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大型火力发电厂主厂房结构体系
技术领域
本发明涉及一种大型火力发电厂大容量机组的主厂房结构体系，尤其涉及一种地震高烈度区大容量机组的主厂房结构体系。
背景技术
近年来，我国新建的大型火力发电厂主厂房大部分采用钢结构体系或钢筋混凝土结构体系。一般来讲，在高烈度区(8度抗震设防及以上)采用钢结构体系，认为钢结构具有更好的抗震性能；在低烈度区采用钢筋混凝土结构体系，以期节约造价。虽有个别电厂曾采用外包钢结构等结构体系，但都没有得到广泛应用。
大型火力发电厂的主厂房结构因为受工艺的限制而存在先天不足，其特点就是结构的质量和刚度在空间布置上都不均匀，主要表现在以下几个方面：
(1)结构为典型的框排架结构体系，在平面布置上刚度不均匀，排架部分刚度相对框架部分小很多；
(2)沿结构竖向，层的布置较为杂乱，存在大量的错层现象，即结构沿竖向刚度布置不均匀；
(3)结构中存在大量的设备，设备荷重较大，且布置服从工艺安排，即结构质量及其载荷在空间布置上不均匀；
(4)结构中存在大量的异型构件、异型节点，节点受力复杂，传力路经复杂；
(5)从总体来看，结构的空间整体性较差，高烈度区的抗扭问题严重，单纯的钢筋混凝土结构不满足国家标准和现行规范要求。
其中，钢结构体系分为纯框架体系、钢框架--支撑体系及钢框架--特殊支撑体系等。纯框架体系因刚度较小，主厂房高度较大而基本不采用。常用的钢框架--支撑体系一般需要设置大量的支撑，限制了工艺的布置和运行检修空间，并且造价较高、钢结构防腐涂层维护量大。钢框架--特殊支撑体系虽在国内也有少量应用，但因设计标准的缺乏而应用并不广泛。
混凝土结构体系可分为混凝土纯框架体系、混凝土框架--端部剪力墙体系。一般在低烈度区常用纯框架体系，在高烈度区则需要设置剪力墙。采用传统的钢筋混凝土结构体系(混凝土纯框架体系、混凝土框架一端部剪力墙体系)时，结构因材料本身的特点和结构布置的特殊性造成抗震性能不佳。研究结果表明，600MW主厂房在8度I类场地，某些结构布置、计算的限制条件能够基本满足国家抗震规范和行业标准的基本要求。事实上7度III类场地条件下，薄弱层侧移偏大和钢筋配筋过多造成施工困难的问题已经比较突出。
因此，有必要针对大型火力发电厂主厂房结构体系这种结构构件尺寸大、结构错层多、节点受力与变形异性大、刚度与质量分布不均匀程度大、水平向结构连续性差、结构整体性能差等问题，提出一种新的结构体系，以改善主厂房结构抗震性能及有效降低造价。
发明内容
本发明的目的是提供一种大型火力发电厂主厂房结构体系，可有效改善主厂房结构抗震性能、降低造价和维修费用以及保证电厂生产安全运行。
为了实现上述目的，本发明采取如下的技术解决方案：一种大型火力发电厂主厂房结构体系，包括由煤仓间框架及除氧间框架组成的框架部分和由汽机房排架组成的排架部分；框架部分采用实腹式型钢混凝土支柱，排架部分采用钢筋混凝土支柱；其中，框架部分的型钢混凝土支柱沿横向间隔布置有钢筋混凝土短剪力墙。
进一步的，钢筋混凝土短剪力墙横向布置于型钢混凝土支柱的两侧。
进一步的，框架部分的结构竖向采用混合结构，其中，煤仓间框架包括煤斗层，煤斗层以下为型钢混凝土柱，煤斗层以上为钢筋混凝土柱或钢柱，煤斗层大梁为型钢混凝土梁
由以上可见，通过对除氧间跨和煤仓间跨框架柱，即B、C、D列柱采用型钢混凝土柱，减小构件截面；排架部分采用钢筋混凝土柱，并在框架部分的柱列中间隔设置剪力墙，实现主厂房结构体系的良好抗震性能，并可灵活布置以满足各种复杂工艺情况；同时扩大该结构体系在7、8度区、600MW机组以上以及复杂工艺条件下火电厂主厂房结构体系设计的应用范围。相对于传统体系而言，其结构性能优良，且造价相对低廉，具有更好的抗震性能、柱截面减小、空间更方便工艺布置、后期维护成本低等优点。
附图说明
图1是本发明的平面布置图；
图2是本发明的立体图；
图3是本发明模型试验加载装置布置图；
图4是本发明SJD1、SJD2、SJD3、SJW1加载装置及仪表布置简图；
图5是模型结构地震反应时程输入加速度曲线；
图6是模型结构地震反应时程反应加速度曲线；
图7是模型结构地震反应时程主顶位移反应曲线；
图8是模型结构地震反应时程主顶荷载反应曲线；
图9是输入加速度2000gal峰值时模型结构地震反应时程输入加速度曲线；
图10是输入加速度2000gal峰值时模型结构地震反应时程反应加速度曲线；
图11是输入加速度2000gal峰值时模型结构地震反应时程主顶位移反应曲线；
图12是输入加速度2000gal峰值时模型结构地震反应时程主顶荷载反应曲线
以下结合附图对本发明的具体实施方式作进一步详细地说明。
具体实施方式
本发明的主厂房结构体系采用型钢混凝土框架--钢筋混凝土剪力墙混合结构，如图1、图2所示，本实施例的平面柱网纵向共12条轴线，主轴线间距在10～12m之间。为了便于说明，将结构体系的长度方向定义为横向，将结构体系的宽度方向定义为纵向。平面柱网横向共7条轴线，A至B柱列为汽机房框架，其一侧的4条横向轴线间距均为8.3m，B至C柱列为中间除氧间框架，其跨度10m，C至D柱列为煤仓间框架，其跨度为14m。其中煤仓间和除氧间为一体化的多层框架结构，而汽机房则采用排架形式。
框架部分采用实腹式型钢混凝土支柱101，如H800×400×16×24型钢，底层框架柱截面尺寸为700×1500mm²矩形截面；同时沿框架部分的横向柱列间隔布置钢筋混凝土短剪力墙100，该短剪力墙100横向布置于型钢混凝土支柱101的两侧。1～5层单片的短剪力墙100平面尺寸为400×3000mm²，6层以上单片的短剪力墙100平面尺寸为300×3000mm²。排架部分采用钢筋混凝土支柱102，底层柱截面尺寸为700×1200mm²的矩形截面。此外，钢筋混凝土剪力墙也可以根据需要横向布置于型钢混凝土支柱的一侧。
