489 米超高層建筑抗倒塌分析案例研究

顧棟煉，吳小賓，張慶林，彭志楨，劉宜豐，田 源，陸新征

(1.北京科技大學土木與資源工程學院，城鎮(zhèn)化與城市安全研究院，北京 100083；2.中國建筑西南設(shè)計研究院有限公司，成都 610042；3.中海發(fā)展成都超塔公司，成都 610000；4.清華大學土木工程系，土木工程安全與耐久教育部重點試驗室，北京 100084)

隨著我國快速的經(jīng)濟增長和城鎮(zhèn)化進程，超高層建筑在我國得到了廣泛的應(yīng)用。以世界高層建筑與都市人居學會[1]對超高層建筑的定義為準，結(jié)構(gòu)高度超過300 m 的建筑為超高層建筑，中國目前已成為世界上超高層建筑數(shù)量最多的國家。

由于超高層建筑自身的復雜性，其安全設(shè)計面臨著巨大的挑戰(zhàn)。超高層建筑往往是城市的地標建筑，周圍地段繁華，人口和財富高度集中。若超高層建筑發(fā)生倒塌，不僅給建筑本身帶來巨大損失，同時還可能產(chǎn)生墜物等次生災(zāi)害，進而危及周邊環(huán)境，對城市的經(jīng)濟和社會發(fā)展造成沉重打擊。因此，超高層建筑的抗倒塌設(shè)計是其安全設(shè)計中的重要一環(huán)，保障超高層建筑的抗倒塌性能對于保護人民生命財產(chǎn)安全具有重要意義。

自然災(zāi)害和人為災(zāi)害都可能引發(fā)超高層建筑的倒塌風險。一方面，我國的超高層建筑面臨著嚴峻的地震災(zāi)害威脅，據(jù)統(tǒng)計我國75%以上的超高層建筑均位于抗震設(shè)防烈度達7 度和8 度的中高烈度區(qū)[2]，極端地震下超高層建筑的結(jié)構(gòu)倒塌風險不容忽視；另一方面，爆炸、撞擊等人為災(zāi)害也可能導致超高層建筑的關(guān)鍵豎向構(gòu)件失效，從而導致結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌[3]。因此，針對超高層建筑的地震倒塌風險和爆炸、撞擊引起的連續(xù)倒塌風險，設(shè)計中均需要科學評估。但是，由于倒塌分析技術(shù)難度較大，因此在實際工程中應(yīng)用案例還很有限。

ZHANG 和HE[4]基于多條帶分析方法和一次二階矩方法，對一座具有典型巨型框架-核心筒-外圍支撐體系的118 層超高層建筑進行了地震倒塌風險評估，結(jié)果表明建模不確定性對超高層結(jié)構(gòu)的倒塌承載力影響較小而地震動隨機性的影響較為顯著。杜東寧等[5]基于顆粒流理論建立了一80 層核心筒-框架結(jié)構(gòu)的建筑模型，進而模擬了火災(zāi)下該建筑的倒塌形態(tài)；崔鐵軍和馬云東[6]用同樣的建模方法研究了不同位置爆破時該棟建筑的倒塌形態(tài)。但上述研究所采用的有限元模型均無法完全模擬出結(jié)構(gòu)倒塌過程中構(gòu)件級別的強非線性行為特征，因而在指導設(shè)計或改造時提供的參考較為有限。

LU 等[7-9]通過纖維梁、分層殼和生死單元技術(shù)，提出了可以模擬超高層建筑倒塌全過程的有限元模型建模方法，并模擬了中國最高建筑“上海中心”、北京最高建筑“北京中信大廈”等系列超高層建筑的抗地震倒塌性能。然而，既有關(guān)于超高層建筑抗倒塌能力的研究，主要集中于外圍框架連續(xù)的常規(guī)框架-核心筒結(jié)構(gòu)。隨著建筑業(yè)的不斷發(fā)展，部分超高層建筑為了滿足部分樓層的無遮擋視野需求，外圍框架的縱向傳力體系可能在這部分樓層斷開，形成獨特的不連續(xù)的外圍框架體系。對于這類非常規(guī)的框架-核心筒結(jié)構(gòu)，其抗倒塌風險的研究尚且較少，業(yè)內(nèi)也缺乏相關(guān)的設(shè)計經(jīng)驗。

