第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014年 横琴发展大厦结构连续倒塌分析研究 区彤，徐昕，谭坚，张连飞 （广东省建筑设计研究院，广州510370） 提要：为防止因局部构件破坏而引起整体结构的连续倒場，针对横琴发展大厦巨型转换桁架-钢框架-支撑筒结 构的高危结构单元进行拉索松弛、前断，桁架层杆件失效，角柱失效以及角柱受汽车冲击等情况下的结构连续倒 爆分析，采用Mdas/Gen软件对剩余结构进行线弹性静力分析，构件破坏根据GSA2003简化的评估准则以及钢构 件应力控制法判断.
分析结果表明：该结构主要构件有足够的承载富余量，整体结构有较高瓦余度，可提供多种 传力途径，且在局部破坏时不会影响其他部分结构，整体结构能够很好的将内力和应力重分布，整体结构具有较 高的防连续倒爆的能力.
关键词：巨型转换桁架支撑筒结构局部破坏连续倒爆 1工程概况 横琴发展大厦位于珠海市横琴岛，功能设有办事接待中 心、展示中心、档案中心、信息中心、资料中心、办公用房 及综合性会议室等.
该工程为带巨型转换桁架-钢框架-支撑 简结构，不属于规范所列常规结构形式.
建筑高度约100m， 平面为回字形，尺寸为100m×100m，结构高宽比为 100/69.6=1.44主楼来用4个L型支撑筒形成竖向支撑体系， 支撑筒靠近建筑平面角部布置.
L型支撑筒尺寸为 18m×18m，支撑筒之间结构跨度33.6m，该结构L型支撑筒 外侧布置相应BRB形成BRB消能减震结构.
本工程抗震设 防烈度为7度，Ⅲ类场地，设计地震分组为第1组，设计 基本地震加速度值为0.1g，特征周期0.45s，安评提供特征 图1建筑效果图 周期为0.48s，抗震设防分类为标准设防类.
建筑效果图如图1所示.
复杂多样的建筑功能，建筑物的重要 性，使得其受到偶然荷载作用的概率高于普通建筑物，需要避免该结构因偶然荷载（诸如爆炸、汽车撞击 等）所造成的局部破坏致使相邻构件失效，以致造成连锁反应形成连续性倒塌现象.
2结构体系 该工程塔楼以下巨型竖筒采用混凝土柱加钢支撑，塔楼以上超级竖筒采用方钢管混凝土柱加钢支撑形 式，混凝土强度等级C60，钢材质为GJC390，混凝土柱截面1400~1600mm，方钢管柱截面1200~1400mm.
结构架空层上部楼层设置两层高巨型桁架层（转换层），桁架高度10米，并采用拉索提高巨型桁架刚度， 巨型桁架层支撑上部楼层，楼层荷载大部分通过次框架柱传递至巨型桁架，再传递至巨型支撑筒.
标准楼 层采用实腹式钢梁或者钢桁架形式，截面高度1000-1300mm.
平衡自重的索状态性价比最好，提高了桁架 层的刚度，稳定结构的受力形态，减少施工误差对结构的影响，减少楼板开裂，提高结构的安全度和安全 储备，减少结构用钢量.
本项目预应力拉索初始态即为平衡自重的状态，预应力钢绞线强度设计值f= 1860N/mm²，跨中拉索和悬臂拉索的采用如表1所示.
表1拉素的采用 预应力初始态 跨中拉索 悬臂拉索 平衡自重 两根7X283（单根破断力17099kN) 两根7X151（单根破断力9124kN） 结构整体模型图参见图2和图3.
作者简介：区形（1968一)，男，高级工程师，一级注册结构工程师
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 图2结构模型三维图 图3结构模型立面图 3分析模型建立与选取 对结构进行连续倒塌分析，即在建筑物遭受偶然荷载作用导致结构部分梁柱等构件突然失效后，防止 其在恒载、活载等竖向荷载作用下发生连续性倒塌.
美国总务部GSA2003是世界上第一个防连续倒塌设 计专业规范，其主要贡献在于深化了拆除构件法的概念，每次拆除一个承载力构件并不是为了模拟结构的 实际初始破坏，而是因为这种方式可以正确评估一个结构发生连续倒塌的风险川.
在拆除构件法的具体操 作流程上，GSA2003建议首先建立结构的有限元模型，然后瞬间拆除一根承载力构件并对剩余结构进行分 析|2.
本文采用有限元软件Midas/Gen建立结构有限元模型，根据原结构静力荷载分析和构件破坏影响程度 选取图4-6所示结构单元为连续倒塌分析研究对象，该结构单元承载能力贡献突出，且含有桁架层，是发 生意外突发状况相对高危区域，分析该结构单元在索杆件松弛、崩断以及架空层角柱失效、承受汽车冲击 荷载工况下的防连续倒塌能力.
