软土地基核电厂房动力响应振动台试验

2022-08-04景立平张嘉辉陆新宇张建林

世界地震工程 2022年3期

景立平，张嘉辉，汪刚，陆新宇，吴凡，张建林

（1.中国地震局工程力学研究所，黑龙江哈尔滨 150080；2.防灾科技学院，河北三河 065201）

引言

伴随着我国十四五规划，经济高速发展，我国对能耗的需求迅速增加，电力供给缺口也日益增大。在我国电力结构向低碳化转型的过程中，为满足电力供给需求，有必要启动并发展内陆核电［1］。软土地基建立核岛厂房的适应研究是需要开展的研究工作，我国“核电厂抗震设计规范：GB 50267－1997［2］”规定剪切波速大于1100m/s 时，可不考虑土－结构相互作用。但是李忠诚［3］等研究发现即使在剪切波速很高时，抗震分析中也必须要考虑土－结构相互作用。李忠献［4］等运用ANSYS 软件模块建立核电厂（NPP）结构有限元模型，发现SSI 效应降低了高频输入对结构响应的影响，使得楼层加速度峰值和反应谱峰值增大，并且反应谱峰值对应频率有向低频移动的趋势。因此土与结构动力相互作用特征需要进一步研究。

土与结构动力相互作用指的是动荷载作用下结构与土体间的相互作用效应，本质上是指振动在结构介质与土体介质间传播产生的波动能量转移效应［5］。传统的结构设计是基于结构是刚性地基的假设，忽略了土－结构相互作用（SSI）的影响。这是因为以往的研究普遍认为考虑SSI 可以提高建筑物的抗震性能。由于SSI延长了体系的自然周期，增加了体系的阻尼，VELETSOS［6］等得出结论认为，在地震作用下，SSI可能有利于结构系统。但是GUIN［7］等研究认为，基础的水平移动和扭转会放大上部结构的侧向变形和层间位移。在GALAL［8］等的研究中，工况包含4种土、13种不同地震动，通过比较软基模型和刚基模型，评估了SSI对20层框架地震反应的影响。结论表明固定基础假设不能反映真实的地震响应。TABATABAIEFAR［9］和FATAHI［10］等进行了15 层框架的地震响应模拟，认为考虑土－结构相互作用时，结构模型基于某些土层的层间位移显著增加，传统的不含SSI 的非弹性设计方法已不足以保证软土地基上框架结构的安全性。吕西林［11］等通过振动台试验研究发现，考虑土结相互作用后，体系频率远小于不考虑土结相互作用的频率，而阻尼比则远大于结构材料阻尼比；而且软土地基对地震动起到滤波和隔震作用。陈国兴［12］等设计并完成了考虑土与结构相互作用的结构减震控制大型振动台试验，发现SSI 效应对结构地震反应的影响与输入地震动的频谱特性和峰值大小有关，软土地基条件下，输入地震动幅值较小时，SSI不利于结构地震反应，但输入地震动幅值较大时，SSI能显著降低结构地震反应。陈跃庆［13］等研究了不同土性的土结相互作用，结果表明，SSI体系频率减小，阻尼比增大，而且土越硬，加速度反应的峰值放大系数越大。尚守平［14］等进行了土－筏基钢框架结构动力相互作用试验研究，发现考虑土－结构的相互作用对结构的基频有影响，且随着上部结构刚度增大，结构的基频折减系数呈增大趋势。赵学斐［15］等选用均匀粉质黏土进行振动台试验，发现SSI效应对结构楼层加速度反应具有显著的影响，对上部结构地震反应的主要影响体现为减震效应，且随着地震输入量级的增大，减震效应愈大。高永武［16］等对某新型核电厂房进行1：25 缩尺模型振动台试验，认为考虑与不考虑土－结构相互作用对结构楼层响应有明显的影响，在较小地震强度下，土体保持弹性，有明显的动力放大效应，特别是高频效应放大明显。许成顺［17］等将上部结构简化为质量块，进行了含有一定深度的松砂层非液化场地土－结构体系动力相互作用大型振动台试验，发现0.3 g 汶川地震卧龙台地震记录输入时，加速度反应自承台而上有一定程度的减小。

本文是某核电公司为适应当前非基岩场地核电选址的抗震需要，开展的“软土地基核岛厂房动力响应”项目中试验研究的一部分，主要针对是土质地基中筏基－多层框架剪力墙结构的生产厂房的振动台模型试验，定性分析其地震反应规律。因此，本文开展了软土地基核电厂房的一系列振动台试验，其中包括表面水平土体模型和表面凹陷土体模型的运动相互作用试验、地基土－筏基础－核电厂房振动台相互作用试验、核电厂房直接固定在振动台面上的刚性基底振动台试验，研究了软土地基下土－结构动力相互作用对核电厂房动力响应的影响以及基于振动台试验条件下的运动相互作用特征。本文的研究结果可为软土地基建立核岛厂房的适应研究提供参考以及为土－结构动力相互作用振动台试验提供对比资料。

