近年来,随着我国基础建设高速发展,建筑物规模总量也在迅速增大,使得原本小概率的建筑倒塌事故多有发生,造成巨大的生命财产损失和恶劣的社会影响,防止建筑倒塌事故的发生变得越来越紧迫。针对如何提高建筑结构抗连续倒塌能力,国内外学者就此展开了深入研究,并取得了大量研究成果^{[1,2,3,4,5,6]}。

　　 随着我国减隔震技术的大力推广,隔震建筑在地震烈度较高地区正在大量涌现,有关隔震结构的研究也随之展开,然而这些研究大都是关于隔震结构的地震动响应及减震效果,或隔震支座性能等^{[7,8,9,10,11,12,13]},对于增强隔震结构抗连续倒塌能力的研究还比较少,而由于隔震结构构造的特殊性,已有的普通抗震结构抗连续倒塌研究成果又无法完全适用,因此对提高隔震结构抗连续倒塌能力的研究有着重要现实意义。

　　 本文以基础隔震钢筋混凝土框架结构为对象,对依据《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)^[14](简称抗规)调整了上部结构抗震构造,不同隔震层梁、板尺寸,及改变隔震支座型号后剩余结构抗连续倒塌性能进行对比研究,探讨了隔震结构抗连续倒塌设计方法,以及构造措施对抗连续倒塌性能的影响,为有抗连续倒塌需要的隔震结构设计提供参考和依据。

　　 正常设计和施工的结构在正常使用情况下,发生连续倒塌的事故极为罕见,但当结构遭受爆炸、撞击等极端偶然荷载作用时发生连续倒塌的风险就会大幅增加,而如何防止结构在极端条件下发生连续倒塌成为国内外学者的关注热点。为此,英国、美国、加拿大等国均已推出相关的结构抗连续倒塌设计规范,并被广泛应用于工程设计当中。

　　 我国《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2010)则对混凝土结构防连续性倒塌设计提出了一些可供参考基本原则和概念设计要求,涉及作用回避、作用宣泄、障碍防护等问题,建议采用的设计方法包括局部加强法、构件拉结法和拆除构件法。但由于概念设计无法满足我国工程建设中抗连续倒塌的实际需求,为了避免结构遭受极端偶然事件时发生连续倒塌,减少人员伤亡和经济损失,又专门制定和颁布了《建筑结构抗倒塌设计规范》(CECS 392∶2014)^[15],并于2015年5月1日开始实施,规范针对结构抗连续倒塌、抗地震倒塌、抗火灾倒塌,以及建造加固阶段防倒塌等提出了详细的规定。随着抗连续倒塌相关规范的推广,我国建筑抗连续倒塌能力将得以提升,从而降低结构连续倒塌风险。

　　 普通抗震结构抗连续倒塌设计过程大都包括各国规范中常用的拉结强度法、备用荷载路径法、关键构件设计法等设计方法,通过不同方法多次检验和设计,结构抗连续倒塌性能就能够得到保证。然而,由于下部隔震层的存在,使得隔震结构连续倒塌行为与传统抗震结构存在一定差异^[16,17]。因此,对于有抗连续倒塌需要的隔震结构,就有必要对隔震体系中的重要组成部件隔震支座也进行专项设计和分析,图1所示为隔震结构抗连续倒塌设计流程。

　　 拉结强度设计法主要用于增强构件之间的连接强度,提高结构的整体稳固性和备用荷载路径的荷载传递能力,但考虑到隔震层的良好运行与否直接决定着上部结构的安全,对整个结构极其重要,而且隔震层梁板尺寸、承载力和稳固性通常大于其他层梁板构件,具有相对较高的拉结强度;此外,橡胶隔震支座与上部结构和基础的竖向连接设计在基本的结构设计阶段均已完成,水平连接设计由于需要考虑结构减震效果和支座水平运动不受影响而难以实现,所以,与普通抗震结构相比,在隔震结构抗连续倒塌设计时不再进行拉结强度设计,而在概念设计后直接利用备用荷载路径法和关键支座设计法对其进行抗连续倒塌设计。

