裝配式鋼-混凝土組合框架動態(tài)倒塌性能研究

楊濤 黃俊人 張云 龐瑞文

(1.廣西大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，廣西 南寧 530004；2.廣西大學(xué) 工程防災(zāi)與結(jié)構(gòu)安全教育部重點實驗室，廣西 南寧 530004；3.廣西北投公路建設(shè)投資集團(tuán)有限公司，廣西 南寧 530022)

2021年，我國江蘇省蘇州市吳江區(qū)的四季開源酒店輔房和美國佛羅里達(dá)州邁阿密-戴德縣的一處公寓先后發(fā)生了倒塌事故[1- 2]，這些事故再次表明了對建筑結(jié)構(gòu)開展抗倒塌設(shè)計的重要性。鋼-混凝土組合框架結(jié)構(gòu)在多高層建筑中應(yīng)用廣泛，國內(nèi)外學(xué)者針對其連續(xù)倒塌性能展開了大量的理論與試驗研究。Yang等[3]探討了采用不同類型的半剛性節(jié)點組合框架結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能，結(jié)果表明結(jié)構(gòu)極限承載力始終由梁柱節(jié)點失效所控制。Wang等[4- 5]分析了鋼框架和鋼-混凝土組合框架子結(jié)構(gòu)中不同抗力機(jī)制對結(jié)構(gòu)承載力的貢獻(xiàn)。Fu等[6- 7]研究了組合樓蓋體系的荷載傳遞機(jī)理及破壞模式，研究表明在小變形階段，豎向荷載主要通過次梁向相鄰柱傳遞，而在大變形階段，豎向荷載主要通過主梁和組合樓板進(jìn)行傳遞。高山等[8]則提出了組合框架結(jié)構(gòu)中壓拱效應(yīng)和拉膜效應(yīng)的簡化計算模型。

Wang、Zhang等[9- 10]對組合樓蓋體系開展的研究表明，混凝土板的拉膜效應(yīng)在提高結(jié)構(gòu)抗倒塌承載力上發(fā)揮著重要作用。譚政等[11]研究表明組合樓板可以使框架子結(jié)構(gòu)在梁機(jī)制和懸鏈線機(jī)制的峰值荷載提高54%和117%。Yang等[12]研究了在樓板設(shè)置洞口對組合樓蓋體系抗倒塌性能的影響，結(jié)果表明樓板開洞會明顯削弱樓板中的拉膜效應(yīng)。梁緯球等[13]利用有限元方法分析了跨高比等設(shè)計參數(shù)對體外預(yù)應(yīng)力組合梁抗倒塌性能的影響，研究表明施加體外預(yù)應(yīng)力可以有效促進(jìn)結(jié)構(gòu)懸鏈線效應(yīng)的產(chǎn)生和發(fā)展。鐘煒輝和任魯明等[14- 15]研究了邊界約束對框架子結(jié)構(gòu)抗倒塌性能的影響，研究表明結(jié)構(gòu)抗倒塌承載力隨著軸向約束的增加而提高。此外，部分學(xué)者采用數(shù)值方法分析了梁柱連接強(qiáng)度和剛度對組合樓蓋抗倒塌性能的影響[16- 17]，研究表明連接剛度對梁中軸力的發(fā)展程度影響顯著。

隨著我國建筑產(chǎn)業(yè)化的發(fā)展，裝配式鋼-混凝土組合梁在工程中的應(yīng)用逐漸增多；近年來，業(yè)內(nèi)學(xué)者針對裝配式組合梁開展了相關(guān)研究[18- 20]，但是現(xiàn)有研究主要集中在裝配式組合梁的受力性能方面，對采用裝配式組合梁的組合框架結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能研究仍鮮見報道。

