基礎(chǔ)隔震山地掉層框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能研究

楊佑發(fā)，楊天行

(重慶大學(xué) a.山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室；b.土木工程學(xué)院，重慶 400045)

隔震結(jié)構(gòu)體系因其隔震層剛度較小，地震作用下上部結(jié)構(gòu)基本保持平動(dòng)，使得隔震結(jié)構(gòu)的減震性能好，若意外作用導(dǎo)致隔震結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)性倒塌破壞，影響將非常嚴(yán)重。Marjanishvili 等[1]研究了抗連續(xù)倒塌的方法，Tsai 等[2]分析了結(jié)構(gòu)倒塌過(guò)程中的動(dòng)力響應(yīng)特性，于曉輝等[3]研究了鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌機(jī)制。在極端偶然荷載作用下,極有可能發(fā)生因局部構(gòu)件失效而引起的整體結(jié)構(gòu)破壞甚至倒塌,具有特殊構(gòu)造形式的隔震結(jié)構(gòu)則需要專(zhuān)門(mén)設(shè)計(jì)來(lái)應(yīng)對(duì)此類(lèi)風(fēng)險(xiǎn)[4]。

目前，我國(guó)建設(shè)用土地資源供給緊張，山地建筑結(jié)構(gòu)的應(yīng)用日益增多?；谖覈?guó)地震災(zāi)害頻繁且山地建筑結(jié)構(gòu)的先天豎向剛度不規(guī)則而導(dǎo)致其抗震性能不強(qiáng)的現(xiàn)狀[5]，隔震技術(shù)正不斷發(fā)展并應(yīng)用于山地建筑中。山地隔震結(jié)構(gòu)本身具有特殊性，因此其破壞模式、受力性能與普通平地隔震結(jié)構(gòu)體系有很大的不同[6]。為研究基礎(chǔ)隔震山地掉層框架底層柱(隔震支座)在意外事件下失效破壞后的抗倒塌性能，文中驗(yàn)證并設(shè)計(jì)了6個(gè)基礎(chǔ)隔震掉層體系框架和1個(gè)普通平地隔震結(jié)構(gòu)，探討了平地隔震框架結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)隔震山地掉層結(jié)構(gòu)在抗連續(xù)倒塌方面的差異性，可為山地隔震建筑設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)驗(yàn)證

1.1 數(shù)值模型及參數(shù)設(shè)置

為驗(yàn)證LS-DYNA程序的準(zhǔn)確度，對(duì)文獻(xiàn)[7]中的平面框架結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，試驗(yàn)裝置及儀器布置，如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)裝置及儀器布置圖

柱沿軸向離散成 10個(gè)梁?jiǎn)卧?，每個(gè)單元長(zhǎng)度為 0.33 m或0.28 m，小于柱腳塑性鉸長(zhǎng)度[8]；梁沿軸向劃分為三段配筋(跨中、左支座、右支座)，每段梁離散為4個(gè)單元，每個(gè)單元長(zhǎng)度為0.5 m。柱和梁沿橫截面離散成100個(gè)混凝土纖維，鋼筋離散為4個(gè)或8個(gè)纖維，忽略混凝土和鋼筋之間的黏結(jié)滑移，纖維單元之間的變形符合平截面假定。梁柱橫截面單元離散示意圖，如圖2所示(標(biāo)示部分為鋼筋纖維)。

圖2 鋼筋混凝土梁柱單元離散示意圖

文中采用LS-DYNA進(jìn)行有限元模型求解，有限元模型采用MAT-174材料模擬鋼筋混凝土，可以通過(guò)設(shè)置配筋率(FRACR=0，代表素混凝土；FRACR=1，代表鋼筋)來(lái)模擬素混凝土和鋼筋材料。鋼筋采用單軸彈塑性流動(dòng)強(qiáng)化本構(gòu)模型，屈服應(yīng)力和彈性模量采用實(shí)測(cè)值，通過(guò) Ramberg-Osgood方程模擬材料反復(fù)加載時(shí)剛度退化[9]。單調(diào)壓縮階段，采用Park和Paulay 所述的Park和Kent方法，材料遵循拋物線應(yīng)力-應(yīng)變曲線；拉伸階段，應(yīng)力隨應(yīng)變線性增加，直到達(dá)到拉伸極限FT，此后，剛度和強(qiáng)度隨應(yīng)變的增加而衰減。

