连续倒塌风险评估与钢框架结构柱屈曲的非线性动力校准模型研究

工程科学与技术，国际期刊35（2022）101193考虑柱屈曲的钢框架结构连续倒塌风险Hussein Elsanadedya，1，Halil Sezenb，Husain Abbasa，Tarek Almusallama，Yousef Al-Salloumaa沙特国王大学工程学院土木工程系结构加固和修复研究讲座，利雅得11421，沙特阿拉伯b美国俄亥俄州哥伦布市俄亥俄州立大学土木与环境工程及大地测量科学系阿提奇莱因福奥文章历史记录：2021年10月21日收到2022年5月25日修订2022年6月1日接受2022年6月11日在线提供关键词：连续倒塌钢结构建筑柱屈曲NLD分析LS分析A B S T R A C T钢结构建筑物通常容易受到连续倒塌的风险，如果一个或几个承载构件在极端事件中丢失，如爆炸，冲击或火灾。因此，研究和借鉴既有钢结构建筑的连续倒塌性能，是避免钢结构连续倒塌的重要措施。俄亥俄联盟大楼是俄亥俄州立大学校园内的一座多层钢框架建筑，在其演示之前，由一位共同作者在连续拆除位于第一层的四根柱子的情况下进行了连续倒塌评估。本研究的目的是对考虑柱屈曲的建筑物进行非线性动力校准的有限元（FE）模型，然后扩展到包含更多的假设顺序和同时列损失的情况。2003年GSA（总务管理局）指南也被应用，作为采用GSA准则中简化的LS（线性静力）分析方法对该建筑物进行连续倒塌风险评估，并将评估结果与试验观测值和NLD分析结果进行比较。新的动态增加系数（DIF）建议用于LS分析中使用的力和变形控制动作©2022 Karabuk University. Elsevier B.V.的出版服务。这是CCBY-NC-ND许可证（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。1. 介绍事实上，当主要竖向承载元件失效导致剩余结构过度加载，其边界条件随之发生显著变化，并对邻近失效构件的元件产生大量需求时，就会发生连续倒塌。当载荷重新分布时，元件的失效可能会传播。这一过程可以持续到结构恢复平衡。现有建筑物的实际连续倒塌事故实例包括：a）1968年英国罗南角大楼的气体爆炸[1，2]，b）1995年美国默拉联邦大楼的爆炸[3]，以及c）2001年美国世界贸易中心的倒塌[4交替荷载路径法已在各种规范中采用，例如：[8，9]，由于突发事件造成的损害的量化*通讯作者。电子邮件地址：helsanadedy@ksu.edu.sa（H. Elsanadedy）。由Karabuk大学负责进行同行审查1在埃及开罗赫勒万大学休假在极端荷载情况下的柱损失。然而，采用这些程序得到的结构分析结果是不同的。Marjanishvili和Agnew[10]采用SAP2000软件，通过非线性动力（NLD）、线性动力（LD）、非线性静态（NLS）和线性静态（LS）分析对多层建筑物的连续倒塌进行建模。Fu[11]使用NLD方法对一栋20层建筑进行了数值研究，得出的结论是，应设计与同一楼层中的丢失柱直接相连的柱轴向荷载为2（D + 0.25L），其中D和L分别为恒载和活载。在另一项研究中，Khandelwal等人[12]使用交替荷载路径法对抗震设计的10层钢支撑建筑物的连续倒塌风险进行了数值评估。利用离散弹簧和梁柱的二维宏模型预测结构响应。Powel[13]比较了不同的分析程序，并得出结论，在静态分析中采用动态增加因子（DIF）2是保守的。Tsai和Lin[14]报道了用于连续倒塌模拟https://doi.org/10.1016/j.jestch.2022.1011932215-0986/©2022 Karabuk University.出版社：Elsevier B.V.这是一篇基于CC BY-NC-ND许可证的开放获取文章（http://creativecommons.org/licenses/by-nc-nd/4.0/）。可在ScienceDirect上获得目录列表工程科学与技术国际期刊杂志主页：www.elsevier.com/locate/jestchH. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011932在RC（钢筋混凝土）建筑中，比NLD分析更保守。