李治, 李雨, 吳世豪, 黎興平, 余沅霖

(1.桂林理工大學(xué), 廣西建筑新能源與節(jié)能重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 桂林 541004; 2.桂林理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院, 桂林 541004)

自1968年英國(guó)Ronan Point公寓爆炸事故[1]到2011年“9·11”恐怖襲擊事件發(fā)生[2],建筑結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)性倒塌已成為建筑結(jié)構(gòu)安全問(wèn)題的熱門(mén)話題[3]。尤其是“9·11”事件中世貿(mào)雙塔的倒塌,是由飛機(jī)撞擊大樓,使得被撞鋼結(jié)構(gòu)受火,構(gòu)件發(fā)生破壞,從而導(dǎo)致周?chē)鷺?gòu)件逐一失效,進(jìn)而引發(fā)整體結(jié)構(gòu)的倒塌。由于鋼結(jié)構(gòu)相較于混凝土結(jié)構(gòu)在火災(zāi)下更容易發(fā)生破壞,且破壞較為嚴(yán)重。所以,對(duì)于火災(zāi)下鋼結(jié)構(gòu)框架在偶然荷載作用下的連續(xù)性倒塌性能研究,是一個(gè)十分重要的研究方向。

近年來(lái),中外學(xué)者對(duì)火災(zāi)下結(jié)構(gòu)的連續(xù)性倒塌問(wèn)題做了大量的研究[4-8]。Jiang等[9]利用OpenSees軟件研究不同梁跨區(qū)間受火對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響,研究表明:邊跨梁區(qū)間受火比在中間梁跨區(qū)間受火更容易導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌。Lange等[10]提出了一種評(píng)估高層建筑在多樓層火災(zāi)下的易損性方法及兩種確定的坍塌機(jī)制,即弱底板破壞機(jī)制和強(qiáng)底板破壞機(jī)制。Chen等[11-13]介紹了不銹鋼在高溫下的力學(xué)性能數(shù)據(jù)。建立了不銹鋼在高溫下的屈服強(qiáng)度、彈性模量、極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變的統(tǒng)一方程。Zhou等[14]研究了火災(zāi)下和火災(zāi)后不同濕式連接的預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能,研究表明:在使用搭接接頭和在高溫下的接頭試樣中,出現(xiàn)了不充分的壓拱作用和懸鏈線作用。裴強(qiáng)等[15-16]介紹了整體結(jié)構(gòu)的不同連續(xù)倒塌的形式以及主要的抗倒塌設(shè)計(jì)方法,從抗連續(xù)倒塌的模式、機(jī)制以及性能3個(gè)方面總結(jié)了節(jié)點(diǎn)破壞導(dǎo)致的連續(xù)性倒塌研究現(xiàn)狀,最后提出了一種基于超彈性形狀記憶合金的新型自復(fù)位梁柱節(jié)點(diǎn)。錢(qián)凱等[17-18]和Qian等[19]對(duì)梁-柱子結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行了大量的研究,研究表明:不同邊界條件和梁柱節(jié)點(diǎn)形式對(duì)結(jié)構(gòu)的抗力機(jī)理和破壞模式影響較大且加固節(jié)點(diǎn)比普通梁柱節(jié)點(diǎn)有著更好的魯棒性。Dmitriev等[20]研究了鋼框架在拆除中柱后的動(dòng)力響應(yīng)、倒塌模式和荷載傳遞路徑的變化。結(jié)果表明,拆除中柱上方的梁變形最大,結(jié)構(gòu)經(jīng)歷了彈性階段、彈塑性階段和懸鏈線形成階段。