建立框架模型時(shí)未設(shè)置箍筋，但通過(guò)考慮約束混凝土的加強(qiáng)來(lái)實(shí)現(xiàn)箍筋的作用。核心混凝土采用Kent-Park本構(gòu)模型[10]，混凝土軸心抗壓強(qiáng)度和彈性模量采用實(shí)測(cè)值或標(biāo)準(zhǔn)值。

1.2 結(jié)果分析

數(shù)值模擬采用與試驗(yàn)相同的加載方式，得出其底層中柱軸力與位移曲線及底層側(cè)移曲線分別如圖3和圖4所示。通過(guò)曲線對(duì)比可知，在彈塑性階段模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合很好，曲線幾乎一致；在塑性鉸階段，誤差很?。辉诨炷灵_(kāi)裂并失效后，梁端受彎承載力基本喪失，即C點(diǎn)之后的模擬效果與試驗(yàn)曲線吻合較好，誤差極小。

圖3 底層中柱軸力與位移關(guān)系曲線對(duì)比

圖4 底層柱水平位移與中柱卸載位移的關(guān)系

通過(guò)模擬分析得到了一層柱頂?shù)乃轿灰平Y(jié)果，限于篇幅，僅列出一層邊柱柱頂節(jié)點(diǎn)的水平位移，試驗(yàn)中通過(guò)在第一層柱頂表面放置的位移傳感器測(cè)得水平位移。LS-DYNA模擬分析結(jié)果顯示，中柱開(kāi)始位移加載時(shí)，框架先向外側(cè)移，中柱位移加載到130 mm時(shí)，向外側(cè)移值達(dá)到最大，為3.38 mm；根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果的記錄，中柱位移加載至140 mm左右時(shí)，最大位移量為3 mm，誤差約12%。通過(guò)曲線對(duì)比可以看出，LS-DYNA分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合很好。

2 基礎(chǔ)隔震山地掉層結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能分析

2.1 設(shè)計(jì)信息

為研究基礎(chǔ)隔震平地結(jié)構(gòu)與山地掉層隔震結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的不同，設(shè)計(jì)了1個(gè)平地框架結(jié)構(gòu)和5個(gè)掉層框架結(jié)構(gòu)，所有結(jié)構(gòu)的總層數(shù)均為6層，平面布置也相同，均為縱向5跨，橫向3跨?？紤]到邊、角柱相對(duì)于中柱更易倒塌且邊跨的豎向構(gòu)件失效更易引起結(jié)構(gòu)的局部連續(xù)倒塌，選取邊榀框架(圖示陰影部分)作為研究對(duì)象，如圖5、圖6所示。定義CmKn表示掉m層掉n跨的掉層框架結(jié)構(gòu)。

圖5 一榀框架平面圖

圖6 C2K3隔震結(jié)構(gòu)立面布置示意圖

采用PKPM結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)軟件，按照中國(guó)相關(guān)規(guī)范采用分離式設(shè)計(jì)方法，按照抗規(guī)12.2.5第二條確定水平減震系數(shù)β。選用LRB500隔震支座，其設(shè)計(jì)荷載為1 963 kN，LRB500隔震支座參數(shù)如表1所示。

表1 LRB500隔震支座力學(xué)性能

建筑場(chǎng)地類(lèi)別為Ⅱ類(lèi)，抗震設(shè)防烈度為8度(0.2 g)，設(shè)計(jì)地震分組為第二組，框架抗震等級(jí)二級(jí)。所有算例模型層高均為3.6 m，隔震層層高2.8 m，其中，柱截面尺寸500 mm×500 mm，梁截面尺寸300 mm×500 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)均采用C30，框架梁柱縱向受力鋼筋采用HRB400，箍筋采用HPB300，樓面恒荷載取為5.5 kN/m2，樓面活荷載為4.5 kN/m2。

