喬惠云， 魏建鵬， 田黎敏

(1. 福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福州 350118； 2. 福建省土木工程新技術(shù)與信息化重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福州 350118；3. 西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055)

連續(xù)性倒塌是指初始局部構(gòu)件破壞向其它構(gòu)件擴(kuò)展，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體破壞或者大范圍區(qū)域的倒塌?？蚣芙Y(jié)構(gòu)倒塌過(guò)程可能經(jīng)歷彎曲效應(yīng)、懸鏈線效應(yīng)，壓拱效應(yīng)和空腹效應(yīng)。常用的單層子結(jié)構(gòu)模型可以反應(yīng)前三種抗倒塌效應(yīng)，相應(yīng)的研究較多。李易等[1]基于能量方法分析了彎曲效應(yīng)的工作機(jī)理。Yang等[2-5]通過(guò)靜力加載試驗(yàn)研究梁柱節(jié)點(diǎn)在中柱失效下的力學(xué)性能，分析子結(jié)構(gòu)從彎曲效應(yīng)向懸鏈線效應(yīng)發(fā)展情況。周育瀧等[6]建立了壓拱效應(yīng)下梁板子結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌抗力分析模型。而空腹效應(yīng)只存在于空間框架結(jié)構(gòu)，Sagiroglu等[7]對(duì)某七層鋼筋混凝土進(jìn)行抗倒塌研究，指出空腹效應(yīng)的特性是豎向構(gòu)件對(duì)各層內(nèi)力重分配的結(jié)果。課題組曾采用頂層子結(jié)構(gòu)模型，保守估計(jì)了空腹效應(yīng)的貢獻(xiàn)[8-9]，但是簡(jiǎn)化子結(jié)構(gòu)模型仍然避開(kāi)結(jié)構(gòu)的整體受力特點(diǎn)，空腹效應(yīng)在空間結(jié)構(gòu)的工作原理還需進(jìn)一步研究。

支撐框架結(jié)構(gòu)是一種抗震性能良好的結(jié)構(gòu)體系，具有較高的彈性剛度和強(qiáng)度特性，常被用于提高結(jié)構(gòu)在水平地震作用下抗震性能[10-11]，能否用于構(gòu)件失效后的抗連續(xù)倒塌需要進(jìn)一步研究。施煒等[12]研究發(fā)現(xiàn)按抗震規(guī)范設(shè)計(jì)的多層框架結(jié)構(gòu)，抗倒塌能力存在不足，需要采取一定的構(gòu)造措施。失效柱正上方各層類似于空腹桁架，傅傳國(guó)等[13]在空腹桁架底層施加了預(yù)應(yīng)力，使結(jié)構(gòu)在水平和豎向荷載作用下，整體工作性能良好。缺點(diǎn)是失效柱位置不確定，底部加強(qiáng)難以實(shí)現(xiàn)。Macarena等[14]在已有建筑的頂層布置轉(zhuǎn)換梁，將豎向荷載轉(zhuǎn)移到屋頂，使舊建筑滿足抗連續(xù)倒塌規(guī)范要求，按此思路，本文在常用中心支撐框架的頂層布置水平支撐，研究框架結(jié)構(gòu)在該構(gòu)造措施下的抗倒塌性能，以及空腹效應(yīng)發(fā)揮的作用。

1 多層鋼框架去柱模擬

本節(jié)首先用數(shù)值方法模擬已有多層框架去中柱試驗(yàn)，李國(guó)強(qiáng)等[15]和謝甫哲等[16]分別對(duì)多層鋼框架進(jìn)行動(dòng)力分析，瞬時(shí)拆除中柱，給出結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能；隨后，分析中柱失效后剩余結(jié)構(gòu)的內(nèi)力分布，并指出空腹效應(yīng)的特點(diǎn)。

1.1 李國(guó)強(qiáng)試驗(yàn)?zāi)M

選取試驗(yàn)中一個(gè)試件，記為Frame A，立面圖與荷載布置如圖1所示，框架梁和柱的截面均采用H54×50×4×4(mm)，節(jié)點(diǎn)采用全焊節(jié)點(diǎn)，配重大小分別為P1=385 kN，P2=2.1 kN，用擺錘沖擊的方法引起中柱瞬時(shí)失效。

