何慶鋒, 劉義仁, 周 超, 易偉建

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,長沙 410082)

沖擊作用下鋼筋混凝土框架抗連續(xù)倒塌數(shù)值模擬

何慶鋒, 劉義仁, 周 超, 易偉建

(湖南大學(xué) 土木工程學(xué)院,長沙 410082)

為研究沖擊作用下鋼筋混凝土框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌性能，采用有限元軟件LS-DYNA對兩個(gè)單層、四個(gè)三層鋼筋混凝土框架在沖擊荷載作用下的抗倒塌性能進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，計(jì)算過程中主要改變了框架梁的縱筋配筋率，對比分析計(jì)算了沖擊作用下各框架的內(nèi)力、位移以及破壞過程等。分析結(jié)果表明：沖擊作用下，各框架梁均經(jīng)歷了明顯的拱效應(yīng)與懸索效應(yīng)受力階段，且配筋率越低，拱效應(yīng)越明顯；框架抗倒塌能力與框架梁配筋率有關(guān)，配筋率高的樓層承載能力較強(qiáng)，耗能能力較大，框架空腹作用能提高多層框架結(jié)構(gòu)承載能力?；跀?shù)值計(jì)算結(jié)果，分析了框架結(jié)構(gòu)在沖擊作用下的抗倒塌能力以及加強(qiáng)措施。

連續(xù)倒塌;抗倒塌設(shè)計(jì);沖擊作用;LS-DYNA數(shù)值模擬

近年來對偶然荷載引起建筑毀壞(如恐怖襲擊)的防護(hù)需求，使建筑結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌成為研究熱點(diǎn)。從三次典型的連續(xù)倒塌事故可知[1-3]，偶然荷載作用下結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌存在兩種模式，①由于底層結(jié)構(gòu)局部關(guān)鍵支撐構(gòu)件失效，導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌；②中間樓層局部支撐構(gòu)件失效引起倒塌后，上部結(jié)構(gòu)對下部樓層產(chǎn)生沖擊作用繼而導(dǎo)致整體結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌。不少研究者針對①倒塌模式進(jìn)行了大量的研究，包括結(jié)構(gòu)抗倒塌設(shè)計(jì)與抗倒塌機(jī)理等方面[4-9]。對于②倒塌模式的研究相對較少，隨著高層以及超高層建筑的廣泛運(yùn)用，對②倒塌模式的研究顯得尤為重要。

由于上部樓層連續(xù)倒塌而失效結(jié)構(gòu)體的沖擊速度來源于重力，而樓層高度一般在3～5 m左右，因此其沖擊速度比較低，屬于低速?zèng)_擊范疇。有不少研究者基于落錘試驗(yàn)機(jī)試驗(yàn)裝置對鋼筋混凝土梁進(jìn)行了低速?zèng)_擊試驗(yàn)，基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過建立沖擊承載能力與靜力承載能力之間的關(guān)系[10-12]，得到基于結(jié)構(gòu)靜力性能的沖擊承載能力計(jì)算公式，但獲取其沖擊作用下鋼筋混凝土梁的動(dòng)力響應(yīng)與破壞過程受力機(jī)理試驗(yàn)數(shù)據(jù)不易。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展，采用數(shù)值方法進(jìn)行沖擊荷載作用下模擬計(jì)算是研究者采用的主要研究手段，研究集中在采用有限元軟件LS-DYNA和AUTODYN等對鋼筋混凝土梁的沖擊響應(yīng)進(jìn)行分析和計(jì)算，采用有限元軟件能夠直觀的反映計(jì)算結(jié)構(gòu)的受力特性和破壞狀態(tài)，正逐漸成為沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)分析和輔助設(shè)計(jì)的手段。

為了研究沖擊作用下鋼筋混凝土框架的抗倒塌性能，本文采用有限元軟件LS-DYNA，基于CSCM混凝土本構(gòu)模型，對兩個(gè)一層、四個(gè)三層等六個(gè)框架在0.5 m、1.0 m、1.5 m、2.0 m等四種沖擊高度下的抗連續(xù)倒塌能力進(jìn)行了分析，每榀框架梁柱截面尺寸均相同，主要變化了配筋率，即改變了其靜力承載能力?；诜治鲇?jì)算結(jié)果，對沖擊作用下框架的抗倒塌性能進(jìn)行了討論，并提出了相關(guān)設(shè)計(jì)建議。

