当前位置:首页 >> 建筑/土木 >>

空间网格结构连续倒塌分析的瞬时移除构件法


第 44 卷 第 6 期 2011 年 6 月


天 津 大 学 学 报 Journal of Tianjin University

Vol.44 No.6 Jun. 2011

空间网格结构连续倒塌分析的瞬时移除构件法
丁 阳 1,2,葛金刚 1,李忠献 1,2
(1. 天津大学建筑

工程学院,天津 300072; 2. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室(天津大学),天津 300072) 摘 要:用于连续倒塌分析的多传递路径法忽略了构件失效的成因、机理和对剩余结构的动力效应,且需假定构件

失效位置,不适用于杆件众多的空间网格结构.以损伤累积作为构件失效判别准则,考虑材料非线性和几何非线 性,提出实时删除失效构件的瞬时移除构件法.采用动力非线性分析,对比双杆模型和悬臂梁节点位移,验证瞬时 移除构件法的正确性.考虑杆件失稳和损伤累积对地震作用下单层柱面网壳进行连续倒塌分析,结果表明,瞬时移 除构件法简单有效,可应用于空间网格结构连续倒塌分析. 关键词:连续倒塌;移除构件;损伤累积;杆件失稳 中图分类号:TU356 文献标志码:A 文章编号:0493-2137(2011)06-0471-06

Instantaneous Component-Removing Method for Analysis of Progressive Collapse of Space Grid Structure
DING Yang1,2,GE Jin-gang1,LI Zhong-xian1,2
(1. School of Civil Engineering,Tianjin University,Tianjin 300072,China; 2. Key Laboratory of Coast Civil Engineering Structure Safety(Tianjin University),Ministry of Education, Tianjin 300072,China) Abstract:Since alternate path method applied to progressive collapse neglected the cause and mechanism of compo-

nent failure and structural dynamic effect caused by component failure,and needed to assume the position of component failure,it was not suitable for space grid structure with many members. Based on the cumulative damage as the criterion of component failure,instantaneous component-removing method considering geometric nonlinearity and material nonlinearity was proposed to remove disabled component. Dynamic nonlinearity analysis was applied to double members and cantilever,and the node displacements were compared to certify the correctness of instantaneous component-removing method. Considering cumulative damage and instability of member, progressive collapse of single-layer latticed cylindrical shell in an earthquake was analyzed. The analysis results indicate that instantaneous component-removing method is simple and useful,and can be used in the analysis of progressive collapse of space grid structure.
Keywords:progressive collapse;component-removing;cumulative damage;member instability

结构的连续倒塌是指结构在意外荷载(如地震、 爆炸、 撞击、 火灾等)作用下局部产生损伤, 导致产生 结构单元失效的一系列连锁反应, 继而发生局部或整 [1] 体倒塌 . 关于连续倒塌, 学者们提出了很多分析方 法和设计建议, 并编制了分析与设计规程, 如英国标
收稿日期:2010-07-30;修回日期:2010-11-10.

准[2]、 欧洲规范[3]、 美国 GSA 和 DoD 发布的相关规 [4] 程 等. 在连续倒塌分析方法中, 多传递路径法(又称 拆除构件法)由于简单直接被广泛采用. 多传递路径 法主要过程为拆除结构中部分构件, 模拟构件失效, 分析剩余结构强度, 判断结构是否发生连续倒塌; 如

基金项目:国家自然科学基金重大研究计划重点项目(90715034);国家自然科学基金资助项目(50978181);教育部新世纪优秀人才支持 作者简介:丁

计划资助项目(NCET-06-0229);天津市应用基础及前沿技术研究计划资助项目(09JCZDJC25200). 阳(1966— ) ,女,博士,教授. 通讯作者:丁 阳,dingyang@tju.edu.cn.

