设置TLD水箱的转运站结构抗震性能研究

2021-09-06吴晓龙张渊徐欣刘巍王玲玲

特种结构 2021年4期

吴晓龙张渊徐欣刘巍王玲玲

1.北京首钢国际工程技术有限公司 100043

2.北京住总集团有限责任公司工程总承包二部 100124

引言

转运站作为工业建筑常用构筑物，为炼钢厂、炼焦厂、化工厂、发电厂等原料运输系统当中重要的中转站，在冶金、煤炭、矿山、化工、电力、建材、港口及交通运输等诸多工业领域得到广泛应用［1］。当转运的物料为可燃烧固体，例如煤、焦炭时，且通廊转运站高度较高，地下消防系统无法达到灭火高度时，为满足防火要求，必须在转运站上部设置消防水箱。一般来说，转运站结构高宽比大，侧向刚度较小，在抗震方面其结构形式和受力比一般结构更不利［2］；消防水箱存水，质量大，一般设在转运站的次顶层，高度较高，地震作用下水箱对结构的影响不可忽略［3］。因此，工程师们在设计时一般将水箱按质量块施加于转运站结构的上部楼层，在结构抗震设计时，梁柱设计较为保守，使得结构不满足经济性要求。

目前，国内外对于调谐液体阻尼器（简称TLD）的研究较为成熟，主要集中于风振控制方面的研究，比较典型的案例为日本Shin-Yokohama 王子饭店、珠海金山大厦、南京电视塔、大连国贸大厦等［4－8］。近年来，将TLD应用于结构地震控制方面的研究逐渐增加，刘强［9］等将屋面水箱设计为TMD＆TLD 双控装置系统，通过调整TMD、TLD的频率与主体结构相同，并在底部设置高阻尼多层橡胶支座，采用数值模拟的方法，最大限度减小了地震反应。董平［10］等将矩形TLD设计于4 层钢架的顶部，通过在简谐荷载作用下的试验研究，对比了该钢架在受控前后的位移、加速度反应，表明TLD对结构低频振型具有比较好的减振作用。吕辉［11］等利用ADINA 有限元分析软件分别建立了结构动力学模型和流体动力学模型，验证两种模型的结果具有较好的一致性，并在此基础上通过动力时程分析得到了调谐液体阻尼器流场的变化特性，结合流场特性考查了频率比、地震动、质量比这三个因素对带调频液体阻尼器结构抗震性能的影响。陈鑫［12］等针对高耸钢烟囱环形调谐液体阻尼器的减振试验及其数值模拟开展研究，设计并建立了环形TLD试验模型及力学模型，推导了高耸结构环形TLD减振控制的动力分析模型，据此编制了高耸结构环形TLD 减振的分析程序。田志昌［13］等将顶部水箱设计为TLD，通过建立一个14 层的高层钢结构建筑Abaqus模型，分析TLD 水箱在地震作用下的行为，根据不同参数的水箱的响应，得出了最优TLD 水箱设计参数。

从以上研究成果可看出，既有TLD减震研究普遍集中在建筑物当中，而将TLD应用于工业建筑中的减震研究极少；部分TLD阻尼器制作工艺复杂，施工难度较大，额外增设阻尼器成本较高，与节约资源理念相违背；此外，TLD 恢复力模型采用的数值模拟方法较为困难，对于较简单的实际工程不具有普适性。

综上所述，本文根据调谐液体阻尼器（简称TLD）的基本原理，运用Housner 教授提出的集中质量法［14］，通过合理设计水箱尺寸及水深，将转运站上部已有的消防水箱改造为调谐液体阻尼器（简称TLD水箱），利用MIDAS Gen软件中的连接单元，分别建立不设置水箱、水箱按质量块考虑、水箱设计为TLD 的转运站结构模型，分别进行模态分析以及罕遇地震作用下的弹塑性时程分析，通过对比结构的周期、层间位移角、基底反力、塑性耗能能量、塑性铰屈服程度等地震响应指标，综合评价TLD 水箱结构的抗震性能。

