超大型冷卻塔隔震設(shè)計(jì)及仿真分析

摘 要：某超大型冷卻塔在基礎(chǔ)部位設(shè)置鉛芯橡膠隔震支座，為了評(píng)價(jià)該抗震措施的效果，本文先從理論層面驗(yàn)算隔震支座的豎向承載力和隔震后冷卻塔的水平位移，確保其符合安全要求。再利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立隔震前后冷卻塔的有限元模型，將人工合成的地震波和2條天然地震波作為模擬輸入條件，觀察相應(yīng)的隔震效果。結(jié)果顯示，在多遇地震、設(shè)防烈度地震和罕遇地震的作用下，隔震模型的基底剪力比未隔震模型下降了54.75%～73.35%；筒體位移均值降幅達(dá)到43.95%～79.21%。綜上所述，隔震設(shè)計(jì)方案取得了良好的抗震效果。

關(guān)鍵詞：超大型冷卻塔；隔震設(shè)計(jì)；仿真分析

中圖分類(lèi)號(hào)：TU 352 " " 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

隔震裝置具有一定的塑性變形能力，能夠吸收地震波能量，并阻止或者減弱地震波向上層結(jié)構(gòu)的傳導(dǎo)，其廣泛應(yīng)用于高大建筑抗震中。超大型冷卻塔的高度可達(dá)到數(shù)百米，在基礎(chǔ)部位設(shè)置隔震橡膠支座是常用的技術(shù)措施，可通過(guò)仿真建模和數(shù)值模擬評(píng)價(jià)該措施的抗震效果。

1 超大型冷卻塔隔震設(shè)計(jì)

1.1 冷卻塔結(jié)構(gòu)概況

某超大型冷卻塔高度為180m，其中筒體部分的高度為160m，底部設(shè)置了48對(duì)呈“V”字形的斜支柱，單根支柱的長(zhǎng)度為20.899m，支柱頂端與基礎(chǔ)的垂直距離為20m。冷卻塔上環(huán)梁和下環(huán)梁的半徑分別為46.5m、65m，喉部的最小半徑為45m。在不同的高度處，筒體厚度存在一定的差異，按照從下到上的順序，高度20m處的筒體厚度為1.6m，喉部的筒體最小厚度為0.36m，頂部的筒體厚度達(dá)到0.5m。

1.2 隔震初步設(shè)計(jì)

1.2.1 抗震設(shè)防要求

該冷卻塔所在地區(qū)的抗震設(shè)防烈度為8度，相應(yīng)的地震加速度為0.2g。建筑抗震場(chǎng)地分為4類(lèi)，該場(chǎng)地屬于Ⅱ類(lèi)，地基以黏性土為主，容許應(yīng)力超過(guò)150kPa，抗震特征周期為0.4s。將水平地震影響系數(shù)最大值記為αmax，當(dāng)按照抗震設(shè)防烈度設(shè)計(jì)時(shí)，αmax的取值為0.45 ，如果按照罕遇地震進(jìn)行設(shè)計(jì)，那么αmax的取值為0.9。地震作用分為水平向和豎向，豎向作用的標(biāo)準(zhǔn)值不應(yīng)低于隔震層以上結(jié)構(gòu)載荷總重量的20%，水平作用標(biāo)準(zhǔn)值需要根據(jù)減震系數(shù)進(jìn)行計(jì)算。冷卻塔的質(zhì)量為6.7×107kg，那么地震作用豎向載荷標(biāo)準(zhǔn)值為6.7×107×9.8×20%=13.13×107N=1.313×105kN。

隔震層的豎向承載力

=1.313×107+6.7×9.8×104=7.879×107N≈7.88×105kN。

1.2.2 地震影響系數(shù)計(jì)算

在未設(shè)計(jì)隔震措施前，按照公式（1）計(jì)算水平地震影響系數(shù)。

α'=（Tg/T0）0.9·αmax " "（1）

式中：α'為未隔震時(shí)的水平地震影響系數(shù)；Tg為場(chǎng)地特征周期，Tg=0.4s；在不設(shè)計(jì)隔震措施的情況下，T0為水平向最大振型對(duì)應(yīng)的周期，T0=0.71s；αmax按照0.9取值。