綜上所述,目前雖然對(duì)鋼框架的抗連續(xù)倒塌性能已經(jīng)有諸多研究,對(duì)結(jié)構(gòu)抗火性能的研究也較為豐富,但多集中于擬靜力試驗(yàn)下抗連續(xù)倒塌的破壞機(jī)制和影響因素的研究,對(duì)動(dòng)力加載情況下鋼框架結(jié)構(gòu)的性能研究不足。由于火災(zāi)下結(jié)構(gòu)的倒塌是一個(gè)動(dòng)態(tài)非線性的過(guò)程,柱子的失效往往都是在一瞬間完成,目前關(guān)于鋼結(jié)構(gòu)的瞬間去柱試驗(yàn)的研究還相對(duì)較少,但對(duì)鋼框架在火災(zāi)下抗連續(xù)倒塌的研究有著重大的意義。因此,在已完成的平面鋼框架瞬時(shí)沖擊去柱試驗(yàn)[21]的基礎(chǔ)上,現(xiàn)運(yùn)用ABAQUS有限元軟件建立精細(xì)化模型,通過(guò)對(duì)比已有的試驗(yàn),驗(yàn)證模擬方法的有效性。并以李國(guó)強(qiáng)等[21]通過(guò)瞬時(shí)去柱方式進(jìn)行的動(dòng)力加載試驗(yàn)為基礎(chǔ),研究火災(zāi)作用下,不同溫度以及不同節(jié)點(diǎn)形式對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌機(jī)理的影響。

1 試驗(yàn)概況

李國(guó)強(qiáng)等[21]采用瞬間去柱法對(duì)兩個(gè)2層4跨平面鋼框架進(jìn)行了抗連續(xù)倒塌試驗(yàn)。FRAME1試件為普通全焊接節(jié)點(diǎn)框架,FRAME2試件為節(jié)點(diǎn)加強(qiáng)型框架,梁柱節(jié)點(diǎn)分別如圖1所示。鋼框架荷載布置情況如圖2所示,失效柱為底層中柱,為模擬梁的均布荷載,框架的每根梁上懸掛兩個(gè)吊籃,且中跨荷載P1為3.3 kN,邊跨荷載P2為1.7 kN。詳細(xì)的模型信息見(jiàn)文獻(xiàn)[21]。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牧褐?jié)點(diǎn)[21]Fig.1 Connection of experimental model[21]

圖2 試驗(yàn)框架荷載布置圖[21]Fig.2 Layout of the steel frame specimen[21]

試驗(yàn)裝置如圖3所示,支撐體系由H型反力架和鋼柱組成。瞬間去柱裝置如圖4所示由機(jī)構(gòu)柱和擺錘組成。開(kāi)始加載后通過(guò)擺錘的沖擊使機(jī)構(gòu)柱中孔內(nèi)的有機(jī)玻璃棒剪斷,導(dǎo)致機(jī)構(gòu)柱在瞬間失效,從而引發(fā)連續(xù)倒塌。

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖[21]Fig.3 Schematic diagram of test steel frame[21]

圖4 瞬間去柱裝置[21]Fig.4 Instantaneous column removing device[21]

2 有限元模型建立

2.1 材料本構(gòu)

參照歐洲規(guī)范EC3[22]建立各向同性材料模型,該材料模型為雙折線模型,模型的單軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5所示。

f 為鋼材的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值;a點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值fu為鋼材的抗拉強(qiáng)度極限值;b點(diǎn)所對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值fy 為屈服強(qiáng)度;ε 為鋼材的應(yīng)變;εu 為極限應(yīng)變;εy 為屈服應(yīng)變圖5 鋼材雙折線模型Fig.5 Steel double broken line model

應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)鋼材屈服強(qiáng)度有一定的增強(qiáng)作用[23]。Cowper-Symonds模型[24]可用于考慮應(yīng)變率效應(yīng)對(duì)常溫及高溫下鋼材力學(xué)性能的影響,其動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力為

(1)

材料的熱傳導(dǎo)系數(shù)決定著材料導(dǎo)熱性能的優(yōu)劣,會(huì)很大程度的影響構(gòu)件局部受火后其他部位的溫度場(chǎng)。本文熱傳導(dǎo)系數(shù)采用歐洲規(guī)范[22]給出的計(jì)算公式,即

(2)

式(2)中:λa為材料的熱傳導(dǎo)系數(shù);T為溫度。

材料比熱容的大小影響著材料的升溫速度,鋼材的比熱容會(huì)隨著溫度的升高發(fā)生變化。鋼材溫度達(dá)到735 ℃左右比熱容會(huì)陡然升高[22],而超過(guò)一定溫度后又會(huì)恢復(fù)穩(wěn)定。因此,采用更加精確的歐洲規(guī)范[25]比熱容取值公式,即

(3)

