張 雷 李泓昊

(哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點實驗室， 哈爾濱 150090)(哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程智能防災(zāi)減災(zāi)工業(yè)和信息化部重點實驗室， 哈爾濱 150090)

建筑結(jié)構(gòu)的連續(xù)性倒塌是一個高度非線性的復(fù)雜動力過程，因此很難利用簡單的結(jié)構(gòu)分析方法準(zhǔn)確地對該問題進(jìn)行研究.試驗與數(shù)值模擬是研究連續(xù)性倒塌問題的兩大方法.連續(xù)性倒塌試驗高成本、高難度、高風(fēng)險的特點以及計算機(jī)仿真技術(shù)的高速發(fā)展共同促使數(shù)值模擬成為研究建筑結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌的主要手段.然而，為了提高計算模型的準(zhǔn)確性以及可靠性，需要更多的高質(zhì)量試驗數(shù)據(jù)對計算模型進(jìn)行驗證.

鋼結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌試驗可分為三大類：①平面雙跨梁柱子結(jié)構(gòu)試驗；②整體結(jié)構(gòu)體系試驗；③單層子結(jié)構(gòu)試驗.大部分連續(xù)性倒塌試驗研究可歸為第1類，該類試驗著重考察梁柱節(jié)點在中柱失效工況下的抗倒塌性能[1-6].通過密集地布置各類測量儀器，能夠較為精細(xì)地研究結(jié)構(gòu)的倒塌機(jī)理.然而，該類試驗僅能考慮梁柱節(jié)點在平面內(nèi)的反應(yīng)，忽略了對結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能具有重要影響的三維效應(yīng).第2類試驗對完整建筑物在某(些)柱失效情況下的反應(yīng)進(jìn)行測試，從而評估該結(jié)構(gòu)體系的魯棒性.然而，由于需要利用即將拆除的建筑進(jìn)行試驗，而適合進(jìn)行倒塌試驗的待拆建筑較難尋找，試驗難度大，成本高昂，具有一定的危險性，且難以布置測量儀器，因此該類試驗比較稀少[7-8].考慮到前2類連續(xù)性倒塌試驗的優(yōu)缺點，第3類試驗方案相對比較合理[9-10].這是由于：①它可以通過合理的儀器布置獲得充足的數(shù)據(jù)，從而對各種抗倒塌力學(xué)機(jī)制進(jìn)行辨別和分析；②試驗所用試件為三維，可以考慮三維效應(yīng)對結(jié)構(gòu)魯棒性的影響；③試件尺寸不會過大，試驗可以在一般的結(jié)構(gòu)試驗室中進(jìn)行.然而，現(xiàn)有的單層子結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌試驗并沒有系統(tǒng)地定量闡明鋼框架結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌機(jī)理.

為了解決上述問題，本文進(jìn)行了一單層2跨×2跨的鋼框架結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌試驗，考察了該結(jié)構(gòu)在中柱失效工況下的抗連續(xù)性倒塌性能，定量地闡明了隨著結(jié)構(gòu)變形的增大，彎曲效應(yīng)以及懸鏈線效應(yīng)的發(fā)展及其對結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的貢獻(xiàn)，并簡要分析了梁柱節(jié)點形式對結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響.

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

本文所采用的原型結(jié)構(gòu)為按照《鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范》(GB 50017—2003)[11]設(shè)計的6層鋼框架結(jié)構(gòu)，從原型結(jié)構(gòu)中取一個2跨×2跨的部分，按照1∶3的縮尺比設(shè)計并制作試件(見圖1).試件2個方向的跨度均為2 m，層高為1 m，并未考慮樓板作用.試件中的主梁、次梁以及柱均為H型鋼，所用鋼材為Q345，所有的梁柱節(jié)點均為全焊接剛性節(jié)點，主梁與次梁則采用螺栓鉸接的形式.中柱為一400 mm長的無支撐短柱，以模擬中柱失效的工況，其余各柱的柱腳則用地錨固定在實驗室剛性地板上.如圖1(b)所示，在試件第2層的中心位置留有一400 mm×400 mm的方框，加載裝置可以通過方框安裝到中心短柱上.方框四邊通過3根平行放置的H型鋼與周邊結(jié)構(gòu)構(gòu)件相連，以確保在加載過程中方框不產(chǎn)生過大的豎向位移.各柱的柱頂亦通過鋼梁相連.這種結(jié)構(gòu)布置可以有效地限制柱頂變形，以此模擬上部結(jié)構(gòu)對柱頂?shù)募s束作用.因此，盡管該試件有2層，但是2層結(jié)構(gòu)構(gòu)件的作用僅僅是提供必要的邊界條件，因此本試驗仍屬于第3類試驗，即單層子結(jié)構(gòu)連續(xù)性倒塌試驗.主要結(jié)構(gòu)構(gòu)件尺寸見表1.

