1、.wd.wd.wd.上海中心大廈塔樓構造設計丁潔民，巢斯，趙昕同濟大學建筑設計研究院集團，上海市四平路1239號目錄 TOC o 1-3 h z u HYPERLINK l _Toc240635039 上海中心大廈塔樓構造設計 PAGEREF _Toc240635039 h 1 HYPERLINK l _Toc240635040 摘要 PAGEREF _Toc240635040 h 2 HYPERLINK l _Toc240635041 1 工程概況 PAGEREF _Toc240635041 h 3 HYPERLINK l _Toc240635042 2 構造體系 PAGEREF _Toc2

2、40635042 h 4 HYPERLINK l _Toc240635043 3 主要分析結果 PAGEREF _Toc240635043 h 6 HYPERLINK l _Toc240635044 3.1 構造動力特性 PAGEREF _Toc240635044 h 6 HYPERLINK l _Toc240635045 3.2 地震作用分析結果 PAGEREF _Toc240635045 h 6 HYPERLINK l _Toc240635046 3.3 風荷載分析結果 PAGEREF _Toc240635046 h 7 HYPERLINK l _Toc240635047 4 關鍵設計問題

3、 PAGEREF _Toc240635047 h 8 HYPERLINK l _Toc240635048 4.1 巨柱受力性態分析及設計 PAGEREF _Toc240635048 h 8 HYPERLINK l _Toc240635049 4.2 組合鋼板剪力墻設計 PAGEREF _Toc240635049 h 11 HYPERLINK l _Toc240635050 4.3 基于性能的抗震設計 PAGEREF _Toc240635050 h 12 HYPERLINK l _Toc240635051 4.4 風工程研究 PAGEREF _Toc240635051 h 13 HYPERLIN

4、K l _Toc240635052 4.5 構造控制 PAGEREF _Toc240635052 h 13 HYPERLINK l _Toc240635053 4.6 彈塑性動力分析 PAGEREF _Toc240635053 h 14 HYPERLINK l _Toc240635054 4.7 考慮施工過程的非荷載效應分析 PAGEREF _Toc240635054 h 15 HYPERLINK l _Toc240635055 4.8 抗連續倒塌分析 PAGEREF _Toc240635055 h 16 HYPERLINK l _Toc240635056 5 結論 PAGEREF _Toc2

5、40635056 h 17 HYPERLINK l _Toc240635057 6 參考文獻 PAGEREF _Toc240635057 h 18摘要上海中心大廈建筑高度為632m，位于臺風影響區和7度抗震設防地區，建成后將成為中國第一高樓。由于高度超高、建筑形態復雜、風荷載及地震作用顯著，為實現其高效和安全的構造設計，需解決眾多的技術難題。本文對上海中心大廈的構造設計進展了介紹。首先介紹了工程概況，包括工程定位及功能、設計團隊構成、建筑形態特征以及采用的根基形式。其次對構造體系構成和主要的構造分析結果進展介紹，主要內容包括本工程采用的巨型框架-伸臂-核心筒混合構造體系的各組成局部和主要的地震

6、和風荷載分析結果。最后對工程構造設計的關鍵技術問題進展了介紹，包括巨柱受力性態分析、組合鋼板剪力墻設計、基于性能的抗震設計、風工程研究、構造控制、彈塑性動力分析、非荷載效應分析以及抗連續倒塌分析等。關鍵詞：上海中心大廈、構造設計、巨型框架-伸臂-核心筒體系、混合構造1 工程概況上海中心大廈位于上海陸家嘴金融中心區Z3-1地塊，基地鄰近有上海金茂大廈、上海環球金融中心等多幢超高層建筑。上海中心大廈建成后將成為滿足公眾審美層面與專業審美層面的標志性、地標性建筑，成為商務活動中心，商務交流休憩中心和市民休閑娛樂中心。該工程用地面積30370平米，地上建筑面積38萬平米，地下建筑面積16萬平米，建筑總