·472·












1/ 2

第 44 卷 第 6 期

发生连续倒塌, 则通过增强拆除后的剩余构件强度来 避免连续倒塌, 从而提高结构抗连续倒塌能力[5]. 构件的失效过程是一个动态的过程, 在瞬间失效 期间剩余结构将进行内力、 变形和刚度的重分布, 产 生明显的动力效应. 同时连续倒塌伴随着强烈的几 何非线性和材料非线性, 因此考虑动力效应和双重非 线性的动力分析被认为是较为合理准确的研究结构 连续倒塌的分析方法. 文献 [6] 针对单自由度分析模 型, 提出了 3 种动力反应分析思路: 瞬时刚度退化 法、 瞬时加载法及初始条件法. 无论使用多传递路径法还是文献[6]中提出的 3 种方法对结构进行连续倒塌分析, 均需首先假定结 构失效构件位置和失效构件数量. 与框架结构相比, 大跨度空间网格结构, 其杆件数量众多, 通过移除某 根或某几根杆件可能并不会引起结构的连续倒塌; 且在地震等动力荷载作用下, 杆件失效位置并不确 定, 随动力作用方向和大小的变化而变化. 因此使用 多传递路径法对大跨度空间网格结构进行连续倒塌 分析将导致计算量庞大且效率较低. 另外, 多传递路 径法未能考虑动力弹塑性效应、 初始平衡态(初始应 力、 变形、 刚度 ) 对结构受到局部破坏后的影响以及 偶然荷载作用对剩余结构构件造成的损伤, 单纯只是 移除构件来模拟失效, 与实际情况存在明显差异. 为此, 笔者采用显式中心差分法, 以损伤累积为 构件破坏准则, 提出了实时删除失效构件的瞬时移除 构件法. 此方法无需假定构件失效位置及失效时刻, 考虑了动力荷载作用下结构的几何非线性和 物 理非 线性以及构件瞬时失效对剩余结构的动力效应.

?3 ? σ eq = ? σ ijσ ij ? (3) 2 ? ? 式中:pm 为循环过程中最大等效塑性应变;pi 为第 i
p 个加载半周期的等效塑性应变; εu 为极限塑性应变;

反映了三轴应力 β 为损伤权值;Rv 为三轴应力因子,

ν为泊松比;σ m 为平均主应力;σ ij 为应力 比的影响;
张量. 随着材料损伤的不断累积, 钢材的弹性模量 ED、 屈服强度σs, D 也不断降低, 可分别表示为[10]
ED = (1 ? ξ1 D) E0

(4) ( 5)

σ s, D = (1 ? ξ 2 D)σ s0

式中:ED 和 E0 分别为损伤变量值等于 D 和 0 时对应 的弹性模量值; σ s, D 和 σ s0 分别为损伤变量值等于 D

ξ1 和 ξ 2 分别为材料系数. 和 0 时对应的屈服强度;
该损伤累积模型以试验为基础, 同时考虑了最大 塑性应变和 循环滞回耗 能的影响. 笔 者通过编 写 程 序将此模型引入到材料本构模型中, 并以此模型作为 构件的破坏准则.

2 瞬时移除构件法
结构的连续倒塌属大变形动力非线性问题, 使用 隐式积 分法 求解存 在 收敛困难 , 因此 基 于显 式积 分 法, 提出了以损伤累积作为构件破坏准则, 并实时删 除失效构件, 释放其内力的瞬时移除构件法. 此方法 考虑了构件瞬时失效对结构的动力效应, 初始平衡态 对结构受到局部破坏后的影响, 偶然荷载作用对剩余 结构其他构件造成的损伤. 根 据有限 单元法可 知 , 节点处 动力学平衡方程 [12] 为 (6) 式中:M 为节点质量矩阵;x 为节点加速度向量;P 为所施加外力向量;I 为单元内力向量. 瞬时移除构件法以中心差分法为基础, 其主要过 程如下所述.
Mx = P ? I

1 破坏准则
采用合理的破坏准则是进行连续倒塌分析的 前 提. 结构和构件的破坏准则 目前 主要 有 强度破坏准 则、 变形破坏准则、 能量破坏准则、 基 于低 周疲劳 的 破坏准则、 基于最大变形和滞回耗能双重指标的破坏 [7-9] 准则等 . 文献 [10] 基 于低 碳钢试 件在一 维循环 荷 载作用下的滞回曲线和能量损伤理论, 提出了预测钢 结构及构件在地震作用下的损伤 演 化规 律 及计算方 法. 文献[11]在此基础上提出三维应力状态下钢材的 损伤累积模型, 即损伤
D = (1 ? β )
p εu