將各項(xiàng)參數(shù)代入公式（1）中，得到α'=0.579。

將隔震后的水平地震影響系數(shù)記為α，相應(yīng)的計(jì)算方法如公式（2）所示。

（2）

式中：β為水平方向的減震系數(shù)；η2為阻尼比相關(guān)的最大值調(diào)整系數(shù)；γ為曲率下降衰減系數(shù)。采取隔震措施之后，T1為冷卻塔第一個(gè)整體平動(dòng)振型所對(duì)應(yīng)的周期。

η2=1+（0.05+ζ）/（0.08+1.6ζ），γ=0.9+（0.05-ζ）/（0.3+6ζ），ζ為阻尼比。參數(shù)T1=2π，m為隔震裝置上部結(jié)構(gòu)物的質(zhì)量，k為隔震裝置水平向剛度。在求得水平地震影響系數(shù)后，可以按照其65%計(jì)算豎向地震影響系數(shù)[1]。

1.2.3 隔震措施及安全性驗(yàn)證

1.2.3.1 隔震措施

超大型冷卻塔基礎(chǔ)部位設(shè)置LBR1300鉛芯橡膠隔震支座，數(shù)量為96個(gè)，用于吸收地震能量，通過(guò)支座塑性變形發(fā)揮隔震作用。隔震層設(shè)置在基礎(chǔ)頂面和建筑物上部結(jié)構(gòu)之間，形成軟性連接，減弱或阻隔地震波向冷卻塔傳播。安裝工藝包括測(cè)量定位、架臺(tái)調(diào)整固定、檢查架臺(tái)軸線和標(biāo)高、安裝預(yù)埋鋼板、檢查預(yù)埋鋼板軸線和標(biāo)高、支座配筋、側(cè)模安裝、澆搗支座混凝土、安裝橡膠支座、檢查橡膠支座軸線和標(biāo)高[2]。

1.2.3.2 豎向承載力驗(yàn)算

隔震層水平向剛度k是計(jì)算水平地震影響系數(shù)的間接參數(shù)，k的計(jì)算結(jié)果與隔震支座的剪切變形有統(tǒng)計(jì)學(xué)意義，具體見(jiàn)表1。在確定隔震層水平剛度后，可相繼求出水平地震影響系數(shù)和豎直地震影響系數(shù)[3]。在罕遇地震情況下，隔震層的豎向承載力計(jì)算方法如公式（3）所示。

FN=γGG+γEVFEVK " " （3）

式中：G為重力載荷代表值，G=6.566×105kN；γG為重力載荷分項(xiàng)系數(shù)，γG=1.2；FEVK為地震豎向作用標(biāo)準(zhǔn)值；γEV為地震豎向作用分項(xiàng)系數(shù)，γEV=1.3。

FEVK=αvmax·Geq，其中αvmax為豎向地震影響系數(shù)的最大取值，Geq為冷卻塔結(jié)構(gòu)等效重力載荷，Geq=0.75G。將各參數(shù)代入公式（3），則有FN=1.2G+1.3FEVK=1.2G+1.3αvmax·Geq=1.2G+1.3×65%×α×0.75G，在罕遇地震情況下，α=0.9，因此FN=1.2G+1.3×0.65×0.9×0.75G=1.162×106kN。

隔震支座的數(shù)量為96個(gè)，單個(gè)支座的能夠承受的標(biāo)準(zhǔn)豎向載荷為0.013273×106kN，將隔震層的豎向承載能力之和記為P，則有P=96×0.013273×106kN=1.274×106kN。顯然，Pgt;FN，說(shuō)明隔震層的豎向承載力滿足要求。

