平面鋼框架在撞擊荷載作用下的抗連續(xù)倒塌分析

喬惠云， 郭壯壯， 陳 譽(yù)， 張明鋒， 丘華生， 王 征

(1.福建工程學(xué)院 土木工程學(xué)院，福州 350118；2.福州大學(xué) 土木工程學(xué)院，福州 350116；3.中煤建設(shè)集團(tuán)有限公司，南昌 330001；4.中國(guó)建筑第四工程局有限公司，廣州 510665；5.福建省協(xié)興建設(shè)有限公司，福州 350199)

多種自然災(zāi)害和人為因素都可能造成結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌，比如地震[1]、爆炸[2]、撞擊[3]等極端荷載都可能引起結(jié)構(gòu)局部破壞，甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)整體連續(xù)倒塌?？惯B續(xù)倒塌研究經(jīng)常拋開(kāi)引起倒塌破壞的原因，直接拆除關(guān)鍵柱[4]，研究剩余結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。Yang等[5-7]通過(guò)直接拆除中柱后的子結(jié)構(gòu)擬靜力試驗(yàn)，研究不同節(jié)點(diǎn)形式下的懸鏈線效應(yīng)。課題組[8-9]也采用直接拆柱法研究節(jié)點(diǎn)削弱后子結(jié)構(gòu)的其抗倒塌機(jī)制。李國(guó)強(qiáng)等[10-12]采用直接去柱法對(duì)平面框架進(jìn)行抗連續(xù)倒塌試驗(yàn)研究。Lu等[13]、Qian等[14]分別對(duì)帶樓板的框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行拆柱后的試驗(yàn)研究。關(guān)于直接拆柱法的理論研究，錢(qián)稼茹等[15]采用集中塑性鉸桿模型研究拆柱后的動(dòng)力效應(yīng)。Xu等[16]基于能量平衡理論采用Pushdown方法分析拆柱過(guò)程。Alashker等[17]提出一種增量模型跟蹤樓板系統(tǒng)在拆柱后的損傷演化。

需要注意的是，具體災(zāi)害可能引起特殊的受力方式和破壞模式，比如師燕超等[18]研究爆炸災(zāi)害對(duì)梁柱構(gòu)件及其節(jié)點(diǎn)的沖擊力破壞?？拷泵Φ缆返呐R街建筑非常容易受到車(chē)輛等的撞擊，大多數(shù)研究主要考慮柱的抗沖擊性能或抗沖擊加固措施。朱翔等[19-20]對(duì)外包鋼管復(fù)合柱進(jìn)行抗沖擊試驗(yàn)。Wang等[21]、史艷麗等[22]分別對(duì)鋼管混凝土組合構(gòu)件進(jìn)行橫向撞擊荷載下的試驗(yàn)研究。Huo等[23]進(jìn)行了一系列落錘沖擊鋼框架梁或節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)。鮮有研究考慮柱被沖斷后剩余結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能，本文分析撞擊荷載引起的多層框架中柱失效后的抗倒塌性能，并與傳統(tǒng)直接拆柱法對(duì)比，隨后分析框架結(jié)構(gòu)在不同質(zhì)量、速度等撞擊荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)。

1 平面鋼框架直接拆柱法分析

本章首先模擬已有多層框架直接去中柱試驗(yàn)，李國(guó)強(qiáng)等對(duì)2層4跨平面鋼框架采用直接拆柱法，研究多層框架中柱瞬時(shí)失效后框架的動(dòng)力反應(yīng)特性，用來(lái)與撞擊拆柱法模擬結(jié)果對(duì)比。

1.1 模型參數(shù)

試件荷載布置如圖1所示，第1、第2層的層高分別為H1=1 227 mm，H2=1 054 mm，跨度為L(zhǎng)=2 054 mm。框架梁和柱均采用高頻焊接H型鋼，截面尺寸為H54×50×4×4 mm，梁柱節(jié)點(diǎn)都采用全焊節(jié)點(diǎn)。失效跨和相鄰跨的配重大小分別為P1= 3.85 kN和P2= 2.1 kN。試件和配重安裝就位后，瞬時(shí)拆除中柱引發(fā)結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌。

