強(qiáng)震作用下立體桁架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能研究

韓慶華， 鄭靖瀟， 徐 穎,3， 傅本釗

(1.天津大學(xué) 建筑工程學(xué)院，天津 300072；2.天津大學(xué) 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；3.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072)

隨著我國經(jīng)濟(jì)建設(shè)快速發(fā)展，超高層建筑、大跨空間結(jié)構(gòu)、異型結(jié)構(gòu)等新型結(jié)構(gòu)形式不斷涌現(xiàn)。通常該類結(jié)構(gòu)人口密度較大，一旦發(fā)生連續(xù)倒塌破壞，將會造成嚴(yán)重的人員傷亡和財(cái)產(chǎn)損失。地震是對人類生產(chǎn)和生活危害最大且最頻繁的自然災(zāi)害之一。2008年四川省汶川縣發(fā)生里氏8.0級地震，5.5級以上余震9次，最大余震6.4級，綿竹縣某工業(yè)廠房遭到嚴(yán)重破壞，屋蓋整體脫落，如圖1所示。2013年四川省蘆山縣發(fā)生7.0級地震，共發(fā)生3級以上余震103次，最大余震5.7級，蘆山縣體育館網(wǎng)架結(jié)構(gòu)損傷嚴(yán)重，局部桿件屈曲，導(dǎo)致屋面坍塌，如圖2所示。

圖1 綿竹縣工業(yè)廠房Fig.1 Industrial plant of Mianzhu County

圖2 蘆山縣體育館桿件屈曲Fig.2 Member Buckling of Lushan County Stadium

結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的倒塌破壞模式有增量倒塌和連續(xù)倒塌兩種。增量倒塌是指完整結(jié)構(gòu)在不斷增大的荷載作用下變形逐漸深入，結(jié)構(gòu)發(fā)生成比例的整體倒塌[1]。適用于增量倒塌的分析方法包括Pushover分析和增量動力分析(Incremental Dynamic Analysis,IDA)等。Pushover分析通過對結(jié)構(gòu)施加沿高度呈一定分布的水平荷載，使結(jié)構(gòu)達(dá)到某一預(yù)定的標(biāo)準(zhǔn)(如頂點(diǎn)位移達(dá)到一定的比例，出現(xiàn)局部或整體的破壞等)，從而評價(jià)結(jié)構(gòu)在地震作用下的彈塑性變形性能。該方法最早在1975年由Freemnan提出，90年代以后大量學(xué)者從水平加載方式、目標(biāo)位移、振型參與系數(shù)等方面對該方法進(jìn)行了深入研究[2-5]，該方法主要適用于框架結(jié)構(gòu)。針對大跨空間結(jié)構(gòu)，羅永峰等[6]采用了施加特定豎向靜力荷載的Pushdown法，提出了單模態(tài)和多模態(tài)荷載模式作用下的計(jì)算方法。IDA法是將單一地震波的時(shí)程分析擴(kuò)展為多條地震波的時(shí)程分析，得到多條地震波下的結(jié)構(gòu)反應(yīng)，進(jìn)而從概率角度研究結(jié)構(gòu)的反應(yīng)性能參數(shù)并評估結(jié)構(gòu)的抗震性能[7]。近年來國內(nèi)外學(xué)者運(yùn)用該方法對大跨空間結(jié)構(gòu)的倒塌破壞機(jī)理進(jìn)行分析[8-9]，得到了結(jié)構(gòu)的破壞加速度和薄弱位置分布等結(jié)果[10]。

連續(xù)倒塌是指初始的局部破壞在構(gòu)件之間發(fā)生連鎖反應(yīng)，最終導(dǎo)致與初始局部破壞不成比例的結(jié)構(gòu)大范圍或整體的倒塌[11]。何慶峰等[12]采用有限元軟件LS-DYNA對于沖擊荷載下鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行研究。程小衛(wèi)等[13]采用拆除構(gòu)件法對于基于多尺度模型的RC框架的撞擊倒塌響應(yīng)進(jìn)行了分析。目前最普遍采用的連續(xù)倒塌分析方法是備用荷載路徑法(Alternative Path Method,AP)。該方法通過將結(jié)構(gòu)中的構(gòu)件“移除”，來模擬局部破壞，分析剩余結(jié)構(gòu)的應(yīng)力重分布能力，判斷結(jié)構(gòu)是否會發(fā)生倒塌。國內(nèi)外學(xué)者采用AP法對大跨空間結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能進(jìn)行了大量的研究[14-16]，但以上研究大多只考慮了結(jié)構(gòu)在靜力荷載作用下的抗連續(xù)倒塌性能。