圖1 Frame A的立面圖與荷載布置Fig.1 Elevation and load distribution diagram of Frame A

采用ABAQUS中梁?jiǎn)卧狟22建立有限元模型，如圖2所示，模型考慮符合鋼材微觀機(jī)制的應(yīng)力三軸度損傷準(zhǔn)則[17]，阻尼為瑞雷阻尼。配重施加方式不是以常用的外荷載形式施加，而是將配重折算成一定體積和密度的質(zhì)量塊，這是因?yàn)榕渲貐⑴c結(jié)構(gòu)的固有頻率，影響結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性。

中柱突然失效，材料受應(yīng)變率影響很大，鋼材的應(yīng)變率采用Cowper-Symonds模型[18]，屈服應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系為

圖2 Frame A有限元模型Fig.2 Finite element model of Frame A

(1)

分析柱失效點(diǎn)位移Δ隨時(shí)間t的變化情況，如圖3所示，并將模擬值與試驗(yàn)值對(duì)比，發(fā)現(xiàn)有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，說(shuō)明有限元模型可以反映試件的初始狀態(tài)及柱失效后的動(dòng)力反應(yīng)；圖中還列出忽略應(yīng)變率的有限元模擬結(jié)果，與試驗(yàn)結(jié)果差別很大，說(shuō)明動(dòng)力模擬應(yīng)當(dāng)考慮應(yīng)變率的影響。

圖3 Frame A失效點(diǎn)位移時(shí)程曲線Fig.3 Displacement time history curve of Frame A at the failure point

圖4為失效跨梁端彎矩M和軸力F隨時(shí)間t的變化情況，結(jié)構(gòu)振動(dòng)穩(wěn)定后，梁端彎矩值大小接近，約為7.1 kN·m，彎矩分布規(guī)律與破壞前的結(jié)構(gòu)一致；失效跨各層梁的軸力分布差別較大，第1、第2層的軸力符號(hào)相反，穩(wěn)定后的值分別為26 kN和-11 kN。頂層的軸壓力是豎向構(gòu)件對(duì)各層內(nèi)力重分配的結(jié)果，表現(xiàn)出空腹效應(yīng)的特點(diǎn)。

圖4 Frame A 失效跨內(nèi)力變化曲線Fig.4 Internal force curve of Frame A in failure span

1.2 謝甫哲試驗(yàn)?zāi)M

圖5為謝甫哲等研究中的三層四跨平面鋼框架，第1層的層高為510 mm，第2、第3層的層高為400 mm，跨度為500 mm。梁和柱均采用方形鋼管，梁截面為□20×1.2(mm)，柱截面為□30×1.2(mm)。

試驗(yàn)包括兩組試件，截面形式與幾何尺寸都相同，只有配重不同，第一組處于彈性狀態(tài)，中柱瞬時(shí)失效后，結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)短時(shí)間的振蕩，重新達(dá)到穩(wěn)定，配重G1=G2=G3=452.8 N，將試件標(biāo)記為Frame B；第二組試件發(fā)生彈塑性破壞，并最終倒塌，配重G1=G2=2 563.7 N，G3=2 753.8 N，標(biāo)記為Frame C。

圖5 Frame B和Frame C的立面圖與荷載布置Fig.5 Elevation and load distribution of Frame B and C

采用梁?jiǎn)卧狟22建立有限元模型，用隱式動(dòng)力法進(jìn)行分析。材料的彈塑性本構(gòu)模型考慮損傷與應(yīng)變率，并計(jì)入瑞雷阻尼的影響。試件Frame B處于彈性變形階段，主要依靠梁端彎矩抵抗不平衡荷載，分析試件在中柱失效后的受力特點(diǎn)，特別是各層梁的軸力分布情況，圖6給出部分計(jì)算結(jié)果。