圖1 試件的立面圖與荷載布置Fig.1 Elevation and load distribution diagram

1.2 直接拆柱法模擬

被拆除中柱采用ABAQUS軟件中的梁?jiǎn)卧狟32建立，而剩余框架結(jié)構(gòu)采用殼單元S4R建立，梁?jiǎn)卧蜌卧捎?kinematic coupling命令進(jìn)行的耦合，將殼單元截面上所有的點(diǎn)都耦合到梁?jiǎn)卧亩瞬?，如圖2所示。節(jié)點(diǎn)區(qū)網(wǎng)格加密，網(wǎng)格尺寸為12.5 mm，節(jié)點(diǎn)區(qū)外的單元尺寸為25 mm。約束柱腳沿X，Y，Z方向的平動(dòng)和轉(zhuǎn)動(dòng)，以模擬剛性柱腳。為使有限元模型固有頻率與試驗(yàn)的真實(shí)頻率一致，配重沒(méi)有作為外荷載施加到框架梁上，而是折算成一定體積和密度的質(zhì)量塊懸掛在配重位置上[24]。配重作為外荷載時(shí)結(jié)構(gòu)第一階頻率ω′n=13.06 Hz，配重作為質(zhì)量塊的第一階頻率ωn=8.48 Hz。采用在INP文件中加入語(yǔ)句*MODEL CHANGE, TYPE = ELEMENT, REMOVE模擬中柱拆除，拆柱時(shí)間取為0.01 s，小于剩余結(jié)構(gòu)第1階豎向自振周期(T1= 0.74 s)的1/10[25]。

圖2 試件的有限元模型Fig.2 Finite element model of specimen

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[26]，屈服應(yīng)力與應(yīng)變率的關(guān)系為

(1)

圖3 失效中柱正上方節(jié)點(diǎn)的位移時(shí)程Fig.3 Displacement directly above the failed column

圖4為有限元和試驗(yàn)破壞結(jié)果對(duì)比，整體變形和節(jié)點(diǎn)轉(zhuǎn)角均一致，有限元模型反應(yīng)梁端翼緣的屈服情況，可以模擬多層框架結(jié)構(gòu)在中柱失效后的動(dòng)力性能。撞擊拆柱法模擬也在此平面框架基礎(chǔ)上完成。

圖4 有限元和試驗(yàn)破壞結(jié)果對(duì)比Fig.4 Comparison of failure results between FEM and test

2 平面鋼框架撞擊拆柱法分析

2.1 撞擊模擬驗(yàn)證

Huo等采用落錘沖擊法研究撞擊荷載作用下鋼梁力學(xué)性能。鋼梁截面尺寸為H250 mm× 125 mm× 6 mm× 9 mm，有效跨度L=2 500 mm。落錘的質(zhì)量m1=450 kg，落錘高度H=3.2 m，撞擊速度v=7.9 m/s。采用ABAQUS的8節(jié)點(diǎn)減縮積分單元(C3D8R)建立精細(xì)化有限元模型。用直徑200 mm和高度均為200 mm的圓柱體模擬落錘，落錘的速度由預(yù)定義場(chǎng)施加。落錘與鋼梁的接觸面采用通用接觸，接觸面法向?yàn)椤坝病苯佑|，切向摩擦因數(shù)為0.3。

撞擊力F時(shí)程曲線如圖5所示，曲線包含三個(gè)階段：峰值段、平臺(tái)段和下降段，將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，兩者吻合較好。鋼梁撞擊點(diǎn)的位移δ時(shí)程曲線如圖6所示，模擬值與試驗(yàn)值相比誤差較小，認(rèn)為本節(jié)采用的模型可以模擬動(dòng)力撞擊問(wèn)題。

圖5 撞擊力時(shí)程曲線Fig.5 Impact force-time history curves

圖6 撞擊點(diǎn)位移時(shí)程曲線Fig.6 Displacement-time history curves of impact point

由撞擊力和位移時(shí)程曲線還發(fā)現(xiàn)撞擊力處于峰值段時(shí)，鋼梁撞擊點(diǎn)的位移較小，還來(lái)不及變形，鋼梁最大位移發(fā)生在撞擊力的平臺(tái)段。圖7的應(yīng)力云圖也能說(shuō)明該現(xiàn)象，峰值段的應(yīng)力最大值出現(xiàn)在撞擊點(diǎn)附近；達(dá)到平臺(tái)段后，整根鋼梁參與抵抗撞擊力；下降段撞擊力逐漸減少，甚至落錘回彈，鋼梁隨后按自身固有頻率震蕩。

