基于不同场地动力数值模型的核电站泵房基础抗滑稳定性对比分析

朱秀云， 胡勐乾， 潘　蓉， 辛国臣

(环境保护部核与辐射安全中心 厂址与土建部，北京　100082)



基于不同场地动力数值模型的核电站泵房基础抗滑稳定性对比分析

朱秀云， 胡勐乾， 潘蓉， 辛国臣

(环境保护部核与辐射安全中心 厂址与土建部，北京100082)

摘要：CPR1000核电机组的联合泵房作为抗震Ⅰ类物项，在极限安全地震动(SL-2)作用下厂房结构地震作用及基础抗滑稳定性分析是结构设计的重要环节。以某联合泵房的集中质量简化模型作为研究对象，基于ASCE4-98规范推荐的集总参数地基模型、无质量地基模型以及黏弹性人工边界场地模型，开展了泵房结构的地震作用以及基础的抗滑稳定性对比分析，并总结了其随不同类型的均质和分层场地以及不同的场地动力数值模型的变化规律。

关键词：对比分析；抗滑稳定性；地震作用；土-结构相互作用(SSI)；不同的场地动力数值模型

根据《核电厂抗震设计规范》(GB50267-97)[1]的规定，核电厂中与核安全有关的重要物项属于Ⅰ类物项，Ⅰ类物项的基础抗震验算应满足最大裂缝宽度、接地率、抗滑和抗倾覆稳定性等要求。CPR1000核电机组联合泵房是为安全厂用水系统和冷却水系统供水的重要厂房，为核安全级，属于抗震Ⅰ类物项。由于联合泵房本身具有刚度和重量都很大而地基往往相对较柔软的特点，故在地震作用分析中需要考虑土-结构相互作用(SSI)的影响，这就要求采用合理的方法考虑SSI效应。文献[2]中，在假设的不同种类均质和分层场地条件下，基于ASCE4-98规范[3]推荐的集总参数地基模型、无质量地基模型[4]及黏弹性人工边界场地模型[5]，开展了泵房结构的地震作用对比分析。本文基于以上不同场地动力数值模型的泵房结构的地震作用对比，进一步对泵房基础的抗滑稳定性进行了对比分析。

1分析的基本数据

1.1简化的结构模型参数

某CPR1000核电机组联合泵房整体结构简化为多自由度集中质量-梁单元模型，结构的质量和转动惯量均集中在各节点，两相邻节点间的惯性矩和剪切面积由梁单元表示，泵房结构由上部钢结构和下部钢筋混凝土结构组成。各楼层节点的相对坐标、集中质量和转动惯量、各梁单元的特性参数以及厂房材料参数见表1~表3[6]。

表1　节点坐标、质量及转动惯量

表2　梁单元特性参数

表3　混凝土和钢材料性能参数

1.2地震动输入

以RG1.60地震时程作为地面输入地震动，水平向地面运动峰值加速度为0.15 g，竖向为0.10 g，总持时25 s，时间步长0.01 s。水平向和竖向加速度时程曲线见图1。由于此三个方向的地震加速度时程是统计独立不相关的，因此本文采用三个方向同时输入的方式进行地震作用叠加。

图1　地面运动输入加速度时程曲线 Fig.1 Time-history curve of acceleration of ground motion

1.3半无限域地基材料

在实际的工程中，场地往往是比较复杂的，但通常等效为均质和水平成层的。本文假设了三种均质场地，其材料动参数见表4。对于分层场地，假设分层处位于筏基底面以下标高20 m，考虑两种分层场地，分层场地一：上层土材料参数同均质场地Ⅰ，下层土材料参数同均质场地Ⅱ，分层场地二：上层土材料参数同均质场地Ⅰ，下层土材料参数同均质场地Ⅲ。由于以上场地的剪切波速均小于ASCE4-98[3]规定的2 438 m/s，因此均需要考虑SSI效应。