2.2 隔震支座失效的抗力機(jī)制

GSA2003和DoD2005規(guī)范規(guī)定結(jié)構(gòu)關(guān)鍵構(gòu)件失效拆除后，允許剩余結(jié)構(gòu)體系繼續(xù)發(fā)展，從樓層的相對(duì)倒塌面積和絕對(duì)倒塌面積來(lái)判斷剩余結(jié)構(gòu)體系是否已經(jīng)發(fā)生連續(xù)性倒塌破壞。由于實(shí)際操作存在困難，新版的DoD2010[11]規(guī)定，對(duì)拆除構(gòu)件后的剩余結(jié)構(gòu)體系嚴(yán)格限制構(gòu)件出現(xiàn)超出極限變形能力的大變形。文中對(duì)基礎(chǔ)隔震山地掉層框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析時(shí)，采用DoD2010所規(guī)定的倒塌失效準(zhǔn)則：拆除豎向構(gòu)件后剩余結(jié)構(gòu)體系的失效準(zhǔn)則是失效點(diǎn)豎向最大位移為相連最短跨的20%。限于篇幅，拆除C2K3結(jié)構(gòu)的B、D隔震支座，通過(guò)調(diào)整荷載系數(shù)從0.1變化到0.72，得出荷載系數(shù)與失效點(diǎn)豎向位移的關(guān)系曲線，并與C2K3結(jié)構(gòu)A支座拆除工況作對(duì)比，研究移除內(nèi)隔震支座與邊隔震支座的山地掉層隔震結(jié)構(gòu)的倒塌模式與承載機(jī)制，如圖7所示。

圖7 C2K3-A、D、B支座失效荷載位移曲線

由圖7對(duì)比可知，在荷載系數(shù)較小時(shí)(0.1～0.4)，拆除C2K3結(jié)構(gòu)的A支座，位移與荷載系數(shù)基本成線性正比關(guān)系，此時(shí)，小變形下的剩余結(jié)構(gòu)發(fā)生向下位移，失效跨的梁受壓，發(fā)揮“梁機(jī)制”，軸力為負(fù)。

當(dāng)荷載系數(shù)增大到0.5時(shí)，位移幅度急劇增加，由于拆除邊支座，左邊結(jié)構(gòu)處于懸臂狀態(tài)，沒(méi)有產(chǎn)生“懸鏈線”效應(yīng)。荷載系數(shù)增大到0.563，結(jié)構(gòu)豎向位移達(dá)到定義失效位移1 200 mm左右。拆除C2K3結(jié)構(gòu)的D支座，荷載系數(shù)在0.1～0.5之間，荷載系數(shù)與位移基本成線性正比關(guān)系，此時(shí)，與拆除C2K3結(jié)構(gòu)的A支座工況相同，剩余結(jié)構(gòu)發(fā)揮“梁機(jī)制”，產(chǎn)生壓拱效應(yīng)。位移繼續(xù)增加時(shí)，由于梁端有固定約束，剩余結(jié)構(gòu)產(chǎn)生“懸鏈線”效應(yīng)，達(dá)到失效位移時(shí)，相比梁機(jī)制階段，懸鏈線機(jī)制下承載系數(shù)增大28.57%。