圖6(a)為Frame B在失效點(diǎn)的位移時(shí)程曲線，將有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，振幅和頻率基本吻合，符合試驗(yàn)的動(dòng)力特性。圖6(b)為失效跨軸力時(shí)程曲線，振動(dòng)穩(wěn)定后，第1層為拉力192 N，沒(méi)有發(fā)展懸鏈線效應(yīng)；第3層為壓力-340 N，有空腹效應(yīng)的特點(diǎn)；第2層為拉力99 N，大小在其余兩層之間。第1、第2、第3層軸力合力等于-49 N，遠(yuǎn)小于各層軸力，認(rèn)為在小變形下各層軸力平衡。

圖6 Frame B部分計(jì)算結(jié)果Fig.6 Part of the calculation results of Frame B

試件Frame C進(jìn)入塑性變形階段，結(jié)構(gòu)發(fā)生大變形，懸鏈線效應(yīng)發(fā)揮作用，分析試件在中柱失效后的受力特點(diǎn)，圖7給出部分計(jì)算結(jié)果。

圖7(a)為Frame C在中柱失效位置的位移時(shí)程曲線，并將其與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，動(dòng)力反應(yīng)(振幅和頻率)與試驗(yàn)結(jié)果相差不大，認(rèn)為有限元模型符合試驗(yàn)的力學(xué)特性。圖7(b)為Frame C在失效跨的軸力時(shí)程曲線，第1層的拉力值(6 700 N)遠(yuǎn)大于第2、第3層的壓力值(-683 N，-890 N)，各層軸力合力為5 127 N，數(shù)值大小與第一層軸力接近。第1層向懸鏈線效應(yīng)發(fā)展，而第2、第3層表現(xiàn)出空腹效應(yīng)的特點(diǎn)，該現(xiàn)象也可以由圖8的軸力云圖反映。

圖7 Frame C部分計(jì)算結(jié)果Fig.7 Part of the calculation results of Frame C

圖8 Frame C軸力云圖Fig.8 Axial force cloud of Frame C

2 空腹效應(yīng)

2.1 空腹效應(yīng)工作原理

中柱失效后，剩余結(jié)構(gòu)作為一個(gè)整體共同變形，變形主要集中在失效跨，而相鄰跨的變形較小，分析空腹效應(yīng)的工作原理，取失效跨為研究對(duì)象，將相鄰跨作為失效跨的邊界。

結(jié)合多層框架Frame A，F(xiàn)rame B，F(xiàn)rame C的軸力分析結(jié)果，無(wú)論結(jié)構(gòu)為小變形(彈性狀態(tài))還是大變形(彈塑性狀態(tài))，頂層梁的軸力為壓力；底層梁的軸力為拉力，底層在大變形時(shí)表現(xiàn)出懸鏈線效應(yīng)；中間層梁軸力相對(duì)較小，方向可能為拉力，也可能為壓力?？蚣芨鲗恿旱妮S力形成新的力偶矩，產(chǎn)生空腹效應(yīng)，與梁端彎矩一起抵抗連續(xù)倒塌。

通過(guò)對(duì)多層框架Frame A，F(xiàn)rame B，F(xiàn)rame C模擬分析還發(fā)現(xiàn)，大變形時(shí)，底層梁的軸力遠(yuǎn)大于其它層，認(rèn)為軸力合力主要作用在底層梁；小變形時(shí)，各層軸力平衡，仍然可以認(rèn)為軸力合力主要作用在底層梁，基于此考慮，計(jì)算抗力PB將分為小變形和大變形兩種情況，并將各層的內(nèi)力移動(dòng)到底層。

以n層框架為例，如圖9(a)所示。假設(shè)梁柱節(jié)點(diǎn)剛度足夠大，能夠傳遞梁和柱中的塑性彎矩。失效柱兩側(cè)的跨度分別為L(zhǎng)和L′；n為總層數(shù)；Hi為第i(i=1,2，…，n)層的層高；Mi，F(xiàn)i和Vi分別為第i層左側(cè)的梁端彎矩、軸力和剪力；M′i，F(xiàn)′i和V′i分別為第i層右側(cè)的梁端彎矩、軸力和剪力。