采用裝配式組合梁的組合框架的抗倒塌性能會受到梁中預(yù)制板分段位置、預(yù)制板拼縫處理方式等因素的影響，倒塌過程中荷載在框架結(jié)構(gòu)內(nèi)的傳遞方式以及結(jié)構(gòu)的抗倒塌行為必將呈現(xiàn)一些新的特點。因此，對裝配式鋼-混凝土組合框架的動態(tài)倒塌行為進(jìn)行研究，具有重要的工程實際意義。為此，本研究首先設(shè)計了2個縮尺的采用裝配式組合梁的單層兩跨的框架子結(jié)構(gòu)試件，通過動態(tài)抽柱試驗研究了此類框架結(jié)構(gòu)在不同倒塌荷載工況下的動態(tài)倒塌行為，并評估預(yù)制混凝土板分段對框架動態(tài)倒塌行為的影響；然后，基于試驗結(jié)果建立了裝配式組合框架倒塌荷載等效動力增大系數(shù)DIF的計算模型，以期為開展裝配式組合框架靜力倒塌分析時倒塌荷載的修正提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

參照文獻(xiàn)[21]中5層鋼-混凝土組合框架，按照1：3的縮尺比例設(shè)計2個單層兩跨的鋼-混凝土組合框架子結(jié)構(gòu)試件，分別記為CB1和CB2。原型結(jié)構(gòu)中組合梁跨度為7 800 mm，層高3 300 mm；樓面永久荷載和活荷載標(biāo)準(zhǔn)值分別為2.5 kN/m2和3.0 kN/m2，如圖1所示。

圖1 組合框架子結(jié)構(gòu)示意圖(單位：mm)

試件CB1的組合梁采用整塊預(yù)制混凝土板，如圖2(a)所示。試件CB2的預(yù)制板分段預(yù)制，在距離邊柱中軸線1 000 mm的位置(約1/3梁跨)處將混凝土板分段，如圖2(b)所示；在拼縫兩側(cè)的混凝土板頂和板底各布置2塊220 mm×180 mm×8 mm(長×寬×厚)的拼接鋼板。在與拼縫相鄰的每塊預(yù)制混凝土板的板端預(yù)設(shè)4個螺栓孔，相鄰兩預(yù)制板的板端利用M16×140 mm(螺栓直徑×長度)的高強(qiáng)螺栓通過連接蓋板將預(yù)制混凝土板拼接在一起。沿框架梁長方向，在預(yù)制板上設(shè)置兩列間距為150 mm的螺栓孔，并采用M16×120 mm的高強(qiáng)螺栓作為抗剪連接件。為了實現(xiàn)預(yù)制板內(nèi)螺栓孔的精確定位成型，在預(yù)制板板底與鋼梁上翼緣對應(yīng)的部位設(shè)置了8 mm厚的Q235級定位鋼板，在定位鋼板上焊接內(nèi)、外直徑分別為 18 mm 和22 mm的Q345級無縫鋼管，如圖2(c)所示。螺栓抗剪連接件的布置數(shù)量滿足完全抗剪連接的要求。預(yù)制混凝土板中的鋼筋均采用直徑10 mm的HRB400級熱軋帶肋鋼筋，鋼筋單層布置。

(a)CB1

以試件CB2為例說明預(yù)制板與鋼梁、相鄰預(yù)制板之間的拼接等構(gòu)造措施，如圖3所示。為實現(xiàn)混凝土板的預(yù)制裝配，在混凝土板與柱子交接處設(shè)置了邊長為220 mm的方形孔洞，預(yù)制板內(nèi)的縱向鋼筋在洞口處采用了彎折處理；為避免預(yù)制板洞口發(fā)生局部破壞，在洞口周圍布置了一個直徑10 mm的310 mm×260 mm(長×寬)的矩形補強(qiáng)筋；鋼柱和預(yù)制板預(yù)留孔之間的縫隙未進(jìn)行特殊處理。鋼框架由Q235級熱軋H型鋼加工而成，其中：鋼梁采用的型鋼規(guī)格為HM 150 mm×100 mm×6 mm×9 mm，鋼柱采用的型鋼規(guī)格為HW 200 mm×200 mm×8 mm×12 mm；梁柱節(jié)點采用焊腳為8 mm的角焊接連接。實測混凝土軸心抗壓強(qiáng)度和彈性模量分別為39.3 MPa和4.26×104MPa；鋼材力學(xué)性能實測值見表1。

