基于重要杆件失效网架结构连续倒塌动力试验研究

丁北斗，吕恒林，李贤，周列武

(1.中国矿业大学江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性高校重点实验室，江苏徐州221116; 2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州221116)

基于重要杆件失效网架结构连续倒塌动力试验研究

丁北斗1，2，吕恒林1，2，李贤1，2，周列武1

(1.中国矿业大学江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性高校重点实验室，江苏徐州221116; 2.中国矿业大学深部岩土力学与地下工程国家重点实验室，江苏徐州221116)

在网架结构模型中，基于杆件轴力与应变能变化响应的杆件重要性评估方法确定初始破坏杆件并引入失效装置，进行了基于杆件失效的结构连续性倒塌试验。在试验过程中，利用动态应变仪、拉线式位移和加速度传感器，获取网架结构模型因初始破坏引发的动态过程总的应变、位移和加速度时程曲线，揭示网架结构连续性倒塌的破坏过程及破坏机制。仿真分析和试验结果表明，支座之间及其相邻腹杆是网架结构关键杆件，其初始破坏失效后，会造成网架结构的连续性倒塌，在实际设计过程中要加强其构件承载力。

连续性倒塌:网架结构;重要杆件;初始破坏;失效装置;模型试验

空间网格结构因初始局部破坏而发生连续倒塌的事故时有发生，如美国康涅狄格州哈特福特市中心正方四角锥网架体育馆因杆件局部失稳导致倒塌破坏，引起美国土木工程界的震惊［1－2］。连续倒塌事件表明:源于结构局部关键杆件初始破坏会使大跨网格结构发生连锁反应式破坏，造成结构部分乃至整体完全失去承载能力。正确理解网格结构连续倒塌过程及破坏机制，从而为抗连续倒塌设计理念及方法提供依据，具有重大意义。

目前，国内外对于空间网格结构连续性倒塌的研究尚处于初步阶段，改变路径法是基于杆件初始破坏研究空间网格结构连续倒塌常用分析方法。如Murtha－Smith［3］利用改变路径法分析了一组杆件分别失效后引起的网架结构内力重分布规律，建议可通过加强柱网间或邻近柱子腹杆承载力方式可提高整个网架结构抗倒塌能力。王铁成等［4］也基于改变路径法对遭受局部破坏后的建筑物进行动力响应分析。由于网格结构连续性倒塌实验难度大，失效杆件模拟、荷载的施加尚无统一的试验方法，因此关于网格结构连续性倒塌试验研究比较少。对于建筑结构发生连续倒塌的动力试验难点在于失效杆件的选取和模拟以及结构失效后的动态响应的数据获取。如陈以一等［5－6］进行了引入初始破坏的桁梁结构倒塌试验研究，对空间结构连续性倒塌试验的一些测试方法和数据分析进行了有益尝试，考虑到初始破坏位置及数量的随机性，倒塌试验不可能都一一实现，建议结合数值分析，获取关键构件，再进行有针对性的试验验证。熊进刚等［7］进行了一个网架结构模型拟静力试验，在不同加载条件下，搜寻应变最大杆件关并逐一使之失效，从而揭示了结构内力重分布过程，但该实验对于倒塌过程中的动态响应特性没有采用动态测试仪器采集。

基于杆件重要性方法确定失效构件并引入失效装置，进行大尺寸网架结构连续性倒塌试验，测试网架模型在加载过程中不同失效模式下的杆件应力和关键测点位移、加速度时程数据，揭示网架结构连续性倒塌的动态破坏过程及破坏机制。同时基于ANSYS/LS－DYNA对网架结构模型进行连续性倒塌仿真分析，事先预测网架结构重要杆件失效后的动态响应，以便指导和验证模型试验。

1 网架结构杆件重要性评估

基于杆件失效的网架结构连续性倒塌试验的关键在于找到导致结构发生连续性倒塌的重要构件。对于结构构件重要性研究成果相对较多，如，刘西拉等［8－11］通过分析结构构件之间的拓扑关系及在意外事件发生时结构体系应变能的分布与流向提出了基于刚度、能量、鲁棒性的结构构件重要性评估方法。李航［12］通过分析各种风险因素发生的概率及发生后对建筑结构体系产生的影响提出了构件关键指数函数。蔡建国等［13］提出了以概念判断为前提，以构件响应变化率为参数的空间结构杆件重要性评估方法。

