数字福建云计算中心工程基础隔震设计分析

林缄光

(福建省建筑设计研究院　福建福州　350001)



数字福建云计算中心工程基础隔震设计分析

林缄光

(福建省建筑设计研究院福建福州350001)

针对数字福建云计算中心(社会和企业云)工程,进行基础隔震设计与分析。根据结构隔震控制理论，采用非线性分析方法。首先基于ETABS软件建立三维模型，输入7条地震波进行弹性动力时程分析，对比隔震前后结构的动力响应，合理布置隔震支座及粘滞阻尼器。同时对模型进行罕遇地震下弹塑性验算，对结构的变形、能量等方面进行详细分析。结果表明，通过合理的基础隔震设计，能够显著减小上部结构的地震作用，增加结构延性，极大提高结构的抗震性能。

基础隔震；非线性；隔震支座；粘滞阻尼器

0　引言

隔震是建筑结构减轻地震灾害的有效技术。隔震体系通过延长结构的自振周期能够减少结构的水平地震作用，从而消除或有效地减轻结构和非结构的地震损坏，提高建筑物及其内部设施和人员的地震安全性，增加了震后建筑物继续使用的功能[1]。这已被国内外的强震记录所证实。

随着我国科学技术的不断发展和经济实力的不断提高，人们对建筑结构特别是一些重要建筑结构的安全性的要求也不断提高。隔震技术在工程上得到越来越多的应用。基础隔震是目前应用较为广泛的建筑隔震方式，是将隔震装置放在结构的基础和上部结构之间，从而实现上述隔震目的。

本文对数字福建云计算中心(社会和企业云)工程基础隔震进行了详细设计分析。结果表明，在采取基础隔震措施后，能够显著减小上部结构的地震作用，在大震作用下，上部结构接近弹性工作状态。

1　工程概况

本工程位于福建省长乐市，总建筑面积约为3.9万m2。地上5层，地面以下局部设一层地下室。地下室总长度79.3m，总宽度22.20m，底板面标高为-8.6m，局部-6.2m。上部主楼总长度131.70m，总宽度102.20m。建筑高度为23.90m，采用框架结构体系。

根据《建筑抗震设计规范》GB50011-2010(简称抗规)，本工程抗震设防烈度为7度(0.1g)，水平地震影响系数最大值为0.08，场地土类别为Ⅲ类，场地特征周期为0.65s。本工程抗震设防类别为重点设防类，设计时按抗震设防烈度为8度的要求采取抗震措施。基本风压为0.8kN/m2，地面粗糙度为B类，体型系数为1.4。因建筑使用功能的要求，本工程主体结构不设防震缝。结构设计时采取其它可靠措施，确保主体结构在施工和使用过程中将温度裂缝控制在规范允许范围内。

本工程为福建省重点建设项目，工程总投资大，涉及社会经济信息安全，具有较高的社会经济影响力。

云计算数据机房机柜密集，荷载较大。机房荷载为12 kN/m2，结构基本跨度为10.8m，且建筑楼层净高有要求。在设计阶段初期，项目组进行了抗震方案与隔震方案的对比分析。在采取隔震方案后，由于地震力的大幅度减小，对上部结构的刚度需求降低，结构的梁柱截面相应减小，一方面使得数据机房的净高满足要求，另一方面也有利于机柜的合理布置，效益明显。同时通过结构计算分析可知，本工程结构也满足《抗规》中有关建筑结构采用隔震设计的相关要求。

图1、图2、图3分别为该工程的立面图、平面图和结构整体模型三维视图。

图1　立面图

图2　平面图

现采用基础隔震技术对该结构进行隔震设计，在地下室顶板与正负零之间设置隔震层，隔震层高2.1m。

隔震装置采用寿命在60年以上的叠层橡胶支座[2]。根据减震系数、大震位移、拉压应力大小等指标优化隔震层布置。

结构计算软件主要有PKPM、YJK、ETABS等。

图3　结构整体模型三维视图

2　基础隔震分析

基础隔震分析的主要内容包括对比隔震结构与非隔震结构的地震响应、优化隔震层布置、支座抗风及弹性恢复力验算、减震系数、支座拉压应力、支座位移、大震作用下上部结构变形等，通过详细的设计分析，以确保达到预期的隔震效果。

2.1隔震后水平地震影响系数

根据《抗规》，隔震后的水平地震影响系数最大值可按下式计算：

αmax1=βαmax/ψ

αmax1—隔震后的水平地震影响系数最大值；

αmax—非隔震的水平地震影响系数最大值；

β—水平向减震系数；对于多层建筑，为按弹性计算所得的隔震与非隔震各层层间剪力的最大比值。

ψ—调整系数；支座剪切性能偏差为S-A类，取0.85；隔震装置带阻尼器时，相应减少0.05。

2.2隔震层布置(图4)