7、高度為632m，構造高度為574m。上海中心大廈地下5層，地上124層，大樓沿豎向劃分9個區，底部為1個裙房商業區，上部包括4個辦公區、2個酒店/服務公寓區、1個全球企業館和頂部的觀景區，每個區由兩層高的設備層及避難層分隔。圖1 垂直分區及建筑形態本工程設計團隊表達了較強的國際化和專業化特征。方案及初步設計階段設計總包為美國GENSLER事務所，設計咨詢及施工圖階段設計總包為同濟大學建筑設計研究院集團，方案及初步設計階段構造專業及機電專業的設計參謀分別為美國的THORNTON TOMASETTI和CONSENTINI公司。此外，設計團隊還包括各專項設計咨詢公司如美國SWA景觀設計，加拿大RWD

8、I風工程咨詢，香港利比工料測量師事務所工料測量和美國高緯環球垂直交通等等。上海中心大廈立面形態 基本幾何元素為由三段圓弧構成的圓導角三邊形圖1。旋轉上升并均勻縮小，演進為一個平滑光順的非線性扭曲面，形成了大廈獨特的立面造型。柔和的、旋轉上升的優雅曲面，與金茂大廈的傳統寶塔造型和環球金融的現代簡約風格形成的顯著的區別和互補，進而在小陸家嘴地區構成了一個和諧的品字型超高層組群。本工程樁基采用鉆孔灌注樁。為確保樁基質量，采用了后注漿工藝。塔樓局部樁徑均為1m，核心區樁長為56m，擴展區樁長為52m，持力層為9-2-1層粉砂，單樁承載力為1000噸，塔樓局部總樁數為955根。塔樓筏板厚度約為6m。本工

9、程基坑面積約34960平方米，基地呈四邊形，邊長約200m。本工程設5層地下室，裙房區域開挖深度約26.3m，塔樓區域開挖深度約31.1m。圍護構造采用地下連續墻，圍護總周長約768m。2 構造體系結合建筑立面及平面布置，上海中心大廈采用了巨型框架伸臂核心筒構造體系圖2。沿高度方向在第二、四、五、六、七和八區共設置了六道兩層高的伸臂桁架。各區均設置有兩層高的箱型環帶桁架。巨柱底部最大截面尺寸為5300mmx3700mm，核心筒底部最大厚度為1200mm。在各個分區的避難層均設置了徑向桁架作為幕墻構造的支撐系統。巨型框架由八根巨柱和每個加強層設置的兩層高箱型空間桁架相連而成。巨型框架的八根巨柱在

10、第八區終止，四根角柱在第五區終止。在六區以下沿建筑對角位置布置的4根角柱主要用于減少箱型空間桁架的跨度。箱型空間桁架是抗側力體系巨型框架的一局部，同時也是建筑周邊重力柱的轉換桁架。作為巨柱之間的有效連接，箱型空間桁架與巨柱共同形成巨型框架構造體系。伸臂桁架的設置可以有效地減小水平荷載風、地震荷載等作用下構造的側移和核心筒體承擔的彎矩。由于加強層具有較強的抗彎剛度，對與之相連的巨柱有很強的約束作用。在每個加強層部位，構造的受拉側巨柱對加強層作用有向下的集中力，而構造受壓側巨柱對加強層作用有向上的集中力。這兩個力形成一對力偶，平衡了核心筒在水平荷載作用下承擔的一局部彎矩內力，減小構造的變形。核心筒

11、平面形狀沿高度根據建筑平面功能作相應調整，底部為29mx29m的方形布置，中部為切角方形布置，頂部為十字形布置圖3。在建筑底部，為減小核心筒墻體厚度，增加底部加強區延性，在核心筒內埋設了鋼板。地下室范圍內在巨柱和核心筒之間設置有五層高的翼墻。翼墻的設置一方面增加筏板抗沖切承載力、減小根基的差異變形，另一方面為地下室提供較大的剪切剛度，滿足地下室頂部嵌固的剛度要求。伸臂桁架伸臂桁架伸臂桁架伸臂桁架伸臂桁架伸臂桁架a. 典型剖面b. 伸臂桁架c. 環帶桁架d. 徑向桁架圖2 構造體系構成a. 14區核心筒建筑平面b. 57區核心筒建筑平面圖3 核心筒平面布置圖在塔樓頂部建筑形態較為特別，需要設計合

