朱 鵬 郝 浩 劉揚明 屈文俊

(同濟大學建筑工程系， 上海 200092)

通信機房吊掛走線架結(jié)構(gòu)抗震加固分析

朱 鵬*郝 浩 劉揚明 屈文俊

(同濟大學建筑工程系， 上海 200092)

通信機房走線架結(jié)構(gòu)多為吊掛體系，抗側(cè)剛度較弱。地震作用下結(jié)構(gòu)頂部位移響應過大，普遍不能滿足生命線工程的抗震設防要求，需要對走線架結(jié)構(gòu)進行抗震加固。針對走線架在地震作用下側(cè)移過大，抗震性能較差的特點，通過走線架下方增加支撐架及吊掛系統(tǒng)增設交叉柔性支撐，提高結(jié)構(gòu)抵御地震作用的能力。利用ANSYS有限元軟件，對一案例加固前后走線架建立了整體有限元模型并進行彈塑性時程分析，分析抗震加固后的地震響應，驗證加固效果。

通信機房， 走線架結(jié)構(gòu)， 抗震加固， 有限元模型， 彈塑性時程分析

1 引 言

在役的通信設備吊掛走線架結(jié)構(gòu)，整體抗側(cè)剛度較弱，不能滿足生命線工程的抗震設防要求[1]，需采取措施加固結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力體系以提高抗側(cè)剛度。本文建立的機房走線架有限元模型以上海某局房通信機房設備擴容的鑒定加固項目為依托，根據(jù)實測尺寸及走線架布置情況，建立機房走線架結(jié)構(gòu)的整體有限元模型，選定常用的El-Centro波及上海人工波SHWN2[2]，制定合理的加載工況，對走線架結(jié)構(gòu)施以7度地震波，對其進行彈塑性時程分析，以研究走線架結(jié)構(gòu)的抗震性能。盡管走線架與主體建筑結(jié)構(gòu)間布置有少量側(cè)向連接，但地震作用下其動力響應可以視為獨立于主體結(jié)構(gòu)[3]。通過對其有限元模型彈塑性時程分析可知，走線架結(jié)構(gòu)的層間位移角和側(cè)移峰值均較大。為此，對傳統(tǒng)的通信設備吊掛走線架結(jié)構(gòu)進行加固。對加固后的通信設備吊掛走線架結(jié)構(gòu)重新建立有限元模型進行彈塑性時程分析，以驗證加固效果。

2 傳統(tǒng)通信設備吊掛走線架結(jié)構(gòu)概述及有限元計算分析

該機房走線架采用的是高規(guī)格的鎂鋁合金上走線走線架，走線架上的線纜荷載通過其下方布置的支撐架和上面吊桿傳遞到結(jié)構(gòu)樓地板上。為了實現(xiàn)“三線分離[4]”，該機房橋架共設有三層，第一層橋架為電源走線架，主要布放電源電纜，第二層和第三層主要為通信電纜走線架，用來布放設備電纜、網(wǎng)線和光纖等通信電纜，各層標高依次為2.3 m，2.55 m，2.80 m，走線架的寬度為0.6 m。該局房的某Boss機房內(nèi)走線架結(jié)構(gòu)布置如圖1所示。

圖1 上海某局房BOSS機房平面(單位：mm)

目前，通信運營商高標準機房常采用的是鎂鋁合金材質(zhì)的走線架。該走線架是由一些特定截面的桿件，通過彎折成直角的鋼板及螺栓構(gòu)成的半剛性連接件(圖2)連接而成的多層空間架體，其主要承擔上布的光纖、電纜自重，如圖3所示。