為研究荷載系數(shù)增大過(guò)程中掉層基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的倒塌機(jī)制，以拆除C2K3結(jié)構(gòu)的A支座與D支座為例，分析其失效跨梁的內(nèi)力變化，數(shù)值模型中梁?jiǎn)卧?、110、36、12(下稱(chēng)梁?jiǎn)卧獮閎m)所在位置如圖8所示。從圖9(a)可以看出，未拆除A支座時(shí)，bm-1的軸力為正，此時(shí)梁受到恒、活載作用，產(chǎn)生了彎矩，抵抗外荷載，梁內(nèi)為拉力作用。當(dāng)拆除構(gòu)件后，梁軸力迅速下降，其軸力為負(fù)，表明梁受壓力的作用。失效點(diǎn)豎向位移Δ逐步增大時(shí)，失效跨bm-1的軸力穩(wěn)定值也隨之增大，當(dāng)α=0.54，位移達(dá)到699 mm時(shí)，梁機(jī)制完成，失效點(diǎn)豎向位移Δ=1 040 mm時(shí)，bm-1的軸力相比699 mm時(shí)的軸力減小，表明此時(shí)混凝土已壓碎，塑性鉸失效，梁端彎矩下降，但此時(shí)軸力仍為負(fù)值，即梁內(nèi)受力為壓力。這表明拆除A支座工況，隨位移增大，梁內(nèi)壓力增大，梁端彎矩增大，剩余結(jié)構(gòu)依靠梁的抗彎?rùn)C(jī)制提供抗倒塌承載能力直至失效。因此拆除A支座時(shí)，由于沒(méi)有足夠的水平約束，倒塌過(guò)程中沒(méi)有出現(xiàn)承載力提升的現(xiàn)象，僅有梁機(jī)制在發(fā)揮作用。從圖9(b)可以看出，當(dāng)拆除D支座后，梁軸力迅速下降，其軸力為負(fù)，與拆除A支座相同。當(dāng)失效位移Δ逐步增大時(shí)，失效左跨bm-36、失效右跨上接地平臺(tái)的bm-110的軸力穩(wěn)定值也隨之增大，當(dāng)α=0.56，位移達(dá)到649 mm時(shí)，梁機(jī)制完成，繼續(xù)增大荷載系數(shù)，位移繼續(xù)增大，右跨梁塑性鉸失效，bm-110單元彎矩下降，此時(shí)梁內(nèi)鋼筋受拉，從圖9(c)失效點(diǎn)豎向位移Δ=649 mm的曲線可以看出，此時(shí)軸力已經(jīng)由負(fù)變正，表明剩余結(jié)構(gòu)正在進(jìn)行梁機(jī)制到懸鏈線機(jī)制的轉(zhuǎn)換。而此時(shí)失效點(diǎn)左跨bm-36的軸力為負(fù)值，說(shuō)明左跨梁仍處于梁機(jī)制階段。失效點(diǎn)豎向位移Δ=1 090 mm時(shí)，圖9(b)bm-36的軸力相比失效位移649 mm的軸力降低，表明塑性鉸正在失效，梁內(nèi)壓力正在減小；圖9(c)中，隨著位移增大，bm-110的軸力在承受恒活載時(shí)為20 kN，到梁機(jī)制時(shí)軸力為-55 kN，進(jìn)而到136 kN，梁內(nèi)為拉力，說(shuō)明此時(shí)承載力均由梁內(nèi)鋼筋提供，且軸力絕對(duì)值相比梁機(jī)制增加了1.47倍，軸力出現(xiàn)大幅度增大，這說(shuō)明bm-110在達(dá)到失效判定位移時(shí)，已出現(xiàn)懸鏈線機(jī)制?？梢缘贸鼋Y(jié)論：由于掉層結(jié)構(gòu)的特殊性，拆除D支座時(shí)，左跨為下接地梁跨，右跨為上接地梁跨，左跨梁的承載機(jī)制滯后于上接地梁跨的承載機(jī)制。當(dāng)失效點(diǎn)豎向位移達(dá)到失效判定值時(shí)，上接地跨已出現(xiàn)懸鏈線機(jī)制，而下接地跨還處于梁機(jī)制與懸鏈線機(jī)制的轉(zhuǎn)換過(guò)程中。

圖8 失效跨Bm-1、36、110位置示意圖

圖9 支座失效梁跨Bm-1、36、110軸力時(shí)程曲線

2.3 底層柱失效的抗力機(jī)制

拆除C2K3結(jié)構(gòu)B、D底層柱，通過(guò)調(diào)整荷載系數(shù)從0.1變化到0.72，得到荷載系數(shù)與失效點(diǎn)豎向位移的關(guān)系曲線，并與C2K3結(jié)構(gòu)A底層柱拆除工況作對(duì)比，研究拆除底層柱的山地掉層隔震結(jié)構(gòu)的倒塌模式與承載機(jī)制，如圖10所示。

圖10 C2K3-A、D、B底層柱失效荷載位移曲線

對(duì)比可知，在荷載系數(shù)較小時(shí)(0.1～0.4)，拆除C2K3結(jié)構(gòu)的A底層柱，位移與荷載系數(shù)基本成線性正比關(guān)系，此時(shí)，小變形下的剩余結(jié)構(gòu)發(fā)生向下位移，失效跨的梁受壓，發(fā)揮“梁機(jī)制”，軸力為負(fù)。

