田濟(jì)維，羅力中，程建軍

梁板子結(jié)構(gòu)的防倒塌機(jī)理研究

田濟(jì)維1,2，羅力中1,2，程建軍1,2

（1.河海大學(xué) 土木與交通學(xué)院，江蘇 南京 210098; 2.河海大學(xué) 安全與防災(zāi)工程研究所，江蘇 南京 210098）

在模型驗(yàn)證的基礎(chǔ)上，基于有限元軟件對(duì)無板框架、無約束梁板子結(jié)構(gòu)和有約束梁板子結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力進(jìn)行對(duì)比，來研究邊中柱移除工況下梁板子結(jié)構(gòu)的抗倒塌機(jī)理。研究結(jié)果表明：連續(xù)倒塌發(fā)生時(shí)，梁板子結(jié)構(gòu)中梁的懸鏈作用和板的薄膜效應(yīng)可以提高結(jié)構(gòu)的抗力，增加結(jié)構(gòu)的變形能力；鄰近樓板對(duì)梁板子結(jié)構(gòu)的板邊約束能大大增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力，但橫向梁可能先于雙跨梁發(fā)生破壞，因此在結(jié)構(gòu)的抗倒塌設(shè)計(jì)中還應(yīng)對(duì)橫向梁的抗倒塌能力予以重視。

連續(xù)倒塌；梁板子結(jié)構(gòu)；鋼筋混凝土；樓板

在自從Ronan Point公寓發(fā)生連續(xù)倒塌以來，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量連續(xù)倒塌的理論和試驗(yàn)研究，樓板作為結(jié)構(gòu)的主要傳力構(gòu)件，對(duì)結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能起著至關(guān)重要的作用。Kai Qian[1-2]等的研究結(jié)果表明有板時(shí)結(jié)構(gòu)的極限抗力提高了約63%。Dat and Tan[3-5]研究了梁板子結(jié)構(gòu)的極限抗力、失效機(jī)理和板的薄膜效應(yīng)。齊宏拓[6]等利用有限元分析軟件LS-DYNA，模擬分析總結(jié)了樓板各項(xiàng)參數(shù)，如板厚、配筋率、鋼筋間距對(duì)結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌性能的影響。梁益，陸新征等[7]的研究結(jié)果表明樓板能大大提高框架結(jié)構(gòu)的抗連續(xù)倒塌能力。與此同時(shí)，較為詳細(xì)的抗倒塌規(guī)范[8-9]相繼出世。但是，現(xiàn)行規(guī)范分析結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌能力時(shí)，均未考慮樓板的貢獻(xiàn)。這樣的簡化分析雖然比較簡便，但可能過于保守，因?yàn)闃前逶诳蚣芙Y(jié)構(gòu)中是提高其整體性的重要構(gòu)件。本文擬以Pham Xuan Dat等完成的試驗(yàn)為參照，采用有限元軟件進(jìn)行數(shù)值仿真，分析梁板子結(jié)構(gòu)的失效模式，為進(jìn)一步的分析提供參考。

1 鋼筋混凝土梁板子結(jié)構(gòu)算例驗(yàn)證

Pham Xuan Dat和Tan Kang Hai[4]為了研究梁板子結(jié)構(gòu)在對(duì)鄰角柱失效時(shí)的大變形工況下的荷載傳遞機(jī)理，測(cè)試了1/4模型的梁板子結(jié)構(gòu)采用擬靜力加載的抗倒塌性能。試驗(yàn)構(gòu)件的原型按照英國混凝土設(shè)計(jì)規(guī)范[10]設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)活載3 kN/m2，附加恒載23 kN/m2。構(gòu)件由4根角柱和4根邊柱支撐構(gòu)成，柱底部設(shè)置單向鉸支撐，僅釋放朝向板中心的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。梁的縱筋直徑為6 mm，屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為424和445 MPa；板為雙層雙向配筋，直徑3 mm，屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為495和530 MPa。板的配筋率為頂部0.22%，底部x方向0.44%，y方向0.22%。混凝土設(shè)計(jì)抗壓強(qiáng)度為30 MPa，最大骨料尺寸為5 mm。構(gòu)件尺寸和詳細(xì)配筋見圖1。試驗(yàn)采用一等效均布加載裝置，將上部伺服作動(dòng)器產(chǎn)生的荷載均分為12等份，用12點(diǎn)等效荷載模擬均布荷載。

