Seismic Isolation Design and Effectiveness Analysis of Prefabricated Cabins in Modular Substations
-
摘要: 变电站属于生命线工程，某模块化变电站的一次设备预制舱底部设有钢构架，舱内设备单列布置，有必要研究并提升这种带钢构架预制舱结构及设备的抗震性能。首先，采用有限元软件ABAQUS进行地震作用下非隔震结构的非线性时程分析；然后，对该工程进行隔震设计并对比了隔震结构和非隔震结构的地震响应；最后，考虑钢构架刚度和隔震支座位置2个因素，在隔震结构的基础上进行参数化分析。结果表明，相较于非隔震结构，经设计的隔震结构延长了结构基本周期，在地震作用下具有较好的加速度和位移控制效果；针对本文选取的研究对象，钢构架截面采用H140结构会通过钢构架变形耗散地震能量，隔震支座不能充分发挥作用；相比于隔震支座布置于柱顶结构，布置于柱底结构具有更好的设备加速度和舱体位移控制效果，然而隔震支座会出现拉力。因此，建议此类结构隔震设计时，隔震支座的下部钢构架应具备一定刚度（当构架上部舱体重量为25 t时，底部构架刚度建议不小于
3615 kN/m），隔震支座位置需综合考虑隔震支座受力和隔震效果。Abstract: Substations are considered as lifeline infrastructure, and modular substations feature a steel frame at the base of the prefabricated cabin for primary equipment, with equipment arranged in a single row inside the cabin. The seismic performance of both the steel-framed prefabricated cabin structure and the equipment within it needs thorough investigation and improvement. In this study, a nonlinear time-history analysis of the non-isolated structure under seismic loading was conducted using the finite element software ABAQUS. Following this, a seismic isolation design was implemented, and the seismic responses of both isolated and non-isolated structures were compared. Additionally, a parametric analysis was performed on the isolated structure, considering factors such as steel frame stiffness and the location of the seismic isolation bearings. The results indicate that the seismic isolation design effectively extends the fundamental period of the structure and provides improved control of both acceleration and displacement during seismic events, compared to the non-isolated structure. For the structure analyzed in this paper, a steel frame with an H140 cross-section dissipates seismic energy primarily through deformation, limiting the effectiveness of the isolation bearings. Furthermore, seismic isolation bearings positioned at the bottom of the column demonstrate better control over equipment acceleration and cabin displacement compared to those placed at the top. However, tensile forces may develop in the isolation bearings at the bottom. Therefore, it is recommended that the steel frame at the base of the