以拆除C2K3結(jié)構(gòu)的A、D底層柱為例，分析其失效跨梁端內(nèi)力的變化，Bm-37、72、110所在位置如圖11所示。從圖12(a)可以看出，未拆除A底層柱時(shí)，bm-1的軸力為正，此時(shí)梁受到恒活載作用，產(chǎn)生彎矩，抵抗外荷載，梁內(nèi)為拉力作用。當(dāng)拆除構(gòu)件后，梁軸力迅速下降，其軸力為負(fù)，表明梁受壓力作用。失效點(diǎn)豎向位移Δ穩(wěn)定值從84.3 mm逐漸增大到1 150 mm時(shí)，失效梁跨軸力穩(wěn)定絕對(duì)值從38.32 kN增大到52.24 kN，接近位移失效判定值1 200 mm時(shí)，梁跨軸力并未出現(xiàn)正值，絕對(duì)值也沒(méi)有較大變化，與隔震角支座失效規(guī)律一致。從圖12(b)可以看出，拆除D底層柱時(shí)，失效點(diǎn)豎向位移穩(wěn)定值從84.3 mm至325 mm，下接地跨(Bm-72)的軸力負(fù)值增大；豎向位移穩(wěn)定值從325 mm至717 mm時(shí)，壓力減小，表明處于梁機(jī)制與懸鏈線機(jī)制轉(zhuǎn)換過(guò)程中；位移值為1 150 mm時(shí)，軸力穩(wěn)定值為-10.66 kN，仍處于機(jī)制轉(zhuǎn)換階段。從圖12(c)可知，當(dāng)失效點(diǎn)豎向位移穩(wěn)定值為717 mm時(shí)，上接地跨(Bm-110)軸力已經(jīng)為正值，表明梁內(nèi)已由壓力轉(zhuǎn)換為拉力作用。接近失效判定值時(shí)，軸力增大至165 kN，上接地跨梁已發(fā)展為懸鏈線機(jī)制，較梁機(jī)制承載力系數(shù)增加20%。基礎(chǔ)隔震掉層結(jié)構(gòu)底層柱失效時(shí)，左跨梁的承載機(jī)制滯后于上接地梁跨的承載機(jī)制。當(dāng)失效點(diǎn)豎向位移達(dá)到失效判定值時(shí)，上接地跨已出現(xiàn)懸鏈線機(jī)制，而下接地跨還處于梁機(jī)制與懸鏈線機(jī)制的轉(zhuǎn)換過(guò)程中。

圖11 Bm-37、72、110位置示意圖

圖12 底層柱失效梁跨Bm-37、72、110軸力時(shí)程曲線

2.4 底層柱與隔震支座失效工況對(duì)比

為研究基礎(chǔ)隔震體系底層柱與隔震支座失效后的抗連續(xù)倒塌性能差異，以平地隔震結(jié)構(gòu)、隔震結(jié)構(gòu)C2K3、隔震結(jié)構(gòu)C3K2、隔震結(jié)構(gòu)C3K1、隔震結(jié)構(gòu)C2K1、隔震結(jié)構(gòu)C2K2為例進(jìn)行研究。

由圖13可知，荷載系數(shù)相同時(shí)，各掉層隔震結(jié)構(gòu)的下接地隔震角支座失效后的豎向位移均比底層框架角柱大。α=0.57時(shí)，隔震結(jié)構(gòu)C2K3-A隔震支座已經(jīng)失效，底層柱失效點(diǎn)位移為942 mm，其差值至少為258 mm；α=0.54時(shí)，隔震結(jié)構(gòu)C2K2-A隔震支座在6 s時(shí)位移達(dá)到1 100 mm，且處于增大趨勢(shì)，底層柱失效點(diǎn)位移為956 mm；α=0.48時(shí)，隔震結(jié)構(gòu)C3K2-A隔震支座在6 s時(shí)位移達(dá)到1 135 mm，底層柱失效點(diǎn)位移為642 mm；α=0.45時(shí)，隔震結(jié)構(gòu)C3K1-A隔震支座穩(wěn)定位移值為1 265 mm，底層柱失效點(diǎn)位移僅為495 mm，差值為770 mm；α=0.51時(shí)，隔震結(jié)構(gòu)C2K1-A隔震支座位移達(dá)到1 503 mm，底層柱失效點(diǎn)位移為466 mm。大部分拆除工況中隔震支座均接近或已失效，而底層柱拆除工況遠(yuǎn)未到失效位移判定值，這說(shuō)明同一掉層隔震結(jié)構(gòu)下接地的隔震支座對(duì)于結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌的影響程度要大于底層柱。