圖1 梁板子結(jié)構(gòu)試驗(yàn)構(gòu)件詳圖[4]（單位：mm）Fig.1 The test component detail of beam-slab substructures[4](unit:mm)

本文采用ANSYS作為計(jì)算分析工具，對(duì)上述梁板子結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析以驗(yàn)證其合理性。Dat梁板子結(jié)構(gòu)試驗(yàn)的有限元模型采用solid164實(shí)體單元模擬混凝土，beam161梁單元模擬鋼筋。為了可以劃分出較均勻的網(wǎng)格尺寸，對(duì)有限元模型進(jìn)行了少量簡化，構(gòu)件的尺寸和縱筋均按照試驗(yàn)設(shè)置，箍筋間距簡化為25或50 mm，并在柱底部釋放相應(yīng)方向的轉(zhuǎn)動(dòng)約束。網(wǎng)格尺寸板為25 mm×25 mm ×6.25 mm，梁為25 mm ×12.5 mm ×12.5 mm，柱的尺寸為12.5 mm×12. 5mm×25 mm，并在梁的局部進(jìn)行了細(xì)化；鋼筋的單元尺寸與相應(yīng)的梁和板尺寸一致。

混凝土（MAT159）的密度為2 500 kg/m3；鋼筋（MAT124）的密度為7 850 kg/m3，彈性模量為200 GPa，泊松比為0.3。無側(cè)限圓柱體抗壓強(qiáng)度經(jīng)換算為23.7 MPa，骨料的最大尺寸5 mm。混凝土單元的侵蝕系數(shù)為1.03，鋼筋單元r3和r6的失效應(yīng)變分別設(shè)為0.07和0.1。MAT124材料根據(jù)塑性應(yīng)力—應(yīng)變曲線計(jì)算求得，R3鋼筋a=1.8，b=21.13，c=0.117；R6鋼筋 a=1.77，b=35.2，c=0.33。

有限元模型采用均布加載的方式，加載時(shí)間取為10 s。圖2為試驗(yàn)和數(shù)值的抗力曲線對(duì)比，可見二者在彈性段和塑性的初始階段都較為一致，在結(jié)構(gòu)的軟化階段，由于均布荷載難以通過位移控制的方式進(jìn)行加載，因此軟化段難以模擬，該段數(shù)值曲線已失真。而試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)最大抗力為163 kN，而模擬結(jié)果為159 kN，相差2.4%，十分接近。

圖3為失效位移為135 mm時(shí)結(jié)構(gòu)的變形，可以看出結(jié)構(gòu)整體的失效模式，即板邊由于負(fù)彎矩使得靠近板周邊上表面均發(fā)生開裂，遠(yuǎn)離失效柱的各梁端形成塑性鉸，板的底面形成45°方向的屈服線，對(duì)比圖4的試驗(yàn)觀察結(jié)果，其破壞形態(tài)基本一致，符合屈服線理論的預(yù)期結(jié)果。

圖2 試驗(yàn)和數(shù)值抗力曲線對(duì)比Fig.2 Comparison of experimental and numerical resistance curves

綜上所述，從Dat和Tan試驗(yàn)的模擬和對(duì)比來看，抗力曲線和結(jié)構(gòu)的失效模式基本一致，因此，數(shù)值模型較為合理，可以用于后續(xù)分析。

圖3 結(jié)構(gòu)位移云圖（單位：mm）Fig.3 Displacement nephogram of the structure(unit:mm)

圖4 試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)的失效過程Fig.4 Failure process of the structure in test

