朱鹏;郝浩;刘扬明;屈文俊
【摘 要】通信机房走线架结构多为吊挂体系,抗侧刚度较弱.地震作用下结构顶部位移响应过大,普遍不能满足生命线工程的抗震设防要求,需要对走线架结构进行抗震加固.针对走线架在地震作用下侧移过大,抗震性能较差的特点,通过走线架下方增加支撑架及吊挂系统增设交叉柔性支撑,提高结构抵御地震作用的能力.利用ANSYS有限元软件,对一案例加固前后走线架建立了整体有限元模型并进行弹塑性时程分析,分析抗震加固后的地震响应,验证加固效果. 【期刊名称】《结构工程师》
【年(卷),期】2015(031)001
【总页数】10页(P82-91)
【关键词】通信机房;走线架结构;抗震加固;有限元模型;弹塑性时程分析
【作 者】朱鹏;郝浩;刘扬明;屈文俊
【作者单位】同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092;同济大学建筑工程系,上海200092
【正文语种】中 文
在役的通信设备吊挂走线架结构，整体抗侧刚度较弱，不能满足生命线工程的抗震设防要求[1]，需采取措施加固结构的抗侧力体系以提高抗侧刚度。本文建立的机房走线架有限元模型以上海某局房通信机房设备扩容的鉴定加固项目为依托，根据实测尺寸及走线架布置情况，建立机房走线架结构的整体有限元模型，选定常用的El-Centro波及上海人工波SHWN2[2]，制定合理的加载工况，对走线架结构施以7度地震波，对其进行弹塑性时程分析，以研究走线架结构的抗震性能。尽管走线架与主体建筑结构间布置有少量侧向连接，但地震作用下其动力响应可以视为独立于主体结构[3]。通过对其有限元模型弹塑性时程分析可知，走线架结构的层间位移角和侧移峰值均较大。为此，对传统的通信设备吊挂走线架结构进行加固。对加固后的通信设备吊挂走线架结构重新建立有限元模型进行弹塑性时程分析，以验证加固效果。
该机房走线架采用的是高规格的镁铝合金上走线走线架，走线架上的线缆荷载通过其下方
布置的支撑架和上面吊杆传递到结构楼地板上。为了实现“三线分离[4]”，该机房桥架共设有三层，第一层桥架为电源走线架，主要布放电源电缆，第二层和第三层主要为通信电缆走线架，用来布放设备电缆、网线和光纤等通信电缆，各层标高依次为2.3 m，2.55 m，2.80 m，走线架的宽度为0.6 m。该局房的某Boss机房内走线架结构布置如图1所示。
燕窝饼目前，通信运营商高标准机房常采用的是镁铝合金材质的走线架。该走线架是由一些特定截面的杆件，通过弯折成直角的钢板及螺栓构成的半刚性连接件(图2)连接而成的多层空间架体，其主要承担上布的光纤、电缆自重，如图3所示。
镁铝合金走线架的竖向传力系统主要有两类：
(1)天花吊顶吊挂系统(图4)：竖向荷载可以通过上部螺杆及膨胀螺栓传导到上层结构楼板上。通信机房走线架体系的拉杆吊挂系统，在竖向荷载下，其主要承重构件为拉杆，不存在失稳的问题，能够充分发挥其材料的力学性能；但是这类结构安全储备低，抗震防线少，一旦拉杆失效，走线架结构将面临倒塌的危险。
阻燃双面胶(2)地面支撑系统(图5)：竖向荷载通过其下方合理布置的支撑架传递到下方结构楼板。与螺
杆吊挂系统相比，支撑架具有相对优良的抗侧刚度，可以减小走线架在水平力作用下的侧移；作为受压构件，其材料强度由于稳定问题而不能充分利用，同时由于走线架下方装置的阻碍，支撑架的位置不能根据走线架结构的受力分布而随意设置。
走线架主体结构(包括边梁、横担、支撑竖杆)以及下方的支撑架均采用4C型热挤压铝合金型材，进行喷砂及阳极氧化处理，其截面形式及尺寸如图6所示。走线架各杆件均通过L形固定件连结，该连接件采用Q345钢材，表面热镀锌处理。通过将L形固定件两端弯角卡入4C型材截面凹处，再用8.8级M6专用螺丝螺母上紧，实现各型材杆件的直角连接。L形固定件如图7所示。