1～5层框架部分型钢混凝土支柱截面尺寸800×1200mm²和800×1400mm²，6层以上框架部分型钢混凝土支柱截面尺寸800×1200mm²。支柱均采用混凝土现场浇注，1～6层混凝土强度等级采用C50，6～9层采用C40。
各层梁截面尺寸从700mm～2400mm有多种尺寸，在荷载较大的部位不仅仅加密了梁间距，煤斗层为主梁加斜撑的八角形布置。
以下通过具体实施例及计算试验分析对本发明作进一步的说明：
本试验以1000MW机组主厂房结构体系为原型，采用SAP2000有限元软件对主厂房型钢混凝土框架--钢筋混凝土剪力墙结构体系进行有限元分析。
本实施例中的主厂房结构体系由11个开间组成，总长122m；结构总宽度为62m，由三个部分组成：汽轮机房跨度34m，除氧间跨度10m，煤仓间跨度14m；共9层，总高度为59.905m，其中第9层为突出屋面部分。主厂房结构按8度II类场地设计，构造按9度考虑。主体结构采用钢筋混凝土剪力墙，剪力墙布置在B、C和D柱列，墙厚300～400mm，剪力墙厚度满足《火力发电厂土建结构设计技术规定》的要求。考虑到汽轮机房A列柱的受荷较小而采用钢筋混凝土柱，B、C和D列柱所受荷载较大而采用型钢混凝土柱。梁采用钢筋混凝土构件(部分可以为型钢混凝土梁)，混凝土强度等级C45。结构框架部分抗震等级为一级，抗震墙的抗震等级为一级。
主厂房框排架结构主要构件截面尺寸如下：
汽轮机房平台柱：两端(1、12轴线)钢筋混凝土柱RC1000mm×700mm，其它采用钢筋混凝土柱RC700mm×700mm，混凝土强度等级C45；
A列：钢筋混凝土柱RC700mm×1200mm，混凝土强度等级C45；
B列：SRC800mm×1200mm，内置工字钢H800×450×18×24(含钢率3.66％)(Δ0.000m到Δ33.700m)，Δ33.700m以上SRC800mm×1000mm，内置工字钢H600×450×18×28(含钢率3.30％)，混凝土强度等级C45；
C列：SRC800mm×1400mm，内置工字钢H1000×450×18×24(含钢率3.50％)(Δ0.000m到Δ33.700m)，Δ33.700m以上SRC800mm×1000mm，内置工字钢H600×450×18×28(含钢率3.30％)，混凝土强度等级C45；
D列：SRC800mm×1200mm，内置工字钢H800×450×18×24(含钢率3.66％)(Δ0.000m到Δ33.700m)，Δ33.700m以上SRC800mm×1000mm，内置工字钢H600×450×18×28(含钢率3.30％)，混凝土强度等级C45；
剪力墙厚度：Δ0.000m到Δ33.700m(六层)厚度为400mm，Δ33.700m(六层)到Δ50.255m(八层)厚度为300mm，混凝土强度等级C45。
楼层板厚：150mm，混凝土强度等级C30。
荷载条件
1、恒载：主厂房结构体系中的恒载包括结构自重和外加恒载，计算分析时所有构件的自重SAP2000程序将根据其截面以及构件长度自动得出，经统计主厂房框排架结构恒载约为332600kN。
2、活载：主厂房结构体系中的活荷载主要有楼地面活载、屋面活载，及作用在结构上的设备荷载和管道荷载(包括设备及管道的自重，设备、管道及容器中的填充物重)，经统计主厂房框排架结构的活载约为122290kN。
3、检修荷载：结构体系的全部检修荷载主要集中在第四层，其中集中荷载为1440kN，均布荷载约为101300kN。
4、风荷载：主厂房结构高度较高，水平风和载作用对结构的受力会有影响，通过近似简化计算后，将风力作用简化为水平静力作用在主体结构上。
风荷载标准值按《建筑结构荷载规范》(GB50009-2006)进行计算。主厂房结构所处场地的基本风压为0.30kN/m2，是按照距地面高度10m，10分钟内，50年一遇条件给定的。地面粗糙度类别：地面粗糙度类别为B类。
5、重力荷载代表值：结构地震作用计算时，建筑的重力荷载代表值应取结构、设备、构配件重力荷载标准值和可变荷载组合值之和，可变荷载组合值系数按《火力发电厂土建结构设计技术规定》中的9.3.4条采用。
动力特性分析
1、框排架混合结构合理刚度确定
建筑结构应具有足够的强度及刚度，使其能够在预期强度地震作用下可靠工作。通过对在B、C、D跨横向布置四片、五片、六片、七片、八片剪力墙的结构整体变形，剪力墙承担水平地震作用比例和动力特性，得出在B、C、D轴列布置6片剪力墙的结构的刚度、层间变形基本满足现有规范与规程对主厂房结构的设计要求。
2、SAP2000中的模态分析是线性分析。SAP2000中通过生成一个分析工况，并将其设置为Modal来进行振型分析本次计算提取了15阶模态。
单向地震作用反应谱分析
(1)地震作用下剪力墙主厂房框排架结构变形呈弯剪型，结构下部变形以弯曲变形为主，上部变形以剪切变形为主；
(2)剪力墙框排架主厂房结构前几阶振型耦合作用明显，结构地震作用计算时振型组合应采用CQC法；
(3)由于结构的刚度中心靠近C、D跨的框架部分，而结构的质量中心在下部靠近排架部分，而结构上部质量主要由C、D跨的框架部分提供，为此结构纵向的偏心距e₁远大于结构在横向的偏心距e₂，横向地震作用下结构的扭转效应小于纵向地震作用。
场地类别对主厂房结构地震作用的影响
不同场地条件对主厂房结构的地震作用影响较大，I类场地条件下主厂房结构体系的地震作用为II类场地条件下的0.75倍左右，III类场地条件下主厂房结构体系的地震作用为II类场地条件下的1.25倍左右。IV类场地件下主厂房结构体系的地震作用为II类场地条件下的1.65倍左右。