圖7 撞擊各階段應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of impact stages

2.2 撞擊力簡(jiǎn)化模型

將撞擊力時(shí)程曲線的三個(gè)階段簡(jiǎn)化為幾個(gè)簡(jiǎn)單的脈沖組合，比如，把峰值段(0≤t≤t1)簡(jiǎn)化為三角形脈沖，把平臺(tái)段和下降段(t1

圖8 撞擊力時(shí)程曲線簡(jiǎn)化Fig.8 Simplification of impact force-time history curve

撞擊力F(t)是隨時(shí)間t變化的函數(shù)，對(duì)應(yīng)的撞擊力沖量函數(shù)為I(t)，在任意時(shí)刻，沖量函數(shù)I(t)可以表示撞擊力F(t)對(duì)時(shí)間t的積分

(2)

式中，Itri為峰值段三角形脈沖的沖量，若撞擊力的峰值為Ft，Itri可表示為

(3)

同時(shí)，平臺(tái)段和下降段的沖量之和Irec可以表示為

(4)

平臺(tái)段和下降段簡(jiǎn)化的矩形脈沖持續(xù)時(shí)間為t2-t1，撞擊力平臺(tái)值Fa可由Irec表示為

(5)

2.3 結(jié)構(gòu)體系對(duì)撞擊力激勵(lì)的反應(yīng)

結(jié)構(gòu)體系在撞擊力作用下的動(dòng)力響應(yīng)可以簡(jiǎn)化為幾個(gè)脈沖激勵(lì)反應(yīng)的疊加，比如撞擊力對(duì)應(yīng)的時(shí)程曲線可以簡(jiǎn)化為圖9所示四個(gè)激勵(lì)函數(shù)F1(t)，F(xiàn)2(t)，F(xiàn)3(t)和F4(t)的疊加。簡(jiǎn)化模型的關(guān)鍵參數(shù)有：撞擊力峰值Ft、撞擊力平臺(tái)值Fa、峰值段結(jié)束時(shí)間t1和下降段結(jié)束時(shí)間t2。

圖9 撞擊力簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)單脈沖反應(yīng)Fig.9 Simple pulse simplified by impact load

撞擊過(guò)程持時(shí)較短，其中有效撞擊不超過(guò)0.1s[29]，阻尼力來(lái)不及在這么短的作用時(shí)間內(nèi)發(fā)揮作用，所以撞擊力作用下的運(yùn)動(dòng)微分方程不考慮阻尼部分，可以表示為

(6)

(7)

激勵(lì)函數(shù)Fi(t)可分解為持續(xù)時(shí)間為無(wú)窮小的脈沖序列，采用Duhamel積分[30]。得到對(duì)應(yīng)的位移反應(yīng)函數(shù)ui(t)，表示為

(8)

(9)

(10)

(11)

(4)激勵(lì)函數(shù)F4(t)。將F4(t)=-Fa代入式(8)計(jì)算得到

(12)

2.4 撞擊拆柱法模擬

改變撞擊質(zhì)量和撞擊速度，使中柱被撞斷，研究極端情況下剩余結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能。撞擊拆柱模型選用第1節(jié)平面鋼框架，拆柱方式由直接拆柱法改變?yōu)樽矒舨鹬āＷ矒糁兄膲K體采用方形剛體代替，撞擊塊所具有的質(zhì)量和速度決定撞擊能量。若撞擊塊的動(dòng)能太小，使中柱只受輕微損傷，或者撞擊塊的動(dòng)能太大，中柱被撞斷后，撞擊塊仍以一定的速度繼續(xù)運(yùn)動(dòng)并撞擊相鄰柱，使框架結(jié)構(gòu)發(fā)生過(guò)度破壞，將不能與直接拆柱法的結(jié)果對(duì)比，所以在中柱的右側(cè)設(shè)置方形防撞桶(如圖10所示)，桶的邊長(zhǎng)為0.1 m，長(zhǎng)度為0.5 m，厚度為1 mm，用于消耗撞擊塊撞斷中柱后的剩余能量，保護(hù)相鄰柱不受撞擊損壞。