根据隔震结构周期以及结构总质量可以初步确定隔震层的总刚度约为412 800kN/m。隔震支座分别布置在底层的178根柱的柱底。本工程隔震支座采用2种直径的带铅芯叠层橡胶隔震支座(分别为LRB800、LRB1000)以及4种直径的普通叠层橡胶隔震支座(分别为RB600、RB800、RB1000、RB1100)。

当隔震支座刚度较小时，可以明显减小上部结构的地震响应，但需以隔震层的大位移为代价[3]。为了控制隔震层的较大位移，在隔震层布置粘滞阻尼器。粘滞阻尼器只提供阻尼，不提供刚度，一端连接于隔震层上部结构，一端连接于隔震层下部结构，不但可以有效减小隔震层的位移，还参与结构整体耗能[4]。

图4　隔震支座及阻尼器布置图

2.3周期计算

经计算分析，非隔震结构的一阶振型为Y方向为主的平动，周期为1.030s，二阶振型为X向为主的平动，周期为1.026s，说明结构在相互正交的两个水平方向的刚度较为接近。三阶振型则主要为扭转振型，周期为0.965s。主要振型质量都集中在前3阶振型上(表1)。

隔震结构计算分析时，在ETABS中定义Rubber isolator单元属性，再定义节点弹簧，将连接属性赋给节点弹簧，再将节点弹簧赋给支座节点。

经计算分析，隔震结构的一阶振型为X向的平动，周期为3.409s，二阶振型为Y向的平动，周期为3.315s，三阶振型主要为扭转振型，周期为2.983s(表2)。

表1　非隔震结构前6阶振型周期与质量参与系数

表2　隔震结构前6阶振型周期与质量参与系数

隔震结构延长了自振周期，由隔震前的1.030s延长到了隔震后的3.409s，通过延长结构的自振周期以减小地震作用对上部结构的影响。

2.4隔震支座抗风及弹性恢复力验算

根据计算，上部结构10%总重力荷载代表值(按1.0D+0.8L)为833 641kN大于风荷载4 820kN，满足《抗规》中12.1.3条中第3小条规定。

抗风装置按下式要求进行验算：

γw×Vwk≤VRw

式中VRw—抗风装置的水平承载力设计值。当抗风装置是隔震支座的组成部分时，取隔震支座的水平屈服荷载设计值；当抗风装置单独设置时，取抗风装置的水平承载力，可按材料屈服强度设计值确定。

γw—风荷载分项系数，取1.4。

Vwk—风荷载作用下隔震层的水平剪力标准值。

本工程抗风装置的抗风力由隔震层的带铅芯橡胶支座的屈服力提供，在本工程的178个支座中，共计有LRB800支座10个以及LRB1000支座41个，结构隔震层的总屈服力为7×160+41×251=11 411kN，大于1.4×4 820=6 748kN，因此隔震层在风荷载作用下不会屈服，能保持弹性工作状态。

经验算隔震支座的弹性恢复力也满足要求。

K100×tr≥1.4×VRw

式中K100—隔震支座在水平剪切应变100%时的水平有效刚度。

2.5水平向减震系数计算

减震系数为衡量隔震效果的重要指标。水平向减震系数采用非线性时程分析方法计算，计算隔震和非隔震结构的动力响应，并将各层层间剪力的最大比值作为水平向减震系数β。

本工程多遇地震和罕遇地震时程分析所采用的地震波为5条天然地震波和2条人工地震波。对非隔震结构的计算分析表明，7条波的基底剪力均大于反应普法的65%且平均值大于反应谱法80%。将规范反应谱和7条波的平均谱对比，在统计意义上相符，详见图5。

图5　规范谱与7条波反应谱对比图

经ETABS非线性时程分析，在多遇地震作用下结构隔震与非隔震的层间剪力比值如表3、表4所示，计算双向水平地震作用时，按1∶0.85考虑扭转作用效应。

水平向减震系数取7条地震波工况下的均值，X向的水平向减震系数为0.318，Y向的水平向减震系数为0.326。因此，水平减震系数定为0.326 <0.4。根据《抗规》，上部结构地震作用可按照6度(0.05g)进行设计，可按7度采取抗震措施(表3,表4)。

表3　X向减震系数表

表4　Y向减震系数表

2.6隔震支座拉压应力验算

根据《抗规》第12.2.3条，对于乙类建筑，橡胶隔震支座的竖向平均压应力限值为12MPa，竖向压应力按结构重力荷载代表值计算。由于本工程为数据中心，根据《抗规》第5.1.3条中表5.1.3，重力荷载代表值的活荷载组合系数取藏书库、档案库0.8，即重力荷载代表值的组合为：1.0恒载+0.8活载。

根据ETABS分析结果，在长期荷载作用下的最大面压值为11.4Mpa，小于乙类建筑隔震支座的长期面压限值12MPa，满足规范的要求。

隔震支座总的受压承载力为：1 295 666kN，大于上部结构总重力代表值的1.1倍(即917 006kN)，满足规范要求。

根据《抗规》第12.2.4条，对于乙类建筑，橡胶隔震支座在罕遇地震的水平作用下，拉应力不应大于1Mpa，罕遇地震荷载组合取：1.0恒载+0.8活荷载+1.0地震作用，经分析仅有一处隔震支座，在荷载组合为d+0.8l+1.0ART2作用下出现了拉力：-352.5kN，该支座类型为LRB800，平均面拉应力为-0.7MPa，满足规范要求。