主厂房结构体系中剪力墙的布置受到工艺的限制，无法布置长度较大的剪力墙，或者布置开洞的长剪力墙。I类和II类场地条件下主厂房结构体系容易满足现有抗震规范对结构层间侧移角限值的要求。要使主厂房结构体系在III类场地下满足结构层间位移角限值的要求，其布置的剪力墙的数目较多。此时对结构的变形要求，层间侧移要求更为严格。
双向地震作用反应谱分析
主厂房框排架结构地震作用计算时，将地震地面加速度作用在纵向(X向)、横向(Y向)，振型组合采用CQC法，方向组合采用的SRSS法。
主厂房框排架结构地震作用计算时，应进行平扭耦联的双向地震作用反应分析，双向地震作用对横向框架内力影响大于纵向框架；主厂房结构体系在双向地震作用使横向框架柱剪力增大幅度约5％-35％，且越靠近主厂房端部的柱剪力增大幅度越大。
双向地震作用对主厂房结构体系中横向框架柱剪力影响较大，但主厂房结构体系中短剪力墙承担了大部分地震作用。传统的钢筋混凝土框排架主厂房结构剪力墙，主厂房结构中框架柱承担的地震力较小。
本发明的主厂房结构体系中框架部分采用了型钢混凝土柱，型钢混凝土结构构件的变形及耗能能力优于传统的钢筋混凝土结构。
地震作用弹性时程分析
选取三条地震波对主厂房结构进行地震作用弹性时程分析。结果表明，本发明的弹性时程分析，三条地震波进行时程分析的计算结果满足现行《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)的相关规定：选择的三条时程曲线计算所得的结构的底部剪力小于振型分解反应谱法计算所得的结果的底部剪力的65％，时程曲线计算所得的结构的底部剪力的平均值不小于振型分解反应谱法计算的结构的80％。
荷载效应组合分析
为了考察结构在各种荷载共同作用下的反应，找出结构设计时最不利工况，以便对实际工程的设计起到一定的指导作用，对主厂房结构体系各种工况进行不同荷载效应的组合，包括标准组合、频遇组合、准永久组合、基本组合以及设计院提供的工况组合组合。根据不同工况组合进行计算分析，研究主厂房结构构件最不利内力组合，并对底层钢筋混凝土柱、型钢混凝土柱以及钢筋混凝土剪力墙进行了配筋计算。
竖向混合结构计算分析
以下对两种主厂房竖向混合结构体系进行结构布置，一种是SRC+RC柱竖向混合结构体系，结构煤斗大梁以下柱采用SRC柱，煤斗大梁以上采用RC柱；一种是SRC+S柱竖向混合结构体系，结构煤斗大梁以下柱采用SRC柱，煤斗大梁以上采用S柱。
分别对两种竖向混合结构进行有限元分析，研究结构的动力特性及地震作用下结构的受力性能，并进行了简单造价对比分析。
动力弹塑性分析
利用ANSYS为前处理软件剪力有限元模型，采用ABAQUS进行动力弹塑性分析，考虑地震作用下的大变形效应。为与试验能够进行对照，选取原型结构的一部分即试验模型的原型部位进行动力弹塑性分析。选取8节点实体单元C3D8模拟梁柱混凝土部位，选取三维杆单元T3D2模拟梁柱纵筋和箍筋部分，选取4节点缩减积分壳单元S4R模拟剪力墙、楼板和梁柱中型钢，选取三维线性梁单元B31模拟排架顶屋面梁。分析选用频谱丰富的ELCENTRO波，南北方向，时间间隔0.02s，地震持时12s。按照《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2002)5.5.2条要求，8度弹塑性动力时程分析加速度最大值调幅至400gal。地震波作用方向沿结构的横向。最后补充了9度罕遇地震的动力弹塑性分析，以验证主厂房结构在更强烈地震作用下的性能。
对原型结构建立有限元模型进行弹塑性分析，输入ELCENTRO波，加速度峰值为400gal，研究主厂房框排架结构在8度罕遇地震作用下结构的地震反应。
结论
(1)主厂房结构体系中出现了楼面板的多次缩进，各层层高、各层梁截面尺寸及各楼层承担的竖向荷载差别较大，这些因素造成结构刚度、质量沿竖向分布不均匀。主厂房的框架(B、C、D轴线)在4层(Δ16.725m)以上部分的长宽比约在4.0～6.2之间，长宽比较大引起上部结构扭转效应明显；
(2)剪力墙主厂房结构组成复杂，结构体系中各抗侧力构件刚度差别较大，竖向荷载分布差别较大，应采用空间计算模型进行该结构的计算分析；
(3)结构横向刚度太弱是造成主厂房结构体系扭转的主要控制因素，为减少扭转效应，宜在主厂房横向布置短剪力墙，且尽量分散对称布置；
(4)主厂房框排架结构刚度和质量沿竖向分布严重不均匀，结构前几阶振型耦合效应明显、扭转效应明显，宜按双向地震作用进行结构抗震设计；
(5)分析结果表明，按CQC法与SRSS法分别计算的地震作用基底反力效应，其差别在10％左右，主厂房剪力墙框排架结构地震作用计算振型组合应采用CQC法；
(6)计算分析表明，当主厂房结构的层间侧移角限值控制在1/650～1/850范围时，结构的P-Δ效应小于5％，主厂房框排架结构二阶效应可以忽略；
(7)计算分析表明，主厂房结构变形属弯剪变形(结构下部变形以弯曲变形为主，上部变形以剪切变形为主)，双向地震作用加剧了结构的扭转效应，结构的层间侧移角限值可以取为1/750；
(8)主厂房结构纵向与横向最大楼层地震作用均发生在Δ33.700m(六层)。底部纵向剪力墙承担的地震剪力占结构总基底剪力的67％，承担的倾覆力矩为结构总倾覆力矩的59％。底部横向剪力墙承担的地震剪力占结构总基底剪力的55％，承担的倾覆力矩为结构总倾覆力矩的48％；
(9)由于结构的刚度中心靠近CD跨的框架部分，结构的质量中心在下部靠近排架部分，而结构上部质量主要由CD跨的框架部分提供，结构在纵向的偏心距e₁远大于结构在横向的偏心距e₂，横向地震作用下结构的扭转效应小于纵向地震作用下的扭转效应；