一个简化的方法是由Vlanshan等人提出的[15]伊苏丁等人，[16]使用NLS方法评估钢框架的连续Naji和Irani[17]提出了另一种简化方法，使用固定梁的荷载-位移和承载力曲线预测钢框架建筑物的Elsanad- edy等人[18]进行了有限元建模，以研究现有钢框架建筑由于不同爆炸场景而逐渐倒塌利用爆炸荷载作用下钢管的试验结果对模型进行了验证Talebi等人[19]在结构框架中使用不同截面的屈曲约束支撑系统（BRB），以减轻其在不同火灾场景下的渐进倒塌。当使用防屈曲支撑时，结果揭示了更高的刚度、行为的对称性以及在没有支撑屈曲的情况下将荷载重新分配到相邻元件在提高倒塌温度方面的作用在后来的研究[20]中，作者研究了倒V型防屈曲支撑系统对4层钢框架结构在火灾引起的柱损失下连续倒塌的影响结果表明，由于防屈曲支撑提供了更高的刚度，此外，与普通同心支撑体系相比，防屈曲支撑框架具有更高的抗连续倒塌能力作为一种替代方案，Alrubaidi等人对钢框架结构中不同的连接加固方案进行了试验和数值模拟。[21]. 这些计划成功地减轻了在很大程度上降低了钢框架连续倒塌的风险Shan和Li[22]数值研究了不同火灾情况下钢框架的连续倒塌行为。框架有部分填充墙。分析表明，更高等级的钢，更多的数量和更少的墙壁开口提高了温度，从而导致倒塌。作者采用等效压杆模型提出了一种降低火灾引起的连续倒塌风险的设计方法。郭等人[23]通过实验研究了9个梁柱组合的连续倒塌，这些梁柱组合具有焊接的未加固翼缘-螺栓腹板（WUF-B）连接，在火灾暴露引发的柱损失事件下。将测试结果与在环境温度下测试的对照样本进行比较。 悬链线机制被观察到的位移超过其最大值的一半。与对照样本相比，火灾暴露框架Hadidi等人[24]澄清了仅根据AISC-LRFD[25]抗震要求设计的钢框架建筑物容易发生2002 UFC要求[8]的连续倒塌。Chen等人[26]利用能量原理研究了钢框架建筑物的连续倒塌鲁棒性。Zoghi和Mirtaheri[27]进行了NLD分析，以评估考虑填充墙影响的抗震设计钢框架建筑的连续倒塌潜力。结果表明，模拟钢筋混凝土板以及填充墙可以提高稳定性和悬链线的建设行动。Qiao等人[28]提出了一种简化的方法，通过将钢框架建筑物理想化为单层下部结构来研究其抗连续倒塌能力。Naji[29]提出了一种简单的方法来评估由于中间柱损失事件导致的钢梁柱组件的连续倒塌风险。所开发的方法考虑了梁的跨高比对组件的连续倒塌性能的影响。在Ebrahimi等人[30]的一项研究中，开发了有限元模型来估计柱损失情况下6层钢框架建筑物两个升级方案的柱去除方案进行了研究。它们涉及到支架和缆绳的使用。研究表明，使用支撑构件和拉索可以大大提高减小在移除柱位置处的梁位移。Alrubaidi等人[31]通过实验和数值计算研究了柱拆除情况下常规使用的中间抗弯钢框架连接件的抗连续倒塌性能。在所有研究的连接中，根据土耳其地震规范[32]设计的连接具有最高的抗连续倒塌性。Rodríguez等人[33]介绍了钢抗弯框架渐进式倒塌潜力的敏感性和脆弱性分析结果龙卷风图的推导来量化的敏感性的渐进式崩溃的设计参数，和脆弱性模型被开发用于评估失败的概率作为一个指定的强度措施的函数研究结果揭示了随机变量/研究参数对钢框架抗弯建筑物的脆性/连续性倒塌潜力的影响最近，Elsanadedy等人[34]通过实验和数值方法研究了柱拆除事件下不同类型的简单剪切钢梁柱连接的连续倒塌风险结果表明，采用双角钢和螺栓连接的腹板楔板结构的抗连续倒塌能力最高为了评估抗震设计准则对连续倒塌减缓的适用性，进行了大量的数值和试验研究，涉及的结构构件很少。然而，在系统一级验证研究结果的实验性调查很少，这主要是因为进行这种研究费用很第二作者[35-37]对现有钢框架建筑进行的现场试验包括顺序拆除第一层的四根Song和Sezen[35]在俄亥俄州立大学校园内建于1950年的五层（B + 4）俄亥俄联盟大楼上进行了Song等人[36]在伊利诺伊州诺斯布鲁克的3层建筑上进行了测试在对这些建筑物进行现场测试期间，没有活荷载或活荷载非常有限。这些现场测试的结果表明，即使在失去四个周边柱后，钢框架建筑物仍然是安全的，这突出了坚固的-这些建筑物。在本研究中，对由Song和Sezen[35]测试的Ohio Union钢结构建筑进行了考虑柱屈曲的NLD分析，以数值评估其渐进倒塌的可能性，然后将其与测试观察结果进行比较。经校准的然后进一步扩展FE模型，以纳入更多假设的连续和同时柱损失情景。此外，2003年GSA指南[9]中的简化LS分析方法用于俄亥俄州联合大楼的连续倒塌评估，然后将结果与试验观测和NLD分析进行比较。