1 沖擊試驗(yàn)概況

為了驗(yàn)證用于沖擊作用模擬的LS-DYNA軟件相關(guān)計(jì)算參數(shù)，針對鋼筋混凝土梁沖擊試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算。文獻(xiàn)[13]共進(jìn)行了四根鋼筋混凝土梁的沖擊試驗(yàn)，試驗(yàn)梁配筋以及尺寸見圖1，沖擊高度與沖擊質(zhì)量見表1。試驗(yàn)過程中主要測得了沖擊力、支座反力、跨中豎向位移等沖擊響應(yīng)，并采用高速攝像機(jī)拍攝了試驗(yàn)梁的破壞過程，試驗(yàn)裝置見圖2。

圖1 試驗(yàn)梁配筋以及尺寸Fig.1 Details of model frame

表1 試驗(yàn)梁沖擊高度與沖擊質(zhì)量

圖2 試驗(yàn)測試裝置

2 試驗(yàn)數(shù)值模擬

2.1 有限元模型

采用1/4模型對試驗(yàn)梁進(jìn)行數(shù)值建模。試驗(yàn)梁及錘頭均采用實(shí)際尺寸，為了簡化計(jì)算，對支座進(jìn)行了簡化處理，試驗(yàn)梁以及錘頭有限元模型見圖3。梁身混凝土、錘頭以及支座采用實(shí)體單元，實(shí)體單元尺寸在12.5 mm左右，鋼筋采用梁單元。混凝土采用CSCM本構(gòu)模型，鋼筋、支座以及錘頭均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 本構(gòu)模型。鋼筋以及混凝土的材料特性均采用實(shí)測值。

采用關(guān)鍵字*CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE_ID定義錘頭與梁之間的沖擊作用，采用關(guān)鍵字*LOAD_BODY_Y定義重力加速度，采用關(guān)鍵字*INITIAL_VELOCITY定義錘頭的初速度，采用關(guān)鍵字*HOURGLASS控制沙漏。通過關(guān)鍵字*CONTROL_ENERGY、*CONTROL_TERMINATION和*CONTROL_TIMESTEP控制計(jì)算中能量、總時(shí)間和時(shí)間步長。由于計(jì)算采用1/4模型，在對稱面上施加了對稱邊界條件(圖3中的模型為對稱復(fù)制后的1/2模型)。

圖3 梁有限元模型

2.2 計(jì)算結(jié)果

圖4 破壞狀態(tài)比較

圖4給出了試驗(yàn)梁計(jì)算損傷云圖與實(shí)測裂縫圖的比較(為方便比較，圖中的模型均由1/4模型對稱復(fù)制得到)，其中刪除的單元表示其最大主應(yīng)變超過了0.3(=1.3-1)，進(jìn)行比較時(shí)主要對比損傷云圖，而不是根據(jù)單元?jiǎng)h除而產(chǎn)生的裂縫，因?yàn)橐粋€(gè)單元的大小要比裂縫寬度大很多。損傷云圖中紅色表示損傷最嚴(yán)重，藍(lán)色表示沒有損傷。由圖4可知，有限元模擬的損傷狀態(tài)與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，梁的主要損傷區(qū)域?yàn)闆_擊荷載作用附近的梯形區(qū)域，又稱為跨中區(qū)域，該區(qū)域的損傷程度、其他區(qū)域的斜裂縫與實(shí)測結(jié)果均吻合較好。支座處出現(xiàn)的局部損傷與試驗(yàn)略存在差別。