1 试验介绍

1.1 振动台系统

中国地震局工程力学研究所地震工程与工程振动重点实验室大型地震模拟振动台系统（燕郊园区），台面尺寸5 m x 5 m，承载能力30吨，最大行程±0.5 m，最大速度1.5 m/s，最大加速度达2 g，可用于具有速度大脉冲强破坏型地震的模拟，是国内试验技术先进的三向六自由度大型振动台。

1.2 三维层状剪切模型箱

在研究土－结构动力相互作用的振动台试验中，使用有限大小的装土容器代替实际土－结构相互作用中的半无限地基土体，这使得试验中人为的引入了有限人工边界的影响，通常称为“土箱效应”［18］。为了模拟土介质条件，国内外在进行土－结动力相互作用的振动台试验中，常用的模型箱一般有刚性土箱、柔性土箱、层状剪切型土箱，层状剪切型土箱模拟土层剪切变形效果优于前两种，但大部分都只能进行单向剪切试验，因此如果考虑土体三个方向的运动，需要三维剪切模型箱。

本次试验模型箱为自行研制的三维叠层剪切模型箱，如图1。模型箱的形状采用圆筒形，内径尺寸为2.8 m，高度为2.3 m。箱体采用多层铝合金框架弯曲成为圆形叠合而成，层与层间的框架由移动支撑件连接，上下层框架之间的间距为15 mm，以保证框架间相互独立运动；最底层的框架和底板采用螺栓连接。

图1 试验模型体系图Fig.1 Test model system diagram

1.3 上部结构设计及制作

由于在常重力加速度条件下的振动台土－结构动力相互作用试验中，结构和土体无法满足统一的相似关系，但为了试验能够在一定程度上反映结构的动力特性的相似，在试验设计时选定几何相似比为1：20，按结构试验的欠人工质量模型相似关系，根据研究目标中某核电生产厂房的频率，近似设计一个3层框架剪力墙结构，使结构模型的振动频率与原型结构的频率满足相似关系，频率相似比近似为1：4。结构模型采用微粒混凝土制作，模型结构混凝土强度等级为C30，底板混凝土强度等级为C40。模型结构几何尺寸如图2 所示，墙体厚度为40 mm，墙体配筋采用双向双排镀锌铁丝网片，直径取2 mm，网格间距取10 mm。楼板厚度为30 mm，楼板配筋也采用双向双排镀锌铁丝网片，直径取1.6 mm，网格间距取10 mm。镀锌铁丝的弹性模量是普通钢筋的1/3.5－1/2.5，强度为250－330 MPa，在模型试验中，采取带有毛刺的镀锌铁丝来增加铁丝与混凝土的粘结力。为便于上部结构与筏基连接，上部结构的底板兼做筏基（厚度300 mm），直接埋置于土层地基上进行振动台试验，筏板上表面与土表面齐平。

图2 上部结构几何尺寸图Fig.2 Geometric dimensions of superstructure

1.4 地基土模型参数

由于土体结构的特殊性，振动台试验中的地基土与核电厂房结构无法满足完全统一的动力相似关系，本文更注重反应机理的研究。因此本次试验地基土模型为某工程场地的均匀粉质粘土，通过试配，确定复合土的配合比为普通黏土：粉砂=2：1，含水率为15%。试验土样参数如表1。

表1 土样参数Table 1 Soil sample parameters

1.5 监测方案设计

本次试验定义地基土层表面（筏板表面）为0 m 处，土层底面为－2.3 m，在土体中心位置处沿高度布置一列三向加速度计，其高度分别为－0.3 m（筏板底面）、－0.8 m、－1.3 m、－1.8 m、－2.3 m，如图3 所示。结构一层（筏板顶面）高度为0 m，结构二层为0.65 m，结构三层为1.25 m，结构四层（结构顶面）为1.85 m，上部结构的传感器布置如图3 所示。图3 中，A0－A9 代表加速度传感器编号，D1－D4 代表位移计编号。定义X 正方向为东，Y正方向为北，Z正方向为上。

图3 传感器布置示意图Fig.3 Sensor layout diagram

1.6 动力荷载输入方案

根据美国核电设计常用的RG1.60 反应谱人工合成得到的地震动作为试验的输入，该人工地震动频谱成分丰富，频带较宽。此外，白噪声的输入可获得体系的自振周期、阻尼比相关动力特性参数，结构出现损坏时自振频率也会发生相应的改变。

