張嬌磊，李 進(jìn)，鄭先超，趙花靜，李青寧

(1.西安建筑科技大學(xué) 土木工程學(xué)院，西安 710055；2.安陽工學(xué)院 土木與建筑工程學(xué)院，河南 安陽 455000；3.西安建筑科技大學(xué) 理學(xué)院，西安 710055)

結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌通常是由于意外事件或者偶然荷載造成整體結(jié)構(gòu)局部發(fā)生破壞，從而觸發(fā)連鎖效應(yīng)加劇破壞的擴(kuò)散，最終整體結(jié)構(gòu)喪失承載力繼而出現(xiàn)大面積的坍塌[1]。而建筑結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌通常造成重大的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)損失，故對(duì)建筑結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能進(jìn)行研究，具有十分重要的意義。而裝配式建筑結(jié)構(gòu)是中國實(shí)現(xiàn)建筑工業(yè)的一條重要途徑，裝配式建筑因其具有施工效率高、環(huán)保、濕作業(yè)少、可集成化生產(chǎn)等特點(diǎn)[2]，因此對(duì)裝配式建筑建筑進(jìn)行抗倒塌分析，對(duì)裝配式的工程應(yīng)用會(huì)提供一定的幫助。但是裝配式建筑由于其節(jié)點(diǎn)連接部位的安全性能尚未完全解決，更需要進(jìn)行抗連續(xù)倒塌的設(shè)計(jì)，如2020年3月7日福建泉州一裝配式框架結(jié)構(gòu)的倒塌造成大量人員的傷亡。雖然連續(xù)倒塌問題一直受到工程界的廣泛重視，國內(nèi)外也陸續(xù)制定了一些相應(yīng)的建筑結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范[3-4]，但目前的抗連續(xù)倒塌規(guī)范均是針對(duì)現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，對(duì)裝配式鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)指導(dǎo)較少。JGJ 1—2014《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[5]中指出裝配式建筑應(yīng)當(dāng)考慮抗連續(xù)倒塌的設(shè)計(jì)，但并未給出具體的設(shè)計(jì)說明，由于國家正在大力推動(dòng)裝配式建筑的發(fā)展，因此對(duì)裝配式建筑結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌研究具有十分重大的工程意義。

自從英國Ronan Point公寓由于發(fā)生局部爆炸導(dǎo)致其18層的裝配式結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌以及美國“911”事件導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌[6-7]，讓人們認(rèn)識(shí)到建筑結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)的重要性，故近些年來國內(nèi)外學(xué)者也逐漸開展對(duì)裝配式結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌研究。文獻(xiàn)[8]對(duì)一種疊合梁和一種裝配整體式柱進(jìn)行抗倒塌試驗(yàn)研究，通過依次拆除相應(yīng)柱構(gòu)件，研究了配筋率、底筋構(gòu)造、疊合面構(gòu)造，結(jié)果表明：在拆除相關(guān)關(guān)鍵構(gòu)件后，裝配式結(jié)構(gòu)均發(fā)生了壓拱效應(yīng)、懸鏈線效應(yīng)，最終梁縱筋被拔斷導(dǎo)致結(jié)構(gòu)最終失效，同時(shí)給出了結(jié)構(gòu)抗力方面的性能建議。文獻(xiàn)[9]完成了2個(gè)1∶3縮尺的預(yù)制梁板柱子結(jié)構(gòu)，2個(gè)試件分別為焊接連結(jié)和后澆整體式連結(jié)，研究結(jié)果表明：對(duì)于焊接連結(jié)裝配式結(jié)構(gòu)，在結(jié)構(gòu)破壞時(shí)發(fā)生脆性破壞，結(jié)構(gòu)延性較差，后澆裝配整體式結(jié)構(gòu)的性能較優(yōu)于焊接連結(jié)的裝配式結(jié)構(gòu)。文獻(xiàn)[10]完了4個(gè)1∶3縮尺的預(yù)制梁柱裝配式結(jié)構(gòu)，對(duì)其進(jìn)行了抽中柱的抗倒塌試驗(yàn)，其中4個(gè)試件涉及不同連結(jié)方式以及現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)進(jìn)行對(duì)比分析，研究結(jié)果表明：濕連結(jié)抗倒塌效果優(yōu)于現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)，其中干連結(jié)由于螺栓存在應(yīng)力集中，損傷退化快。文獻(xiàn)[11]研究了機(jī)械套筒、彎起錨固、預(yù)應(yīng)力連結(jié)等4種濕連結(jié)以及一個(gè)現(xiàn)澆試件，研究結(jié)果表明：套筒連結(jié)破壞均在套筒連結(jié)處發(fā)生了集中破壞，更換梁的彎起錨固時(shí)，其抗倒塌性能達(dá)到了等同現(xiàn)澆的水平，同時(shí)施加預(yù)應(yīng)力之后可以顯著提高二者的抗倒塌能力。但總的來說近些年來國內(nèi)外學(xué)者主要研究的是現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)[12-15]，對(duì)于裝配式結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌機(jī)理研究較少，因此本文對(duì)一種新型裝配式結(jié)構(gòu)的倒塌性能展開研究。