2. 建筑表现图1所示为第二作者[35]早先进行的进行性倒塌评估测试的五层抗弯矩框架俄亥俄联盟大楼。这座建筑有一个长方形的脚印，有九行，每行三列.表1总结了梁和柱中使用的截面 图图2描述了纵向框架立面图和底层框架平面图[38]。表1中列出的钢截面列表显示了20世纪50年代建筑施工期间常见的I形梁[39]。该建筑物老旧且已停止使用，计划将其拆除，但在拆除之前，该建筑物用于连续倒塌研究，方法是按图1所示顺序连续拆除第一层的四根柱子。色谱柱去除的持续时间保持较短，以代表GSA设计指南[9]的瞬时色谱柱去除要求。应当指出，在此之前H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011933Fig. 1. 俄亥俄州联盟大楼拆除后，四个一楼的列。表1俄亥俄州联盟大楼的成员区C6 WF10×54 B6 B14 × 17.2C7 WF10×112 B7 B14 × 22C8 WF10×60 B8 WF24 × 76C9 WF10×33 B9 WF10 × 21移除柱子后，几乎所有的荷载，包括活荷载和内部隔墙，都被从楼层上移除，建筑物只承受所有结构构件的自重加上外部非结构砌体墙的重量。尽管一楼的四根柱子被拆除，但建筑物并没有倒塌，如图1所示。建筑物、现场测试程序、记录的观察结果和测试测量的全部细节在Song[38]中给出。3. 柱屈曲如图3所示，使用商用有限元软件包LS-DYNA[40]为单个钢柱开发了局部有限元模型，以计算其临界屈曲载荷。在该模型中，2节点Hughes-Liu梁单元-具有钢梁单元采用的本构模型为LS-DYNA软件材料模型库中的24型[40]。这是一个分段线性塑性模型，其中可以定义具有任意应力-应变曲线和任意应变率依赖性的弹塑性材料 在这个模型中，通过定义切线模量，应力-应变行为可以用双线性曲线来处理（见图10）。 4），或者可替代地，可以定义有效应力与有效塑性应变的曲线。该材料模型中的失效由有效塑性应变控制。在这项研究中，一个双线性的根据Marques 等人的建议，在柱中间高度处考虑L/1000的初始缺陷[41]，其中L是柱高。如图5所示，通过指定在顶部节点上的规定位移-时间历史曲线，将位移控制荷载施加到柱上从图中可以看出，在顶部节点上总共施加了100 mm的目标向下位移（在负Z方向上），持续100 s（位移增加速率= 1 mm/s）。运行分析直至色谱柱失效。产生柱的轴向载荷与中间高度侧向位移，然后确定屈曲载荷。利用文献中发表的纯轴压下钢柱失稳的数据对如表2所示，共使用7个色谱柱进行模型验证。这些微柱包括Rasmussen和Hancock[42]检测的两个样本和Li等人检测的五个微柱[43]第43段。所有7根柱的试验和数值结果列于表2中，表2显示了预测屈曲载荷的准确性，误差范围为0.6%至5.8%。经验证的局部有限元模型用于计算俄亥俄联合大楼地下室柱C1至C5的屈曲荷载，如表3所示。值得注意的是，柱被分成尺寸为250mm的梁单元作为案例研究，对C1柱进行了网格敏感性研究另外两个模型是为C1柱建立的，第二个和第三个模型中的单元尺寸分别为125 mm和50 mm结果表明，当网格尺寸从250 mm减小到50 mm时，柱C1的屈曲载荷仅增加5%。因此，决定在所有列中使用250mm的网格尺寸，以便具有具有合理数量的单元的全局建筑模型，从而减少计算时间。除了局部有限元模型外，ANSI/AISC 360-16[25]中的公式还用于计算柱C1至C5的屈曲载荷，其比有限元模型预测的屈曲载荷小13%至20%。这是因为ANSI/AISC 360-16[25]中的公式包含了柱强度曲线的近似值，该曲线提供了弹性屈曲和屈服之间的过渡。此外，ANSI/AISC 360-16[25]中的公式采用了安全系数，以说明钢柱的意外偏心和初始缺陷。五个地下室柱C1至C5的轴向荷载与中间高度侧向位移的关系如图所示。根据图6，每条曲线的最大载荷描述了表3中确定的临界屈曲载荷。4. 建筑物的NLD有限元模型使 用 LS-DYNA 软 件 包[40] 对 俄 亥 俄 联 盟大 楼 进 行 非 线 性 动 态（NLD）有限元建模。有限元模型是在FEMB Pre-Processor 28.0的帮助下开发4.1. 有限元离散图7显示了整个建筑物的有限元模型，其中使用了梁和壳单元。所有柱和梁均采用2节点Hughes-Liu梁单元。