式(3)中:cs為比熱容。

2.2 單元選取

采用ABAQUS有限元軟件進(jìn)行有限元模擬。FRAME1試件與FRAME2試件建立的有限元模型如圖6所示。試驗(yàn)中鋼框架梁柱子結(jié)構(gòu)由H型鋼、鋼板、螺栓組成,故選用四邊形減縮積分殼單元S4R建立精細(xì)化有限元模型[26]。通過(guò)前期研究表明,雖然通過(guò)細(xì)化網(wǎng)格可以提高計(jì)算精度,但會(huì)使計(jì)算時(shí)間成指數(shù)增加[27-28],所以將梁柱的網(wǎng)格尺寸劃分為15 mm,經(jīng)過(guò)試算此計(jì)算結(jié)果收斂性較好,且計(jì)算時(shí)間較短。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.3 材料模型選取

為了真實(shí)反映鋼材在塑性變形階段的力學(xué)特征,鋼材選用應(yīng)變率相關(guān)的雙折線模型模擬。應(yīng)變率效應(yīng)參考文獻(xiàn)[24],設(shè)置Cowper-Symonds模型的應(yīng)變率常數(shù)C=40.4 s-1,P=5。試驗(yàn)原文中,為了反映阻尼對(duì)結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌的影響,以及基于去柱處的位移時(shí)程曲線,給出FRAME1與FRAME2的阻尼比[29]分別為0.156和0.144。

2.4 邊界條件

由于所有試件都是焊接,故采用節(jié)點(diǎn)與自由度完全耦合的綁定約束(Tie)來(lái)模擬實(shí)際中的焊接連接。由于框架柱底部通過(guò)地錨連接,相當(dāng)于固端約束,因此通過(guò)Load-Displacement/Rotation限制所有柱底位移和轉(zhuǎn)動(dòng)來(lái)模擬固端約束。

3 有限元模型驗(yàn)證

3.1 位移-時(shí)程曲線驗(yàn)證

通過(guò)對(duì)李國(guó)強(qiáng)等[21]的試驗(yàn)進(jìn)行模擬,將模擬所得的試件失效柱底部的豎向位移-時(shí)程曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比。如圖7所示,FRAME1試件試驗(yàn)的位移峰值為-252 mm,模擬的位移峰值為-256 mm,兩者誤差為1.6%。豎向位移穩(wěn)定后,試驗(yàn)的位移為-228 mm,模擬的位移值為-234 mm,兩者誤差為2.6%;FRAME2試件試驗(yàn)和模擬的位移峰值均為-454 mm。豎向位移穩(wěn)定后,試驗(yàn)的位移為-443 mm,模擬的位移為-459 mm,兩者誤差為3.6%。產(chǎn)生此誤差是由于試驗(yàn)中底座是由地腳錨固在試驗(yàn)場(chǎng)地上的,試驗(yàn)中可能會(huì)產(chǎn)生擺動(dòng),而在有限元模擬中不會(huì)出現(xiàn)該情況。曲線趨勢(shì)和關(guān)鍵點(diǎn)的位移值均相差很小,基本重合。由此表明,該有限元模型各關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)特征值吻合較好,發(fā)展趨勢(shì)接近,能夠較好地模擬兩個(gè)試件試驗(yàn)的豎向位移-時(shí)程曲線。

圖7 豎向位移-時(shí)程曲線Fig.7 Vertical displacement-time history curve

3.2 破壞模式驗(yàn)證

FRAME1試件有限元與試驗(yàn)的破壞模態(tài)對(duì)比如圖8所示。試驗(yàn)后,梁柱節(jié)點(diǎn)并未發(fā)生破壞,但梁端發(fā)生局部屈曲,導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體發(fā)生變形。如圖8(c)和圖8(d)所示,FRAME1試件I-②節(jié)點(diǎn)與Ⅱ-②節(jié)點(diǎn)處(I表示一層,②表示軸線2),有限元局部破壞模態(tài)與試驗(yàn)局部破壞模態(tài)相似,均由中柱節(jié)點(diǎn)下降使梁端產(chǎn)生局部屈曲。表明該有限元模型能夠較好地模擬FRAME1試件試驗(yàn)的破壞模態(tài)。

