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考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究

高永武 王涛 戴君武 金波

高永武, 王涛, 戴君武, 金波. 考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
引用本文: 高永武, 王涛, 戴君武, 金波. 考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
Yong-wu GAO, Tao WANG, Jun-wu DAI, Bo JIN. STUDY ON FLOOR-RESPONSE SPECTRUM OF NUCLEAR POWER PLANTS CONSIDERING SOIL-STRUCTURE INTERACTIONS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
Citation: Yong-wu GAO, Tao WANG, Jun-wu DAI, Bo JIN. STUDY ON FLOOR-RESPONSE SPECTRUM OF NUCLEAR POWER PLANTS CONSIDERING SOIL-STRUCTURE INTERACTIONS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675

考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
基金项目: 国家重点研发计划项目(2018YFC1504405);中国地震局地震科技星火计划项目(XH18061Y);河北省高等教育教学改革研究与实践项目(2018GJJG471)
详细信息
    作者简介:

    高永武(1986−),男, 河北张家口人 ,高工,博士,主要从事结构工程抗震研究.E-mail:gaoywjg@163.com

    戴君武(1967−),男,山东昌邑人 ,研究员,博士,主要从事结构抗震减震方面研究. E-mail: junwudai@126.com

    金 波(1973−),男, 河北密云人 ,副研究员,博士,主要从事结构工程与工程抗震研究.E-mail: jinbo@iem.net.cn

    通讯作者: 王 涛(1977−),男, 山东邹城人,研究员,博士,主要从事结构工程抗震研究. E-mail: wangtao@iem.ac.cn
  • 中图分类号: TU311.3;TU435

STUDY ON FLOOR-RESPONSE SPECTRUM OF NUCLEAR POWER PLANTS CONSIDERING SOIL-STRUCTURE INTERACTIONS

  • 摘要: 楼层谱是核电厂设备、管道抗震设计和抗震裕度评估的重要依据。为了研究不同烈度下场地土对核电厂楼层谱的影响,该文使用叠层剪切土箱模拟土体及其边界条件,对某新型核电厂房进行1∶25缩尺模型地震模拟振动台实验。选取10组水平加速度地震动记录,按照运行安全地震动(OBE)0.15 g、极限安全地震动(SSE)0.30 g和超设计基准地震动(ULE)0.75 g作为输入。在考虑土-结构相互作用条件下,研究不同地震动强度引起楼层谱的变化规律,并对《核电厂抗震设计规范》中楼层谱确定方法的输入基准地震动进行讨论分析。根据设备响应比分析,揭示了现有核电设备抗震裕度评估方法具有一定的保守性,特别是设备响应比为1/1.5~1.5,采用现有抗震裕度评估方法得到的设备抗震裕度可能小于审核地震动。为了得到该设备的真实抗震裕度,建议对这些设备做更详细分析。
  • 图  1  核电厂土-结构相互作用模型振动台试验

    Figure  1.  NPP shaking table test considering soil-structure interaction

    图  2  屏蔽厂房及内部结构简化图 /mm

    Figure  2.  Simplified diagram of shield and internal structures

    图  3  土动模量比和阻尼比与动剪应变关系试验曲线

    Figure  3.  Soil dynamic modulus ratio and damping ratio with respect to dynamic shear strain

    图  4  加速度传感器布置图 /mm

    Figure  4.  Deployment of accelerometers

    图  5  输入地震动标准化5%阻尼比加速度反应谱

    Figure  5.  Normalized acceleration response spectrum of selected ground motions considering 5% damping ratio

    图  6  不同强度输入A4位置处5%阻尼比反应谱

    Figure  6.  A4 response spectrum with 5% damping ratio under different earthquakes

    图  7  OBE地震下5%阻尼比楼层谱(PGA 0.15 g )

    Figure  7.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under OBE earthquakes (PGA 0.15 g)

    图  8  SSE地震下5%阻尼比楼层谱(PGA 0.30 g)

    Figure  8.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under SSE earthquakes (PGA 0.30 g)

    图  9  ULE地震下5%阻尼比楼层谱

    Figure  9.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under ULE earthquakes (PGA 0.75 g)

    图  10  不同地震动强度输入各楼层谱特征参数

    Figure  10.  Profile parameters of normalized floor response spectrum at different stories under different earthquakes