isolation bearing have adequate stiffness (with a suggested stiffness of no less than 3 615 kN/m when the upper compartment weighs 25 tons). Additionally, the position of the isolation bearings should be selected carefully, considering both the forces acting on the bearings and their impact on the overall seismic isolation performance of the structure. -
引言
1995年阪神地震中大开地铁车站的严重倒塌破坏在世界范围内引起了地震研究学者们对地下结构抗震问题的广泛关注。在地下结构地震反应特征和抗震设计方法等问题的研究过程中，逐渐形成了一系列实用抗震设计方法（刘晶波等，2010a；许成顺，2017）。其中，反应位移法与反应加速度法凭借理论明确、操作简便等优点，在实际工程设计中得到广泛应用，已被《城市轨道交通结构抗震设计规范》（GB 50909—2014）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2014）和《地下结构抗震设计标准》（GB/T 51336—2018）（中华人民共和国住房和城乡建设部，2018）采纳。
反应加速度法通过将顶、底板相对位移最大时刻的自由场水平加速度施加于土-结模型上，计算地下结构变形与内力。与反应位移法相比，主要优势为：反应加速度法建立的土-结构模型可较准确地反映土-结构间相互作用，无须计算地基弹簧刚度系数，大大提高了计算效率与精度；反应位移法受限于地基弹簧与地震作用的施加方式，决定了其主要适用于矩形断面，而反应加速度法施加的地震作用为体积力，且模型采用土-结构整体模型，决定了其可适用于复杂断面地下结构的地震反应计算。总的来说，反应加速度法优于反应位移法（刘晶波等，2013；李新星等，2014）。
反应加速度法的应用关键在于地震输入荷载的确定。为简化计算过程，反应加速度法假设输入荷载为地震作用下自由场的反应加速度，然而，该假设忽略了结构的存在对自由场反应加速度的影响。基于此，刘如山等（2007）从一维自由土层反应的剪应力入手，首先对一维自由土层反应剪应力沿竖直方向进行微分，然后将其作为水平体荷载离散到有限元节点上，以此作为加载方法；董正方等（2014）运用柔度系数法中的结构变形和自由场变形之间的相互作用系数，修正了自由场地震反应加速度，近似考虑了结构的存在对反应加速度法的影响；Liu等（2018）通过理论解析方式推导了自由场模型与土-结模型之间场地反应加速度的关系，结果表明可通过2种模型场地相对位移修正场地反应加速度法；徐琨鹏等（2019）对比了反应加速度法和仅在土体施加加速度的简化方法，发现2种方法对侧边距取值不敏感；禹海涛等（2020）通过动力时程分析，提出地下结构附近存在动力响应增强区和衰减区，利用动力响应调整系数提高了反应加速度法的计算精度。
为考虑结构的存在对反应加速度法中地震输入荷载的影响，本文提出将土-结构模型转换为自由场模型的等效方式，采用等效后的土层参数进行自由场反应加速度计算，以此近似地反映结构的存在对地震输入荷载的影响，进而改进反应加速度法中地震输入荷载的计算过程。采用有限元软件ABAQUS对大开车站地震反应进行数值模拟分析，验证等效方式的有效性，并探讨等效模型宽度取值范围对结果的影响，初步给出等效模型宽度范围。
1. 反应加速度法
采用改进前反应加速度法对地下结构横断面进行抗震分析时，计算模型为图1所示的土-结构整体模型。一般地，土体采用二维平面应变单元模拟，结构采用梁单元模拟。将模型底边固定，模型两侧设置水平滑移边界。通过将地下结构顶、底板位置处土层相对位移最大时刻的各土层水平加速度或有效惯性加速度施加于土-结构整体模型上，获得地下结构变形与内力等反应。
反应加速度法主要计算步骤如下：
（1）一维土层地震反应分析。采用等效线性化程序EERA或SHAKE91对一维土层进行地震反应分析，记录结构顶、底板位置处土层最大相对位移时刻，各土层加速度及等效剪切模量Gi。《城市轨道交通结构抗震设计规范》建议，土层简单时地震输入荷载直接采用自由场水平加速度，土层复杂时地震输入荷载采用土层有效惯性加速度。
（2）建立土-结构模型。《城市轨道交通结构抗震设计规范》建议模型底面可取设计地震作用基准面，顶面取地表面，侧面边界到结构的距离宜取结构水平有效宽度的2～3倍，本文针对模型宽度对计算结果的影响展开进一步讨论。
（3）施加等效地震作用。将土层水平加速度或有效惯性加速度按各土层单元的位置施加于土-结构模型中的各土层上，结构部分按所在土层深度位置作用相应的加速度。
从反应加速度法计算模型和计算步骤可看出，该方法地震输入荷载采用的是自由场反应加速度，未考虑结构的存在对自由场加速度反应的影响，尤其是当地下结构刚度和周围土体刚度相差较大时，结构的存在可能会在较大程度上影响周围土体的地震反应。此外，在动力学理论方面，该方法忽略了阻尼因素的影响，仅是某种程度的近似，当土层反应仅有一阶振型发育时，该方法精度尚可，当遇到复杂土层时误差将增大。