將左側(cè)各層梁的軸力向第1層梁端(點(diǎn)O)移動(dòng)，將右側(cè)各層梁的軸力向點(diǎn)O′移動(dòng)，分別得到兩側(cè)軸力的合力Fo和F′o，一般情況下，F(xiàn)o=F′o。與此同時(shí)，各層軸力形成的力偶矩Mo和M′o，可以表示為

(2)

(3)

采用同樣的方法，將各層梁端的剪力和彎矩向第1層移動(dòng)，得到剪力和彎矩的合力，分別表示為

(4)

(5)

經(jīng)過(guò)對(duì)各層軸力、剪力和彎矩求合力計(jì)算，多層框架結(jié)構(gòu)可以簡(jiǎn)化為圖9(b)計(jì)算示意圖。

圖9 中柱失效后空腹效應(yīng)示意圖Fig.9 Schematic diagram of vierendeel action after middle-column failed

小變形時(shí)，各層軸力的合力Fo與F′o接近于0，由彎矩抵抗連續(xù)倒塌，抗力PB包含兩部分：①由梁端彎矩∑M和∑M′貢獻(xiàn)，這部分記為PB1；②由空腹效應(yīng)產(chǎn)生的力偶Mo和M′o貢獻(xiàn)，這部分記為PB2。在圖9(b)中，若僅有PB1作用在梁上，由力的平衡條件，抗力PB1與梁端彎矩∑M和∑M′的關(guān)系表示為

(6)

若僅有PB2作用在梁上，由力的平衡條件，抗力PB2與力偶Mo和M′o的關(guān)系表示為

(7)

大變形時(shí)，軸力合力Fo和F′o與底層梁軸力接近，有Fo=F′o≈F1，部分梁發(fā)展了懸鏈線效應(yīng)，結(jié)構(gòu)除了由彎矩抵抗連續(xù)倒塌，還由梁的軸拉力提供部分抗力，將其記為PB3。 假設(shè)w為中柱失效點(diǎn)處的位移，由力的平衡條件，抗力PB3與軸力Fo的關(guān)系為

(8)

綜合考慮梁端彎矩，以及軸力作用下的懸鏈線效應(yīng)和空腹效應(yīng)，多層框架的抗力需求PB由式(6)、式(7)和式(8)求和得到

(9)

2.2 算例驗(yàn)證

選取“4”節(jié)實(shí)例的中間幾跨，驗(yàn)證“2.1”節(jié)抗力計(jì)算的合理性，梁截面為H500×200×10×18(mm)，柱截面為H350×300×20×30(mm)，層高H=4.2 m，左邊兩跨L=7.72 m，右邊兩跨L′=6.5 m。采用ABAQUS中的梁?jiǎn)卧狟22建模，在柱失效點(diǎn)處通過(guò)位移加載方式完成Pushdown分析。失效點(diǎn)處達(dá)到最大位移時(shí)，剩余結(jié)構(gòu)的軸力分布與變形如圖10所示。

圖10 剩余結(jié)構(gòu)的軸力分布與變形Fig.10 Deformation and axial force distribution for remainder structure

分析失效跨梁端彎矩、軸力隨柱失效點(diǎn)處撓度w的變化情況，圖11給出左側(cè)梁端內(nèi)力變化曲線。大變形時(shí)，第1層梁的軸拉力發(fā)展到懸鏈線效應(yīng)，并導(dǎo)致第1層彎矩減??；第2～第4層軸力較小，梁端彎矩接近，其中第4層軸力為壓力，剩余結(jié)構(gòu)主要由彎曲效應(yīng)抗倒塌，并發(fā)生空腹效應(yīng)。

圖11 左梁端內(nèi)力變化曲線Fig.11 Internal force curve of left beam-end

按照“2.1”節(jié)建議方法計(jì)算剩余結(jié)構(gòu)的抗力PB，包含梁端彎矩貢獻(xiàn)PB1，空腹效應(yīng)貢獻(xiàn)PB2和懸鏈線效應(yīng)貢獻(xiàn)PB3，并和有限元模擬結(jié)果對(duì)比，如圖12所示，有限元結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果吻合良好。圖12還列出了只考慮彎曲效應(yīng)的結(jié)果(PB1)和忽略空腹效應(yīng)的結(jié)果(PB1+PB3)，對(duì)比PB1曲線和PB1+PB3曲線發(fā)現(xiàn)，懸鏈線只在大變形時(shí)發(fā)揮作用；對(duì)比PB曲線和PB1+PB3曲線發(fā)現(xiàn)，本例中空腹效應(yīng)的貢獻(xiàn)為12%，多層框架的空腹效應(yīng)不應(yīng)該被忽略。