為此，本文在LU 等[7-9]提出的超高層建筑倒塌模擬模型的基礎(chǔ)上，以一棟489 m 的非常規(guī)超高層建筑為例，對其在地震、爆炸和拆除構(gòu)件等情景下抗倒塌能力進行了模擬與評估，具體而言：首先采用增量動力分析(Incremental dynamic analysis,IDA)方法[10]進行了該建筑的抗地震倒塌能力評估；然后，基于該建筑所處地理位置和實際情況，開展了兩種可能爆炸情景下的抗倒塌性能評估；最后，采用拆除構(gòu)件法[11]分析了該超高層建筑在關(guān)鍵豎向構(gòu)件拆除后剩余結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能。

1 研究對象和分析模型

1.1 研究對象簡介

本文研究的超高層建筑位于抗震設(shè)防7 度區(qū)，抗震設(shè)防類別為乙類，設(shè)計地震分組為第三組，場地類別為Ⅱ類。地上共95 層，建筑高度488.9 m，結(jié)構(gòu)高度463.5 m，高寬比為7.0。

該超高層建筑采用“核心筒-巨型框架-外伸臂”作為主要抗側(cè)力體系，主體結(jié)構(gòu)主要由核心筒、巨型框架(包括巨柱和環(huán)帶桁架)、外伸臂桁架、次級鋼框架構(gòu)成。在89 層以上的觀光層，由于建筑體型收進，外周框架采用鋼框架代替巨型框架，形成“鋼框架-核心筒”體系；在90 層以上不再采用核心筒，僅保留鋼框架體系。

結(jié)構(gòu)核心筒底部尺寸約為34.2 m×35.4 m，在41 層～43 層、71 層～77 層、78 層～82 層發(fā)生三次縮進，最終核心筒尺寸減小為27.2 m×27.1 m。核心筒翼墻底部的厚度約為1400 mm，往上逐漸減薄至450 mm；腹墻在底部的厚度約為700 mm，往上逐漸減薄至450 mm。在底部加強區(qū)的墻體采用鋼板剪力墻形式。整體結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力體系如圖1 所示。

圖1 超高層結(jié)構(gòu)的抗側(cè)力體系Fig.1 Lateral force resistance system of the prototype supertall structure

此外，如圖2 所示，與常規(guī)超高層建筑不同的是，此超高層結(jié)構(gòu)為了滿足建筑設(shè)計需要，外圍框架在4 個分區(qū)(即圖2 中Z1、Z3、Z5 和Z6)采用“半吊半坐”設(shè)計，使得部分重力柱在正常情況下為吊桿，可能對整體結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力造成影響。

圖2 外圍框架重力柱布置與傳力路徑Fig.2 Layout and force transmission path of gravity columns in the peripheral frame

1.2 分析模型

為滿足該超高層結(jié)構(gòu)倒塌模擬的復雜結(jié)構(gòu)建模、強非線性分析和高性能計算需求，本文以非線性計算性能良好的大型通用有限元程序MSC.MARC為平臺，建立了該結(jié)構(gòu)的彈塑性有限元模型。

建模的基本方法如下，此建模方法的合理性已在諸多研究中得到驗證[7-9,12-13]。

1) 核心筒剪力墻及連梁由常規(guī)鋼筋混凝土和邊緣構(gòu)件共同組成，采用分層殼模擬核心筒剪力墻及連梁中的常規(guī)鋼筋混凝土部分。而邊緣構(gòu)件的配筋，按照實際配筋面積，采用嵌入墻體的Truss單元(與分層殼單元共節(jié)點)進行模擬；

