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高压直流输电技术在长距离、大容量输电中优势明显，我国在该领域处于国际领先地位，国内已经建成多条高压直流线路。阀厅作为直流换流站最重要的结构物，有体量大、布置复杂、造价高的特点。阀厅内的设备(含换流变)占到整个换流站设备造价的50%以上，其对结构的安全性要求极高。
阀厅由于工艺布置的需要，常采用混凝土＋钢的混合结构形式[1]，换流变一侧采用混凝土框架或整片式混凝土墙结构，另一侧为钢排架柱，屋盖结构采用梯形屋架，承受悬吊的阀塔荷载。自汶川地震后，电力设施的抗震性能引起了关注，目前国内针对阀厅抗震性能也展开了多项研究：文献[2,3,4]针对阀厅与悬吊的阀塔耦合作用展开了研究，结果显示阀厅结构在悬吊阀塔之后，对结构的抗震是有利的，但减震效果非常有限，在设计中可不予考虑。文献[5]对采用了两种混凝土部分结构形式的阀厅结构进行了扭转效应研究，认为换流变侧采用框架结构的阀厅扭转效应较小。
在工程设计中，多采用振型分解反应谱法进行地震效应分析，实际上对于阀厅结构，该方法存在以下问题：(1)质量参与系数无法达到规范规定值[5]：由于混凝土结构部分自重及刚度都远大于钢结构部分，造成除前3～5阶振型外，均为质量参与极低的钢结构局部震动。计算振型增至50阶，质量参与系数仍不足80%；(2)结构扭转效应明显：由于结构的非对称性，在地震作用下的扭转效应明显，对于整片式混凝土的结构尤甚，属于不规则结构。因此非常有必要采用时程分析法与对地震效应进行补充计算。
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某±800 kV换流站位于烈度6度(0.05 g)区，场地类别Ⅱ类，设计地震分组第三组，场地特征周期0.45 s。阀厅换流变侧采用整片式混凝土墙，屋架跨度36 m，下弦标高28.65 m，阀厅长度96 m，钢排架柱典型柱距8 m，换流变防火墙间距12 m。阀厅三维结构模型如图1所示。
Figure 1. 3D Model of valve hall
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地震波的选取直接决定了时程分析的准确性及工程意义，计算结果根据不同的地震波离散性可能很大[6]。整体而言无论对于何种结构响应，天然地震波的离散性都大于人工地震波的离散性。
规范[7]对时程分析地震波的数量及质量有如下规定：当取三组加速度时程曲线输入时，计算结果宜取时程法的包络值和振型分解反应谱法的较大值；当取七组及七组以上的时程曲线时，计算结果可取时程法的平均值和振型分解反应谱法的较大值。应按建筑场地类别和设计地震分组选用实际强震记录和人工模拟的加速度时程曲线，其中实际强震记录的数量不少于总数2/3，多组时程曲线的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符。
为满足上述条件需对地震波进行频谱分析，使地震波的卓越周期能够包含工程场地的特征周期[8]。常用的天然地震波及其频谱如图2，图3，图4，图5所示。可见，EI Centro波的卓越周期在0.25～0.35 s及0.45～0.55 s之间，Taft波的卓越周期在0.35～0.4 s，Northridge波的卓越周期在0.35～0.65 s之间，Mexico波的卓越周期在2～2.3 s之间。所以考虑场地的特征周期0.45 s，EI Centro波及Northridge波较适宜。
Figure 2. EI centro wave and its frequency spectrum
Figure 3. Taft wave and its frequency spectrum
Figure 4. Northridge wave and its frequency spectrum
Figure 5. Mexico wave and its frequency spectrum
人工波采用SeismoAtif软件生成的基于规范反应谱的波形，其波形及频谱如图6所示。由图可见，该人工波的频谱与规范反应谱拟合较好，可以体现本工程场地特性。
Figure 6. Artificial Wave and Its Frequency Spectrum
本文时程分析采用EI Centro波、Northridge波以及上述人工波作为输入，将各时程最大值调整为规范[6]规定的18GAL，其频谱对比如图7所示。
Figure 7. Influence coefficient curve of multiple time history
在前五阶振型周期0.646 9，0.567 7，0.525 8，0.435 6及0.379 7时，其对应加速度影响系数与规范反应谱对比如表1所示。其中人工波、EI Centro波以及Northridge波的五阶平均偏差为99.52%、115.36%及102.7%。最大偏差为EI Centro波在二阶时的142.3%。基本上可认为多组时程曲线的平均地震影响系数曲线应与振型分解反应谱法所采用的地震影响系数曲线在统计意义上相符。
曲线 项目 人工波 EI Centro Northridge 规范反应谱 一阶振型 数值 0.025 63 0.038 38 0.031 03 0.028 89 对比 88.7% 132.8% 107.1% 100% 二阶振型 数值 0.032 48 0.046 28 0.038 91 0.032 53 对比 99.9% 142.3% 119.6% 100% 三阶振型 数值 0.037 84 0.045 18 0.040 41 0.034 85 对比 108.6% 129.6% 115.9% 100% 四阶振型 数值 0.040 94 0.034 86 0.035 24 0.040 对比 102.4% 87.2% 88.1% 100% 五阶振型 数值 0.039 19 0.033 95 0.033 13 0.040 对比 98.0% 84.9% 82.8% 100% Table 1.