    图  11  试验B2楼层谱

    Figure  11.  B2 floor response spectrum of test of shaking table

    图  12  楼层响应比

    Figure  12.  Ratio of floor response

    图  13  设备响应比

    Figure  13.  Ratio of equipment response

    表  1  屏蔽厂房及内部结构振动台模型一致相似关系

    Table  1.   General similitude law of shield building and internal structure

    物理量屏蔽厂房内部结构
    长度L1∶251∶25
    等效密度ρ=ma/L3/mp1∶1.1971∶1.114
    周期T=1/f1∶4.041∶3.85
    位移d=L1∶251∶25
    速度v=f×L1∶6.191∶6.49
    加速度a=L×f21∶1.531∶1.67
    频率f= (E/ρ)1/2/L4.04∶13.85∶1
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    表  2  试验中输入地震动记录

    Table  2.   Input ground motion records for shaking table tests

    输入顺序地震动名称震级Mw震中距/km持时/s时间间隔/s
    1Imperial Valley, 1940, El Centro6.91053.480.02
    21995 Kobe6.93.460.000.02
    31994 Northridge6.76.460.000.02
    4Palos Verdes7.11.560.000.02
    5Morgan Hill, 1984, Gilroy6.21560.000.02
    6West. Washington, Olympia, 19496.55680.000.02
    7Puget Sound, Wa., Olympia, 19497.18081.840.02
    8Tabas, 19787.41.250.000.02
    9C. Mendocino, 1992, Petrolia7.18.560.000.02
    10Northridge, 1994, Olive View6.76.460.000.02
    下载: 导出CSV
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-11-22
  • 修回日期:  2020-04-13
  • 网络出版日期:  2020-06-18

考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
    基金项目:  国家重点研发计划项目(2018YFC1504405);中国地震局地震科技星火计划项目(XH18061Y);河北省高等教育教学改革研究与实践项目(2018GJJG471)
    作者简介:

    高永武(1986−),男, 河北张家口人 ,高工,博士,主要从事结构工程抗震研究.E-mail:gaoywjg@163.com

    戴君武(1967−),男,山东昌邑人 ,研究员,博士,主要从事结构抗震减震方面研究. E-mail: junwudai@126.com

    金 波(1973−),男, 河北密云人 ,副研究员,博士,主要从事结构工程与工程抗震研究.E-mail: jinbo@iem.net.cn

    通讯作者: 王 涛(1977−),男, 山东邹城人,研究员,博士,主要从事结构工程抗震研究. E-mail: wangtao@iem.ac.cn
  • 中图分类号: TU311.3;TU435

摘要: 楼层谱是核电厂设备、管道抗震设计和抗震裕度评估的重要依据。为了研究不同烈度下场地土对核电厂楼层谱的影响,该文使用叠层剪切土箱模拟土体及其边界条件,对某新型核电厂房进行1∶25缩尺模型地震模拟振动台实验。选取10组水平加速度地震动记录,按照运行安全地震动(OBE)0.15 g、极限安全地震动(SSE)0.30 g和超设计基准地震动(ULE)0.75 g作为输入。在考虑土-结构相互作用条件下,研究不同地震动强度引起楼层谱的变化规律,并对《核电厂抗震设计规范》中楼层谱确定方法的输入基准地震动进行讨论分析。根据设备响应比分析,揭示了现有核电设备抗震裕度评估方法具有一定的保守性,特别是设备响应比为1/1.5~1.5,采用现有抗震裕度评估方法得到的设备抗震裕度可能小于审核地震动。为了得到该设备的真实抗震裕度,建议对这些设备做更详细分析。