2. 改进反应加速度法研究
2.1 等效思路
为考虑结构的存在对反应加速度法中地震输入荷载的影响，对反应加速度法中的加速度求解方法进行改进。首先，按结构周围土体的分层将土-结构模型中的结构与土体等效为自由场，计算等效自由场的土层参数；然后，采用等效线性化程序EERA将等效自由场土层参数进行处理，得到土层等效剪切模量，并计算等效自由场各土层反应加速度，如图2所示。
将图2所示土-结构模型等效为自由场模型时需进行结构等效和土层等效，其中Ki为等效后土体的刚度；K1i为结构的刚度；K2i为等效前土体的刚度。对于地下结构横断面，其顶、底板在断面水平方向上连续，侧墙、中柱在断面水平方向上间断，而土层为分层结构，在断面水平方向上连续。为便于土体与结构进行等效，将断面水平方向上间断的侧墙与中柱等效为连续结构，形成图3（a）所示的分层结构形式。在此基础上，按结构周围土层的划分，将分层结构与分层土体按照相对位置等效为分层的自由场，如图3（b）所示。
上述2个等效过程均包含等质量等效计算和等侧向刚度等效计算。自由场在地震作用下的反应加速度主要受场地质量分布与刚度分布的影响，等质量等效计算假设等效前后土-结构模型与自由场模型中各土层质量保持不变：
$$ {\rho _i}{V_i} = {\rho _{1i}}{V_{1i}} + {\rho _{2i}}{V_{2i}} $$ (1) 式中，
${\rho _i}$ 为等效后第i层土体密度；${V_i}$ 为采用土-结构模型总宽度计算的第i层土体体积；${\rho _{1i}}$ 为第i层土体对应的结构部分的密度；${V_{1i}}$ 为第i层土体中包含的结构体积；${\rho _{2i}}$ 为第i层土体密度；${V_{2i}}$ 为减去结构体积的第i层土体体积。等侧向刚度等效计算中，假设等效前后各土层侧向刚度保持不变，各土层与结构为短柱，进行侧向刚度的串并联叠加：
$$ {G_i}{b_i} = {G_{1i}}{b_{1i}} + {G_{2i}}{b_{2i}} $$ (2) 式中，
${G_i}$ 为等效后第i层土体剪切模量；${b_i}$ 为采用土-结构模型总宽度；${G_{1i}}$ 为结构剪切模量；${b_{1i}}$ 为第i层土体中结构的宽度；${G_{2i}}$ 为第i层土体剪切模量；${b_{2i}}$ 为减去结构宽度的第i层土体宽度。2.2 等效模型宽度的选取
为便于区分，将改进前反应加速度法称为反应加速度法-1（以下简称“RAM-1”），将改进后反应加速度法称为反应加速度法-2（以下简称“RAM-2”）。
采用图4所示土-结构模型边界至结构侧边的距离B表示模型宽度。在RAM-2计算过程中，反应加速度法拟静力计算时涉及土-结构模型宽度（以下简称“模型宽度-F”）、等效土-结构模型宽度（以下简称“模型宽度-B”）的选取。由前文可知，模型宽度-B不同，将直接改变等效自由场土层参数，影响等效自由场场地反应，从而影响反应加速度法计算结果。因此，本文针对不同模型宽度-B对反应加速度法计算结果的影响进行了探讨。
3. 实例分析
3.1 计算模型与参数选取
为验证等效方式的有效性，以大开车站为研究对象，进行了RAM-1、RAM-2与动力时程方法计算。结构断面尺寸如图5所示，结构埋深4.8 m，周围土层参数如表1所示（矢的照夫等，1996）。结构中柱沿车站纵向按3.5 m等间距分布，将其按一定原则等效为连续墙体，等效后中柱弹性模量为8.57 GPa，密度为714 kg/m3。顶、底板与侧墙弹性模量为30 GPa，密度为2 500 kg/m3。土-结构整体分析模型如图6所示，车站结构采用梁单元模拟，土体采用平面应变单元模拟。土体底边界固定，两侧边界设置水平滚轴边界。假设土体与结构之间接触良好，且不产生相对滑移，数值计算时土体与结构之间采用绑定约束。
表 1 土层参数表Table 1. Physical properties of soils分层 土质 厚度/m 密度/(t·m−3) 剪切波速/(m·s−1) 泊松比 1 填土 1 1.9 140 0.333 2 砂土 4.1 1.9 140 0.488 3 砂土 3.2 1.9 170 0.493 4 黏土 3.1 1.9 190 0.494 5 黏土 5.8 1.9 240 0.490 6 砂土 22 2.0 330 0.487 由于缺少大开车站周围土体动力参数，本文采用典型砂土和黏土剪切模量比、阻尼比与剪应变关系曲线（杜修力等，2018），如图7所示。考虑到地震动特性对地下结构地震反应的影响，基岩输入地震动选用Kobe地震动与El Centro地震动，地震动加速度时程曲线如图8所示，将加速度幅值调整为0.1、0.2、0.3 g。
验证等效思路有效性时，RAM-1与RAM-2模型宽度-F均取3倍结构宽度，RAM-2模型宽度-B取3倍结构宽度。动力时程分析共6种计算工况，反应加速度法共12种计算工况（包括RAM-1、RAM-2各6种计算工况）。
