張亮泉，劉光濤，毛晨曦

(1.東北林業(yè)大學 土木工程學院，黑龍江 哈爾濱 150040；2.中國地震局工程力學研究所地震工程與工程振動重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150080)

0 引言

互聯(lián)網(wǎng)數(shù)據(jù)中心(Internet Data Center，簡稱IDC)是通信系統(tǒng)網(wǎng)絡中的核心節(jié)點，承擔網(wǎng)絡互連、流量和資源交換的任務，是通信系統(tǒng)中最重要的一環(huán)(毛晨曦等，2021)。通信機柜則是數(shù)據(jù)中心內(nèi)最重要的設備之一，內(nèi)置各種服務器：KVM切換機、接入/匯聚交換機、路由器、光纖跳線、網(wǎng)絡跳線、理線/配線架等，用來銜接客戶與服務器，其承載空間大，能夠保證設備安全性，保證上網(wǎng)的安全、訪問速度等。地震發(fā)生時，許多建筑物都會發(fā)生不同程度的震害損傷甚至倒塌(陳振納等，2008)，而通信機柜一旦發(fā)生破壞，將嚴重影響數(shù)據(jù)中心功能水平，使其受損甚至發(fā)生癱瘓，所以通信機柜的抗震能力對數(shù)據(jù)中心在地震后是否能維持正常的通信服務至關重要。

目前對于網(wǎng)絡數(shù)據(jù)中心通信設備抗震性能的研究主要集中在兩個方面：對通信設備進行震害調查分析和采用抗震試驗或有限元分析等方法進行研究。杜鵬(2011)在總結國內(nèi)外通信設備震損情況和結合不同功能通信設備的地震易損性分析方法的基礎上，給出了室內(nèi)通信設備在不同等級地震烈度時的破壞狀態(tài)；黃維學等(2012)對汶川地震中通信設備震害損失情況進行統(tǒng)計分析，給出了通信設備震害等級劃分標準，建立了通信設備地震易損性模型和地震災害損失評估方法；劉詩語(2014)對廣東省惠州市和陽江市通信設備進行了全面的震害預測分析；李波等(2020)實地調研統(tǒng)計了四川長寧6.0級地震后通信設備的震損情況；毛晨曦和李帆(2021)對云南漾濞6.4級地震震區(qū)通信系統(tǒng)進行了震害調查，發(fā)現(xiàn)大量通信設備出現(xiàn)不同程度的損壞。

除了在震害調查方面的研究，有些學者從試驗或有限元分析方面入手進行相關研究。周金榮和黃維學(2003)對通信電源設備的抗震性能試驗和抗震檢測簡況進行了歸納總結；孫國良等(2014)建立了某開關電源設備機柜的模型，并通過HyperWorks軟件對該模型進行了結構模態(tài)分析和諧響應分析；康文利等(2019)基于抗震試驗研究了通信機柜斜撐連接方式及擺放位置對抗震性能的影響；韓明超等(2019)提出了通信電源設備抗震性能在線監(jiān)測存儲系統(tǒng)，用以研究通信電源在地震過程中的實時工作狀況，進而達到改良設計提高其抗震能力的目的；還有學者進行了蓄電池組(馮利飛，2019)和綜合設備機柜(郝云鵬等，2020)的振動臺試驗，分別總結出2種設備出現(xiàn)特征損傷和功能失效時的設備參數(shù)，并完成了損傷水平和損傷指標的劃分，進而統(tǒng)計出了蓄電池組和設備機柜的地震易損性曲線；尚慶學等(2022)進行了36款通信機柜的振動臺試驗，并基于振動臺試驗結果建立了機柜的地震易損性模型。

