數字福建云計算中心工程基礎隔震設計分析

林緘光

(福建省建筑設計研究院　福建福州　350001)

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數字福建云計算中心工程基礎隔震設計分析

林緘光

(福建省建筑設計研究院福建福州350001)

針對數字福建云計算中心(社會和企業云)工程,進行基礎隔震設計與分析。根據結構隔震控制理論，采用非線性分析方法。首先基于ETABS軟件建立三維模型，輸入7條地震波進行彈性動力時程分析，對比隔震前后結構的動力響應，合理布置隔震支座及粘滯阻尼器。同時對模型進行罕遇地震下彈塑性驗算，對結構的變形、能量等方面進行詳細分析。結果表明，通過合理的基礎隔震設計，能夠顯著減小上部結構的地震作用，增加結構延性，極大提高結構的抗震性能。

基礎隔震；非線性；隔震支座；粘滯阻尼器

0　引言

隔震是建筑結構減輕地震災害的有效技術。隔震體系通過延長結構的自振周期能夠減少結構的水平地震作用，從而消除或有效地減輕結構和非結構的地震損壞，提高建筑物及其內部設施和人員的地震安全性，增加了震后建筑物繼續使用的功能[1]。這已被國內外的強震記錄所證實。

隨著我國科學技術的不斷發展和經濟實力的不斷提高，人們對建筑結構特別是一些重要建筑結構的安全性的要求也不斷提高。隔震技術在工程上得到越來越多的應用。基礎隔震是目前應用較為廣泛的建筑隔震方式，是將隔震裝置放在結構的基礎和上部結構之間，從而實現上述隔震目的。

本文對數字福建云計算中心(社會和企業云)工程基礎隔震進行了詳細設計分析。結果表明，在采取基礎隔震措施后，能夠顯著減小上部結構的地震作用，在大震作用下，上部結構接近彈性工作狀態。

1　工程概況

本工程位于福建省長樂市，總建筑面積約為3.9萬m2。地上5層，地面以下局部設一層地下室。地下室總長度79.3m，總寬度22.20m，底板面標高為-8.6m，局部-6.2m。上部主樓總長度131.70m，總寬度102.20m。建筑高度為23.90m，采用框架結構體系。

根據《建筑抗震設計規范》GB50011-2010(簡稱抗規)，本工程抗震設防烈度為7度(0.1g)，水平地震影響系數最大值為0.08，場地土類別為Ⅲ類，場地特征周期為0.65s。本工程抗震設防類別為重點設防類，設計時按抗震設防烈度為8度的要求采取抗震措施。基本風壓為0.8kN/m2，地面粗糙度為B類，體型系數為1.4。因建筑使用功能的要求，本工程主體結構不設防震縫。結構設計時采取其它可靠措施，確保主體結構在施工和使用過程中將溫度裂縫控制在規范允許范圍內。

本工程為福建省重點建設項目，工程總投資大，涉及社會經濟信息安全，具有較高的社會經濟影響力。

云計算數據機房機柜密集，荷載較大。機房荷載為12 kN/m2，結構基本跨度為10.8m，且建筑樓層凈高有要求。在設計階段初期，項目組進行了抗震方案與隔震方案的對比分析。在采取隔震方案后，由于地震力的大幅度減小，對上部結構的剛度需求降低，結構的梁柱截面相應減小，一方面使得數據機房的凈高滿足要求，另一方面也有利于機柜的合理布置，效益明顯。同時通過結構計算分析可知，本工程結構也滿足《抗規》中有關建筑結構采用隔震設計的相關要求。

圖1、圖2、圖3分別為該工程的立面圖、平面圖和結構整體模型三維視圖。

圖1　立面圖

圖2　平面圖

現采用基礎隔震技術對該結構進行隔震設計，在地下室頂板與正負零之間設置隔震層，隔震層高2.1m。

隔震裝置采用壽命在60年以上的疊層橡膠支座[2]。根據減震系數、大震位移、拉壓應力大小等指標優化隔震層布置。

結構計算軟件主要有PKPM、YJK、ETABS等。

圖3　結構整體模型三維視圖

2　基礎隔震分析

基礎隔震分析的主要內容包括對比隔震結構與非隔震結構的地震響應、優化隔震層布置、支座抗風及彈性恢復力驗算、減震系數、支座拉壓應力、支座位移、大震作用下上部結構變形等，通過詳細的設計分析，以確保達到預期的隔震效果。

