鋼框架—組合樓板體系抗連續倒塌性能研究★

馮 又 全

(上海風暢土木工程技術有限公司，上海 200433)

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鋼框架—組合樓板體系抗連續倒塌性能研究★

馮 又 全

(上海風暢土木工程技術有限公司，上海 200433)

通過將一足尺兩層2×2空間鋼框架結構底層邊跨中柱突然拉倒進行抗連續倒塌試驗研究,采用了實體單元和殼單元相結合的建模方式，對試驗框架進行了非線性動力有限元分析，試驗結果和有限元分析結果表明：關鍵柱失效后，組合樓板可提供可靠拉結并形成新的荷載傳遞路徑。

鋼框架，組合樓板，有限元模型，倒塌性能

建筑物的連續倒塌是指結構體系發生局部破壞后，破壞由一個構件向另一個構件擴展，最終導致結構發生整體坍塌或大范圍倒塌[1]。自2001年美國世貿中心遭到重創并發生整體倒塌之后，研究人員在鋼框架結構體系的抗連續倒塌能力方面做了大量工作。Kwasniewski[2]對一8層鋼框架根據GSA指導準則，考慮節點和組合樓板影響進行抗連續倒塌分析。Yu等[3]采用有限元方法模擬了帶組合樓板的單層鋼框架的連續倒塌，討論了節點和混凝土板對結構抗連續倒塌的影響。由此可見，近幾年來相關學者已開始關注組合樓板對結構體系抗連續倒塌能力的影響，但是尚未形成行之有效的模擬方法。本文以一足尺兩層兩跨空間鋼框架結構為研究對象，建立考慮梁柱節點的有限元模型，分析在豎向荷載下單根中間柱突然失效后框架的受力性能，并與試驗結果進行對比分析。

1 試驗概況

1.1 試驗框架

試驗框架為兩層兩跨鋼框架(見圖1)，鋼框架構件截面及材料如表1所示。框架梁與框架柱栓焊剛性連接，框架梁翼緣與短梁翼緣對接焊，腹板采用8.8級高強螺栓拼接，節點連接板接觸表面噴砂。樓板為壓型鋼板—混凝土組合板，壓型鋼板規格為YXB51-250-750(1.0 mm)，上方鋪設C40混凝土板，凈厚80 mm。鋼梁上翼緣焊接剪力釘，混凝土板內配置雙層雙向Φ8@150鋼筋。鋼梁截面見表1，表中X取為1,2，指代樓層。

表1 構件尺寸及材料參數

構件名截面規格強度等級設計強度/MPa屈服強度/MPaX-B3,X-B4H200×125×6×8Q420B380420X-B1,X-B2X-B5,X-B6HW150×75×5×7Q235B215235框架柱HW150×150×7×10Q235B215235

1.2 荷載信息

一層樓面永久荷載按5.0 kN/m2考慮，活載按2.5 kN/m2考慮；二層樓面永久荷載按6.0 kN/m2考慮，活載按0.5 kN/m2考慮，部分樓面考慮0.5 kN/m2的吊重。試驗框架設計滿足GB 50017—2003鋼結構設計規范[4]要求，框架梁剛度考慮組合樓蓋的作用，按JGJ 99—98高層民用建筑鋼結構技術規程[5]中7.1.1條組合梁考慮，在試驗最大堆載作用下框架梁應力比在0.85～0.95之間，框架柱的軸壓比為0.3左右。荷載分布圖見圖2，加載參數見表2。

表2 加載參數

均布荷載/kN·m-2線荷載/kN·m-1q11q12q21q22q2322.918.311.38.36.9

1.3 失效柱模擬

UFC(2009)設計準則[6]采用備用荷載路徑方法對框架結構進行抗連續倒塌分析時，通過假定“去除”某一豎向承重構件后，對結構進行動力或靜力非線性分析以考察結構體系的抗連續倒塌能力。試驗中通過將鋼柱1-B3(位于軸和③軸交點，下同)拉出模擬失效考察結構體系的反應，評估其抗連續倒塌性能。由于組合樓板具有單向導荷的特點，鋼柱1-B3為邊跨中柱，主要承受軸向壓力。樓面堆載至設計荷載后，用卷揚機在鋼柱1-B3上端突然施加水平力，將其突然拉倒以模擬突然失效(見圖3)。