通信機柜的地震易損性是數(shù)據(jù)中心震后功能評估的基礎，而要獲得準確可靠的通信機柜地震易損性，需要建立準確的有限元模型，因而通過試驗掌握典型通信機柜的力學性能參數(shù)及其損傷模式很重要?；诖罅繉嵉卣{研及課題組前期研究，本文選擇了數(shù)據(jù)中心常用的3組(共6個)標準通信機柜，對其進行擬靜力往復加載試驗，觀察其損傷發(fā)展過程，掌握特征損傷模式，獲得機柜的側向變形能力和側向抗力水平，以及力-變形滯回規(guī)則和滯回曲線等，為后續(xù)IDC通信機柜的準確有限元模擬、地震易損性分析提供數(shù)據(jù)基礎。

1 通信機柜概況

通信機柜作為數(shù)據(jù)中心使用數(shù)量最多的設備，是數(shù)據(jù)中心的“大腦”，不斷地進行數(shù)據(jù)交換和存儲數(shù)據(jù)的工作，里面放著各種服務器，用來銜接客戶與服務器，其承載空間大，能夠保證設備安全性，保證上網(wǎng)的安全、訪問速度等。機柜主體材料為鋼材，表1給出了本文試驗所選3種通信機柜的機械參數(shù)，圖1給出了機柜尺寸及內(nèi)部承力框架的形式示意。3種IDC通信機柜均設置了內(nèi)外兩套抗側力和承載框架：外框架梁柱(圖1a)需承擔設備重力，同時為機柜提供抵抗側向力的能力，具有較大截面，梁柱之間多采用型鋼焊接而成；內(nèi)框架梁柱(圖1b)截面較小，主要用于承受放置在隔板上服務器的重力，每個梁柱節(jié)點以及每個內(nèi)外框架的節(jié)點連接由2根鉚釘固定，將重力傳遞給外框架；服務器隔板(圖1c)與每根內(nèi)框架柱節(jié)點由一根鉚釘連接。

(a)機柜外框架

(b)機柜內(nèi)框架

(c)服務器放置隔板圖1 通信機柜主體結構示意圖Fig.1 The main structure of the cabinet

表1 試驗中通信機柜主要機械參數(shù)Tab.1 Main mechanical parameters of the cabinets in the experiment

如圖2a所示，試驗選用的3種IDC通信機柜具有相同的寬度和高度，但厚度不同，在數(shù)據(jù)中心中用來放置不同的通信設備。機柜尺寸分別為600 mm×600/800/1 000 mm×2 000 mm(以下用600、800、1 000代替3種尺寸機柜，用、區(qū)分加載方向)，且3種機柜的梁、柱截面完全相同，柜內(nèi)共有3層隔板，每層隔板間距為500 mm，每一層隔板處加入100 kg配重(圖2b)，柜體和配重的總質量為87.5 kg/95 kg/122 kg+3×100 kg=387.5 kg/395 kg/422 kg，為機柜正常使用狀態(tài)的承載重量。試驗中每臺機柜均通過底部螺栓與底座固定連接，底座則與反力架連接，如圖2c所示。每種機柜選擇了2臺同樣規(guī)格尺寸的機柜，沿機柜的方向和方向(兩個水平方向)進行擬靜力試驗，以獲得不同尺寸機柜在兩個水平方向的特征損傷模式、變形能力、恢復力模型等。

圖2 試驗機柜(a)、配重(b)及傳感器布置(c)Fig.2 The test cabinet(a)，weight stack(b) and sensor arrangement(c)

2 通信機柜主體鋼材拉伸試驗及主要物理指標

為了獲得3種機柜柜體所用鋼材實際力學性能參數(shù)，為數(shù)值建模提供材料本構關系，依據(jù)《金屬材料拉伸試驗第1部分：室溫試驗方法》(GB/T 228.1—2010)的規(guī)定，擬靜力試驗結束后在機柜側板未損傷的部位取樣，裁剪為標準鋼材拉伸性能測試件，進行鋼材拉伸性能試驗。從每1個機柜未損壞側板各裁取3個試件，則6個機柜共18個標準拉伸試件進行拉伸試驗(圖3)。機柜的柜門、側板、梁柱型鋼厚度均為2 mm，制作成拉伸試件厚2 mm、拉伸段寬10 mm、長60 mm，如圖3d所示。試驗加載裝置為SHT4106微機控制電液伺服萬能試驗機(圖4d)，加載速率為4 mm/min。圖4a～c為3組試件試驗后的破壞照片，圖5給出了試件的應力-應變曲線，表2給出了試件鋼材的主要力學性能指標平均值。