(10)主厂房框排架结构地震作用计算，应进行双向地震作用下的平扭耦联抗震反应分析和设计。双向地震作用对主厂房结构横向框架内力影响大于纵向框架；双向地震作用较单向地震作用下横向框架柱剪力增大幅度约5％-35％，且越靠近主厂房端部，柱的剪力增大幅度越大；双向地震作用较单向地震作用下结构纵向框架柱的地震作用放大系数可取5％；
(11)剪力墙主厂房结构体系弹性时程分析表明，三条地震波进行时程分析的计算结果满足现行《建筑抗震设计规范》(GB50011-2001)的相关规定。并且三条时程曲线的基底剪力计算结果的平均值小于振型分解反应谱法的计算结果，该主厂房结构设计时基底剪力计算可直接采用振型分解反应谱法进行；
(12)分析结果表明，8度罕遇地震作用后结构50.255m标高最大横向位移为0.195m，为结构总高的1/257(相应模型拟动力试验值为1/232)，在考虑重力二阶效应和大变形的情况下，结构最终仍保持直立，满足“大震不倒”的设防要求。
(13)在8度罕遇地震作用下，模型结构最大层间位移角为1/127，发生在标高为16.725m的第四层，与模型结构拟动力试验结果相符，并且能够满足《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2002)对钢筋混凝土框架--剪力墙结构弹塑性层间角限值1/100的要求；
(14)在9度罕遇地震作用下，结构标高50.255m处楼层位移最大值为0.322m，为楼层标高的1/156；结构薄弱楼层为标高16.725m处楼层，最大层间位移角为1/77。不满足《高层建筑混凝土结构技术规程》(JGJ3-2002)对钢筋混凝土框架--剪力墙结构弹塑性层间角限值1/100的要求；
(15)主厂房结构形式的选择宜按抗震设防烈度选取，可参照表1.1。
表1.1剪力墙主厂房结构合理剪力墙数量

(16)表1.1中表明，随着剪力墙主厂房结构抗震设防烈度的提高，剪力墙数量增加。在8度IV类场地及9度以上地区时，结构的层间侧移不满足层间侧移的要求。
(17)计算结果表明，结构体系中存在大量的钢筋混凝土短柱，设计中应采用有效构造措施或设置型钢混凝土柱予以避免。
整体模型试验研究
以一火力发电厂12榀三列式型钢混凝土混合结构主厂房结构体系为原型，选取含有汽机跨、除氧间及煤仓间三跨三榀框排架子结构进行空间模型试验。整个模型结构试验在12.5m高双向L形反力墙--台座上完成，试验过程由计算机--电液伺服加载器联机系统控制完成。试验共分为三个部分，分别是模型的动力特性测试试验、模型结构拟动力试验和模型结构拟静力试验。
1)通过锤击法测定结构的动力特性。
2)首先进行拟静力单循环试验，正负向加载均有荷载控制，且在首次屈服前卸载，并测试出模型结构的柔度矩阵；
3)接着进行拟动力试验，输入EL-Centro波，加速度峰值依次递增；
4)在拟动力试验完成后，用水平力将其破坏，观察结构体系的最后破坏模式，确定该结构的变形与承载能力薄弱环节和部位，以获得结构的最大承载力和最大有效变形，从而全面考察结构的抗震性能，为建立结构的破坏准则与判定水平寻找依据。
模型试验加载装置布置如图3所示。
拟动力试验
拟动力方法是通过计算机和控制装置伺服作动器联合实现的，又称为计算机--试验机联机试验。该方法将计算机的计算和控制与结构试验有机的结合起来，吸收了拟静力试验和地震模拟振动台试验两种试验方法的优点，既能满足大型结构模型几何尺寸方面的要求又能够较为真实的再现地震动和结构反应，是目前普遍被认为比较理想的抗震试验方法。本试验采用了拟动力试验和拟静力试验进行结构抗震性能的研究。
本次试验分两个阶段进行，首先是拟动力试验(PDT-1～PDT-6)，输入的EL-Centro波峰值加速度从100gal一直增加到3000gal。拟动力试验完成后，进行拟静力试验，直至结构最终破坏。具体加载制度如表2.1所示。
表2.1试验加载制度

  试验编号  试验内容  PDT-1  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度100gal)  PDT-2  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度250gal)  PDT-3  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度500gal)  PDT-4  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度1000gal)  PDT-5  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度1500gal)  PDT-6  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度2000gal)  PDT-7  输入EL-Centro波N-S分量(峰值加速度3000gal)  PST  拟静力试验，加载比同拟动力试验，试验至结构最终破坏
试验结果
(1)模型结构裂缝开展过程