2.1隔震后水平地震影響系數

根據《抗規》，隔震后的水平地震影響系數最大值可按下式計算：

αmax1=βαmax/ψ

αmax1—隔震后的水平地震影響系數最大值；

αmax—非隔震的水平地震影響系數最大值；

β—水平向減震系數；對于多層建筑，為按彈性計算所得的隔震與非隔震各層層間剪力的最大比值。

ψ—調整系數；支座剪切性能偏差為S-A類，取0.85；隔震裝置帶阻尼器時，相應減少0.05。

2.2隔震層布置(圖4)

根據隔震結構周期以及結構總質量可以初步確定隔震層的總剛度約為412 800kN/m。隔震支座分別布置在底層的178根柱的柱底。本工程隔震支座采用2種直徑的帶鉛芯疊層橡膠隔震支座(分別為LRB800、LRB1000)以及4種直徑的普通疊層橡膠隔震支座(分別為RB600、RB800、RB1000、RB1100)。

當隔震支座剛度較小時，可以明顯減小上部結構的地震響應，但需以隔震層的大位移為代價[3]。為了控制隔震層的較大位移，在隔震層布置粘滯阻尼器。粘滯阻尼器只提供阻尼，不提供剛度，一端連接于隔震層上部結構，一端連接于隔震層下部結構，不但可以有效減小隔震層的位移，還參與結構整體耗能[4]。

圖4　隔震支座及阻尼器布置圖

2.3周期計算

經計算分析，非隔震結構的一階振型為Y方向為主的平動，周期為1.030s，二階振型為X向為主的平動，周期為1.026s，說明結構在相互正交的兩個水平方向的剛度較為接近。三階振型則主要為扭轉振型，周期為0.965s。主要振型質量都集中在前3階振型上(表1)。

隔震結構計算分析時，在ETABS中定義Rubber isolator單元屬性，再定義節點彈簧，將連接屬性賦給節點彈簧，再將節點彈簧賦給支座節點。

經計算分析，隔震結構的一階振型為X向的平動，周期為3.409s，二階振型為Y向的平動，周期為3.315s，三階振型主要為扭轉振型，周期為2.983s(表2)。

表1　非隔震結構前6階振型周期與質量參與系數

表2　隔震結構前6階振型周期與質量參與系數

隔震結構延長了自振周期，由隔震前的1.030s延長到了隔震后的3.409s，通過延長結構的自振周期以減小地震作用對上部結構的影響。

2.4隔震支座抗風及彈性恢復力驗算

根據計算，上部結構10%總重力荷載代表值(按1.0D+0.8L)為833 641kN大于風荷載4 820kN，滿足《抗規》中12.1.3條中第3小條規定。

抗風裝置按下式要求進行驗算：

γw×Vwk≤VRw

式中VRw—抗風裝置的水平承載力設計值。當抗風裝置是隔震支座的組成部分時，取隔震支座的水平屈服荷載設計值；當抗風裝置單獨設置時，取抗風裝置的水平承載力，可按材料屈服強度設計值確定。

γw—風荷載分項系數，取1.4。

Vwk—風荷載作用下隔震層的水平剪力標準值。

本工程抗風裝置的抗風力由隔震層的帶鉛芯橡膠支座的屈服力提供，在本工程的178個支座中，共計有LRB800支座10個以及LRB1000支座41個，結構隔震層的總屈服力為7×160+41×251=11 411kN，大于1.4×4 820=6 748kN，因此隔震層在風荷載作用下不會屈服，能保持彈性工作狀態。