12、理有效的構造系統。目前塔冠構造由三局部組成：鰭狀豎向桁架、雙向桁架和八角形帶斜撐的鋼框架體系。塔冠三維等軸視圖見圖4。a. 塔冠建筑剖面b. 塔冠構造三維等軸視圖圖4 塔冠剖面及構造體系3 主要分析結果3.1 構造動力特性構造前三階周期分別為9.04s，8.90s和5.56s，分別為X向一階平動，Y向一階平動和一階扭轉振動。振型見圖5。由于第一階周期約9s左右，周期較長，在反響譜和時程分析中充分考慮了長周期效應的影響。a. 第一模態T1=9.04Sb. 第二模態T2=8.90Sc. 第三模態T3=5.56S圖5 構造振型3.2 地震作用分析結果抗震分析中采用的阻尼比對多遇、 基本和罕遇地震烈度

13、分別取為4.0%，4.0%和5.0%，周期折減系數分別取為0.90，0.95和1.00。抗震設計中采用的反響譜信息如下：多遇地震作用采用場地超越概率10%并取折減系數為0.35的反響譜和標準50年超越概率為63%的反響譜的包絡譜； 基本地震作用采用標準50年10%超越概率的地震動反響譜；罕遇地震作用采用標準50年2%超越概率的地震動反響譜；圖6 多遇地震反響譜多遇地震作用下，構造在X向和Y向的最大層間位移角分別為1/549和1/637，所在樓層分別為91F和92F。 基本烈度地震作用下，構造在X向和Y向的最大層間位移角分別為1/208和1/239，所在樓層也同樣分別為91F和92F。多遇及 基

14、本烈度下的層間位移角曲線見圖7。a 多遇地震b 基本地震圖7 地震作用下層間位移角3.3 風荷載分析結果對強度驗算、剛度驗算和舒適度驗算分別取100年一遇、50年一遇和10年一遇的風荷載。阻尼比分別取為4.0%，4.0%和1.0%，連梁剛度分別取為0.5，1.0和1.0。剛度驗算風荷載下最大層間位移角為1/487，所在樓層為124層。由于上海中心大廈高度超高，且周期較長，在單向風作用下同時存在順風向風荷載和橫風向風荷載，且橫風向風荷載更為顯著。在進展風荷載下位移驗算時，考慮了順風向風荷載和橫風向風荷載同時作用的情況。單風向作用下，考慮順風向及橫風向風荷載變形合成的層間位移角結果見圖8。圖8 風

15、荷載下層間位移角4 關鍵設計問題4.1 巨柱受力性態分析及設計外圍巨型框架承擔了一半的重力荷載、水平剪力，承擔了大局部的傾覆力矩。在豎向承載體系和抗側力體系中占據重要地位。巨型框架和核心筒承擔荷載比例見表1。表1 巨型框架和核心筒底部反力比例構件重力剪力傾覆力矩巨型框架504776核心筒505324巨柱混凝土材料采用C70C50，內埋鋼骨材料為Q345GJQ390GJ。抗震等級通高采用特一級。抗震性能目標為中震彈性。巨柱內埋鋼骨設計初步考慮在16區采用“王字型，78區采用“日字型圖9。該方案將中間大腹板和兩側翼緣合二為一，形成“日字型鋼骨，整體性更好，一樣含鋼率前提下，鋼骨抗彎承載力更好，且“