圖3 CB2梁柱節(jié)點示意圖

表1 鋼材力學(xué)性能

1.2 加載方案

試驗加載裝置如圖4所示。邊柱的柱底通過高強(qiáng)螺栓與支座連接，支座通過地錨固定在實驗臺座上?？蚣芰憾艘约吧蠈舆呏嚯x預(yù)制板頂505 mm的位置通過高強(qiáng)螺桿與A字形反力架連接，用以模擬相鄰結(jié)構(gòu)對試驗子結(jié)構(gòu)的約束。

圖4 試驗裝置(單位：mm)

試驗中在邊柱柱頂施加440 kN的軸向壓力，按照鋼柱屈服強(qiáng)度實測值計算得到軸壓比為0.27。參照DoD[22]規(guī)范，樓面荷載取1.2×恒載+0.5×活載，并將上述荷載等效為作用于梁跨4分點上的集中荷載。試驗中考察兩種工況，即：在每跨梁的4分點上分別懸掛500 kg和1 000 kg的鋼配重，用以模擬1倍倒塌荷載(30 kN)和2倍倒塌荷載(60 kN)。

懸掛配重前在中柱設(shè)置臨時鋼支撐，試驗時通過懸掛于反力架上的小鋼梁撞擊中柱下的臨時支撐實現(xiàn)快速抽柱。

1.3 測量方案

分別在失效柱及框架梁跨中位置布置傳感器，測量子結(jié)構(gòu)在抽柱前、后的頻率和阻尼等動力特性，以及抽柱后結(jié)構(gòu)的動態(tài)位移響應(yīng)。

在靠近失效柱和邊柱的梁端截面(圖1中1—1與2—2截面)的縱向鋼筋、鋼梁翼緣處布置應(yīng)變測點，如圖2(c)所示，其中：R1為鋼筋應(yīng)變測點，S1和S2分別為鋼梁上、下翼緣應(yīng)變測點；沿梁長方向布置LVDT位移計記錄梁的動態(tài)位移響應(yīng)。

此外，在A字形反力架與試件之間設(shè)置兩個拉壓式荷載傳感器(如圖4所示)，用以測量結(jié)構(gòu)在倒塌過程中反力裝置所提供的水平反力。

2 試驗結(jié)果

2.1 30 kN倒塌荷載工況

快速抽柱后，2個試件在混凝土板頂面的螺栓孔間形成了沿梁跨度方向的貫通裂縫。此外，試件CB1在靠近邊柱內(nèi)側(cè)的混凝土板頂面出現(xiàn)了一條從預(yù)制板上的方形孔洞延伸出的細(xì)微橫向裂縫；試件CB2未觀察到類似現(xiàn)象。組合框架在輕微振動后逐漸靜止，CB1和CB2在失效柱處的最大動態(tài)豎向位移分別達(dá)到3.97和4.46 mm。由于振動停止后在2個試件上均未觀察到其他明顯的結(jié)構(gòu)損傷，結(jié)合鋼梁和鋼筋的應(yīng)變數(shù)據(jù)判定整個子結(jié)構(gòu)仍處于彈性工作階段。圖5(a)為CB2在抽柱完成且振動停止后的受力形態(tài)。

2.2 60 kN倒塌荷載工況

在60 kN荷載作用瞬間，組合框架梁的振動幅度明顯，且振動時間明顯變長。抽柱后觀察到CB1靠近邊柱內(nèi)側(cè)的混凝土板頂面新增3條裂縫；在CB2靠近邊柱的混凝土板頂面新增2條橫向裂縫，如圖5(b)所示。除此之外，未觀測到其他明顯的結(jié)構(gòu)損傷。CB1和CB2在失效柱處的最大動態(tài)豎向位移分別為10.10和9.84 mm。