1.2.3.3 罕遇地震作用下隔震層位移驗(yàn)算

當(dāng)冷卻塔受到罕遇地震作用時(shí)，隔震層會(huì)產(chǎn)生水平位移，其最大剪切變形程度為250%，冷卻塔在隔震后的自振周期為2.96s，隔震層水平剛度為301728kN/m，將各項(xiàng)參數(shù)代入公式（2），可求出隔震后冷卻塔的水平地震影響系數(shù)α=0.198。在罕遇地震作用下，隔震層位移量D的計(jì)算方法如公式（4）所示。

（4）

式中：Kh為8度水平地震系數(shù)，Kh=301.728；D為隔震層的水平位移量，D=431mm。

根據(jù)相關(guān)的技術(shù)規(guī)范，在罕遇地震作用下，隔震支座的位移限值[μ]取決于兩個(gè)因素，其一是支座橡膠厚度的3倍，其二是支座有效直徑的55%[4]。位移限值為2個(gè)因素中的較小值[μ]=min{1300×55%，203×3}=609mm，431lt;609，因此隔震層在罕遇地震作用下的水平位移滿足安全要求。

2 超大型冷卻塔隔震設(shè)計(jì)仿真分析

2.1 單元類(lèi)型設(shè)置

2.1.1 冷卻塔筒體單元類(lèi)型選取

冷卻塔由4個(gè)部分組成，軟件中的薄殼單元用于模擬筒體結(jié)構(gòu)，但筒體由混凝土和鋼筋澆筑而成，單一的薄殼單元不能反映筒體材料的特點(diǎn)，因此選用分層薄殼模型，將混凝土和鋼筋劃分為若干層殼單元[5]。

2.1.2 冷卻塔斜支柱單元類(lèi)型選取

支柱是冷卻塔的主要承重結(jié)構(gòu)，上部的筒體結(jié)構(gòu)由斜支柱提供承載力，該軟件可通過(guò)整體式建?；蛘叻蛛x式建模構(gòu)建斜支柱的三維模型，建模過(guò)程將斜支柱中的鋼筋和混凝土視為同一種材料，不進(jìn)行區(qū)分，其特點(diǎn)是將2種材料疊加在一起，形成新的材料模型，按照公式（5）計(jì)算這種疊加材料的體積模量。

K=（1-fr）Kc+frKr " "（5）

式中：K為鋼筋混凝土疊加模型的體積模量；Kc為混凝土的體積模量；Kr為鋼筋的體積模量；fr為配筋率[6]。

2.2 網(wǎng)格劃分

研究過(guò)程建立2種模型，模型一為未隔震的冷卻塔，模型二為隔震后的冷卻塔。網(wǎng)格劃分的結(jié)果見(jiàn)表2。以筒體網(wǎng)格劃分為例，分別沿環(huán)向和高度方向?qū)⑼搀w均勻地分割成240份、100份，因此筒體的網(wǎng)格單元數(shù)量為240×100=240000個(gè)。圖1為冷卻塔采取隔震措施后所建立的網(wǎng)格模型。

2.3 隔震支座模擬設(shè)置

2.3.1 隔震支座材料參數(shù)設(shè)置

2.3.1.1 橡膠材料參數(shù)設(shè)置

將橡膠材料的變能密度函數(shù)記為W，那么W如公式（6）所示。

（6）

式中：C10和C01為Mooney-Rvilin不可變壓縮橡膠模型中的常數(shù)；I1、I2和I3均為應(yīng)變過(guò)程中的不變量；v為橡膠材料的泊松比；參數(shù)D1=2（1-2v）/[C10（5v-2）+C01（11v-5）][7]。

根據(jù)隔震支座生產(chǎn)廠家提供的資料，橡膠材料的剪切模量G為0.392MPa，而G等于C10和C01之和的2倍，由此可計(jì)算出C10和C01之和等于0.196MPa，C10和C01的比值為4，進(jìn)而計(jì)算2個(gè)常數(shù)的具體數(shù)字。將橡膠材料的體積模量記為Kxj，Kxj=100MPa，并且體積模量與參數(shù)D1的乘積為2，從而可求出參數(shù)D1的數(shù)值，進(jìn)而推導(dǎo)出橡膠材料的泊松比為v=0.49995。