由圖13(f)可知，平地隔震結(jié)構(gòu)隔震角支座的失效點(diǎn)豎向位移較底層柱小，這一結(jié)果與掉層隔震結(jié)構(gòu)拆除下接地的隔震支座與底層柱的對(duì)比規(guī)律相同，隔震層水平剛度較低，隔震層梁柱配筋與底層框架梁柱配筋相差不多，隔震支座失效后剩余結(jié)構(gòu)在豎向不平衡荷載作用下，相鄰的隔震支座無(wú)法提供較強(qiáng)的水平側(cè)向約束，因此其抗連續(xù)倒塌能力要弱，底層框架柱失效后，剩余結(jié)構(gòu)的相鄰柱與隔震層平臺(tái)固接，從而可以提供較大的平面剛度，并為剩余結(jié)構(gòu)的備用荷載傳遞路徑提供側(cè)向約束，在僅受豎向不平衡荷載作用下，可以視其為單獨(dú)的體系，有效地避免了因結(jié)構(gòu)失效內(nèi)力重分布導(dǎo)致的內(nèi)力和位移增大情況。

圖13 掉層隔震結(jié)構(gòu)底層柱與隔震支座失效點(diǎn)豎向位移對(duì)比

由圖14可知，各掉層隔震結(jié)構(gòu)的上接地隔震角支座荷載位移曲線均在底層框架角柱之上。經(jīng)計(jì)算對(duì)比，隔震結(jié)構(gòu)C2K3-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大25.2%；隔震結(jié)構(gòu)C3K3-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大28.5%；隔震結(jié)構(gòu)C2K2-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大13.9%；隔震結(jié)構(gòu)C3K2-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大26.6%；隔震結(jié)構(gòu)C2K1-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大7.7%；隔震結(jié)構(gòu)C3K1-F隔震支座的極限荷載系數(shù)較底層角柱增大18.1%。可以得出結(jié)論，拆除上接地隔震角支座的極限荷載系數(shù)要大于拆除底層柱，即對(duì)于掉層隔震結(jié)構(gòu)，若上接地隔震角支座意外失效，對(duì)剩余結(jié)構(gòu)體系的抗連續(xù)倒塌性能的影響程度要弱于上接地底層角柱失效的情況。這是掉層隔震結(jié)構(gòu)的特殊性所導(dǎo)致的，由于掉層結(jié)構(gòu)為豎向不規(guī)則結(jié)構(gòu)，其受力不均導(dǎo)致上接地支座墩柱與隔震層梁的配筋量遠(yuǎn)多于底層梁柱配筋量，較普通平地隔震結(jié)構(gòu)的隔震層配筋量要多，因此表現(xiàn)出規(guī)律相反。

圖14 各隔震結(jié)構(gòu)上接地底層柱與隔震支座荷載位移曲線對(duì)比

3 結(jié) 論

采用基于拆除構(gòu)件法的動(dòng)力非線性分析方法對(duì)基礎(chǔ)隔震山地掉層框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行分析，結(jié)果表明：

1)隔震角支座意外失效的平地隔震結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能弱于基礎(chǔ)隔震山地掉層結(jié)構(gòu)的上接地隔震角支座失效工況，強(qiáng)于下接地隔震角支座工況；底層角柱意外失效的平地隔震結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能強(qiáng)于基礎(chǔ)隔震掉層結(jié)構(gòu)的底層角柱失效工況。

2)底層角支座與底層角柱的抗力機(jī)制只有梁機(jī)制，內(nèi)柱與內(nèi)支座失效的抗力機(jī)制有梁機(jī)制(壓拱效應(yīng))、機(jī)制轉(zhuǎn)換及懸鏈線機(jī)制。鄰近坎下邊支座(底層柱)失效跨的抗力機(jī)制要滯后于上接地跨的抗力機(jī)制。

3)基礎(chǔ)隔震掉層框架結(jié)構(gòu)體系不同部位失效后剩余體系的抗連續(xù)性倒塌性能為：內(nèi)支座最強(qiáng)，上接地角支座次之，下接地角支座最弱；底層內(nèi)柱最強(qiáng)，上接地與下接地角柱最弱；上接地的隔震支座失效強(qiáng)于底層失效工況，下接地的隔震支座失效弱于底層失效工況。