脉冲型地震动作用下大跨输煤栈桥的动力响应

常志旺，潘毅,1b， 江赛雄,2，胡思远，李晰

(1.西南交通大学 a.土木工程学院；b.抗震工程技术四川省重点实验室, 成都 610031；2.西南电力设计院，成都 610021)

输煤栈桥作为火力发电厂联系燃料系统与发电系统的一种重要的特殊工业建筑，其在复杂场地内运送燃料需要足够的跨度、高度来跨越洼地、道路、设备及工业建(构)筑物，因此，输煤栈桥往往有跨度大、刚度小、重心刚心不重合及结构不规则等特点。输煤栈桥的结构形式主要分为混凝土支柱-钢桁架栈桥、钢筋混凝土结构栈桥、钢结构栈桥。其中，钢结构输煤栈桥由于具有自重轻和施工快的优点，在西部山区火力发电厂中得到普遍应用[1-2]。随着“西电东送”建设的不断推进，部分输煤栈桥被修建于西部山区地震断裂带附近，甚至可能跨越地震断裂带，例如，攀钢1×300 MW煤矸石综合利用自备电厂、神华四川天明电厂2×1 000 MW新建工程等均处于断裂带附近，这会使输煤栈桥结构面临严重的地震威胁。

近年来，学者们对输煤栈桥结构的抗震性能进行了研究。丁光荧等[3]对长跨钢结构输煤栈桥在多点非一致激励作用下的抗震可靠度进行了分析，结果表明，在大震条件下输煤栈桥可靠度指标为负值，将产生严重的破坏。金联社等[4]对超大跨度输煤栈桥在竖向地震作用下的抗震性能进行了研究。李正坤等[5]对超大跨、长距离输煤栈桥在一致激励与非一致激励下的结构响应进行了计算分析，结果表明，行波效应对输煤栈桥内力造成了不利影响。刘厚营等[6]采用ABAQUS对大跨度输煤栈桥进行了不同地震强度下的弹塑性时程分析，得出了其在特定地震波下出现的破坏模式、塑性发展特点及抗震薄弱位置。李峰等[7]对大跨度钢结构输煤栈桥进行了模态及竖向地震响应分析，结果显示，其在竖向地震作用下的竖向位移及杆件内力平均增加量达到了50%以上。吴王平等[8]以某钢筋混凝土输煤栈桥为研究对象，通过结构实测振动频率对数值模型进行了修正，在此基础上，研究了其在强震作用下的抗震性能。以上为近几十年来有关输煤栈桥抗震性能的主要研究工作，可以看出，相关研究几乎都集中在中国，且主要研究了地震动空间效应以及地震强度等因素对输煤栈桥地震响应的影响，而均鲜有涉及考虑近断层地震动速度脉冲对输煤栈桥结构地震响应影响的研究。

然而，近年世界各地发生的地震中，如1999年中国台湾集集地震[9]、2008年中国汶川地震[10]、2016年中国台湾美浓地震等[11]以及2018年中国台湾花莲地震[12]，获得了大量的近断层地震记录。在这些地震记录中常常会包含明显的速度脉冲，这就使速度脉冲成为近断层地震动的基本特征之一[13]。这种近断层脉冲型地震动具有幅值大、地震动峰值速度与地震动峰值加速度的比值大、反应谱长周期区域谱值高等特点，会对输煤栈桥这类细高、大跨的长周期结构产生严重危害[14]。从火力发电厂震害统计中可以发现，位于近断层附近的输煤栈桥均遭受到了不同程度的破坏[15-16]。而中国的《火力发电厂土建结构设计技术规程》(DL 5022—2012)[17]并未对输煤栈桥在近断层地震动作用下的地震响应提出设计建议。因此，为研究近断层地震动作用下输煤栈桥的地震响应规律,本文采用基于能量的脉冲识别方法[18-19]，选取9条不同脉冲周期的典型近断层脉冲型地震动，并剔除其中的主脉冲成分，得到相应的非脉冲型地震动。在此基础上，对典型钢结构输煤栈桥模型进行动力时程分析，得到结构的内力和位移，并通过对比分析，探寻脉冲效应以及不同脉冲周期对输煤栈桥结构地震响应的影响规律，从而给出相应的抗震设计修正系数，供钢结构输煤栈桥设计人员参考。

1 栈桥结构模型

1.1 模型建立

选取火电厂中典型的钢结构输煤栈桥为研究对象，工程所处地区设防烈度为8度，场地类别为II类，结构阻尼比取0.03。输煤栈桥全桥长151 m，桥面宽6 m，由4跨36 m的钢桁架、2组双柱钢支柱(高度分别为23.8、31.5 m)及1组四柱钢支柱(高度为39.12、40.61 m)组成，钢材为Q235B。该输煤栈桥桥面为压型钢板作为底模的钢筋混凝土楼板，混凝土等级为C30，材料详细参数如表1所示。输煤栈桥主梁钢桁架矢高3 m，爬升顶点高度为48.30 m。钢桁架IV的右侧支座为滑动支座，其余钢桁架支座及钢支柱底端支座均采用铰支座。桥面横梁、支撑、钢桁架腹杆、上下弦杆、钢支柱间横梁等两端均为铰接，立面布置见图1，主要构件截面特性见表2。