2 梁板子結(jié)構(gòu)的防倒塌機(jī)理數(shù)值研究

研究發(fā)現(xiàn)對(duì)于無板的梁柱子結(jié)構(gòu)在柱失效時(shí)，形成的雙跨梁能夠依靠拱效應(yīng)和懸鏈效應(yīng)提高結(jié)構(gòu)的承載力。但當(dāng)結(jié)構(gòu)中存在樓板時(shí)，情況會(huì)有所不同[5]。首先，失效柱上方板中的大量鋼筋也能發(fā)揮出懸鏈效應(yīng)，特別是在梁底部的鋼筋發(fā)生斷裂以后。第二，由于梁柱節(jié)點(diǎn)上方板中鋼筋的存在，形成的T形梁可以更好地抵抗豎向變形增加帶來的負(fù)彎矩，但同時(shí)也會(huì)導(dǎo)致梁柱節(jié)點(diǎn)受壓區(qū)的混凝土更易發(fā)生破壞，使雙跨梁提前發(fā)生斷裂，加速連續(xù)倒塌的發(fā)生。因此有必要系統(tǒng)研究板在結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌中的作用。根據(jù)柱移除后直接受影響區(qū)域的水平向約束條件，單柱移除包括角柱、內(nèi)柱、邊柱等多種工況。相對(duì)于內(nèi)柱而言邊框架的柱更易受到外部偶然荷載的破壞，因此本章擬對(duì)比無板框架、無約束梁板子結(jié)構(gòu)和有約束梁板子結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力，來研究邊中柱移除工況下梁板子結(jié)構(gòu)的抗倒塌機(jī)理。

2.1 無板梁柱框架的抗倒塌性能

采用已驗(yàn)證的數(shù)值模型，建立不設(shè)樓板的單層兩跨框架。模型尺寸、配筋及材料參數(shù)均與上一節(jié)相同。模型四邊均為自由邊，不設(shè)水平向約束。整個(gè)結(jié)構(gòu)只有框架柱底端被鉸接。失效柱為長邊中柱，荷載施加位置為失效柱頂部，加載時(shí)間取為10 s。由于模型完全對(duì)稱，為了節(jié)省計(jì)算時(shí)間，取1/2模型進(jìn)行建模分析。

圖5為施加的荷載和反力曲線，其中位移指的是整個(gè)框架的最大位移，即跨中位移，外荷載為施加荷載的等效集中力，反力指各柱底豎向凈反力（扣除框架自重5 kN）之和。由圖5可見，框架豎向反力與外荷載幾乎一致，故結(jié)構(gòu)整體動(dòng)力效應(yīng)很小，符合擬靜力工況。外荷載—位移曲線即為結(jié)構(gòu)的抗力曲線，當(dāng)跨中位移超過20 mm以后，結(jié)構(gòu)位移迅速增加，達(dá)到106 mm時(shí)結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞，此時(shí)抗力也達(dá)到峰值約11 kN。

圖5 無板梁柱框架荷載和反力曲線Fig.5 The load and reaction force curve of the beam-column frame

圖6 雙跨梁鋼筋應(yīng)力變化：Fig.6 Stress variation of two span beam

由圖6梁中的鋼筋應(yīng)力變化可見，緊鄰失效柱端的底部鋼筋和遠(yuǎn)離端頂部鋼筋一直處于受拉狀態(tài)，但當(dāng)位移超過41 mm后，應(yīng)力均開始減?。欢o鄰失效柱端的頂部鋼筋和遠(yuǎn)離端底部鋼筋初始時(shí)為受壓狀態(tài)，當(dāng)位移達(dá)到約20 mm時(shí)，壓應(yīng)力逐漸減小，最后也轉(zhuǎn)化為較弱的受拉狀態(tài)。圖7展示了雙跨梁跨中軸力的變化，可以發(fā)現(xiàn)雙跨梁始終處于受壓狀態(tài)，位移達(dá)到41 mm時(shí)達(dá)到最大值約22 kN，之后開始減小，直至構(gòu)件破壞。因此，雙跨梁有明顯的拱效應(yīng)階段，從鋼筋的應(yīng)力狀態(tài)分析，雙跨梁也產(chǎn)生了微弱的懸鏈作用，但懸鏈作用并未完全發(fā)揮。結(jié)合框架的失效模式，可知當(dāng)結(jié)構(gòu)開始失效時(shí)，梁中的鋼筋并未破壞，但由于梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞，導(dǎo)致懸鏈作用過早失效，加速了結(jié)構(gòu)的倒塌。

2.2 無約束梁板子結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能

當(dāng)柱發(fā)生失效時(shí)，隨著位移的增加，通過梁和板的彎曲常常不足以抵抗不斷增加的荷載，這時(shí)結(jié)構(gòu)可通過懸鏈線效應(yīng)承擔(dān)豎向荷載，將荷載傳遞給周圍的結(jié)構(gòu)，使荷載得以重分布，來緩解連續(xù)倒塌的發(fā)生。而懸鏈線效應(yīng)通過雙跨梁中的縱筋和板中的鋼筋的拉力來抵抗荷載，那么梁端和板邊的約束以及受力鋼筋的連續(xù)性都將對(duì)懸鏈線效應(yīng)產(chǎn)生很大的影響。

