超高层框架–核心筒结构抗连续倒塌性能分析.pdf

建 筑 技 术 Architecture Technology第 54 卷第 21 期 2023 年 11 月Vol.54 No.21 Nov.20232574结构连续倒塌是指偶然荷载作用造成结构的局部失效，这种失效产生连锁反应，引起邻近构件的失效1。随着人们对建筑安全性要求的提高，结构抗连续倒塌设计越发受到工程界的重视，连续性倒塌已走入研究者的视线，众多学者都对其进行了研究2。柯长仁等3使用线性静力和非线性动力两种方法，对一个 5 层钢筋混凝土框架模型进行抗连续倒塌分析。任沛琪等4使用 SAP2000 软件建立了一个 24 层钢筋混凝土（RC）框剪结构，采用非线性动力拆除构件法检验了高层 RC 框剪结构的抗连续倒塌能力。王宁等5采用拆除构件法和附加侧向偶收稿日期：20230925作者简介：焦红（1965），女，山东济南人，副教授，硕士，e-mail:J.然作用法计算分析了海口双子塔 南塔结构抗连续倒塌性能。本文设计了一栋 51 层型钢混凝土框筒模型，利用 ETABS 中的非线性静力和动力模块对结构采用拆除构件的方法分析其超高层模型连续倒塌结果。1 型钢混凝土框架 核心筒模型1.1 工程概况根据我国现行的 GB 500102010混凝土结构设计规范6，先使用盈建科软件设计出框筒结构模型，在把设计出的模型放入 ETABS 中进行分析。以某地超高层框架核心筒结构为例（图 1，图 2），总层高230.6 m，抗震设防烈度7度（0.1 g），场地为类，地震分组第二组，50 年一遇基本风压 0.85 kN/m2，超高层框架 核心筒结构抗连续倒塌性能分析焦 红1，路兴瑞1，王松岩1，路兴翠2（1.山东建筑大学土木工程学院，250101，济南；2.中国建筑第八工程局有限公司，210000，南京）摘要：利用 ETABS 有限元软件对某 232 m 超高层建筑进行抗连续倒塌性能分析，采用非线性静力和非线性动力拆除构件对结构进行连续倒塌分析，并比较两种方法下拆除构件的弯矩值和位移值。分析结果表明，使用非线性静力分析时，拆除角柱的最大塑性转角=2.41，短边中柱最大塑性转角=2.16，长边中柱最大塑性转角=0.73，都没有达到最大塑性转角的限值；使用非线性动力分析，拆除角柱的最大位移为58.322 mm，拆除短边中柱最大位移为 51.254 mm，长边中柱最大位移为 45.026 mm，均未达到构件破坏的最大位移值。关键词：超高层建筑；抗连续倒塌；非线性静力分析；非线性动力分析；拆除构件法中图分类号：TU 398 文献标志码：A 文章编号：10004726(2023)21257405analysis of progressive collapse resistance of ultra highrise framecore tube structureJIaO hong1,Lu Xing-rui1,WaNG Song-yan1,Lu Xing-cui2(1.School of Civil Engineering,Shandong Jianzhu University,250101,Jinan,China;2.China Construction Eighth Engineering Bureau Limited,210000,Nanjing,China)abstract:This paper uses ETABS finite element software to analyse the performance of a 232 m super tall building against continuous collapse,using nonlinear static and nonlinear dynamic demolition members for continuous collapse analysis of the structure,and comparing the bending moment values and displacement values of the demolition members under the two methods.The results of the analysis showed that the maximum plastic angle of the demolished corner column was=2.41,the maximum plastic angle of the short side centre column was=2.16 and the maximum plastic angle of the long side centre column was=0.73 when using the nonlinear static analysis,all of which did not