圖8 FRAME1試件破壞模態(tài)Fig.8 Failure mode of FRAME1 test specimen

FRAME2試件有限元與試驗(yàn)的破壞模態(tài)對(duì)比如圖9所示。試驗(yàn)中雖然梁柱節(jié)點(diǎn)并未發(fā)生破壞,但梁端產(chǎn)生嚴(yán)重的局部屈曲,框架柱有明顯壓彎破壞。如圖9(c)和圖9(d)所示,FRAME2試件I-②節(jié)點(diǎn)與Ⅱ-④節(jié)點(diǎn)處沒(méi)有發(fā)生明顯破壞;圖9(e)所示,有限元局部破壞模態(tài)與試驗(yàn)局部破壞模態(tài)相似,框架柱④和⑤壓彎失效,結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞。表明該有限元模型能夠較好地模擬FRAME2試件試驗(yàn)的破壞模態(tài)。

圖9 FRAME2試件破壞模態(tài)Fig.9 Failure mode of FRAME2 test specimen

3.3 位移-溫度曲線驗(yàn)證

選取Jiang等[29]試驗(yàn)中的二層四跨平面鋼框架進(jìn)行建模與驗(yàn)證。圖10所示為鋼框架的有限元模型。通過(guò)對(duì)比模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果來(lái)驗(yàn)證熱力耦合方法的適用性。利用ABAQUS有限元軟件熱力耦合建模方式,先通過(guò)ABAQUS/Heat Transfer分析模塊進(jìn)行溫度場(chǎng)分析,得出模型的溫度場(chǎng)結(jié)果文件,然后使用ABAQUS/Dynamic Explicit分析模塊中的Predefined Field添加前面得出的溫度場(chǎng)結(jié)果文件,從而完成熱力耦合分析。材料本構(gòu)參考文獻(xiàn)[22-25]進(jìn)行設(shè)置。

圖10 鋼框架有限元模型Fig.10 Finite element model of steel frame

鋼框架試驗(yàn)與有限元的破壞模態(tài)對(duì)比如圖11所示。模擬中鋼框架一層中柱略微屈曲,有輕微的平面外失穩(wěn),其他部位未發(fā)生明顯變形,可以發(fā)現(xiàn)與試驗(yàn)的破壞模態(tài)相近,表明該有限元模型可以較好預(yù)測(cè)出試驗(yàn)的破壞模態(tài)。

圖11 火災(zāi)下平面鋼框架破壞模態(tài)Fig.11 Failure mode of plane steel frame under fire

將模擬所得的試件中柱位移-溫度曲線與試驗(yàn)曲線進(jìn)行對(duì)比。如圖12所示,可以看出模擬曲線與試驗(yàn)的整體趨勢(shì)較為接近且吻合較好。隨著溫度的上升,試驗(yàn)與模擬的結(jié)構(gòu)中柱頂部位移變化趨勢(shì)相同,豎向位移擬合程度較好,位移誤差均不超過(guò)5%。因此本文研究所采用的熱力耦合建模方式可以有效地模擬鋼框架的連續(xù)倒塌力學(xué)性能。

4 拓展參數(shù)分析

將上文所驗(yàn)證的李國(guó)強(qiáng)等[21]的FRAME1試件與FRAME2試件作為研究對(duì)象,在保持其試件尺寸、材料參數(shù)以及物理邊界條件等因素不變的情況下,對(duì)其進(jìn)行拓展分析,研究火災(zāi)作用對(duì)鋼框架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響。

4.1 火災(zāi)下不同去柱溫度對(duì)鋼框架性能影響

當(dāng)受火溫度大于700 ℃時(shí),鋼筋的應(yīng)力-應(yīng)變曲線變得很平緩,極限應(yīng)變雖然有變化,但并不會(huì)影響對(duì)結(jié)構(gòu)的分析,所以選取溫度分別為20、200、400、600、700 ℃時(shí)的鋼框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行瞬間去柱后抗連續(xù)倒塌數(shù)值模擬。