当输入加速度峰值为100gal(原型0.02g)、250gal(原型0.05g)时，模型结构处于弹性工作阶段，没有发现裂缝。模型结构输入加速度峰值达到500gal(相当于实际结构0.1g)时，底层D列横向剪力墙顶距梁底2cm处和墙底5cm处出现水平细微裂缝，标高4.1～4.8m处C列柱顶与煤斗梁交界处出现细微裂缝。模型结构输入加速度峰值达到1000gal(相当于实际结构0.2g)时，模型结构底层D列剪力墙底部和顶部以及柱西侧底部出现水平裂缝，底层B列柱顶和平台柱顶也出现裂缝，煤斗梁下剪力墙根部出现水平裂缝，该地震工况作用框架柱已经承担的水平剪力比例增大。模型结构输入加速度峰值达到1500gal(相当于实际结构0.3g)时，模型结构底层构件开始出现一些裂缝。模型结构输入加速度峰值达到2000gal(相当于实际结构0.4g)时，模型各构件开始出现较多裂缝，部分构件裂缝已经贯通。需要注意的是D列中间柱，没有设置剪力墙，在先前几个地震工况中均没有裂缝出现，在此工况下柱底才出现一些裂缝。模型结构输入加速度峰值达到3000gal(相当于实际结构0.6g)时，模型结构各构件出现大量裂缝，并延伸贯通。底层D列剪力墙出现大量交叉斜裂缝；C列柱一层、二层节点出现交叉斜裂缝，梁上与横向剪力墙连接处，出现交叉斜裂缝并向跨中发展；标高4.1～4.8mC-6短柱两侧出现许多整体交叉斜裂缝。此工况下，构件裂缝大量开展，使得结构刚度下降较多。地震反应时程曲线图参照图5至图12。
拟静力试验
拟静力试验按位移控制，具体步骤以及各位移作用下结构的荷载反应见表2.2所示：
表2.21#、2#、3#作动器位移(mm)

当结构中间位移达到45mm时，底层D列横向剪力墙约束边缘构件钢筋屈服，模型各构件裂缝充分发展，底层剪力墙水平裂缝宽度达到0.5mm，墙底混凝土压酥，开始剥落；当结构中间位移达到75mm时，底层剪力墙底混凝土大量剥落，约束边缘构件钢筋全部拉断，紧相邻的两根竖向分布钢筋也被拉断，横向剪力墙已不能承担水平地震剪力作用，此时结构中间荷载达到最大309.6kN。当结构中间位移达到120mm时，D列煤斗梁下剪力墙混凝土大量剥落，钢筋拉断；当结构中间位移达到160mm时，此时中间荷载达到258.1kN，下降到极限荷载的83.4％，这时认为结构最终破坏。
试验结果
(1)动力特性
通过对模型结构动力特性测试，并通过相似关系换算到原型上，该混合结构体系的基本周期为1.3s。模型结构频率与输入最大加速度关系见表2.3。
表2.3模型结构的频率与输入最大加速度的关系
  工况  模型频率(Hz) 模型周期(s)  原型频率(Hz) 原型周期(s)  试验前  4.5640 0.2191  0.7715 1.2961  100gal  4.2937 0.2329  0.7258 1.3778  250gal  4.1719 0.2397  0.7052 1.4180  500gal  4.0568 0.2465  0.6857 1.4583  1000gal  3.8704 0.2583  0.6542 1.5286  1500gal  3.6311 0.2754  0.6138 1.6292  2000gal  3.1289 0.3196  0.5289 1.8907  3000gal  2.6983 0.3706  0.4561 2.1925
结构在500gal表面出现开裂后，频率降低不太明显，说明刚度下降不大。在受到加速度1500gal地震作用后，结构开裂加重，刚度下降迅速，模型结构的频率迅速降低。
(2)结构滞回特性及耗能能力
在1500gal以前结构基本都处于弹性工作状态，滞回曲线没有明显的捏缩。当地震作用达到1500gal后，由于结构各构件出现较多裂缝并延伸，曲线有了捏缩现象，但并不显著。从1500gal以后的滞回曲线还可以看出，在过了反应最大峰值点后，随之而来的下一地震作用施加于结构上时，结构刚度已经明显降低。从拟静力试验位移-荷载滞回曲线来看，结构的延性达到了3.0以上，而且滞回曲线丰满，滞回面积较大，说明结构的耗能能力还是比较好的。
分析试验得出的骨架曲线，可知该型钢混凝土混合结构的骨架曲线没有明显的拐点，下降段较长、较平缓，说明其变形能力较强，延性好。
(3)结构刚度退化规律
随着地震作用的不断增加，结构中的钢筋混凝土横向剪力墙首先开裂，并且随输入加速度峰值的增加，结构的损伤逐渐加重，刚度逐渐退化。在输入加速度达到500gal之前，模型结构没有裂缝出现，结构刚度基本上没有变化。当结构开裂以后，刚度下降迅速，到3000gal时，刚度下降到初始刚度的一半。从结构位移反应曲线来看，结构反应明显滞后于地震作用。说明结构刚度明显降低。从结构位移-荷载滞回曲线来看，曲线在地震作用达到2000gal后，出现捏缩现象，也进一步说明了结构刚度的降低。
(4)结构变形性能和承载力
在弹性阶段，模型结构正负向的整体侧移都小于1/1400，并且两个方向数值基本一致。在模型结构开裂后(500gal左右)，结构的整体位移有明显的增加，侧移达到近1/600，此时结构的正负向位移分别为5.086mm和-4.968mm，结构在推拉两个方向的位移表现较为对称。随着输入加速度峰值的增加，结构的整体位移有显著的增加，结构位移的不对称趋于明显但变化缓慢，在输入最大加速度3000gal时，结构的整体侧移在正负向分别达到1/169和1/151。最后拟静力试验结构最终破坏时，结构侧移达到了1/43。
(5)典型构件受力性能分析
在钢筋混凝土框架--剪力墙结构体系中，地震作用产生的水平力由框架和剪力墙共同承担，竖向荷载主要由框架承担。两种结构在民用建筑中通过楼板联系在一起，而在大型电厂中由于设备要求有时则直接联结在一起。剪力墙与框架刚度不同，变形形式也不同，剪力墙以弯曲型变形为主，而框架结构则以剪切型变形为主，两种结构共同作用形成弯剪变形体系，从而减少了顶层位移和层间位移，提高了整体结构的刚度。这是由于框架为剪切型变形，上部层间变形小，下部层间变形大；而剪力墙为弯曲型变形，上部层间变形大，下部层间变形小；协同工作后，框架的下部层间变形和剪力墙的上部层间变形都相应的减小，从而减小了整个结构的层间变形和顶点位移，提高了结构的刚度。一般来说在结构的上部，框架承担了大部分水平力；而在结构的下部，则大部分剪力由剪力墙承担，从而提高了整个结构的抗侧力性能。