English Abstract

高永武, 王涛, 戴君武, 金波. 考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
引用本文: 高永武, 王涛, 戴君武, 金波. 考虑土-结构相互作用的核电厂楼层反应谱研究[J]. 工程力学. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
Yong-wu GAO, Tao WANG, Jun-wu DAI, Bo JIN. STUDY ON FLOOR-RESPONSE SPECTRUM OF NUCLEAR POWER PLANTS CONSIDERING SOIL-STRUCTURE INTERACTIONS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
Citation: Yong-wu GAO, Tao WANG, Jun-wu DAI, Bo JIN. STUDY ON FLOOR-RESPONSE SPECTRUM OF NUCLEAR POWER PLANTS CONSIDERING SOIL-STRUCTURE INTERACTIONS[J]. Engineering Mechanics. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.11.0675
  • 楼层谱作为核电厂设备抗震设计和抗震裕度评估的输入形式之一,研究其确定方法对设备抗震分析的可靠性有重要意义。确定楼层谱的方法主要有直接法和时程法[1]。直接法是确定性的分析方法,以设计反应谱为输入,依据结构和附属结构的不同物理力学性质,直接调整地震输入反应谱得到设备或管道支撑处的楼层谱;而时程法是采用地震动时程对设备支撑结构进行时程分析,得到设备或管道支撑处楼层加速度响应,再按照特定规则给出支撑点处的楼层谱。这些方法均与结构模型选取有关,结构模型可以选用集中质量模型、三维有限元模型或者经过合理简化、依据相似理论的试验模型。集中质量模型处理简单,计算量小,在初步确定楼层谱或研究结构参数的敏感性[2-3]时常被使用,但是该方法把复杂的核电厂结构简化为一个多质点模型,必然会降低精度;三维有限元模型可对原型结构进行较高精度的仿真,但模型中材料的本构关系,结构阻尼参数的选取,以及网格划分均影响楼层谱的精度和可靠性;鉴于数值模型的不足,有必要进行试验研究,为现有的楼层谱确定方法提供重要依据。

    土-结构相互作用是确定楼层谱过程中需要考虑的必要因素。现有考虑土-结构相互作用的分析方法,比如阻抗函数法、整体有限元法和子结构法等,均很难有效考虑土体本构关系的复杂性以及基础与地基土接触边界的几何非线性。罗东(中国台湾)大比例模型原位试验[4-5]对比了几种在美国核工业领域常用的土-结构相互作用分析方法,但试验加速度峰值最高为0.21 g,强度有限,未能充分体现强地震作用引起的土体非线性响应。

    采用易损性方法进行设备抗震裕度评估[6-7],特定失效模式需要确定三个参数,中值地面加速度能力Am,随机不确定性βr和认知不确定性βu。为了方便计算,一般引入安全因子的概念进行分析,F=A/ASSEA为设备满足一定置信水平的加速度能力,ASSE为设计的安全停堆水平下的加速度。F实际可以表示为:

    $$ \begin{split} F =& \frac{{{\text{设备实际抗震能力}}}}{{{\text{设备对参考点}}{\rm{SSE}}{\text{的实际响应}}}} = \\& \frac{\text{设备实际抗震能力}}{{{\text{设备对楼层}}{\rm{SSE}}{\text{的设计响应}}}} \times\\& \frac{{{\text{设备对楼层}}{\rm{SSE}}{\text{的设计响应}}}}{{{\text{设备对参考点}}{\rm{SSE}}{\text{的实际响应}}}} \end{split} $$

    安全因子可以分为两个具有实际意义的因子:能力因子FC和响应因子FR的乘积,F=FCFR,其中FC为设备实际强度与设计强度比值,而响应因子可分为结构响应因子和设备响应因子,FR=FRSFRE。设备抗震裕度评估一般采用极限安全地震动(SSE)分析楼层响应,然后根据设备类型和所在楼层的位置等因素乘以大于等于1的结构响应因子以考虑超设计基准地震动(ULE)引起楼层响应变化[8-9]。文献[10-11]采用该方法评估了保护系统机柜和安全壳喷淋热交换器的抗震裕度。该方法操作简单,通过调整结构阻尼比反映了地震动增大导致的结构非线性,考虑了地震动增大对楼层谱幅值的影响[12]。但是这种方法未能充分考虑强烈地震中土体和结构非线性对楼层谱形状和频谱的影响,这种复杂影响难以通过简单的参数调整体现出来。鉴于此,本文拟通过试验研究在抗震裕度评估中强烈地震输入引起的结构响应因子变化,以及不同地震动强度对楼层谱的影响规律,为核电设备抗震裕度评估提供参考。

    • 本实验在中国地震局工程力学研究所地震工程与工程振动部门重点实验室进行,使用振动台多功能叠层剪切土箱模拟土体及其边界条件,对某新型核电厂房进行1∶25缩尺模型地震模拟振动台实验,见图1,相似关系的推导和模型制作过程详见文献[12-13]。

      图  1  核电厂土-结构相互作用模型振动台试验

      Figure 1.  NPP shaking table test considering soil-structure interaction

    • 原型结构为某新型核电厂核岛部分的屏蔽厂房(含非能动水箱)和安全壳的内部结构[14-15]。屏蔽厂房为预应力混凝土结构,内部结构为钢筋混凝土剪力墙结构,屏蔽厂房和非能动水箱(存满水)总质量约20580 t,内部结构总质量约为19700 t。其中屏蔽厂房高约70.00 m。筒壁高52.50 m,圆筒外径44.20 m,壁厚900 mm。根据有限元模型模态分析解得屏蔽厂房和内部结构的基频为4.40 Hz和5.37 Hz。