2 有限元模型

2.1 模型建立

采用有限元軟件ANSYS12.0[7]建立試驗框架的數值模型(見圖4a))，其中鋼梁和鋼柱采用殼單元Shell181模擬。梁柱節點區根據試驗框架的實際構造建模，考慮加勁板的影響(見圖4b))。組合樓板采用分層建模的方式實現：混凝土采用Solid65單元模擬，底層壓型鋼板采用Shell181單元模擬；板內的鋼筋根據面積等效的原則折算為單向受力的薄鋼板，采用Shell181單元嵌入混凝土內；鋼梁和組合樓板之間的連接通過Mpc184單元模擬。

材料本構模型如下：鋼材取理想彈塑性模型，屈服準則采用等向強化Von-Mises屈服準則，彈性模量E=2.06×105MPa，泊松比為ν=0.3，密度ρ=7.8×103kg/m3。混凝土本構關系根據GB 50010—2010混凝土結構設計規范[8]選用，軸心抗壓強度設計值取19.1 MPa，泊松比為ν=0.2，密度ρ=2.5×103kg/m3，等效薄鋼板本構關系同Q235鋼材。

2.2 抽柱模擬

根據UFC(2009)規定：進行動力非線性分析時“去除”構件的時間t1不得大于剩余結構在“去除”構件處局部豎向振動模態周期T的1/10。鋼柱1-B3失效后，結構豎向振動的自振周期為0.13 s，本文有限元模擬分析中柱子“瞬時”失效通過0.01 s的卸載時長模擬。文中按照以下三個步驟來模擬破壞柱的“突然”失效：對完整框架模型進行靜力線性分析，確定擬失效柱上端的內力(M,V,N)；從完整框架模型中刪除破壞柱，將原由破壞柱承擔的內力反作用于失效柱頂部節點處，即施加-N,-M和-V模擬破壞柱的支承作用(見圖5a))；在t=0.1 s時，使失效柱頂部節點施加的荷載在t1內減小至0來模擬柱突然失效(見圖5b))。

3 試驗與有限元分析結果

3.1 鋼柱軸力

圖6為鋼柱1-B3失效前和失效后振動衰減至穩定時臨近柱的軸力值。由圖6可以看出，臨近柱軸力的試驗值和計算值吻合良好，二者相差在5%以內；鋼柱1-B3失效前軸力為68 kN，鋼柱1-B3失效后，各相鄰柱軸力均有較明顯變化，鋼柱1-B2軸力增加68 kN，1-A3軸力增加17 kN，1-C3軸力增加17 kN；相離較遠的鋼柱1-A2和1-C2軸力則變化相對較小。這主要是因為鋼柱1-B3破壞后，豎向荷載傳遞路徑發生變化，原由鋼柱1-B3承擔的樓面荷載直接通過與其相連的梁向相鄰柱轉移。

3.2 鋼梁翼緣應變

鋼柱1-B3失效后，上方鋼梁上下翼緣的應變分布如圖7所示。由于試驗框架和外加荷載相對軸對稱，此處僅列出鋼梁1-B1和2-B1上應變對試驗結果和有限元分析結果進行對比。從圖7可以看出，試驗結果和數值分析結果趨勢基本一致，有個別測點相差較大，這可能是由于試驗過程中個別測點因干擾導致數據飄移。鋼梁1-B1和2-B1在鋼柱1-B3失效前后梁上應變發生明顯變化，越靠近1-B3柱，應變變化幅度越大。這主要是由于鋼柱1-B3失效后，鋼梁1-B1和1-B2跨度倍增，變成一根梁，實際跨度由4 m突變為8 m，在靠近軸附近負彎矩增加，而在軸附近則由正彎矩變成負彎矩。鋼柱2-B3因下方鋼柱1-B3的失效，使得原有的豎向支承功能變為空間結構體系中的拉結構件，鋼梁2-B1同樣在軸失去豎向支承，因此其受力狀態變化趨勢與鋼梁1-B1類似。