从框排架混合结构体系整体上受力分析，D列横向剪力墙为整体结构抵抗横向水平地震作用的第一道防线，型钢混凝土框架为第二道防线。当底部横向剪力墙约束边缘构件钢筋屈服后，剪力墙承担的水平地震剪力比例为62.8％。当模型结构位移达到极限位移时，型钢混凝土框架柱中型钢也未屈服，型钢混凝土框架承载力储备较高。
煤斗梁是整体结构中比较重要，也比较特殊的构件，它承担的荷载最大，而且在试验中，作为主控作动器直接作用构件，它还承担着给整体结构传递地震力的作用。
以上根据模型结构的拟动力试验研究结果，本发明的主厂房结构体系在输入加速度峰值500gal时，结构基本处于弹性阶段，能满足“小震不坏”的要求；在输入加速度峰值2000gal时，本发明的主厂房结构体系能满足“大震不倒”的要求。
根据模型动力特性测试结果，通过相似关系换算到原型结构，得到主厂房结构体系的基本周期为1.296s。使用有限元软件计算得到的基本周期为1.515s，考虑到模型缩尺后的尺寸效应和以往试验的经验，认为试验测试的结构基本周期和计算分析的结果具有很好的一致性。
主厂房型钢混凝土--剪力墙结构体系第一振型为横向平动，第二振型为纵向平动，第二周期与第一周期的比值为0.95，纵横方向的刚度相差不大，刚度均匀。可以有效减小扭转效应的影响。
模型结构在试验过程中，底层构件开裂的顺序是：横向剪力墙-B列柱、D列柱A列柱、1/A列柱-C列柱。横向剪力墙很好的起到了第一道抗震防线的作用，它不仅延缓了设置剪力墙框架柱的开裂，更是大大延缓了未设置剪力墙框架柱的开裂。
当底部横向剪力墙约束边缘构件钢筋屈服后，剪力墙承担的水平地震剪力比例为62.8％。当模型结构位移达到极限位移时，型钢混凝土框架柱中型钢也未屈服，型钢混凝土框架承载力储备较高。
根据模型结构位移-荷载滞回曲线和骨架曲线，该混合结构耗能能力较强，当底部横向剪力墙边缘约束构件钢筋发生屈服后，结构荷载上升至极限荷载，然后再下降到极限荷载的83％这段过程比较平缓，结构体系的延性较好，变形能力较强。
该主厂房混合结构体系质量和刚度分布不均匀，根据模型结构拟动力和拟静力试验现象，D列剪力墙底层、煤斗大梁底下剪力墙以及煤斗层和除氧器层间未布置剪力墙的短柱是比较薄弱的环节，在设计中应当重视。
在相同地震荷载作用下，型钢混凝土柱-钢筋混凝土变截面梁异型节点(SRC-RCB)小梁一侧钢筋和型钢先于大梁一侧屈服，最后达到极限状态时，也是小斜压杆混凝土先压碎破坏，因此这种异型节点抗剪承载力取决于小核心区的承载力，因此小核心区的混凝土强度等级、尺寸、配筋等应该重点关注。SRC-RCB节点由于型钢混凝土柱的存在，加强了钢筋混凝土部分的抗剪性能，比钢筋混凝土异型节点，承载力有所提高，耗能能力大为改善；
煤斗大梁和除氧器大梁之间柱可视为超短柱，虽然采用型钢混凝土结构，改善了其延性和耗能能力，但在水平地震作用下，破坏较重，因此应该重点关注。
该主厂房混合结构体系C、D列柱煤斗层以上部分按钢筋混凝土构件设计，根据试验现象和数据分析，该部分构件变形能力较好，承载力也满足要求，该方案可行。
节点试验研究
本次试验研究以火力发电厂新型框排架结构体系型-钢混凝土混合结构为原型，建立10个节点模型进行试验研究。模型缩尺比取1∶5，考虑到试验室的条件，设计时试件的总高度均为2550mm。各试件参数见下表2.4。
表2.4节点试件参数表(a)

表2.4节点试件参数表(b)

表2.4节点试件参数表(c)

表2.4节点试件参数表(d)


本次试验采用拟静力试验方法，加载制度为力-位移混合控制。在试件屈服前，采用荷载控制分级加载，屈服后采用位移控制加载直至试件破坏。在试验过程中采用人工检查的方法确定开裂荷载。
据试验研究目的，本次试验量测各试件节点区的位移、梁的变形，节点的变形、柱的变形；量测各试件柱顶的水平位移，梁端混凝土变形和应变；量测各试件节点区型钢应变、钢筋和混凝土应变。
加载装置
本试验水平加载设备采用美国MTS公司电液伺服试验系统。水平作动器的出力为+1000kN、-667kN，冲程为±350mm。竖向荷载由出力为1000kN油压千斤顶施加。试件底座为铰接(通过槽道上的螺栓及固定铰接装置实现)。加载装置如图4所示，图4中1是荷载传感器，2是油压千斤顶，3是拉压千斤顶。
试验结果
(1)节点破坏形态分析
根据试件破坏的特点，节点的破坏形态可表现为梁端塑性铰破坏、柱端塑性铰破坏、锚固破坏、核心区剪切破坏。而本次试验的10个节点(含子结构试件)由于内部钢筋型钢配置的区别、外部梁柱尺寸的差异以及组合结构形式的不同，在其自身破坏后主要呈现出以下几种破坏形态。
柱端塑性铰破坏
在本次试验中有四个试件出现了此种破坏形式，分别是SCC1、SCC4、SCC5和SCC6，其中SCC1和SCC5发生的是上柱端破坏，其余二者则在下柱端部形成塑性铰而破坏。
主要破坏特点为节点试件在压、弯、剪综合作用下破坏，在弯矩及轴向压力作用下，柱端混凝土受压破坏，柱筋压曲，箍筋外鼓或崩断，最终在柱端形成塑性铰而发生破坏。4个试件在破坏时，其核心区裂缝并没有充分开裂，这是由于试件在较大的压、弯、剪力综合作用下柱端部过早的出现不利裂缝，并随着荷载的增加迅速扩展和相互贯通，造成柱端局部混凝土压溃、劈裂，因而核心区的箍筋和型钢腹板尚未达到其极限抗剪承载力时，柱端形成的薄弱环节使得试件所受荷载不能再进一步提高，刚度严重退化，随着柱端的破坏加剧，试件迅速屈服，直至柱端混凝土成块状脱落，柱筋外露，纵筋屈曲，箍筋外鼓，承载能力大幅下降，最终导致试件破坏。柱端的是否破坏是框架破坏的决定性因素，合乎抗震要求的理想节点是满足强柱弱梁要求的梁端塑性铰破坏，如柱端先出现塑性铰，要求采取合理的构造措施在保持竖向承载能力前提下仍具有必要的延性。此种破坏形式为比较不利的脆性破坏，应设法避免。而本次试验由于是比较特殊的大型火力发电厂的异型节点及子结构试验，深梁截面高度远远超过了与其连接的柱子的截面高度，梁、柱强度和刚度相差悬殊，对于这种“强梁弱柱”型结构，柱端塑性铰的形成也在意料之中，可以加强柱端塑性铰区内的构造措施，限制柱纵向受力筋或型钢之间的距离，加密柱端塑性铰区域内的箍筋，或采取其他加固措施，以提高柱端塑性铰的转动能力，增强其延性。