本文依据网架结构的受力特点，采用网架结构在正常使用状态下杆件响应以及结构体系应变能变化为参数，通过改变路径法，对初选范围内杆件进行重要性评价。定义SIi为杆件i的杆件重要性评价系数，Sij为杆件j对杆件i失效的敏感性指标。则杆件i的重要性系数SIi按式(1)计算:

式中:ΔEi为杆件i失效前后结构体系的应变能变化量;E0为结构体系的初始应变能;α为环境影响因子，β为归一化系数;n为杆件的数量。

杆件j对杆件i失效的敏感性指标Sij按式(2)计算:

式中:γij为杆件i失效后杆件j的响应指标;γj0为杆件i失效前杆件j的响应指标。

上述基于概念判断的网架结构杆件重要性评估方法不仅考虑了杆件的受力特性而且兼顾结构体系能量转变过程，同时，对局部杆件失效后剩余杆件敏感性分析可以准确体现网架结构内力重分布过程及方向。

2 空间网架结构试验模型

2.1 模型设计

试验模型采取正放四角锥网架模型(见图1)，该模型纵横向上弦5×4跨，下弦4×3跨，上下弦网格尺寸均为500 mm×500 mm，网架厚度350 mm，四个角部上弦铰支于支座上。上下弦节点总数为61个，上下弦杆件总数为80根，斜腹杆总数为80根。所有杆件均用20号无缝钢管，其屈服强度为245 N/mm2，极限抗拉强度约为410～550 N/mm2，伸长率为21%，弹性模量约为E=2.1e5N/mm2，泊松比取为0.03。网架结构模型杆件截面为φ10×2和φ18×2.5。节点连接方式杆件在节点板处焊接。

图1 网架试验模型(单位:mm)Fig.1 Testmodel of grid structure

2.2 杆件重要性分析

柱网间或邻近柱子腹杆是整个网架结构的关键承载构件，故重要杆件初选范围集中为支座邻近、轴线及对角线跨中杆件，如图1网架平面图粗线所示。根据式(1)计算初选杆件重要性系数结果见图2和表1，其计算结果趋势与蔡建国的方法基本一致，可见本文方法在引入结构体系应变能参数后，杆件重要性系数敏感性增强。

图2 杆件重要性系数Fig.2 Key member importance factor

表1 杆件重要性系数计算结果Tab.1 The evaluation results of key member im portance factor

2.3 失效引入装置

在网架结构连续倒塌动力试验过程中，如何模拟重要杆件的瞬时失效是实施关键。根据图2杆件重要性计算内容，选取1/4网架结构模型比较杆件的重要性发现，SX－2上弦杆(A失效)、XX－1下弦杆(B失效)、FG－4腹杆(C失效)的重要系数较大，故在这三根杆件上引入失效引发装置。失效装置见图3，通过该装置的开合能有效模拟杆件正常工作和瞬时失效。

图3 初始失效装置Fig.3 Initial failure apparatus

图4为初始失效装置原理图，当初始缺陷引入装置工作时，由夹持装置将两齿状钢头合上，杆件连接成一个整体。在网架结构中，杆件轴力F1是杆件控制内力，齿状钢头接触面之间反力为F3，夹持装置可以提供法向压力F2，三力平衡时，杆件可以正常传导内力。当松开夹持装置时，法向压力F2消失，初始缺陷传力平衡系统失效，齿状钢头相互错开，以达到杆件瞬时失效效果。

图4 初始失效装置原理图Fig.4 Schematics of initial failure apparatus

3 基于ANSYS/LS-DYNA连续性倒塌仿真分析

ANSYS/LS－DYNA是被工程界广泛认可的通用有限元显式动力分析程序，适用于静态、动态、线性、非线性、接触等结构真实行为的仿真分析［14］。采用ANSYS进行结构的前处理建模，LS－DYNA模块进行求解实现对网架结构动力倒塌模拟分析，为指导和验证网架结构连续性倒塌试验做准备。

