帶梁式轉(zhuǎn)換層框支剪力墻結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌分析

師立德，侯建帥，張 斌，高金瑞，劉娜娜，車(chē)拿單，張 松，薛毓鑫

(西安科技大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，西安 710054)

建筑結(jié)構(gòu)受到偶然荷載時(shí)，某個(gè)構(gòu)件或多個(gè)構(gòu)件會(huì)超過(guò)其極限承載力，不再承受結(jié)構(gòu)荷載，此時(shí)結(jié)構(gòu)內(nèi)力發(fā)生重分布，而相鄰構(gòu)件承受的荷載驟然增大，使結(jié)構(gòu)出現(xiàn)與初始破壞不成比例的災(zāi)害，該現(xiàn)象被稱(chēng)為“連續(xù)倒塌”。自1968 年Ronan Point公寓發(fā)生倒塌以來(lái)[1]，國(guó)外關(guān)于建筑物連續(xù)倒塌問(wèn)題的研究一直沒(méi)有中斷[2-3]，中國(guó)20世紀(jì)80年代中期開(kāi)始對(duì)帶梁式轉(zhuǎn)換層框支剪力墻結(jié)構(gòu)的研究。田力等[4]采用ANSYS軟件對(duì)外部爆炸荷載作用下結(jié)構(gòu)的連續(xù)倒塌進(jìn)行了模擬，建立了結(jié)構(gòu)的多尺度模型并驗(yàn)證其有效性。李分德等[5]采用有限元軟件對(duì)已完成的鋼框架梁柱子結(jié)構(gòu)pushdown試驗(yàn)進(jìn)行有限元模擬,并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證其準(zhǔn)確性。蔡曉光等[6]采用基于MSC.Marc有限元軟件開(kāi)發(fā)的THUFIBER程序,以汶川地震中整體倒塌的北川縣聯(lián)社為研究對(duì)象,進(jìn)行框架結(jié)構(gòu)地震倒塌研究，通過(guò)動(dòng)力時(shí)程分析得到結(jié)構(gòu)在地震作用下的破壞表現(xiàn)為層失效模式。韋婷玉等[7]以一鋼筋混凝土雙跨梁為試驗(yàn)構(gòu)件，在中柱失效后對(duì)其進(jìn)行pushdown靜力加載，并觀測(cè)試件的破壞模式。孟寶等[8]同樣基于拆除構(gòu)件法對(duì)節(jié)點(diǎn)連接方式不同的框架進(jìn)行抗倒塌試驗(yàn)分析，從而得到結(jié)構(gòu)的抗倒塌機(jī)制情況。Isobe[9]對(duì)鋼框架進(jìn)行抗連續(xù)倒塌性能試驗(yàn)，研究了在軸向力不同時(shí)拆除某根柱后的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。He等[10]以不規(guī)則框架結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，利用OpenSees建立數(shù)值模型，并用試驗(yàn)驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性。

帶梁式轉(zhuǎn)換層框支剪力墻結(jié)構(gòu)作為一種側(cè)向不規(guī)則的結(jié)構(gòu)形式應(yīng)用及其廣泛，而其關(guān)鍵構(gòu)件一旦失效后，會(huì)加劇其不規(guī)則性，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在豎向荷載作用下發(fā)生大范圍的倒塌，因此研究此類(lèi)結(jié)構(gòu)在偶然作用下的抗連續(xù)倒塌能力顯得極其重要?，F(xiàn)以某帶梁式轉(zhuǎn)換層框支剪力墻結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，運(yùn)用備用荷載路徑法，研究在不同初始破壞的作用下拆除后結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌力的分布規(guī)律，著重分析破壞狀態(tài)發(fā)生后剩余結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)位移、內(nèi)力機(jī)制及內(nèi)力重分布過(guò)程。