图4横琴发展大厦连续到塌高危区域结构部分 12 18 17. 图5析架层平面图 图6连续倒塌分析结构单元立面及索、柱构件拆除序号 (1-素 1 2-累 2 3素 3 4-素 4 5-盈1 6泵 2 7-果 3 3-杆 1 9-杆 2 . 10-杆 3 11-杆 4 12-杆 5 13-杆 6 14- 7 15-杆8 16-杆 9 17-柱 1 13-柱 2)
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文2014年 4分析与评估准则 4.1连续倒塌分析 拆除构件设计是将结构中的部分杆件拆除，通过分析剩余结构的力学响应，来判断结构是否会发生连 续倒塌，这种方法的实质是提供有效的备用传力路径，因此又称为”替代路径设计法”.
一般情况下， 每次分析对易遭受作用破坏部位的一个承载构件进行拆除后进行分析，来评估整体结构的抗倒塌能力.
本文对关键敏感构件一拉索、桁架层杆件及柱子进行拆除，剩余结构以受恒载和活载等竖向荷载为主，荷 载按照相应结构设计规范及规定取值，通过以下分析来评估其各种状态下发生连续倒塌的可能性.
（1）索松弛分析，考虑索1和索2的松弛，拆除其构件并在相应荷载效应下分析该索松弛时结构的防连 续倒塌能力.
（2）索崩断分析，考虑索1和索2的崩断，拆除其构件并在其相应的节点处施加反向的索力，该索力考 虑动力系数1.3，并在相应荷载效应下分析结构的防连续倒塌能力.
（3）桁架层杆件失效分析，考虑杆1、杆2及杆3、杆6及杆7、杆8及杆9的失效，拆除相应构件， 考察其抗倒塌能力.
（4）柱失效分析，考虑柱1和柱2失效拆除相应柱子并在竖向荷载效应下分析结构的防连续倒場能力.
（5）汽车冲击作用分析，考虑柱1和柱2遭受汽车冲击作用效应，按照《建筑结构荷载规范》 GB50009-2012偶然荷载10.3条撞击的规定，对其整体结构承载力进行验算.
4.2评估准则 拆除构件法采用静力分析法时需要考虑结构倒場过程中的动力效应影响，GSA2003的评估指标 DCR=QUD/QCE，QUD为线弹性分析后单元或节点的内力，QCE为线弹性分析后单元或节点的极限承载 力，材料取强度标准值，不同位置构件DCR数值做对应调整，GSA2003对楼层及跨取荷载动力 放大系数A=2.
该项目近似考虑线弹性静力计算和非线性动力计算差异，实际设计时直接简化为A=1.0， 拆除杆件的荷载取为恒载0.25活载，简化评估指标SDCR取为DCR的一半，如表2所示，以此进行评估， 分析流程如下：①整体结构模型未破坏时静力状态计算分析；②拆除相应杆件，分析剩余结构整体响应： ③根据评估指标判断构件是否破坏，评估结构整体抗连续倒塌能力.
表2简化方法 评估准则 GSA2003 简化标准 线弹性静力分析 2x(DL0.25LL) DL0.25LL 动力故大系数范围 楼层及跨度 楼层及跨度 可接受水准（钢结构） 梁、支撑DCR2（1.5) 梁、支撑SDCR1(0.75) 柱DCR 1.25(0.94) 柱SDCR0.625(0.47) 注：括号内表示不规则结构对应的限值 4.3受力构件评估标准 钢结构的构件评判标准可将表2中的标准换算成应力控制法，其中Wp为截面的塑形模量，W为截 面模量，为钢材强度标准值，钢梁和钢柱参考表3中的规则结构取值，受拉支撑主要承受轴拉力，直接 参考规则结构SDCR值，如表3所示.
表3钢构件应力控制法 构件类别 控制应力[d] 梁 SDCR =f(Wp/W) 柱 SDCR ≤f(Wp/W) 受拉支撑 SDCR / 受压支撑 SDCR wy 5正常设计状态下结构性能分析
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 整体结构未破坏时梁1中点竖向位移为27.48mm，梁2左端点竖向位移为15.66mm，梁3中点竖向位 移为23.981mm，杆4竖向位移为19.08mm，杆5竖向位移为15.78mm，均小于其L（跨度）/400，满足要 求；柱1竖向位移为7.14mm，柱2竖向位移为6.57mm.
索1受拉力为9199.3kN，索2受拉力为4860.9kN，索3受拉力为9099.6kN，索4受拉力为4749.8kN； 索最大应力值为242MPa，各构件应力值如附表所示，均未超过容许值，满足承载要求，位移、应力图如 图7~8所示，结构单元主构件应力值见附表所示，均满足要求.
图7整体结构荷载作用下竖向位移 图8整体结构荷载作用下构件应力图 6结构连续倒塌性能分析 6.1索1索2松弛失效 索1松弛失效后，子结构其余部分承受荷载增大，梁2左端点竖向位移增大到16.12mm，梁1中点竖 向位移增大到30.07mm；其余构件位移变化不大，均可满足要求.