表1 输煤栈桥材料参数表Table 1 Material parameters of the steel coal-conveyer gallery

图1 某钢结构输煤栈桥纵向立面图(单位：mm)Fig.1 Elevation view of the steel coal-conveyer

截面名称截面特性支柱ABH600 mm×400 mm×12 mm×30 mm支柱BBH600 mm×400 mm×12 mm×30 mm支柱CHW400 mm×400 mm×13 mm×21 mm支撑HW200 mm×200×8 mm×12 mm横梁HW250 mm×250×9 mm×14 mm上弦杆HW350 mm×350×12 mm×19 mm下弦杆HW350 mm×350×12 mm×19 mm

续表2

基于有限元软件SAP2000对上述输煤栈桥结构进行建模。模型共372个节点，804个框架线单元。模型的重力荷载包括桥面板自重、踏步及栏杆自重，经计算取4.5 kN/m2，采用均布面荷载的方式输入到栈桥的桥面板上。在此基础上，分别采用特征向量法和常加速度的Newmark方法进行自振特性计算和动力时程分析[20]。

对于本文的输煤栈桥结构，由于钢支柱B高度较高、纵向刚度小且平面内无支撑柱，在地震中更容易破坏，为结构的薄弱构件。因此，重点分析支柱B的相对位移和柱底轴力，关键截面位置如图1所示。

此外，钢桁架作为输煤栈桥结构中另一关键受力构件，其跨度大、刚度柔，若钢桁架竖向挠度过大会影响输煤栈桥的正常运行。虽然，钢桁架I、II、III、IV跨度均相等，但由于支撑钢桁架IV的支柱高度最高，在同等条件下钢桁架IV受到的地震作用影响可能更大，因此，选取钢桁架IV的下弦杆中点处竖向位移进行考察，选取位置见图1。

1.2 动力特性

该钢结构输煤栈桥的模态信息如表3所示。可以看出，结构前10阶X向振型参与质量之和为98%，Y向为92%，均大于90%。此外，图2给出了结构前3阶模态的振型，可以看出，结构的第1阶振型为纵向振动，振动周期为2.01 s，第2、3阶振型分别为横向对称(振动周期1.83 s)和反对称振动(振动周期1.61 s)，结构偏柔且横向刚度要大于纵向刚度。

表3 输煤栈桥结构前10阶模态信息Table 3 Details of first 10 modes of the steel coal-conveyer gallery

续表3

图2 输煤栈桥结构前3阶自振振型Fig.2 First 3 modes of the coal-conveyer gallery structure

2 地震动记录的选取

由于该输煤栈桥结构模型的基本自振周期为2.01 s，采用基于能量的脉冲型地震动识别方法，选取脉冲周期在1.2～2.8 s范围内的9条近断层脉冲型地震动，所选地震动信息见表4。同时，为了量化分析脉冲周期对结构地震响应的影响，利用标准脉冲数学模型[21]的方法，剔除其中的主脉冲成分，得到9条相应的非脉冲型地震动。用于结构计算的9条脉冲、非脉冲地震动速度反应谱见图3。

表4 近断层地震动参数Table 4 Parameters of the near-fault ground motions

注：PGA为地震动峰值加速度。

图3 9条近断层脉冲型及非脉冲型地震动速度反应谱Fig.3 Velocity response spectra of the 9 near-fault pulse-like and non-pulse-like ground

此外，为了对输煤栈桥结构模型进行8度罕遇地震作用下动力响应的对比分析，按《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[22]的要求，将所选地震动峰值加速度统一调幅至0.4g(400 cm/s2)，同时，对X、Y、Z向输入的地震动峰值加速度在0.4g的基础上，按1∶0.85∶0.65进行调幅。

3 结果比较与分析

为研究脉冲型与非脉冲型地震动对输煤栈桥结构杆件内力和位移的影响，对有限元模型进行地震动单向输入(X向、Y向、Z向)、双向输入(XY向、XZ向、YZ向)以及三向输入(XYZ向)的时程分析，得到了B柱底轴力、B柱顶位移和桁架IV跨中位移的响应规律。此外，为了研究该输煤栈桥结构在近断层脉冲型及非脉冲型地震动作用下的影响规律，并对其进行量化分析，定义近断层脉冲型地震动放大系数K为脉冲型地震动计算得到的内力或位移与相应非脉冲型地震动计算得到的内力或位移之比。