(a)30 kN

3 試驗結(jié)果分析

3.1 失效柱動態(tài)位移響應(yīng)

抽柱后2個試件失效柱在不同配重下的動態(tài)豎向位移時程曲線如圖6所示。

(a)CB1

對比圖6可知，懸掛60 kN配重時結(jié)構(gòu)振動幅度明顯增大，結(jié)構(gòu)從開始振動到最終停止的時間顯著增長；而在相同配重作用下，CB2的振動時長大于CB1。由于混凝土板分段預(yù)制拼裝是上述2個試件唯一不同的設(shè)計參數(shù)，而結(jié)構(gòu)的振動時長與所受阻尼力密切相關(guān)。因此，當(dāng)混凝土板分段預(yù)制并采用本研究中的拼縫處理方式時，組合框架在倒塌過程中所受的阻尼力將有所降低，結(jié)構(gòu)的振動時長相應(yīng)增大。

試件CB1和CB2在失效柱處的動態(tài)豎向位移響應(yīng)如表2所示，其中：Δd，max為最大動態(tài)位移；Δs為靜止后的位移；βΔ=Δd，max/Δs為位移增大系數(shù)。對比可知，在30 kN和60 kN配重作用下，CB2的位移增大系數(shù)依次為CB1的1.20倍和1.01倍。由此可見，預(yù)制混凝土板分段設(shè)置后，30 kN倒塌荷載引起的位移增大系數(shù)增長明顯，荷載的沖擊效應(yīng)最為顯著；而60 kN倒塌荷載下預(yù)制板是否分段對結(jié)構(gòu)的動態(tài)位移增大系數(shù)影響不大，這與鋼配重增加引起的制振作用有關(guān)。在抽除中柱后，鋼配重將與框架子結(jié)構(gòu)一起振動；由于重力作用方向始終與框架恢復(fù)力方向相反，增大鋼配重將起到明顯的制振作用。

表2 失效柱處的豎向位移響應(yīng)

3.2 失效柱加速度響應(yīng)

圖7所示為失效柱處的加速度時程曲線，其變化特征可用圖8所示的簡化曲線予以描述，其中加速度向上為正、向下為負(fù)。

(a)CB1- 30 kN

由于臨時支撐與試件之間具有一定的接觸壓力，在抽除臨時支撐的瞬間會對試件產(chǎn)生一個瞬時頂起作用，在曲線中表現(xiàn)為第一個正向加速度峰值(A點)；失效柱向上移動到最高點位置后，在倒塌荷載和結(jié)構(gòu)恢復(fù)力的合力作用下，加速度出現(xiàn)第一個負(fù)向峰值點(B點)；當(dāng)失效柱運動至最低點，結(jié)構(gòu)向上的恢復(fù)力達(dá)到最大，此時出現(xiàn)正向最大峰值加速度(C點)；當(dāng)結(jié)構(gòu)再次回彈到最高點時，在所模擬的倒塌荷載(懸掛在框架梁上的鋼配重)和結(jié)構(gòu)恢復(fù)力的共同作用下結(jié)構(gòu)的加速度出現(xiàn)最大的負(fù)向峰值(D點)。此后，在阻尼作用下結(jié)構(gòu)的振動逐漸衰減并最終停止。

圖8 加速度時程曲線示意圖

試件CB1和CB2失效柱位置的加速度峰值如表3所示。

表3 試件的峰值加速度

分析表3所示結(jié)果可知：

對于正向加速度，在30 kN和60 kN配重下，CB2的最大正向加速度分別約為CB1的1.96倍和1.08倍。正向加速度峰值大小與對應(yīng)的結(jié)構(gòu)恢復(fù)力密切相關(guān)。影響結(jié)構(gòu)恢復(fù)力的因素包括結(jié)構(gòu)剛度、框架梁偏離平衡位置的最大位移等。由表2可知，在30 kN配重作用下試件CB1和CB2的靜態(tài)位移相差不大，但CB2所受的沖擊效應(yīng)明顯增加，由此引起的動態(tài)位移響應(yīng)明顯大于CB1；當(dāng)失效柱處達(dá)到最大動態(tài)位移時，試件CB2產(chǎn)生的結(jié)構(gòu)恢復(fù)力將大于CB1，并導(dǎo)致正向加速度明顯增加。而在60 kN配重作用下2個試件所受的沖擊效應(yīng)接近，這與配重的制振作用有關(guān)。