圖12 剩余結(jié)構(gòu)的抗力變化曲線Fig.12 Resistance curve for remainder structure

3 中心支撐框架抗連續(xù)倒塌

V形(倒V形)支撐是中心支撐框架最常用的支撐形式，能夠提供更多的空間，方便門(mén)窗洞口設(shè)置和設(shè)備放置，本節(jié)在“2.2”節(jié)算例的基礎(chǔ)上布置倒V形中心支撐，支撐截面采用H250×250×9×14(mm)。布置兩種類型中心支撐框架，采用Pushdown法分析中柱失效后的抗倒塌性能，并與純框架結(jié)構(gòu)對(duì)比，如圖13所示。

圖13 兩種中心支撐框架Fig.13 Two steel concentrically braced frame

中心支撐框架Ⅰ為抗震設(shè)計(jì)常用的支撐體系，將中柱失效后的抗力與純框架對(duì)比，如圖13(d)中C1曲線與C0曲線，當(dāng)位移w<300 mm時(shí)，小變形下梁中軸力基本不發(fā)展，C0與C1曲線重合；大變形時(shí)梁中拉力參與抵抗外荷載，柱間支撐增加了梁端約束，有利于懸鏈線效應(yīng)發(fā)揮作用，C1曲線抗力值稍大于C0曲線，當(dāng)w=900 mm時(shí)，前者是后者的1.3倍。

中心支撐框架Ⅱ在常用中心支撐框架Ⅰ的基礎(chǔ)上，布置頂層水平支撐，增強(qiáng)上層梁的軸向剛度，有利于空腹效應(yīng)發(fā)揮作用；同時(shí)，支撐體系形成新的荷載傳遞路徑，部分重力荷載由水平支撐傳遞到相鄰結(jié)構(gòu)，再由豎向支撐傳遞到基礎(chǔ)。最終，中心支撐框架Ⅱ的抗力如圖13(d)中C2曲線，數(shù)值遠(yuǎn)大于C0和C1曲線。由水平支撐連接的第3、第4層梁組成整體，抗彎剛度大，向下變形前，要先克服相鄰結(jié)構(gòu)的軸向約束，抗力曲線呈現(xiàn)先提高后降低的趨勢(shì)，峰值時(shí)刻抗力值4 300 kN，為同時(shí)刻曲線C0和C1抗力值的3倍。隨著懸鏈線效應(yīng)的發(fā)展，曲線C2與其余兩條曲線的差距減小，但采用水平支撐加強(qiáng)的框架仍有明顯的優(yōu)勢(shì)，當(dāng)w=900 mm時(shí)，支撐框架Ⅱ的抗力值是支撐框架Ⅰ的1.46倍。

由以上分析發(fā)現(xiàn)，中心支撐框架Ⅱ比框架Ⅰ整體性加強(qiáng)，其水平支撐大幅提高結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力，使結(jié)構(gòu)兼具抗震和抗連續(xù)倒塌性能。彎曲效應(yīng)PB1、空腹效應(yīng)PB2和懸鏈線效應(yīng)PB3在抗連續(xù)倒塌不同階段所占比例不同，圖14列出部分結(jié)果。

小變形時(shí)，由水平支撐連接的第3、第4層梁形成的空腹效應(yīng)PB2，與彎曲效應(yīng)PB1共同抵抗不平衡荷載，圖14列出w=0.1 m時(shí)兩者所占比例；在懸鏈線過(guò)渡階段，梁中軸拉力參與抵抗倒塌，比如w=0.5 m時(shí)，PB3占比5%；隨變形增大，懸鏈線效應(yīng)貢獻(xiàn)增大，空腹效應(yīng)的影響相對(duì)減小，當(dāng)w=0.9 m時(shí)，結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸鏈線效應(yīng)，PB3占比增大到25%。