16、日字型鋼骨焊接量減少。78區的巨柱尺寸減小，即使將腹板拉開到兩側，也能方便實現與伸臂的連接。在低區，巨柱鋼骨腹板形成的空腔，為進一步提高混凝土的抗壓強度和延性，減少混凝土在重壓下的收縮徐變，減少兩種材料的變形差異，在空腔中按構造配置鋼筋籠。a 16區巨柱截面 b 78區巨柱截面圖9 巨柱截面及內埋鋼骨在小震組合下，巨柱通高未出現拉力；無論是正向地震還是反向地震使被考察巨柱受拉所有樓層均處于小偏壓受力狀態圖10；在中震組合下，反向地震使巨柱自3區以上開場出現拉力，但拉力數值均不大；正向地震組合下，所有樓層處于小偏壓受力狀態；反向地震組合下，12區為小偏壓，3區為大偏壓，4區為大偏拉，58區為小偏

17、拉。在大震組合下，反向地震使巨柱通高出現拉力，絕大多數樓層處于小偏拉狀態；正向地震組合下所有樓層均處于小偏壓狀態。圖10 多遇及 基本地震下巨柱軸力分布圖承載力驗算參考標準?鋼骨混凝土構造設計規程?YB9082-2006的?混凝土構造設計標準?GB50010-2002、?建筑抗震設計標準?GB50011-2001，編制程序的流程圖如下：圖11 巨柱承載力驗算流程圖承載力驗算如圖12所示，由圖可知：巨柱和角柱在標準段的承載力有很大充裕，在節點區由于內力突變，截面承載力利用比例提高，但仍滿足要求。可見，本工程巨柱在滿足標準相關構造規定的前提下，構件設計主要由塔樓整體剛度控制，構件截面承載力有較大充

18、裕。a 巨柱中震組合下承載力復核結果b 巨柱大震組合下承載力復核結果c 巨柱中震組合下承載力復核結果d 巨柱大震組合下承載力復核結果圖12 巨柱承載力復核4.2 組合鋼板剪力墻設計為減小核心筒和翼墻厚度，增加構造底部延性，在塔樓一區及地下室核心筒及翼墻部位采用了組合鋼板剪力墻構件圖13。鋼板厚度通常由抗剪承載力和軸壓比限值控制，并滿足最小板厚等構造要求。核心筒及翼墻設計參數見表2。圖13 組合鋼板剪力墻平面布置圖表2 核心筒及翼墻設計參數位置鋼板剪力墻混凝土強度等級核心筒抗震等級翼墻抗震等級地上三九區-C60特一級-地上二區是C60特一級-地下一層是C60特一級一級地下二層是C60特一級一級地

19、下三層是C60一級二級地下四層是C60二級三級地下五層是C60三級四級參考相關文獻孫建超，徐培福等，2008和標準AISC2005，高規JGJ2002，在本設計中采用如下抗剪承載力計算公式： 1其中，為剪力墻的軸向壓力設計值，當時，應取，為剪力墻截面面積，為T形或I形截面剪力墻腹板的面積，矩形截面時應取，為計算截面處的剪跨比。為墻身鋼板的抗剪強度設計值，為墻身鋼板橫截面面積。本工程內埋鋼板已延伸至暗柱區，內埋鋼板長度取值可算至暗柱范圍。彈性設計時受剪截面限制條件驗算按下式計算： 2其中，為扣除墻身鋼板抗剪承載力設計值之后的鋼筋混凝土墻體承擔的剪力設計值。在大震情況下，受剪截面限制條件驗算按下式

20、： 3其中，為扣除墻身鋼板抗剪承載力標準值之后的鋼筋混凝土墻體承擔的大震剪力標準值。對于組合鋼板剪力墻，按照鋼骨混凝土剪力墻的要求驗算底部加強部位在重力荷載代表值作用下的軸壓力系數： 4其中，為重力荷載代表值作用下剪力墻墻肢的軸向壓力設計值，需考慮分項系數。和分別為剪力墻墻肢的截面面積和混凝土軸心抗壓強度設計值，和分別為剪力墻內鋼板局部的截面面積和鋼板抗壓強度設計值。鋼骨混凝土剪力墻軸壓力系數限值按表3取值：表3 鋼骨混凝土剪力墻軸壓力系數限值抗震等級特一級、一級9度一級7、8度二級無端柱剪力墻0.400.500.60核心筒底部局部剪力墻如軸壓比不滿足限值或承載力不滿足規定時，可采用鋼板剪力墻