1 結(jié)構(gòu)受力分析

為保證結(jié)構(gòu)的整體安全性，在設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)時(shí)對(duì)其要求為從上到下剛度和承載力依次增大，而在某些特殊情況下框支剪力墻結(jié)構(gòu)的存在正是反常規(guī)的設(shè)計(jì)形式。此類(lèi)結(jié)構(gòu)中以轉(zhuǎn)換層為分界線，其上、下部分的抗側(cè)剛度相差較大易發(fā)生突變。在豎向荷載作用下，由于轉(zhuǎn)換梁會(huì)與緊靠該構(gòu)件的上部剪力墻存在共同作用，因此上部各層剪力墻的內(nèi)力分布情況會(huì)截然不同?？蛑Ъ袅D(zhuǎn)換層的墻體形成壓力拱效應(yīng)，緊鄰轉(zhuǎn)換梁的剪力墻內(nèi)力分布不均勻，越靠近支座豎向應(yīng)力就越大，中間的豎向應(yīng)力最小，且距離轉(zhuǎn)換梁越遠(yuǎn)這種拱效應(yīng)逐漸減弱，墻體內(nèi)力趨于平均。

如圖1所示，正是因?yàn)楣靶?yīng)的存在，不僅使墻體的豎向應(yīng)力分布不均勻，同時(shí)跨中產(chǎn)生了向外的水平向推力，轉(zhuǎn)換梁內(nèi)部會(huì)產(chǎn)生較大的拉力與推力保持平衡，且梁內(nèi)拉力在各個(gè)界面處是不相等的，跨中最大，越靠近支座拉力越小。因此，轉(zhuǎn)換梁與普通框架梁的區(qū)別在于普通框架梁是受彎構(gòu)件，而轉(zhuǎn)換梁屬于偏心受拉構(gòu)件。

圖1 轉(zhuǎn)換層傳力示意圖Fig.1 Transfer floor force transfer diagram

2 有限元模型建立

2.1 分析模型及參數(shù)

本文使用PKPM(工程管理軟件)建立帶梁式轉(zhuǎn)換層框支剪力墻結(jié)構(gòu)，依據(jù)SATWE模塊計(jì)算構(gòu)件配筋，并通過(guò)有限元軟件SAP2000進(jìn)行數(shù)值建模和分析。有限元模型如圖2所示。

圖2 框支剪力墻結(jié)構(gòu)的三維模型Fig.2 Three dimensional model of frame supported shear wall structure

(1)總信息：該建筑1～2 層為商場(chǎng)，3～15 層為辦公區(qū)，轉(zhuǎn)換層位于第2 層。各層的構(gòu)件截面尺寸如表1和圖3所示。

表1 構(gòu)件信息Table 1 Component information

(2)結(jié)構(gòu)使用材料信息和荷載信息：1～2 層混凝土等級(jí)C40，受力鋼筋HRB400，箍筋HRB400；3～15 層混凝土等級(jí)C30，受力鋼筋HRB400，箍筋HRB400。1～2 層恒載7.0 kN/m2，活載3.5 kN/m2，梁線荷載10 kN/m；3～14 層恒載5.0 kN/m2，活載2.0 kN/m2；15 層恒載6.0 kN/m2，活載0.5 kN/m2。

2.2 倒塌分析計(jì)算模型

參照GSA2003的規(guī)定，采用非線性動(dòng)力方法模擬結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌過(guò)程，使鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)按照默認(rèn)的塑性鉸分析。塑性鉸的本構(gòu)關(guān)系曲線如圖4所示，B點(diǎn)為構(gòu)件屈服點(diǎn)，C點(diǎn)為構(gòu)件達(dá)到其自身極限強(qiáng)度，D點(diǎn)為殘余強(qiáng)度點(diǎn)，E點(diǎn)為失效點(diǎn)。美國(guó)規(guī)范ATC-40將強(qiáng)化階段分為直接使用極限狀態(tài)IO、安全極限狀態(tài)LS、坍塌防止極限狀態(tài)CP三個(gè)性能水平。

圖3 平面布置圖Fig.3 Layout plan

3 抗連續(xù)倒塌分析過(guò)程

采用非線性動(dòng)力分析來(lái)實(shí)現(xiàn)承重柱的拆除，在考慮材料非線性的基礎(chǔ)上，當(dāng)局部構(gòu)件失效后，得到剩余結(jié)構(gòu)隨時(shí)間變化的動(dòng)力響應(yīng)情況，結(jié)合拆除柱機(jī)理，非線性動(dòng)力分析流程可分為以下三個(gè)步驟來(lái)實(shí)現(xiàn)承重柱的拆除。