采用Belytschko-Tsay公式[44]的四节点四边形壳单元对RC楼板进行建模。全局模型共有94，803个单元（35，523个梁单元和59，280个壳单元）。应该注意的是，为了不显著增加求解时间，外部砌体墙未实际包含在模型中;但是，计算了其重量，并将其作为外部钢梁上的线荷载输入。基于根据现有资料，俄亥俄联合大楼的梁柱节点采用焊接无筋翼缘（WUF）弯矩连接。假定它们比连接构件（梁和柱）具有更高的承载力和延性，并假定梁和柱的失效发生在连接失效之前。因此，连接被假定为完全刚性的，并且它们没有被明确地建模。这种解释可能是有效的，因为研究的主要目标是关注建筑物的整体行为，而不是梁柱连接的微观性能。列ID色谱柱波束ID梁秒C1C2C3C4C5公司简介公司简介公司简介公司简介公司简介B1B2B3B4B5B24 ×74B20 ×68B16 ×58公司简介公司简介H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011934C图二、包括梁和柱截面的建筑框架（见表1）：（a）纵向框架标高;（b）底层框架平面图。.e_！1=p图三. 钢柱屈曲荷载预测的局部有限元模型。4.2. 本构模型采用分段线性塑性（24型）的材料模型对钢梁和柱进行建模。Cowper-Symonds屈服强度的放大系数用于纳入应变率效应，如以下公式所示：其中e_是应变速率（以s-1计），p和C是模型参数（分别取为1.6和250）。用于RC板的材料模型是混凝土欧洲规范EC2（类型172）。的模型是很好的模拟梁和壳的行为。该模型模拟混凝土构件中的离散钢筋。该模型能反映混凝土受压时的压碎、混凝土受拉时的开裂和钢筋的混凝土欧洲规范EC2模型的输入参数包括混凝土的抗压和抗拉强度、混凝土的拉伸硬化模量、钢筋的杨氏模量、钢筋的对于本研究中使用的非线性动力分析，假设阻尼比为1%，这对于钢结构建筑是合理的[38，45]。4.3. 边界条件和载荷应用为了反映Ohio Union大楼地下室柱的实际边界条件，假定地下室柱的最底部节点为销型支撑数值模型中使用的柱移除方案如下1/2ð1ÞH. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011935见图4。 材料模型类型24的双线性曲线的有效应力与有效塑性应变[40]。图五. 规定的柱顶节点竖向这与在俄亥俄联合大楼进行的连续倒塌现场试验中使用的顺序完全相同，在该试验中，图7中的第1列首先被拆除，然后是第2列，然后是第3列，最后是第4栏[35，38]。这种情况在这里表示为S1，如表4所示。与现场测试类似，建筑物仅承受其自重，如表4所示。在分析中，重力载荷作为斜坡函数输入，并且当其在2s达到峰值时保持恒定。这是为了最大限度地减少建筑物的振荡行为，由于在时域中的重力荷载输入的动态性质。柱移除场景S1依次涉及分别在时间3、5、7和9秒移除柱1、2、3和4在柱移除时，通过软件的“重启”选项从模型中立即删除代表移除柱的元素然后重复分析在初始运行中，包括建筑物的所有元素，并且分析设置为在3秒时停止。在第二次运行中，第三次运行也是在最后两次运行中，采用了“重启”选项，其中从模型中删除了第3列（第四次运行）或第4列（第五次利用15 s的终止时间捕捉识别柱丢失后建筑物的完整动力行为4.4. 结果讨论图8描绘了场景S1的分析时间结束时建筑物的变形形状。一个稳定状态的最大垂直位移约234毫米的预测为楼板的位置，第一层的第3列被删除。由于无法获得第3柱拆除位置一楼水平垂直位移的实际现场测量结果，因此无法验证234 mm的预测值。图9显示了在柱缺失S1情况下，临界地下室柱C1至C5的时间与轴力之间的关系。很明显，五个地下室柱的峰值轴向力远小于其轴向承载力（临界屈曲荷载）。表5显示了NLD分析的主要结果表2其他研究人员测试的柱的屈曲荷载。研究员屈曲载荷列IDExp（kN）FE（kN）误差（%）拉斯穆森和汉考克[42]I1000C209220790.6I1650C175117360.9Li等人[四十三]H-30-1849389765.7H-30-2899490720.9H-50-1720772881.1H-50-2712572932.4H-70-2369039065.8H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011936表3地下室柱C1至C5的轴向承载能力预测（有效长度系数= 1;钢的屈服应力= 345 MPa）*。