不同溫度下FRAME1試件在瞬間去柱后的破壞模式如圖13所示,位移-時(shí)程曲線如圖14所示。由于試件在200 ℃以內(nèi)時(shí),其主要性能(屈服強(qiáng)度和彈性模量)基本保持不變[31],因此在20 ℃和200 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,其破壞模態(tài)十分相似,故僅列出試件在200 ℃時(shí)的破壞模式圖。從圖14可以看出,在20 ℃和200 ℃時(shí),因?yàn)樵谏郎爻跗?鋼材尚未來(lái)得及軟化,構(gòu)件僅發(fā)生受熱膨脹,模型雖發(fā)生一定程度的變形,但構(gòu)件整體并未發(fā)生破壞,所以其豎向位移-時(shí)程曲線十分接近,峰值位移分別為-252 mm和-256 mm,兩者僅相差1.6%,穩(wěn)定后的豎向位移值分別為-245 mm和-246 mm,兩者僅相差0.4%;在400 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,模型開(kāi)始發(fā)生明顯的破壞與變形,與失效柱相連的一層梁幾乎完全斷裂,但峰值位移為-277 mm,穩(wěn)定后位移為-258 mm相比20 ℃的分別提高了8.2%和4.8%,并無(wú)明顯增幅;在600 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,其與失效柱相連的一層梁徹底斷裂,所以在瞬間去柱0.45 s后,豎向位移從-357 mm回彈到-351 mm,出現(xiàn)了較小范圍的回彈,隨后豎向位移繼續(xù)增大,當(dāng)達(dá)到-525 mm的峰值位移后,逐漸趨于穩(wěn)定,穩(wěn)定后的豎向位移為-538 mm,峰值位移和穩(wěn)定位移相比20 ℃的分別提高了105.1%和118.7%;當(dāng)溫度為700 ℃時(shí),由于一層梁的承載能力已經(jīng)被大幅削弱且均已發(fā)生完全斷裂,其破壞模式相較于600 ℃無(wú)明顯變化,所以僅列出600 ℃時(shí)的破壞模式圖。由于700 ℃高溫下一層梁的承載能力已經(jīng)被大幅削弱,豎向位移在一層梁在去柱后0.45 s時(shí)發(fā)生了波動(dòng),但是曲線并沒(méi)有回彈,說(shuō)明700 ℃高溫下一層梁的承載能力已經(jīng)被大幅削弱,其峰值位移為-606 mm,穩(wěn)定后的豎向位移為-563 mm,峰值位移和穩(wěn)定位移比20 ℃的分別提高了136.7%和128.9%。

圖14 FRAME1試件位移-時(shí)程曲線Fig.14 FRAME1 displacement-time curve

不同溫度下FRAME2試件在瞬間去柱后的破壞模式如圖15所示,位移-時(shí)程曲線如圖16所示。由于在20 ℃和200 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,鋼材的力學(xué)性能在加熱初期衰減很少,其破壞模態(tài)十分相似,所以僅列出兩試件在200 ℃時(shí)的破壞模式圖。從圖16可以看出,由于當(dāng)溫度在250 ℃以下時(shí),鋼材尚未來(lái)得及軟化,鋼的彈性模量和強(qiáng)度變化不大[32],構(gòu)件整體并未發(fā)生破壞,所以其豎向位移-時(shí)程曲線十分接近,都在去柱后1.2 s時(shí)達(dá)到位移第一峰值,峰值位移分別為-419 mm和-424 mm,兩者僅相差1.6%,穩(wěn)定后的豎向位移值分別為-425 mm和-431 mm,兩者僅相差0.4%;在溫度為400 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,由于一層中跨梁發(fā)生完全斷裂,失效柱上方未受火的梁也發(fā)生了斷裂,失效柱缺少約束,去柱后1.2 s左右并沒(méi)有產(chǎn)生峰值位移,而是產(chǎn)生波動(dòng)后繼續(xù)下移,其峰值位移在2.5 s時(shí)達(dá)到-1 068 mm,穩(wěn)定后豎向位移為-1 034 mm,相比20 ℃時(shí)分別提高了154.9%和143.9%;在溫度為600 ℃時(shí)進(jìn)行瞬間去柱,由于受火梁發(fā)生斷裂,與失效柱相連的一層梁發(fā)生了斷裂,結(jié)構(gòu)整體失穩(wěn);溫度為700 ℃時(shí),由于結(jié)構(gòu)已經(jīng)失穩(wěn),其破壞模式相較于600 ℃無(wú)明顯變化,所以僅列出600 ℃時(shí)的破壞模式圖,其位移-時(shí)程曲線與600 ℃時(shí)幾乎重合,并無(wú)太大波動(dòng),近似一條直線。