圖4 塑性鉸力-位移關(guān)系曲線Fig.4 Plastic hinge force displacement curve

(1)對(duì)僅承受豎向荷載的整體結(jié)構(gòu)作靜力分析，并記錄目標(biāo)拆除構(gòu)件的桿端內(nèi)力，只需記錄柱軸力即可。

(2)選擇目標(biāo)構(gòu)件直接移除，并更新結(jié)構(gòu)模型，如圖5(a)所示。

(3)在移除柱的上端節(jié)點(diǎn)處施加與柱內(nèi)力相等的反作用力，使結(jié)構(gòu)與原結(jié)構(gòu)等效，如圖5(b)所示。待結(jié)構(gòu)達(dá)到靜力平衡狀態(tài)時(shí)，將反作用力在一定時(shí)間內(nèi)迅速卸荷為0，觀察剩余結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，如圖5(c)所示，進(jìn)而研究結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能。

通常情況下，卸荷時(shí)間越短，結(jié)構(gòu)越敏感，即對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響越大。通常卸荷時(shí)間取構(gòu)件拆除后剩余結(jié)構(gòu)的豎向基本周期的1/10。利用非線性動(dòng)力拆除構(gòu)件法時(shí)，依據(jù)GSA2013設(shè)計(jì)指南荷載組合取為1.0DL+0.25LL。

圖5 分析步驟簡(jiǎn)圖Fig.5 Sketch of analysis steps

4 框架柱失效的動(dòng)力分析

依據(jù)GSA(美國(guó)聯(lián)邦行政管理總署)導(dǎo)則，把每次拆除一根承重柱作為一種工況。柱子所在的X向、Y向軸號(hào)與該柱所在的樓層共同組成待拆除構(gòu)件的編號(hào)，1-A1表示結(jié)構(gòu)一層A軸與1軸相交處的柱子，即工況1-A1為拆除底層角柱。待拆構(gòu)件的軸力如表2所示，并對(duì)比了SAP2000和PKPM的結(jié)果，二者相差不到10%，因此可確保結(jié)構(gòu)建模的準(zhǔn)確性。

在普通框架結(jié)構(gòu)遭受初始破壞后，剩余結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布過(guò)程中存在兩種承載模式，分別為“梁機(jī)制”狀態(tài)和“懸鏈線機(jī)制”狀態(tài)。

表2 待拆構(gòu)件的軸力Table 2 Axial force of component to be demolished

4.1 不同工況位移時(shí)程曲線分析

底層和轉(zhuǎn)換層的不同拆除工況的位移時(shí)程曲線分別如圖6和圖7所示，變化趨勢(shì)均表現(xiàn)出在構(gòu)件失效的瞬間位移先驟然增加，隨后在某個(gè)范圍內(nèi)來(lái)回波動(dòng)，逐漸穩(wěn)定在某一數(shù)值。底層的角柱拆除后的失效位移為70.63 mm，分別為長(zhǎng)邊中柱、短邊中柱、內(nèi)柱最大失效位移的2.01 倍、2.13 倍及1.55 倍；對(duì)于轉(zhuǎn)換層角柱拆除后的失效位移為60.87 mm，分別為長(zhǎng)邊中柱、短邊中柱、內(nèi)柱最大失效位移的1.83 倍、1.93 倍及1.43 倍。由GSA2003失效準(zhǔn)則可知結(jié)構(gòu)均未發(fā)生連續(xù)倒塌。針對(duì)同層不同構(gòu)件失效的情況下，位移表現(xiàn)均為角柱>內(nèi)柱>長(zhǎng)邊中柱>短邊中柱。比較同一拆除位置不同層的失效位移可知，底層角柱、長(zhǎng)邊中柱、短邊中柱、內(nèi)柱的最大失效位移分別為轉(zhuǎn)換層相應(yīng)節(jié)點(diǎn)位移的1.16 倍、1.06 倍、1.06 倍、1.07 倍?？梢钥闯鲛D(zhuǎn)換層的轉(zhuǎn)換梁剛度相較于底層框架梁的剛度較大，而剩余結(jié)構(gòu)能承擔(dān)更大的不平衡荷載，即表現(xiàn)出較小位移。

圖6 底層柱失效的位移時(shí)程曲線Fig.6 Displacement time history curve of failure of bottom column

圖7 轉(zhuǎn)換層柱失效的位移時(shí)程曲線Fig.7 Displacement time history curve of column failure in transfer floor