圖10 撞擊拆柱法模型Fig.10 Model of impact column removal method

(13)

關(guān)于鋼材的應(yīng)變率，Scholl等[32]和Somarathna等[33]分別對(duì)比了常用應(yīng)變率模型的使用范圍，Cowper-Symonds模型使構(gòu)件在高速?zèng)_擊以及高應(yīng)變情況下的計(jì)算結(jié)果偏大，模型優(yōu)點(diǎn)是計(jì)算參數(shù)較少。結(jié)構(gòu)受車(chē)輛等撞擊大多數(shù)為低速?zèng)_擊，所以應(yīng)變率仍選用Cowper-Symonds模型。

首先選用質(zhì)量為500 kg的塊體撞擊中柱，其與中柱接觸時(shí)速度為20 m/s，圖11對(duì)比了受撞擊框架模型在不同時(shí)刻的應(yīng)力。在中柱被撞斷時(shí)刻(見(jiàn)圖11(a))，應(yīng)力最大值發(fā)生在撞擊點(diǎn)位置，其他位置應(yīng)力較小，整個(gè)框架結(jié)構(gòu)來(lái)不及變形，柱失效點(diǎn)正上方的位移為72 mm；在剛體與中柱間的撞擊力衰減到0時(shí)刻(見(jiàn)圖11(b))，原來(lái)由中柱承擔(dān)的荷載轉(zhuǎn)移到相鄰其他結(jié)構(gòu)，柱失效點(diǎn)處的位移為116 mm；在撞擊結(jié)束時(shí)刻(見(jiàn)圖11(c))，撞擊剛體仍以速度5.6 m/s撞向防撞桶直至減速到0，剩余結(jié)構(gòu)在豎向不平衡力作用下繼續(xù)變形，柱失效點(diǎn)處節(jié)點(diǎn)的位移為550 mm；在結(jié)構(gòu)出現(xiàn)較大的豎向變形時(shí)刻(圖11(d))，被撞斷的中柱上半段和下半段重新接觸，此時(shí)柱失效點(diǎn)正上方節(jié)點(diǎn)的位移為782 mm，已經(jīng)接近剩余框架結(jié)構(gòu)穩(wěn)定時(shí)刻的位移。

圖11 受撞擊框架在不同階段的應(yīng)力Fig.11 Stress of impacted frame at different stages

3 撞擊拆柱法與直接拆柱法對(duì)比

圖12和圖13對(duì)比了平面鋼框架結(jié)構(gòu)分別采用直接拆柱法和撞擊拆柱法去除中柱的部分結(jié)果。圖12為框架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)破壞形式。采用直接拆柱法后(見(jiàn)圖12(a))，框架梁柱節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力較小，且第一、第二層節(jié)點(diǎn)的應(yīng)力變化接近，失效中柱的剩余部分還處于彈性狀態(tài)，最大應(yīng)力發(fā)生在各層梁的上下翼緣。采用撞擊拆柱法后(見(jiàn)圖12(b))，第一層梁柱節(jié)點(diǎn)在靠近撞擊側(cè)的應(yīng)力較大，梁變形過(guò)大導(dǎo)致受撞擊側(cè)的梁下翼緣受拉開(kāi)裂，另一側(cè)梁翼緣和腹板受擠壓屈服，而第二層梁柱節(jié)點(diǎn)還沒(méi)有進(jìn)入塑性狀態(tài)。

圖13為失效點(diǎn)正上方的豎向位移，撞擊拆柱法達(dá)到穩(wěn)定后的位移為759 mm，直接拆柱法達(dá)到穩(wěn)定后的位移為447 mm，前者明顯大于后者。結(jié)合圖12應(yīng)力分析，撞擊力引起撞擊點(diǎn)及中柱上下節(jié)點(diǎn)應(yīng)力集中，在應(yīng)力集中區(qū)域發(fā)生局部損傷破壞，且撞擊力的峰值遠(yuǎn)大于中柱失效后的豎向不平衡力，進(jìn)一步加劇構(gòu)件初始損傷，帶損傷的剩余結(jié)構(gòu)在中柱失效后抵抗豎向不平衡荷載，使結(jié)構(gòu)達(dá)到穩(wěn)定后的變形較大。傳統(tǒng)直接拆柱法沒(méi)有考慮撞擊力對(duì)節(jié)點(diǎn)和相鄰區(qū)域的破壞，低估剩余結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)。為真實(shí)反應(yīng)構(gòu)件和節(jié)點(diǎn)對(duì)災(zāi)害的響應(yīng)，框架抗倒塌研究最好結(jié)合具體災(zāi)害分析。