目前針對強(qiáng)震作用下大跨空間結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的研究大多選取完好結(jié)構(gòu)為研究對象[17-20]，假定結(jié)構(gòu)發(fā)生增量倒塌破壞，而針對由初始局部破壞引起的連續(xù)性倒塌研究相對較少。以往的震害事故表明，主震之后通常伴有多次余震，主震過程可能引起大跨空間結(jié)構(gòu)薄弱部位桿件發(fā)生初始失效，并導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在余震過程中發(fā)生連續(xù)倒塌破壞。同時(shí)結(jié)構(gòu)在日常使用過程中由于銹蝕、爆炸、火災(zāi)、沖擊等因素，也可能產(chǎn)生初始破壞[21]，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在地震過程中發(fā)生連續(xù)倒塌破壞。因此，對大跨空間結(jié)構(gòu)在地震作用下的抗連續(xù)倒塌性能展開研究具有重要意義。

本文將IDA法與AP法相結(jié)合，研究了立體桁架結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的抗連續(xù)倒塌性能。首先通過IDA分析，得到了地震作用下完整立體桁架結(jié)構(gòu)的破壞加速度和倒塌極限位移，并得到了結(jié)構(gòu)薄弱位置分布規(guī)律。然后采用AP法分別選擇主桁架跨中上弦桿和下弦桿以及跨中一榀支撐桁架的上弦桿作為初始失效構(gòu)件，采用預(yù)定義場引入初始失效構(gòu)件，考慮了損傷累積效應(yīng)帶來的結(jié)構(gòu)剛度退化，分析了不同破壞模式下立體桁架的連續(xù)倒塌破壞機(jī)理。最后提出了改進(jìn)立體桁架結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的有效措施，為該類結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

1 完整結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)

1.1 數(shù)值分析模型

以天津某大學(xué)體育館鋼結(jié)構(gòu)屋蓋為例，建立數(shù)值分析模型，如圖3所示，主桁架采用倒三角截面，橫向跨度為36 m，高度為3 m，主桁架縱向間距為8.5 m，設(shè)三榀平面桁架作為平面外支撐體系，主桁架兩端為固定鉸支座。所有桿件均選用Q235鋼，主桁架桿件的截面尺寸如表1所示，桿件材料如表2所示，采用考慮損傷累積效應(yīng)和桿件受壓屈曲[22]的彈塑性鋼材本構(gòu)模型。采用ABAQUS動力顯式方法，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行動力非線性分析。桁架弦桿采用BEAM單元，腹桿采用TRUSS單元。結(jié)構(gòu)重力荷載代表值以MASS單元形式施加在上弦節(jié)點(diǎn)上，其中恒荷載按1.0 kN/m2，活荷載按0.5 kN/m2計(jì)算。結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)地震分組為第一組，場地類別為Ⅲ類，特征周期Tg=0.45 s，計(jì)算過程中采用Rayleigh阻尼，阻尼比取0.02。

表1 主要桿件截面尺寸Tab.1 Member specifications of spatial truss mm

表2 桿件材料性能參數(shù)Tab.2 Material properties of components

圖3 立體桁架計(jì)算模型Fig.3 Calculation model of the spatial truss structure

1.2 地震動輸入

對完整結(jié)構(gòu)進(jìn)行動力非線性分析，依次輸入多條地震記錄并逐級增大地震波峰值加速度(PGA)，直至結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞。中國《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》[23]中規(guī)定，采用時(shí)程分析法時(shí)，應(yīng)按建筑場地類別和設(shè)計(jì)地震分組選用實(shí)際強(qiáng)震記錄和人工模擬的加速度時(shí)程曲線，其中實(shí)際地震記錄的數(shù)量不應(yīng)少于總數(shù)的2/3。在選擇地震波時(shí)，峰值加速度(Pake Ground Acceleration,PGA)太大或太小的不予考慮，然后根據(jù)反應(yīng)譜卓越周期選出適應(yīng)場地的地震波，根據(jù)結(jié)構(gòu)基本周期在相應(yīng)頻段上選擇擬合最好的3條地震波。本文選取寧河波、El-Centro波以及人工波，采用三向輸入的方式，地震動參數(shù)見表3。人工波特征周期Ts=0.45 s，持時(shí)為20 s，增強(qiáng)時(shí)間T1=5 s，衰減時(shí)間T2=10 s，三向峰值加速度比值為X∶Y∶Z=0.85∶1∶0.65。