2) 采用清華大學開發(fā)的纖維梁單元和THUFIBER程序[12]模擬核心筒內(nèi)鋼筋混凝土梁；

3) 鋼骨混凝土巨柱由鋼骨、混凝土和鋼筋組成，其中：混凝土和鋼筋部分采用纖維梁單元進行模擬，鋼骨采用薄壁截面梁單元進行模擬，模擬巨柱鋼骨的薄壁截面梁單元與模擬巨柱鋼筋混凝土的纖維梁單元通過共節(jié)點設(shè)置實現(xiàn)共同工作；

4) 采用薄壁截面梁單元模擬次級鋼框架的鋼梁和鋼柱、環(huán)帶桁架和外伸臂桁架；

5) 鋼材和混凝土的材料參數(shù)均依據(jù)相應(yīng)規(guī)范選用對應(yīng)的平均值；

6) 采用1 倍恒載加0.5 倍活載作為重力荷載代表值，恒載和活載數(shù)值依據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009-2012)[14]并考慮工程實際進行選擇，樓面活載采用折算入樓板材料密度的方法進行施加。

7) 建筑倒塌過程中伴隨著部分構(gòu)件的失效，本文采用生死單元技術(shù)來“殺死”退出工作的構(gòu)件單元，實現(xiàn)倒塌過程中構(gòu)件失效模擬，并采用基于材料層次的應(yīng)變作為基本的失效準則，不同類型材料的失效準則基于文獻[2]進行設(shè)置，典型材料的失效準則如表1 所示。

表1 典型材料的失效準則Table 1 Failure criteria for typical materials

對于無約束的混凝土，其本構(gòu)模型一般采用Kent-Park 模型，可以《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50010-2010) 附錄C 中的表C.2.4 中混凝土的極限壓應(yīng)變εcu(即應(yīng)力-應(yīng)變曲線下降段應(yīng)力等于0.5 倍峰值應(yīng)力時的混凝土壓應(yīng)變)作為其無約束混凝土單元的失效準則。對于約束混凝土，可分為兩大類：鋼筋混凝土柱核心區(qū)的約束混凝土和鋼骨混凝土巨柱核心區(qū)的混凝土。對于鋼筋混凝土柱核心區(qū)的混凝土，分析時采用Mander 約束混凝土模型[16]考慮其約束效應(yīng)，故相應(yīng)的采用0.5 倍峰值應(yīng)力對應(yīng)的壓應(yīng)變(即第一根箍筋斷裂時所對應(yīng)的狀態(tài))作為其單元的失效準則；對于鋼骨混凝土核心區(qū)的約束混凝土，分析時采用HAN 等[17]提出的鋼管混凝土本構(gòu)來考慮約束效應(yīng)，相應(yīng)的選用0.1 倍峰值應(yīng)力所對應(yīng)的壓應(yīng)變作為單元的失效準則。對于普通的鋼筋，《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011-2010)[18]第3.9.2 款第2 條規(guī)定“鋼筋在最大拉力下的總伸長率實測值不應(yīng)小于9%”，故本報告分析時偏于安全地采用了規(guī)范中規(guī)定的總伸長率下限9%作為鋼筋斷裂的失效準則；對于鋼結(jié)構(gòu)中的型鋼，《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011-2010)[18]第3.9.2 款第3 條規(guī)定了鋼結(jié)構(gòu)的鋼材“應(yīng)有明顯的屈服平臺，且伸長率不應(yīng)小于20%”，因此，分析時采用20%的應(yīng)變作為鋼材單元的失效準則。

以環(huán)帶和伸臂桁架為間隔，本文研究的超高層結(jié)構(gòu)可以劃分為10 個節(jié)段，分別命名為Zone 1～Zone 10?；谝陨辖７椒ǎ罱K得到該超高層結(jié)構(gòu)的三維有限元模型如圖3 所示。

采用MSC.MARC 進行基本動力特性分析，結(jié)構(gòu)前3 階陣型的模態(tài)分別為x方向平動、y方向平動和整體扭轉(zhuǎn)，周期分別為8.96 s、8.71 s 和6.12 s。此外，進一步建立了該超高層結(jié)構(gòu)的ETABS 三維模型，并進行了模態(tài)分析(圖4)。MSC.MARC 模型與ETABS 模型的周期對比誤差均在8%以內(nèi)，驗證了MSC.MARC 模型的可靠性。后續(xù)抗倒塌性能分析均基于MSC.MARC 模型開展。