圖7 雙跨梁跨中軸力變化Fig.7 Axial force change of two span beam

圖8 無約束梁板子結(jié)構(gòu)荷載和反力曲線Fig.8 The load and reaction force curve of the beam-slab substructures without constraint

圖9 雙跨梁鋼筋應(yīng)力變化Fig.9 Stress variation of two span beam

在上節(jié)研究的梁柱框架的基礎(chǔ)上，增設(shè)樓板，形成梁板子結(jié)構(gòu)，板的尺寸及配筋均與Dat試驗(yàn)相同，板的四邊均為自由邊，無任何約束。荷載均布于板表面施加，加載時(shí)間為10 s。

圖8為模型的荷載和反力曲線。結(jié)構(gòu)發(fā)生大變形時(shí)反力小于施加的荷載，其原因是此時(shí)板上的混凝土發(fā)生開裂導(dǎo)致單元被清除，而附著在其上的荷載也無法施加，此時(shí)的反力已不能代表結(jié)構(gòu)的真實(shí)響應(yīng)了。對(duì)比圖7無板時(shí)的抗力曲線，結(jié)構(gòu)的抗力大大提高，彈性段的剛度也有所提高。當(dāng)結(jié)構(gòu)跨中位移達(dá)到3.5 mm時(shí)開始進(jìn)入塑性階段，此時(shí)荷載約為40 kN；當(dāng)位移達(dá)到約70 mm時(shí)，其抗力達(dá)到約80 kN，之后結(jié)構(gòu)位移迅速增大，表明結(jié)構(gòu)已進(jìn)入失效階段。由于數(shù)值模擬中荷載施加方式的限制，結(jié)構(gòu)抗力曲線的軟化段難以模擬，故位移達(dá)到70 mm以后的曲線與實(shí)際情況下的結(jié)構(gòu)有一定差異。

圖9展示了此時(shí)的雙跨梁的鋼筋應(yīng)力情況，可見當(dāng)位移達(dá)到66 mm時(shí)，雙跨梁受拉區(qū)混凝土大量剝落，受拉縱筋發(fā)生斷裂，跨中位移也開始加速增大，此時(shí)雙跨梁的懸鏈線作用已失效，結(jié)構(gòu)主要依靠板上鋼筋的拉力抵抗外荷載。當(dāng)位移達(dá)到約120 mm時(shí)，板邊緣的鋼筋相繼被拉斷，跨中位移急劇增加，達(dá)到250 mm之后結(jié)構(gòu)失去承載力，發(fā)生倒塌。

圖10為跨中位移195 mm時(shí)的無約束梁板子結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖，在板中央45°線方向和遠(yuǎn)離失效柱的三條板邊及梁端的鋼筋均已達(dá)到強(qiáng)度極限，可見該工況下的失效模式有典型的屈服線特征，即在雙跨梁和橫向中間梁的兩端形成塑性鉸，板邊上表面由負(fù)彎矩形成負(fù)塑性鉸線，板底部45°方向?yàn)檎龔澗匦纬傻恼苄糟q線。

2.3 三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)的抗倒塌性能

三邊約束的工況即為邊中柱失效工況，其特點(diǎn)是失效柱位于建筑物的外側(cè)，其三邊都有良好的連續(xù)板約束，可以提供橫向的水平拉力；而另一邊為自由邊，相對(duì)約束較弱。該工況荷載傳遞機(jī)理對(duì)于其他工況相對(duì)復(fù)雜，其荷載傳遞路徑也較少，更易發(fā)生連續(xù)倒塌；結(jié)構(gòu)中邊框架極為常見，鄰近板和梁事實(shí)上能夠給倒塌柱上方的梁板子結(jié)構(gòu)提供約束，且由于邊柱位于建筑物的最外側(cè)，是最易受到偶然荷載破壞的地方之一，因此這種工況極為重要。