　　 采用结构有限元软件SeismoStruct^[18]建立钢筋混凝土基础隔震框架结构模型,该模型为典型的收进式竖向不规则结构,梁、柱均采用C30级混凝土,构件纵向钢筋采用HRB400级;楼面及屋面恒荷载和活荷载分别为5.0kN/m²和2.0kN/m²,结构主要参数及工况分布如图2所示;将上部结构构造措施及水平地震作用不降低一度和降低一度计算的模型分别记做模型A和模型B,模型A和模型B上部结构分别按照8度(0.2g)和7度(0.10g)设计。模型A塔楼下部3层框架柱截面尺寸为550mm×550mm,且隔震层梁截面尺寸为300mm×650mm,其余框架柱和框架梁截面尺寸分别为500mm×500mm和300mm×550mm;模型B中塔楼1～3层框架柱截面尺寸为500mm×500mm,隔震层梁截面尺寸为300mm×600mm,其余框架柱和框架梁截面尺寸分别为450mm×450mm和250mm×550mm。

　　 模型A和模型B的隔震支座均按照图2(c)所示形式进行布置,其中,在对上部结构抗连续倒塌性能进行分析时,分别设置了底层框架柱失效和下部隔震支座失效的工况。橡胶隔震支座具体参数详见表1。

　　 采用静力非线性方法和动力非线性方法对两个模型倒塌性能进行对比和分析,通过比较剩余结构竖向变形及损伤程度探讨两个模型抗连续倒塌差异。

　　 按照抗规对隔震后上部结构进行设计时,地震作用可以降低。而隔震后的上部结构使用软件计算时,可以直接取地震影响系数最大值α_max进行结构计算分析。从宏观的角度,可以将隔震后结构的水平地震作用大致归纳为比非隔震时降低半度、一度和一度半三个档次,而上部结构的抗震构造只能按降低一度即水平向减震系数β=0.40分档^[14]。在满足工程需求的前提下降低地震作用强度可以有效减轻上部结构质量,节约建筑材料,降低建筑成本,但按照“降低一度”进行上部结构设计是否会对其抗连续倒塌能力产生影响,影响程度有多大就需要做进一步分析。因此,对上部结构未降低一度和降低一度设计后的隔震结构体系抗连续倒塌性能展开研究,探讨二者异同点。

　　 结构抗连续倒塌性能的差异最直观的体现就是其剩余结构的极限承载力和最大变形,采用静力非线性Pushover方法对结构施加逐渐增大的竖向推覆荷载直至结构最终彻底破坏,从而得到剩余结构的极限承载力和最大变形。

　　 为了便于对结构全过程抗倒塌机制进行分析,本文引入过载系数K_ol进行结构抗倒塌机制分析,该系数反映了结构倒塌过程中推覆荷载与框架梁正常使用荷载的比例关系,如等式(1)所示。

　　 ${\rm K}{}_{\text{o}l}=S{}_{\text{p}\text{u}\text{s}\text{h}}/S{}_{\text{S}1}(1)$

　　 式中:S_push为施加在结构上的向下推覆荷载;S_S1为静力分析时施加在失效构件所在跨内上部框架梁的荷载。

　　 根据GSA2003建议的静力分析方法荷载组合形式对模型中初始失效框架柱所在跨内上部框架梁施加如等式(2)所示的竖向荷载,对其余框架梁则施加未经放大的竖向荷载组合,如等式(3)所示。

　　 $\begin{array}{l}S{}_{\text{S}1}=2.0\times (S{}_{\text{d}}+0.25S{}_l)(2)\\ S{}_{\text{S}2}=S{}_{\text{d}}+0.25S{}_l(3)\end{array}$