表4　地基材料动参数

1.4地震作用计算模型

图2　分层场地耦合泵房的有限元模型Fig.2 The FEM model of layered field coupled pump building

图3　ASCE4-98计算模型Fig.3 The FEM model of ASCE4-98

分层场地耦合泵房结构的整体有限元模型如图2所示，有限域场地的具体计算范围选为，水平面内X轴和Y轴方向各边长150 m，竖直Z轴方向深70 m。在水平面内，筏板中心区域的网格尺寸约为3.5 m×3.5 m，竖直深度方向，按网格尺寸不大于最小波长的1/5~1/8计算，可通过40 Hz的高频剪切波，满足要求。均质场地耦合厂房结构的整体计算模型与分层场地模型一致。对于黏弹性人工边界场地模型，需要在此有限地基模型四个侧立面和底面外边界各节点处生成切向和法向的COMBIN14单元，其中内侧节点与地基模型共用节点，外侧节点固定端约束。ASCE4-98推荐的集总参数地基模型耦合泵房结构的计算模型如图3所示。

2泵房结构的地震作用计算

2.1均质场地模型的地震作用对比分析

针对前面假定的三种均质场地，基于不同的均质场地动力数值模型，由完全积分时程法计算了泵房结构的水平向和竖直向地震作用，即地震惯性力。由均质场地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ计算的厂房结构各个楼层节点的地震作用最大值对比分别见图4~图6。其中，图例“ASCE-FY”、“VE-FY”和“Massless-FY”分别表示由ASCE4-98规范推荐的集总参数场地模型、黏弹性人工边界场地模型和无质量地基模型计算的水平Y方向的地震作用。基于不同的均质场地动力数值模型计算的泵房结构总地震作用最大值汇总见表5。

图4 基于不同场地模型的均质场地Ⅰ计算的泵房结构地震作用对比Fig.4ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅠ图5 基于不同场地模型的均质场地Ⅱ计算的泵房结构地震作用对比Fig.5ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅡ图6 基于不同场地模型的均质场地Ⅲ计算的泵房结构地震作用对比Fig.6 ComparisonofearthquakeactionofthepumpbuildingbasedondifferentsitemodelsfortheuniformsiteⅢ

表5　均质场地泵房结构的总地震作用最大值汇总

注：负号代表与坐标轴的方向相反。

由图4~图6中对比可见，总体来说，三种类型的均质场地由不同的场地动力模型计算的总地震作用随时间变化的趋势是基本一致的。通过对比由不同的场地动力模型计算的同一场地的厂房地震作用，可以看出，不论是水平还是竖向地震作用，无质量地基模型的计算值均较其他两种地基模型的计算值偏大，因为此种模型只考虑地基弹性作用，忽略了振动能量在无限地基中的耗散效应，所以偏大是合理的。从整个时程来看，由黏弹性人工边界计算的地震作用与ASCE4-98规范场地模型的计算结果是基本相当的，只是计算的地震作用最大值，在水平方向黏弹性人工边界的计算结果略偏小，在竖直方向ASCE4-98规范场地模型的计算结果略偏小。

2.2分层场地模型的地震作用对比分析

针对前面假定的两种分层场地，基于无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型，由完全积分时程法计算了泵房结构的水平向和竖直向地震作用。由分层场地一和场地二计算的厂房结构各个楼层节点的地震作用最大值对比如图7所示。其中，图例“Massless-1000/1500”和“VE-1000/2000”分别表示上、下层地基剪切波速分别为1 000 m/s和1 500 m/s的分层场地由无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型计算的地震作用结果；“VE-1000”表示剪切波速为1 000 m/s的均质场地Ⅰ由黏弹性人工边界场地模型计算的地震作用结果。基于不同的分层场地动力数值模型计算的泵房结构总地震作用最大值汇总见表6。

表6　分层场地泵房结构的总地震作用汇总

注：负号代表与坐标轴的方向相反。

图7　基于无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型计算的不同场地的泵房结构地震作用对比Fig.7 Comparison of earthquake action based on massless and viscous-spring artificial boundary model for different sites