(1) 设 t 时 刻 单元损伤 值 为 D t . 判断单元是否 由 失效, 删除 D=1 的单元, 释放其所承担内力 I D . 式(6)可知, 此时节点加速度为
x t = M ?1 ? ( P ? I + I D ) t

(7)

pm

Rv + β Rv ∑
i =1

N

p εu

pi

(1) (2)

(2) 根据中心差分法对式(7)进行积分, 得
x t + Δt = x t ? Δt +
2 2

( Δt

t +Δt

2 Rv = (1 + ν ) + 3(1 ? 2ν )(σ m / σ eq ) 2 3

2

+ Δt t )

xt

( 8) (9 )

x t +Δt = x t + Δt t +Δt x t + Δt
2

2011 年 6 月



阳等:空间网格结构连续倒塌分析的瞬时移除构件法

·473·

(3) 由式(9)可得单元应变增量 dε , 对于失效单 元设置其应力 σ = 0 , 未失效单元根据考虑损伤累积 的本构关系计算单元积分点处应力, 即

σ

t +Δt

= f (σ t ,dε )

(10)

(4) 计算单元损伤值 D t +Δt . (5) 由单元积分点处应力集成节点内力 I t +Δt . (6) 设置时间 t 为 t+Δt, 返回步骤(1).

3 方法验证
为验证本文中提出的瞬时移除构件法的正确性, 分 别 应用 本 文方法和文献 [6] 提出的瞬时刚度法、 瞬 时加载法及初始条件法对图 1(a)所示双杆模型进行 动力非线性分析, 并对比节点 a 的竖向位移. 由于应 用瞬时加载法及初始条件法时均需移除失效杆件, 因 此 本 文应用 这两 种方法进行对比分析时 所 用模型为 图 1(b)所示的悬臂梁.

节点 a 位移时程对比如图 4 所示. 对双杆结构进行 分析时, 为使竖向杆件先于横向杆件失效, 横杆选取 较大截面, 竖杆选取较小截面, 杆件截面分别为 Φ245 mm×12 mm 和 Φ32 mm×2.5 mm. 材料本构模型 选 用等向强化 本 构, 杆件材料性能 参 数如 表 1 所 示. 阻尼采用 Reileigh 阻尼, 阻尼比取 0.02. 应用本 文方法分析时, 竖杆损伤值变化如图 5 所示. 由图 4 可知, 应用本文方法和文献[6]提出的瞬 时刚度法、 瞬时加载法及初始条件法分析时, 节点 a 位移 最 大 值 和 衰减 规 律 一致. 由于文献 [6] 提出的分 析方法未能考虑模型中竖杆损伤累积效应的影响, 使 得应用文献[6]提出的分析方法所得节点 a 振动初相

Fig.2

图 2 力的加载方式 Loading model of force

(a)双杆结构

(b)悬臂梁

Fig.1

图 1 结构计算模型 Model for calculation of structure Fig.3

有限 单元法中空间 梁 单元模型定 义 空间 梁质 量 平均分配于两端节点, 为使模拟条件相同, 在悬臂梁 自由端施加集中质量, 数值为竖向杆件质量的 1/2. 对比分析过程可简述为: ①应用瞬时移除构件法 对双杆模型进行分析, 如图 1(a)所示, 逐渐增大竖向 荷载, 直至竖向杆件失效并被移除, 确定竖杆失效时 所施加的荷载 F0 、 加载时间 t0 及节点 a 的竖向位移
x0 ; ②应用瞬时刚度法以图 2 所示力的加载方式对

图 3 位移的加载方式 Loading model of displacement

双杆模型进行分析, 当施加的荷载为 F0 时, 将竖杆刚 度设置为 0; ③应用瞬时加载法以图 2 所示力的加载 在悬 方式对悬臂梁进行分析, 当施加的荷载为 F0 时, 臂梁 自由 端施 加与 F0 大小相等、 方向相反的 竖 向荷 载; ④应用初始条件法, 以图 3 所示位移的加载方式 在悬臂梁自由端施加竖直向下的位移荷载, 当所施加 瞬时移除所施加的位移荷载. 采用 位移荷载为 x0 时, 以上 4 种分析方法分析节点 a 的位移, 不同方法所得
E0 /