圖12 節(jié)點(diǎn)破壞形式對(duì)比Fig.12 Comparison of failure modes of nodes

圖13 位移曲線對(duì)比Fig.13 Comparison of displacement curves

4 框架撞擊響應(yīng)分析

為進(jìn)一步分析框架受撞擊荷載后的響應(yīng)，改變撞擊塊的質(zhì)量和速度，質(zhì)量m從300～900 kg變化，速度v從15～30 m/s變化，試件基本參數(shù)如表1所示。

表1 試件的基本參數(shù)

試件名稱與撞擊塊的質(zhì)量和速度相關(guān)，比如試件FM300-V20中：F代表框架；M300表示撞擊塊質(zhì)量為300 kg；V20表示撞擊塊速度為20 m/s。所有試件分為3組：試件從編號(hào)1～5分析撞擊塊速度變化對(duì)框架的影響；編號(hào)6～10分析撞擊塊質(zhì)量變化對(duì)框架的影響；編號(hào)11～14分析撞擊能量對(duì)框架性能的影響。

4.1 撞擊速度

第1組模型中撞擊塊的質(zhì)量為500 kg，速度從15 m/s逐漸增大到35 m/s，框架結(jié)構(gòu)在中柱附近的破壞模式根據(jù)速度不同可以分為三種情況：第一種情況被撞中柱屈曲變形，但沒(méi)有被撞斷，中柱正上方節(jié)點(diǎn)只有較小損傷，結(jié)構(gòu)經(jīng)過(guò)小幅振動(dòng)后達(dá)到新的平衡(試件FM500-V15)；第二種情況中柱斷裂位置在撞擊點(diǎn)，撞擊側(cè)的梁端在下翼緣處開(kāi)裂，框架梁依靠軸拉力發(fā)展懸鏈線效應(yīng)(試件FM500-V20，F(xiàn)M500-V25，F(xiàn)M500-V30)；第三種情況中柱除撞擊點(diǎn)外，柱正上方節(jié)點(diǎn)也開(kāi)裂(試件FM500-V35)。圖14給出不同速度下的部分結(jié)果。

圖14 不同撞擊速度下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)Fig.14 Structural response for different impact velocities

由位移時(shí)程曲線(見(jiàn)圖14(a))發(fā)現(xiàn)，由于第一種情況中柱正上方節(jié)點(diǎn)及相鄰梁損傷最小，剩余結(jié)構(gòu)穩(wěn)定后的位移較小，約為260 mm；第二種情況的三個(gè)試件只在梁端下翼緣開(kāi)裂，穩(wěn)定后的位移大小接近，約為700 mm；第三種情況的試件接近于倒塌狀態(tài)，失效點(diǎn)的位移接近1 000 mm。由撞擊點(diǎn)位置的撞擊力時(shí)程曲線(見(jiàn)圖14(b))發(fā)現(xiàn)，試件FM500-V15的曲線包含峰值段、平臺(tái)段和下降段；而當(dāng)撞擊塊速度大于20 m/s時(shí)，中柱在峰值段被撞斷，所以隨著撞擊速度越大，撞擊峰值段時(shí)間越小。

4.2 撞擊質(zhì)量

第2組模型中撞擊塊的速度為20 m/s，質(zhì)量從300 kg逐漸增大到900 kg，典型破壞模式如圖15所示。撞擊塊質(zhì)量小于500 kg的試件，撞擊塊撞到中柱后被彈回，比如試件FM300-V20和試件FM400-V20，前者受撞擊后中柱屈曲，后者受撞擊后中柱在撞擊點(diǎn)處開(kāi)裂，但沒(méi)有被撞斷；撞擊塊質(zhì)量大于500 kg的試件，撞擊塊撞斷中柱隨后撞向防撞桶，比如試件FM600-V20。不同質(zhì)量試件的部分模擬結(jié)果，如圖16所示。