由圖5可知,沖擊力、支座反力和跨中位移時(shí)程曲線的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測結(jié)果，沖擊力計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，峰值處實(shí)驗(yàn)值略大于計(jì)算值，這主要與采集引入噪聲數(shù)據(jù)有關(guān)。支座反力動(dòng)力反應(yīng)與實(shí)測結(jié)果存在差別，這主要是由于支座邊界模擬與試驗(yàn)時(shí)存在較大差別，沖擊過程結(jié)束后，支座反力的振動(dòng)周期相對實(shí)測值偏小，這主要是由于計(jì)算模型中單元的刪除，實(shí)測梁中出現(xiàn)混凝土的飛濺、破壞等導(dǎo)致計(jì)算模型與實(shí)際模型剛度存在一定的差別。除A4梁計(jì)算位移幅值略小于實(shí)測值外，其余梁的跨中位移時(shí)程曲線計(jì)算值與實(shí)測均吻合較好。數(shù)值計(jì)算表明，該文采用的用于模擬沖擊作用過程的LS-DYNA數(shù)值計(jì)算參數(shù)能夠較好反應(yīng)鋼筋混凝土梁在沖擊作用下的受力過程與破壞形態(tài)。

圖5 計(jì)算動(dòng)力響應(yīng)時(shí)程曲線比較

3 連續(xù)倒塌分析

3.1 有限元模型

基于前述的材料本構(gòu)、單元類型、分析控制方法以及錘頭形狀，本文共對比計(jì)算分析了6榀鋼筋混凝土框架(見表2)，1-A框架配筋以及截面尺寸見圖6，1-B框架僅改變梁縱筋，4個(gè)三層框架的每層梁截面尺寸以及箍筋均與1-A框架相同，每層柱的截面尺寸以及配筋均與1-A框架相同，僅改變了各層梁的縱筋配筋率。每榀框架分別計(jì)算0.5 m、1.0 m、1.5 m、2.0 m等四種沖擊高度下的抗連續(xù)倒塌能力，采用全比例尺寸建模，柱底簡化為固支約束。

圖6 1-A框架配筋以及截面尺寸Fig.6 Details of frame(1-A)

表2 模擬計(jì)算框架信息匯總表

鋼筋以及混凝土材料參數(shù)見表3，混凝土單元的刪除應(yīng)變?nèi)?.3(LS-DYNA中輸入?yún)?shù)為1.3，刪除應(yīng)變?yōu)?.3-1=0.3)，材料密度取2 300 kg/m3，混凝土達(dá)到抗壓強(qiáng)度時(shí)，喪失承載能力。鋼筋的彈性模量、屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度根據(jù)采用相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果[14], 根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)[15]可知，鋼筋屈服后伸長率達(dá)到10%則可認(rèn)為其發(fā)生斷裂，因此取鋼筋屈服后塑性應(yīng)變達(dá)到0.1作為其斷裂的標(biāo)準(zhǔn)。

表3 計(jì)算模型材料參數(shù)

3.2 單層框架分析結(jié)果

3.2.1 倒塌過程分析

圖7為1-A框架沖擊荷載作用下的倒塌過程數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果，其計(jì)算沖擊高度為0.5 m、沖擊質(zhì)量為388 kg。由圖可知，沖擊瞬時(shí)(4 ms)，框架梁負(fù)彎矩處混凝土沒有損傷，損傷主要集中在中柱附近。7 ms時(shí)框架梁負(fù)彎矩處混凝土開始出現(xiàn)損傷，這是沖擊荷載作用下應(yīng)力波在梁中作用的結(jié)果，且由沖擊作用區(qū)域向兩側(cè)快速傳遞。7 ms時(shí)框架梁負(fù)彎矩處的混凝土損傷由下至上發(fā)展，這表明結(jié)構(gòu)開始在發(fā)生變形。58 ms時(shí)，左側(cè)負(fù)彎矩鋼筋斷裂，部分混凝土單元喪失承載能力，結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸索效應(yīng)受力階段，左側(cè)混凝土單元應(yīng)變顯著增加，此時(shí)中柱的豎向位移為97.65 mm(見圖8)，而靜載作用下結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸索效應(yīng)階段時(shí)豎向位移為216 mm，表明沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)進(jìn)入懸索效應(yīng)階段之前由結(jié)構(gòu)變形所吸收的能量相對靜力荷載作用下偏低。96 ms時(shí)右側(cè)負(fù)彎矩鋼筋斷裂，右側(cè)混凝土單元應(yīng)變顯著增加，此時(shí)，結(jié)構(gòu)仍具有一定承載能力。172 ms時(shí)中柱梁端受拉鋼筋斷裂，結(jié)構(gòu)承載能力顯著降低，變形迅速增加，結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌，從以上分析可知，框架梁在沖擊荷載作用下的受力過程和靜載作用下類似。