表3 地震激勵(lì)參數(shù)Tab.3 Parameters of seismic ground motions

1.3 破壞加速度及倒塌極限位移

采用增量動力法，根據(jù)結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)對地震動進(jìn)行8～10次調(diào)幅，彈性階段按步長0.05 g～0.1 g調(diào)幅，當(dāng)接近破壞極限時(shí)，按步長0.01 g調(diào)幅。在三條地震波作用下，立體桁架結(jié)構(gòu)跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移隨PGA變化規(guī)律、塑性桿件所占比例隨PGA變化規(guī)律以及總應(yīng)變能見圖4～圖6。當(dāng)曲線偏離平衡位置，即PGA的微小增量導(dǎo)致響應(yīng)參數(shù)的大幅增加時(shí)，認(rèn)為結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞。

在寧河波作用下，當(dāng)PGA達(dá)到600 gal～610 gal時(shí)，跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移發(fā)生明顯轉(zhuǎn)折(圖4)，塑性桿件所占比例從16.5%增加到37.6%(圖5)，同時(shí)結(jié)構(gòu)總應(yīng)變能異常增大(圖6a)。因此在寧河波作用下，結(jié)構(gòu)的破壞加速度峰值為600 gal。同理，在El-Centro波及人工波作用下，結(jié)構(gòu)所能承受的最大峰值加速度分別為620 gal和660 gal。

圖4 完整結(jié)構(gòu)的跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移隨PGA變化曲線Fig.4 Vertical displacement versus PGA curve of the joint of lower chord in midspan of the original structure

圖5 完整結(jié)構(gòu)的塑性桿件比例隨PGA變化曲線Fig.5 Yield element ratio versus PGA curve in the original structure

圖6 完整結(jié)構(gòu)的總應(yīng)變能時(shí)程曲線Fig.6 Time history curve of the strain energy in the original structure

取破壞加速度作用下立體桁架跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移最大值，作為結(jié)構(gòu)的倒塌極限位移，在不同地震波下的倒塌極限位移如表4所示。

表4 完整結(jié)構(gòu)破壞加速度及倒塌極限位移Tab.4 Ultimate acceleration & ultimate displacement of the original structure

1.4 薄弱部位分布

從結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展的角度考慮，進(jìn)入塑性桿件的比例反映了結(jié)構(gòu)的塑性變形程度。在寧河波作用下，當(dāng)達(dá)到破壞加速度時(shí)，共16.3%桿件進(jìn)入塑性；在El-Centro波和人工波作用下，當(dāng)達(dá)到破壞加速度時(shí)，進(jìn)入塑性桿件比例分別為10.9%和13.4%。計(jì)算結(jié)果表明在三條地震波作用下，結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性的桿件位置基本相同，主要為主桁架跨中3/8L范圍內(nèi)的上弦桿、下弦桿及主桁架Ⅱ和Ⅳ之間的跨中支撐桁架上弦桿。其中，主桁架上弦桿和支撐桁架上弦桿受壓，發(fā)生動力失穩(wěn)破壞；主桁架下弦桿受拉，發(fā)生動力強(qiáng)度破壞。在寧河波作用下，結(jié)構(gòu)的等效塑性應(yīng)變云圖見圖7。