reach the maximum plastic angle limit.Using the nonlinear dynamic analysis,the maximum displacement of the demolished corner column was 58.322 mm,the maximum displacement of the demolished short side centre column was 51.254 mm and the maximum displacement of the long side centre column was 45.026 mm,neither of which reached the maximum displacement value for member damage.Keywords:super highrise building;antiprogressive collapse;nonlinear static analysis;nonlinear dynamic analysis;dismantling component method2575焦红，等：超高层框架 核心筒结构抗连续倒塌性能分析屋面永久荷载 5.20 kN/m，可变荷载 2.50 kN/m，屋面永久荷载 5.18 kN/m，可变荷载 2.50 kN/m。框架由型钢混凝土梁构成，核心筒由现浇混凝土剪力墙构成，在一些墙肢内设置型钢。框架由型钢混凝土梁构成，核心筒由现浇混凝土剪力墙构成，在一些墙肢内设置型钢。短边中柱角柱长边中柱 图 1 整体模型 图 2 结构标准层平面示意1.2 计算模型该模型为超高层结构，为了更快地计算模型，需要对结构进行简化，在 ETABS 中对桁架梁和柱使用线性单元，剪力墙使用分层壳单元；不对楼板进行建模，而是把楼板自重和均布荷载作用于框架梁上，使之相互等效。1.3 破坏准则分析采用GSA2003 General Affairs Administration8规定的荷载组合，即进行非线性动力分析时，使用L=D+0.25LL；非线性静力分析时，采用 2 倍的放大系数。规范中表明非线性分析时运用塑性铰转动大小和位移延伸量来限定，其判定为结构框架梁倒塌时，塑性铰转角大于 6的状况下才发生连续倒塌。1.4 分析方法现在工程界运用的分析方法有 4 种：线性静力分析方法，线性动力分析方法，非线性静力分析方法，非线性动力分析方法；但根据相关规范规定，10 层以上建筑只能进行非线性分析，故本文模型进行非线性静力和动力分析方法。1.4.1 非线性静力分析步骤确定拆除位置，使用拆除构件法拆除相应构件。对结构施加静力等效静力荷载 L=2(DL+0.25LL)，在梁的两端插入塑性铰，塑性铰采用 ETABS 中默认的属性。对剩下的结构进行分析，得出结构的变形、弯矩图和被拆除构件顶点位移曲线和塑性铰。1.4.2 非线性动力分析步骤确定出需要移除的构件，并通过未拆除时分析得出相应失效点的竖向力。建立等效静力模型，拆除失效构件，并在相应的失效点位置处施加竖向反力来维持结构平衡。在被拆除的柱子顶部施加动载P，加载方式和动载时程曲线如图 3 所示。其中，构件的失效时间 t0取 0.05 s。移除柱构件P0PP0Pt图 3 模拟拆除柱的加载方案1.5 塑性铰模型由 ATC40 和 FEMA27310中可知，在某个构件产生塑性铰时，程序用 7 个阶段来表示，如图 4所示，B、C、D 和 E 点分别代表屈服点、极限承载力点、残余承载力点和失效点。点 IO、LS 和 CP 代表铰的能力，其分别对应直接使用、生命安全和防止倒塌。ABCCPLSIODE位移力图 4 塑性铰力 变形曲线1.6 确定柱的拆除位置拆除构件法，也叫备用荷载路径法，按一定规则拆除结构的主要受力构件，验算剩余结构体系的极限承载力6-7。根据相关规范规定，依次对结构首层角柱、长边中柱、短边中柱、15 层角柱及 30 层角柱进行拆除。2 非线性静力分析2.1 拆除角柱角柱损坏时，由图 5（a）可以看出，B轴破坏最为严重，1 层南侧面 2 轴框架梁两端出现能力水平为防止倒塌的塑性铰，2层到27层西侧面B C轴、南侧面 2 轴框架梁两端均出现能力水平为生命安全的塑性铰，由塑性铰发展情况说明角柱附近的框架有倒塌的危险，应立即采取措施加固；由图 6（a）框架梁弯矩放大 10 倍可知，失效点框架梁端弯矩保持在屈服弯矩不变，弯矩的峰值向两边框架跨中移动；如图 7 所示，可以得出被移除柱顶点位移最大值为 185.152 mm。最大塑性转角=2.41 6。