粘结锚固破坏
此类破坏主要是指由于梁内受力钢筋锚固长度不足，在反复荷载作用下，钢筋与混凝土的粘结先行破坏，钢筋出现滑移，使得混凝土和钢筋的组合作用大大降低，以致混凝土局部压酥，梁筋拔出，直至破坏；粘结力是保证钢筋与混凝土协同工作的纽带，构件加荷以后的强度、刚度降低等都与粘结力的退化有直接关系。而从试验结果看，试件SCC3主要呈现的是此种破坏，由于在小梁端部钢筋发生了较为明显的粘结滑移，梁柱钢筋和混凝土之间过早的退出了协同工作，使柱侧水平裂缝迅速加大拓宽，局部的混凝土压酥和劈裂现象加重，形成结构的薄弱环节，在低周反复作用的加荷制度下引起了强度和刚度的较大退化，试件承载能力出现明显停滞和下降，最终破坏。从钢筋应变片试验数据分析结果看，此时梁筋一般尚未达到其屈服强度。对于此类破坏，也应设法避免，属于比较不利的脆性破坏，在设计时可以从保证锚固强度，加强钢筋和混凝土的粘结力方面采取一些措施；同时实际工程应用中的施工质量问题也值得关注，精心的施工从某些方面来说也能较好的避免此类破坏的发生。
核心区破坏为压剪破坏
其具体破坏情况为试件在水平作用力下，由于节点核心区抗剪强度不足，在核心区混凝土上产生斜向对角裂缝或交叉斜裂缝，破坏严重时混凝土成块剥落，箍筋外鼓或崩断。试件SJD1、SJD2、SJD3、SCC2和SJW1均属此类破坏。
5个试件的节点核心区破坏形式比较理想，裂缝开展比较均匀充分。在核心区初裂前，斜压杆机构作为主要的传力方式发挥作用，即由混凝土来承担大部分的竖向和水平剪力，核心区内钢筋和型钢承担的剪力较小，随着加载的继续，核心区出现第一条斜向对角裂缝(核心区初裂荷载一般在继续荷载的45％到55％之间)，钢筋和型钢承担的剪力逐渐增大，而混凝土承载力趋于平稳，即试件进入裂缝均匀开展阶段，当荷载继续加大后，核心区裂缝开始扩宽加大并不断有新的斜向对角缝开展，主斜裂缝已明显形成，呈十字交错的裂缝将核心区混凝土表面分割成许多的菱形小块，此时箍筋和型钢腹板所承受的应力急剧加大，混凝土基本退出工作，在加载后期桁架机构已成为主要的传力方式，随着荷载的进一步加大，钢筋和型钢均分别屈服，结构达到承载力极限状态，改用位移控制并在一定位移循环后试件刚度明显退化、承载能力下降，最终形成破坏。值得注意的是，在所有加配短肢剪力墙的子结构中，剪力墙的裂缝开展情况比较理想，水平抗剪裂缝均匀充分，较好的完成了其“第一道抗震防线的”任务，对于节点抗剪承载能力的提高有着不小的贡献；而其中唯一同时带有纵向和横向短柱剪力墙的节点SJW1，则在梁的上、下端部墙体边缘处，由于梁端部较大的弯矩和剪力综合作用下发生了不同程度的破坏，而梁端部也明显出现了较多的十字劈裂裂缝，在墙体和梁上开展的大部分抗剪裂缝说明墙体能较好的分担结构所承受的剪力作用，这也更加充分的体现了在柱侧配置横向短肢剪力墙的合理性。
(2)节点变形性能
十个节点及子结构试件，大部分的延性和变形较好，在相同的轴压比作用下，通过对比结构的骨架曲线后发现，在柱子或梁内配置一定的型钢后可以明显改善结构的整体延性，有效的提高其变形能力。而在不同的轴压比作用下，通过对比发现，在一定的范围内，随着轴压比值的增大，结构的承载力有相应的提高，但试件的整体延塑性发展和变形能力会有一定程度的降低。
(3)节点延性性能
试验表明，节点核心区剪切破坏的SRC节点，其位移延性系数约为3左右，而相同条件下的RC节点仅为0.2左右。一般的梁端弯曲破坏的SRC节点，其位移延性系数可以达到4以上。但由于这是大型火力发电厂中的异型节点，梁由于工艺需要多为深梁，一般不会发生梁端弯曲破坏。对SRC来说，核心区型钢腹板达到屈服可作为节点屈服的标志，由于腹板屈服有一个从局部逐步扩展的过程，因此在F-Δ曲线上不一定有明显的拐点。另外，由于型钢承担着较大的节点剪力，此时节点箍筋虽参与工作，但部分箍筋尚未屈服，对核心区混凝土仍有较强的约束作用，翼缘框的应变也很小。腹板屈服一般比梁的纵向钢筋屈服要晚，故所得的位移延性是偏低的。
SRC节点延性与普通钢筋混凝土比较，具有更加良好的延性性能，其原因应归于型钢的塑化作用。普通RC节点核心区剪切破坏后，承载力急剧下降，位移延性很小，而SRC节点达极限荷载后承载力下降速度缓慢，达到极限位移，承载能力仍维持在极限荷载的80％左右，故有效位移增加。
(4)节点耗能能力
试验型钢混凝土节点与以往普通的钢筋混凝土节点相比较，由试件的F-Δ滞回曲线可以看出：(1)RC节点在核心区严重开裂后，梁筋逐步发生滑移，滞回环“捏缩”严重，耗能差。(2)纯钢节点的滞回环呈理想的纺锤形耗能很好。(3)SRC节点综合了混凝土和型钢两种材料的特性，其耗能能力介于RC节点和纯钢节点之间，滞回曲线介于纺锤形和滑移形之间。当节点屈服进入大位移后，裂缝开展较大，型钢与混凝土的粘结发生破坏，致使F-Δ曲线上表现出一些滑移型特征。但是SRC节点滞回环的丰满程度仍远远大于RC节点。
结论
(1)十个试件的破坏形态大致可分为：核心区剪切破坏、柱端塑性铰破坏和粘结锚固破坏。对于火力发电厂结构的异型节点，应加强柱端塑性铰区内的构造措施，限制柱纵向受力筋或型钢之间的距离，加密柱端塑性铰区域内的箍筋，或采取其他的加固措施，以提高柱端塑性铰的转动能力，增强其延性；由于梁柱钢筋和混凝土之间过早的退出了协同工作，在低周反复作用的加荷制度下强度和刚度的较大退化，在设计时应保证锚固强度，加强钢筋和混凝土的粘结力方面采取一些措施，同时要加强施工质量；核心区剪切破坏试件，斜裂缝开展较均匀，传力方式明确，主斜裂缝明显形成，核心区混凝土表面分割成许多的菱形小块，钢筋和型钢均已达到屈服。