圖14 中心支撐框架Ⅱ的抗倒塌效應(yīng)Fig.14 Anti-collapse mechanism of steel concentrically braced frame Ⅱ

4 實(shí)例分析

俄亥俄州立大學(xué)某綜合大樓采用鋼框架結(jié)構(gòu)，由地上四層與地下一層組成，在大樓達(dá)到使用期限被拆除前，Song等先拆除底層4根柱，拆柱順序標(biāo)在底層平面圖，如圖15所示。四根柱依次被拆除并分別達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，柱失效點(diǎn)的位移分別為6.05 cm，6.12 cm，17.93 cm和9.98 cm。

圖15 俄亥俄州立大學(xué)綜合大樓底層平面圖Fig.15 The ground plan of the Ohio Union building

模擬四根柱的拆除過(guò)程，采用有限元軟件ABAQUS的梁?jiǎn)卧狟32建模，并考慮材料與幾何非線性的影響，具體建模過(guò)程見(jiàn)喬惠云等的研究。每根柱的拆除分為兩步：①在0.01 s內(nèi)完成柱拆除，拆除方式采用在Edit Keyword模塊加入語(yǔ)句*MODEL CHANGE, TYPE= ELEMENT, REMOVE； ②剩余結(jié)構(gòu)在0.5 s內(nèi)沒(méi)有動(dòng)態(tài)激勵(lì)，動(dòng)力響應(yīng)在阻尼作用下趨于穩(wěn)定。

將本文模擬結(jié)果與文獻(xiàn)[20]的結(jié)果對(duì)比，如圖16所示，各柱穩(wěn)定后的失效點(diǎn)位移分別為6.33 cm，6.47 cm，17.75 cm，9.23 cm，與文獻(xiàn)[20]誤差在7.5%以內(nèi)，說(shuō)明本節(jié)模擬結(jié)果有效。需要說(shuō)明的是，文獻(xiàn)[20]的位移時(shí)程曲線從4根柱都失效后開(kāi)始計(jì)時(shí)，為方便與文獻(xiàn)結(jié)果對(duì)比，本文也采用相同時(shí)間。

圖16 本文模型與文獻(xiàn)[20]的柱頂節(jié)點(diǎn)位移對(duì)比Fig.16 Comparison of displacement above each removed column between this model and references [20]

為研究支撐體系對(duì)空間框架的抗連續(xù)倒塌作用，以俄亥俄綜合大樓為原型結(jié)構(gòu)，記為Model 0，在失效柱附近布置倒V形支撐體系，建立兩個(gè)中心支撐框架模型Model Ⅰ和Model Ⅱ，支撐截面采用H250×250×9×14(mm)。Model Ⅰ在第1～4層布置豎向支撐，支撐位于圖15中CD跨和HI跨；Model Ⅱ在Model Ⅰ豎向支撐的基礎(chǔ)上，布置頂層水平支撐。

采用Model 0拆柱方式，瞬時(shí)拆除中心支撐框架Model Ⅰ和Model Ⅱ的兩根中柱，柱失效點(diǎn)的位移時(shí)程曲線如圖17所示。柱1失效后，Model Ⅰ在失效點(diǎn)的

穩(wěn)定位移為5.58 cm，與原型框架Model 0結(jié)果(6.33 cm)接近，說(shuō)明抗震常用的豎向支撐體系對(duì)抗連續(xù)倒塌貢獻(xiàn)有限；Model Ⅱ經(jīng)過(guò)短時(shí)振蕩達(dá)到穩(wěn)定平衡，穩(wěn)定時(shí)位移為1.26 cm，約為原型框架結(jié)果的1/5，加入水平支撐提高結(jié)構(gòu)的整體性，抗連續(xù)倒塌性能隨之提高。柱2失效后，柱失效點(diǎn)位移仍有相同的規(guī)律，Model Ⅱ最快達(dá)到穩(wěn)定平衡，穩(wěn)定時(shí)位移為1.22 cm，約為原型框架結(jié)果(6.47 cm)的1/5.3；同樣，采用豎向支撐的Model Ⅰ與原框架Model 0計(jì)算結(jié)果相差不大。