2.7支座位移验算

根据《抗规》第12.2.3条：隔震支座极限水平变位应小于300%的剪切变形，即300mm，同时也小于0.55D(D为隔震支座有效直径)，即330mm。

当隔震支座刚度较小时，可以明显减小上部结构的地震响应，但需以隔震层的大位移为代价[5]。本工程场地局促，隔震层的大位移，需要设置相应较大防震沟，同时穿过隔震层的设备配管、配线所采用的柔性连接要求也相应提高。由于地震的不确定性，国内曾有工程案例出现过因防震沟宽度设置不足，而导致结构及非结构构件受损的情况。为了控制隔震层的较大位移，在隔震层布置粘滞阻尼器。粘滞阻尼器不但可以有效减小隔震层的位移，还参与结构整体耗能。

非线性时程分析表明，在罕遇地震下，带阻尼器的隔震层支座最大位移约为205mm，满足规范要求。根据电算经数据统计分析，在罕遇地震作用下，隔震层带有阻尼器比无阻尼器时位移减小约15～20%。

2.8粘滞阻尼器验算

粘滞阻尼器提供的阻尼力表达式为f=-cvα，其中α为阻尼指数，体现粘滞阻尼器的非线性。α取值较大时，阻尼器有可能因承受过大的阻尼力而产生破坏，一般α取值在0.2到0.3之间，且单个阻尼器的出力不宜过大，以预防在强震作用下连接节点遭受破坏。表5是本工程所采用粘滞阻尼器的参数选择。

表5　粘滞阻尼器技术参数

根据罕遇地震非线性时程分析结果：12个粘滞阻尼器在时程曲线CPC16X作用下出力最大为878.02kN，具体出力图详见图6；在时程曲线ART2Y作用下行程最大为229.7mm，具体行程详见图7；在时程曲线ART2X作用下点速度最大为0.3933m/s，具体速度详见图8。上述计算结果表明，所选用的粘滞阻尼器的性能能够满足本工程的需求。

图6　粘滞阻尼器最大出力图　图7　粘滞阻尼器最大行程图

2.9罕遇地震作用下上部结构的层间位移角

经过数据统计分析：在罕遇地震作用下，上部结构层间位移角在1/409和1/716之间，均值为1/547，该数值与《抗规》第5.5.1条规定的多遇地震作用下框架结构弹性层间位移角限值1/550比较接近，说明本工程结构在采取隔震措施后，减震效果显著，在罕遇地震作用下，可使上部结构在接近弹性状态下工作。

图8　粘滞阻尼器对应节点速度图

2.10隔震结构在罕遇地震作用下整体耗能分布

图9表示ART2时程曲线在X方向为主作用下的各个部分耗能情况，图中非线性滞回耗能约占总能量55%，非线性粘滞阻尼耗能约占总能量25%，其它部分耗能约占20%。

图9　带粘滞阻尼器结构在ART2X向时程曲线作用下的耗能组成图

图10　无阻尼器结构在ART2X向时程曲线作用下的耗能组成图

图10系无阻尼器在ART2 X向时程曲线作用F的耗能组成图。相较二图，说明阻尼器耗能效果明显。

3　结论

本工程通过在隔震层合理布置隔震支座及阻尼器，显著减小上部结构的地震作用，增加结构的延性，极大提高了结构的抗震性能。

(1)延长了结构自振周期，由隔震前1.030s延长到了隔震后的3.409s，且前2个周期均接近为纯平动周期。

(2)结构的水平向减震系数为β=0.326<0.4。

(3)罕遇地震作用下，隔震支座的拉压应力均满足《抗规》要求；上部结构层间位移角在1/409和1/716之间，均值为1/547，接近弹性工作状态。

(4)粘滞阻尼器的合理设置不但有助于减小隔震层的位移，减小了不可预知的地震作用对结构及非结构构件的影响，而且具有良好的耗能效果，提高了结构的整体抗震性能。

[1]GB50011-2010 建筑结构抗震设计规范[S].北京：中国建筑工业出版社，2010.

[2]CECS 126:200 叠层橡胶支座隔震技术规程[S].北京：中国工程建设标准化协会，2001.

[3]基础隔震结构设计及施工指南[M].北京：中国水利水电出版社，2007.

[4]翁大根,张超,吕西林，等.附加粘滞阻尼器减震结构实用设计方法研究[J].振动与冲击,2012,31(21).

[5]辛力,贾俊明,董凯利，等.平凉市博物馆高层结构基础隔震设计与分析[J].减震技术,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

林缄光(1974.12-)，男，高级工程师。

E-mail:ljg@fjadi.com.cn

2016-03-16

TU3

A

1004-6135(2016)05-0046-05