Fig.4

图 4 节点 a 位移对比 Comparison of displacement on node a

表 1 杆件材料性能 Tab.1 Material properties for member
(N·mm-2) 2.06×105

ν
0.3

σ s0 /
MPa 235

σu /
MPa 345

ε up

k

ξ1

ξ2

β

0.2 0.014 0.404 0.063 0.026 8

·474·













第 44 卷 第 6 期

位滞后于应用本文方法所得结果. 由图 4 和图 5 可 知, 应用本文方法分析时, 加载过程中, 竖杆经历损 伤的不断累积, 当损伤累积至一定程度后, 损伤值 D 突然增大, 竖杆刚度迅速降低. 当竖杆损伤值 D= 1 时, 竖杆失效并被“移除”, 节点 a 有阻尼自由振 动, 位移逐渐衰减.

空 当 I ( f c , f b1 , f b2 ) = 1.0 且 S ( f c , f b1 , f b2 ) ≤ 1.0 时 , 间受力圆钢管处于失稳临界状态, 轴向失稳临界荷载 Pcr = f c A .

杆件受压失稳后承载力降低, 试验研究[14]表明, 反向加载未拉直前不能完全工作. Marshall 模型 [15] (图 6)是根据圆钢管试验所得滞回曲线总结而成, 描 述了包含初始缺陷的非弹性杆件的滞回性能以及受 压失稳后轴向刚度的下降. 本文采用此模型模拟杆 件失稳后的性能.

Fig.5

图 5 竖杆损伤值 Damage of vertical member 图 6 Marshall 模型 Fig.6 Marshall model

通过分析可知, 采用本文提出的瞬时移除构件法 能够很好地模拟杆件失效后结构的动力行为, 且能够 考虑杆件损伤累积对周围杆件的影响.

模型中系数取 γ = 0.014, ζ = min(1.0,5.8(t / d )0.7 ) ,

4 空间网格结构算例分析
4.1 圆钢管稳定判别条件及恢复力模型 不考虑杆件失稳效应将高估结构承载力. 本文 [13] 中采用国际标准化组织 根据大量圆钢管试验结果 归纳出的空间受力圆钢管的稳定判别方程, 即
? ? ? ? f c 1 ? cm1 f b1 ? ? cm 2 f b2 ? ? ? +? ? (11) I ( f c , f b1 , f b2 ) = + Fc Fb ? 1 ? f c ? ? 1 ? f c ? ? ? Fe1 ? Fe2 ? ? ? ? ? 式中: f c 为轴压应力,f c = P A ,P 、A 分别为圆钢管
2 2

α = 0.03 + 0.004 L d ,L 为圆钢管 κ = 0.28 ,β = 0.02 ,
d 为圆钢管外径. 长度, 计算过程中假定杆件截面面积不变, 则图 6 所示 的 Marshall 模型中轴向力与轴向应变的关系可转变 为轴向应力与轴向应变的关系. 将圆钢管稳定判别 公式和转变后的 Marshall 模型通过编写程序引入到 考虑损伤累积的材料本构模型中, 从而模拟圆钢管失 稳及失稳后行为.

的轴向压力与横截面面积;f b1 、f b2 为绕 2 个主轴的 最 大 弯 曲 应 力 ;cm1 、cm 2 为 杆 端 弯 矩 折 减 系 数 ,
cm1 = cm2 = 0.85 ;Fc 为特征轴压力;Fb 为特征弯曲应

力;Fe1 、Fe2 为 2 个主轴方向上的 Euler 屈曲应力. 当 I ( f c , f b1 , f b2 ) ≥ 1.0 时, 杆件失稳. 如果杆件承 受很大的弯矩而轴向压力并不大时,I ( f c , f b1 , f b2 ) 也 可能大于 1.0 , 这就会产生伪失稳判定, 因此还需要 引入强度方程, 即 f 1 ( 12 ) S ( f c , f b1 , f b2 ) = c + f b12 + f b2 2 Fyc Fb
Fb 为特征弯曲应力. 式中:Fyc 为特征局部屈曲应力;