鑒于此，本文對(duì)一種新型的柱-柱構(gòu)造連接：“一種局部外包鋼管栓筋連結(jié)的裝配整體式柱”進(jìn)行整體抗連續(xù)倒塌研究，此柱-柱節(jié)點(diǎn)的相關(guān)抗震性能已經(jīng)充分研究，可以達(dá)到等同現(xiàn)澆的水平，此構(gòu)件安裝方便，且節(jié)點(diǎn)的彎剪承載力均滿足要求，構(gòu)件的耗能、延性均較好[16-17]，且已經(jīng)運(yùn)用到實(shí)際工程當(dāng)中(見圖1)，因此研究其整體的抗倒塌性能具有較大的工程意義。基于此本文對(duì)一棟6層裝配式鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)(下稱裝配結(jié)構(gòu))以及一棟6層現(xiàn)澆鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)(下稱現(xiàn)澆結(jié)構(gòu))進(jìn)行依次拆除關(guān)鍵構(gòu)件，分析和對(duì)比二者相應(yīng)的內(nèi)力、位移時(shí)程和結(jié)構(gòu)抗力曲線，以期為此類裝配式節(jié)點(diǎn)的工程應(yīng)用提拱抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)依據(jù)。

圖1 試點(diǎn)工程的現(xiàn)場(chǎng)施工Fig.1 Site construction of pilot project

1 試驗(yàn)參數(shù)與節(jié)點(diǎn)構(gòu)造

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)4個(gè)足尺鋼筋混凝土長(zhǎng)柱，一個(gè)現(xiàn)澆柱PRCC-W01，3個(gè)裝配式柱PRCC-W02、PRCC-W03、 PRCC-W04，其中裝配式柱截面均為400 mm×400 mm，柱縱向配筋也均為8根直徑為22 mm的HRB400級(jí)鋼筋，其中箍筋均采用中國建筑研究院提供的高強(qiáng)復(fù)合螺旋箍筋，箍筋直徑為5 mm，箍筋屈服強(qiáng)度為1 050 MPa，箍筋間距為50 mm，在柱頂400 mm高度設(shè)置箍筋加密區(qū)，間距為30 mm。其中混凝土等級(jí)均為C40，柱高2 100 mm。裝配式上柱與下柱是斷開的，縱筋不連續(xù)，在連接處使用外包鋼管，橫向穿筋，且橫向穿筋焊接在鋼管上面，其中鋼管材料選用Q235級(jí)扁豆花紋槽型鋼板，厚度為5 mm，栓筋采用直徑22 mm的HRB400級(jí)鋼筋。最后，在外包鋼管與混凝土柱之間灌入高強(qiáng)灌漿料，最終使其成為一個(gè)裝配整體式柱。詳細(xì)設(shè)計(jì)參數(shù)見表1，裝配式柱詳細(xì)構(gòu)造見圖2，裝配后的實(shí)物見圖3。

表1 裝配式柱設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of prefabricated column