3.1 钢材本构模型及单元类型

网架结构发生连续性倒塌，杆件材料通常处于弹塑性状态。由于是动力稳定问题，对于弹塑性材料来说，材料塑性发展与应变变化快慢，即材料应变率有直接关系，存在应变率效应问题。在进行杆件材料属性仿真分析时，可通过在结构塑性动力学领域内的Cowper－Symonds方程确定应变率和材料流动应力之间的关系模型，来考虑材料应变率影响，见式(3):

式中:σ0为常应变率的屈服应力;ε·'为有效应变率;C和P为应变率参数;fh(pef)为基于有效塑性应变的硬化参数。ANSYS/LS－DYNA提供了用于该模型的材料模块:分段线性塑性模型(piecewise Linear Plastic)，该模型通过输入相关材料属性，可考虑应变率对结构材料影响，为双线性强化模型。

ANSYS/LS－DYNA中Beam161单元来模拟网架结构杆件，Beam161梁单元用3个节点定义，可很好地用于大变形以及材料失效等高度非线性问题且动力效应可采用中心差分法进行求解。采用MASS166来模拟网架结构节点，具有9个自由度，即UX、UY、UZ、VX、VY、VZ、AX、AY、AZ，空间网架结构节点竖向荷载值根据受荷面积大小最终转化到节点上。在动力分析中，塑性阻尼矩阵按Rayleigh阻尼矩阵考虑，阻尼比均取为0.05。

3.2 杆件失效与体系失效判断准则

基于ANSYS/LS－DYNA有限元分析平台，进行网架结构连续倒塌分析时，选用BEAM161单元能自动考虑杆件屈曲变形，而杆件断裂则根据所设定材料模型属性来实现。采用双线性强化模型可以通过设定材料极限应变来判断杆件失效，即当杆件某一积分点应变达到极限应变时，软件自动认为此处失效，在计算过程中，极限应变不区分拉压特性，模拟时失效应变取值为0.15。

3.3 动力分析方法

目前较常用重要构件拆除模拟方法有瞬时加载法和瞬时卸载法。瞬时加载法就是在构件失效部位突然加上2倍分析荷载，以模拟重要构件在失效过程中动力效应。瞬时卸载法就是先拆除重要构件，然后在重要构件两端加上反向外力以模拟构件对结构整体承载的作用，最后进行连续倒塌分析时瞬时减小反向外力以模拟杆件的失效。本文采用瞬时卸载法，基于ANSYS/LS－DYNA进行倒塌分析，通过重启动技术来瞬时删除重要构件，从而实现计算结果之间的传递。

3.4 倒塌过程分析

基于ANSYS/LS－DYNA进行网架试验模型连续性倒塌仿真分析结果表明:当结构承受节点荷载总和为3 t时，FG4瞬时失效引起空间网架结构模型发生连续倒塌(见图5)。定义某一时刻数值模型1号支座处腹杆FG4瞬时失效为初始时刻，在0.075 s后，其所在1号支座处与之相邻腹杆发生屈曲，(见图5(b));初始时刻0.125 s后，失效沿着短轴方向由1号支座传播至4号支座，4号支座腹杆发生屈曲，(见图5(d));初始时刻0.425 s后蔓延至3号支座发生腹杆屈曲(见图5 (e))，直至数值模型发生体系失效(见图5(f))。从失效在剩余结构体系中传播过程及初始失效与体系失效的不成比例性可以判定仿真模型发生了连续倒塌。

图5 试验模型连续性倒塌仿真Fig.5 Progressive collapse simulation analysis of testmodel

4 连续性倒塌试验

4.1 试验加载方案的确定

本次试验主要目的是研究网架结构在竖向荷载作用下因重要构件失效而发生连续倒塌的动态响应过程，探索网架结构发生连续倒塌失效模式和破坏特点。采用吊挂加载方式来模拟网架结构所承受均布荷载，在网架结构模型正下方制作加载托盘，通过钢绳将托盘与网架上弦节点连接，在托盘上均匀地堆积铁块、沙袋，从而模拟网架结构所承受荷载(见图6)。

在试验正式开始前，将网架结构模型安装就位，闭合所有初始失效引入装置，网架结构模型处于完整状态，采用分级加载方式，节点荷载分别控制为0.5 kN/ 1 kN。根据上述仿真分析结果，预计极限荷载为3 t。在加载过程中分级加载，每级加载约500 kg，各级加载之间时间间隔取为20 min，当所加荷载达到1.5 t和3 t时，打开失效装置进行重要构件失效的网架结构连续性倒塌试验，加载制度见表2。