建 筑 技 术第 54 卷第 21 期2576 （a）（b）（c）图 5 各拆除柱框架塑性铰发展情况（a）角柱拆除；（b）短边中柱拆除；（c）长边中柱拆除 （a）（b）（c）图 6 弯矩图（a）拆除角柱；（b）拆除短边中柱；（c）拆除长边中柱0 5 10 15 分析步/s失效点竖向位移/mm050100150200拆除角柱拆除短边中柱拆除长边中柱图 7 被移除柱顶点荷载 位移曲线2.2 拆除短边中柱短边中柱损坏时，C轴破坏最为严重，由图5（b）可以看出，1 层到 22 层西侧面B D轴框架梁两端均出现能力水平为生命安全的塑性铰，说明西侧面部分框架有倒塌的危险，应立即采取措施加固；由图 6（b）中框架梁弯矩放大 10 倍，弯矩的峰值向左右两边跨移动；如图 7 可以得出被移除柱顶点位移最大值为 153.124 mm。最大塑性转角=2.16 6。2.3 拆除长边中柱长边中柱损坏时，4 轴破坏最为严重，由图5（c）可以看出，1 层到 4 层南侧面外框架 2 4 轴框架梁两端出现能力水平为生命安全的塑性铰，说明少部分框架处于危险中，但是不会倒塌，也应措施进行加固；由图 6（c）中框架梁弯矩放大 10 倍，弯矩的峰值向左右两边跨转移；如图 7 所示，可以得出被移除柱顶点位移最大值为 115.496 mm。最大塑性转角=0.73 短 边 中 柱 153.124 mm 长 边 中柱 115.496 mm；由塑性铰发展情况来说，角柱 短边中柱 长边中柱；对于塑性铰转角而言，同样是角柱=2.41 短边中柱=2.16 长边中柱=0.73。这 3 个数据表明在拆除角柱时结构发生连续倒塌的概率最大，短边中柱次之，长边中柱最小。3 非线性动力分析3.1 拆除角柱倒塌结果分析角柱拆除后结构倒塌结果分析如图 8 所示，图8（a）为位移时程曲线，图 8（b）为轴力弯矩对比图；图 8 由相关规范说明，可知框架梁框架梁失去支承柱后，拆除点的挠度不得大于梁跨度的 10%，否则视为构件破坏。2 4 6 8 10时间/s6050403020100被移除柱失效点位移/mm（a）01 0002 000被移除柱失效点弯矩/kNm被移除柱失效点弯矩被移除柱失效点轴力0 2 4 6 8 10时间/s被移除柱失效点轴力/kN353025201510505（b）图 8 拆除角柱相应支点的时程曲线、轴力弯矩对比（a）挠度时程曲线；（b）轴力弯矩对比在本文中，拆除角柱的挠度限值为 158.30 mm。由图 8（a）可知，拆除角柱失效点竖向最大位移为58.322 mm，失效点竖向稳定位移为 50.334 mm，没2577焦红，等：超高层框架 核心筒结构抗连续倒塌性能分析有超过 158.30 mm 的最大限值要求，可以判定角柱的移除并未造成结构的倒塌破坏；从图 8（b）中可以看出，角柱在瞬时拆除时（00.75），框架主要靠梁端弯矩抵抗破坏，此阶段为“梁机制”，但轴力随时间逐渐变为0，并未对后续结构大变形提供抗力，因此无法完成结构内力的重分布，整个过程全由“梁机制”来提供。最大塑性转角为=0.59 6。3.2 拆除短边中柱倒塌结果分析短边拆除中柱后结构倒塌结果分析如图 9 所示。由图 9（a）可知，拆除短边中柱失效点竖向最大位移为 51.254 mm，失效点竖向稳定位移为44.405 mm，没有超过 100 mm 的最大限值要求，可以判定拆除短边中柱并未引起结构的倒塌破坏；从图9（b）中可以看出，短边中柱在瞬时拆除时（00.85），框架主要靠梁端弯矩来抵抗破坏，此阶段为“梁机制”，接下来弯矩慢慢变小，轴力相对的增加，当结构变形很大时，主要靠轴向力作为主要抗力（0.85 1.34），即“悬链线机制”，从而完成梁机制到悬链线的转变，经过几次起伏，结构完成了内力的重新分配。最大塑性转角为=0.45 6。2 4 6 8 10时间/s6050403020100被移除柱失效点位移/mm（a）0 2 4 6 8 10时间/s被移除柱失效点轴力/kN2 0001 00001 0002 0003 0003002001000100被移除柱失效点弯矩/kNm被移除柱失效点弯矩被移除柱失效点轴力（b）图 9 拆除角柱相应支点的时程曲线、轴力弯矩对比（a）挠度时程曲线；（b）轴力弯矩对比3.3 拆除长边中柱倒塌结果分析长边中柱拆除后结构倒塌结果分析如图 10 所示。由图 10（a）可知，拆除长边中柱失效点竖向最大位移为 45.026 mm，失效点竖向稳定位移为37.041 mm，没有超过 91 mm 的最大限值要求，可以判定拆除长边中柱并未引起结构的倒塌破坏。从图 10（b）中可以看出，长边中柱倒塌机理与短边中柱相似，但其弯矩抗力值小于短边中柱。最大塑性转角为=0.16 短边中柱 51.254 mm 长边中柱 45.026 mm；对于失效点稳定位移，同样是角柱 50.334 mm 短边中柱 44.405 mm 长边中柱 37.041 mm。塑 性 铰 转 角 为 角 柱=0.59 短 边 中 柱=0.45 长边中柱=0.16。由此得出角柱拆除后结构发生连续倒塌的概率最大，短边中柱次之，长边中柱最小。4 两种分析方法的对比与分析通过非线性静力与非线性动力两种分析方法对拆除柱失效点的竖向位移和其弯矩值进行对比，结果见表 1、表 2。