2 抗倒塌性能分析

2.1 抗地震倒塌能力分析

采用IDA 方法評估此超高層結(jié)構(gòu)的抗地震倒塌性能。IDA 方法在抗震研究中被廣泛采用[19-20]。本文基于該超高層建筑所在地罕遇地震反應(yīng)譜，選取了8 組地震動記錄(包含2 組人工波和6 組天然波)作為有限元模型的基本輸入，逐步增大地震動強度，直至結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。8 組地震動記錄來自于該棟超高層的結(jié)構(gòu)設(shè)計階段所采用的地震動集合。每組地震動記錄包含兩個水平方向記錄和一個豎直方向記錄，8 組地震動記錄的反應(yīng)譜如圖5所示，各地震動記錄時長達到結(jié)構(gòu)第一周期的5 倍～10 倍。

圖5 地震動反應(yīng)譜Fig.5 Response spectra of selected ground motions

依據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范》(GB 50011-2010)[18]，本研究選用地面峰值加速度PGA(peak ground acceleration)為IDA 方法的地震動強度指標。采用三向輸入，三個方向地震動強度比值為1∶0.85∶0.65。對于每組地震動記錄，考慮兩種主次方向情況，取兩種情況下倒塌臨界PGA 的較小值作為該組地震動記錄下的最終倒塌臨界PGA。阻尼采用經(jīng)典的Rayleigh 阻尼，阻尼比取5%。

采用“結(jié)構(gòu)不能繼續(xù)維持保障人員安全的生存空間”作為結(jié)構(gòu)倒塌的判別指標[13,21]。8 組地震動記錄下該超高層結(jié)構(gòu)倒塌臨界地震動強度及破壞位置的分析結(jié)果如表2 所示，對應(yīng)的倒塌模式示意圖如圖6 所示。由此可得其地震倒塌易損性曲線如圖7 所示。

圖7 地震倒塌易損性曲線Fig.7 Seismic collapse fragility curve

8 組地震動記錄下，結(jié)構(gòu)倒塌臨界PGA 均值約為0.91g，結(jié)構(gòu)10%倒塌率所對應(yīng)的PGA 約為0.39g，結(jié)構(gòu)50%倒塌率所對應(yīng)的PGA 約為0.79g。該超高層結(jié)構(gòu)設(shè)防烈度為7 度，罕遇地震PGA罕遇為0.22g。由此可得50%倒塌率所對應(yīng)的抗倒塌安全儲備系數(shù)CMR50%為0.79/0.22=3.59。可見，該超高層結(jié)構(gòu)抗倒塌安全儲備較高，具有良好的抗大震性能。

此外，可以看出不同地震動記錄下初始倒塌部位主要集中在Zone 6 和Zone7 節(jié)段，Zone 6 區(qū)域倒塌模式最為普遍。在地震動記錄5 和記錄6下，結(jié)構(gòu)初始倒塌部位位于Zone 7；而在其他地震動記錄下，結(jié)構(gòu)初始倒塌部位位于Zone 6。這是因為地震動記錄5 和記錄6 的長周期分量較其他地震動記錄明顯更為顯著，更容易激發(fā)結(jié)構(gòu)的一階振型，使得Zone 6 的響應(yīng)較Zone 7 更為顯著。

下面以地震動記錄7 和記錄6 下的倒塌過程對Zone 6 和Zone 7 區(qū)域典型倒塌模式進行介紹。

1) 地震動記錄7，倒塌部位Zone 6

如圖8 所示：Zone 6 底部樓層東南角剪力墻在17.11 s～19.82 s 開始發(fā)生破壞；隨后在22.22 s時，Zone 6 底部樓層東南角剪力墻形成了大面積破壞，并促使該樓層其余位置剪力墻和上下相鄰樓層該角落剪力墻也陸續(xù)發(fā)生破壞；在24.00 s時，Zone 6 底部樓層剪力墻破壞殆盡，僅有西南角少數(shù)剪力墻未退出工作；最后，Zone 6 底部樓層8 根巨柱在32.88 s～34.21 s 陸續(xù)發(fā)生破壞，上部樓層墜落，整體結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。