索1失效后索2索3拉力均有减小，索 4拉力增大4.5%，说明梁1附近的结构随索1失效影响较大，使得竖向变形增大，索1松弛失效造成索2 和索3预紧力减小，索4则拉力随之增大，但索1失效仅对其周边结构影响明显，其余结构影响有限；索 1失效后梁1应力值为-107.1Mpa，增大约23%，杆4应力值为57.1Mpa，减小约50%，杆5应力值为37.7 Mpa，基本不变，所以索1失效时桁架层中梁1承担荷载较大，对索1周边构件应力值影响较大，对其余 构件应力值影响有限，但均未超过构件的应力屈服值和容许值，应力重分布后整体结构可继续承载，也不 会发生连续性倒塌，位移及应力图如图9~图10所示.
图9索1拆除后荷载作用下竖向位移 图10索1拆除后荷载作用下构件应力图 索2失效后梁2左端点竖向位移为20.12mm增大了28.5%杆5竖向位移为20.23mm增大了28.2%， 其余构件位移变化不大.
索2失效后，其余索力总体变化不大，索1、素3和索4的应力值分别为233.7Mpa、 244.0Mpa和122.8Mpa，变化均不大；可知索2失效对其他索的影响不大.
杆2应力值变为-123.5Mpa，由 原来受拉变为受压，以作为传力途径调整：仅索2附近构件梁2为96.5Mpa，增大较多，其余部分应力值 影响不大.
综上可知索2失效对其周边结构影响较小，较为安全，位移及应力图如图11~12所示.
图11素2拆除后荷载作用下竖向位移 图12素2拆除后荷载作用下构件应力图 6.2索1索2崩断失效
第二十三届全国高层建筑结构学术会议论文 2014年 索1崩断后，梁1中点竖向位移为32.979mm，梁2左端点竖向位移为16.917mm，均有所增大；索2 减小了22.3%，索3和索4拉力影响较小；柱1及柱2应力值为-119.6Mpa和-56.3Mpa，基本不变，杆2、 杆4应力值分别为119.1Mpa和-101.4Mpa，杆2增大了61%，杆4则由原来受拉变为受压，起到支承作用， 以进行传力途径调整.
索1崩断造成结构单元左边部分应力重分布，桁架层梁和部分杆件应力增大，但仍 在承载范围内，结构其余部分影响不大，位移及应力图如图13~14所示.
图13素1崩断后荷载作用下竖向位移 图14素1崩断后荷载作用下构件应力图 索2崩断失效后，梁2左端点的竖向位移变为26.615mm，增大了约70%，梁1中点竖向位移为 27.164mm，变化不大；索1、索3及索4拉力均变化不大；索1、索3和索4应力值分别为228.9Mpa、 244.9Mpa和121.9Mpa，相比初始结构变化不大，梁2应力值为156.4Mpa，增大了约3.5倍：柱1和柱2 应力值分别为-113.1Mpa和-70.3Mpa，变化也不大；杆1应力值为-168.7Mpa，增大了1.75倍，其余杆件 变化不大.
可知素2崩断仅对其周边梁及支撑构件变形和内力影响较大，索2周边部分构件承载能力及变 形仍能满足需求，且破坏后并不影响其余部分结构，不会引起连续性倒塌，位移及应力图如图15~16所示.
图15索2崩断后荷载作用下竖向位移 图16素2前断后荷载作用下构件应力图 6.3桁架层杆件失效 杆1失效后，梁1、杆5竖向位移基本未变，梁2位移增大；柱1和柱2变形变化不大；，可知杆1 失效仅引起悬挑部分变形增大，局部影响较大.
索2为6153.1kN，增大26.6%，索1索3索4基本不变， 杆1失效后造成索2拉力增大；杆5应力值为-114.9Mpa，由受拉变受压；说明杆1失效对桁架层悬挑结 构部分影响较大，应增多杆1附近构件的元余度.
位移及应力图如图17~18所示.
15211355135 11112111 图17杆1拆除后荷载作用下竖向位移 图18杆1拆除后荷载作用下构件应力图 杆2及杆3失效后，柱1、柱2、梁1、梁2及杆5位移变化细微：杆4竖向位移为26.049mm，增大 36.8%，可知杆2及杆3失效对结构单元桁架层中间部分构件位移影响较大，其余部分影响有限.
杆2及 杆3失效后索1拉力变为11362.2kN，增大23.5%，索2为5151.6kN，增大5.98%，索3为9822.5kN，增 大7.94%，索4为4617.9kN，基本未变：杆2及杆3失效后梁1应力值为-66Mpa，杆4应力值为94.8Mpa， 杆2及杆3附近的结构影响较大，其余结构影响有限，桁架构件应力值均未超过其应力屈服值和容许 值，应力重分布后整体结构可继续承载，也不会发生连续性倒塌.
位移及应力图如图19~图20所示.
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