在上節(jié)模型的基礎(chǔ)上，在三邊增設(shè)300 mm寬樓板，梁與鋼筋也相應(yīng)延長，并在增加的板邊設(shè)置邊界條件為固端約束，來模擬連續(xù)板。其余加載和約束情況均與無約束時(shí)相同。

圖11為三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)荷載和反力曲線，二者在彈性和彈塑性階段非常吻合，僅在大變形階段出現(xiàn)偏差，其原因也是此階段混凝土板的破壞導(dǎo)致單元被清除造成的。由此可見，結(jié)構(gòu)整體上未出現(xiàn)較大的動(dòng)力效應(yīng)，可以反映結(jié)構(gòu)在擬靜力工況下的抗力曲線。

對(duì)比三種工況的結(jié)構(gòu)抗力曲線（圖12），可見板在結(jié)構(gòu)的抗倒塌過程中能起到很大的作用，板無約束情況下其整體抗力相較于無板結(jié)構(gòu)抗力從11 kN提高到80 kN，這是由于樓板提高了結(jié)構(gòu)整體的剛度，且使得荷載傳遞的路徑增多，板可以將荷載傳遞給周邊的梁和柱，使得結(jié)構(gòu)成為一個(gè)整體共同分擔(dān)荷載。

圖10 無約束梁板子結(jié)構(gòu)應(yīng)力云圖（單位：MPa）Fig.10 Stress nephogram of beam-slab substructures without constraint（unit:MPa）

圖11 三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)荷載和反力曲線Fig.11 The load and reaction force curve of the beam-slab substructures with three sides restrained

圖12 三種工況的結(jié)構(gòu)抗力曲線對(duì)比Fig.12 Comparison of structural resistance curves

相比于無任何約束的梁板子結(jié)構(gòu)，三邊約束情況下結(jié)構(gòu)抗力從80 kN增加了約68%，達(dá)到135 kN。有約束情況時(shí)結(jié)構(gòu)的彈性階段的剛度也大于無約束，結(jié)構(gòu)進(jìn)入塑性階段的抗力約為80 kN，而無約束時(shí)約在35 kN處，提高了1倍以上，二者對(duì)應(yīng)的跨中位移分別為5.5 mm和3.0 mm。從失效位移看，無約束時(shí)在約50 mm處開始失效，而有約束時(shí)在約30 mm處開始失效，最終失效位移都在約250 mm處，無約束時(shí)的彈塑性階段較長，說明雖然約束的增加使結(jié)構(gòu)抗力增大，但使結(jié)構(gòu)整體的延性降低。這是由于當(dāng)板的支承邊界受到水平約束時(shí)，產(chǎn)生了薄膜效應(yīng)。

從圖13失效柱近端底部鋼筋和遠(yuǎn)端頂部鋼筋應(yīng)力對(duì)比可見，橫向方向的鋼筋應(yīng)力始終高于縱向方向，這一方面是由于橫向約束較少造成的，另一方面從配筋上看，橫向梁上下各配2根鋼筋，而縱向梁上部3根、下部2根，這也導(dǎo)致橫向鋼筋應(yīng)力偏大，因此橫向梁先于縱向梁失效。在此工況下，橫向梁形成類似于一端固支，另一端鉸支的約束，因此其撓度最大值不在靠近失效柱的端部。

圖13 雙跨梁鋼筋應(yīng)力變化Fig.13 Stress variation of two span beam

圖14 三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)跨中側(cè)向位移Fig.14 Lateral displacement of the beam-slab substructures with three sides restrained

圖15 失效柱鄰柱側(cè)向位移Fig.15 Lateral displacement of the adjacent column

圖14 反映了跨中失效柱處節(jié)點(diǎn)的側(cè)向位移，結(jié)構(gòu)開始時(shí)位移為較小的正值，這是由于拱效應(yīng)產(chǎn)生向外側(cè)的微小位移，進(jìn)入懸鏈線階段后，橫向位移由正值轉(zhuǎn)化為負(fù)值并迅速增加，最終結(jié)構(gòu)失效前達(dá)到20 mm以上，表明橫向方向上結(jié)構(gòu)的非對(duì)稱邊界條件造成失效柱向內(nèi)移動(dòng)，產(chǎn)生了較大的變形，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在該方向失效。