空间受力圆钢管的稳定判别条件为 ? I ( f c , f b1 , f b2 ) ≥ 1.0 ? ? S ( f c , f b1 , f b2 ) ≤ 1.0

(13)

4.2 算例分析 为检验瞬时移除构件法在空间网格结构连续倒 塌分析中的适用性, 考虑杆件失稳效应影响, 应用瞬 时移除构件法对地震作用下单层柱面网壳进行连续 倒塌分析. 网壳长度为 27,m, 宽度为 15,m, 矢宽比为 2 1/3, 屋面均布荷载为 2.0,kN/m , 杆件截面取 斜杆选用较大 Φ89,mm×4,mm 和 Φ140,mm×6,mm, 截面, 纵杆和端杆选用较小截面. 支座形式为四边支 承. 杆件材料性能如表 1 所示. 《建筑抗 震 设 计 规 范 》(GB50011 — 2001)[16] 规 定 , 设防烈度为 8 度 (0.30,g , g 为 重 力加速度 ) 罕遇 地震时, 时程分析所 2 用地震波加速度幅值取 510,cm/s , 选用时长为 20,s 的 El-Centro (1940)波, 按 8 度(0.30,g)罕遇地震设防烈 度调整地震波幅值. 地震波采用三向输入, 输入比值 为1∶0.85∶0.65. 由计算可知, 地震作用起始阶段, 由于地震加速 度 较小 , 网壳结构杆件 均 处于弹性状态, 未 发 生损

2011 年 6 月



阳等:空间网格结构连续倒塌分析的瞬时移除构件法

·475·

伤. 随地震作用的不断增强, 网壳结构中杆件受力逐 渐增大, 部分受压杆件 发 生失稳. 在地震作用的 第 7.42,s, 网壳结构中首次出现失稳杆件(197 号杆件), 所在位置如图 7 所示(数字为杆件编号). 由于地震 作用的不断变化, 失稳杆件位 置 及数量也在不断变 化. 由于杆件在受压失稳及受拉屈 服 后 均 产生 塑 性 变形, 发生损伤, 因此杆件的损伤值也由二者叠加而 成, 且损伤程度随地震的不断作用而增加. 在地震作 用的第 13.07,s, 网壳结构首先出现损伤变量 D=1 的 杆件(182 号杆件), 所在位置如图 7 所示. 根据瞬时 移除构件法, 当杆件损伤变量 D=1 时, 其应力将被 设置为 0, 此时杆件被“移除”, 其所承担的内力突 然释放, 结构内力和刚度将进行重分配. 随着地震作 用时间的增加, 损伤区域以失效杆件为中心, 逐渐向 周围扩大, 失效杆件数量增多. 不同杆件失效时刻如 表 2 所示, 失效位置如图 7 所示.

第 13.17,s 时, 网壳结构由于失效杆件过多, 节点 12 最大位移和网壳结构的应变能突然增大(如图 10 和 图 11 所示), 网壳结构倒塌破坏, 倒塌破坏过程中变 形如图 12 所示.

图 8 164 号杆件轴向应力 Fig.8 Axial stress of members No.164

Fig.9 Fig.7 图 7 网壳结构杆件失效位置 Location of member failure in reticulated shell 表 2 杆件的失效顺序 Tab.2 Order of member failure
失效时刻/s 13.07 13.08 13.12 13.16 13.17 失效杆件编号 182 41, 245 164 46, 198 3, 8, 65