圖2 半剛性連接節(jié)點

圖3 走線架結(jié)構(gòu)承載的線纜

鎂鋁合金走線架的豎向傳力系統(tǒng)主要有兩類：

(1)天花吊頂?shù)鯍煜到y(tǒng)(圖4)：豎向荷載可以通過上部螺桿及膨脹螺栓傳導到上層結(jié)構(gòu)樓板上。通信機房走線架體系的群拉桿吊掛系統(tǒng)，在豎向荷載下，其主要承重構(gòu)件為拉桿，不存在失穩(wěn)的問題，能夠充分發(fā)揮其材料的力學性能；但是這類結(jié)構(gòu)安全儲備低，抗震防線少，一旦拉桿失效，走線架結(jié)構(gòu)將面臨倒塌的危險。

圖4 走線架吊掛系統(tǒng)立面圖(單位：mm)

(2)地面支撐系統(tǒng)(圖5)：豎向荷載通過其下方合理布置的支撐架傳遞到下方結(jié)構(gòu)樓板。與螺桿吊掛系統(tǒng)相比，支撐架具有相對優(yōu)良的抗側(cè)剛度，可以減小走線架在水平力作用下的側(cè)移；作為受壓構(gòu)件，其材料強度由于穩(wěn)定問題而不能充分利用，同時由于走線架下方裝置的阻礙，支撐架的位置不能根據(jù)走線架結(jié)構(gòu)的受力分布而隨意設置。

圖5 走線架支撐系統(tǒng)立面圖(單位：mm)

走線架主體結(jié)構(gòu)(包括邊梁、橫擔、支撐豎桿)以及下方的支撐架均采用4C型熱擠壓鋁合金型材，進行噴砂及陽極氧化處理，其截面形式及尺寸如圖6所示。走線架各桿件均通過L形固定件連結(jié)，該連接件采用Q345鋼材，表面熱鍍鋅處理。通過將L形固定件兩端彎角卡入4C型材截面凹處，再用8.8級M6專用螺絲螺母上緊，實現(xiàn)各型材桿件的直角連接。L形固定件如圖7所示。

圖6 鋁合金型材截面尺寸(單位：mm)

圖7 L形固定件大樣(單位：mm)

郭小農(nóng)等[5]通過對不同截面類型的6061-T6鋁合金試件的材性試驗，獲得本文研究走線架型材桿件所采用的6061-T6型鋁合金材料的物理特性。連接件采用的是Q345鋼材，其物理力學性能可查《鋼結(jié)構(gòu)設計規(guī)范》。鋁合金型材及鋼連接件的材料性能如表1所示。

表1 材料性能

Table 1 Material property

走線架結(jié)構(gòu)的各邊梁、橫擔、支撐架等采用的是6061-T6型鋁合金材料[6]，各桿件的連接固定件采用的則是Q345鋼材。本文有限元模型中定義了鋁合金材料的多線性隨動強化模型，圖8位6061-T6型鋁合金的應力應變曲線。各連接固定件Q345鋼材的應力應變曲線可以簡化為理想彈塑性模型，如圖9所示。

圖8 6061-T6型鋁合金的應力應變曲線

圖9 Q345鋼材應力應變曲線

根據(jù)該局房Boss機房走線架布置情況，做適當簡化，建立了機房走線架整體有限元模型。走線架主體及各支撐架均采用Beam188單元[7]，半剛性連接件[8-9]采用零長度非線性彈簧Combin39單元[7]來進行模擬。

在走線架豎向承重設計時，考慮了該局房交換/傳輸機房通信線纜初步統(tǒng)計結(jié)構(gòu)，橫擔上承受的各類線纜荷載設計值取值為1.0 kN/m；在進行地震作用計算時，線纜重量無需考慮擴容或其他余量，走線架上線纜總重量為399.2 kg/m，相應折算為橫擔上線荷載為0.76 kN/m(77.6 kg/m)。根據(jù)我國建筑抗震設計規(guī)范，考慮走線架上線纜活載的組合值系數(shù)0.8，有限元模型上各橫擔的附加質(zhì)量為62.08 kg/m。