4.2 相鄰框架梁內(nèi)力分析

4.2.1 角柱失效

拆除底層和轉(zhuǎn)換層的角柱后，相鄰框架梁內(nèi)力時(shí)程曲線分別如圖8和圖9所示。1-A1工況下，結(jié)構(gòu)X和Y方向的梁?jiǎn)卧獌?nèi)力迅速增大，可形成梁端彎矩，此時(shí)底層角柱失效引起的不平衡荷載由梁端彎矩承擔(dān)，以“梁機(jī)制”的形式為結(jié)構(gòu)提供抗力。2-A1工況下，拆除轉(zhuǎn)換層角柱的瞬間，梁端彎矩迅速增大為結(jié)構(gòu)提供抗力，原本由框支柱承受的內(nèi)力轉(zhuǎn)變?yōu)橛上噜忁D(zhuǎn)換梁所形成的“梁機(jī)制”來(lái)承擔(dān)。轉(zhuǎn)換梁截面尺寸和配筋率相對(duì)較大，拆柱后可承擔(dān)的彎矩達(dá)到原結(jié)構(gòu)內(nèi)力的2倍，此時(shí)會(huì)造成“強(qiáng)梁弱柱”的情況。隨著結(jié)構(gòu)進(jìn)入大變形階段，X、Y兩方向支撐轉(zhuǎn)換梁的框支柱在一定程度上能有效約束轉(zhuǎn)換梁的變形，因此結(jié)構(gòu)不會(huì)發(fā)揮“懸鏈線機(jī)制”作用。

圖8 1-A1工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.8 Internal force variation of adjacent beams under 1-A1 condition

圖9 2-A1工況下相鄰梁的內(nèi)力變化 Fig.9 Internal force variation of adjacent beams under 2-A1 condition

4.2.2 長(zhǎng)邊中柱失效

拆除底層和轉(zhuǎn)換層的長(zhǎng)邊中柱后，相鄰框架梁內(nèi)力時(shí)程曲線分別如圖10和圖11所示。1-A4工況下相鄰梁遠(yuǎn)柱端彎矩和軸力時(shí)程曲線，在初始破壞剛發(fā)生時(shí)，結(jié)構(gòu)發(fā)揮了梁機(jī)制作用，隨著結(jié)構(gòu)分析發(fā)展到大變形階段，梁端彎矩逐漸趨于穩(wěn)定，通過(guò)比較X向和Y向的梁端軸力變化，拆柱后X向仍有較好的水平支撐，因此X向梁提供的懸鏈線作用比Y向梁更有效。2-A4工況下由于轉(zhuǎn)換梁上部的剪力墻在豎向荷載的作用下存在壓力拱效應(yīng)，在轉(zhuǎn)換層的長(zhǎng)邊中柱失去效力后，Y向梁的一端支座約束消失，進(jìn)而轉(zhuǎn)換梁與上部剪力墻的共同作用被減弱，剪力墻的拱效應(yīng)衰減至失效，轉(zhuǎn)換梁的彎矩急劇增大，軸力先增大到一定值后開(kāi)始波動(dòng)最終穩(wěn)定在0附近。X向轉(zhuǎn)換梁在拆除長(zhǎng)邊中柱后跨度變?yōu)樵瓉?lái)的2 倍，此時(shí)需要承擔(dān)較大的剪力墻自重，壓力拱效應(yīng)由兩邊的框支柱承擔(dān)，使轉(zhuǎn)換梁內(nèi)產(chǎn)生較大的軸力，因此X向轉(zhuǎn)換梁的軸力突變程度遠(yuǎn)大于Y向梁的軸力。

圖10 1-A4工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.10 Internal force variation of adjacent beams under 1-A4 working condition

圖11 2-A4工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.11 Internal force variation of adjacent beams under 2-A4 condition