對于負(fù)向加速度，當(dāng)結(jié)構(gòu)振動至最高點時，在結(jié)構(gòu)自重、結(jié)構(gòu)恢復(fù)力及鋼配重的共同作用下，結(jié)構(gòu)將產(chǎn)生較大的負(fù)向加速度。根據(jù)表3可知，在30 kN和60 kN的配重作用下，CB2的負(fù)向加速度分別為CB1的2.68和1.15倍。

綜上，組合框架梁中的預(yù)制混凝土板分段會導(dǎo)致倒塌荷載對結(jié)構(gòu)動力沖擊效應(yīng)的增大；60 kN倒塌荷載對應(yīng)的沖擊效應(yīng)系數(shù)小于30 kN倒塌荷載對應(yīng)的系數(shù)。

3.3 鋼梁動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)

在圖1中截面1—1和2—2的鋼梁上、下翼緣各布置一個應(yīng)變測點，實測的應(yīng)變時程曲線分別如圖9所示。

(a)CB- 1(截面1—1)

利用鋼梁上下翼緣的應(yīng)變差除以鋼梁高度可以得到鋼梁的截面曲率。在30 kN和60 kN配重下，兩個截面中鋼梁的截面曲率如下：①在截面1—1處，CB1的鋼梁截面曲率分別為2.3×10-6/mm和5.1×10-6/mm，CB2的鋼梁截面曲率分別為1.8×10-6/mm和3.2×10-6/mm；②在截面2—2處，CB1的鋼梁截面曲率分別為1.9×10-6/mm和3.8×10-6/mm，CB2的鋼梁截面曲率分別為2.0×10-6/mm和6.0×10-6/mm。鋼梁曲率的變化與以下因素有關(guān)：①由于CB2中預(yù)制板不連續(xù)，子結(jié)構(gòu)在預(yù)制板拼縫處產(chǎn)生了剛度突變，結(jié)構(gòu)傳力模式的變化導(dǎo)致截面1—1內(nèi)鋼梁截面曲率的變化；②CB2在截面2—2處的鋼梁截面曲率明顯大于試件CB1，說明預(yù)制板分段后截面2—2處的鋼梁承擔(dān)了相對較多的截面彎矩。

2個試件的鋼梁應(yīng)變響應(yīng)如表4所示，其中εd，max為最大動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)，εs為靜止后鋼梁應(yīng)變，βε=εd，max/εs為鋼梁應(yīng)變增大系數(shù)。

表4 鋼梁端部應(yīng)變響應(yīng)

由表4可知，在30 kN和60 kN配重下，試件CB2在梁端截面1—1內(nèi)鋼梁上、下翼緣的應(yīng)變增大系數(shù)均大于CB1；在靠近邊柱的梁端截面2—2內(nèi)鋼梁上、下翼緣的應(yīng)變增大系數(shù)在多數(shù)情況下大于CB1。此外，兩個試件鋼梁上、下翼緣處的測點應(yīng)變增大系數(shù)均出現(xiàn)了大于2.0的情況，這與混凝土板開裂或焊縫受損而引起的局部應(yīng)力變化有關(guān)。由此可知，在靜力倒塌分析過程中如果忽視局部結(jié)構(gòu)損傷的影響，所得分析結(jié)果可能無法全面反映結(jié)構(gòu)構(gòu)件在倒塌荷載沖擊作用下的動態(tài)應(yīng)變。

3.4 鋼筋動態(tài)應(yīng)變響應(yīng)