通過有限元分析軟件ANSYS程序，對半剛性連接的機房走線架有限元模型，分別按雙向El-Centro波及X向、Y向上海人工SHWN2波三種工況，輸入7度設防下的罕遇地震波，對走線架結(jié)構(gòu)進行彈塑性時程分析。本節(jié)走線架結(jié)構(gòu)彈塑性時程分析計算輸入的地震波工況如表2所示。走線架結(jié)構(gòu)在7度設防的罕遇天然El-Centro波及上海人工SHWN2波作用下，結(jié)構(gòu)動力響應對比結(jié)果如表3所示。

該機房吊掛走線架結(jié)構(gòu)在當?shù)卦O防烈度的罕遇地震作用下，頂部側(cè)移峰值達到340.5mm，下部支撐架結(jié)構(gòu)層的層間位移角達到14.6%(1/6.84)，遠遠超過《建筑抗震設計規(guī)范》關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角1/50的限值。雖然目前沒有相關(guān)規(guī)范對機房內(nèi)鋁合金[6]結(jié)構(gòu)的側(cè)傾角限值進行規(guī)定，但抗規(guī)中關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)彈塑性層間位移角的限值具有一定的參考意義。走線架頂發(fā)生過大的位移響應，過大的水平位移使走線架與周邊建筑主體結(jié)構(gòu)發(fā)生碰撞；同時支撐架產(chǎn)生過大的側(cè)傾而使結(jié)構(gòu)整體倒塌、毀損。走線架結(jié)構(gòu)的抗震性能極差，需要對其進行抗震加固。

表2 計算輸入地震波工況

Table 2 Seismic wave conditions in calculation

表3 兩種地震波計算結(jié)果對比

Table 3 Calculation results of the two kinds of seismic wave

由表3對比結(jié)果可知，在同一烈度、同一水準的不同地震波輸入時，以SHWN2地震波輸入時，走線架結(jié)構(gòu)頂部的位移及相對加速度響應，相對El-Centro計算結(jié)果較大，其差異較大，說明輸入地震波的頻譜特性對結(jié)構(gòu)的動力反應的影響相當明顯。由于上海人工波是考慮上海當?shù)氐膱龅靥卣骷霸O計地震分組來進行擬合的，該地區(qū)場地屬于IV類軟弱土，軟弱土層覆土較深，基巖埋深較厚，這樣的場地對地震動有放大作用，且地震動長周期分量明顯，與El-Centro波相比上海人工波特征周期也相對較大。因此，結(jié)構(gòu)自振周期約為2.3 s的柔性走線架結(jié)構(gòu)在同一烈度水準的上海人工波作用下，結(jié)構(gòu)表現(xiàn)動力響應比其他地震波大得多。故隨后走線架結(jié)構(gòu)加固后的彈塑性時程分析均采用上海人工SHWN2地震波來進行分析。

3 抗震加固方案

針對該局房Boss機房走線架抗側(cè)力構(gòu)件布置的特點，通過在各組吊桿間設置交叉的柔性支撐，增加吊桿在走線架強方向抗側(cè)剛度，在縱橫向走線架相交的區(qū)域增設四立桿的復合式支撐架，以提高結(jié)構(gòu)整體的抗側(cè)移剛度。復合支撐架設置位置如圖10所示。由于機房走線架下方有布設電源架、機柜等設備的需要，復合支撐架的位置不能隨意布置，結(jié)合機房通訊設備的現(xiàn)場布置，選定縱橫向走線架相交處進行復合支撐架的布設具有合理性。

圖10 走線架加固復合支撐架布置示意圖(單位：mm)

4 抗震加固后有限元模型

在縱橫向走線架交接處增設四立桿復合支撐架，在各組吊桿之間設置交叉柔性支撐，走線架原支撐數(shù)量和位置保持不變。加固后走線架整體有限元模型如圖11及圖12所示。走線架有限元模型局部網(wǎng)格劃分信息如圖13所示。