图 9 67 号节点位移 Displacement in node 67

为 观察 杆件失效时的应力变化及杆件失效对 其 相连节点的影响, 给出了 164 号杆件轴向应力时程曲 线和与其相连的 67 号节点位移时程曲线, 如图 8 和 图 9 所示. 由图 8 和图 9 可知, 当 164 号杆件损伤变量 D= 1 时, 其 应力将被 设置 为 0 , 以模拟杆件失效. 由于 164 号杆件的突然失效, 与其相连的 67 号节点由于 所受合力的改变, 位移也将发生跳跃. 随后由于与 67 号 节点 相 连的 其他 杆件 无 法 继 续承 担 地震的 继 续作 用, 67 号节点位移发散. 由表 2 和图 7 可知, 地震作用下, 单层柱面网壳 杆件失效区域主要分布于沿长度方向的两侧, 且单根 杆件的失效并不会引 起 网壳结构的倒塌. 地震作用

图 10 节点 12 位移时程 Fig.10 Displacement in node 12

Fig.11

图 11 结构应变能 Strain energy of structure

由算例分析可知, 以损伤累积为破坏准则的瞬时 移除构件法, 能够 同 时考虑 几何 非线性和 物理 非线 性, 在地震等动力荷载作用下根据杆件损伤情况判断

·476·













第 44 卷 第 6 期

失效杆件位置和失效时刻, 且考虑了杆件瞬时失效对 剩余结构的动力效应, 可应用于空间网格结构的连续 倒塌分析.

25(Suppl crete frames[J]. Engineering Mechanics, 2008, Ⅱ): 150-157(in Chinese). [6] Nanci B, Shalva M. SDOF model for progressive collapse analysis[C]//New York : Structures , ASCE , 2005 : 22432254. [7] Sidney A G, Erber T, Stefanis J, et al. Plastic collapse,

(a)13.07,s

(b)13.14,s

shakedown and hysteresis of multistory steel structures[J]. Journal of Structural Engineering , 1986 , 112(12): 2610-2627. [8] Darwin D, Nmai C K. Energy dissipation in RC beams under cyclic load[J]. Journal of Structural Engineering, 1986, 112(8): 1829-1846. [9] 杜修力, 欧进萍 . 建筑结构地震破坏评估模型 [J]. 世 52-58. 界地震工程, 1991(3): Du Xiuli, Ou Jinping. Evaluation model of earthquake damage for building[J]. World Earthquake Engineering, 1991(3): 52-58(in Chinese). [10] Shen Zuyan, Dong Bao. An experiment-based cumulative damage mechanics model of steel under cyclic loading[J]. Advances in Structural Engineering, 1997, 1(1): 39-46. [11] 宋振森. 超高层钢结构考虑损伤和损伤累积分析方法 [D]. 上海: 同济大学土木工程学院, 2004. Song Zhensen. Research on Analysis Methods for Super High-Rise Steel Structure Considering Damage Accumulation[D]. Shanghai : College of Civil Engineering , Tongji University, 2004(in Chinese). [12] 庄 茁, 张 帆, 岑 松, 等. ABAQUS 非线性有限元分 析实例[M]. 北京: 科学出版社, 2005. Zhuang Zhuo, Zhang Fan, Cen Song, et al. Examples of Nonlinear Finite Element Analysis in ABAQUS[M]. Beijing: Science Press, 2005(in Chinese). [13] ISO10721-1 1997. [14] Higginbotham A B, Hanson R H. Axial hysteretic behavior of steel members[J]. Journal of the Structural Division, ASCE, 1976, 102(7): 1365-1381. [15] Marshall P W, Gates W E, Anagnostopoulos S. Inelastic dynamic analysis of tubular offshore structures[C]// Proceedings of Ninth Annual Offshore Technology Conference. Houston, USA, 1977: 235-246. [16] 中华人民共和国建设部 . GB50011 — 2001 设计规范[S]. 2001. Ministry of Construction of the People's Republic of China. GB50011—2001 Code for Seismic Design of Buildings[S]. 2001(in Chinese). 建筑抗震 Steel Structure : Material and Design[S].