3.3 二層邊跨梁抗彎剛度影響

在各框架柱截面相同的情況下，中柱發生繼發破壞的可能性較大。從設計概念上來看，增強失效柱周邊結構的整體拉結能力可使得內力重分配更趨于均勻，在本試驗框架中，可通過適當增加頂層梁的剛度提高上部結構的整體拉結能力。抗彎剛度比定義為鋼梁2-B1與鋼梁1-B1繞強軸的抗彎剛度比值，圖8給出了鋼柱1-B3失效后，各相鄰柱的軸力穩定值和峰值隨抗彎剛度比的變化趨勢。從圖8可以看出，增大鋼梁2-B1抗彎剛度可有效減小鋼柱1-B2的軸力峰值和軸力穩定值，增加鋼梁2-B1剛度至原剛度8倍時(此時梁高增加約1倍)，峰值和穩定值分別降低約9%和13%。這主要是因為增大鋼梁2-B1的抗彎剛度可使得通過縱向鋼梁1-B7向中柱1-B2分配的內力減小，轉而由鋼梁2-B1向鋼柱1-C3和1-A3傳遞，從而使得內力重分配后各柱軸力更均勻。

4 結語

本文通過對二層兩跨足尺鋼框架結構的試驗研究和數值分析，研究了單根柱失效后剩余結構的抗連續倒塌性能，主要結論如下：

1)由于組合樓板的加強作用，鋼框架結構具有較高的冗余度，在某根柱子突然破壞后，結構可以形成新的荷載傳遞路徑，從而避免發生連續倒塌；

2)采用殼單元和實體單元相結合的數值模型可以較好的模擬試驗框架在鋼柱失效前后的內力重分布，所得結構的動力響應有較高精度，可以將該數值模擬方法推廣至實際結構的抗連續倒塌分析；

3)增加頂層梁的抗彎剛度可以有效提高框架結構的整體拉結力，使剩余結構在內力重分布后的各柱內力值更趨于均勻，減小中柱繼發破壞的可能性。

[1] A. Astaneh-Asl, E. Madsen, D. McCallen, etc.. Study of cantenary mechanism of cables and floor to prevent progressive collapse of buildings subjected to blast loads[R]. Rep. to Sponsor: General Services Administration, University of California, Berkeley, Calif,2001.

[2] L. Kwasniewski. Nonlinear dynamic simulations of progressive collapse for a multistory biulding[J]. Engineering Structures,2010,32(5):1223-1235.

[3] M. Yu, X.X. Zha, J.Q. Ye. The influence of joints and composite floor slabs on effective tying of steel structures in preventing progressive collapse[J]. Journal of Constructional Steel Research,2010,66(3):442-451.

[4] GB 50017—2003,鋼結構設計規范[S].

[5] JGJ 99—98,高層民用建筑鋼結構技術規程[S].

[6] Department of Denfense (DOD). Design of buildings to resist progressive collapse, Unified Facilities Criteria(UFC4-023-03), Washington, D.C.,2009.(approved for republic release).

[7] 王新敏.ANSYS工程結構數值分析[M].北京：人民交通出版社，2007.

[8] GB 50010—2010,混凝土結構設計規范[S].

Research on progressive collapse resistance of steel moment-frame with composite slabs★

Feng Youquan

(ShanghaiFengchangCivilEngineeringTechnologyCo.,Ltd,Shanghai200433,China)

The progressive collapse resistance experiment of a two-storey steel frame was carried out by removing a peripheral column. The finite element model using solid and shell elements was developed to simulate the nonlinear dynamic process. The experimental and numerical results show that the composite slab can provide the horizontal tie force and develop the new load transfer path.

steel frame, composite slab, finite element model, collapse ferformance

1009-6825(2017)15-0024-04

2017-03-17★:國家自然科學基金資助項目(51378381)

馮又全(1973- )，男，博士

TU311.41

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