21、。鋼板剪力墻中鋼板目前無最小含鋼率要求，但鋼板的厚度要考慮施工因素，不宜太薄。建議根據表4選用最小鋼板厚度。表4 鋼板剪力墻最小鋼板厚度表剪力墻厚度范圍滿足施工要求的最小鋼板厚度t1000mm15mm1000mmt1500mm20mm1500mmt2000mm建議采用雙層鋼板，每層鋼板厚度不小于15mm，鋼板間距大于800mm，以滿足施工間距要求。4.3 基于性能的抗震設計上海中心大廈工程由于高度超高，且設置了多道加強層，是超限高層建筑。為確保抗震設計的安全性和經濟性，超高層建筑，尤其是超限高層建筑可采用基于性能抗震設計方法。除滿足現行設計標準外，擬采用專門的抗震性能目標和設計控制指標。抗震性

22、能目標：7度小震：構造完好，處于彈性狀態；7度中震：構造 基本完好， 基本處于彈性狀態。地震作用后的構造動力特性與彈性狀態的動力特性 基本一致，超級柱，型鋼混凝土角柱、核心筒墻體及外伸臂桁架等主要構造構件和節點 基本完好，框架梁、連梁等次要構件輕微開裂；7度大震：構造嚴重破壞但主要節點不發生斷裂，構造不發生局部或整體倒塌，主要抗側力構件超級柱，型鋼混凝土角柱和核心筒墻體不發生剪切破壞。設計控制指標：7度小震：最大層間位移角不大于1/500，底層層間位移角不大于1/2000；7度中震：最大層間位移角不大于1/200；取不考慮構件內力調整和風荷載的中震組合內力設計值及材料強度設計值對超級柱、型鋼混

23、凝土角柱、核心筒墻體及外伸桁架等主要構造構件和節點的抗震承載力進展驗算；框架梁、連梁等次要構件中的鋼筋鋼材應力不超過屈強度80%以下；7度大震：最大層間位移角不大于1/100；框架梁、連梁等次要構件可出現塑性鉸，但塑性鉸的轉角不大于1/50。主要節點中鋼筋鋼材應力可以超過屈服強度，但不能超過極限強度。地震剪力取大震時的彈性地震作用力標準值，材料強度取標準值，不考慮抗震承載力調整系數，驗算受剪截面控制條件z；驗算作為主要抗側力構件的超級柱和核心筒的極限抗剪承載力。在抗震設計過程中，使用了反響譜方法、彈性時程分析方法和彈塑性時程分析方法做為驗證構造及構件抗震性能的手段，同時對構造材料的用量進展統計

24、分析，以確保構件設計在滿足性能目標的同時具有最優的經濟性。4.4 風工程研究為了保證抗風設計的可靠性及準確性，有必要對塔樓進展風洞試驗以確定風荷載。RWDI風洞試驗參謀公司對本工程構造進展了構造風致響應研究試驗。其研究由風氣候分析、空氣動力學優化和風洞試驗三局部組成。風氣候分析主要是根據當地的風氣候研究確定設計風速與風向分布，根據風洞試驗數據求出不同回歸期下的風響應。超高層建筑風荷載較大，風荷載效應明顯。對建筑形態進展空氣動力學優化可以有效減小構造的風荷載及效應。常用的可以有效減小風荷載的形態優化方法包括：圓弧倒角、契形立面、截面變化、擾流翼和立面開洞等。上海中心大廈建筑形態采用了“圓弧倒角、