圖8 地震動記錄7 下關(guān)鍵構(gòu)件破壞順序 (PGA = 0.75g)Fig.8 Failure sequence of key components under No.7 ground motion (PGA = 0.75g)

Zone 6 節(jié)段位于結(jié)構(gòu)兩個伸臂桁架層的中間，可能形成薄弱層。且Zone 6 節(jié)段底部樓層巨柱為了配合建筑體型收進存在明顯傾斜。此外，Zone 6 節(jié)段的外圍框架采用“半吊半坐”設(shè)計，常規(guī)外圍框架在某根框架柱失效情況下還能通過框架柱的抗拉實現(xiàn)重力重分布，而原本就“吊”著的框架在框架柱失效后不存在第二條傳力路徑，本質(zhì)上是為了建筑設(shè)計需要而放棄了一條備用傳力路徑，這可能部分程度影響了結(jié)構(gòu)的整體抗倒塌性能。上述因素可能是倒塌部位集中在Zone 6 節(jié)段底部樓層的原因。

2) 地震動記錄6，倒塌部位Zone 7

如圖9 所示：Zone 7 底部第二層南側(cè)剪力墻在36.52 s～38.27 s 開始發(fā)生破壞；隨后在41.20 s～44.49 s 時，Zone 7 底部第二層東南角剪力墻形成了大面積破壞，并促使該樓層西側(cè)和東北角剪力墻也陸續(xù)發(fā)生破壞；在49.10 s 時，Zone 7 底部第二層剪力墻幾乎全部退出工作；最后，Zone 7 底部第二層5 根巨柱在55.60 s～58.43 s 陸續(xù)發(fā)生破壞，上部樓層傾倒，整體結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。

圖9 地震動記錄6 下關(guān)鍵構(gòu)件破壞順序(PGA = 0.40g)Fig.9 Failure sequence of key components under No.6 ground motion (PGA = 0.40g)

Zone 7 節(jié)段位于第二道伸臂桁架層上方，且該節(jié)段剪力墻存在明顯斜向縮進，可能形成薄弱層。上述因素可能是倒塌部位也或有發(fā)生在Zone 7 節(jié)段的原因。

2.2 抗爆能力分析

考慮超高層建筑所處的地理位置和實際情況，本文主要針對兩種可能的爆炸情景(即箱包炸彈和面包車炸彈)開展分析。由于結(jié)構(gòu)布置較為方正規(guī)整，不妨假定爆炸發(fā)生在結(jié)構(gòu)西側(cè)(如圖10)。依據(jù)《民用建筑防爆設(shè)計標準》(T/CECS 736-2020)[22]來確定兩種爆炸情境的爆炸荷載。

圖10 假想爆炸位置Fig.10 Hypothetical explosion location

1) 箱包炸彈，炸藥類型PBX-9404，爆炸源距西側(cè)墻面5 m。

依據(jù)《民用建筑防爆設(shè)計標準》，箱包炸彈TNT 當量為25 kg。考慮較不利情況，假定炸藥類型為烈性較強的PBX-9404，則TNT 當量折算系數(shù)為1.7，TNT 當量折算后為42.5 kg。在爆炸源距西側(cè)墻面5 m 情況下，采用如下方法計算爆炸荷載：考慮只有底部兩層(高度16.5 m)承擔爆炸荷載，得到建筑西側(cè)墻面上的爆炸壓強如圖11 所示。進一步假定施加到建筑墻面上的沖擊波壓強均無損耗地傳遞至結(jié)構(gòu)西側(cè)的兩根巨柱上，則基于西側(cè)墻面面積可得到：每根巨柱承擔的爆炸超壓正壓產(chǎn)生的荷載峰值為1.70×106kN，爆炸超壓負壓產(chǎn)生的荷載峰值為3.39×104kN。