Comparison of Influence coefficient and response spectrum of multiple time history curves
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时程分析的地面加速度输入峰值为18 GAL。分析时长要求大于结构周期5倍以上，且能涵盖地震波峰值，本次计算取12 s。采用Midas/Gen程序进行计算，混合结构的阻尼采用能量加权等效综合阻尼(应变能法)[9]。
计算得到屋盖某角点在地震波分别在X、Y向输入时的位移时程曲线如图8，图9，图10所示。在地震波Y向输入时，该节点以Y向位移为主，EI Centro波、Northridge波及人工波对应的Y向最大位移分别为6.1 mm、7.8 mm及4.6 mm。在地震波X向输入时，该节点在X向震动时，伴随着显著的Y向震动，说明了结构纵向刚度的不对称导致了较大的扭转效应。EI Centro波、Northridge波及人工波对应的X向最大位移分别为9.7 mm、6.4 mm及5.8 mm。
Figure 8. Displacement curve of roof corner (EI centro wave)
Figure 9. Displacement curve of roof corner (northridge wave)
Figure 10. Displacement curve of roof corner (artificial wave)
柱间支撑是提供钢结构侧向刚度的主要构件，所以结构的内力地震效应比对以柱间支撑的轴力作为指标。时程分析各工况的柱间支撑最大轴力如表2所示。各工况的柱间支撑最大轴力均发生在相应方向地震效应工况下的最底层支撑。
EI Centro波 Northridge波 人工波 平均值 数值 偏差 数值 偏差 数值 偏差 X向输入 98.6 kN 32.2% 58.9 kN -21.0% 66.2 kN -11.3% 74.6 kN Y向输入 44.4 kN 1.1% 55.5 kN 23.6% 34.7 kN -22.7% 44.9 kN Table 2.
Maximum axial force of column bracings under each load condition
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振型分解反应谱法采用规范规定的反应谱，计算振型取50阶。前三阶振型的周期分别为0.646 9，0.567 7，0.525 8，第一阶振型为结构横向震动，第二阶振型为结构纵向震动伴随较大的结构扭转，第三节振型为扭转振型。与时程分析结果类似，结构纵向震动时，由于刚度的不对称，产生了较为明显的扭转效应。
当截取振型取前50阶振型时，X向(结构纵向)，Y向(结构横向)质量参与系数分别为28.2%及76.9%。结构纵向的质量参与系数极低，原因是纵向整片式混凝土墙体刚度极大，其参与的振型周期极低，振型非常偏后，并且其所占的质量比重较大。将振型增加至150阶，X向(结构纵向)，Y向(结构横向)质量参与系数分别增加至为85.4%及88.6%。然而荷载效应几乎没有变化。可见高阶振型虽然所占质量参与系数较大，却对结构的荷载效应贡献非常小。故对于本结构而言，虽然质量参与系数不足90%，但截断误差已远小于0.1，认为截取振型数量已能满足计算精度[10]。
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取屋架角点的最大位移以及柱间支撑的最大轴力作为对比指标进行振型分解反应谱法即时程分析法的对比。X向震动及Y向震动时的位移结果数据见表3及表4。振型分解反应谱法X向震动及Y向震动时柱间支撑的最大轴力分别为22.8 kN，18.1 kN。通过表3、表4以及表2的数据可见，无论是位移还是柱间支撑内力，时程分析法均大于振型分解反应谱法。在X向震动时，呈现EI Centro波>Northridge波>人工波>振型分解反应谱法的顺序，在Y向震动时，呈现Northridge波>EI Centro波>人工波>振型分解反应谱法的顺序。人工波是与振型分解反应谱法最接近的，但地震效应仍然高出反应谱法80%以上
节点号 振型分解反应谱法 EI Centro波 Northridge波 人工波 Dx Dy Dx Dy Dx Dy Dx Dy 105 2.467 1.951 9.628 6.810 6.320 4.401 4.796 4.131 106 2.381 2.031 9.587 6.470 6.130 4.062 4.575 4.834 123 0.300 2.069 1.219 6.579 0.705 4.072 0.905 4.859 126 0.231 1.961 0.953 6.890 0.490 4.362 0.800 4.237 Table 3.
Maximum displacement of roof corners while seismic is input in X direction mm 节点号 振型分解反应谱法 EI Centro波 Northridge波 人工波 Dx Dy Dx Dy Dx Dy Dx Dy 105 0.377 2.607 1.277 5.641 1.120 7.896 0.607 4.596 106 0.633 3.031 1.646 6.717 2.077 9.061 1.196 4.981 123 0.084 3.034 0.302 6.703 0.222 9.037 0.212 4.992 126 0.150 2.616 0.374 5.639 0.452 7.909 0.285 4.599 Table 4.
Maximum displacement of roof corners while seismic is input in Y direction mm
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本文通过振型分解反应谱法与弹性时程分析法的地震效应结果对比，得出以下结论：
1)对于换流站阀厅这种钢筋混凝土-钢混合结构，振型分解反应谱法对于地震效应的计算结果可能偏低。在高烈度地区(地震效应可能其控制作用)，应采用时程分析法作为补充计算。
2)当振型分解反应谱法取计算振型50阶及150阶时，X向质量参与系数分别约为30%及85%，但计算得到的结构位移几乎没有区别。说明高阶振型对结构地震荷载效应贡献很小。
3)本文仅分别在X向及Y向进项单向地震作用计算，对于这类不规则结构后续研究可针对在双向地震作用下的地震效应。
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