5 抗震加固后動力模態(tài)分析

對加固后走線架結(jié)構(gòu)進行動力模態(tài)分析，提取結(jié)構(gòu)前四階模態(tài)動力參數(shù)及相應各階振型圖如表4及圖14—圖17所示。

圖11 加固后走線架有限元模型

圖12 加固后走線架有限元模型局部

圖13 走線架有限元模型局部網(wǎng)格劃分信息

表4 加固后走線架前4階模態(tài)

Table 4 The first four order mode of cable tray structure after reinforcement

圖14 加固后走線架一階模態(tài)

圖15 加固后走線架二階模態(tài)

圖16 加固后走線架三階模態(tài)

圖17 加固后走線架四階模態(tài)

由表4及相應模態(tài)振型圖可知，走線架結(jié)構(gòu)的第一階振型表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)X向平動，這是由于Y向吊桿間設置了交叉支撐，使得加固后Y向抗側(cè)移剛度相對較大，X向平動模態(tài)提前發(fā)生。加固后結(jié)構(gòu)二階模態(tài)表現(xiàn)為整體扭轉(zhuǎn)，說明結(jié)構(gòu)的整體抗扭剛度仍不足，在水平力作用下，合力作用線與結(jié)構(gòu)幾何質(zhì)心間存在偏差，結(jié)構(gòu)易于發(fā)生整體扭轉(zhuǎn)。結(jié)構(gòu)在第四階出現(xiàn)局部模態(tài)，該模態(tài)表現(xiàn)為在2軸、3軸間跨度較大區(qū)域，走線架層間整體性較差，發(fā)生相互側(cè)移錯動。說明加固后薄弱環(huán)節(jié)轉(zhuǎn)移到該區(qū)域，需要在該區(qū)域增設支撐短桿加強整體性。對比加固前后結(jié)構(gòu)各階的自振頻率，可知加固措施有效地提高了走線架結(jié)構(gòu)整體的抗側(cè)剛度。

6 抗震加固后動力時程分析

在加固后走線架有限元整體模型上施以Y向上海人工SHWN2地震波，該地震波峰值加速度為220gal，步長0.02s，地震波持時30s。對結(jié)構(gòu)進行彈塑性時程分析，提取得走線架上整體Y向位移及局部位移時程曲線如圖18及圖19所示。

圖18 走線架Y方向位移時程曲線

圖19 走線架Y向局部位移時程曲線

由圖18可知，加固后走線架在Y向地震波的作用下，走線架層整體峰值位移響應出現(xiàn)在底層橋架，發(fā)生于第6.7s，其峰值為29.6 mm，相對應的支撐架側(cè)傾角為1.3%；由圖19可知，走線架結(jié)構(gòu)上的位移響應在局部區(qū)域(縱向走線架2軸、3軸線間跨度較大區(qū)域)得到放大，該區(qū)域走線架最大位移響應發(fā)生于6.74 s，該峰值為71.5 mm。結(jié)構(gòu)位移響應區(qū)域如圖20所示，由于走線架層間整體性較差，局部區(qū)域位移響應過大，這與圖21中第四階模態(tài)分析結(jié)果吻合。圖21是走線架上速度響應時程曲線，其峰值為0.21 m/s，發(fā)生于6.58 s。

圖20 走線架局部Y向位移響應放大

圖21 走線架Y向速度時程曲線

圖22及圖23是走線架頂部整體平均加速度及局部區(qū)域加速度響應時程曲線。結(jié)構(gòu)在Y向地震作用下，結(jié)構(gòu)整體峰值加速度響應出現(xiàn)在7.18 s，其峰值為4.33 m/s2，相應于Y向基底輸入的2.20 m/s2(220gal)值其動力放大系數(shù)為1.97；同位移響應及模態(tài)分析結(jié)果一致，由于結(jié)構(gòu)局部整體性不足的缺陷，部分區(qū)域加速度響應放大，該區(qū)域峰值加速度出現(xiàn)于6.74 s，峰值為7.34 m/s2，相應基地輸入加速度值放大3.34倍。由于增強了走線架結(jié)構(gòu)抗側(cè)力體系的抗側(cè)剛度，結(jié)構(gòu)整體剛度增大，自振周期減小，結(jié)構(gòu)上加速度響應加大，結(jié)構(gòu)所受地震作用增大。