圖11 西側(cè)墻面爆炸壓強(箱包炸彈)Fig.11 Explosion pressure on the west wall (luggage bomb)

實際情況下爆炸沖擊波首先作用于建筑墻面，由外圍玻璃幕墻等非結(jié)構(gòu)構(gòu)件耗散部分爆炸能量后才進而傳遞到結(jié)構(gòu)外周框架梁和巨柱上，因此上述爆炸荷載計算方法偏于保守，得到的爆炸荷載要大于真實情況。

采用同樣方法可計算結(jié)構(gòu)其他方向巨柱的爆炸荷載。由于依據(jù)《民用建筑防爆設(shè)計標準》計算得到的建筑南、北側(cè)爆炸超壓正壓作用峰值太小(不超過1.5 kPa)，東側(cè)爆炸超壓正壓作用峰值更小，其影響可以忽略不計，因此，本文暫時不考慮除西側(cè)墻面外其他墻面的爆炸荷載。

2) 面包車炸彈，炸藥類型PBX-9404，爆炸源距西側(cè)墻面10 m。

面包車炸彈TNT 當量為500 kg，假定炸藥類型為烈性較強的PBX-9404，TNT 當量折算后為850 kg。在爆炸源距西側(cè)墻面10 m 情況下，采用與箱包炸彈爆炸荷載相同的計算方法，得到建筑西側(cè)墻面上的爆炸壓強如圖12 所示。西側(cè)每根巨柱承擔的爆炸超壓正壓產(chǎn)生的荷載峰值為4.52×106kN，爆炸超壓負壓產(chǎn)生的荷載峰值為4.52×104kN。類似地，此爆炸荷載較真實情況偏大。

圖12 西側(cè)墻面爆炸壓強(面包車炸彈)Fig.12 Explosion pressure on the west wall (van bomb)

先對結(jié)構(gòu)施加重力荷載，而后將上述爆炸荷載施加到結(jié)構(gòu)有限元模型上進行動力時程分析，時間步長取0.0001 s。兩種爆炸情境下，30 m 以下西側(cè)兩根巨柱的側(cè)向位移結(jié)果如圖13 所示。

圖13 西側(cè)巨柱的側(cè)向位移Fig.13 Lateral displacements of west columns

在箱包炸彈下，巨柱在爆炸沖擊波方向的峰值位移約為0.7 mm；在面包車炸彈下，巨柱在爆炸沖擊波方向的峰值位移約為4.0 mm。通過峰值位移最大位置處的位移時程曲線可以看出：在重力荷載下，巨柱有微小側(cè)向位移；當爆炸發(fā)生后，巨柱先是在超壓正壓作用下迅速達到峰值位移；而后在超壓正壓和負壓的間隙以及在超壓負壓作用下，巨柱側(cè)向位移逐漸回到重力荷載下的水平，并在該位移水平附近微小振動。主結(jié)構(gòu)在兩種爆炸情景下均未發(fā)生破壞。通過對構(gòu)件的應(yīng)力和應(yīng)變水平進行檢查，發(fā)現(xiàn)所有構(gòu)件均未出現(xiàn)塑性鉸。

可見，結(jié)構(gòu)的抗爆能力滿足《民用建筑防爆設(shè)計標準》。為了進一步檢驗結(jié)構(gòu)在爆炸荷載下的抗倒塌能力，將箱包炸彈和面包車炸彈TNT 當量持續(xù)增加，計算不同TNT 當量下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，直至結(jié)構(gòu)的西側(cè)巨柱發(fā)生破壞，得到西側(cè)巨柱峰值側(cè)向位移與TNT 當量的關(guān)系如圖14 所示。在爆炸距離為5 m 的情況下，箱包炸彈的TNT 當量達到約3.2 t 時可以造成建筑西側(cè)的巨柱失效；在爆炸距離為10 m 的情況下，面包車炸彈的TNT當量達到約10.0 t 時可以造成建筑西側(cè)的巨柱失效。在建筑西側(cè)的巨柱1 和巨柱2 失效后，由于南側(cè)和北側(cè)靠近爆炸點的巨柱(即巨柱3 和8，圖10)也同時遭遇一定損傷，最終導致結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。