2.3.1.2 鋼板材料參數(shù)設(shè)置

隔震支座的外殼部分由Q235鋼板制成，其彈性模量取值為2×105 MPa，泊松比取值為0.3，在數(shù)值模擬過(guò)程中，鋼板采用軟件中的塑性隨動(dòng)模型。

2.3.2 建立隔震支座實(shí)體單元

雖然隔震鉛芯橡膠支座中含有3種不同的材料，但3種材料均為連續(xù)、均勻的結(jié)構(gòu)，因此全部采用實(shí)體單元進(jìn)行建模。隔震支座的有限元模型高度為420mm，橡膠材料共計(jì)29層，單層橡膠材料的厚度達(dá)到7mm，因而橡膠材料的總厚度為29×7=203mm。薄鋼板和橡膠材料相互疊加，1層鋼板對(duì)應(yīng)1層橡膠，共設(shè)置28層鋼板，單層鋼板的厚度達(dá)到4.5mm，鋼板的總厚度為126mm。鉛芯采用厚度為330mm的鉛塊。

2.4 隔震支座各構(gòu)成部分的連接方式

2.4.1 斜支柱與上部筒體結(jié)構(gòu)的連接方式

在建模過(guò)程中，利用約束方程的方式實(shí)現(xiàn)斜支柱與筒體結(jié)構(gòu)的連接，在這種連接方式下，實(shí)體單元節(jié)點(diǎn)和殼體單元節(jié)點(diǎn)的連接點(diǎn)數(shù)量可達(dá)到9個(gè)。

2.4.2 斜支柱、隔震支座與環(huán)形基礎(chǔ)之間的連接方式

冷卻塔的環(huán)形基礎(chǔ)、隔震支座以及斜支柱均由實(shí)體單元進(jìn)行建模，連接方式均采用節(jié)點(diǎn)剛性約束方式。在這種連接方式下，將一系列具有關(guān)聯(lián)性的節(jié)點(diǎn)視作剛性體，并且每一個(gè)節(jié)點(diǎn)均可沿著任何角度進(jìn)行轉(zhuǎn)動(dòng)。

3 基于仿真模型的冷卻塔結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析

3.1 地震波選取

該研究選取3種典型的地震波，其中2條地震波是來(lái)自太平洋的真實(shí)頻譜數(shù)據(jù)，另一條為人工合成的地震波，3條地震波均符合RG1.60標(biāo)準(zhǔn)反應(yīng)譜。3條地震波的分別稱(chēng)為Kern-Pas天然地震波、Chi-Chi天然地震波以及人工波，對(duì)應(yīng)的加速度峰值分別為3.71g、3.20g以及3.21g。以冷卻塔仿真模型為基礎(chǔ)，將地震波作為輸入，開(kāi)展地震反 應(yīng)分析。

3.2 隔震前后冷卻塔地震反應(yīng)分析

3.2.1 隔震前后冷卻塔基地剪力對(duì)比

在地震作用仿真模擬中，設(shè)置3種地震形式，分別為多遇地震，其加速度峰值較小，加速度取值為0.07g。第二種形式為抗震設(shè)防烈度地震，對(duì)應(yīng)的加速度峰值為0.2g。第三種情況為罕遇地震，加速度峰值為0.4g。仿真軟件的Splane功能可截取仿真過(guò)程基底截面，并提取剪切作用力。在多遇地震情況下，隔震前的平均剪力為65.63×103kN，隔震后的平均剪力為29.7×103kN，降幅為54.75%。同理可計(jì)算出另外2種模擬情況的平均剪力降幅，分別為73.92%、73.35%。可見(jiàn)，采取隔震措施后，超大型冷卻塔在地震作用下的基底剪切力明顯下降，當(dāng)震級(jí)較大時(shí)，隔震裝置的保護(hù)效果越明顯，冷卻塔隔震前后的基底剪切作用力對(duì)比結(jié)果見(jiàn)表3。