(a)600機柜取樣試件

(b)800機柜取樣試件

(c)1000機柜取樣試件

(d)鋼材拉伸試驗試件尺寸圖3 標準拉伸試件(取自機柜主體)Fig.3 The standard tensile specimens(taken from the cabinet body)

(a)600機柜取樣試件

(b)800機柜取樣試件

(c)1000機柜取樣試件

(d)拉伸試驗裝置圖4 試驗后破壞試件及加載裝置Fig.4 The destroyed specimens and the loading device

圖5 600(a)、800(b)、1000(c)3組試件應力-應變曲線Fig.5 Stress-strain curves of specimens with length of 600 mm(a)，800 mm(b)，and 1 000 mm(c)in tensile test

表2 機柜主體鋼材主要力學參數(shù)Tab.2 The main mechanical parameters of cabinets

3 擬靜力加載試驗

試驗中對3種尺寸機柜分別進行往復擬靜力加載，每種尺寸機柜一臺沿方向(寬度方向)加載、另一臺沿方向(厚度方向)加載。加載裝置采用了MTS電液伺服程控結構試驗機，最大出力為600 kN、最大加載速度為10 mm/s。

3.1 試驗中傳感器應用及布置情況

為獲得試驗加載過程中機柜的變形情況，在每個機柜的柜頂、1/2柜高、柜底3個高度處均布置了位移計；為監(jiān)測加載過程中機柜轉動情況，在柜頂和1/2柜高處均布置了2個拉線位移計，柜底位置布置1 個頂桿位移計，如圖6所示。機柜在水平方向的抗力則是通過串聯(lián)在作動器端頭處的力傳感器測出，串聯(lián)的力傳感器最大量程為100 kN。

圖6 X方向(a)和Y方向(b)位移計布置圖Fig.6 The displacement sensor layout in X(a) and Y(b)direction

3.2 擬靜力試驗加載工況

在每臺機柜開始進行擬靜力加載之前，對其施加沖擊激勵并測量柜頂?shù)募铀俣?，以識別機柜在完好狀態(tài)下的自振頻率。擬靜力試驗采用位移控制方式(建筑抗震試驗規(guī)程，JGJ/T101—2015)，在每臺機柜的柜頂施加控制位移。與以往的擬靜力往復加載試驗不同，本試驗在加載歷程的設計上力求考慮到機柜在未來地震動作用下將遭受的各種情況，以觀察機柜的力-變形滯回規(guī)則。在隨機地震動作用下，機柜可能會遭受加載、卸載不完全的情況，因而設計了如下的兩周期加載機制(圖7a)：①位移角(柜頂位移除以機柜高度)小于3%時，每個加卸載循環(huán)均采用完全加卸載歷程，每個位移幅值重復兩次；②位移角大于3%后，每個位移幅值重復3次：第一次為目標幅值()的完全加卸載；第二次加載34后卸載；第三次則加載到，卸載至14，反向再加載至34，然后卸載，采用三周期加載方式(圖7b)。圖7c給出了上述兩階段加載歷程的示意圖。對柜頂施加三角波位移歷程，逐級增大位移幅值，每一級加載的位移幅值分別為±6、±12、±18、±24、±30、±36、±42、±48、±54、±60、±70、±80、±90、±100，加載速度為1 mm/s。在施加往復荷載的過程中，觀察機柜的損傷發(fā)展狀況，當機柜出現(xiàn)嚴重破壞或其承載力下降為峰值的85%時，停止試驗。試驗結束后再次對破壞的機柜施加沖擊激勵，測量損傷后機柜的自振頻率。

(a)雙周期加載階段

(b)三周期加載階段

(c)加載歷程圖7 擬靜力試驗加載位移歷程Fig.7 The displacement history of pseudo-static loading experiments