25、“契形立面、“截面變化等三種形態優化方法。此外，通過詳細的風洞試驗考察一般風洞試驗中可能包含的不確定因素和過于保守的局部，以此進一步提高對風響應預計的準確度。目前已完成的試驗及分析包括：高頻測力天平模型試驗、高頻壓力積分模型試驗、高雷諾數試驗、全氣動彈性模型試驗和幕墻風荷載試驗。4.5 構造控制圖14 不同水準風荷載下構造頂點最大加速度根據RWDI的風洞試驗結果圖14，構造頂點在10年一遇風荷載作用下的頂點最大加速度約為8gal，可以滿足舒適度的要求。盡管根據風洞試驗結果，在不進展構造控制的情況下構造的舒適度是可以滿足的。由于風洞試驗結果可能與實際情況不一致，目前設計中考慮了將來設置TMD的可

26、能性，作為實現控制風荷載作用下構造振動的有效手段之一。調頻質量阻尼器Tuned Mass Damper, 簡稱TMD是最常用的被動控制裝置。它是在構造物頂部或上部某位置上設置慣性質量，并配以彈簧和阻尼器與主體構造相連。利用共振原理對主體構造某些振型通常是第一或第二振型的動力響應加以控制。對于TMD控制裝置而言，一般來說安裝于構造的頂層主振型位移最大處有利于控制作用的發揮。同時控制裝置的設置必須考慮建筑空間的要求，盡量安裝于不影響建筑功能的部位。為提高系統控制效果，主要是通過調整TMD系統與主體構造的質量比、頻率比和TMD系統的阻尼比等參數，使TMD系統能吸收更多的振動能量，從而大大減輕主體構造

27、的振動響應。因此，為了取得較好的控制效果，有必要對TMD系統的動力參數進展研究和優化。4.6 彈塑性動力分析采用非線性功能強大、顯式積分算法優異的有限元分析軟件ABAQUS進展整體構造的彈塑性時程反響分析。核心筒剪力墻、剪力墻之間的連梁按實際構造建模，并采用S4R殼單元模擬；考慮剪力墻中內埋鋼柱的作用，用B31梁單元進展模擬嵌入殼中。一區的鋼板剪力墻采用分層的殼元模擬。剪力墻中的鋼筋和剪力墻的混凝土一起考慮取等效彈模。去除鋼骨的巨柱采用S4R殼單元模擬，巨柱中的鋼骨采用B31梁單元模擬，同時將該梁單元與殼單元進展節點耦合以模擬巨柱整體。圖15 混凝土彈塑性損傷模型混凝土采用彈塑性損傷模型如圖1

28、6所示，可考慮材料拉壓強度的差異，剛度、強度的退化和拉壓循環的剛度恢復。混凝土骨架曲線關系采用Stephen 簡化模型，鋼材的本構關系采用雙線性動力硬化模型，并假定塑性段切向模量為彈性模量的1/100。該模型可考慮包辛格效應，在循環過程中剛度無退化。復雜應力狀態下的強度準那么采用Mises屈服條件準那么進展。采用損傷因子作為判斷構造構件損傷情況的參數。圖16顯示了核心筒損傷因子分布情況。圖16 核心筒墻體在MEX006-007波罕遇地震作用下損傷因子分布4.7 考慮施工過程的非荷載效應分析豎向構件壓縮變形影響可分為絕對壓縮變形影響和相對壓縮變形影響。巨柱和核心筒的豎向差異變形將影響樓屋面的水平

29、度，在聯系巨柱和核心筒的水平構件如伸臂桁架中引起附加內力，從而導致豎向構件內力的重分布。本文采用B3模型模擬巨柱及核心筒構件的收縮和徐變變形特征。B3模型能充分地考慮大體表比構件濕度擴散的尺度效應。B3模型在構件所處環境、尺寸、材料強度的根基上，考慮了材料本身組成成分如水泥類型、水灰比、水泥含量、骨料水泥比、水含量等因素對收縮徐變的影響。因此，通過B3模型進展分析計算能夠更準確地反映大體表比構件混凝土收縮徐變過程，得到更符合實際的構件收縮徐變變形。計算分析了考慮收縮徐變的巨柱中型鋼局部承擔的豎向荷載比例隨時間變化的情況。在同時考慮混凝土收縮徐變的情況下，混凝土承擔的豎向荷載不斷轉移至型鋼局部。