    • 地震模拟振动台试验受到台面尺寸及承载力的影响,需要对原型结构按照一定规律做合理的简化建立缩尺模型,采用一致相似律定义相似关系,确定1∶25为缩尺比例,为保证模型和原型在动力特性上具有相似性,参考文献[16]中根据试验目的,采用“抓主要因素”的方法考虑主要参数的相似关系,以长度、等效密度和频率作为基本量纲。屏蔽厂房模型总质量(含非能动水箱水)为1.576 t,内部结构总质量为0.884 t,为了使屏蔽厂房和内部结构具有相近的等效密度,对内部结构添加配重,使得内部结构加配重后总质量为1.404 t。模型动力相似关系如表1

      表 1  屏蔽厂房及内部结构振动台模型一致相似关系

      Table 1.  General similitude law of shield building and internal structure

      物理量屏蔽厂房内部结构
      长度L1∶251∶25
      等效密度ρ=ma/L3/mp1∶1.1971∶1.114
      周期T=1/f1∶4.041∶3.85
      位移d=L1∶251∶25
      速度v=f×L1∶6.191∶6.49
      加速度a=L×f21∶1.531∶1.67
      频率f= (E/ρ)1/2/L4.04∶13.85∶1
    • 根据原型结构提取主要信息,简化屏蔽厂房及内部结构如图2所示,模型主要由底座、内部结构和屏蔽厂房(筒壁和非能动水箱)组成。底座尺寸2000 mm×2000 mm×300 mm,布设双层双向14@150钢筋,上下层钢筋间布置合理的拉结筋。由于缩尺模型的预应力施工困难,因此,模型采用双层钢板微粒混凝土组合壳体的结构形式模拟屏蔽厂房。内部结构采用钢丝网片微粒混凝土浇筑。

      图  2  屏蔽厂房及内部结构简化图 /mm

      Figure 2.  Simplified diagram of shield and internal structures

    • 由于土的复杂性和特殊性,很难使土与结构在模型试验中满足一致相似关系。设计试验时,只能保证所研究的关键因素剪切波速满足相似关系。采用三合土的制作方式,按照熟石灰∶河砂∶黄土重量配比为0.02∶0.2∶0.6,分六层制备土层,每层高度控制约为0.25 m,通过人工方式使黏土均匀洒落于土箱中,在最后一层安装结构模型,使得底座上表面露出地面上0.10 m,周边土回填夯实,填装完毕,模型土经白噪声预振后固结约48 h,从模型土不同深度处取3组土样,委托中国地震局工程力学研究所土工试验室用GZ-1型共振柱和GDS动三轴测试了土体的必要参数。根据3组土样测试结果的平均值作为土体的最终数据:含水率13.15 %、密度2.131×103 kg/m3,剪切波速为206 m/s,土样动模量比和阻尼比与动剪应变关系试验曲线,见图3。根据相似关系,试验可对应实际厂址条件在地下37.5 m内剪切波速为1275 m/s,按照《核电厂抗震设计规范》(GB50267−97) [17]可不考虑土-结构相互作用的基岩场地。

      图  3  土动模量比和阻尼比与动剪应变关系试验曲线

      Figure 3.  Soil dynamic modulus ratio and damping ratio with respect to dynamic shear strain

      振动台试验加速度传感器布置,如图4,为得到土-结构相互作用情况下不同强度地震动引起的场地土非线性反应[18],选取10组水平加速度地震动记录,如表2所示,分别按照运行安全地震动(OBE)、极限安全地震动(SSE)和超设计基准地震动(ULE)作为输入,其标准化的5%阻尼比反应谱如图5所示,在设备主频范围2 Hz~10 Hz内,与我国《核电厂抗震设计规范》(GB 50267−97)中的基岩和硬土标准反应谱以及美国RG 1.60谱[19]符合较好,同时原型外部屏蔽厂房和内部结构基频分别为4.40 Hz和5.37 Hz,均在该频率范围内。本文原型结构OBE为0.15 g,SSE取0.30 g。核电厂抗震裕度评估中,高置信低失效的抗震裕度值应大于等于1.5倍SSE[20]。本文为了充分考虑强地震动作用引起的土体非线性变化,取ULE为SSE的2.5倍,即0.75 g