在探讨不同模型宽度-B对RAM-2计算结果的影响时，RAM-1与RAM-2模型宽度-F仍取为3倍结构宽度，RAM-2模型宽度-B分别取为1、2、3、4、5、7倍结构宽度。在0.1 g幅值的Kobe地震动作用下进行动力时程计算、RAM-1计算与不同模型宽度-B的RAM-2计算。
3.2 结果与分析
刘晶波等（2010b）和杜修力等（2017）指出地下结构中柱为抗震关键构件，在此基础上，计算不同地震作用下中柱与顶、底板位置处的相对位移、中柱底部弯矩、中柱底部剪力和侧墙底部弯矩，结果如表2所示，表中括号内为相应的误差。
表 2 不同地震作用下结构内力与变形Table 2. Internal force and deformation of structure under different earthquake load地震动 幅值 计算方法 顶、底板相对位移/mm 中柱底部弯矩/
[(kN·m)·m−1]中柱底部剪力/
(kN·m−1)侧墙底部弯矩/
[(kN·m)·m−1]Kobe 0.1 g 动力时程分析法 5.77 36.12 11.09 358.40 RAM-1 5.56(3.66%) 34.06(5.70%) 10.48(5.50%) 341.50(4.72%) RAM-2 5.71(1.04%) 35.00(3.10%) 10.78(2.80%) 351.20(2.01%) 0.2 g 动力时程分析法 16.93 102.70 30.88 887.30 RAM-1 16.17(4.47%) 99.31(3.30%) 30.80(0.26%) 879.50(0.88%) RAM-2 16.44(2.86%) 102.00(0.68%) 30.51(1.20%) 877.00(1.16%) 0.3 g 动力时程分析法 31.15 187.50 55.97 1476.00 RAM-1 30.30(2.76%) 181.70(3.09%) 54.43(2.75%) 1447.00(1.96%) RAM-2 30.94(0.67%) 185.50(1.07%) 55.44(0.95%) 1474.00(0.14%) EL Centro 0.1 g 动力时程分析法 14.12 86.02 26.09 771.40 RAM-1 13.41(5.02%) 81.68(5.05%) 25.04(4.02%) 741.00(3.94%) RAM-2 13.61(3.62%) 83.07(3.43%) 25.59(1.92%) 755.90(2.01%) 0.2 g 动力时程分析法 26.73 160.40 47.59 1288.00 RAM-1 25.36(5.15%) 151.70(5.42%) 45.47(4.45%) 1241.00(3.65%) RAM-2 26.12(2.30%) 156.30(2.56%) 46.82(1.62%) 1278.00(0.78%) 0.3 g 动力时程分析法 38.75 231.60 68.07 1755.00 RAM-1 35.48(8.44%) 210.60(9.07%) 62.24(8.56%) 1628.00(7.24%) RAM-2 37.51(3.22%) 222.10(4.10%) 65.35(4.00%) 1704.00(2.91%) 由表2可知，以动力时程为基准，不同工况下RAM-1计算的结构变形与内力最大误差为9%，不同工况下RAM-2计算的结构变形与内力最大误差为4.1%，等效方式将反应加速度法的计算误差由10%以内缩小至5%以内，提高了反应加速度法计算精度，表明了等效方式的有效性；RAM-2在不同幅值Kobe地震动作用下计算的结构变形与内力最大误差为3.1%，在不同幅值El Centro地震动作用下计算的结构变形与内力最大误差为4.1%，最大误差随地震动强度的改变未明显变化，说明该方法的计算结果较稳定。
以动力时程为基准计算的结构变形与内力、不同模型宽度-B 下 RAM-2 计算的结构变形与内力如表3所示，表中括号内为相应的误差。由表3、图9可知，与动力时程分析法相比，随着模型宽度-B的减小，RAM-2计算结果逐渐增加，逐渐接近动力时程计算结果，甚至大于动力时程计算结果；而RAM-1最大计算误差为5.7%，模型宽度-B为7、5、4、3倍结构宽度时，RAM-2最大计算误差分别为6.15%、4.51%、4.1%、3.1%，表明当模型宽度取值较大时，改进反应加速度法计算误差呈增大趋势，这是由于模型宽度越大，等效后的自由场模型更接近原始自由场模型，此时等效模型无法充分反映结构的存在造成的影响。结合表2所示不同工况下RAM-1计算的结构变形与内力最大误差为9%，不同工况下模型宽度-B为3倍结构宽度时，RAM-2最大计算误差为4.1%，若以计算误差减小50%为衡量标准，建议模型宽度-B取为1～3倍结构宽度。
表 3 不同模型宽度-B下结构内力与变形Table 3. Internal force and deformation of structure with different model width计算方法 模型宽度-B/
结构宽度顶、底板相对