圖3 裝配式整體柱Fig.3 Integral prefabricated column

2 抽柱法思路與結(jié)構(gòu)模型建立

2.1 基于抽柱法的連續(xù)倒塌分析

抽柱法亦稱備用荷載路徑法(拆除構(gòu)件法)，按照相應(yīng)要求依次拆除主要受力構(gòu)件，對(duì)剩余結(jié)構(gòu)的抗力進(jìn)行驗(yàn)算，以及對(duì)主要受力構(gòu)件的內(nèi)力變化進(jìn)行研究。抽柱法不依賴結(jié)構(gòu)所受荷載的形式，更加注重結(jié)構(gòu)自身的設(shè)計(jì)性能是否合理，關(guān)鍵點(diǎn)在于正確的選取初始破壞的構(gòu)件和分析方法。

抽柱法的具體實(shí)施步驟如下：1)先確定要拆除哪些關(guān)鍵柱構(gòu)件，見圖4(a)；2)對(duì)要分析的結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力分析，進(jìn)而求得要拆除關(guān)鍵柱構(gòu)件的內(nèi)力(彎矩、剪力、軸力等)，見圖4(b)；3)得出相關(guān)內(nèi)力之后，拆除目標(biāo)柱構(gòu)件，施加上述求出的內(nèi)力，建立等效靜力模型，見圖4(b)；4)對(duì)施加的內(nèi)力按照CECS 392—2014《建筑結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)規(guī)范》[4]要求進(jìn)行移除：從t0～t1失效時(shí)間不得超過拆除柱構(gòu)件后結(jié)構(gòu)的豎向基本周期的1/10，見圖4(c)。

圖4 抽柱法示意流程Fig.4 Flow of removing column method

2.2 柱-柱節(jié)點(diǎn)模型建立

由于傳統(tǒng)的實(shí)體單元計(jì)算整體框架難以收斂、計(jì)算量較大，對(duì)復(fù)雜的節(jié)點(diǎn)構(gòu)造技術(shù)比較難以實(shí)現(xiàn)[18]。因此本文基于SAP2000有限元軟件，提出采用多段線性塑性連接單元釋放裝配式柱的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，在該非線性連接單元的R1、R2轉(zhuǎn)動(dòng)方向輸入該裝配式柱節(jié)點(diǎn)不同受力階段的轉(zhuǎn)動(dòng)剛度，以達(dá)到其剛度等效，見圖5，其中特征點(diǎn)包括裂點(diǎn)C(θcr,Mcr)、屈服點(diǎn)Y(θy,My)、峰值點(diǎn)M(θmax,Mmax)、極限點(diǎn)U(θu,Mu)，K1、K2、K3、K4是對(duì)應(yīng)階段的剛度。該連接單元是由6個(gè)解耦的彈簧組成，為XOY平面內(nèi)的3個(gè)彈簧：軸向變形、剪切變形、彎曲變形，其中i點(diǎn)在下柱，j點(diǎn)在上柱，釋放ij節(jié)點(diǎn)的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度，約束其平動(dòng)自由度，見圖6。其中柱采用框架單元，鋼筋本構(gòu)采用二折線強(qiáng)化模型，混凝土本構(gòu)采用Mander模型計(jì)算，滯回類型選擇Tekeda。為驗(yàn)證本文建模所使用的連接單元的有效性，選取了此次3個(gè)裝配式柱節(jié)點(diǎn)擬靜力試驗(yàn)，采用上述建模方法進(jìn)行建模分析，試驗(yàn)加載與有限元加載，見圖7，其計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比見圖8。最終將該多段線性塑性連接單元布置在框架結(jié)構(gòu)柱每一處的柱腳處，以考慮其最不利情況。

圖5 裝配式柱節(jié)點(diǎn)不同破壞階段的剛度取值Fig.5 Stiffness values of prefabricated column joints in different failure stages

圖6 裝配式結(jié)構(gòu)節(jié)點(diǎn)模型示意Fig.6 Joint model of prefabricated structure

圖7 試件加載Fig.7 Loading of test piece

由圖8可知，本文使用的多段線性塑性連結(jié)單元較好得模擬了該裝配式柱節(jié)點(diǎn)，為下面裝配式框架結(jié)構(gòu)的建立奠定了基礎(chǔ)。