圖7 1-A框架倒塌過程

3.2.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力反應(yīng)

圖8給出了各框架梁反力(左右兩側(cè)梁的截面剪力之和)、中柱豎向位移以及柱頂水平位移時(shí)程曲線。由圖8可知，由于慣性力作用，各框架梁端反力在沖擊開始瞬間向下，隨后在沖擊力作用下迅速增加到正向峰值，其后隨著框架梁損傷的增加，反力逐漸衰減直至結(jié)構(gòu)倒塌破壞;≈400 ms時(shí)，各框架的承載能力均較低。1-A框架梁的最大反力在20～25 kN左右，1-B框架梁的最大反力在38～41 kN左右，受沖擊高度變化影響較小，與文獻(xiàn)[16]中得到的結(jié)論一致。根據(jù)相關(guān)試驗(yàn)研究，可以采用框架梁的反力表示其抗沖擊承載能力。

從圖8所示的豎向位移時(shí)程曲線可知，鋼筋完全斷裂前，結(jié)構(gòu)具有一定的承載能力，其位移響應(yīng)曲線為緩慢增長的曲線。塑性鉸區(qū)域受拉鋼筋斷裂之后，部分框架仍可以通過懸索效應(yīng)抵抗沖擊質(zhì)量產(chǎn)生的荷載而沒有最終倒塌，如在1.0 m、1.5 m、2.0 m沖擊高度下，1-A框架最終沒有倒塌，但是其豎向位移較大(>400 mm)，可采用該位移作為其最大抗連續(xù)倒塌能力。

圖8 單層框架結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)程曲線

從圖8所示的柱頂水平位移時(shí)程曲線可知，其位移變化規(guī)律均是先向外運(yùn)動(dòng)然后向內(nèi)，表明框架梁的受力過程經(jīng)歷了明顯的拱效應(yīng)和懸索效應(yīng)階段，與靜力受力過程類似。1-A框架的水平位移均大約為7 mm，1-B框架的水平位移約為5 mm，這表明隨著縱筋配筋率的降低，拱效應(yīng)現(xiàn)象更加明顯。同等沖擊高度作用下，兩框架水平位移交點(diǎn)出現(xiàn)的時(shí)刻較接近，0.5 m、1.0 m、1.5 m、2.0 m沖擊高度作用下其出現(xiàn)時(shí)間分別約為300 ms、200 ms、150 ms、140 ms，表明隨著沖擊高度的增加以及框架梁縱筋配筋率的降低，結(jié)構(gòu)倒塌速度加快。

3.2.3 抗倒塌能力分析

表4給出了各沖擊高度下1-A、1-B兩框架的抗連續(xù)倒塌能力，由表4可知隨著沖擊高度的增加，結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌所需的沖擊能量也增加，對其進(jìn)行擬合可以得到如圖9所示的關(guān)系曲線，由圖9可知,結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌所需要的能量與沖擊高度近似呈指數(shù)關(guān)系，其主要原因是隨著沖擊高度的增加，使結(jié)構(gòu)連續(xù)倒塌所需的沖擊質(zhì)量下降，而沖擊質(zhì)量越低，沖擊過程中的能量損失越大。由圖8可知，1-B框架梁反力比1-A框架大，表明提高框架梁抗彎配筋率能夠其抗沖擊能力。