      图  4  加速度传感器布置图 /mm

      Figure 4.  Deployment of accelerometers

      表 2  试验中输入地震动记录

      Table 2.  Input ground motion records for shaking table tests

      输入顺序地震动名称震级Mw震中距/km持时/s时间间隔/s
      1Imperial Valley, 1940, El Centro6.91053.480.02
      21995 Kobe6.93.460.000.02
      31994 Northridge6.76.460.000.02
      4Palos Verdes7.11.560.000.02
      5Morgan Hill, 1984, Gilroy6.21560.000.02
      6West. Washington, Olympia, 19496.55680.000.02
      7Puget Sound, Wa., Olympia, 19497.18081.840.02
      8Tabas, 19787.41.250.000.02
      9C. Mendocino, 1992, Petrolia7.18.560.000.02
      10Northridge, 1994, Olive View6.76.460.000.02

      图  5  输入地震动标准化5%阻尼比加速度反应谱

      Figure 5.  Normalized acceleration response spectrum of selected ground motions considering 5% damping ratio

    • 下文中响应值已经根据相似律换算到原型结构。图4中A和B分别代表土层和结构的传感器。图6给出了A4位置不同地震动强度输入按照计算基岩面标准化后的反应谱,从图中可以发现,随着输入地震动强度的增大,A4位置处的反应谱幅值和频率均发生了明显变化,输入强度由OBE、SSE至ULE得到A4位置的加速度反应谱值,A4楼层反应谱零周期加速度值(ZPA)分别为3.73、1.95、1.19,而峰值对应频率也由OBE时的2.75 Hz移至ULE时的1.00 Hz,虽SSE的峰值对应频率也为2.75 Hz,但从图6中可以发现,其峰值明显有向低频移动的趋势。从不同地震动强度输入得到A4位置响应的反应谱可以发现,随着输入地震动强度的增大土层已发生明显的非线性响应。

      图  6  不同强度输入A4位置处5%阻尼比反应谱

      Figure 6.  A4 response spectrum with 5% damping ratio under different earthquakes

      B1、B2、B4、B5、B6、B7对应着原型结构关键楼层标高分别为:4.575 m、20.000 m、20.000 m、34.000 m、46.750 m、67.500 m,如图4所示,其中B1为支撑蒸汽发生器的关键楼层。图7给出了OBE下内部结构和屏蔽厂房不同楼层位置的水平楼层反应谱,均取均值加1.645倍标准差,即具有95%的超越概率。楼层谱幅值随着层高的增加而增加,与这些楼层处的最大峰值加速度变化一致,动力放大系数约为3.8。结合图6可以得出,从D1到A4,其加速度峰值由0.15 g放大到0.56 g,放大3.73倍,B2位置的加速度峰值为0.97 g,是A4处的1.73倍。由此可以发现,加速度峰值在土层中和结构中放大效应不一致,引起这种差异的主要原因是土-结构相互作用。

      图8给出了SSE地震作用下内部结构和屏蔽厂房不同楼层位置的具有95%超越概率的水平楼层反应谱。内部结构与屏蔽厂房楼层谱的形状随标高有所区别,内部结构的楼层谱峰值出现非“尖峰”形式,而屏蔽厂房随着标高的增加非“尖峰”形式逐渐转化成“尖峰”。这种规律将会使得安装在B4以上屏蔽厂房的设备和管道的楼层谱按照《核电厂抗震设计规范》的方法进行峰值拓宽的范围缩小,峰值对应频率的敏感区间减小。通过与图7比较发现内部结构和屏蔽厂房不同楼层动力放大系数较OBE地震动时变小。因此,在以SSE输入时,虽然较OBE输入幅值增大一倍,但相同位置的楼层谱并未出现成倍的放大。

      图  7  OBE地震下5%阻尼比楼层谱(PGA 0.15 g )

      Figure 7.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under OBE earthquakes (PGA 0.15 g)

      图  8  SSE地震下5%阻尼比楼层谱(PGA 0.30 g)

      Figure 8.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under SSE earthquakes (PGA 0.30 g)