图6 试验模型及加载平台装置Fig.6 Testmodel and loading platform device

表2 试验分级加载制度Tab.2 System of test loading grade

4.2 试验测点布置

考虑到网架结构发生连续倒塌是一动态过程，测试时需要捕捉重要杆件失效瞬间，剩余杆件应变、关键测点竖向位移、加速度时程曲线。本次试验设置应变测点46个，加速度测点4个，位移测点5个，测点分布及编号见图7，图8为现场传感器安装图。

图7 测点布置及编号图Fig.7 Measuring points arrangement and member numbers

图8 传感器安装Fig.8 Sensor installation

4.3 试验过程及现象

试验根据加载等级划分为两个阶段，第一阶段加载荷重约为1.5 t，第二阶段加载荷重达到3.0 t。每一阶段采用三级加载，第一级直接放下堆载托盘，第二级在托盘上均匀排放11块加载砝码，第三级在堆载托盘上增加12块加载砝码。当堆载值达到试验要求后，用自锁钳夹住失效引入装置A，松开失效装置上的喉箍，迅速开启自锁钳以模拟A失效装置对应杆件失效。数据采集完毕后，用喉箍将A失效装置固定住，以此类推，分别测定B、C失效装置对应杆件失效时网架结构杆件应变、测点加速度和位移时程曲线。考虑到试验过程内容较多，根据试验过程中呈现特点，分两个阶段做简明阐述:

第一阶段中，当启动A、B失效装置后，均表现为在失效装置附近杆件应变和各测点位移、加速度变化显著，其他区域变化不显著。当启动C失效装置即FG4失效瞬间，结构杆件及各测点位移、加速度变化均显著，在FG4失效瞬间，各测点竖向位移呈先减小后增大现象，其中n1、n2和n3测点发生反向位移，说明在FG4失效瞬间，试验模型存在瞬时反拱现象。

对比A、B、C三种失效时测点竖向加速度，C失效模式结构的瞬时失稳现象更为明显，各测点加速度、位移和杆件应变变化值均远大于A、B失效时的加速度，说明FG4失效时，试验模型的动力效应最为显著与前文网格结构重要性评价方法计算结果一致。在FG4失效过程中，远端上弦杆SX5、SX6轴向压应力增大明显，1号支座附近网格带刚度削弱，剩余结构体系重心向1号支座偏移;同时与失效杆件直接相邻腹杆FG3、FG5轴向内力显著增大，说明腹杆FG4失效时，与之相邻腹杆杆件动力响应较为敏感。第二阶段分别启动A、B、C失效模式时，当堆载为3 t时，仅当C装置启动后，瞬间发生网架结构模型连续性倒塌，依次是1号支座，4号支座，然后3号支座四角锥腹杆发生屈曲，最后2号支座四角锥腹杆发生微弱屈曲，整个过程极为短暂≈1.0 s。网架结构模型破坏形态见图9，可见支座附近腹杆屈曲严重，其他腹杆和弦杆发生微弱屈曲。因篇幅限制，后文仅以C失效模式说明，在网架结构连续性倒塌过程中的杆件应力、测点位移加速度试验数据的时程曲线特征。

图9 C模式网架结构破坏现象图Fig.9 Failure phenomena of grid structure in Cmember failure pattern

对比基于ANSYS LS/DYNA仿真分析与试验模型的倒塌试验，表明两者的失效形态基本一致，即FG4失效引起网架结构模型1号支座失效，然后传播至4号支座，最后蔓延至3号支座导致结构发生体系失效。对比网架结构试验模型因FG4失效的连续性倒塌传播过程及失效形态看，仿真分析基本重现试验模型倒塌过程。故在参数设置合理、结构体系空间受力形态基本一致情况下，仿真分析能完整重现网格结构复杂动力倒塌过程，对工程设计和模型试验有重要的参考意义。