圖14 巨柱峰值側(cè)向位移與TNT 當量的關(guān)系Fig.14 Relationship between peak lateral displacement of mega column and TNT equivalent

2.3 基于拆除構(gòu)件法的抗連續(xù)倒塌能力分析

在上述抗爆能力分析基礎(chǔ)上，進一步基于拆除構(gòu)件法[23-24]對該超高層結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力進行評估?？紤]拆除該結(jié)構(gòu)主要抗側(cè)力體系中的關(guān)鍵豎向構(gòu)件，包括巨柱、頂部鋼框架柱以及次級鋼框架中的鋼柱，并對剩余結(jié)構(gòu)進行動力有限元分析以考察抗連續(xù)倒塌性能?；诮Y(jié)構(gòu)設(shè)計方案，考慮以下拆除構(gòu)件工況：

1) 工況1 為拆除底層軸壓力較大的巨柱，監(jiān)測原巨柱頂點位置處的位移變化；

2) 考慮到在IDA 分析中不同地震動記錄下結(jié)構(gòu)倒塌部位多集中于Zone 6 節(jié)段的底部樓層，故工況2 為拆除Zone 6 節(jié)段底部樓層軸壓力較大的巨柱，監(jiān)測原巨柱頂點位置處的位移變化；

3) 工況3 為拆除頂部鋼框架塔冠底層的鋼柱，監(jiān)測原鋼柱頂點位置處的位移變化；

4) 工況4 為拆除Zone 1 環(huán)帶桁架層下方次級鋼框架的吊柱，監(jiān)測原吊柱底部位置的位移變化；

5) 工況5 為拆除Zone 2 底部樓層次級鋼框架的承重柱，監(jiān)測原承重柱頂端位置的位移變化；

6) 工況6 為拆除Zone 7 底部樓層次級鋼框架的承重柱，監(jiān)測原承重柱頂端位置處的位移變化。

先對結(jié)構(gòu)施加重力荷載，而后在有限元模型中將上述工況中的擬拆除構(gòu)件“殺死”，并進行重力荷載工況下的動力時程分析。時間步長取0.005 s。六種工況下監(jiān)測點的豎向位移變化如圖15所示。

圖15 監(jiān)測點豎向位移Fig.15 Vertical displacements of monitoring points

1) 工況1 下：巨柱柱頭在拆除構(gòu)件后迅速從重力荷載工況位置向下位移約95 mm。由于周圍鋼框架梁與巨柱采用剛性連接，存在備用傳遞路徑，柱頭之后在周圍鋼梁拉結(jié)力下豎向位移有所減少，并隨著時間在約92 mm 豎向位移處上下輕微振動。

2) 工況2 下：巨柱柱頭在拆除構(gòu)件后迅速從重力荷載工況位置向下位移約50 mm，之后在周圍構(gòu)件拉結(jié)力作用下隨著時間在約89 mm 豎向位移處上下輕微振動。

3) 工況3 下：鋼柱柱頭在拆除構(gòu)件后位移迅速達到約73 mm，由于上部鋼框架重力較小，柱頭位置很快達到重力新平衡狀態(tài)。

4) 工況4 下：在拆除次級鋼框架吊柱后，原柱底位置處豎向位移達到約55 mm。由于次級鋼框架的梁、柱采用剛性連接，存在備用傳遞路徑，柱底之后在周圍次級鋼框架梁拉結(jié)力下豎向位移有所減少，在約49 mm 位移處振動數(shù)下后達到平衡。

5) 工況5 下：在拆除次級鋼框架承重柱后，原柱頭位置豎向位移達到約57 mm，之后在周圍次框架梁拉結(jié)力作用下豎向位移有所減少，在約50 mm 位移處振動數(shù)下后達到平衡。