4 試驗結果

4.1 機柜損傷發(fā)展及特征現(xiàn)象

試驗過程中觀察3組IDC通信機柜的損傷隨“柜頂相對柜底位移角”(以下簡稱為“柜頂位移角”)的變化，柜頂位移角定義為柜頂位移與柜底位移差的絕對值與柜體高度的比值。以800機柜為例，在其沿方向往復加載試驗中，觀察到的機柜損傷發(fā)展過程及每個階段的特征損傷現(xiàn)象如下：

(1)當頂部位移不大于18 mm(柜頂位移角為0.9%)時，機柜基本完好。

(2)當柜頂位移超過18 mm(柜頂位移角為0.9%)時，柜底橫、縱梁節(jié)點處開始出現(xiàn)裂縫，并隨加載幅值增大不斷擴大。

(3)當頂部位移達到36 mm(柜頂位移角為1.8%)時，柜門門軸從底座拔出，柜門下部脫離柜體，隨著位移幅值增大，機柜承載力逐漸下降。

(4)當頂部位移達到90 mm(柜頂位移角為4.5%)時，一側柜門從門框脫出，與柜體分離。

(5)當頂部位移達到100 mm(柜頂位移角為5.0%)后，機柜柜門全部脫出門框，承載力顯著下降，柜底橫、縱梁節(jié)點處裂縫貫通，機柜完全破壞。

表3詳細展示了800 mm機柜沿方向加載時各階段的特征損傷現(xiàn)象。600和1000機柜沿方向往復加載試驗中觀察到的機柜損傷發(fā)展過程及每個階段的特征損傷現(xiàn)象與800機柜基本相同，具體損傷發(fā)展過程見表4。

表3 沿X方向加載時厚度800 mm機柜的損傷發(fā)展過程Tab.3 Damage process of 800 mm long cabinets when being loaded in X direction

表4 沿X方向加載時3種機柜的損傷發(fā)展過程Tab.4 Damage preocess of three types of cabinets when being loaded in X direction.

對800機柜沿方向往復加載試驗中，觀察到的機柜損傷發(fā)展過程及每個階段的特征損傷現(xiàn)象如下：

(1)當頂部位移不大于24 mm(柜頂位移角為1.2%)時，機柜基本完好。

(2)當柜頂位移超過24 mm(柜頂位移角為1.2%)時，柜底橫、縱梁節(jié)點處開始出現(xiàn)裂縫，并隨加載幅值增大不斷擴大。

(3)當頂部位移達到36 mm(柜頂位移角為1.8%)時，柜門側板從底座拔出，側板下部脫離柜體，機柜承載力略有下降。

(4)當頂部位移達到80 mm(柜頂位移角為4.0%)時，一側側板從柜體脫出，機柜承載力顯著下降。

(5)當頂部位移達到120 mm(柜頂位移角為6.0%)時，外框架柱與機柜底板間焊縫開裂。

(6)當頂部位移達到180 mm(柜頂位移角為9.0%)后，機柜側板全部脫出門框，柜底橫、縱梁節(jié)點處裂縫貫通，機柜完全破壞。

表5給出了800 機柜沿方向加載時各階段的特征損傷現(xiàn)象。600和1000機柜沿方向往復加載試驗中觀察到的機柜損傷發(fā)展過程及每個階段的特征損傷現(xiàn)象與800機柜基本相同，具體損傷發(fā)展過程見表6。

表5 沿Y方向加載時厚度800mm機柜的損傷發(fā)展過程Tab.5 Damage process of the 800 mm long cabinet when being loaded in Y direction.