通过对比图中曲线可得，总体来说，两种类型的分层场地由无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型计算的总地震作用随时间变化的趋势是基本一致的。不论是水平地震作用还是竖向地震作用，由无质量地基模型计算值均较黏弹性人工边界场地模型的计算值偏大。对于分层场地二，由不同的场地动力模型计算的泵房结构地震作用均较分层场地一的计算值偏大，且由此两种分层场地计算的厂房结构地震作用由均比均质场地Ⅰ的计算值偏大，这说明了随着地基下层土剪切波速的增大，其厂房结构的地震作用是增大的，此趋势与均质场地的计算结论一致。

3泵房基础的抗滑稳定性计算

根据《核电厂抗震设计规范》(GB50267-1997)[1]的规定，基础抗滑稳定性验算的安全系数应符合要求。本节主要讨论在上节计算的地震作用下泵房基础的抗滑稳定性。

联合泵房基础的抗滑安全系数可按下列公式计算：

式中，K为抗滑安全系数；μ为泵房基础与地基接触面的摩擦因数；∑P为作用于泵房结构的全部荷载对基础滑动面的切向分量，主要包括地震惯性力、动水压力和动土压力等；∑W为作用于泵房结构的全部荷载对基础滑动面的竖向分量，包括结构自重、楼层恒和活荷载、竖向地震惯性力(方向与重力相反)和上浮力等。可见，抗滑安全系数受水平地震力、竖向地震力、浮力、动土压力、基础与地基间的摩擦因数等综合效应的影响。另外，动土压力的计算参见ASCE4-98规范[3]；泵房基础与地基接触面的摩擦因数的取值参考《建筑地基基础设计规范》(GB50007-2011)[7]，泵房基础底面与场地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ之间的摩擦因数分别保守的取0.5、0.55、0.6。

3.1均质场地模型的抗滑稳定性对比分析

基于前面假定的三种均质场地以及对应的不同场地动力数值模型计算的泵房结构总水平向和竖直向地震作用，计算了在高、低潮位(高潮位与低潮位之间的水位差为5.8 m)下泵房基础的抗滑安全系数。均质场地Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ由不同场地动力数值模型计算的泵房基础抗滑安全系数时程曲线对比分别如图8~图10所示。其中，图例“ASCE-1000”、“VE-1000”和“Massless-1000”分别表示对于剪切波速为1 000 m/s的均质场地由ASCE4-98推荐的集总参数场地模型、黏弹性人工边界场地模型和无质量地基模型计算的抗滑安全系数。基于不同的均质场地动力数值模型计算的泵房基础抗滑安全系数最小值汇总见表7。

图8　基于不同场地模型的均质场地Ⅰ计算的泵房基础抗滑安全系数对比Fig.8 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅰ

图9　基于不同场地模型的均质场地Ⅱ计算的泵房基础抗滑安全系数对比Fig.9 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅱ

场地类型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

图10　基于不同场地模型的均质场地Ⅲ计算的泵房基础抗滑安全系数对比Fig.10 Comparison of the sliding stability coefficient based on different site models for the uniform site Ⅲ

从图8~图10中可见，总体来讲，不论是高潮位还是低潮位，基础的抗滑安全系数随着场地剪切波速的增大而增大。由无质量地基模型计算的安全系数较其他两种地基模型的计算值偏小，这是由于前面无质量地基模型计算的地震作用偏大导致的；从整个时程来看，由黏弹性人工边界场地模型计算的安全系数与ASCE4-98规范场地模型的计算结果基本相当。此外，高、低潮位计算的抗滑安全系数差别较大，这说明抗滑稳定性受浮力的影响显著，从表7中数值对比可见，不同的场地数值模型计算的低潮位时的安全系数最小值均比高潮位时提高约50%~60%。

3.2分层场地模型的抗滑稳定性对比分析

图11　基于黏弹性人工边界场地模型计算的不同场地的基础抗滑安全系数对比Fig.11 Comparison of the sliding stability coefficient based on viscous-spring artificial boundary model for different sites