3.2.2 隔震前后冷卻塔塔筒位移對(duì)比

在3種地震模式下觀察冷卻塔塔筒的位移變化，在塔筒的4個(gè)方向選擇觀測(cè)線，其對(duì)應(yīng)的角度分別為0°、90°、180°以及270°，在每條觀測(cè)線上選取5個(gè)觀測(cè)點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)的高度分別為20m、52m、84m、116m以及148m。

3.2.2.1 人工波作用下塔筒位移對(duì)比

人工波的加速度覆蓋了多遇地震、設(shè)防烈度地震以及罕遇地震，分別按照這3種地震進(jìn)行模擬，對(duì)比不同高度觀測(cè)點(diǎn)的位移量，以多遇地震為例，其仿真結(jié)果見(jiàn)表4。在設(shè)防烈度地震作用下，按照由低到高的順序，相同觀測(cè)點(diǎn)的平均位移降幅分別為66.64%、68.46%、70.17%、72.05%以及71.45%。在罕遇地震作用下，各個(gè)觀測(cè)點(diǎn)的平均位移降幅分別為68.86%、68.55%、71.12%、72.74%以及73.10%。從數(shù)據(jù)可知，采取隔震措施后，人工地震波作用下的冷卻塔筒體位移量明顯下降，降幅在43.95%～73.10%。

3.2.2.2 天然地震波作用下的塔筒位移對(duì)比

以Kern-Pas天然地震波為輸入，采用與人工波相同的模擬方法，得出多遇地震、設(shè)防烈度地震和罕遇地震作用下的觀測(cè)點(diǎn)平均位移降幅，結(jié)果見(jiàn)表5。從數(shù)據(jù)可知，采取隔震措施后，各個(gè)觀測(cè)點(diǎn)的平均位移均大幅下降，降幅從45.06%～79.21%。

4 結(jié)語(yǔ)

在超大型冷卻塔的環(huán)形基礎(chǔ)中設(shè)置隔震鉛芯橡膠支座，通過(guò)該支座連接基礎(chǔ)和上部的筒體結(jié)構(gòu)可以形成柔性連接。在安全性驗(yàn)算中，隔震支座的承載力和筒體位移量均滿足要求。在仿真分析中，可建立隔震前后的冷卻塔模型，在模型中輸入地震波信號(hào)，對(duì)比分析基底剪切力和不同高度處的筒體位移量，發(fā)現(xiàn)該隔震措施發(fā)揮了良好的抗震效果。

參考文獻(xiàn)

[1]蔡新江，錢(qián)狀，毛小勇，等.超大型混凝土冷卻塔基礎(chǔ)隔震與層間隔震性能對(duì)比研究[J].地震工程與工程振動(dòng)，2023，43（3）：162-163.

[2]曾令旗，孫雙雙.高聳化工塔振動(dòng)控制研究進(jìn)展[J].石油化工設(shè)備，2021，50（2）：63-64.

[3]彭昕杰，于敏，劉晉超.超大型冷卻塔抗震薄弱部分分析及加強(qiáng)措施[J].華南地震，2019，39（4）：102-103.

[4]周長(zhǎng)東，王朋國(guó)，張?jiān)S，等.雙曲冷卻塔結(jié)構(gòu)抗震加固方法研究[J].工程抗震與加固改造，2019，41（3）：211-212.

[5]胡張杰.核電廠冷卻塔風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)抗震性能分析[J].科學(xué)技術(shù)創(chuàng)新，2023（10）：70-71.

[6]蔡新江，王名，毛小勇，等.局部開(kāi)洞超大型冷卻塔抗震性能彈塑性分析[J].廣西大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2021，46（5）：184-185.

[7]王領(lǐng)，周建庭，張瑞杰，等.大跨上承式鋼管混凝土拱橋摩擦擺減隔震方案優(yōu)化分析[J].工程抗震與加固改造，2023，45（5）：158-159.