　　 式中:S_S2为对其余框架梁施加的竖向荷载;S_d,S_l分别为施加在结构上的恒载和活载。

　　 图3所示为模型A和模型B各工况的Pushdown曲线,由图可见,上部结构构造及设计按照降低一度计算后各工况对应的过载系数最大值明显减小,以模型A和模型B橡胶隔震支座失效工况3为例,上部结构水平地震作用及构件措施按照降低一度设计后,剩余结构的过载系数由之前的4.656降低到2.475,降幅高达46.83%,即表明相应剩余结构抗竖向连续倒塌承载力出现了大幅降低。

　　 分别提取并对比模型A和模型B各个底层框架柱和橡胶隔震支座失效工况的塑性铰转角值,对比发现上部结构水平地震作用及抗震构造措施均按照降低一度设计后,框架梁塑性铰转角明显增大;按照未降低分档设计的模型中某些未形成塑性铰的构件,降低分档设计后在这些构件中却屈服并出现了转角较大的塑性铰。

　　 模型A和模型B动力非线性分析时各剩余结构竖向变形值,如表2所示。从表2中可以看出,降低上部结构水平地震作用及构造措施使得动力荷载作用下剩余结构竖向位移明显增大,其中隔震支座失效工况增幅普遍大于框架柱失效工况的增幅;对于隔震支座失效工况,按照未降低分档设计的上部结构在竖向动力荷载作用下较多构件已经接近屈服状态,而上部结构降低分档设计后,在同样荷载作用下就会使结构中相当数量的构件进入塑性状态,剩余结构最大竖向位移出现较大增长。在众多工况当中,角柱和角支座失效工况的竖向位移增长最为显著,这主要是因为梁机制承载力本身有限,动力荷载作用时其承载力不足的特点充分体现,从而导致塑性变形更大。

　　 从以上分析可知,对于遭受意外极端荷载风险较高的,或者有抗连续倒塌需求的隔震结构,建议在进行上部结构设计时水平地震作用仍然按照非隔震分档计算,即保持上部结构水平地震作用和抗震构造措施不降低处理。

　　 通常情况下,隔震层顶部会设置梁板式楼盖,隔震支座的相关部位应采用现浇混凝土梁板结构,现浇混凝土板厚度不小于0.16m,而且隔震层顶部梁、板刚度及承载力宜大于一般楼盖梁板的刚度和承载力^[14]。抗规^[14]中的要求主要针地震作用下结构响应特征提出来的,隔震层构造措施改变对于结构抗连续倒塌性能的影响程度还需要进一步研究,为此,本文以隔震支座失效工况为背景,对隔震层构造措施不同的结构抗连续倒塌性能进行比较和分析,进而确定其变化规律。

　　 分别改变隔震层梁、板尺寸,比较梁板尺寸变化对结构抗连续倒塌性能影响程度的差异,将隔震层梁、板尺寸的各改变工况分别用字母B和P表示,具体工况详见表3。为了排除梁板尺寸变化造成的相互影响,在改变隔震层梁尺寸时,不考虑隔震层楼板的贡献,即假定隔震层板厚度为0。

　　 为了隔震层梁各工况具有一定可比性,使不同尺寸框架梁具有相同的配筋率1.2%。

　　 以剩余结构竖向位移响应最小的工况B6为参考,计算其余工况剩余结构竖向位移相对于该工况竖向位移增幅,图4所示为隔震层梁尺寸对剩余结构竖向位移响应影响关系曲线。由图可见,在竖向动力荷载作用下,隔震层框架梁高度较大时,相应剩余结构的竖向位移随着隔震层梁尺寸的逐渐减小而基本呈线性增长趋势;但当隔震层梁高度为0.55m和0.5m时,其剩余结构竖向位移不再按照线性关系增长,且增幅急剧增大,尤其隔震层梁尺寸为0.5m×0.3m的工况剩余结构竖向位移比工况B6的参考位移0.0 652m增长了241.59%,达到0.222 7m,表明此时剩余结构竖向位移开始趋于发散,并且接近连续倒塌临界状态。由此看来,隔震层梁尺寸可以对结构抗连续倒塌性能产生一定影响,因此,对于有抗连续倒塌需求的隔震结构,在保证隔震层梁基本抗震和构造需求的前提下,还应适当增大隔震层梁的尺寸,提高剩余结构中备用荷载路径的承载力。