表4 一層框架抗連續(xù)倒塌能力

圖9 抗連續(xù)倒塌能力-沖擊高度曲線

3.3 三層框架分析結(jié)果

3.3.1 倒塌過程分析

圖10給出了3-A框架在沖擊高度0.5 m，沖擊質(zhì)量906 kg的倒塌模擬過程，由圖可知在沖擊瞬時(shí)(4 ms)，一層框架梁沒有損傷，損傷主要集中在二層、三層中柱附近，8 ms時(shí)各層框架梁均出現(xiàn)不同程度的損傷，這主要是沖擊荷載產(chǎn)生的應(yīng)力波作用的結(jié)果，8 ms后一層框架梁負(fù)彎矩區(qū)域混凝土損傷由下至上發(fā)展，這主要是由于慣性力作用導(dǎo)致的。44～48 ms 時(shí)二層負(fù)筋相繼斷裂，此時(shí)中柱豎向位移達(dá)到78 mm，混凝土的損傷程度較低，沒有單元應(yīng)變達(dá)到刪除應(yīng)變，54～56 ms時(shí)三層負(fù)筋相繼斷裂，163 ms時(shí)刻，一層正筋斷裂，此時(shí)二層、三層鋼筋斷裂部位有部分混凝土單元被刪除，表明局部鋼筋斷裂后，該區(qū)域的混凝土應(yīng)變顯著增長，229～245 ms時(shí)刻三層正筋相繼斷裂，236～258 ms一層負(fù)筋相繼斷裂，284 ms時(shí)刻所有受拉鋼筋均斷裂，此時(shí)中柱豎向位移為210 mm，此后結(jié)構(gòu)位移迅速增加，大量混凝土單元被刪除，結(jié)構(gòu)發(fā)生倒塌破壞。

圖10 3-A框架倒塌過程

3.3.2 結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)

圖11為各框架梁反力(各層梁截面剪力之和)、中柱豎向位移以及各層柱頂水平位移時(shí)程曲線。由圖可知，3-A框架的最大反力約為64 kN，其余三個(gè)框架的最大反力約為80～88 kN，提高幅度約為16～24 kN，但單層框架1-B相對于1-A只提高約14～18 kN，表明沖擊荷載作用下，由于框架結(jié)構(gòu)的空腹作用，三層框架的承載能力提高幅度相對于單層框架結(jié)構(gòu)略有提高，且隨著框架梁配筋率的增大其承載能力也在提高。3-B、3-C、3-D三個(gè)框架的承載能力接近，表明提高任何一層框架梁的配筋率，均可同樣提高整體框架承載能力?？蚣芰河捎谠馐芏啻螞_擊，其內(nèi)力會(huì)出現(xiàn)多處負(fù)值，3-A框架遭受第二次沖擊的時(shí)間滯后于其余三個(gè)框架，主要原因是同等沖擊高度下，3-A框架倒塌所需的沖擊質(zhì)量較低，為其余三榀框架的0.57倍～0.64倍，導(dǎo)致其回彈高度相對較大，第二次沖擊與第一次沖擊時(shí)間間隔相對較大。

從圖11所示豎向位移時(shí)程曲線可知，鋼筋斷裂前，3-A框架的豎向位移相對較小，表明增大各層框架梁配筋率能顯著提高框架的變形能力，受拉鋼筋完全斷裂后，各框架的豎向位移迅速增加，3-B框架豎向位移增加速度相對較慢，表明提高底層框架梁配筋率對框架結(jié)構(gòu)抵抗沖擊作用更有效。在沖擊作用下，各層柱頂水平位移均經(jīng)歷了先向外然后向內(nèi)運(yùn)動(dòng)過程，表明各層框架梁的受力過程均經(jīng)歷了明顯的拱效應(yīng)和懸索效應(yīng)階段，且每層梁的受力過程接近，但隨著沖擊能量的增大，拱效應(yīng)與懸索效應(yīng)更加明顯。

圖11 三層框架結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)程曲線

3.3.3 抗倒塌能力分析

表5給出了各沖擊高度下四個(gè)框架的抗連續(xù)倒塌能力，由表5和圖12可知，沖擊高度與結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌所需的沖擊能量之間滿足指數(shù)關(guān)系，圖中12給出了3-A、3-B框架的曲線擬合公式，3-C、3-D框架與3-B框架很接近，未重復(fù)給出。由圖12可知，3-B、3-C、3-D三個(gè)框架的抗連續(xù)倒塌能力相當(dāng)，3-A框架抗連續(xù)倒塌能力相對較低，約相當(dāng)于其60%，這表明，增強(qiáng)框架梁的抗彎能力能夠顯著提高框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力。圖13給出了部分工況下各框架各層梁反力和中柱豎向位移的關(guān)系曲線。由圖13可知，3-A框架三層框架梁的內(nèi)力很接近，3-B、3-C、3-D三榀框架配筋率高的樓層內(nèi)力較大，其耗能能力相對較強(qiáng)，其余各層梁的內(nèi)力與3-A框架接近，其耗能能力相對較弱。從以上分析可知，對于多層鋼筋混凝土框架，針對任何一層框架梁的抗彎能力或者加固處理措施進(jìn)行相同程度的增強(qiáng)，整體結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的抗連續(xù)倒塌能力效果是相當(dāng)?shù)?。因此，為了提高框架結(jié)構(gòu)在沖擊荷載作用下的抗連續(xù)倒塌能力，可以適當(dāng)提高失效柱上部框架梁中受彎鋼筋的配筋率以及配箍率，特別是底部框架梁的加強(qiáng)，對于已建建筑結(jié)構(gòu)，采用粘鋼法來加強(qiáng)其框架梁對于其抗沖擊作用較為有效。