3.1 内力或位移的放大系数与脉冲周期的变化规律

图4为不同地震激励下支柱B的相对位移和柱底轴力以及桁架IV跨中竖向位移放大系数变化规律图。从图4可以看出，柱底轴力放大系数KN、柱顶位移放大系数KΔ及桁架IV跨中竖向位移放大系数Kδ均大于1.0，说明脉冲型地震动对栈桥的地震响应有明显的放大作用。从图中还可以看出，在地震动单向输入、双向输入以及三向输入下，KN、KΔ以及Kδ均随脉冲周期Tp的增加呈现先递增后递减的规律，当Tp位于结构基本周期2.0 s附近时，达到峰值，且其最大值出现在XYZ三向输入时，分别为2.1、1.8和1.3。从上述结果可以发现，KN、KΔ、Kδ的峰值都出现在脉冲周期Tp为2.0 s附近。这是因为，所选取的脉冲型地震动中低频成分较高频成分含有的能量更高，而剔除脉冲之后的非脉冲型地震动则不具有这部分低频成分，当结构的基本周期在脉冲型地震动脉冲周期附近时，结构将产生共振现象，导致KN、KΔ、Kδ在此时出现峰值。此外，还可以发现，脉冲效应对墩底轴力的放大效应最为明显，并且，在进行数值分析时，有必要考虑地震的多维性，否则，会低估脉冲的放大效应。

图4 内力、位移与脉冲周期的变化规律Fig.4 Relations of internal force, displacement

3.2 B柱底部轴力的变化规律

输煤栈桥结构X、Y向刚度差异较大，但由于Y向刚度弱且钢支柱数量少，当地震动Y向输入时，钢支柱Y向更容易破坏。限于篇幅，钢支柱B的柱底轴力计算结果仅列出与Y向地震动输入有关的结果，如图5所示。

从图5可以看出，在脉冲型地震动作用下，钢支柱B的柱底轴力N随脉冲周期Tp的增大，整体呈现先增大后减小的趋势，在个别脉冲周期处出现一定的波动，这是由于输煤栈桥高阶振型对柱底轴力产生了影响。当脉冲周期Tp位于2.0 s附近时，脉冲型地震动与相应非脉冲型地震动作用下N的差值达到最大。为了考察脉冲型地震动对柱底轴力N的放大作用，表5列出了不同Tp脉冲型地震动作用对钢支柱B的柱底轴力放大系数，可以看出，相对于非脉冲地震动，在脉冲型地震动作用下N的放大系数在区间(1.31，1.83)之间变化，各方向的放大系数平均值为1.53，放大系数的最大值出现在XYZ向输入时，为1.83。从上面的结果可以看到，脉冲型地震动对输煤栈桥柱底轴力产生了较为明显的影响，有必要在抗震设计中考虑地震动的脉冲效应，否则，会错误地估计钢支柱的稳定性，使钢支柱在地震中更容易发生失稳。

图5 钢支柱B的柱底轴力计算结果Fig.5 Axial force of the steel pillar

响应类型柱底轴力N的放大系数响应类型柱底轴力N的放大系数X向1.31Y向1.34Z向1.46XY向1.38XZ向1.70YZ向1.71XYZ向1.83平均值1.53

3.3 B柱顶水平位移的变化规律

由于输煤栈桥结构模型左端为铰支座，右端为X向释放的滑动支座，因此，在地震动X向输入时，钢支柱B的柱顶水平位移最大。限于篇幅，钢支柱B的柱顶水平位移计算结果仅列出与X向地震动输入有关的动力响应。钢支柱B柱顶水平位移计算结果见图6。

从图6中可以看出，在脉冲型地震动作用下，钢支柱B柱顶水平位移Δ随脉冲周期Tp的增大，出现一定波动，但整体上呈现先增大后减小的趋势。而在非脉冲型地震动作用下，Δ随脉冲周期Tp的增大呈现一定波动，但整体上保持相对稳定的规律。脉冲型地震动作用下的Δ与相应非脉冲型地震动作用下的Δ的差值随脉Tp的增大，表现出先增大后减小的规律，当Tp位于2.0 s附近时，其差值达到最大。相对于非脉冲型地震动，脉冲型地震动对钢支柱B柱顶水平位移Δ在各方向的放大系数如表6所示，可以看出，在9条脉冲型及相应的非脉冲型地震动作用下，Δ在各方向的放大系数在区间(1.16，1.61)之间变化，各方向的放大系数平均值为1.38，放大系数的最大值出现在XYZ向输入时，为1.61。虽然，相对于柱底轴力N的放大系数变化区间，Δ的变化区间较小，波动范围较小，但脉冲型地震动也对输煤栈桥的柱顶位移产生了不可忽略的影响，在抗震设计中应同样引起重视。