1 TLD减震原理及数值计算方法

TLD是一种被动耗能的减震装置，一般设置于结构上部，地震作用下，结构产生振动并带动水箱一同运动，同时激起水箱中水的晃动。水体晃动对水箱侧壁的动压力又会反向作用到结构上产生动压力差，同时液体运动将引起惯性力，动压力差和液体惯性力起到了抑制结构运动的作用［15］。

TLD数值计算方法主要有集中质量法、理论分析法和流固耦合分析法。文中采用Housner 教授提出的集中质量法［14］，该方法模型较为简单，计算精度能够满足一般工程的要求，适用性强。其基本原理是将液体晃动对箱体产生的动液压力分为振荡压力和脉冲压力两部分，并将这两种动液压力分别用两个与箱体连接形式不同的等效质量的振动效应来模拟，计算简图如图1 所示，图中振荡质量M1、脉冲质量M2、弹性刚度K、高度h1、h2等参数的计算公式详见文献［16］。

图1 计算简图Fig.1 Calculation diagram

2 设置TLD水箱转运站的减震研究

2.1 工程概况

以天津某钢筋混凝土通廊转运站框架结构为例，其场地基本设防烈度为8 度，设计基本加速度为0.20g，场地土类别为Ⅲ类，设计地震分组为第二组，特征周期Tg＝0.55s，抗震等级为二级。该转运站平面尺寸6m ×6m，总高度42m，总共8 层，其中首层层高为6m（地下1m），2～6层层高为5m，7～8 层层高为6m。1～6 层为空梁格，无墙体封闭，仅7～8 层采用墙体封闭，因此风荷载较小，由地震作用控制结构配筋。楼面、屋面、墙体、设备、通廊等的荷载根据实际情况施加于结构上。根据工艺专业要求，在第7层设置消防水箱，消防水箱总重36t。

2.2 模型建立

首先采用PKPM结构设计软件计算不设置水箱的转运站模型，结构采用C30 混凝土，钢筋采用HRB400 级钢筋，得到结构柱梁板构件尺寸及配筋，柱尺寸为700mm ×700mm，主梁尺寸为350mm×600mm，并按照实际结构参数采用MIDAS GEN有限元软件建立以下三种模型：不设置水箱的转运站模型（简称无水箱模型），水箱按照质量块施加于结构上部的转运站模型（简称水箱模型），采用连接单元来实现TLD 水箱的振荡质量及刚度的转运站模型（简称TLD 水箱模型）。梁、柱均采塑性铰模型，钢混结构阻尼比取0.05，采用Rayleigh阻尼［17］。

2.3 质量比对TLD水箱减震效果的影响

本工程中水箱长度L为4.5m（液体振动方向），宽度B为4.0m，为了使结构具有最优的减震效果，通过调整水箱内水的深度h，改变TLD水箱结构的质量比μ（振荡质量M1与转运站结构总质量的比值），得到相应水箱振荡质量M1及刚度K，并对水箱模型及TLD水箱模型分别进行多遇地震作用下的反应谱分析，得出不同质量比下结构层间位移的最大减小率（简称减震率），其对应TLD水箱参数列于表1。TLD水箱结构减震率如图2 所示。

图2 不同质量比下TLD 水箱减震率Fig.2 Seismic-reduction rate of TLD water tank under different mass ratio

根据表1 计算数据，当水深h增加时，TLD水箱内振荡质量M1、脉冲质量M2、刚度K不断增大，但是增大到一定水深（h＞L／2）时，振荡质量M1及刚度K增加幅度较小，而脉冲质量M2大幅度增加，这部分质量无法振动，相当于恒荷载附加于转运站结构主体。因此，在水箱尺寸确定时，水越深，地震时水箱内用于减震的振荡质量M1占比越来越小，而脉冲质量M2增幅较大，地震作用下势必会对结构产生不利影响，在设计TLD水箱时，建议水深h不得超过L／2。

表1 不同质量比下TLD水箱参数Tab.1 Parameters of TLD water tank under different mass ratio

由图2 可知，随着质量比μ增大，TLD水箱结构减震率逐渐增大；当质量比3.5% ＜μ ＜4.0%时，TLD 水箱结构减震效果最佳，弹性层间位移的最大减小率最大可达到13.20%；当质量比μ继续增加时，TLD水箱结构减震效果出现下降趋势，是因为振荡质量M1及K基本不变，脉冲质量M2不断增加，从而降低了TLD水箱结构的抗震性能。