圖15 不同撞擊質(zhì)量下的破壞模式Fig.15 Failure modes under different impact masses

由圖16(a)得到，中柱沒(méi)有被撞斷的情況下，框架在中柱正上方的位移均小于在直接拆柱法后的位移，比如試件FM300-V20受撞擊穩(wěn)定后中柱位移為180 mm，試件FM400-V20中柱開(kāi)裂后的穩(wěn)定位移為358 mm；中柱被不同質(zhì)量撞擊并撞斷的情況下，各試件正上方節(jié)點(diǎn)的位移在750 mm附近，為直接拆柱法結(jié)果的1.6倍。由圖16(b)得到，試件受撞擊持續(xù)時(shí)間隨撞擊塊質(zhì)量增大而減小。需要注意的是，中柱被撞斷前后的撞擊力大小隨質(zhì)量變化的幅度遠(yuǎn)小于柱被撞斷前。由圖16還發(fā)現(xiàn)試件一旦被撞斷后，試件的動(dòng)力特性隨撞擊質(zhì)量變化不大，說(shuō)明傳統(tǒng)直接拆柱法也可以反映撞擊去柱后的特性，只是結(jié)果偏于保守，需要結(jié)合具體災(zāi)害乘以放大系數(shù)。

圖16 不同撞擊質(zhì)量下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)Fig.16 Structural response for different impact masses

4.3 撞擊動(dòng)能

第3組試件同時(shí)改變撞擊塊的質(zhì)量和速度，撞擊動(dòng)能維持在100 J，部分模擬結(jié)果如圖17所示。各試件在相同撞擊動(dòng)能作用下得到穩(wěn)定時(shí)位移為750 kN左右(見(jiàn)圖17(a))，說(shuō)明撞擊曲線平臺(tái)段的動(dòng)力特性與撞擊能量密切相關(guān)。撞擊時(shí)間與撞擊能量呈現(xiàn)不明顯規(guī)律變化(見(jiàn)圖17(b))，比如試件FM274-V27有最大速度卻有最短撞擊時(shí)間，而最小速度試件FM617-V18的撞擊時(shí)間居于中間。結(jié)合上文撞擊塊速度和質(zhì)量分析，撞擊力的作用時(shí)間均隨速度和質(zhì)量的增大而減小。相同動(dòng)能使撞擊塊的質(zhì)量和速度呈不同方向變化，引起撞擊力變化規(guī)律不明顯。

圖17 不同撞擊動(dòng)能下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)Fig.17 Structural response for different impact velocities

5 結(jié) 論

本文以平面框架受撞擊荷載為例，分析具體災(zāi)害對(duì)框架結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，并將撞擊結(jié)果與傳統(tǒng)直接拆柱法結(jié)果對(duì)比，研究剩余結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能，主要結(jié)論如下：

(1)撞擊力和最大位移是動(dòng)力分析的兩大要素，撞擊力處于峰值段時(shí)，鋼梁在撞擊點(diǎn)的位移較小，還來(lái)不及變形，鋼梁最大位移發(fā)生在撞擊力的平臺(tái)段。

(2)針對(duì)撞擊曲線的峰值段、平臺(tái)段和下降段，提出一種撞擊力簡(jiǎn)化模型。將撞擊力簡(jiǎn)化為簡(jiǎn)單脈沖后，分析結(jié)構(gòu)體系在各脈沖作用下的激勵(lì)反應(yīng)。

(3)撞擊拆柱法使節(jié)點(diǎn)應(yīng)力分布復(fù)雜，撞擊的作用范圍會(huì)超過(guò)被撞柱的范圍，引起相鄰節(jié)點(diǎn)和構(gòu)件損傷，使柱失效后剩余結(jié)構(gòu)的受力方式和破壞模式發(fā)生變化。傳統(tǒng)直接拆柱法沒(méi)有考慮節(jié)點(diǎn)破壞，低估剩余結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)?？沟顾治鲈跅l件允許下最好結(jié)合具體災(zāi)害研究。

(4)撞擊后的動(dòng)力特性與撞擊能量密切相關(guān)，受撞擊速度影響最大。撞擊力作用時(shí)間分別隨速度和質(zhì)量呈反向變化，撞擊力時(shí)程曲線平臺(tái)段荷載值由撞擊能量確定。