圖8 柱-柱節(jié)點(diǎn)滯回曲線驗(yàn)證Fig.8 Column-column joint hysteretic curve verification

2.3 框架結(jié)構(gòu)模型的建立

根據(jù)中國建筑結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范[19-20]，設(shè)計(jì)一棟6層裝配式結(jié)構(gòu)，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)配筋和尺寸同裝配結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)地震分組為第二組，場(chǎng)地特征周期0.4 s，II類場(chǎng)地、抗震設(shè)防烈度8度(0.2g)，結(jié)構(gòu)重要性系數(shù)1.0，平立面尺寸見圖9，柱截面尺寸均為500 mm×500 mm，梁截面尺寸分別為300 mm×600 mm、200 mm×400 mm。樓板采用膜單元，樓板厚度為250 mm，其他梁柱構(gòu)件采用框架單元，混凝土本構(gòu)采用Mander約束關(guān)系，鋼筋采用二折線強(qiáng)化本構(gòu)。屋面恒載5 kN/m2、屋面活載0.5 kN/m2、樓面恒載4 kN/m2、樓面活載2 kN/m2、梁間線荷載9.6 kN/m、基本風(fēng)壓為0.35 kN/m2、基本雪壓為0.25 kN/m2。其中構(gòu)件拆除規(guī)則依據(jù)GSA 2013[21]相關(guān)建議進(jìn)行拆除，主要分析四種倒塌工況：1)首層角柱失效(A-1柱)；2)首層長(zhǎng)邊中柱失效(B-1柱)；3)首層短邊中柱失效(A-4柱)；4)首層內(nèi)柱失效(B-4柱)。

圖9 六層裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖(mm)Fig.9 Schematic diagram of six-story PRCS and six-story CRCS(mm)

3 連續(xù)倒塌分析

3.1 失效準(zhǔn)則

對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性非線性分析時(shí)，即使結(jié)構(gòu)進(jìn)入非線性行為，但此時(shí)仍可繼續(xù)承擔(dān)外荷載作用，但有時(shí)變形過大并沒有完全破壞也認(rèn)為結(jié)構(gòu)或者構(gòu)件達(dá)到失效狀態(tài)。因此對(duì)結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌分析，也需要事先定義好結(jié)構(gòu)的失效界限，本文取梁、柱端塑性轉(zhuǎn)角達(dá)到CP(倒塌)性態(tài)，見圖10，失效點(diǎn)位移達(dá)到梁跨度1/10時(shí)認(rèn)為結(jié)構(gòu)開始連續(xù)倒塌[22-23]。

3.2 抽柱后結(jié)構(gòu)的動(dòng)力分析

首先針對(duì)裝配結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)失效點(diǎn)的位移、失效柱相鄰構(gòu)件軸力時(shí)程結(jié)果，進(jìn)行抗倒塌分析，同時(shí)相鄰構(gòu)件的選取為距離失效柱最近的柱子，若存在兩個(gè)及以上距離等長(zhǎng)的則選取受力最大的。本文設(shè)置分析時(shí)長(zhǎng)為3 s，從0.5 s開始拆除，并首先在一倍設(shè)計(jì)荷載作用下進(jìn)行研究裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力。

A點(diǎn)為初始點(diǎn)；B點(diǎn)為屈服點(diǎn)；C點(diǎn)為極限承載力；D點(diǎn)為殘余強(qiáng)度；IO、LS、CP分別代表直接使用、生命安全、防止倒塌。圖10 塑性角彎矩-轉(zhuǎn)角曲線Fig.10 Plastic angle bending moment-rotation angle curve