列ID色谱柱细长参数（c）fcr（MPa）Pu-AISC（kN）Pu-FE（kN）Pu-AISC/Pu-FEC10.90245334841620.80C20.74274691779620.87C30.75273621772360.86C40.88249472456900.83C50.89248418350560.83*fcr=根据ANSI/AISC 360-16[25]第E3节的弯曲屈曲应力;Pu-AISC=根据ANSI/AISC 360-16[25]的极限载荷;Pu-FE=根据FE分析的极限载荷见图6。俄亥俄联合大楼地下室柱的轴向荷载与中间高度侧向位移。见图8。场景S1分析时间结束时建筑物的变形形状（单位：mm，s）。图7.第一次会议。利用LS-DYNA软件建立了整个建筑物的整体有限元模型表4用于非线性动态有限元分析的第一层柱缺失场景场景色谱柱移除顺序施加的负载 **多个色谱柱移除方案由于缺少柱子的情况S1。同样明显的是，在所有地下室柱C1至C5中，柱损失情景S1后的峰值轴向载荷在临界屈曲载荷的24%至72%范围内，而剩余轴向载荷值在轴向载荷能力的21%至56%范围内。根据NLD的分析，这种情况不会导致任何建筑物柱子的失效，因此，不会引发连续倒塌，这一点已在俄亥俄州立大学对同一建筑物进行的现场测试中得到证实（见图1）[35，38]。因此，根据从测试观察中获得的建筑物整体行为，认为FE模型得到了验证。经验证的数值模型的建筑物进一步扩展，以调查更关键的列损失的情况下，更多的负载被施加和/或更关键的第一层列被删除。如表4所示，研究了更多假设的柱移除场景（S2至S8），其荷载组合遵循2003年GSA指南[9]的非线性动态（NLD）分析。建筑物上的重力荷载增加到包括叠加恒载（SIDL）和25%的全设计活载（L）。根据2003年GSA指南[9]，在连续倒塌评估的情况下，减小了全设计活荷载，承认在极端事件期间全活荷载应用的可能性较小在这栋楼里，S1列1，然后列2，然后列3，然后列4S2列1，然后列2，然后列3，然后列4SWSW + SIDL +0.25 L荷载（包括暖通空调、机械和电气以及附着在楼板上的地板材料）取为3.0 kN/m2，典型楼板的满设计活荷载假定为4.0 kN/m2顶板为1.0kN/m2参数研究见表4S3色谱柱3、6和7同时SW + SIDL +0.25 L S4色谱柱3、4和5同时SW + SIDL+0.25 L S5色谱柱3、4和6同时SW + SIDL +0.25 L单列删除方案S6仅第2列SW + SIDL +0.25 LS7仅第6栏SW + SIDL +0.25 LS8仅第3列SW + SIDL +0.25 L* 见图 7参考**SW =自重; SIDL =叠加恒载; L =活载。除了三个单列移除场景（S6、S7和S8）之外，还包括四个不同的多列丢失场景（S2、S3、S4和S5）应该注意的是，研究单柱损失情景是为了与2003年GSA指南的LS方法进行比较，其中单柱损失情景用于渐进式倒塌评估。这些准则要求拆除位于以下位置的单个外部柱H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011937见图9。在缺柱情景S1下关键地下室柱的时间与轴向力。（b）靠近短方向的中间（列6（场景S7）），或（c）在拐角上（列3（场景S8））。应当注意的是，由于sce- nario S2涉及在不同时间连续移除四个柱，因此将分析设置为从其开始15 s时终止。然而，对于同时移除三个柱的其他多柱损失情形S3至S5或对于单柱损失情形S6至S8，分析被设置为终止在10秒。图10（a）和10（b）分别示出了场景S2和S3的分析结束时建筑物的变形形状。在不同时间直至塌陷的变形形状显示在图1A和1B中。图11和12分别针对场景S4和S5。对于单柱损失场景S6至S8，在分析结束时，建筑物的变形形状分别在图13（a）至13（c）中描绘。表5中还列出了由于不同的缺失柱情景而导致的NLD FE分析的关键结果。很明显，对于所有研究的场景，除了S4和S5，没有识别出进行性塌陷的可能性，也没有预测到失败表5由于不同的缺失列情景，NLD分析的关键结果场景地下室临界柱轴力的变化峰值垂直位移。