(c)13.19,s

(d)13.22,s

(e)13.25,s

(f)13.38,s

Fig.12

图 12 结构倒塌变形 Collapse deformation of structure

5 结 论
(1) 采用显式中心差分法, 以损伤累积为破坏准 则, 提出了用于结构连续倒塌分析的瞬时移除构件 法; 对比 相同 加载方式下 双 杆模型和 悬臂梁 节点位 移, 验证了本文提出的瞬时移除构件法的正确性. (2) 考虑材料非线性、 几何非线性、 杆件失稳及 失稳后性能, 对单层柱面网壳进行连续倒塌分析, 结 果表明瞬时移除构件法可用于空间网格结构的连续 倒塌分析. 参考文献:
[1] Marjanishvili S M. Progressive analysis procedure for progressive collapse[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, ASCE, 2004, 18(2): 79-85. [2] British Standard Institute. Structural Use of Concrete: (Part 1) : Code of Practice for Design and Construction[S]. 1997. [3] European Committee for Standardization. Eurocode 1: Actions on Structures[S]. 2002. [4] Department of Defense. Design of Buildings to Resist Progressive Collapse[S]. 2005. [5] 陆新征, 李 易, 叶列平, 等. 钢筋混凝土框架结构抗连 续倒塌设计方法的研究[J]. 工程力学, 2008, 25(Suppl Ⅱ): 150-157. Lu Xinzheng, Li Yi, Ye Lieping, et al. Study on design method to resist progressive collapse for reinforced con-


相关文章:
钢混结构抗连续倒塌的设计分析方法及其防止措施研究
钢混结构连续倒塌的设计分析方法及其防止措施研究 【摘要】建筑结构应该具有足够的抗连续倒塌能力,也就是说能够防止建 筑物因体系中单根构件的失效导致结构大范围...
结构抗连续倒塌设计分析方法探讨
拆除构件设计法、 拉结度法、 多重荷载路径法是我们 结构连续倒塌设计分析方法探讨 [摘要]在结构设计的过程中,保证结构的安全是首要考虑的问题,在设计过 程中...
大跨度空间结构的连续性倒塌分析
大跨度空间结构的连续倒塌分析_建筑/土木_工程科技...并促使构件破坏连续性扩展下去,从而造成与 初始破坏...不连续位移场的数值描述方法仍需 在有限单元法的...
文献翻译汉语-样本
这篇 论文仅仅研究了特殊荷载(如:爆炸和冲击),造成的建筑结构连续倒塌的分析。...路径法,这种方法通过模拟由 于移除关键承重构件造成的不同水平的损坏来对结构...
建筑结构抗连续性倒塌能力分析方法
建筑结构抗连续性倒塌能力分析方法 摘要: 目前的许多国外规范对避免结构发生连续倒塌设计的构造措施均有介 绍,其核心策略都是通过提高结构的冗余度、连续性和延性,...
天津大剧院吊挂结构抗连续倒塌分析
研究,结构连续倒塌的分析方法已相对成熟,本文采用目前应 用最广泛的移除构件法。...式(2)考虑了两方面因素:一是去除竖向承重构件时,局部结构会产生瞬时的动力效应...
第三四章作业(高钢)
应建立带缺陷的整体结构模 型并采用带缺陷的构件单元, 进行二阶弹塑性分析法全过程分析。在对结构进行 连续倒塌分析时, 结构材料的本构关系宜考虑应变率的影响;...
建筑结构在冲击负载作用下连续倒塌分析方法外文翻译
,这种方法直接模拟 了使结构破坏和建筑物倒塌的爆炸荷载效应,和非耦合交替荷载路径法,这种方法通过模 拟由于移除关键承重构件造成的不同水平的损坏来对结构进行分析...
连续性倒塌
(4)采用备用荷载路径法中的非线性静力分析方法以...构件相连的构件连续破坏, 最终导致结构的整体倒塌或者...采用瞬时加载法,以需求能力比(DCR)为参数进行了动力...
框架结构的连续性倒塌研究
空间框架结构连续倒塌评... 195页 1财富值 规范...并对以上几 种分析方法进行比较,指出备用荷载路径法...三、从防止局部破坏、设置合理结构体系和构件设计三...
更多相关标签:
江西电厂倒塌74人遇难 | 电厂倒塌调查启动 | 江西电厂发生倒塌 | 江西电厂倒塌67人遇难 | 温州凌晨楼房倒塌 | 江西电厂倒塌40人遇难 | 温州4间民房倒塌 | 千年古树意外倒塌 |