值得注意的是，整個(gè)加載過程中梁柱節(jié)點(diǎn)始終未發(fā)生破壞，這是由于板邊增加的約束承擔(dān)了一部分荷載，所以此時(shí)節(jié)點(diǎn)處的荷載相對(duì)較小。圖15為三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)的鄰柱側(cè)向位移，相比無約束時(shí)，其側(cè)向位移小的多，二者向內(nèi)和向外的位移均未超過0.4 mm，這是因?yàn)榘暹吋s束限制了柱的位移，這一方面提高了雙跨梁在拱效應(yīng)階段的軸壓力，也提高了處于壓膜效應(yīng)范圍內(nèi)的混凝土板的承載力，使拱效應(yīng)的作用得到加強(qiáng)，增大了結(jié)構(gòu)的抗力；另一方面在懸鏈線階段，將板中拉膜作用和梁中懸鏈作用的拉力傳遞到約束上，減小了結(jié)構(gòu)的變形，增大了結(jié)構(gòu)的剛度，減輕連續(xù)倒塌的影響，但同時(shí)由于將荷載傳遞到相鄰跨，若鄰跨約束較小，不足以承擔(dān)這部分荷載，則會(huì)造成連續(xù)倒塌的擴(kuò)大。

3 結(jié)論

1）無板框架模型、無約束梁板子結(jié)構(gòu)模型以及三邊約束的梁板子結(jié)構(gòu)模型的荷載和反力曲線較為一致，表明模型的動(dòng)力效應(yīng)較小，其參數(shù)選取及荷載施加較為合理，可以用于擬靜力工況的分析。

2）無板梁柱框架模型承載力和最終失效位移都較小，加載過程中形成的雙跨梁有明顯的拱效應(yīng)階段，但由于梁柱節(jié)點(diǎn)的破壞，導(dǎo)致懸鏈作用過早失效，加速了結(jié)構(gòu)的倒塌。

3）無約束梁板子結(jié)構(gòu)抗力遠(yuǎn)高于無板框架，反映了板在結(jié)構(gòu)抗倒塌中的重要作用，初始階段主要依靠板和梁的彎曲機(jī)制承擔(dān)荷載，隨著位移增加，梁的拱效應(yīng)和板的薄膜效應(yīng)開始發(fā)揮作用，直至最后階段鋼筋的懸鏈線機(jī)制破壞后，出現(xiàn)倒塌，該工況下的失效模式有典型的屈服線特征。

4）相比于前兩種工況，三邊約束梁板子結(jié)構(gòu)的抗力增加了約68%，說明板邊約束增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)的抗倒塌能力，但同時(shí)降低了結(jié)構(gòu)的延性，其失效過程整體與無約束時(shí)相近，但橫向梁先于雙跨梁破壞，其原因可能是，增加的板邊約束使得結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了非對(duì)稱邊界條件，造成失效柱橫向移動(dòng)，產(chǎn)生了較大的變形，最終導(dǎo)致結(jié)構(gòu)在該方向失效。

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Research on collapse resistant mechanism of beam-slab substructures

TIAN Jiwei1,2，LUO Lizhong1,2，CHENG Jianjun1,2

(1.College of Civil and Transportation Engineering, Hohai University, Nanjing 210098,China；2.Institute of Engineering Safety and Disaster Prevention, Nanjing 210098, China)

Absract：In this paper, on the basis of verifying the validity of the model, the abilities of collapse resistant,which are beam-column frame, beam-slab substructures without constraint, beam-slab substructures with three sides restrained, were compared through the finite element software to study collapse resistant mechanism of beam-slab substructures under penultimate-external column removal scenario. The research results indicate that when the progressive collapse occurs, catenary and membrane effect of rebar in slab can resist structure deformation, and improve the structure resistance force. Constrain of slab edge can greatly enhance the ability of collapse resistant, but the transverse beams may damage before the double-span beam.Therefore the ability of collapse resistant of transverse beams should be valued in collapse resistant design.

Progressive collapse; Beam-slab substructures; Reinforced concrete; Slab

TU37

A

1673-9469（2017）03-0021-06

10.3969/j.issn.1673-9469.2017.03.005

2017-05-14

國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51408189）

田濟(jì)維（1993-），男，遼寧阜新人，碩士，主要從事結(jié)構(gòu)抗連續(xù)倒塌方面的研究。