倉17m標高處加速度譜對比

圖11為0.2gR波地震下隔震層頂部標高處相對位移時程對比，結果顯示未隔震時頂部相對位移為22mm，隔震層隔震層頂部相對位移為92mm，相比未隔震放大4.18倍。相對位移的放大對原有結構中鋪設的管線產生極大的二次應力，對該部分跨隔震溝管線的設計需在后續重點考慮。

圖11 筒倉頂部加速度時程對比

2.3 支座滯回分析

圖12為0.2gR波地震下鉛芯橡膠支座滯回曲線，地震作用下LRB支座滯回環飽滿、耗能能力穩定，可以有效降低經隔震層輸入到上部的能量。

圖12 LRB支座滯回曲線

圖13為0.4gR波罕遇地震下各支座極限面壓圖，結果顯示極大壓應力為10.02MPa小于規范12MPa，最大拉應力為0.62MPa小于規范1MPa，表明罕遇地震下隔震支座性能滿足限值。

圖13 各支座極限面壓

3 結語

研究為提升廠房-筒倉整體抗震能力采用層間隔震設計方案，并進行設防烈度地震動時程分析。結果顯示：

（1）層間隔震后塔樓周期延長3.62倍，能夠有效避開場地特征周期，減小地震響應。

（2）0.2g地震輸入下，塔樓位移集中在隔震層內，塔樓頂層加速度峰值較未隔震降低63.43%，反應譜峰值降低66.5%；筒倉頂部17m標高處加速度時程峰值降低66.4%。各支座滯回飽滿耗能穩定，且0.4g地震時支座最大壓應力為10.02MPa，最大拉應力為0.62MPa均小于規范限值，表明層間隔震設計有效提升工業廠房筒倉抗震性能。