      图9给出了ULE地震作用下内部结构和屏蔽厂房不同楼层位置的具有95%超越概率的水平楼层反应谱。随着输入地震动强度的增大,内部结构和屏蔽厂房的反应谱形状有明显差异,内部结构楼层谱的峰值形状仍然呈“尖峰”型,与OBE和SSE的结果类似,但是其楼层谱峰值对应的频率向低频移动。这是由于随着地震动输入的增大,土体进入塑性,其对输入地震动的滤波和放大效应频带发生改变而造成的。图9中在4 Hz~12 Hz频率区间内部结构楼层谱小于输入地震动反应谱值,结合OBE和SSE输入在这个频率区间的变化趋势,可以发现在这一频率区间,随着输入地震动强度的增加,滤波频率区间越来越宽,致使滤波作用更加明显。因此强震下由于土体的非线性,以内部结构为支撑、对该频率区间较敏感的设备和管道,所受到的地震作用将会降低。从图9(b)可以看出,B4可以看出,B4以下的反应谱形状与内部结构相似。在4-12 Hz频率区间也随着地震动的增大楼层谱有滤波效应。但随着楼层高度增加,这一效应的影响逐渐降低,而峰值平台宽度会明显扩大。屏蔽厂房不同高度的楼层谱随着地震动强度增大而楼层谱峰值由“尖峰”逐渐向“平台”变化。因此,在设备抗震设计和抗震裕度评价中,楼层谱不论是频谱还是幅值均应区别选取。

      图  9  ULE地震下5%阻尼比楼层谱

      Figure 9.  Floor response spectrum with 5% damping ratio under ULE earthquakes (PGA 0.75 g)

      采用台面峰值加速度对各层的加速度响应进行标准化,图10给出了标准化后楼层谱特征参数值。随着地震动输入强度从OBE-SSE-ULE增大,如内部结构B2楼层谱峰值从24.07-13.74-6.53下降,幅度达72.87%;而零周期加速度(ZPA)也由6.49-3.86-1.57下降,下降幅度基本相同,达75.80%;动力放大系数变化为3.71-3.56-4.14,变化较小。同时,峰值频率由2.70 Hz移至1.10 Hz。

      图  10  不同地震动强度输入各楼层谱特征参数

      Figure 10.  Profile parameters of normalized floor response spectrum at different stories under different earthquakes

      屏蔽厂房各层楼层谱也有类似的规律,如B6楼层谱峰值从37.12-23.07-9.63,下降了74.06%;ZPA从9.49-5.97-2.23,下降了76.50%;同样,峰值频率从2.90 Hz降为1.10 Hz;而动力放大系数变化不大,分别为3.91、3.86和4.31。

      由此可见,虽然各楼层谱动力放大倍数相差不大,但是确定设计楼层谱的重要特征参数:楼层谱峰值、ZPA和峰值对应频率,将在不同地震动强度输入时存在明显差异。这种差异使得不同地震动强度下的设备标准设计楼层谱,不能够通过简单的缩放或者阻尼比的调整实现相互转换。

    • 《核电厂抗震设计规范》给出了设备楼层谱的确定方法,根据设备支撑点楼层加速度响应,取2%阻尼比反应谱作为设备抗震OBE楼层谱,取4%阻尼比作为SSE楼层谱,参照美国核管会NRC导则RG1.122[21]和美国土木工程师协会标准ASCE 4-98[22]建议的方法,考虑楼层谱生成涉及主结构地震反应的诸多不确定因素,需要拓宽由特定时程得到的楼层反应谱尖峰;为避免设计的过分保守,可适当削减楼层反应谱的峰值而得到设备的设计楼层反应谱[17]。但规范未给出核电厂抗震裕度评估中ULE的楼层反应谱如何确定。由于地震动强度引起土体性质的变化,进而使楼层响应的频谱特性有较大差异,因此不能简单的采用调整阻尼比来确定楼层响应谱,还应针对移频现象、峰值降低和拓宽现象进行研究。参考文献[9]设备裕度评估中设备响应的阻尼比因子取1.5,不确定系数取0.2,得设备超设计基准地震(ULE)楼层谱阻尼比为1.5×e0.2×4%=7.3%,本文取7%。

      取OBE为0.15 g、SSE为0.30 g和ULE为0.75 g作为地震动输入,考虑土-结相互作用,对不同输入地震动强度的楼层反应谱进行对比研究。图11给出了B2位置对应OBE的2%阻尼比楼层谱,对应SSE的4%阻尼比楼层谱,和对应ULE的7%阻尼比楼层谱。