經驗算隔震支座的彈性恢復力也滿足要求。

K100×tr≥1.4×VRw

式中K100—隔震支座在水平剪切應變100%時的水平有效剛度。

2.5水平向減震系數計算

減震系數為衡量隔震效果的重要指標。水平向減震系數采用非線性時程分析方法計算，計算隔震和非隔震結構的動力響應，并將各層層間剪力的最大比值作為水平向減震系數β。

本工程多遇地震和罕遇地震時程分析所采用的地震波為5條天然地震波和2條人工地震波。對非隔震結構的計算分析表明，7條波的基底剪力均大于反應普法的65%且平均值大于反應譜法80%。將規范反應譜和7條波的平均譜對比，在統計意義上相符，詳見圖5。

圖5　規范譜與7條波反應譜對比圖

經ETABS非線性時程分析，在多遇地震作用下結構隔震與非隔震的層間剪力比值如表3、表4所示，計算雙向水平地震作用時，按1∶0.85考慮扭轉作用效應。

水平向減震系數取7條地震波工況下的均值，X向的水平向減震系數為0.318，Y向的水平向減震系數為0.326。因此，水平減震系數定為0.326 <0.4。根據《抗規》，上部結構地震作用可按照6度(0.05g)進行設計，可按7度采取抗震措施(表3,表4)。

表3　X向減震系數表

表4　Y向減震系數表

2.6隔震支座拉壓應力驗算

根據《抗規》第12.2.3條，對于乙類建筑，橡膠隔震支座的豎向平均壓應力限值為12MPa，豎向壓應力按結構重力荷載代表值計算。由于本工程為數據中心，根據《抗規》第5.1.3條中表5.1.3，重力荷載代表值的活荷載組合系數取藏書庫、檔案庫0.8，即重力荷載代表值的組合為：1.0恒載+0.8活載。

根據ETABS分析結果，在長期荷載作用下的最大面壓值為11.4Mpa，小于乙類建筑隔震支座的長期面壓限值12MPa，滿足規范的要求。

隔震支座總的受壓承載力為：1 295 666kN，大于上部結構總重力代表值的1.1倍(即917 006kN)，滿足規范要求。

根據《抗規》第12.2.4條，對于乙類建筑，橡膠隔震支座在罕遇地震的水平作用下，拉應力不應大于1Mpa，罕遇地震荷載組合取：1.0恒載+0.8活荷載+1.0地震作用，經分析僅有一處隔震支座，在荷載組合為d+0.8l+1.0ART2作用下出現了拉力：-352.5kN，該支座類型為LRB800，平均面拉應力為-0.7MPa，滿足規范要求。

2.7支座位移驗算

根據《抗規》第12.2.3條：隔震支座極限水平變位應小于300%的剪切變形，即300mm，同時也小于0.55D(D為隔震支座有效直徑)，即330mm。

當隔震支座剛度較小時，可以明顯減小上部結構的地震響應，但需以隔震層的大位移為代價[5]。本工程場地局促，隔震層的大位移，需要設置相應較大防震溝，同時穿過隔震層的設備配管、配線所采用的柔性連接要求也相應提高。由于地震的不確定性，國內曾有工程案例出現過因防震溝寬度設置不足，而導致結構及非結構構件受損的情況。為了控制隔震層的較大位移，在隔震層布置粘滯阻尼器。粘滯阻尼器不但可以有效減小隔震層的位移，還參與結構整體耗能。

非線性時程分析表明，在罕遇地震下，帶阻尼器的隔震層支座最大位移約為205mm，滿足規范要求。根據電算經數據統計分析，在罕遇地震作用下，隔震層帶有阻尼器比無阻尼器時位移減小約15～20%。

2.8粘滯阻尼器驗算

粘滯阻尼器提供的阻尼力表達式為f=-cvα，其中α為阻尼指數，體現粘滯阻尼器的非線性。α取值較大時，阻尼器有可能因承受過大的阻尼力而產生破壞，一般α取值在0.2到0.3之間，且單個阻尼器的出力不宜過大，以預防在強震作用下連接節點遭受破壞。表5是本工程所采用粘滯阻尼器的參數選擇。

表5　粘滯阻尼器技術參數

根據罕遇地震非線性時程分析結果：12個粘滯阻尼器在時程曲線CPC16X作用下出力最大為878.02kN，具體出力圖詳見圖6；在時程曲線ART2Y作用下行程最大為229.7mm，具體行程詳見圖7；在時程曲線ART2X作用下點速度最大為0.3933m/s，具體速度詳見圖8。上述計算結果表明，所選用的粘滯阻尼器的性能能夠滿足本工程的需求。