4.2.3 短邊中柱失效

拆除底層和轉(zhuǎn)換層的短邊中柱后，相鄰框架梁內(nèi)力時(shí)程曲線分別如圖12和圖13所示。1-C1工況下相鄰梁在柱遠(yuǎn)端的彎矩和軸力時(shí)程曲線，其抗力機(jī)制與長(zhǎng)邊中柱失效時(shí)相同。2-C1工況下相鄰梁在拆除轉(zhuǎn)換層短邊中柱后，其相鄰梁的動(dòng)力響應(yīng)與圖12表現(xiàn)出的內(nèi)力變化一致。倒塌機(jī)制同樣也是由“梁機(jī)制”過(guò)渡到“懸鏈線機(jī)制”，轉(zhuǎn)換層的特殊性主要體現(xiàn)在上部剪力墻的壓力拱效應(yīng)的變化。X向轉(zhuǎn)換梁失去有效水平約束，與上部剪力墻的共同作用也逐漸衰退，壓力拱效應(yīng)失效使得梁內(nèi)需承受較大的彎矩，而軸力卻逐漸趨于0。Y向轉(zhuǎn)換梁的跨度變大，壓力拱效應(yīng)增強(qiáng)，向下傳遞的豎向荷載主要集中在支座處，因此梁軸力較大幅度的增加。

圖12 1-C1工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.12 Internal force variation of adjacent beams under 1-C1 condition

圖13 2-C1工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.13 Internal force variation of adjacent beams under 2-C1 condition

4.2.4 內(nèi)柱失效

拆除底層和轉(zhuǎn)換層的內(nèi)柱后，相鄰框架梁內(nèi)力時(shí)程曲線分別如圖14和圖15所示。1-C4工況下，首層相鄰梁的最大彎矩大于其抗彎承載力，說(shuō)明結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸鏈線機(jī)制。2-C4工況下，X、Y向轉(zhuǎn)換梁遠(yuǎn)柱端的最大彎矩達(dá)超過(guò)其抗彎承載力，梁內(nèi)形成了穩(wěn)定的軸向拉力，此時(shí)不平衡荷載由梁內(nèi)軸力承擔(dān)，結(jié)構(gòu)抗力由懸鏈線機(jī)制提供。內(nèi)柱失效僅改變兩個(gè)方向的梁跨度，梁端依然存在有效的水平約束支座，因此當(dāng)內(nèi)部柱失效后，整體結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出良好抗連續(xù)倒塌能力。

圖14 1-C4工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.14 Internal force variation of adjacent beams under 1-C4 condition

從抗連續(xù)倒塌性能的角度來(lái)看，當(dāng)支撐上部剪力墻的內(nèi)部柱發(fā)生初始破壞，由于X和Y向的剪力墻本身自重較大，而且剪力墻的壓力拱效應(yīng)會(huì)使轉(zhuǎn)換梁承受較大的軸向拉力，此時(shí)結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生較大的不平衡荷載，導(dǎo)致內(nèi)力重分布過(guò)程中剩余結(jié)構(gòu)的備用荷載路徑無(wú)法完全分擔(dān)不平衡荷載，因此在框支剪力墻結(jié)構(gòu)中，內(nèi)部區(qū)域?qū)φw結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響不容忽視。

圖15 2-C4工況下相鄰梁的內(nèi)力變化Fig.15 Internal force variation of adjacent beams under 2-C4 condition

4.3 相鄰柱內(nèi)力分析

4.3.1 角柱失效

當(dāng)?shù)讓雍娃D(zhuǎn)換層角柱失效后。相鄰豎向構(gòu)件的內(nèi)力變化值如表3和表4所示。在1-A1和2-A1工況下，相鄰柱B1、A2增量最明顯，而A3、C1和B2等柱軸力的最大增量均小于15%，表明原來(lái)由柱A1承受的軸力在其失效后轉(zhuǎn)移給了緊鄰構(gòu)件，意味著拆除構(gòu)件后傳力機(jī)制隨著遠(yuǎn)離該柱而逐漸減弱。柱B1的突變程度要高于柱A2，這是因?yàn)橹鵄2旁布置有雙向的剪力墻構(gòu)件，剪力墻構(gòu)件可為柱A2提供更有效的荷載傳力路徑，因此剪力墻的存在可提高抗連續(xù)倒塌能力，增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的安全性。

表3 1-A1工況各柱軸力變化情況Table 3 Axial force change of each column under 1-A1 working condition

表4 2-A1工況各柱軸力變化情況Table 4 Axial force change of each column under 2-A1 working condition