　　 由上述分析可知,框架梁尺寸0.5m×0.3m时剩余结构已经接近倒塌状态,该尺寸隔震层梁对结构抗连续倒塌行为抑制力较小,因此,为了表现隔震层板对抗连续倒塌性能的影响,在改变隔震层板尺寸时,隔震层梁均设置为最小尺寸0.5m×0.3m。

　　 不同厚度隔震层板与所对应剩余结构竖向位移的关系曲线如图5所示,从图中曲线可以看出无隔震层板工况P1的剩余结构竖向位移明显大于其他工况,工况P2中仅设置了0.06m厚隔震层板,剩余结构竖向位移就得以大幅减小,从0.222 7m减小到0.146 4m,表明隔震层板对提高结构抗连续倒塌性能具有重要作用;但从曲线变化规律可以看出,当隔震层板厚度大于0.11m时剩余结构竖向位移的降幅不再明显,以工况P4,P5,P6为例,工况P5,P6对应的剩余结构竖向位移相比工况P4分别减小了0.011 9,0.021 2m,这是因为增大隔震层楼板厚度的同时也使得隔震层板所受均布荷载有所增大,以25kN/m³计算钢筋混凝土比重,则隔震层板每增加0.05m就会使均布荷载增大1.25kN/m²,导致结构承载力与荷载同时增大,所以,当隔震层板超过一定厚度以后,其厚度增大对结构抗连续倒塌的贡献就不再明显。从上述分析结果可知,抗规中要求的0.16m现浇隔震层板对结构连续倒塌行为具有较强的抑制作用,因此,建议进行基础隔震结构抗连续倒塌设计时,隔震层板的厚度同样以0.16m为下限,但不建议通过增加隔震层板厚度来提高结构抗连续倒塌能力。

　　 对于隔震结构来说,隔震支座的选型直接决定了隔震层性能,进而影响整个结构的减震效果。然而,隔震支座选型的不同是否同样会对隔震结构抗连续倒塌性能产生影响,还有待研究。为此,以模型A及其隔震设计时选定的橡胶隔震支座型号为基础,增加两个用于对比的分析模型,即将原设计中选定的铅芯橡胶隔震支座全部替换为无铅芯橡胶隔震支座,以及将原设计中橡胶隔震支座型号尺寸增大一级;为了便于标记,将上述增加的两个分析模型分别记做无铅芯橡胶隔震支座模型和大型号橡胶隔震支座模型。需要补充的是,增加的两个模型仅用于比较其抗连续倒塌性能,对于结构减震效果此处不做探讨。表4所示为分析过程中涉及到的无铅芯橡胶隔震支座参数。

　　 图6所示为改变隔震支座型号后的隔震层平面布置图。

　　 图7～11所示为隔震层不同配置的3种模型5个工况中初始失效支座顶点竖向位移时程曲线,从图中可以看出,3种模型在工况1、工况2和工况3的动力时程响应几乎没有差别,而工况4的响应出现了并不明显的微小差异,工况5的动力时程响应差别则较为明显,其中全部采用无铅芯橡胶隔震支座的模型的动力时程曲线明显不同于其他两个模型;为了更为直观地展示3种模型动力响应不同之处,提取各工况初始失效支座顶点最大竖向位移,如图12所示。

　　 从图12可以看出前3个工况中隔震层不同配置模型最大竖向位移近乎相同,无明显区别;工况4中完全采用无铅芯橡胶隔震支座的模型竖向位移有所增大,但并不十分明显;工况5角支座失效时,完全采用无铅芯橡胶隔震支座的模型竖向位移比其他两种模型的竖向位移响应有所增大,但增幅相对较小,而大型号橡胶隔震支座模型对应的竖向位移最小,原模型工况5竖向位移则介于二者之间且接近于大型号橡胶隔震支座模型的竖向位移值。