圖6　粘滯阻尼器最大出力圖　圖7　粘滯阻尼器最大行程圖

2.9罕遇地震作用下上部結構的層間位移角

經過數據統計分析：在罕遇地震作用下，上部結構層間位移角在1/409和1/716之間，均值為1/547，該數值與《抗規》第5.5.1條規定的多遇地震作用下框架結構彈性層間位移角限值1/550比較接近，說明本工程結構在采取隔震措施后，減震效果顯著，在罕遇地震作用下，可使上部結構在接近彈性狀態下工作。

圖8　粘滯阻尼器對應節點速度圖

2.10隔震結構在罕遇地震作用下整體耗能分布

圖9表示ART2時程曲線在X方向為主作用下的各個部分耗能情況，圖中非線性滯回耗能約占總能量55%，非線性粘滯阻尼耗能約占總能量25%，其它部分耗能約占20%。

圖9　帶粘滯阻尼器結構在ART2X向時程曲線作用下的耗能組成圖

圖10　無阻尼器結構在ART2X向時程曲線作用下的耗能組成圖

圖10系無阻尼器在ART2 X向時程曲線作用F的耗能組成圖。相較二圖，說明阻尼器耗能效果明顯。

3　結論

本工程通過在隔震層合理布置隔震支座及阻尼器，顯著減小上部結構的地震作用，增加結構的延性，極大提高了結構的抗震性能。

(1)延長了結構自振周期，由隔震前1.030s延長到了隔震后的3.409s，且前2個周期均接近為純平動周期。

(2)結構的水平向減震系數為β=0.326<0.4。

(3)罕遇地震作用下，隔震支座的拉壓應力均滿足《抗規》要求；上部結構層間位移角在1/409和1/716之間，均值為1/547，接近彈性工作狀態。

(4)粘滯阻尼器的合理設置不但有助于減小隔震層的位移，減小了不可預知的地震作用對結構及非結構構件的影響，而且具有良好的耗能效果，提高了結構的整體抗震性能。

[1]GB50011-2010 建筑結構抗震設計規范[S].北京：中國建筑工業出版社，2010.

[2]CECS 126:200 疊層橡膠支座隔震技術規程[S].北京：中國工程建設標準化協會，2001.

[3]基礎隔震結構設計及施工指南[M].北京：中國水利水電出版社，2007.

[4]翁大根,張超,呂西林，等.附加粘滯阻尼器減震結構實用設計方法研究[J].振動與沖擊,2012,31(21).

[5]辛力,賈俊明,董凱利，等.平涼市博物館高層結構基礎隔震設計與分析[J].減震技術,2016,24(3).

[6]FEMA 356 Prestandard and commentary for the seismic rehabilitation of buildings[J].Washington,D.C.:ASCE,2013.

[7]RAMA R K,ANSU M,IYER N.A methodology of design for seismic performance enhancement of buildings using viscous fluid dampers[J].Structural Control and Health Monitoring,2014,21(3).

Base isolation design and analysis of digital Fujian Cloud Computing Center Project

LIN Jianguang

(Fujian Provincial Institute of Architectural Design &Research，Fuzhou 350001)

According to the project of digital Fujian Cloud Computing Center (Society and Enterprise Cloud)，the base isolation design and analysis are carried out.Based on the theory of structure isolation control，nonlinear analysis method is adopted.Firstly，the three-dimensional model is built based on ETABS software，and the dynamic time history analysis of 7 seismic waves is carried out.The dynamic response of the structure is compared with the dynamic response of the isolated structure.At the same time，the model is analyzed under the rare earthquake，and the deformation，energy and other aspects of the structure are analyzed in detail.The results show that the seismic effect of the upper structure is significantly reduced and the seismic performance of the structure is greatly improved by the rational base isolation design.

Base isolation;Nonlinear analysis;Isolation bearing;Viscous damper

林緘光(1974.12-)，男，高級工程師。

E-mail:ljg@fjadi.com.cn

2016-03-16

TU3

A

1004-6135(2016)05-0046-05