圖17 失效點(diǎn)的位移時(shí)程曲線Fig.17 Displacement time history curve at the failure point

兩根中柱失效后，對(duì)比Model Ⅰ與Model Ⅱ與原型框架Model 0的應(yīng)力分布，圖18為柱2頂部位移達(dá)到第一個(gè)位移峰值時(shí)刻的應(yīng)力云圖。Model Ⅰ與Model 0的應(yīng)力分布接近，最大應(yīng)力發(fā)生在失效跨，失效柱正上方的梁和剩余柱組成類似空腹桁架的結(jié)構(gòu)，而提高頂層的剛度是空腹桁架的加強(qiáng)方式之一，所以在Model 0和Model Ⅰ頂層布置水平支撐，形成Model Ⅱ，有利于將失效跨的大部分重力由水平支撐傳到相鄰結(jié)構(gòu)。

圖18 兩根中柱失效后應(yīng)力云圖Fig.18 Stress cloud after column 1 & 2 removal

對(duì)比彎曲效應(yīng)PB1、空腹效應(yīng)PB2和懸鏈線效應(yīng)PB3分別在框架Model 0，ModelⅠ，ModelⅡ所占比例，圖19為柱2頂部位移達(dá)到第一個(gè)位移峰值時(shí)刻的結(jié)果。Model Ⅰ的支撐體系增強(qiáng)豎向構(gòu)件的剛度，有利于豎向構(gòu)件對(duì)各層內(nèi)力重分配，與Model 0相比，空腹效應(yīng)PB2所占比例從34%提高到41%；Model Ⅱ頂層剛度較大，失效跨的重力由殘留柱傳遞到水平支撐和梁的組合結(jié)構(gòu)，再由豎向支撐傳遞到基礎(chǔ)，形成新的傳力路徑，軸力組成的力偶矩Mo對(duì)抵抗連續(xù)倒塌起主導(dǎo)作用。需要說(shuō)明的是，懸鏈線效應(yīng)PB3在框架Model 0，ModelⅠ，ModelⅡ所占比例均較小，這是由于原結(jié)構(gòu)在拆除柱前，清空了家具、工作設(shè)備等活荷載，結(jié)構(gòu)只承受自身重力，遠(yuǎn)沒(méi)有達(dá)到進(jìn)入懸鏈線效應(yīng)的荷載。

圖19 柱1失效后的抗倒塌效應(yīng)Fig.19 Anti-collapse mechanism after column 1 loss

5 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)已有多層框架去柱試驗(yàn)的模擬，分析空腹效應(yīng)的工作原理，然后對(duì)抗震常用的中心支撐框架布置水平支撐，提高空腹效應(yīng)的貢獻(xiàn)，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能，主要結(jié)論如下：

(1) 瞬間去柱等動(dòng)力模擬，應(yīng)變率對(duì)材料塑性的影響較大，忽略應(yīng)變率會(huì)導(dǎo)致位移結(jié)果偏大；同時(shí)，配重等豎向荷載通過(guò)慣性力間接影響結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，模擬過(guò)程中，要將荷載折算成結(jié)構(gòu)的密度計(jì)算。

(2) 多層框架各層梁的軸力方向不同，軸力組成一個(gè)新的力偶矩Mo，即空腹效應(yīng)，與梁端彎矩以及懸鏈線效應(yīng)共同抵抗不平衡荷載。

(3) 改進(jìn)抗震設(shè)計(jì)常用的中心支撐框架，在結(jié)構(gòu)頂層布置水平支撐，水平支撐體系可以明顯減小失效節(jié)點(diǎn)處位移，通過(guò)發(fā)揮空腹效應(yīng)的貢獻(xiàn)，提高結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能。

(4) 將支撐體系用于俄亥俄州立大學(xué)綜合大樓，相鄰兩根中柱失效后，失效柱正上方的梁和柱組成類似空腹桁架的結(jié)構(gòu)，頂層水平支撐體系使結(jié)構(gòu)整體性增強(qiáng)，將失效跨的大部分重力傳遞到相鄰結(jié)構(gòu)。