圖15 FRAME2試件破壞模式圖Fig.15 FRAME2 destruction mode diagram

圖16 FRAME2位移-時(shí)程曲線Fig.16 FRAME2 displacement-time curve

由以上數(shù)據(jù)可得:受火溫度越高,鋼框架去柱后的峰值位移和穩(wěn)定后豎向位移值越高,受火部位的抵抗變形能力和承載能力越差,去柱后的整體剛度越小,振動(dòng)周期越大。

4.2 火災(zāi)下不同節(jié)點(diǎn)形式對(duì)鋼框架性能影響

FRAME1試件和FRAME2試件的峰值位移-溫度曲線如圖17所示。當(dāng)溫度從20 ℃升高到400 ℃時(shí),FRAME1試件峰值位移增加緩慢,增加了8.2%,FRAME2試件由于結(jié)構(gòu)變形和豎向位移隨著溫度的升高變化更明顯,峰值位移快速增加,從-419 mm增加到-1068 mm,增加了149.9%;當(dāng)溫度從400 ℃升高到600 ℃時(shí),FRAME1試件峰值位移值快速增加,從-277 mm增加到-525 mm,增加了105.7%,FRAME2試件,當(dāng)溫度從400 ℃升高到600 ℃時(shí),由于與失效柱相連的一層梁已經(jīng)完全斷裂,討論其峰值位移已經(jīng)沒(méi)有實(shí)際意義,因此未給出其峰值位移。

圖17 峰值位移-溫度曲線Fig.17 Displacement-temperature curve

由以上數(shù)據(jù)可得:當(dāng)受火溫度升高時(shí),FRAME1試件的峰值位移相較于FRAME2試件增加緩慢。因?yàn)镕RAME1試件設(shè)計(jì)的框架強(qiáng)度比FRAME2試件的更強(qiáng),考慮到框架柱太弱難以對(duì)梁提供有效的水平約束,最終影響梁懸鏈線效應(yīng)發(fā)揮[33],導(dǎo)致其難以對(duì)梁形成有效約束,因此,當(dāng)對(duì)兩試件同一位置進(jìn)行加熱時(shí),高溫對(duì)FRAME2試件的強(qiáng)度影響更明顯。

5 結(jié)論

利用ABAQUS建立精細(xì)化有限元模型,并對(duì)比已有的試驗(yàn)結(jié)果[21]驗(yàn)證其準(zhǔn)確性,最后開(kāi)展火災(zāi)下鋼框架在不同去柱溫度、不同節(jié)點(diǎn)形式下的拓展參數(shù)分析,以便研究結(jié)構(gòu)的動(dòng)力效應(yīng),得出如下結(jié)論。

(1)所建立的有限元模型驗(yàn)證了順序熱力耦合方法的適用性,并且能夠很好地預(yù)測(cè)瞬時(shí)沖擊去柱時(shí)平面鋼框架的豎向位移-時(shí)程曲線和破壞模態(tài)。

(2)對(duì)鋼框架進(jìn)行瞬時(shí)去柱時(shí),節(jié)點(diǎn)形式相同時(shí),隨著溫度的提升,鋼框架去柱后的峰值位移和穩(wěn)定后的豎向位移變化均明顯提升,并且FRAME1試件與FRAME2試件在600 ℃與400 ℃時(shí)鋼框架結(jié)構(gòu)峰值位移和穩(wěn)定后豎向位移值相比20 ℃時(shí)達(dá)到了成倍的增加,說(shuō)明鋼框架結(jié)構(gòu)整體剛度下降,受火部位抵抗變形能力下降,振動(dòng)周期變大。

(3)當(dāng)溫度從20 ℃升高到400 ℃時(shí),溫度對(duì)FRAME1試件峰值位移的影響較小,而在此溫度下FRAME2試件的峰值位移增加了149.9%。當(dāng)溫度從400 ℃升高到600 ℃時(shí),FRAME1試件峰值位移增加了105.7%,而FRAME2試件已經(jīng)完全失去抗倒塌能力。

(4) 對(duì)鋼框架進(jìn)行瞬時(shí)去柱時(shí),溫度相同時(shí),由于FRAME2試件是強(qiáng)梁弱柱型框架結(jié)構(gòu),在受火時(shí),框架柱較弱,更容易發(fā)生過(guò)度屈曲,進(jìn)而引發(fā)連續(xù)倒塌。