圖7 等效塑性應(yīng)變云圖Fig.7 Equivalent plastic strain nephogram

2 地震作用下立體桁架結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌破壞

2.1 缺陷結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌破壞模式

在動力荷載作用下，立體桁架結(jié)構(gòu)可能發(fā)生動力失穩(wěn)破壞或者動力強(qiáng)度破壞[22]。若發(fā)生動力失穩(wěn)破壞，則結(jié)構(gòu)內(nèi)部塑性發(fā)展較淺，結(jié)構(gòu)變形在達(dá)到破壞加速度時(shí)突然增大，主桁架發(fā)生平面內(nèi)或平面外失穩(wěn)；若發(fā)生動力強(qiáng)度破壞，則結(jié)構(gòu)內(nèi)部塑性發(fā)展較為深入，結(jié)構(gòu)變形隨峰值加速度的增大不斷增加，直到主桁架主要受力構(gòu)件全部失效產(chǎn)生平面內(nèi)強(qiáng)度破壞。

由1.4節(jié)分析可知，完整結(jié)構(gòu)在地震作用下的薄弱部位為主桁架跨中3/8L范圍內(nèi)的上弦桿、下弦桿及跨中支撐桁架的上弦桿。從這三類桿件中分別選取等效塑性應(yīng)變最大的桿件作為初始失效桿件(圖7)，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行連續(xù)倒塌分析，步驟如下：①對完整結(jié)構(gòu)進(jìn)行靜力分析，保存結(jié)構(gòu)的應(yīng)力場和應(yīng)變場；②建立缺陷結(jié)構(gòu)的幾何模型，在ABAQUS中設(shè)置預(yù)定義場，從而引入初始失效構(gòu)件，此時(shí)結(jié)構(gòu)處于力的不平衡狀態(tài)；③輸入地震波并逐級增大PGA，對缺陷結(jié)構(gòu)進(jìn)行強(qiáng)震作用下的動力顯式分析。

以三向?qū)幒硬槔?，逐級增大峰值加速度，得到三類缺陷結(jié)構(gòu)跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移及進(jìn)入塑性桿件比例隨PGA的變化規(guī)律如圖8、9所示，結(jié)構(gòu)總應(yīng)變能時(shí)程曲線如圖10所示。表5列出了選取不同初始失效構(gòu)件時(shí)，立體桁架結(jié)構(gòu)的破壞加速度及倒塌極限位移。

圖8 缺陷結(jié)構(gòu)的跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移隨PGA變化曲線Fig.8 Vertical displacement versus PGA curve of the joint of lower chord in midspan of the damaged structure

圖9 缺陷結(jié)構(gòu)的塑性桿件比例隨PGA變化曲線Fig.9 Yield element ratio versus PGA curve in the damaged structure

初始失效桿件破壞加速度/gal進(jìn)入塑性桿件比例/%極限位移/m與跨度比值主桁架上弦桿3608.30.3961/90主桁架下弦桿52016.20.5641/65支撐桁架上弦桿3806.30.4721/80

如圖8所示，當(dāng)主桁架上弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，結(jié)構(gòu)破壞加速度為360 gal，跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移在達(dá)到極限位移0.396 m后迅速增大；進(jìn)入塑性桿件的比例從8.3%增加到50%以上；應(yīng)變能曲線急劇上升(圖10(a))。當(dāng)主桁架下弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，PGA由520 gal增加到530 gal，跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移在達(dá)到0.564 m后迅速增大，進(jìn)入塑性桿件的比例從16.2%增加到45.9%，總應(yīng)變能迅速增大(圖10(b))；同理，當(dāng)支撐桁架上弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，破壞加速度為380 gal，極限位移為0.472 m，破壞加速度作用下進(jìn)入塑性桿件的比例為6.3%，之后總應(yīng)變能異常增大(圖10(c))。從表5可知，缺陷結(jié)構(gòu)的破壞加速度較完整結(jié)構(gòu)降低了13.3%～40.0%，倒塌極限位移降低了1.6%～30.9%，同時(shí)進(jìn)入塑性桿件的比例降低了0.6%～61.3%。以上分析進(jìn)一步說明，在強(qiáng)震作用下，結(jié)構(gòu)由于初始構(gòu)件失效發(fā)生的連續(xù)倒塌破壞比通常認(rèn)為的增量倒塌破壞更加危險(xiǎn)。

圖10 缺陷結(jié)構(gòu)的總應(yīng)變能時(shí)程曲線Fig.10 Time history curve of the strain energy in the damaged structure