表6 沿Y方向加載時3種機柜的損傷發(fā)展過程Tab.6 Damage process of three types of cabinets when being loaded in X direction

4.2 基于試驗數(shù)據(jù)進行機柜破壞機理分析

圖8給出了3種不同尺寸機柜沿、方向加載后的力-位移滯回曲線，為便于分析宏觀損傷對機柜承載能力的影響，圖中標出了與表4、6對應的損傷階段編號。

圖8 600(a)、800(b)、1000(c)機柜沿X、Y方向力-位移滯回曲線Fig.8 The force-displacement curves of cabinets with lenth of 600 mm(a)， 800 mm(b)，1 000 mm(c)in X and Y direction respectively

結合圖8a-1、b-1、c-1中的力-位移滯回曲線和表3的特征損傷現(xiàn)象可知：在加載的初始階段，機柜的方向側向抗力主要來源于機柜的承力框架和前后門板，此時門板起到了類似斜撐的作用；由于機柜的立柱與底板、橫梁與縱梁的連接節(jié)點為焊接，且節(jié)點的承載力弱于立柱，階段損傷達到-1時，發(fā)生了橫梁與縱梁焊縫開裂，但此時機柜的剛度無明顯變化，承載力隨機柜頂部位移增大仍在線性增加；當達到損傷階段-2后，隨著柜門門軸從柜體拔出，柜門與柜體部分脫離，斜撐作用下降，承載力出現(xiàn)大幅下降(約降低60%)，再加載的剛度也明顯降低(降低約80%)；此后，隨位移幅值增大，柜門先后從柜體脫落，機柜損傷集中在了立柱-橫梁的節(jié)點位置，焊縫開裂逐步擴展，直至最終貫通，在力-位移滯回曲線上表現(xiàn)為剛度和承載力的逐步降低。

為了進一步清晰地觀察到不完全加卸載情況下機柜沿方向荷載-位移曲線的滯回規(guī)則，圖9a以800機柜為例給出了位移達到-3水平時三周加卸載的滯回曲線，分別用、、表示。從圖中可以看出，在卸載未達到零點即反向再加載的情況下(曲線)，反向再加載剛度與卸載剛度幾乎相同，因而周期曲線包圍的面積非常小，幾乎可以忽略。

方向的損傷發(fā)展與方向不同。從圖8a-2、b-2、c-2的力-位移滯回曲線和表5內(nèi)特征損傷現(xiàn)象可以看出：在方向加載的初始階段，與方向類似，機柜的側板起到了斜撐的作用，與方向的承力框架共同工作；在達到損傷階段-1時發(fā)生了橫梁與縱梁焊縫開裂，但機柜剛度無明顯變化，承載力隨機柜頂部位移增大也繼續(xù)線性增加；達到損傷階段-2之后，側板部分脫出柜體，承載力略有下降(下降約10%)，損傷發(fā)展表現(xiàn)出了與方向的不同；在達到損傷階段-3之后，一側側板脫出柜體，機柜的側向承載力下降了約20%；隨后側向力主要由向框架承擔，向承力框架的底部橫梁與縱梁的節(jié)點焊縫開裂逐步擴展直至貫通。與方向不同的是，方向在側板脫落后，框架仍能夠承擔大部分承載力，并且在-4損傷階段后出現(xiàn)了立柱與底板焊縫開裂的現(xiàn)象。同時也應注意到，厚度600 mm和800 mm的機柜在沿方向加載過程中峰值承載力出現(xiàn)在側板脫落之后，而厚度1 000 mm機柜峰值承載力出現(xiàn)在側板脫落前，這說明隨著機柜寬度增加，側板尺寸對機柜方向承載力有一定影響。

圖9b給出了800機柜沿方向加載時，位移達到-4水平三周加卸載滯回曲線。從圖中可以看出，當卸載未達到零點即反向再加載的情況下(曲線)，反向再加載剛度略高于卸載剛度，周期曲線有一定的包圍面積和耗能能力。

圖9 800機柜沿X向X-3階段(a)Y方向 Y-4階段(b)力-位移曲線Fig.9 Force-displacement curves of cabinets with length of 800 mm in the loading phase X-3 in X direction(a)and Y-4 in Y direction(b)