位移/mm中柱底部弯矩/
[(kN·m)·m−1]中柱底部剪力/
(kN·m−1)侧墙底部弯矩/
[(kN·m)·m−1]动力时程分析法 — 5.77 36.12 11.09 358.40 RAM-1 — 5.56(3.66%) 34.06(5.70%) 10.48(5.50%) 341.50(4.72%) RAM-2 1 5.98(3.67%) 36.67(1.52%) 11.31(1.98%) 368.80(2.90%) 2 5.78(0.16%) 35.42(1.94%) 10.92(1.53%) 355.50(0.81%) 3 5.71(1.04%) 35.00(3.10%) 10.78(2.80%) 351.20(2.01%) 4 5.65(2.05%) 34.64(4.10%) 10.68(3.70%) 347.70(2.99%) 5 5.63(2.49%) 34.49(4.51%) 10.64(4.06%) 346.20(3.40%) 7 5.53(4.16%) 33.90(6.15%) 10.46(5.68%) 340.20(5.08%) 4. 结论
本文采用有限元分析软件ABAQUS对大开车站进行不同工况下的动力时程分析和改进前后反应加速度法分析，验证了等效方式对反应加速度法的有效性。在验证等效思路有效的基础上，进行了不同等效模型宽度的改进反应加速度法计算，初步给出了等效模型宽度的选取范围。
（1）在未改变RAM-1理论基础的前提下，对关键参数——地震输入荷载进行了修正。与动力时程分析法相比，修正后的反应加速度法使不同工况下的最大计算误差由10%以内缩小至5%以内，提高了反应加速度法计算精度。
（2）与动力时程分析结果相比，修正后的反应加速度法在不同工况下的最大计算误差未明显改变，说明修正结果具有稳定性。
（3）对不同等效模型宽度对反应加速度法计算结果的影响进行分析，根据结果建议等效模型边界至结构侧边的距离取为1～3倍结构宽度。
-
图 6 非隔震结构的1、2阶振型
Figure 6. First-and second-order modes of vibration in non-seismically isolated structure
图 7 地震波PEER RSN 1082作用下非隔震结构时程曲线
Figure 7. Time-distance curves of non-isolated structures under the action of PEER RSN 1082
图 12 隔震结构的1、2阶振型
Figure 12. First-and second-order modes of vibration-isolated structure
图 13 非隔震和隔震结构x方向位移云图
Figure 13. Displacement cloud chart of non-isolation and isolation structures in x direction
图 15 设备最不利点处绝对加速度对比
Figure 15. Comparison of absolute acceleration at the most unfavorable point of equipment
图 16 非隔震和隔震结构PEEQ云图
Figure 16. PEEQ cloud chart of non-isolation and isolation structure
图 18 不同构架截面尺寸下设备峰值加速度响应
Figure 18. Equipment peak acceleration response for different frame section sizes
图 19 不同构架截面尺寸下舱体峰值位移响应
Figure 19. Cabin peak displacement responses for different frame section sizes
图 20 LRB （1）支座下钢柱的剪力-位移曲线
Figure 20. Shear-displacement curves for steel columns under LRB （1） bearing
图 21 LRB （1）支座x方向力-相对位移曲线
Figure 21. Curves of x-direction force - relative displacement for LRB （1） bearing
图 22 不同隔震支座布置方式下设备峰值加速度响应
Figure 22. Equipment peak acceleration responses for different isolation bearing layouts
图 23 不同隔震支座布置方式下舱体峰值位移响应
Figure 23. Cabin peak displacement responses for different isolation bearing layouts
表 1 预制舱结构材料属性
Table 1. Structural material properties of prefabricated cabin