圖11為不同初始失效桿件對應(yīng)的結(jié)構(gòu)變形圖。當(dāng)主桁架上弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，主桁架Ⅲ產(chǎn)生了明顯的側(cè)向失穩(wěn)同時(shí)下?lián)蠂?yán)重。結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞前塑性發(fā)展較淺，進(jìn)入塑性桿件比例不超過10%，相比于完整結(jié)構(gòu)倒塌極限位移下降了30.9%，最終發(fā)生動力失穩(wěn)破壞(圖11(a))。當(dāng)主桁架下弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，下?lián)献顕?yán)重的為主桁架Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ，各榀主桁架產(chǎn)生對稱變形。結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞前塑性發(fā)展深入，塑性桿件比例超過10%，為16.2%，較完整結(jié)構(gòu)倒塌極限位移僅下降1.6%，最終發(fā)生動力強(qiáng)度破壞(圖11(b))。當(dāng)支撐桁架上弦桿發(fā)生初始失效時(shí)，主桁架Ⅱ發(fā)生了平面外失穩(wěn)，下?lián)献顕?yán)重的為主桁架Ⅱ、Ⅲ之間的支撐桁架。結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌前塑性發(fā)展較淺，塑性桿件比例不超過10%，較完整結(jié)構(gòu)倒塌極限位移降低了17.6%，最終發(fā)生動力失穩(wěn)破壞(圖11(c))。

在上述初始失效構(gòu)件中，主桁架上弦桿與支撐桁架上弦桿為受壓桿件，主桁架下弦桿為受拉桿件。當(dāng)受壓桿件發(fā)生初始失效時(shí)，相鄰桿件應(yīng)力迅速增大，失穩(wěn)區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展較淺，最終發(fā)生整體失穩(wěn)破壞；當(dāng)受拉桿件發(fā)生初始失效時(shí)，相鄰桿件應(yīng)力重分布過程緩慢，結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展深入同時(shí)產(chǎn)生較大的變形，破壞加速度較發(fā)生動力失穩(wěn)破壞時(shí)增大了36.8%～44.4%，倒塌極限位移增大19.5%～42.4%。因此，對立體桁架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)首先對上述薄弱位置的受壓桿件進(jìn)行加強(qiáng)，并通過有效手段阻止局部失穩(wěn)的進(jìn)一步傳播。

圖11 缺陷結(jié)構(gòu)不同初始失效桿件對應(yīng)的結(jié)構(gòu)變形圖Fig.11 Structural deformation of the damaged structure with different initial failure member

2.2 增加交叉支撐后的連續(xù)倒塌破壞模式

為了防止受壓桿件發(fā)生初始失效后，局部失穩(wěn)的進(jìn)一步傳播，在上述模型跨中3/8L范圍內(nèi)的上弦平面設(shè)置交叉支撐，截面尺寸為Φ140×6，支撐長度為9.3 m，采用CABLE單元，計(jì)算模型如圖12所示。增加側(cè)向支撐后，結(jié)構(gòu)靜力響應(yīng)較原結(jié)構(gòu)變化很小，桿件應(yīng)力最多減小了7%，節(jié)點(diǎn)豎向位移減小了8%。選擇與2.1節(jié)相同的初始失效構(gòu)件，并輸入三向?qū)幒硬ǎ玫浇Y(jié)構(gòu)跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移及進(jìn)入塑性桿件比例隨PGA的變化規(guī)律如圖13、14所示。

圖12 增加側(cè)向支撐的計(jì)算模型Fig.12 Calculation model after adding cross diagonal bracings

設(shè)置交叉支撐后，結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)如表6所示。當(dāng)主桁架跨中上弦桿和支撐桁架上弦桿為初始失效桿件時(shí)，由于交叉支撐的拉結(jié)作用，有效抑制了主桁架的平面外失穩(wěn)，結(jié)構(gòu)的整體性增強(qiáng)。結(jié)構(gòu)破壞加速度分別增加了69.4%和73.7%，進(jìn)入塑性比例分別增大了80.7%和88.9%，結(jié)構(gòu)塑性發(fā)展深入，內(nèi)力重分布更加充分，轉(zhuǎn)而發(fā)生動力強(qiáng)度破壞。由于結(jié)構(gòu)整體剛度的增加，連續(xù)倒塌極限位移分別降低了36.9%和28.4%，為結(jié)構(gòu)跨度的1/145和1/110。