根据以上分析，最终确定TLD水箱长度L为4.5m（液体振动方向），宽度B为4.0m，水箱高度H为4.0m，水深h为2.0m时，层间位移减震效果最佳。此时振荡质量M1为187.0kN，约为总结构质量的3.67%，M2为180.2kN，弹性刚度K为115.12kN／m。

2.4 模态分析

取结构前15 阶振型进行模态分析，能够保证结构各振型参与质量之和大于总结构的90%。各结构前三阶自振周期如表2 所示，一阶、二阶振型均为平动振型，三阶振型为扭转振型，且扭转振型与基本振型周期比值小于0.9，满足规范要求［18］，振型图略。

表2 结构周期对比（单位：s）Tab.2 Comparison of structural periods（unit：s）

由表2 可知，水箱结构基本周期大于无水箱结构，TLD水箱介于两者之间，若将水箱按照质量块考虑，结构整体刚度减小，势必增大地震作用下的结构响应，因此结构按质量块设计偏于保守。

2.5 罕遇地震作用下结构弹塑性时程分析

为进一步验证上部设置TLD水箱转运站结构的抗震性能，根据《建筑抗震设计规范》［19］要求，选取Ⅲ类场地地震波，分别为Northridge 波、El Centro波和人工波。罕遇地震作用下，将地震波峰值加速度调至400cm／s2，沿水箱边长L向输入，对三种结构进行弹塑性时程分析，主要对比以下指标：（1）层间位移角；（2）基底反力；（3）塑性耗能。

1.结构层间位移对比

经计算，三种结构层间位移角包络图如图3所示，均满足规范层间位移角限值1／50 的要求，其中Northridge 波作用下最大层间位移对比见表3。可见TLD水箱结构对于层间位移具有一定的控制作用，特别是对层间位移较大楼层的控制作用较好，层间位移最大减小率约30%。

图3 层间位移角对比Fig.3 Comparison of the inter-story drift angle

表3 Northridge波作用下结构最大层间位移对比Tab.3 Comparison of the maximum inter-story drift in Northridge wave

图4 为Northridge 波作用下第4 层层间位移时程曲线，在地震动初期（0～7s），结构各响应较小，三种结构位移时程基本重叠，说明结构具有基本相同的振动特性；随着地震波推移，结构响应逐渐增大，当位移超过一定值时，结构构件开裂并逐渐进入塑性状态，由于TLD水箱与结构主体存在相位差，因此当结构达到峰值位移时，TLD水箱振动过程中具有与之相反的分量，从而起到减小地震响应的作用。

图4 第4 层层间位移时程曲线Fig.4 Time-history curves of the 4th inter-story drift

2.结构基底反力对比

地震作用下，结构最大基底反力列于表4，可以看出，对比无水箱结构，水箱结构基底反力均有所增大，而TLD水箱结构底部反力相比于水箱结构及无水箱均有所降低。在Northridge地震波作用下，基底剪力最大减小率为18.33%，基底倾覆弯矩最大可减小18.23%；而在人工波作用下，结构基底反力减小率均不超过5%，总体来说TLD水箱结构对于基底弯矩的控制效果较好。

表4 最大基底反力对比Tab.4 Comparison of the maximum base reaction

3.结构塑性耗能对比

通过对比周期，三种模型质量及刚度基本相同，同一种地震产生的总能量相差不大，结构塑性耗能越小，说明结构自身产生的损伤越小［20］。图5为三种结构塑性耗能时程曲线，表5 为塑性耗能对比。以Northridge波为例，TLD水箱结构塑性耗能仅为水箱模型结构的30%，18s 之后TLD水箱结构塑性耗能的时程曲线接近水平，结构损伤几乎不再增加，说明TLD水箱对于减小结构损伤具有显著效果；而水箱结构和无水箱结构塑性耗能呈阶梯型增加，表明地震作用下有越来越多的结构构件产生塑性耗能，损伤持续增加。为进一步验证TLD水箱的抗震性能，图6为Northridge波作用下结构塑性铰对比，可见TLD水箱结构塑性铰数量及发展程度均小于水箱结构及无水箱结构。