材料 弹性模量
/(N·mm−2)泊松比 屈服强度
/MPa屈服后
刚度比/%密度
/(kg·m−3)Q235 2.1×105 0.3 235 1 7850 设备 2.1×105 0.3 — — 499 
下载: 导出CSV
表 2 地震波基本参数
Table 2. Basic parameters of ground motions
地震动ID（编号） 地震事件 年份 记录台站 震级 PGA/g 时间间隔/s 持时/s PEER RSN 558 （1） Chalfant Valley-02 1986 Zack Brothers Ranch 6.19 0.447 0.005 39.995 PEER RSN 762 （2） Loma Prieta 1989 Fremont - Mission San Jose 6.93 0.127 0.005 39.99 PEER RSN 1082 （3） Northridge-01 1994 Sun Valley - Roscoe Blvd 6.69 0.277 0.01 30.28 PEER RSN 4139 （4） Parkfield-02, CA 2004 PARKFIELD - UPSAR 02 6 0.173 0.005 60 PEER RSN 5797 （5） Iwate 2008 Oomagari Hanazono-cho, Daisen 6.9 0.115 0.01 60 CSMNC RSN 20100 （6） Wenchuan Earthquake 2008 051 FSB 8 0.032 0.005 276 CSMNC RSN 23504 （7） Menyuan Earthquake 2016 063 ZMS 6.4 0.001 0.005 71
下载: 导出CSV
表 3 隔震支座力学参数
Table 3. Mechanical parameters of isolation bearing
型号 有效直径/mm 竖向总刚度/(kN·mm−1) 100%等效水平刚度/(kN·mm−1) 屈服前刚度/(kN·mm−1) 屈服后刚度/(kN·mm−1) 屈服力/kN LNR 200 200 325 288 — — — LRB 200 200 476.8 543 3002 300 10
下载: 导出CSV
表 4 设备最不利点处峰值放大系数αi和峰值加速度减震系数βiso
Table 4. Peak absolute acceleration and peak amplification factor at the most unfavorable point of non-isolation structure
地震动ID 非隔震结构 隔震结构 aPGA/ g aMAX/ g αnon aPGA/ g aMAX/ g αiso βiso/ % PEER RSN 558 （1） 0.4 1.395 3.488 0.4 0.408 1.019 70.791 PEER RSN 762 （2） 0.4 1.372 3.429 0.4 0.532 1.330 61.207 PEER RSN 1082 （3） 0.4 1.700 4.250 0.4 0.535 1.337 68.550 PEER RSN 4139 （4） 0.4 1.695 4.238 0.4 0.490 1.226 71.067 PEER RSN 5797 （5） 0.4 1.257 3.142 0.4 0.525 1.313 58.207 CSMNC RSN 20100 （6） 0.4 1.358 3.394 0.4 0.420 1.049 69.100 CSMNC RSN 23504 （7） 0.4 1.546 3.865 0.4 0.340 0.850 77.998 平均值 0.4 1.475 3.687 0.4 0.464 1.161 68.131
下载: 导出CSV
表 5 参数化模型信息
Table 5. Information of parametric models
模型 钢构架梁柱截面尺寸 隔震支座布置形式 标准 H200 居中布置于柱顶 A H140 居中布置于柱顶 B H400 居中布置于柱顶 C H200 外侧布置于柱顶 D H200 居中布置于柱底
下载: 导出CSV
-
陈永盛,姜冰,朱柏洁等,2022. 某典型二次设备预制舱地震反应时程分析. 建筑结构,52(S1):868−873.Chen Y. S., Jiang B., Zhu B. J., et al., 2022. Seismic response time history analyses of a typical prefabricated cabin for secondary combination device. Building Structure, 52(S1): 868−873. (in Chinese) 种迅,郭宇菲,沙慧玲等,2024. 基础隔震-外挂墙板减震钢筋混凝土框架振动台试验研究. 