圖13 增加交叉支撐后跨中下弦節(jié)點(diǎn)豎向位移隨PGA變化曲線Fig.13 Vertical displacement versus PGA curve of the joint of lower chord in midspan after adding cross diagonal bracings

當(dāng)主桁架下弦桿為初始失效桿件時(shí)，破壞加速度增大5.8%，塑性桿件比例增加3.7%，結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌極限位移為跨度的1/80，仍發(fā)生動力強(qiáng)度破壞。由于結(jié)構(gòu)倒塌破壞模式較原結(jié)構(gòu)未發(fā)生改變，因此結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)變化不大。

圖14 增加交叉支撐后塑性桿件比例隨PGA變化曲線Fig.14 Yield element ratio versus PGA curve after adding cross diagonal bracings

圖15為增加交叉支撐后，結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌破壞時(shí)的變形圖?？梢钥闯觯徊嬷斡行У叵拗屏酥麒旒艿膫?cè)向變形，主桁架僅產(chǎn)生平面內(nèi)下?lián)?，同時(shí)跨中支撐桁架產(chǎn)生了較大變形，后續(xù)失效桿件主要為主桁架跨中下弦桿、跨中支撐桁架下弦桿以及與交叉支撐相鄰的主桁架上弦桿。

綜上，針對初始失效構(gòu)件為受壓桿件的兩種情況，增加側(cè)向交叉支承可以有效提高結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能，結(jié)構(gòu)最終發(fā)生動力強(qiáng)度破壞。與動力失穩(wěn)破壞相比，塑性發(fā)展更加充分，破壞加速度明顯提升。

表6 增加側(cè)向支撐后結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)Tab.6 Dynamic responses of structure after adding cross diagonal bracings

圖15 增加交叉支撐后不同初始失效桿件對應(yīng)的結(jié)構(gòu)變形圖Fig.15 Structural deformation of the structure with different initial failure member after adding cross diagonal bracings

3 結(jié) 論

本文采用預(yù)定義場法引入初始失效桿件，分析了立體桁架結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的連續(xù)倒塌破壞機(jī)理和破壞模式，分析了不同初始失效下該類結(jié)構(gòu)破壞加速度、倒塌極限位移等響應(yīng)的變化規(guī)律，提出了改善結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的有效措施。主要結(jié)論如下：

(1)完整結(jié)構(gòu)在強(qiáng)震作用下的破壞加速度為600～660 gal，倒塌極限位移為結(jié)構(gòu)跨度的1/65～1/60，薄弱位置為主桁架跨中3/8L范圍內(nèi)的上弦桿、下弦桿及跨中支撐桁架上弦桿。

(2)分別選取主桁架跨中上弦桿、下弦桿及跨中支撐桁架的上弦桿為初始失效構(gòu)件，對結(jié)構(gòu)進(jìn)行連續(xù)倒塌分析。缺陷結(jié)構(gòu)的破壞加速度較完整結(jié)構(gòu)降低了13.3%～40.0%，倒塌極限位移降低了1.6%～30.9%。在強(qiáng)震作用下，結(jié)構(gòu)由于初始構(gòu)件失效發(fā)生的連續(xù)倒塌破壞比常規(guī)的增量倒塌破壞更加危險(xiǎn)。

(3)當(dāng)初始失效桿件為受壓桿件時(shí)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生動力失穩(wěn)破壞；當(dāng)初始失效桿件為受拉桿件時(shí)，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生動力強(qiáng)度破壞，后者破壞加速度增大36.8%～44.4%，倒塌極限位移增大19.5%～42.4%。對立體桁架結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗連續(xù)倒塌設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)首先對薄弱位置的受壓桿件進(jìn)行加強(qiáng)，并通過有效手段阻止局部失穩(wěn)的進(jìn)一步傳播。

(4)針對發(fā)生動力失穩(wěn)破壞的立體桁架結(jié)構(gòu)，增加側(cè)向交叉支撐可以有效提高結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能，破壞模式轉(zhuǎn)變成動力強(qiáng)度破壞，破壞加速度提高69.4%～73.7%。同時(shí)由于結(jié)構(gòu)整體剛度的增加，連續(xù)倒塌極限位移降低了28.4%～36.9%。