郭小农等[5]通过对不同截面类型的6061-T6铝合金试件的材性试验，获得本文研究走线架型材杆件所采用的6061-T6型铝合金材料的物理特性。连接件采用的是Q345钢材，其物理力学性能可查《钢结构设计规范》。铝合金型材及钢连接件的材料性能如表1所示。
走线架结构的各边梁、横担、支撑架等采用的是6061-T6型铝合金材料[6]，各杆件的连接固定件采用的则是Q345钢材。本文有限元模型中定义了铝合金材料的多线性随动强化模型，图8位6061-T6型铝合金的应力应变曲线。各连接固定件Q345钢材的应力应变曲线可
以简化为理想弹塑性模型，如图9所示。
根据该局房Boss机房走线架布置情况，做适当简化，建立了机房走线架整体有限元模型。走线架主体及各支撑架均采用Beam188单元[7]，半刚性连接件[8-9]采用零长度非线性弹簧Combin39单元[7]来进行模拟。
在走线架竖向承重设计时，考虑了该局房交换/传输机房通信线缆初步统计结构，横担上承受的各类线缆荷载设计值取值为1.0 kN/m；在进行地震作用计算时，线缆重量无需考虑扩容或其他余量，走线架上线缆总重量为399.2 kg/m，相应折算为横担上线荷载为0.76 kN/m(77.6 kg/m)。根据我国建筑抗震设计规范，考虑走线架上线缆活载的组合值系数0.8，有限元模型上各横担的附加质量为62.08 kg/m。出线间隔
通过有限元分析软件ANSYS程序，对半刚性连接的机房走线架有限元模型，分别按双向El-Centro波及X向、Y向上海人工SHWN2波三种工况，输入7度设防下的罕遇地震波，对走线架结构进行弹塑性时程分析。本节走线架结构弹塑性时程分析计算输入的地震波工况如表2所示。走线架结构在7度设防的罕遇天然El-Centro波及上海人工SHWN2波作用下，结构动力响应对比结果如表3所示。
该机房吊挂走线架结构在当地设防烈度的罕遇地震作用下，顶部侧移峰值达到340.5mm，下部支撑架结构层的层间位移角达到14.6%(1/6.84)，远远超过《建筑抗震设计规范》关于钢结构弹塑性层间位移角1/50的限值。虽然目前没有相关规范对机房内铝合金[6]结构的侧倾角限值进行规定，但抗规中关于钢结构弹塑性层间位移角的限值具有一定的参考意义。走线架顶发生过大的位移响应，过大的水平位移使走线架与周边建筑主体结构发生碰撞；同时支撑架产生过大的侧倾而使结构整体倒塌、毁损。走线架结构的抗震性能极差，需要对其进行抗震加固。
毛毡包由表3对比结果可知，在同一烈度、同一水准的不同地震波输入时，以SHWN2地震波输入时，走线架结构顶部的位移及相对加速度响应，相对El-Centro计算结果较大，其差异较大，说明输入地震波的频谱特性对结构的动力反应的影响相当明显。由于上海人工波是考虑上海当地的场地特征及设计地震分组来进行拟合的，该地区场地属于IV类软弱土，软弱土层覆土较深，基岩埋深较厚，这样的场地对地震动有放大作用，且地震动长周期分量明显，与El-Centro波相比上海人工波特征周期也相对较大。因此，结构自振周期约为2.3 s的柔性走线架结构在同一烈度水准的上海人工波作用下，结构表现动力响应比其他地震波大得多。故随后走线架结构加固后的弹塑性时程分析均采用上海人工SHWN2地震波来进行分
桥架支撑架析。
针对该局房Boss机房走线架抗侧力构件布置的特点，通过在各组吊杆间设置交叉的柔性支撑，增加吊杆在走线架强方向抗侧刚度，在纵横向走线架相交的区域增设四立杆的复合式支撑架，以提高结构整体的抗侧移刚度。复合支撑架设置位置如图10所示。由于机房走线架下方有布设电源架、机柜等设备的需要，复合支撑架的位置不能随意布置，结合机房通讯设备的现场布置，选定纵横向走线架相交处进行复合支撑架的布设具有合理性。