30、型鋼局部承擔的豎向荷載比例由構造封頂時的33%增加至30年后的56%，增加比例較為顯著。圖17巨柱中型鋼局部承擔的豎向荷載比例時程分別計算了構造封頂1年后和10年后的核心筒和巨柱的累積豎向變形。樓板施工后核心筒累積豎向變形在構造封頂1年后約為110mm，而樓板施工后巨柱累積豎向變形在構造封頂1年后約為50mm。由圖18可以看出，樓板施工后核心筒累積豎向變形在構造封頂10年后約為218mm，而樓板施工后巨柱累積豎向變形在構造封頂10年后約為107mm。進一步的分析說明，10年樓層施工后巨柱壓縮變形最大值發生在第110層，約為108mm。10年樓層施工后核心筒壓縮變形最大值發生在第117層，約為2

31、18mm。考慮伸臂在第1200天時合攏，引起伸臂附加內力的樓層施工后巨柱及核心筒差異變形在施工開場后10年到達約3mm第一道伸臂52mm第六道伸臂。a 樓板施工后核心筒累積豎向變形10年后b 樓板施工后巨柱C1累積豎向變形10年后圖18 核心筒及巨柱累積豎向變形4.8 抗連續倒塌分析連續性倒塌是由于構造局部某關鍵構件的破壞導致相鄰構件失效，繼而引發更多構件破壞，最終導致構造整體倒塌或者產生和初始觸因很不相稱的大面積倒塌的連鎖反響。由于構造倒塌破壞將會引起災難性后果，如大量的人員傷亡和巨大的生命財產損失，因此，在上海中心大廈的構造設計中引入連續倒塌分析從而防止災難性事件的發生。爆炸荷載作用下構造

32、的連續倒塌主要是因為構造關鍵部位如主要承重柱及核心筒遭到破壞引起的，因此，采用LS-DYNA軟件對爆炸荷載作用進展了分析，考察主要承重柱和核心筒的抗爆能力，進而分析構造的抗連續倒塌能力。角柱抗爆分析模型見圖19。a 箍筋模型b 型鋼模型c 縱筋模型圖19 角柱模型示意圖分析說明，在爆炸荷載作用下，角柱 基本處于彈性工作狀態，因此不會發生剪切破壞，而其最大位移和轉角都在規定范圍內，從而可以防止彎曲破壞的發生。由于沖擊波超壓峰值較低，混凝土材料應力較小，混凝土無破壞，因而不會發生局部破壞，總之，此角柱有足夠的抗爆能力抵抗給定的爆炸荷載。對爆炸荷載作用下剪力墻抵抗爆炸荷載的能力進展了分析，在分析過程中，選取單肢墻長度相對較小的墻肢位于軸線F.2與軸線10.7的相交處進展抗爆研究。核心筒抗爆分析模型見圖20。a 整體模型圖b 箍筋及水平分布筋模型圖圖20 剪力墻模型示意圖分析說明，在爆炸荷載作用下，剪力墻約束處型鋼及混凝土到達屈服強度的單元面積很少，因此不會在約束處發生剪切破壞，而其最大位移和轉角都在規定范圍內，從而可以防止彎曲破壞的發生。由于沖擊波超壓峰值高，作用時間較短，因此，剪力墻的最大反響持續時間很短，在爆炸荷截作用后整體剪力墻的反響逐漸減小并趁于穩定，此剪力墻不會因爆炸荷載失去承載能力而破壞。對次構造進展了連續倒塌分析，考慮第9層Z1軸與SSW3軸穿插處鋼柱C366失效后的