1楼的高度（mm）连续倒塌的可能性（PN）（kN）（Ps）（kN）Ps/PN（%）（Pp）（kN）PP/PN（%）（Pt）（kN）Pt/PN（%）场景损失情景OS1C14162137733299172231356否10285234没有C27962119115249031201425否C37236131918287340199628之C45690116320272248197935否C5 5056111622119424107521没有S2C14162189245353985306474否18473440没有C27962216627361945302038否C37236243934458163327045否C45690221039375766287250否C5 5056215943221544204040否S3C14162189245196947184444否18452394没有C27962216627581773449156否C37236243934271037247934否C45690221039230941218538否C5 5056215943232346216943否S4C14162C279621892216645274153793810010041290是2是1811是的C37236C45690C5 5056243922102159343943720756615041100100100177002是0是0是S5C14162C27962189221664527414979541001002383066是4是1811是的C37236C45690C5 505624392210215934394372225673505110010010070190是0是0是S6C14162C27962C3723618922166243945273426953584412765455718852261274145否28之38否1810560没有C45690C5 50562210215939432274221940442133215537否43否S7C14162C27962C37236C45690C5 50561892216624392210215945273439431978434225502550223548553545441859296724302432216345否37否34否43否43否1811565没有S8C14162189245296571232656否1813584没有C27962 2166 27 3099 39 2223 28没有C37236 2439 34 2490 34 2432 34否C45690 2210 39 2490 44 2431 43没有C55056 2159 43 2490 49 2431 48没有上校轴向载荷服务负载峰值负荷后剩余价值上校失败值后开始读数残余ID能力柱损失在栏后─服务列-值场景丢失的情况负载损失在栏后─H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011938图10个。分析时间结束时建筑物的变形形状：（a）情景S2;（b）情景S3（单位：mm，s）。图十一岁情景S4下的建筑物变形：（a）T = 3.1 s;（b）T = 3.5 s;（c）T = 4.0 s;（d）T = 5.0 s（单位：mm，s）。在任何一列。尽管情景S2和S3涉及多个柱损失，但未预测到连续倒塌，并且关键地下室柱的峰值轴向载荷在情景S2的轴向载荷能力的44%至85%的范围内，在情景S3的屈曲载荷的37%至73%的范围内（表5）。这也阐明了俄亥俄联盟大楼的框架可以减少重力荷载（自重+叠加死荷载+满设计活荷载的25%），以便在楼板的任何方向形成跨度不超过13.0 m的悬臂部分。对于较大的悬臂部分，如场景S4和S5所示，触发对于涉及同时拆除第一层第3、4和5柱的情景S4，由于建筑物第一层的大悬臂部分（尺寸：纵向20.72 m，横向7.62 m）承载所有恒载加上25%的全设计活载，因此预测了连续倒塌的可能性。如图14（a）所示，地下室柱C1、C2和C3在3 s和4 s之间的时间达到其屈曲荷载，然而，柱C4和C5在4 s和5 s之间的时间达到其峰值轴向荷载。图11显示了一些柱在3.5 s时开始屈曲，更多的柱在4 s时屈曲。由于所有柱子的屈曲，建筑物最终在5秒时倒塌（见图10）。 11（d））。H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）1011939图12个。