表5 三層框架抗連續(xù)倒塌能力

圖12 抗連續(xù)倒塌能力-沖擊高度曲線

圖13 框架梁內(nèi)力-豎向位移曲線

4 結(jié) 論

(1)本文采用的用于模擬沖擊作用過程的LS-DYNA數(shù)值計(jì)算參數(shù)能夠較好反應(yīng)鋼筋混凝土梁在沖擊作用下的受力過程與破壞形態(tài)，計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

(2)框架梁在沖擊荷載作用下經(jīng)歷了明顯的拱效應(yīng)和懸索效應(yīng)受力過程，隨著沖擊能量的增大，其效應(yīng)更加明顯，與靜力加載過程類似，隨著縱筋配筋率的降低其拱效應(yīng)也越明顯。梁端反力(剪力之和)可以較好反映框架的抗沖擊承載能力，由于框架結(jié)構(gòu)的空腹作用，三層框架承載能力提高幅度相對于單層框架結(jié)構(gòu)有所提高，且隨著框架梁配筋率的增大其承載能力也在提高。

(3)框架梁的抗彎鋼筋斷裂前，增大各層框架梁配筋率能顯著提高框架的變形能力，受拉鋼筋完全斷裂后，各框架的豎向位移迅速增加，且提高底層框架梁配筋率對框架結(jié)構(gòu)抵抗沖擊作用更有效。

(4)對于多層平面框架，配筋率高的框架梁所承受的荷載相對較大，為提高其在沖擊荷載作用下的抗連續(xù)倒塌能力，對其任何一層進(jìn)行同等強(qiáng)度的加強(qiáng)均可以得到相同的效果，但提高底層框架梁承載能力，可以充分發(fā)揮材料性能。

(5)隨著沖擊高度的增加，使結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌所需的臨界沖擊能量也增加，沖擊能量與沖擊高度呈指數(shù)關(guān)系變化。這主要是由于沖擊高度的增加導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生連續(xù)倒塌所需的臨界沖擊質(zhì)量降低，沖擊質(zhì)量越低，沖擊過程中的能量損失越大。

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Numerical simulation for progressive collapse of a reinforced concrete frame under impact load

HE Qingfeng, LIU Yiren, ZHOU Chao, YI Weijian

(College of Civil Engineering, Hunan University, Changsha 410082, China)

In order to study the collapse-resistant behavior of a RC frame under impact load, here, numerical simulation analyses for two 1-story and four 3-story RC frame models under impact load were conducted using the finite element software LS-DYNA.The major variable in analyses is longitudinal reinforcement ratio. The results showed that each frame beam has experienced the obvious arch effect and catenary effect under impact load; in addition, the arch effect become more obvious with decrease in reinforcement ratio; the reinforcement ratio also has an influence on the collapse-resistant ability of the frame, the higher reinforcement ratio can result in relatively strong load-bearing and energy-dissipation capacity of the frame, and the vierendeel effect of the frame can improve the load-bearing capacity of multi-story frame structures. Based on the results of numerical calculation, the collapse-resistant ability of RC frames was analyzed, and some strengthening measures were proposed accordingly.

progressive collapse; collapse-resistant design; impact load; LS-DYNA numerical simulation

國家自然科學(xué)基金(51108170)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)；國家重點(diǎn)專項(xiàng)(2016YFC0701400)

2015-10-10 修改稿收到日期：2015-12-09

何慶鋒 男，博士，高級工程師，1977年生

易偉建 男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，1954年生

TU746.5