基于前面假定的两种分层场地以及对应的无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型计算的泵房结构总水平向和竖直向地震作用，计算了在高、低潮位下泵房基础的抗滑安全系数，由于分层场地的上层土的地基参数与均质场地Ⅰ一致，故泵房基础与地基接触面的摩擦因数均保守取值为0.5。对分层场地一和场地二由黏弹性人工边界场地模型计算的泵房基础抗滑安全系数时程对比如图11所示，其与无质量地基场地模型计算的结果对比如图12所示。基于不同的分层场地动力数值模型计算的泵房基础抗滑安全系数最小值汇总见表8。

图12　基于无质量地基模型和黏弹性人工边界场地模型计算的不同场地的基础抗滑安全系数对比Fig.12 Comparison of the sliding stability coefficient based on massless and viscous-spring artificial boundary model for different sites

场地类型VE高潮位低潮位Massless高潮位低潮位Ⅰ0.9591.5570.6250.968Ⅱ0.9051.4870.5380.947

从图11~图12中可见，总体上不论是高潮位还是低潮位，由无质量地基模型计算的安全系数较其他两种地基模型的计算值偏小，这与均质场地的计算结果一致。高、低潮位计算的抗滑安全系数差别较大，这说明抗滑稳定性受浮力的影响显著。由于抗滑安全系数受多种因素控制，对比表8中的数值可见，不论是高潮位还是低潮位，其中分层场地二由两种不同的场地模型计算的抗滑安全系数最小值均小于分层场地一的最小值。

4结论

本文采用不同的半无限均质与分层自由场地模型进行了CPR1000核电机组联合泵房结构的地震作用以及基础的抗滑稳定性对比分析，总结了随不同类型场地以及不同场地动力模型的变化规律，得出结论如下：

(1)在三种类型的均质场地以及两种类型的分层场地条件下，对泵房结构进行了地震作用对比分析。结果表明，由不同的场地动力模型计算的总地震作用随时间变化的趋势是基本一致的。不论是水平还是竖向地震作用，无质量地基模型的计算值均较其他两种地基模型的计算值偏大，其他两种地基模型计算的厂房结构地震作用基本相当，且大致随着场地剪切波速增大而增大。

(2)在三种类型的均质场地以及两种类型的分层场地条件下，分别计算了泵房在高、低潮位下的基础抗滑安全系数。结果表明，抗滑安全系数受多种因素控制，其中，受浮力的影响显著，在高、低潮位下安全系数差异明显；对于均质场地，不论是高潮位还是低潮位，基础的抗滑安全系数随着场地剪切波速的增大而增大的，对于分层场地则无此规律。

(3) 综合考虑ASCE4-98推荐的集总参数地基模型、黏弹性人工边界场地模型以及无质量地基模型各自的工程场地适用范围以及模型本身的特性，可见，不论对于均质场地还是复杂的非均质场地，黏弹性人工边界模型更能较准确的进行土-结构相互作用分析，进行泵房结构的地震作用及基础的抗滑稳定性计算。

参 考 文 献

[1] 核电厂抗震设计规范(GB 50267-97)[S]. 北京: 中国计划出版社, 1998.

[2] 朱秀云,潘蓉,辛国臣,等.基于不同场地动力数值模型的核电站泵房结构地震作用对比分析[J].振动与冲击,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] 刘晶波,吕彦东.结构-地基动力相互作用问题分析的一种直接方法[J]. 土木工程学报, 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] 梁万顺,吕飞,张超琦.考虑SSI效应的核电站泵房结构楼层反应谱分析[J].核动力工程,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] 建筑地基基础设计规范(GB50007-2011) [S].北京：中国建筑工业出版社，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

中图分类号:TL48

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.03.033

通信作者潘蓉 女，研究员，1966年生

收稿日期：2015-01-04修改稿收到日期：2015-03-08

基金项目：环保公益性行业科研专项(201309056)

第一作者 朱秀云 女，工程师，1985年生

邮箱：panrong@chinansc.cn