情景S5的建筑物变形：（a）T = 3.1 s;（b）T = 3.5 s;（c）T = 4.0 s;（d）T = 7.0 s（单位：mm，s）。图13岁分析时间结束时建筑物的变形形状：（a）情景S6;（b）情景S7;（c）情景S8（单位：mm，s）。如图12所示，在柱损失情景S5中，包括同时拆除第一层柱3、4和6，也预测了整个建筑物的连续倒塌。这是由于外部面板的大悬臂部分（尺寸：横向为15.24 m，纵向为13.0 m），承载所有恒载加上25%的活载。动态图14（b）显示了在缺柱情景S5下所有关键柱的轴向荷载变化。从图中可以看出，即使在3 s时移除柱，柱C1、C3和C4也分别在稍后约6 s、6.7 s和5 s时达到其峰值轴向载荷。而地下室柱C2和C5在3.3 s的早期达到峰值轴向荷载，H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）10119310图十四岁柱损失情景下关键地下室柱的时间与轴向力：（a）S4;（b）S5。3.5 s，分别。 整个建筑物的倒塌发生在7 s时，如图12（d）中的变形形状所示，由于所有柱的屈曲。值得注意的是，Elsanadedy报告了S4和S5的多个色谱柱损失的类似结果等人[18]在两种不同的爆炸威胁情景下对现有钢框架建筑进行的NLD分析。爆炸产生的波浪导致多个底层柱的破坏，从而形成了一个大的第一层悬臂部分（在一个方向上超过15米）。这反过来又导致了钢结构建筑的逐步倒塌。对于单个柱缺失场景S6至S8（之前已确定），表6列出了关键一楼梁和连接到移除柱的梁柱连接的NLD分析的关键结果。这些结果适用于柱拆除后的持续建筑，并针对建筑长边和短边的临界梁和连接件给出，如表6所示。对于临界梁，关键结果以最大垂直挠度和峰值弯矩的形式对于临界梁柱连接，列出了最大转角根据ASCE 41-13[46]和UFC指南[47]，将连接旋转视为梁构件的弦旋转，并根据以下公式计算Dv将挠度与ANSI/AISC 360-16规范[25]中规定的梁跨度的1/360容许限值进行比较，并与基于2003年GSA指南[9]中推荐的非线性分析验收标准的限值Dlimit，GSA进行比较。极限挠度D限值，GSA取为0.21Lb和20Dv，max-LS的最小值，其中Lb为梁跨度，Dv，max-LS为拆除柱位置处梁的峰值垂直挠度，该值从NLD分析中使用的相同荷载组合下建筑物的线性静态（LS）分析中应该注意的是，Dv，max-LS值是从俄亥俄州联盟大楼的LS分析中获得的，这将在第二节中讨论。5.将最大连接旋转与2003年GSA指南[9]推荐的完全约束钢梁柱连接的验收限值0.025 rad进行比较。从表6中可以明显看出，被移除柱的位置对建筑物变形有显著影响，在三个柱缺失位置中，场景S8中的角柱移除对于柱缺失后建筑物变形的增加最为关键。在S8方案中，梁柱节点在去除角柱后的最大转角比S6和S7方案中的外柱节点大17%~ 50%。如表6所示，三个场景最大值;maxLbð2ÞiOS S6到S8大大超过了ANSI/AISC 360- 16规范[25]的限制其中Dv，max为拆除柱位置处的最大垂直挠度，Lb为连接至拆除柱的梁的跨度。表6中列出的关键结果与规范和指南的阈值进行了最大光束例如覆层和石膏天花板。然而，梁的最大挠度明显小于2003年GSA指南的验收限值。此外，对于所有单柱缺失的情况，临界梁的峰值弯矩较小表6由于单个柱缺失情况，持续建筑中关键梁和连接的关键NLD分析结果场景建筑物长边位置建筑物短边位置缺列梁梁柱连接梁梁柱连接Dv，maxD极限，D极限，MmaxMphmaxhlimit，Dv，maxD极限，D极限，MmaxMpHMaxh极限，（毫米）AISCGSA（kN.m）（千牛顿）(rad)GSA（毫米）AISCGSA（kN.m）（千牛顿）（rad）GSA（毫米）（毫米）米）的（rad）（毫米）（毫米）米）的（rad）S6外部在1052116217698300.0140.025105211600106411000.0140.025长边S7在短边11518136572611070.0180.02511521160078611000.0150.025S8角落13518136578211070.0210.02513521160097611000.0180.025*Dv，max =连接到拆除柱的梁的最大垂直位移;Dlimit，AISC=根据ANSI/AISC 360-16[25]的允许楼板挠度;Dlimit，GSA=-2003年GSA指南[9]表2.1中规定的垂直梁位移的验收限值;Mmax=与拆除柱连接的梁的峰值弯矩;Mp=梁截面的塑性弯矩，根据ANSI/AISC 360-16[25]，计算公式为fy Zx，其中fy=钢的屈服应力= 345 MPa，Zx=梁截面绕x轴的塑性模量;hmax=拆除柱位置处梁柱连接的最大旋转;hlimit，GSA= 2003年GSA指南[9]表2.1中规定的连接旋转验收限值。