在框架梁截面1—1和2—2混凝土板的縱向鋼筋上布置應(yīng)變測點，如圖2所示。失效柱附近的鋼筋由于承受正彎矩作用始終處于受壓狀態(tài)，邊柱附近鋼筋由于承受負(fù)彎矩作用始終處于受拉狀態(tài)。

表5 鋼筋應(yīng)變響應(yīng)

通過對兩個試件βεr進(jìn)行對比可知，試件CB1和CB2的鋼筋應(yīng)變增大系數(shù)最大值分別為2.37和2.85。在多數(shù)情況下，試件CB2的鋼筋應(yīng)變增大系數(shù)均高于試件CB1，說明混凝土板分段會使得梁端混凝土板中縱向鋼筋承受更大的沖擊效應(yīng)。這是由于在預(yù)制混凝土板分段后，相同大小的倒塌荷載引起的沖擊作用增大，進(jìn)而導(dǎo)致梁端鋼筋應(yīng)變增加。

3.5 結(jié)構(gòu)的動力特性

在抽柱前后通過敲擊法分別測得兩個試件在中柱失效前后結(jié)構(gòu)的動力特性，試件CB1和CB2在兩種配重下抽柱前后的基頻(f)與阻尼比(ξ)如表6所示。

表6 試件基頻與阻尼比

從表6中可以看出，抽柱后結(jié)構(gòu)基頻變?yōu)槌橹暗囊话胱笥摇３橹癈B1在30 kN和60 kN配重下的阻尼比均高于CB2，意味著CB2在倒塌過程中能量耗散相對CB1更慢，從而導(dǎo)致振動時間更長，這與失效柱位移時程曲線表現(xiàn)出的規(guī)律相一致。

4 倒塌荷載動力增大系數(shù)DIF

文獻(xiàn)[21]探討了以栓釘及開孔板為抗剪連接件的現(xiàn)澆式組合框架的動態(tài)倒塌性能。本研究試驗所得到的失效柱的位移增大系數(shù)βΔ、鋼梁應(yīng)變增大系數(shù)βε和梁端板中鋼筋應(yīng)變增大系數(shù)βεr以及文獻(xiàn)[21]中的相關(guān)結(jié)果如表7所示，其中本研究試驗所得的βε和βεr分別以截面1—1鋼梁下翼緣和截面2—2板中鋼筋為研究對象。對比可知，與文獻(xiàn)[21]中現(xiàn)澆混凝土組合梁相比，采用裝配式組合梁之后，試件在相同倒塌荷載下的倒塌響應(yīng)(如位移、應(yīng)變等)增大系數(shù)均有不同程度的增加，這說明采用預(yù)制裝配的結(jié)構(gòu)形式及預(yù)制板分段均會導(dǎo)致組合框架倒塌響應(yīng)動力增大參數(shù)變大。

表7 結(jié)構(gòu)倒塌響應(yīng)的增大系數(shù)

根據(jù)前文所完成的動力倒塌試驗分析可知，子結(jié)構(gòu)的損傷有限，剩余結(jié)構(gòu)仍具有較好的承載能力。因此，在抽柱試驗結(jié)束后，卸去框架梁上的鋼配重，對中柱施加連續(xù)靜力荷載直至試件最終倒塌破壞。最終破壞時，試件CB1邊柱與鋼梁上翼緣焊縫首先開裂，然后裂縫延伸至鋼梁腹板并導(dǎo)致結(jié)構(gòu)承載力顯著下降；試件CB2靠近中柱梁端混凝土先壓碎，隨后靠近邊柱的梁端混凝土剝落，與邊柱相連的鋼梁上翼緣在第一排螺栓孔處開裂，最終導(dǎo)致試件破壞。靜力倒塌試驗得到2個試件的荷載-失效柱豎向位移曲線如圖10所示。