(2)在所有加配短肢剪力墙的子结构中，剪力墙的水平裂缝较为均匀，较好的完成了“第一道抗震防线”的任务，对于节点抗剪承载能力的提高有很大的贡献。
(3)型钢混凝土梁柱节点在低周反复荷载下有较好的强度、刚度和延性，可提高节点的抗裂度和受剪承载力，增加结构的耗能能力，可防止节点脆性破坏，特别适用于地震区的建筑中。
(4)型钢混凝土梁柱节点的受剪承载力可由混凝土、型钢腹板与节点箍筋三部分组成。由于型钢翼缘框对核心区混凝土的约束作用，使节点的抗裂度和极限承载能力优于RC节点；型钢腹板是SRC节点抗力构件之一；箍筋的抗剪作用主要在腹板屈服以后才发挥，使核心区裂缝宽度和混凝土的剪切变形有所减小，延缓节点的破坏过程，故SRC节点核心区的最小配筋率应按“延性强度”双重准则确定。
(5)由于柱传下的轴力可以使上下柱截面中混凝土受压区面积加大，斜压杆的作用加强，故在一定范围内轴压力可以提高混凝土的抗剪强度，使节点的抗剪承载力有所提高。
(6)型钢混凝土节点的延性好于普通钢筋混凝土节点的延性，在柱子或梁内配置一定的型钢后可以明显的改善结构的整体延性，有效的提高变形能力；轴压比的增大虽然可以提高试件的承载能力，但是会降低试件的整体延塑性发展和变形性能。
(7)型钢混凝土节点在开裂、屈服直至破坏的全过程中，曲线变化较普通钢筋混凝土平坦，刚度下降缓慢。这表明型钢混凝土节点较普通钢筋混凝土节点具有良好的后期变形能力和后期承载能力，符合大震不倒的抗震原则。其中，短肢剪力墙不但增加了刚度，而且在很大程度上延缓了刚度退化。
(8)SRC节点综合了混凝土和型钢两种材料的特性，耗能能力介于RC节点与S节点之间，滞回曲线介于滑移形和纺锤形之间；由于异型节点的不对称性，此次试验所得滞回曲线也同样具有不对称性；短肢剪力墙提高了异型节点的耗能能力，使滞回曲线更趋于饱满。
(9)斜压杆、桁架机构等型钢混凝土节点的传力方式对型钢混凝土异型节点同样适用，只是对于型钢混凝土异型边节点受力最大部位与钢筋混凝土异型边节点一样，均为“小核心”部位；型钢混凝土完全错开子结构的最大受力位置也是在节点的“小核心”位置处。
(10)随着错层高度的增大，子结构中间部位逐渐从整个节点所受水平剪力的最大位置转变为节点的最小位置，完全错开300mm的子结构上下节点的受力及抗震性能更像是普通中间层边节点；完全错开300mm的子结构在其上下节点部位可按照中间层端节点抗剪承载力公式计算，错层部位可按柱抗剪承载力公式计算配箍。
(11)错层高度对节点受力性能的影响是很明显的，这主要是因为错层高度的变化引起了节点受力机理的改变，随着错层高度的增加，节点受力逐渐从类似中节点的情况向端节点方向过度。对于不完全错层的节点，斜裂缝主要集中在上、下柱节点部位，尤其是上柱的小核心区，中间没有错开部分由于相互约束没有大的斜裂缝出现；错开100mm的子结构试件，斜裂缝主要集中在上、下柱节点部位，尤其是上柱的小核心区，错层部位有明显的倒“S”形斜裂缝，具有端节点和中节点的破坏特征；配置型钢柱的试件，其错层部位的斜裂缝比普通柱的明显少；完全错开300mm的子结构的斜裂缝在上下柱节点部位更像是普通中间层端节点，特别是上柱节点区形成了相互交叉的斜裂缝，而完全错开部位没有出现斜裂缝。
(12)子结构中梁纵筋在节点区的锚固性能优于中间层中节点梁纵筋的锚固性能，使得子结构在耗能性能上优于中间层中节点。
(13)子结构在加载方向不同时形成的传力机构也不相同。正向加载时，节点区主压应力所形成的主要斜压杆是在上柱节点区小核心沿对角线分布，而下柱节点区下部斜裂缝沿平行于柱边缘形成竖向压杆；反向加载时，主要斜压杆在上柱小核心仍沿对角线分布，由于变柱截面和型钢梁约束的影响，下柱节点区下部斜裂缝沿对角线开裂不明显；随着错层高度的降低，正向加载时，斜压杆逐渐重叠，裂缝呈贯穿节点的趋势。
(14)随着错层高度的减小，节点区上下部分的斜压杆逐渐重叠，裂缝贯穿节点，形成沿节点区对角线分布的斜压杆；而主拉应力由分布在节点区上下两端逐渐变得集中(正向)。从总体趋势看，随着错层高度的降低，子结构的传力机构由中间层端节点逐步向中间层中节点过度。在配筋相同条件下，错层高度减小将使上下部分受力逐渐重叠，节点区受力增大，节点受力条件逐步变得不利。
通过以上计算分析及试验研究，本发明采用的型钢混凝土框架--剪力墙结构体系是一种适合于地震高烈度区大容量机组的主厂房结构体系，其结构性能优良，且造价相对低廉。相对于传统体系而言，它具有更好的抗震性能、柱截面减小、空间更方便工艺布置、后期维护成本低等优点。本发明可实现混合结构体系在7度区、8度区、600MW机组以上以及复杂工艺条件下火电厂主厂房结构体系设计过程中的应用。
以上采用有限元软件对多种传统框排架主厂房结构体系进行了计算、对比分析，提出了满足工艺条件要求的型钢混凝土柱-钢筋分散式剪力墙抗侧力新型混合主厂房结构体系。对新型混合结构体系进行了模态分析、振型分解反应谱法和时程法地震反应分析，进行了1/7新型结构体系整体模型拟动力和1/5混合节点构件模型伪静力试验研究。研究工作表明，传统的主厂房混凝土框排架结构体系仅适用于低烈度区，端部增加剪力墙后，结构刚度更加不均匀，存在先天不足；钢结构体系虽抗震性能优于混凝土结构体系，但造价昂贵且后期维护费用大。表3为传统主厂房结构体系与本发明结构体系的对比表。
新结构体系的基本特点如下：
抗震及使用性能优良。
具有良好屈服后延性，具有良好的冗余度，符合生命线工程的基本要求。
结构整体刚度较大且比较均匀，在地震作用下结构位移也较小，客观上也能更好的保证工艺设备的安全。
相对钢结构体系而言，它具更低的造价，并且后期维护和使用费用更加低廉。而且避免设置大量的支撑，方便检修。
表3传统主厂房结构体系与本发明结构体系的对比表