图6 B柱顶水平位移计算结果Fig.6 Horizontal displacement of the illar B

表6 B柱顶水平位移放大系数Table 6 Horizontal displacement amplification factor of the pillar B

由于《火力发电厂土建结构设计技术规程》(DL 5022—2012)等行业技术标准对输煤栈桥结构柱顶位移并无明确规定，故参考《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)5.5.5条，大震下多层钢结构钢支柱柱顶位移按1/50H控制，即弹塑性位移限值为546 mm。表6给出了各方向近断层地震动作用下柱顶水平位移计算值相对于规范允许值的放大系数。从表6可以看出，在9条脉冲型地震动作用下，除Y向、Z向、YZ向外，其余方向输入的地震动所产生的柱顶水平位移均超过了弹塑性位移限值，最大为脉冲型地震动XYZ向输入时，为弹塑性位移限值的1.36倍。而在非脉冲型地震动作用下，柱顶的水平位移均未超过弹塑性位移限值。这说明在脉冲型地震作用下输煤栈桥的钢支柱将会产生超出设计预期的严重破坏甚至倒塌，会对灾后重建造成很大影响。

3.4 桁架IV跨中竖向位移的变化规律

计算结果显示，地震动Z向输入时，对桁架IV跨中竖向位移影响最大。因此，桁架IV的竖向位移计算结果仅列出与Z向地震动输入有关的动力响应，见图7。

从图7可以看出，在脉冲型及非脉冲型地震动作用下，桁架IV跨中竖向位移δ随脉冲周期Tp的增大，在平均值附近波动，且脉冲型地震动作用下的δ与相应非脉冲型地震动作用下的δ的差值随Tp的变化基本保持稳定。相对于非脉冲型地震动，脉冲型地震动对桁架IV跨中竖向位移δ在各方向的放大系数如表7所示，可以看出，9条脉冲型及相应的非脉冲型地震动作用下，δ在各方向的放大系数在区间(1.18，1.23)之间变化，各方向的放大系数平均值为1.21，放大系数的最大值出现在XYZ向、XZ向和Z向输入时，为1.23。相比于N、Δ的放大系数变化区间，δ的变化区间最小，波动范围最小，表明脉冲型及相应的非脉冲型地震动作用下δ的计算值比较接近。

为了避免钢桁架发生过大变形，保证其在地震中具有足够刚度，满足输煤皮带的正常运行及附属设备的安全，根据常规电厂输煤皮带设备厂家的要求，桁架跨中竖向挠度不应大于L/400，即正常使用限值为90 mm。表7给出了各方向近断层地震动作用下桁架IV跨中竖向位移δ计算值相对于允许值的放大系数。从表中可以看出，在9条脉冲型及非脉冲型地震动作用下，除X向、Y向外，其余方向输入的地震动所产生的桁架IV跨中竖向位移δ均超过了正常使用限值，但在脉冲型地震作用下桁架IV跨中竖向位移与正常使用限值相差更大，最大为脉冲型地震动Z向输入时，为正常使用限值的2.97倍。从以上结果可以看出，在脉冲型地震作用下钢桁架的变形除X向、Y向外均超过了正常使用的限值，并且比非脉冲地震作用下的结构响应更为明显，因此，为了避免低估结构的刚度需求，保证结构的适用性及附属设备的安全，有必要在抗震设计中考虑地震动的脉冲效应。

图7 桁架IV跨中竖向位移计算结果Fig.7 Vertical displacement of the truss IV

表7 桁架IV跨中竖向位移放大系数Table 7 Vertical displacement amplification factor of the truss IV

4 结论

为考察近断层脉冲型地震动对输煤栈桥结构的影响，对某典型输煤栈桥结构进了脉冲型地震动与非脉冲型地震动作用下的动力时程分析，并对其钢支柱柱底轴力、柱顶位移以及桁架跨中竖向位移进行了比较，得到如下结论：

1)脉冲型地震动会对输煤栈桥的结构响应产生明显的放大作用，并随脉冲周期的增加呈现先增后减的规律，且当脉冲周期与结构周期接近时最为明显。在实际工程设计中，应特别注意脉冲周期与结构自振周期接近的情况。

2)与单向和双向输入相比，三向输入时脉冲效应对输煤栈桥结构的放大作用最为明显，其最大值为2.1。在抗震设计时需考虑地震动多维性对脉冲效应放大作用的影响，否则，会低估结构的响应。

3)在脉冲型地震作用下，输煤栈桥的柱顶水平位移为弹塑性位移限制的1.36倍，将产生超出预期的严重破坏，会对灾后重建造成重大影响。其钢桁架跨中挠度为正常使用限值的2.97倍，将会严重影响结构的适用性及附属设备的安全。有必要在设计中考虑脉冲效应对结构动力响应的放大作用。