圖10 荷載-豎向位移曲線

參照文獻(xiàn)[21]的方法得到倒塌荷載等效動力增大系數(shù)DIF曲線，如圖11所示。由圖可知，DIF曲線呈現(xiàn)3階段的變化規(guī)律：①在倒塌的初始階段，倒塌荷載的動力增大系數(shù)隨位移增加而快速增大至2.0左右；②DIF在接近2.0后開始隨著位移的增加而逐漸減小并最終趨近于1.0；③在達(dá)到最低點后，DIF又隨中柱豎向位移的增加開始增大。將圖11中的橫坐標(biāo)進(jìn)行無量綱化處理，通過數(shù)據(jù)擬合得到對裝配式組合框架進(jìn)行倒塌分析時倒塌荷載DIF的簡化數(shù)學(xué)模型：

(1)

式中，Δ為倒塌過程中失效柱豎向位移，l為結(jié)構(gòu)跨度。

需要說明的是，參照CB2破壞時中柱豎向位移與梁跨度的比值，最終確定式(1)中撓跨比Δ/l的截止上限值為0.143。

圖11 DIF與豎向位移關(guān)系曲線

文中簡化計算模型與文獻(xiàn)[21]中計算模型的對比如圖12所示。

對比圖12可以看出，DIF達(dá)到最低點前，相同位移下現(xiàn)澆式組合框架的DIF取值大于裝配式組合框架；在結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸鏈線效應(yīng)階段后，當(dāng)具有相同撓跨比Δ/l時，兩者的DIF取值幾乎相同。將本研究中不同配重下抽柱后失效柱的靜止位移代入文中式(1)，得到30 kN和60 kN倒塌荷載對應(yīng)的等效動力增大系數(shù)DIF值為1.98和1.95。與表7所示的結(jié)構(gòu)倒塌響應(yīng)的動力增大系數(shù)相比，在柱失效后如果剩余結(jié)構(gòu)仍處于彈性工作狀態(tài)，倒塌荷載等效動力增大系數(shù)DIF的理論計算值在多數(shù)情況下都偏于保守。

圖12 DIF簡化數(shù)學(xué)計算模型對比

5 結(jié)論

通過對采用預(yù)制混凝土板的裝配式組合梁框架子結(jié)構(gòu)開展動態(tài)倒塌試驗，得到以下結(jié)論：

(1)在1倍倒塌荷載(30 kN)和2倍倒塌荷載(60 kN)的作用下，裝配式鋼-混凝土組合框架子結(jié)構(gòu)的主要損傷為靠近邊柱的框架梁端混凝土板的開裂，并在板頂預(yù)留螺栓孔兩側(cè)邊形成沿梁跨度方向的貫通裂縫；中柱失效后，剩余結(jié)構(gòu)仍具有較好的承載能力和整體剛度，剩余子結(jié)構(gòu)不會發(fā)生連續(xù)倒塌破壞。

(2)預(yù)制板分段后子結(jié)構(gòu)振動時長增加，但對結(jié)構(gòu)頻率、阻尼等動力特性的影響較為有限；預(yù)制板分段后，30 kN倒塌荷載對結(jié)構(gòu)的沖擊效應(yīng)最為顯著，60 kN倒塌荷載對結(jié)構(gòu)的沖擊效應(yīng)變化不大。

(3)與現(xiàn)澆混凝土組合梁相比，裝配式組合梁框架承受的倒塌荷載沖擊效應(yīng)更大；在預(yù)制板分段后，中柱位移動力增大系數(shù)介于1.38～1.65之間，梁端鋼梁應(yīng)變和預(yù)制混凝土板中鋼筋應(yīng)變的增大系數(shù)通常會增大；在部分情況下，應(yīng)變增大系數(shù)會出現(xiàn)大于2.0的情況。

(4)基于試驗結(jié)果建立的中柱失效情況下裝配式組合框架倒塌荷載動力增大系數(shù)DIF的數(shù)學(xué)計算模型，可為開展此類結(jié)構(gòu)靜力倒塌分析時倒塌荷載的修正提供參考；與實測的結(jié)構(gòu)倒塌響應(yīng)(如：應(yīng)變、位移等)的動力增大系數(shù)相比，基于所提出數(shù)學(xué)模型得到的倒塌荷載DIF計算值偏于保守。