输入人工地震动的时程与频谱特性如图4 所示。试验将地震动的峰值加速度调整为0.05 g、0.1 g、0.2 g后进行输入，定义沿图1中的振动方向为X方向，与振动方向垂直的分别为Y方向和Z方向。

图4 试验输入人工地震时程及反应谱Fig.4 Schematic diagram of RG1.60 artificial wave

自由场地高度为2.3 m，直径为2.8 m，凹陷场地是在自由场地的中心挖掉长宽高分别为2.0 m、1.5 m、0.3 m 的基坑，如图5 所示，柔性地基是在凹陷场地上放入上部结构，筏板基础正好填入凹陷场地基坑中，如图1所示，刚性地基是将上部结构直接固定在振动台上进行固定基底试验。试验加载方案如表2所示，首先自由场地输入0.05 g进行振动台试验，同时记录自由场地表面的加速度时程，此时自由场加速度峰值为0.12 g，将此地表加速度时程作为底部输入，进行刚性地基试验，为确保刚性地基试验完成之后上部结构仍然保持良好的完整性，以便于后续柔性地基试验的顺利进行，因此刚性地基试验仅完成这一个工况。最后按照表2进行柔性地基振动台试验。

表2 试验加载方案Table 2 Test conditions

图5 自由场地、凹陷场地振动台试验Fig.5 Shaking table test on free site and sunken site

2 试验结果分析

2.1 土体对地震动传播的影响

当运动以波的形式传播到结构与土体界面上时，由于波发生散射，使界面上点的运动与自由表面场地土层中相应点的运动发生明显的不同，这种现象通常为运动相互作用［19］。为了研究振动台试验中的运动相互作用，对比了自由场地、凹陷场地的反应谱结果，图6 为0.10 g 工况下自由场地和凹陷场地的土层表面加速度反应谱，结果发现自由场地和凹陷场地在同一测点的加速度反应谱差异不明显，其它幅值工况下也有相同的结果，分析原因是在振动台试验的小模型情况下，凹陷地形的特征尺寸与地震动在试验土体中传播的波长相比很小，运动相互作用不明显。因此，在本文的试验条件下土与结构的动力相互作用主要是惯性相互作用。

图6 幅值为0.10 g工况下相同测点的加速度反应谱Fig.6 Acceleration response spectrum of the same measurement point at 0.10 g amplitude

为了探究地震动在土体中的传播规律，对比了0.05 g工况下考虑SSI效应时土层底部输入、筏板基础底部的加速度反应谱，如图7 所示。由于存在土结相互作用，使得经过土层传到结构底部的地震动的频谱成分发生了变化，在1 s之前的频率成分被明显放大，1 s后的频率成分基本不变甚至被削弱，因此土层有明显的放大效应，但滤波效应并不明显。

图7 柔性地基下土层底部和基础底部的加速度反应谱Fig.7 Acceleration response spectrum at the bottom of soil and foundation under flexible foundation

为了进一步分析SSI 效应对土体的影响，对比了自由场地、凹陷场地、柔性地基振动台试验结果。通过体系不同高度处的加速度时程的增减来反映土层对地震动的放大和滤波作用，同时加速度时程峰值的变化也能体现土体的地震反应。定义加速度峰值放大系数为不同标高处的加速度时程峰值与底部输入的加速度时程峰值之比。考虑到外界噪声和采集设备可能会对土体中采集到的加速度时程有所影响，如果直接对采集到的加速度时程进行峰值选取，会产生一定的误差，所以在进行加速度峰值放大系数的计算中，采用均方根RMS方法来代替加速度时程峰值的选取：

式中：a( )t为观测点对应的加速度时程，T为地震动持续时间，aRMS为作用在单质点体系单位质量上地震动的能量，adRMS代表底部输入加速度对应的地震动能量，acRMS代表测点加速度对应的地震动能量，aac为测点的加速度峰值放大系数。

图8给出了自由场地、凹陷场地、柔性地基下的土体加速度峰值放大系数随土层高度变化的分布图。图8 中，自由场地和凹陷场地的加速度峰值放大系数差别不大，表明运动相互作用不明显，原因是振动台试验中场地尺寸的限制，凹陷场地的尺寸较小，难以清晰体现运动相互作用。本文的场地条件下，自由场地和凹陷场地中土层表面的加速度峰值增大97%－135%，柔性地基中土层的放大效应可使得结构底层的加速度峰值增大68%－78%，而且随着地震动输入幅值的增大，土体中的放大效应减弱。此外，不同输入幅值下柔性地基的加速度峰值放大系数均明显低于自由场地和凹陷场地，但随着地震动输入幅值的增大，差距逐渐缩小。这表明上部结构的存在抑制了土体的地震反应，随着地震动幅值的增大，土体进入了非线性阶段，抑制效应减小。