從上述分析可以看出，在機柜的和方向，底部橫縱梁節(jié)點與立柱-底板節(jié)點焊縫持續(xù)開裂、門板和側板的支撐作用喪失是這種通信機柜的關鍵損傷機制，應作為此類通信機柜力學性能數(shù)值模擬的關鍵考慮因素。此外，機柜在不完全加卸載情況下荷載-位移曲線所表現(xiàn)出來的滯回規(guī)則也是數(shù)值建模時需要重點關注的。

圖10對機柜在和方向的力-變形滯回曲線進行了比較，可以看出機柜沿方向的抗力和變形能力均大于其在方向的相應性能，這主要是因為機柜的4根立柱在方向的寬度(120 mm，圖1)大于其在方向的寬度(30 mm)，因此對于這類IDC機柜而言，方向(即寬度方向)為柜體水平承載的弱方向。在后續(xù)對此類IDC機柜進行抗震能力分析和地震易損性分析時，可以考慮僅對方向進行分析，所得的分析結果也是偏于安全的。

圖10 600(a)、800(b)、1000(c)機柜在X方向和Y方向力-位移滯回性能的比較Fig.10 Comparison of the force-displacement behavior of cabinets with length of 600 mm(a)， 800 mm(b)，and 1000 mm(c)in X direction and Y direction respectively

4.3 試驗前后的機柜一階頻率變化

如前所述，在擬靜力試驗前后，采用錘擊法分別對3種機柜抗側力框架施加激勵，通過FBA-12型力平衡加速度計和MTS系統(tǒng)電子控制臺采集柜頂加速度反應時程，再由快速傅立葉變換(FFT)將所采集的時域數(shù)據(jù)轉化為頻域，進而得到6臺機柜損傷前后的一階固有頻率(表7)，圖11給出了6臺IDC機柜在試驗前后的頻率。從圖中可以看出，各機柜在方向頻率均在9.4 Hz左右、方向頻率均在14.0 Hz左右，實驗結束后無論是沿方向還是方向，6個機柜一階頻率均顯著降低，這是由柜體各部位發(fā)生不同程度損傷、破壞，其剛度大幅下降，結構抵抗外力的能力基本喪失所致。

表7 6臺機柜損傷前后頻率Tab.7 Frequencies before and after the six cabinets being damaged

圖11 600(a)、800(b)、1000(c)機柜試驗前后頻率Fig.11 Frequencies of cabinets with length of 600 mm(a)，800 mm(b)， and 1000 mm(c)before and after the experiment

5 結論

本文針對互聯(lián)網(wǎng)數(shù)據(jù)中心(IDC)中常用的3種不同尺寸的機柜，進行了沿機柜兩個水平方向的往復加載擬靜力試驗，研究其在兩個水平方向上的力學性能和力學參數(shù)。每組試驗針對兩臺質量、結構、規(guī)格、尺寸都相同的機柜進行，通過逐漸增大機柜頂部位移，直至機柜嚴重破壞，觀察機柜在加載過程中的破壞模式和破壞特征，記錄機柜承載能力的變化。通過試驗得到的主要結論為：

(1)在方向(即寬度方向)水平往復荷載作用下，3種機柜的損傷發(fā)展過程基本相同：底部橫、縱梁焊縫開裂→門軸拔出，門板部分脫離柜體→柜門逐漸脫落，與柜體分離→損傷集中在節(jié)點，焊縫持續(xù)開裂直至貫通。

(2)在方向(即厚度方向)水平往復荷載作用下，3種機柜的損傷發(fā)展過程基本相同：底部橫、縱梁焊縫開裂→側板逐漸脫落，與柜體分離→立柱與底板焊縫開裂→損傷集中在節(jié)點，焊縫持續(xù)開裂直至貫通。

(3)隨機柜方向尺寸逐漸增大，-3損傷階段(側板脫落)前承載力逐漸增大，側板尺寸對方向承載力有一定影響。

(4)對于此類通信機柜，無論在寬度方向還是在厚度方向，橫縱梁節(jié)點、立柱與底板焊縫持續(xù)開裂，門板和側板的支撐作用喪失都是關鍵的損傷機制，當采用數(shù)值模擬手段建立機柜力學分析模型時都應作為關鍵模擬因素。