(a) 一層平面

(b) 二層平面

1.2 加載與測量

采用備用荷載路徑法進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)push-down試驗，利用大行程液壓千斤頂對中柱柱頂施加豎向集中荷載.試驗采用分級加載方式，在利用有限元計算模型估算的模型反應(yīng)的彈性范圍內(nèi)采用荷載控制，之后采用位移控制.試驗裝置如圖2所示.在梁B-B12以及梁B-B23的跨中布置約束裝置以防止其側(cè)向變形.考慮到次梁對主梁側(cè)向變形的約束作用，梁B-AB2和梁B-BC2并沒有設(shè)置類似限位裝置.對加載裝置施加滑動約束，以保證整個試驗過程中所施加的荷載保持豎直.考慮到安全問題，一旦鋼梁鋼材發(fā)生斷裂破壞，試驗終止.

表1 結(jié)構(gòu)構(gòu)件尺寸

觀測項目包括中柱豎向荷載以及豎向位移、主梁豎向變形、梁柱節(jié)點處的水平位移以及主梁關(guān)鍵截面(1/3跨和2/3跨截面)的應(yīng)變.

圖2 試驗裝置

2 試驗現(xiàn)象與破壞模式

試驗結(jié)束后，試件的破壞模式如圖3所示.加載初期，試件處于彈性工作階段，無明顯試驗現(xiàn)象；中柱位移達(dá)到40 mm時，中柱附近梁B-AB2以及B-BC2的上翼緣發(fā)生局部屈曲；中柱豎向位移達(dá)到200 mm后，連接主次梁的螺栓逐漸發(fā)生剪切破壞；位移達(dá)到300 mm時，主梁發(fā)生彎扭屈曲；最終，當(dāng)中柱的豎向位移達(dá)到420 mm時，中柱附近梁B-B12的下翼緣發(fā)生撕裂，試驗停止.試驗后期，由于主梁中產(chǎn)生的懸鏈線效應(yīng)，試件周邊梁柱節(jié)點發(fā)生明顯的朝向中柱方向的側(cè)向位移.

圖3 試件最終變形形態(tài)

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 荷載-位移關(guān)系

圖4給出了中柱的豎向荷載與豎向位移的關(guān)系.由圖可見，試驗初期，荷載隨位移線性增長，結(jié)構(gòu)反應(yīng)處于彈性階段，當(dāng)豎向荷載達(dá)到120 kN，所對應(yīng)的豎向位移為24 mm時，彈性階段結(jié)束，結(jié)構(gòu)在彈性段的剛度約為5 000 kN/m.當(dāng)豎向位移在24～40 mm之間時，曲線處于彈塑性階段，此時結(jié)構(gòu)反應(yīng)開始呈現(xiàn)非線性并且結(jié)構(gòu)剛度開始下降.豎向位移超過40 mm后，彈塑性階段結(jié)束，結(jié)構(gòu)反應(yīng)進(jìn)入塑性范圍，然而此時中柱豎向位移和荷載的關(guān)系十分接近線性.因此，本試驗得到的荷載-位移曲線可以用彈性階段剛度為5 000 kN/m，塑性階段剛度為620 kN/m(約為彈性階段剛度的12%)的雙線性模型近似.當(dāng)豎向位移達(dá)到421 mm時，豎向荷載達(dá)到最大值385 kN，梁B-B12下翼緣鋼材隨即發(fā)生斷裂，出于安全考慮，試驗終止.

圖4 荷載-位移曲線

由試驗結(jié)果可知，施加在中柱的最大豎向荷載約為荷載設(shè)計值的5倍左右，由此可以確定，該結(jié)構(gòu)體系并沒有發(fā)生連續(xù)性倒塌的風(fēng)險.