首先從圖11～14可知，四種工況下裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)均未發(fā)生連續(xù)倒塌。對(duì)于抽A-1柱工況下，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-4.1 mm，裝配結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-6.7 mm，其中裝配結(jié)構(gòu)位移比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)大了38.9%；其中對(duì)于軸力而言，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的軸力前期波動(dòng)較大，后期趨于穩(wěn)定在-441.9 kN，裝配結(jié)構(gòu)的軸力最終穩(wěn)定在-419.7 kN，其中裝配結(jié)構(gòu)的軸力最終比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)小了5%，見圖11。對(duì)于抽B-1柱工況下，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-2.5 mm，裝配結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-4.4 mm，其中裝配結(jié)構(gòu)位移比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)大了43.1%；現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的軸力最終穩(wěn)定在-336 kN，裝配結(jié)構(gòu)的軸力最終穩(wěn)定在-323 kN，裝配結(jié)構(gòu)的軸力最終比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)小了3.9%，見圖12。對(duì)于這兩種工況，抽角柱和長(zhǎng)邊中柱裝配結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能基本一致，在對(duì)裝配結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗倒塌設(shè)計(jì)時(shí)可按照現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)進(jìn)行考慮。

圖11 抽A-1柱后裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)受力變化Fig.11 Stress variation of PRCS and CRCS after removing column A-1

圖12 抽B-1柱后裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)受力變化Fig.12 Stress variation of PRCS and CRCS after removing column B-1

抽A-4柱后現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-6.4 mm，裝配結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-20.3 mm，此工況下裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的位移差別較大，裝配結(jié)構(gòu)比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)位移大了68.4%；對(duì)軸力而言，仍是現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的軸力前期波動(dòng)較大，最終現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)軸力穩(wěn)定在-456.9 kN，裝配結(jié)構(gòu)的軸力穩(wěn)定在-445.9 kN，二者軸力相差較小，基本一致，見圖13。抽B-4柱后現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-5 mm，裝配結(jié)構(gòu)的最終位移穩(wěn)定在-18 mm，裝配結(jié)構(gòu)的位移比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)位移大了72.2%；此時(shí)二者的軸力也基本一致，見圖14。表明在抽短邊中柱、內(nèi)柱工況下，在構(gòu)件發(fā)生初始破壞倒塌時(shí)，裝配結(jié)構(gòu)會(huì)發(fā)生較大的變形，盡管外包鋼管栓筋柱在構(gòu)件層次上表現(xiàn)出足夠的剛度，但在空間三維結(jié)構(gòu)中仍會(huì)出現(xiàn)剛度不足，發(fā)生較大變形，使得結(jié)構(gòu)發(fā)生較大位移，所以應(yīng)當(dāng)適當(dāng)提高裝配結(jié)構(gòu)邊柱、內(nèi)柱的截面尺寸和外包鋼管的剛度。

圖13 抽A-4柱后裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)受力變化Fig.13 Stress variation of PRCS and CRCS after removing column A-4

圖14 抽B-4柱后裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)受力變化Fig.14 Stress variation of PRCS and CRCS after removing column B-4

3.3 結(jié)構(gòu)的Pushdown分析

鑒于上述倒塌分析中，裝配結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力仍有一定的區(qū)別，對(duì)其進(jìn)一步的Pushdown分析，根據(jù)加載位置的不同，Pushdown分析可以分為受損跨加載、滿跨加載。于曉輝等[24]研究了Pushdown加載模式對(duì)結(jié)構(gòu)的抗倒塌影響，結(jié)果表明：不同加載模式下的結(jié)構(gòu)抗力曲線幾乎一致。因此本文采用受損跨局部加載，加載示意見圖15。

圖15 結(jié)構(gòu)Pushdown加載示意Fig.15 Schematic diagram of Pushdown loading on structure