工程力学,41(7):176−185.Chong X., Guo Y. F., Sha H. L., et al., 2024. Shaking table test of reinforced concrete frame structure with base seismic isolation-energy dissipative cladding panel hybrid control. Engineering Mechanics, 41(7): 176−185. (in Chinese) 丁阳,邓恩峰,宗亮等,2018. 模块化集装箱建筑波纹钢板剪力墙抗震性能试验研究. 建筑结构学报,39(12):110−118.Ding Y., Deng E. F., Zong L., et al., 2018. Experimental study on seismic performance of corrugated steel plate shear wall in modular container construction. Journal of Building Structures, 39(12): 110−118. (in Chinese) 窦辉,殷帅兵,王哲等,2019. 模块化预制舱设计与研究. 科技视界,(22):1−4,20.Dou H., Yin S. B., Wang Z., et al., 2019. Design and study of modular prefabricated tank. Science & Technology Vision, (22): 1−4,20. (in Chinese) 李世权,2019. 钢模块波纹板墙体抗侧性能及设计方法研究. 天津:天津大学.Li S. Q., 2019. Research on anti-side performance and design method of steel module corrugated board wall. Tianjin:Tianjin University. (in Chinese) 林文静,2021. 基于模块化技术的智能变电站设计. 济南:山东大学.Lin W. J., 2021. Design of intelligent substation based on modularization technology. Ji’nan:Shandong University. (in Chinese) 刘如山,刘金龙,颜冬启等,2013. 芦山7.0级地震电力设施震害调查分析. 自然灾害学报,22(5):83−90.Liu R. S., Liu J. L., Yan D. Q., et al., 2013. Seismic damage investigation and analysis of electric power system in Lushan M S7.0 earthquake. Journal of Natural Disasters, 22(5): 83−90. (in Chinese) 卢乐乐,2020. 基础隔震房屋结构的地震损伤与抗震性能分析. 太原:太原理工大学.Lu L. L., 2020. Earthquake damage and seismic performance analysis of base isolated building structure. Taiyuan:Taiyuan University of Technology. (in Chinese) 莫素敏,2020. 海南中部地区模块化智能变电站方案研究与设计. 广州:华南理工大学.Mo S. M., 2020. Research and design of modular intelligent substation in central Hainan province. Guangzhou:South China University of Technology. (in Chinese) 聂建春,张振,王安等,2018. 智能变电站预制舱在内蒙古地区的环境适应性分析. 内蒙古电力技术,36(2):6−10,15.Nie J. C., Zhang Z., Wang A., et al., 2018. Environmental adaptability analysis on intelligent substation prefabricated cabin in Inner Mongolia. Inner Mongolia Electric Power, 36(2): 6−10,15. (in Chinese) 王化杰,李洋,雷炎祥等,2017. 装配式集装箱结构体系优化及节点性能. 哈尔滨工业大学学报,49(6):117−123.Wang H. J., Li Y., Lei Y. X., et al., 2017. System optimization of fabricated container structure and the joint performance. Journal of Harbin Institute of Technology, 49(6): 117−123. (in Chinese) 王伟,刘笑天,2023. 