圖22 走線架Y向加速度時程曲線

圖23 走線架局部Y向加速度時程曲線

圖24及圖25是加固后走線架在Y向地震作用下，各結(jié)構(gòu)層的側(cè)移曲線和各層層間位移角時程曲線。由圖24可知，走線架沿高度方向，最大側(cè)移發(fā)生在橋架底層(支撐架頂)，這是由于對吊桿施加交叉支撐桿后，抗側(cè)剛度大大提升，走線架主體結(jié)構(gòu)在頂部交叉吊桿及支撐架底部柱腳支座的約束下，水平力下側(cè)移主要發(fā)生在位于中間部位的底層和中間層橋架上，中間位置的橋架往外凸出。由圖25可知，加固后走線架各層間的側(cè)移變形主要集中在上層走線架和支撐架層，頂層橋架峰值層間位移角為0.0581(1/17.2)，而支撐架最大層間側(cè)移角為0.0129(1/77.5)。

圖24 走線架Y向側(cè)移曲線

圖25 走線架Y向?qū)娱g位移角時程曲線

在Y向上海人工SHWN2地震波作用下，走線架位移響應峰值出現(xiàn)于第6.74 s，該時刻走線架整體變形圖見圖26，吊桿變形圖見圖27。由圖26可知，在Y向地震激勵作用下，走線架整體側(cè)移峰值約為30 mm，由于走線架層間連接較弱，整體性較差，縱向走線架2軸、3軸線間跨度較大，且無有效支撐架約束，層間產(chǎn)生了較大的相對側(cè)移變形，這與模態(tài)分析結(jié)果相符。該區(qū)域側(cè)移響應得到放大，峰值達到79 mm。由圖27可知，吊桿上水平地震剪力主要由交叉桿軸向力的水平分力抵抗，交叉桿發(fā)生較大的軸向變形。交叉桿在相交處無連結(jié)，長細的壓桿受壓失穩(wěn)而退出工作，僅考慮受拉桿的影響。

圖28及圖29是支撐架及吊桿的應力云圖(峰值時刻)。由圖28及圖29可知，走線架下方支撐架最大應力值出現(xiàn)于6.74 s，該峰值僅為81.6 MPa，構(gòu)件均處于彈性階段。吊桿應力最大值出現(xiàn)于6.68s，該峰值為219 MPa。在走線架上地震剪力達到最大值時刻(6.68 s)，提取得各抗側(cè)力體系的剪力分配見表5。

圖26 走線架整體變形圖 (6.74 s)

圖27 走線架吊桿變形圖 (6.72 s)

圖28 支撐架峰值應力云圖(6.74 s)

圖29 吊桿峰值應力云圖(6.68 s)

表5 地震剪力在各抗側(cè)體系上的分配(6.68 s)

Table 5 Distribution of seismic shear force at every lateral resistance system(6.68 s)

由表5可知，由于吊桿之間設置了交叉支撐，其抗側(cè)剛度大大提升，其在地震作用下，承擔了絕大部分的地震剪力(占81.75%)，而走線架下方支撐架，則分配較小的地震剪力，新加復合支撐架承擔其中的67.2%，說明新加復合支撐架抗側(cè)剛度遠大于原有梯架，該加固方案對走線架抗側(cè)剛度的提升效果較明顯。在地震剪力達到最大值時刻，各吊桿錨固端反力最大值位于7-A軸處，為3.18 kN，不計吊桿自身的抗剪能力及受壓交叉桿的影響，該反力主要由交叉拉桿軸向拉力的水平分力來抵抗，故該節(jié)點處受拉交叉桿軸向拉力為9.55 kN，該軸拉力較大，應對鋼筋在混凝土的錨固進行強度驗算。