從圖16可知，裝配結(jié)構(gòu)4個(gè)部位的抽柱，第一個(gè)峰值承載力在位移達(dá)到80～100 mm出現(xiàn)，即梁機(jī)制抗倒塌承載力，均略小于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的梁機(jī)制抗倒塌承載力。對(duì)于抽除A-1柱工況下，裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)均是達(dá)到梁機(jī)制承載力之后開始迅速發(fā)生大位移，當(dāng)位移達(dá)到400 mm時(shí)，結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌，主要由于角柱的抽除后其梁缺少水平方向的約束，無法提供其梁端軸力，不能過渡到懸鏈線機(jī)制，發(fā)生較早的破壞。對(duì)于抽除A-4、B-1、B-4柱工況下，當(dāng)裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)達(dá)到梁機(jī)制承載力之后，梁端塑性鉸逐漸開始失效，結(jié)構(gòu)的位移開始迅速發(fā)展，同時(shí)也使得梁端軸力也迅速增大，進(jìn)一步提高結(jié)構(gòu)的抗力。對(duì)于4種工況下，其中梁機(jī)制的承載力能力，裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相差最大是抽除A-1柱工況，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的梁機(jī)制承載能力比裝配結(jié)構(gòu)大了25.4%；其中裝配結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的梁機(jī)制的承載能力相差最小的是抽除B-1柱工況，二者僅相差2.4%，如表2所示。由于本文梁截面高度較小，配制鋼筋相對(duì)較多，出現(xiàn)懸鏈線機(jī)制的承載力稍大于梁機(jī)制的承載力[25]。在懸鏈線機(jī)制的承載力中裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)相差最大的是B-4工況，現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)懸鏈線機(jī)制的承載力比裝配結(jié)構(gòu)大了33.1%；其中裝配結(jié)構(gòu)與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的懸鏈線機(jī)制的承載能力相差最小的是抽除A-4柱工況，二者僅相差16.3%，如表2所示。綜上所述，在拆除A-4、B-1柱工況下，裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能比較接近，但是在拆除A-1 、B-4(邊柱、內(nèi)柱)工況下相差較大。故需要提高內(nèi)柱、邊柱及其相鄰梁構(gòu)件的截面尺寸和配筋，以防止出現(xiàn)嚴(yán)重的倒塌現(xiàn)象。

圖16 裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)的Pushdown抗力曲線Fig.16 Pushdown resistance curves of PRCS and CRCS

表2 梁機(jī)制、懸鏈線機(jī)制下的裝配與現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)承載力對(duì)比Tab.2 Comparison of bearing capacity of PRCS and CRCS under beam mechanism and catenary mechanism

4 結(jié) 論

本文通過3根外包鋼管栓筋連接的裝配式柱試驗(yàn)，驗(yàn)證了基于SAP2000有限元軟件建立的模型，結(jié)果表明模擬值與試驗(yàn)值基本一致。在此基礎(chǔ)之上對(duì)一棟6層的裝配式和現(xiàn)澆鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)進(jìn)行了抗倒塌研究，得出如下結(jié)論：

1) 當(dāng)裝配結(jié)構(gòu)發(fā)生初始破壞僅在自重和設(shè)計(jì)荷載作用下時(shí)，其中在短邊中柱和內(nèi)柱發(fā)生破壞時(shí)，裝配結(jié)構(gòu)的位移分別比現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)大了13.9 mm (增幅68.4%)、13 mm (增幅72.2%)，故此兩種工況下裝配結(jié)構(gòu)在內(nèi)力重分布后，出現(xiàn)與同等配筋情況下的現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)剛度不足的情況，所以應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)短邊中柱和內(nèi)柱的截面設(shè)計(jì)，以及提高外包鋼管的厚度和強(qiáng)度。

2) 在結(jié)構(gòu)的Pushdown抗力曲線中，裝配結(jié)構(gòu)在抽除角柱、短邊中柱、內(nèi)柱時(shí)梁機(jī)制的承載力均低于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，其中角柱破壞時(shí)梁機(jī)制的承載力低了25.41%，主要在于角柱的破壞導(dǎo)致兩端梁構(gòu)件的約束嚴(yán)重不足，無法提供足夠的軸力，故應(yīng)當(dāng)加強(qiáng)此柱和相鄰梁構(gòu)件的鋼筋錨固設(shè)計(jì)，其中在長(zhǎng)邊中柱破壞時(shí)二者的梁機(jī)制承載力基本一致。裝配結(jié)構(gòu)懸鏈線機(jī)制的承載力均略低于現(xiàn)澆結(jié)構(gòu)，可以提高梁截面高度和配筋進(jìn)行改善。