4.3.2 長(zhǎng)邊中柱失效

當(dāng)?shù)讓雍娃D(zhuǎn)換層長(zhǎng)邊中柱失效后。相鄰豎向構(gòu)件的內(nèi)力變化值如表5和表6所示。在1-A4和2-A4工況下，失效柱的軸力主要由相鄰柱承擔(dān)，即柱A3、A5、B4的軸力增量最大，其他柱只能分擔(dān)到很小的軸力。在構(gòu)件失效區(qū)內(nèi)，柱A3與A5突變程度比柱B4的小，表明Y向框架比X向框架更容易發(fā)生破壞，這是由于柱A3與A5旁有緊鄰的剪力墻構(gòu)件。

4.3.3 短邊中柱失效

當(dāng)?shù)讓雍娃D(zhuǎn)換層短邊中柱失效后。相鄰豎向構(gòu)件的內(nèi)力變化值如表7和表8所示。在1-C1和2-C1工況下，通過(guò)比較各相鄰柱的軸力變化，柱B1、D1、C2的軸力增量最大，這三個(gè)框架柱均緊鄰拆除構(gòu)件，是后繼破壞高發(fā)區(qū)，其中B1和D1的突變程度大于C2，是由于在柱C2軸線上有設(shè)置剪力墻，說(shuō)明此處設(shè)置的剪力墻在分擔(dān)不平衡荷載時(shí)發(fā)揮了極其重要的作用。其余隔跨柱的軸力變化均在10%左右，表明越遠(yuǎn)離失效柱，柱軸力的變化越不明顯，偶然荷載對(duì)各柱的影響越小。

表5 1-A4工況各柱的內(nèi)力變化Table 5 Axial force change of each column under 1-A4 working condition

表6 2-A4工況各柱的內(nèi)力變化Table 6 Axial force change of each column under 2-A4 working condition

4.3.4 內(nèi)柱失效

當(dāng)?shù)讓雍娃D(zhuǎn)換層內(nèi)柱失效后。相鄰豎向構(gòu)件的內(nèi)力變化值如表9和表10所示。在內(nèi)部柱失效的瞬間，相鄰豎向構(gòu)件出現(xiàn)軸力重分布，在1-C4工況下，對(duì)比各柱軸力變化情況，與失效柱C4緊鄰的柱B4、D4、C3和C5的軸力變化最為顯著；在2-C4工況下，轉(zhuǎn)換層相同位置柱的軸力變化與底層相差不多，且相鄰四個(gè)框架柱的軸力突變情況幾乎相等。

表7 1-C1工況各柱的軸力變化Table 7 Axial force change of each column under 1-C1 working condition

表8 2-C1工況各柱的軸力變化Table 8 Axial force change of each column under 2-C1 working condition

表9 1-C4工況各柱軸力變化情況Table 9 Axial force change of each column under 1-C4 working condition

表10 2-C4工況各柱軸力變化情況Table 10 Axial force change of each column under 2-C4 working condition

5 結(jié)論

(1)對(duì)比同層的不同構(gòu)件失效后剩余結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力可知，邊區(qū)域最強(qiáng)，內(nèi)部區(qū)域次之，角部區(qū)域最容易引起結(jié)構(gòu)發(fā)生整體倒塌。

(2)結(jié)構(gòu)在遭受初始局部破壞時(shí)所表現(xiàn)出的抗倒塌機(jī)制在一定程度上與普通框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌機(jī)制類(lèi)似，角柱失效產(chǎn)生的不平衡內(nèi)力僅由梁機(jī)制承擔(dān)，邊柱失效時(shí)其中一個(gè)方向完成了由梁機(jī)制轉(zhuǎn)向懸鏈線機(jī)制的過(guò)程，內(nèi)柱失效時(shí)相鄰梁內(nèi)可產(chǎn)生穩(wěn)定的軸向拉力，因此可發(fā)揮兩種機(jī)制。

(3)基于非線性動(dòng)力分析法，拆除承重柱后相鄰梁所承受的彎矩和軸力不僅在數(shù)值上有所增大，在近柱端的受力也會(huì)變號(hào)；剩余結(jié)構(gòu)的內(nèi)力重分布主要體現(xiàn)在失效跨內(nèi)柱的內(nèi)力增大。各構(gòu)件柱的軸力增幅程度取決于該柱與失效柱之間的距離，二者呈反比關(guān)系，距離越大柱軸力的增幅越小，即不平衡內(nèi)力的影響程度隨距離越遠(yuǎn)而逐漸遞減，可總結(jié)為傳力遵循“就近原則”。