3.2 梁柱節(jié)點水平位移

梁柱節(jié)點處的水平位移如圖5所示，圖中負(fù)值表示節(jié)點產(chǎn)生向內(nèi)即朝向中柱的水平位移.MC-X-N為梁柱節(jié)點的編號，其中MC表示剛性節(jié)點，X表示節(jié)點所連接的主梁，N表示節(jié)點所處梁端的方位.由圖5可看出，在加載初期即彈性和彈塑性階段，節(jié)點MC-B12-E和MC-B23-W產(chǎn)生遠(yuǎn)離中柱的水平位移，當(dāng)中柱豎向位移超過60 mm后，才逐漸向內(nèi)移動.而節(jié)點MC-AB2-N和MC-BC2-S則一直朝向中柱移動.當(dāng)中柱豎向位移小于100 mm時，各梁柱節(jié)點的側(cè)向位移并不明顯(小于4 mm)，且增長緩慢.但中柱豎向位移超過100 mm后，各節(jié)點朝向中柱方向的側(cè)向位移迅速增大，說明梁中的懸鏈線效應(yīng)開始發(fā)展.在試驗結(jié)束之前，各節(jié)點向內(nèi)的側(cè)向位移均達(dá)到50 mm左右.這一現(xiàn)象證明結(jié)構(gòu)體系抵抗連續(xù)性倒塌的力學(xué)機(jī)制由彎曲機(jī)制逐漸向懸鏈線機(jī)制轉(zhuǎn)變.

圖5 梁柱節(jié)點的水平位移

4 抗倒塌力學(xué)機(jī)制分析

對于鋼框架結(jié)構(gòu)，在中柱失效后，通常有2種力學(xué)機(jī)制能夠提供豎向抗力以抵抗連續(xù)性倒塌的發(fā)生：①受彎機(jī)制，即小變形情況下通過梁的抗彎效應(yīng)來抵抗倒塌；②懸鏈線機(jī)制，即大變形情況下由于梁端塑性鉸的形成，梁中產(chǎn)生大量軸力，能夠為結(jié)構(gòu)體系提供抗力.如果能夠通過試驗測得的數(shù)據(jù)對主梁的內(nèi)力即彎矩和軸力進(jìn)行分離和計算，就可對這2種抗倒塌力學(xué)機(jī)制的形成和發(fā)展進(jìn)行定量分析.整個加載過程中，布置在各主梁1/3跨以及2/3跨處截面的應(yīng)變片讀數(shù)均在2.0×10-3以內(nèi)，說明這2個截面的材料在試驗過程中始終保持彈性狀態(tài).同時，這2個截面不會受到試驗后期在中柱節(jié)點附近發(fā)生的鋼梁上翼緣的局部失穩(wěn)現(xiàn)象的影響，結(jié)構(gòu)的破壞并不會影響應(yīng)變片的測量精度.因此，可利用這2個截面的應(yīng)變片讀數(shù)計算主梁中內(nèi)力隨中柱豎向位移的變化.

假設(shè)某主梁距中柱1/3跨處截面S-X-2的內(nèi)力為VX-2,NX-2,MX-2, 距中柱2/3跨處截面S-X-3的內(nèi)力為VX-3,NX-3,MX-3(見圖6),其中下標(biāo)X代表主梁編號.主梁X的彎矩MX-2，MX-3以及軸力NX-2，NX-3可根據(jù)應(yīng)變片讀數(shù)直接求得，剪力VX-2以及VX-3可由梁中彎矩計算而得(見圖6(b))，即

(1)

利用S-X-2截面的剪力和軸力(見圖6)，可計算某一主梁對結(jié)構(gòu)體系豎向抗力的貢獻(xiàn)為

(a) 計算模型

(b) 主梁截面內(nèi)力

FX=VX-2cosθX+NX-2sinθX

(2)

式中，θX為截面S-X-2的轉(zhuǎn)角，考慮到加載過程中S-X-2與S-X-3之間的梁段變形基本呈直線，故θX可根據(jù)S-X-2和S-X-3處的豎向位移確定，即

(3)

式(2)中，截面剪力以及軸力在豎直方向上的分量VX-2cosθX以及NX-2sinθX分別代表彎曲效應(yīng)以及懸鏈線對結(jié)構(gòu)體系抗倒塌能力的貢獻(xiàn).