6) 工況6 下：次級鋼框架承重柱柱頭在拆除構(gòu)件后位移達到85 mm，之后很快達到新平衡狀態(tài)。

由于外周巨型框架梁與巨柱采用剛性連接，次級鋼框架的梁和柱亦采用剛性連接，因此在巨柱、鋼柱等構(gòu)件被移除后，結(jié)構(gòu)可以通過備用傳遞路徑實現(xiàn)重力重分布，達到新的平衡狀態(tài)。通過對構(gòu)件的應(yīng)力和應(yīng)變水平進行檢查發(fā)現(xiàn)所有構(gòu)件均未出現(xiàn)塑性鉸。可見，在只拆除一根豎向構(gòu)件的情況下，結(jié)構(gòu)整體抗連續(xù)倒塌性能良好。

從圖15 觀察到底層巨柱對于結(jié)構(gòu)的抗重力體系影響較大，進一步研究同時拆除兩根底部巨柱和同時拆除三根底部巨柱情況下結(jié)構(gòu)是否會發(fā)生倒塌。結(jié)果如表3 所示。巨柱編號見圖10。可以看出；在拆除兩根底部巨柱的情況下，結(jié)構(gòu)由于富余的傳力路徑均未發(fā)生倒塌；在拆除三根底部巨柱的情況下，若拆除的巨柱不是建筑相鄰角四根巨柱的三根，則結(jié)構(gòu)依然可以不發(fā)生倒塌，反之則發(fā)生倒塌。這是因為當拆除掉建筑相鄰角四根巨柱的三根巨柱時，結(jié)構(gòu)存在接近一半面積的重力荷載無法得到有效支撐，從而使得結(jié)構(gòu)在該區(qū)域豎向變形過大而發(fā)生倒塌。上述結(jié)果為結(jié)構(gòu)在構(gòu)件拆除情況下的極限抗倒塌能力的確定提供了一定依據(jù)。

表3 底層巨柱拆除工況下結(jié)構(gòu)倒塌情況Table 3 Structure condition under the removal of bottomstory mega columns

3 結(jié)論

超高層建筑的抗倒塌設(shè)計是其安全設(shè)計中的重要一環(huán)，保障超高層建筑的抗倒塌性能對于保護人民生命財產(chǎn)安全具有重要意義。本文對7 度區(qū)一489 m 超高層結(jié)構(gòu)的抗地震倒塌和抗連續(xù)倒塌能力進行了分析，結(jié)果表明：

(1) 在所選8 組地震動記錄下，結(jié)構(gòu)的CMR50%約為3.59，抗倒塌安全儲備較高，具有良好的抗地震倒塌性能；倒塌部位主要集中在Zone 6 和Zone7 區(qū)段。

(2) 在爆炸距離為5 m 的情況下，箱包炸彈的TNT 當量達到約3.2 t 時可以造成建筑承受爆炸沖擊波的一側(cè)巨柱失效，從而導致結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌；在爆炸距離為10 m 的情況下，面包車炸彈的TNT當量達到約10.0 t 時可以造成建筑承受爆炸沖擊波的一側(cè)巨柱失效，從而導致結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。

(3) 在巨柱、塔冠鋼柱、次級鋼框架吊柱和承重柱等關(guān)鍵豎向構(gòu)件中的一根構(gòu)件被拆除后，結(jié)構(gòu)備用傳遞路徑能夠發(fā)揮作用，整體結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能良好。底層巨柱的拆除對于結(jié)構(gòu)的抗重力體系影響較大。

(4) 在拆除兩根底部巨柱的情況下，結(jié)構(gòu)由于富余的傳力路徑均未發(fā)生倒塌；在拆除三根底部巨柱的情況下，若拆除的巨柱不是建筑相鄰角四根巨柱的三根，則結(jié)構(gòu)依然可以不發(fā)生倒塌，反之則發(fā)生倒塌。

本文分析方法和結(jié)果可以為類似超高層建筑的防倒塌設(shè)計提供參考和借鑒。