依照表 2、表 3，对比非线性静力分析与非线性动力分析被拆除构件的位移值与弯矩值，非线性动建 筑 技 术第 54 卷第 21 期2578 表 1 位移值对比 mm拆除工况非线性静力分析非线性动力分析最大位移值最大位移值稳定位移值拆除角柱185.15258.32250.334拆除短边中柱180.90752.48545.012拆除长边中柱115.49647.98540.169 表 2 弯矩值对比 kNm拆除工况非线性静力分析非线性动力分析长跨轴短跨轴长跨轴短跨轴角柱拆除2 917.8373 227.8002 277.1272 354.125短边中柱拆除3 102.5413 443.9752 854.3543 052.651长边中柱拆除2 367.0892 767.1242 004.3932 284.505力分析结果小于非线性静力分析结果。这一分析结果表明，非线性静态分析比非线性动态分析更快速，但因它是一次荷载且没有考虑阻尼效应，因而结果偏大；对于非线性动力分析而言，计算精度高，计算速度慢，耗时长，同时真实反映了结构的动力响应。5 拆除不同楼层同一位置构件通过上述分析，得出非线性静力算出的结果对比非线性动力偏大，不利于结构更加精细的模拟分析，故采用非线性动力的方式，对不同楼层同一位置构件进行连续倒塌分析，如图 11 所示。时间/s0 2 4 6 8 10失效点竖向位移/mm10080604020首层去除角柱15 层去除角柱30 层去除角柱图 11 不同层去除角柱挠度时程曲线由图 11 可以得出 30 层失效点最大竖向位移为94.251 mm，失效点稳定位移为 84.284 mm；15 层失效点最大竖向位移为 71.231 mm，失效点稳定位移为 63.547 mm；对于失效点最大位移来说，30 层15 层 首层，因此可以得出随着同一位置构件拆除楼层的上升，发生倒塌的概率越来越大。这有可能因为首层结构相比较与上层结构，构件运用的混凝土等级、构件的尺寸及钢筋的配筋率更大，因此可承受更大的极限荷载。6 结论通过设计一个 51 层的框架 核心筒结构，在ETABS 有限元软件中运用非线性静力与非线性动力拆除构件法研究其抗连续倒塌能力。通过拆除首层的角柱、长边中柱、短边中柱，分析拆除工况的计算结果，得出了以下结论。（1）按照非线性静力分析，建立的 51 层框架结构，在拆除相应柱后抗连续倒塌能力符合规范相关要求，对于塑性铰的发展来说，3 种拆除工况都出现了处于生命安全的塑性铰，虽结构不会倒塌，但应对相应位置加固；通过对比失效点最大位移值和最大塑性转角可以发现，角柱 短边 长边，说明拆除角柱，结构最易发生倒塌现象。（2）长边中柱最不易发生连续倒塌。按照非线性动力分析，51 层框架结构在拆除相应柱后符合规范要求，没有发生倒塌破坏，原因可能为非线性动力分析更注重结构的内力重分布和梁柱的梁悬链线机制作用，当角柱被拆除后，失效点的轴向力逐渐趋近于零，而不发生内力的重新分配，由于角柱的相邻柱之间跨度小，冗余承载能力不足，相应的梁和柱不能承载失效角柱的相应荷载。（3）对比非线性静力分析与非线性动力分析拆除首层部分构件可以发现，失效点的竖向位移和弯矩值在非线性静力中大于非线性动力，可以得出非线性静力分析模型的倒塌速度快，但得出的数值对于实际结构偏大，而非线性动力分析虽计算模型时间长，更能直观反映结构的真实动力。（4）运用非线性动力对不同楼层同一构件拆除发现，倒塌概率随着楼层的上升而逐渐增加；这因为首层结构的混凝土等级、构件尺寸及钢筋配筋率比上层结构更高，因此能承受更多的极限荷载。参考文献1 陆新征,廖文杰,林楷奇,等.我国工程结构防连续倒塌研究:回顾与展望 J.建筑结构,2019,49(19):102112,135.2 王开强,李国强.美国建筑连续性倒塌设计标准的现状 J.解放军理工大学学报(自然科学版),2007(5):513519.3 柯长仁,项禹杰.基于两种分析方法的五层 RC 框架抗连续倒塌分析 J.广东土木与建筑,2021,28(3):1115.4 任沛琪,李易,陆新征,等.典型高层 RC 框剪结构抗连续倒塌性能分析 J.建筑结构,2013,43(23):5356,91.5 王宁,张同亿,张松,等.海口双子塔 南塔结构抗连续倒塌分析J.建筑结构,2022,52(16):16.6 混凝土结构设计规范:GB 500102010J.7 焦红,部千,王松岩,等.某超高层建筑加强层设置方案分析 J.建筑技术,2023,54(4):414418.8 General affairs administration:GSA2003S.9 LIN YU-YUAN,TSAI MENG-HAO,CHANG KUO-CHUN.On the Discussion of the Damping Reduction Factors in the Constant Acceleration Region for ATC40 and FEMA273J.Earthquake Spectra,2012,19(4):10011006.