H. Elsanadedy，H. Sezen，H. Abbas等人工程科学与技术，国际期刊35（2022）10119311¼≤根据ANSI/AISC 360-16规范[25]计算的塑性弯矩，该规范揭示了连接到拆除柱的关键梁中塑性铰的不发展。此外，关键梁柱连接的最大旋转小于2003年GSA指南的验收限值[9]。总之，从2003年GSA指南的角度来看，该建筑物被视为结构足够，并满足渐进式倒塌要求。基于NLD分析，钢框架建筑中单柱缺失不会导致连续倒塌，在典型框架结构中，拆除角柱比拆除外柱更能增加柱缺失后的建筑变形该结论在Chen等人[26]之前的研究中得到了验证，Chen等人[26]使用2003年GSA指南[9]的荷载组合，在四种不同的单个地面层柱缺失情况下对多层钢框架建筑进行了NLS和NLD分析。在他们的研究中，柱缺失事件涉及外部柱的三个场景以及角落柱的一个场景这些情景都没有触发渐进式表7用于LS分析的第一层柱情景缺失。场景色谱柱移除顺序*施加的负载 ** 多个色谱柱移除方案S1色谱柱1、2、3和4同时进行2SWS2色谱柱1、2、3和4同时进行2（SW + SIDL +0.25 L）S3色谱柱3、6和7同时2（SW + SIDL +0.25 L）S4色谱柱3、4和5同时2（SW + SIDL +0.25 L）S5色谱柱3、4和6同时2（SW + SIDL +0.25 L）单列删除方案S6色谱柱2仅2（SW + SIDL +0.25 L）S7色谱柱6仅2（SW + SIDL +0.25 L）S8色谱柱3仅2（SW + SIDL +0.25 L）**SW =自重; SIDL =叠加恒载; L =活载。通过将荷载组合的荷载系数取为2，GSA指南以简单的方式考虑了一旦垂直支撑构件突然从建筑物上消失时所发生在LS分析之后，使用以下公式计算不同钢框架构件的需求能力比（DCR建筑物的倒塌，以及建筑物的变形，最关键的情况是拆除角柱。对于缺少角柱的情况，DCRQUDQCEð4Þ一楼的位移约为162毫米，在全国民主联盟的肛门，ysis。关键梁柱连接处的相应最大旋转约为0.02 rad，与本研究中在缺少角柱情景S8（=0.021 rad，如表6所示）下对Ohio Union大楼的预测值大致相同5. 线性静态分析除了前面讨论的NLD分析程序外，2003年GSA指南[9]中的更简单的LS分析方法被用于俄亥俄联盟大楼的连续倒塌评估，然后对两种方法进行比较在LS分析中，借助ETABS软件[48]对建筑物进行了模拟。钢柱和梁采用框架单元模拟，钢筋混凝土板采用板壳单元模拟。 与LS-DYNA的NLD模型类似，模型中不包含砌体墙。表7列出了用于LS分析的缺失第一层柱情景如表7所示，除了三种单柱清除情景（S6、S7和S8）外，还包括五种多柱损失情景（S1至S5）。与全国民主联盟分析不同的是，情景S1和顺序移除S2，同时移除LS分析中的柱。尽管GSA指南中不要求进行性塌陷评估的多个柱丢失样本，但在LS分析中对其进行了研究，以与NLD分析进行比较。但这三起单柱损失事件符合GSA多层建筑物连续倒塌评估指南的建议。这些指南要求拆除位于以下位置的外部柱：（a）靠近长方向的中间（柱2（场景S6）），（b）靠近短方向的中间（柱6（场景S7）），或（c）在拐角处（柱3（场景S8））。根据2003年GSA指南[9]，LS分析中使用的载荷由下式给出：其中，QUD是作用载荷的需求力;QCE是相应的未分解能力。计算QCE时，未使用阻力（容量不足）系数;但是，材料的标称强度可增加5%至10%，以代表实际材料强度（根据参考文献[18]，当前研究采用5%）。假设在以下情况下发生构件的倒塌：DCR值超过2.0，这符合2003年GSA指南。需求能力比（DCR值）的计算为8列损失的情况下，前面概述基于LS分析的第一次迭代，表8中列出了柱和梁的需求-容量比（DCR值）。对于梁，比值基于弯曲和剪切的需求，而对于柱，比值基于轴向力和弯矩的相互作用。如表8所示，单柱拆除场景S6、S7和S8的几乎所有梁和柱均