將加固前后結(jié)構(gòu)模態(tài)分析及7度罕遇Y向上海人工SHWN2地震波作用下彈塑性時程分析的結(jié)果進行對比，匯總?cè)绫?所示。

由表6可知，機房走線架結(jié)構(gòu)通過對其抗側(cè)力體系的加固，結(jié)構(gòu)整體抗側(cè)剛度大大提升，結(jié)構(gòu)自振周期減小為0.849 s，處于地震反應譜的平臺段，結(jié)構(gòu)上動力響應顯著增大(走線架頂部相對加速度響應峰值增大為4.33 m/s2，增幅61%)，結(jié)構(gòu)上地震作用顯著增大(基底剪力增大為105.5 kN，增幅126%)。在結(jié)構(gòu)地震作用大量增幅的同時，由于結(jié)構(gòu)整體抗側(cè)剛度提高，結(jié)構(gòu)的側(cè)移顯著降低(走線架頂部側(cè)移減小為29.6 mm，降幅91.3%)，從控制側(cè)移的角度看，加固取得了優(yōu)良的效果。

表6 走線架加固前后對比

Table 6 Comparison of cable tray structure before and after reinforcement

*表中()內(nèi)數(shù)值為加固后局部放大區(qū)域動力響應值。

7 結(jié) 論

(1) 通信機房吊掛走線架體系可以采用走線架下方增設支撐架及吊掛系統(tǒng)增設交叉柔性支撐加固，使結(jié)構(gòu)滿足抗震設防要求。

(2) 加固后結(jié)構(gòu)在地震加速度激勵作用下，走線架頂部的側(cè)移得到有效控制，但頂層橋架的層間位移角仍較大，說明走線架主體整體性較差，層間剛度較弱。為了提高結(jié)構(gòu)整體側(cè)移剛度，在進行抗側(cè)力構(gòu)件加固的同時，還應避免結(jié)構(gòu)薄弱層轉(zhuǎn)移至走線架層，應通過在各層走線架之間增設豎向聯(lián)系短桿，加強各層橋架之間的連接，對走線架主體進行整體性加固。

(3) 通過加強走線架結(jié)構(gòu)抗側(cè)剛度的抗震加固方法，能夠有效的減小走線架頂部的側(cè)移，但卻導致結(jié)構(gòu)上地震作用大幅增大，柔性支撐與混凝土樓蓋的連接成為設計的關(guān)鍵點，應對鋼筋在混凝土的錨固進行規(guī)定。

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Analysis on the Anti-seismic Strengthening of Suspended Cable Tray Structure in Telecommunications Room

ZHU Peng*HAO Hao LIU Yangming QU Wenjun

(Department of Strutural Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Suspended systems are commonly used for cable tray structures in the telecommunication room. The lateral stiffness is weak. The displacement response of the top of the structure under seismic loading is significant, which generally cannot meet the seismic fortification criterion for lifeline facilities. Therefore anti-seismic strengthening is required for some cable tray structures. Considering the large lateral displacement and poor performance in earthquakes, support frames under cable tray were designed and cross flexible supports for the suspended system were added to improve seismic performances. The finite element models of the whole cable tray before and after strengthening were developed. Elastoplastic time-history analyses were performed to analyze seismic responses to prove the effectiveness of the strengthening strategy in this paper.

telecommunication room, cable tray structure, anti-seismic strengthening, finite element model, elastoplastic time-history analysis

2014-01-17

國家自然科學基金資助項目(50678127)，國家科技支撐計劃項目(2006BAJ03A07-04)，上海市浦江人才計劃(12PJ1409000)

*聯(lián)系作者，E-mail：pzhu@#edu.cn