图8 不同工况下的加速度峰值放大系数分布图Fig.8 Amplification coefficient distribution of peak acceleration under different working conditions

2.2 体系自振频率分析

为了确定结构模型和土－结构系统的动力特性，对实际制作完成的上部结构和土－结构系统进行白噪声扫频，频率测试结果如表3 所示。上部结构频率为20 Hz 左右。相比于不考虑SSI 效应（刚性地基），考虑SSI效应（柔性地基）的体系自振频率明显降低，阻尼比明显增大。此外，试验结束后，考虑SSI效应的体系频率有所下降，阻尼比增大；而不考虑SSI效应的体系频率略有下降，阻尼比基本不变，表明上部结构基本没有损伤，处于线弹性范围。

表3 体系自振频率表Table 3 Structural system natural frequency table

2.2 柔性地基和刚性地基试验结果对比

为了研究SSI 效应对上部结构的影响，本文对比了上部结构在刚性地基和柔性地基两种工况下的振动台试验结果。为了分析相同地震作用下上部结构的各层加速度的变化规律，将刚性地基和柔性地基的各层加速度时程峰值绘制图9中。

图9 SSI效应对结构加速度的影响Fig.9 The effect of SSI effect on structural acceleration

刚性地基的加速度峰值随楼层的高度增长得较快，柔性地基的加速度峰值随楼层的高度增长得较慢。对比相同地震作用下两种地基形式的结构加速度反应，在土－结构动力相互作用体系中结构加速度明显小于刚性基底下的结构反应。对于本文中的三层框架剪力墙结构，考虑土－结构动力相互作用后，1层至4层（三层屋面）的加速度峰值分别降低了29.42%、24.09%、30.18%、33.88%，因此，多层框架剪力墙结构的抗震设计也需要考虑土－结构动力相互作用，应将土层、基础、结构作为整体进行分析设计。

图10为柔性地基和刚性地基的结构位移分布图。从图10 可以看出，两种基础形式下结构1－4 层之间的位移相差不大，上部结构运动保持一定的整体性，但是土－结构动力相互作用体系中的位移明显大于刚性基底下结构的位移，考虑土结相互作用后，1 层至4 层的位移分别放大到1.06 倍、1.07 倍、1.08 倍、1.15 倍，原因是体系变柔，结构发生摇摆运动。

图10 SSI效应对结构位移的影响Fig.10 Influence of SSI effect on structural displacement

图11为柔性地基（输入幅值0.05 g）的结构顶部、刚性地基（输入幅值0.12 g）的底部输入和结构顶部处的归一化反应谱。由于土－结动力相互作用作为一个系统，土体的刚度相对结构要小很多，土－结构体系也会变柔，因此，土－结动力相互作用结果就是体系的反应谱周期变长。考虑土－结构动力相互作用后，由于土层的放大作用，同时体系顶部的加速度不只是平动加速度，可能还包含了筏板轻微摇摆产生的转动加速度，因此体系顶部反应谱峰值也略有增大。

图11 柔性地基和刚性地基的归一化反应谱Fig.11 Response spectra on top of structures with flexible and rigid foundations

2.3 考虑SSI的柔性地基体系试验结果

为了研究本次振动台试验中地震动在体系中的传播规律，需要确定体系在不同标高处的加速度时程的变化规律。图12 给出了不同幅值大小的地震动输入工况下柔性地基体系的加速度峰值放大系数分布图。从图12 中可以看出，随着体系高度的增加，加速度峰值放大系数越来越大，体系加速度反应放大越来越明显，结构顶部加速度放大3.3－3.7 倍；体系加速度峰值放大系数呈现双折线分布，上部结构的加速度峰值放大系数增长较土中增长更快；输入幅值为0.05 g时，加速度放大系数最大，输入幅值为0.10 g时次之，输入幅值为0.20 g 时放大系数最小，原因是随着地震动输入幅值的增大，土体进入了非线性阶段，对体系的加速度响应有一定影响；不同输入幅值下，土层监测到的加速度相比于输入均有所放大，表明土层对输入的加速度有明显的放大作用。

图12 不同输入幅值下的加速度峰值放大系数Fig.12 Peak acceleration amplification coefficients at different input amplitudes

图13给出了考虑SSI 效应时输入幅值分别为0.05 g、0.10 g、0.20 g 的地震动后体系顶部的反应谱结果图。在体系顶部，地震动不同输入幅值工况下对应的反应谱峰值分别为0.92、1.33、2.48，随着输入地震动幅值的成倍增加，同一位置处反应谱的峰值并未出现相应的倍数放大，同时反应谱呈现单“尖峰”到多“尖峰”的转变趋势，表明地震动输入幅值的增大拓宽了频率敏感区间，不利于结构的地震反应。