在纵横向走线架交接处增设四立杆复合支撑架，在各组吊杆之间设置交叉柔性支撑，走线架原支撑数量和位置保持不变。加固后走线架整体有限元模型如图11及图12所示。走线架有限元模型局部网格划分信息如图13所示。
对加固后走线架结构进行动力模态分析，提取结构前四阶模态动力参数及相应各阶振型图如表4及图14—图17所示。
由表4及相应模态振型图可知，走线架结构的第一阶振型表现为结构X向平动，这是由于Y向吊杆间设置了交叉支撑，使得加固后Y向抗侧移刚度相对较大，X向平动模态提前发生。
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加固后结构二阶模态表现为整体扭转，说明结构的整体抗扭刚度仍不足，在水平力作用下，合力作用线与结构几何质心间存在偏差，结构易于发生整体扭转。结构在第四阶出现局部模态，该模态表现为在2轴、3轴间跨度较大区域，走线架层间整体性较差，发生相互侧移错动。说明加固后薄弱环节转移到该区域，需要在该区域增设支撑短杆加强整体性。对比加固前后结构各阶的自振频率，可知加固措施有效地提高了走线架结构整体的抗侧刚度。
在加固后走线架有限元整体模型上施以Y向上海人工SHWN2地震波，该地震波峰值加速度为220gal，步长0.02s，地震波持时30s。对结构进行弹塑性时程分析，提取得走线架上整体Y向位移及局部位移时程曲线如图18及图19所示。
由图18可知，加固后走线架在Y向地震波的作用下，走线架层整体峰值位移响应出现在底层桥架，发生于第6.7s，其峰值为29.6 mm，相对应的支撑架侧倾角为1.3%；由图19可知，走线架结构上的位移响应在局部区域(纵向走线架2轴、3轴线间跨度较大区域)得到放大，该区域走线架最大位移响应发生于6.74 s，该峰值为71.5 mm。结构位移响应区域如图20所示，由于走线架层间整体性较差，局部区域位移响应过大，这与图21中第四阶模态分析结果吻合。图21是走线架上速度响应时程曲线，其峰值为0.21 m/s，发生于6.58 s。
图22及图23是走线架顶部整体平均加速度及局部区域加速度响应时程曲线。结构在Y向地震作用下，结构整体峰值加速度响应出现在7.18 s，其峰值为4.33 m/s2，相应于Y向基底输入的2.20 m/s2(220gal)值其动力放大系数为1.97；同位移响应及模态分析结果一致，由于结构局部整体性不足的缺陷，部分区域加速度响应放大，该区域峰值加速度出现于6.74 s，峰值为7.34 m/s2，相应基地输入加速度值放大3.34倍。由于增强了走线架结构抗侧力体系的抗侧刚度，结构整体刚度增大，自振周期减小，结构上加速度响应加大，结构所受地震作用增大。
图24及图25是加固后走线架在Y向地震作用下，各结构层的侧移曲线和各层层间位移角时程曲线。由图24可知，走线架沿高度方向，最大侧移发生在桥架底层(支撑架顶)，这是由于对吊杆施加交叉支撑杆后，抗侧刚度大大提升，走线架主体结构在顶部交叉吊杆及支撑架底部柱脚支座的约束下，水平力下侧移主要发生在位于中间部位的底层和中间层桥架上，中间位置的桥架往外凸出。由图25可知，加固后走线架各层间的侧移变形主要集中在上层走线架和支撑架层，顶层桥架峰值层间位移角为0.0581(1/17.2)，而支撑架最大层间侧移角为0.0129(1/77.5)。
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