      图  11  试验B2楼层谱

      Figure 11.  B2 floor response spectrum of test of shaking table

      根据试验分析结果,在SSE为0.30 g和ULE为0.75 g地震作用下,取内部结构和屏蔽厂房不同位置处,4%阻尼比的水平楼层反应谱比值SSE/ULE,研究不同地震动强度对核电设备抗震裕度的影响,如图12所示。不同楼层位置的结构响应比存在一定差异,但是所有楼层结构响应比随频率变化趋势一致。同时还可以发现,不同频率对应各楼层响应比差异较大。

      图  12  楼层响应比

      Figure 12.  Ratio of floor response

      为了同时考虑结构响应和设备响应对设备抗震裕度的影响,图13给出了SSE和ULE地震动下,内部结构和屏蔽厂房不同位置处,各楼层阻尼比为4%SSE楼层谱和阻尼比为7%ULE楼层谱的SSE/ULE设备响应比值。设定能力因子FC为1,图13图12有类似的规律,在0 Hz~1.7 Hz,设备响应比小于1,表示设备SSE楼层谱得到的设备响应低于ULE楼层响应,此时欲得到真实的抗震裕度,需要采用SSE除以设备响应比,保守的得到了该设备的抗震裕度。当频率在1.7 Hz~8.0 Hz,由于SSE楼层谱得到的设备响应大于ULE楼层谱,此时需要采用安全因子法得到设备抗震裕度,由SSE乘以设备响应因子得到设备的抗震裕度。假设我们审核地震动选取1.5倍SSE,那么需要注意,当设备响应比在1/1.5~1.5的设备,所得设备抗震裕度小于审核地震动,此时需对设备进行更加详细的抗震裕度评估。同时还发现,设备响应比出现大于2.5的情况。此时得到的设备抗震裕度大于0.75 g,由于整座核电厂抗震裕度评估采用的是“最大最小”原则,不影响整座核电厂的抗震裕度评估结果。虽然,由以上方法的得的设备抗震裕度能够满足1.5倍SSE审核地震动的要求,但是与真实的抗震裕度存在一定差异,所得到设备的抗震裕度是一个保守估计。

      图  13  设备响应比

      Figure 13.  Ratio of equipment response

    • 本文对我国某三代安全壳的内部结构和屏蔽厂房进行缩尺设计,使用叠层剪切土箱模拟土体边界,进行地震模拟振动台试验,针对安全壳的内部结构和屏蔽厂房的关键楼层进行楼层谱分析,得出以下结论:

      (1) 考虑土-结构相互作用,不同强度的地震动输入不仅使土体性质发生明显变化,而且基础与地基接触关系也在发生非线性变化,进而造成了各楼层谱的幅值、形状和峰值对应频率的变化。随着地震动强度从OBE向ULE增加,7层楼层谱均值的零周期峰值加速度(ZPA)、楼层谱峰值而言,分别下降了高达75.13%和73.39%,而峰值频率由2.81 Hz降为1.10 Hz,而动力放大系数变化不大,可以忽略。该变化规律将会给设备和管道的抗震设计和抗震裕度评估产生不同的影响,楼层谱应区别确定。

      (2) 楼层谱峰值、ZPA和峰值对应频率是确定设计楼层谱的重要特征参数,研究考虑土-结构相互作用对这些参数的影响,得出不同地震烈度得到楼层谱特征参数有明显差异,为不同地震强度设备设计标准谱的确定提供参考。

      (3) 讨论了核电厂设备抗震设计和抗震裕度评估中设备地震动输入的确定。分析得出,不同强度地震动输入引起楼层谱差异不但峰值大小不同,而且峰值频率也有较大差异,这种差异使得不能由单一地震动强度通过阻尼比调整而得到设备不同荷载级别的输入需求。建议核电厂抗震设计规范中确定楼层谱时不仅要考虑土体和结构固有不确定性,还应该考虑地震动强度对土-结构特性的改变引起的不确定性。

      (4) 设定设备能力因子FC为1,通过分析各楼层设备响应比,在0 Hz~1.7 Hz,SSE除以该设备响应比可得到设备的抗震裕度;对基频为1.7 Hz~8.0 Hz的设备,采用安全因子方法得出设备的抗震裕度。而这些方法得到的设备抗震裕度均较保守。特别是设备响应比在1/1.5~1.5,采用以上方法得到的设备抗震裕度可能小于审核地震动,建议这些设备需做更详细的抗震裕度分析。

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