中柱柱頂處所施加的豎向荷載為各主梁對結(jié)構(gòu)豎向抗力貢獻(xiàn)值之和，即

F=∑FX=∑(VX-2cosθX+NX-2sinθX)

(4)

圖7對比了彎曲效應(yīng)和懸鏈線效應(yīng)對結(jié)構(gòu)豎向抗力的貢獻(xiàn)隨中柱豎向位移的變化.結(jié)果顯示，當(dāng)中柱豎向位移小于40 mm時，結(jié)構(gòu)的豎向抗力僅由彎曲效應(yīng)提供，主梁中并沒有軸力產(chǎn)生.當(dāng)中柱豎向位移增長到120 mm時，梁中有少量軸力產(chǎn)生，由于懸鏈線效應(yīng)產(chǎn)生的抗力僅占結(jié)構(gòu)體系總抗力的5%左右；當(dāng)豎向位移達(dá)到240 mm時，這一比例增長至17%；此后，隨著中柱豎向位移的進(jìn)一步增長，彎曲效應(yīng)對結(jié)構(gòu)豎向抗力的貢獻(xiàn)開始緩慢下降，而懸鏈線效應(yīng)產(chǎn)生的豎向抗力則迅速增加；當(dāng)中柱豎向位移增長至370 mm時，懸鏈線效應(yīng)產(chǎn)生的豎向抗力超過彎曲效應(yīng)產(chǎn)生的豎向抗力，懸鏈線效應(yīng)成為結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌的主要力學(xué)機(jī)制；試驗臨近結(jié)束時，懸鏈線效應(yīng)和彎曲效應(yīng)提供的豎向抗力占結(jié)構(gòu)總抗力的比例分別為60%和40%.總之，在小變形情況下，彎曲效應(yīng)是抵抗連續(xù)性倒塌的主要力學(xué)機(jī)制，此時懸鏈線效應(yīng)對結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的貢獻(xiàn)十分有限；然而，隨著中柱豎向位移的增長，懸鏈線效應(yīng)逐漸發(fā)展，對結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的貢獻(xiàn)越來越大；在大變形情況下，彎曲效應(yīng)對結(jié)構(gòu)抗倒塌能力的貢獻(xiàn)雖然仍舊不可忽略，但懸鏈線效應(yīng)對結(jié)構(gòu)的最終抗倒塌能力有著更為重要的影響.

這一現(xiàn)象與采用螺栓連接的半剛性與柔性節(jié)點的鋼結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌性能試驗結(jié)果[2-3]有明顯區(qū)別.這些試驗中，在加載的最后階段，彎曲效應(yīng)由于部分螺栓的破壞而消失，結(jié)構(gòu)抗力僅由懸鏈線效應(yīng)提供.因此，節(jié)點形式對結(jié)構(gòu)的抗倒塌力學(xué)機(jī)制的發(fā)展起到?jīng)Q定性作用.

5 結(jié)論

1) 試件在中柱失效情況下表現(xiàn)出良好的魯棒性.試件可以承受的施加在中柱頂部的豎向集中荷載最大值達(dá)到385 kN，為中柱所承擔(dān)荷載設(shè)計值的5倍左右，中柱最大豎向位移可達(dá)421 mm.由此可以推斷，在中柱突然失效的情況下，該鋼框架結(jié)構(gòu)并不會發(fā)生連續(xù)性倒塌.

2) 在加載初期，彎曲效應(yīng)為結(jié)構(gòu)抵抗連續(xù)性倒塌的主要力學(xué)機(jī)制.在中柱豎向位移達(dá)到240 mm之前，彎曲效應(yīng)提供的豎向抗力占結(jié)構(gòu)總抗力的80%以上，此時主梁中雖然有軸力產(chǎn)生，但是懸鏈線效應(yīng)對結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌能力的貢獻(xiàn)十分有限.

3) 大變形情況下，由于彎曲效應(yīng)產(chǎn)生的豎向抗力逐漸減小，而懸鏈線效應(yīng)則迅速發(fā)展，在中柱豎向位移達(dá)到370 mm時，懸鏈線效應(yīng)對結(jié)構(gòu)豎向抗力的貢獻(xiàn)超越彎曲效應(yīng)，成為主要的抗連續(xù)性倒塌力學(xué)機(jī)制，最終懸鏈線效應(yīng)產(chǎn)生的豎向抗力占總抗力的比例達(dá)到60%.在試驗后期，雖然彎曲效應(yīng)對結(jié)構(gòu)抗連續(xù)性倒塌性能的貢獻(xiàn)有所減少，但依然顯著.

4) 節(jié)點形式對結(jié)構(gòu)的抗倒塌力學(xué)機(jī)制的發(fā)展起到?jīng)Q定性作用.