　　 分析可知,3种模型在不同工况的竖向位移之所以存在差异,正是由其隔震层支座型号不同引起的。虽然工况1、工况2和工况3中初始失效支座在上部塔楼投影中的位置有所区别,但在整个隔震层平面布置图中仍然位于隔震层的内部,属于中支座,在这些隔震支座失效后剩余结构中各层框架柱和框架梁、以及隔震层梁会提供较强的侧向约束作用,在受外力作用初期形成压拱效应^[19],提高剩余结构的竖向承载力,并在竖向位移发展后期形成不同程度的悬链线机制,对剩余结构竖向位移的发展起到一定的抑制作用;而由于梁柱等构件侧向约束作用远大于隔震层通过水平刚度提供的约束作用,隔震支座不同配置在剩余结构竖向位移中的差异则无法体现;上述3种支座工况中,工况1和工况2的竖向位移值分列最大值和最小值,这是因为初始失效发生后裙楼和塔楼部位梁柱构件均为工况1中剩余结构提供较强的压拱效应和悬链线机制,工况2中塔楼角部框架梁柱等构件无法形成较好的压拱效应且主要提供承载力有限的梁机制,并且仅有裙楼部位构件提供一定压拱效应和悬链线机制,二者的最大差异主要来自上部塔楼提供的压拱效应及荷载传递机制。

　　 工况4和工况5的竖向位移值分布较为特殊,工况4和工况5的竖向位移在全部工况中分别为最小值和最大值,这是因为工况4中初始失效支座为边支座,并主要承受来自裙楼部位的竖向荷载作用,但是其剩余结构可以形成单向压拱效应,同时提供单向的梁机制和悬链线机制,尤其隔震层梁的参与在一定程度上提高了剩余结构的承载力,使得外部作用与剩余结构抗力的差距大幅降低,剩余结构的竖向位移随之减小。工况5中初始失效隔震支座分别位于隔震层边缘和角部,与之相邻的梁柱等构件对其失效区间内框架梁和隔震层梁的轴向约束作用相对较弱,难以充分发挥压拱效应,加之初始失效支座上部构件仅能通过梁机制来重分布和传递荷载,剩余结构承载力较小,初始失效支座顶点竖向位移显著增大。由于工况4和工况5的上部结构侧向约束作用有限,隔震层不同配置带来水平刚度上的差异就在剩余结构竖向位移上有所体现;以工况5为例,全部采用无铅芯橡胶隔震支座的模型竖向位移最大为0.038 5m,大型号橡胶隔震支座模型竖向位移最小为0.037 7m,但二者差距极其微小,对于实际工程的意义不大,可以忽略不计。

　　 综上所述,橡胶隔震支座配置的变化对于初始失效区间梁端约束作用较强工况基本上不产生影响,增大隔震层支座尺寸可以减小边支座失效和角支座失效后剩余结构竖向位移,但从工程角度出发,位移的这种微小减小量与增大隔震支座尺寸付出的代价相比没有实际意义,因此,增大隔震支座尺寸无法有效抑制剩余结构竖向位移的发展。

　　 (1)对于经过隔震设计且水平地震作用可降低一度分档的隔震结构,当其上部结构水平地震作用及抗震构造措施也按照降低一度设计后,局部构件失效时剩余结构响应出现较大增长,结构抗连续倒塌能力有所下降;对于遭受意外极端荷载风险较高的,或者有抗连续倒塌需求的隔震结构,建议上部结构抗震构造措施仍按不降低处理。

　　 (2)增大隔震层梁、板尺寸均可以一定程度上降低剩余结构竖向位移,加大隔震层梁尺寸对于降低剩余结构响应的作用相对更为明显,而隔震层板超过一定厚度以后,其厚度增大对结构抗连续倒塌的贡献就不再明显,因此,不建议通过增加隔震层板厚度来提高结构抗连续倒塌能力。

　　 (3)改变橡胶隔震支座型号能够对剩余结构响应产生一定影响,但影响极其有限且不具有实际工程意义,所以,增大橡胶隔震支座尺寸对于抑制剩余结构竖向变形发展的效果并不显著。