装配式工业设备支架复合隔震结构振动台试验研究. 建筑结构学报,44(10):15−25.Wang W., Liu X. T., 2023. Shaking table test on hybrid isolation system of prefabricated industrial equipment supports. Journal of Building Structures, 44(10): 15−25. (in Chinese) 王文渊,张同亿,2018. ABAQUS在超高层结构动力弹塑性分析的应用研究. 建筑结构,48(21):1−8,77.Wang W. Y., Zhang T. Y., 2018. Application study on ABAQUS in dynamic elasto-plastic analysis of super high-rise buildings. Building Structure, 48(21): 1−8,77. (in Chinese) 吴从晓,杨渊,吴从永等,2019. 集装箱装配建筑减震结构及连接节点抗震性能分析研究. 钢结构,34(4):1−8,73.Wu C. X., Yang Y., Wu C. Y., et al., 2019. Research on seismic behavior analysis of shock absorbing structure and connecting joints of container assembly structures. Steel Construction, 34(4): 1−8,73. (in Chinese) 吴从晓,杨渊,陈展鹏等,2020. 箱体改造后的模块化集装箱建筑减震结构性能分析. 工程抗震与加固改造,42(5):94−105.Wu C. X., Yang Y., Chen Z. P., et al., 2020. Performance analysis of shock absorbing structure of modular container building after container reconstruction. Earthquake Resistant Engineering and Retrofitting, 42(5): 94−105. (in Chinese) 于永清,李光范,李鹏等,2008. 四川电网汶川地震电力设施受灾调研分析. 电网技术,32(11):T1−T6.Yu Y. Q., Li G. F., Li P., et al., 2008. Investigation and analysis of electric equipment damage in Sichuan power grid caused by Wenchuan earthquake. Power System Technology, 32(11): T1−T6. (in Chinese) 查晓雄,左洋,刘乐等,2015. 地震作用下集装箱结构力学性能分析. 华南理工大学学报(自然科学版),43(7):92−99.Zha X. X., Zuo Y., Liu L., et al., 2015. Analysis of mechanical properties of container structure under earthquake action. Journal of South China University of Technology (Natural Science Edition), 43(7): 92−99. (in Chinese) 祝德春,吴明,2016. 环境载荷下智能变电站预制舱结构强度有限元分析. 机械与电子,34(10):30−33,37.Zhu D. C., Wu M., 2016. Finite element analysis of structural strength of precast chamber for smart substation under environment load. Machinery & Electronics, 34(10): 30−33,37. (in Chinese) Zha X. X., Zuo Y., 2016. Theoretical and experimental studies on in-plane stiffness of integrated container structure. Advances in Mechanical Engineering, 8 (3): 1687814016637522. DOI: https://doi.org/10.1177/1687814016637522. 期刊类型引用(0)
其他类型引用(1)
-
下载:
点击查看大图
计量
- 文章访问数: 50
- HTML全文浏览量: 27
- PDF下载量: 10
- 被引次数: 1