5 试验数据分析

5.1 应变时程曲线

当堆载为3 t时，C失效装置启动时刻起，从图10网架结构杆件应变时程曲线可知，各杆件应力变化存在两个区间的变化特征(为了说明方便，以初始破坏时刻＜0.8 s为第一区间，破坏瞬间＞1.0 s为第二区间):在第一区间时，杆件应力有多次波动，数值发生显著变化;而在第二区间时，杆件应力振荡后，达到某一数值后，保持稳定状态不再显著变化。根据相关特征杆件叙述如下:上弦杆件SX－2、SX－3、SX－4、SX－5在156.2με、－49.6με和－151.7με值上下波动后，分别达到－1.5με、－91.6με、19.5με和－77.1με稳定值，因其值始终小于，结合试验现象，说明上述杆件未出现杆件失稳和屈曲。上弦杆件SX－10在3 396 με应变值波动后，在21με应变值处保持稳定，因波动过程中其值存在超过，结合试验现象，说明上述杆件经历过动力屈曲失稳。下弦杆件XX－5、XX－6在－274.9με和－2 217με应变值波动，分别达到1 150.6 με和－9 957με稳定，结合杆件变形状态，说明XX－5未屈曲，XX6已经出现动力屈曲失稳(见图10(a))。腹杆FG－16、FG－22、FG－23和FG－24在－5 798 με、－3 088με、－1 832με和－221.5με值波动，分别达到－4 040με、－3 120.6με、3 252.3με和12 709.6με稳定，结合杆件变形状态，均已经达到动力屈曲失稳(见图10(b))。

图10 连续性倒塌试验过程的杆件动态应变图Fig.10 Member strain history curve in the progressive collapse experiment

在第一区间，单独选取FG5、FG16，FG24和SX6杆件分析＜0.8 s的应力时程曲线，并将试验数据与ANSYS LS/DYNA仿真分析结果比较。与FG4平行相邻的FG5的轴向应力变化规律(见图11(a))，在试验过程中，FG5初始微应变约为100με，当堆载为3 t时，启动FG4失效后，FG5轴向应变急剧增大为680με，经过短暂振荡后稳定于－50με附近，而数值分析结果表明，FG4失效致使FG5轴向应变由222.3με跳跃至889με，经过短暂振荡后，动力稳定于－82με附近，仿真分析与试验分析所得FG5轴向应变规律基本一致，从FG5动态应力可以总结出杆件动态应力变化可划分为3个阶段:动力冲击阶段、振荡阶段、动力稳定阶段。

当失效沿着短轴向4号支座传播时，结合杆件变形情况，短轴附近腹杆屈曲现象明显(见图11(c))。在失效蔓延至4号支座瞬间，4号支座四角锥腹杆发生严重屈曲。提取FG16应力变化规律(见图11(b))，试验监测结果表明，FG16轴向应力由初始－228με急剧增大至－5 798με，经过短暂振荡后稳定在－4 040 με，数值仿真分析所得FG16应变变化趋势与试验所得数据基本一致，数值仿真分析所得最终应变值略大于试验值。

当失效蔓延至3号支座时，FG24轴向应力变化规律(见图11(c))，其所受轴向应力由初始微弱受压状态急剧变为受拉，试验与有限元所得杆件变化规律基本一致，杆件最终应变超过12 000με，到达塑性变形状态。在网架结构模型发生连续倒塌过程中，弦杆的变形不明显，提取SX6轴向内力变化规律(见图11 (d))。在网架结构模型发生连续倒塌过程中，发生塑性应变杆件多集中在支座附近，且局部重要杆件失效是引起网架结构体系失效的直接原因。

5.2 位移加速度时程曲线

初始局部破坏后试验模型连续倒塌过程中采集到的位移和加速度时程曲线见图12(a)～图12(d)。试验模型倒塌历时约0.8 s，通过各测点加速度时程曲线可以看出，试验模型发生整体失稳过程经历3次剧烈振荡，第一次剧烈振荡发生在图中0.1～0.2 s之间，对比各测点加速度幅值发现，a3测点动力效应最为剧烈，a1、a4测点次之，而a2测点的振荡较弱，a4测点振动较强原因在于测点处于刚度较弱跨中附近，结合试验模型倒塌过程可知，试验模型振荡来自于1号支座失效。第二次振荡大约发生于0.45～0.55 s，此时4号支座失效。4号支座失效导致试验模型向东侧倾斜，故a1、a2、a3测点竖向加速度幅值较大，a4测点幅值较小。最后在0.75～0.85 s的振荡来源于3号支座腹杆屈曲，与之较近A4测点动力效应最为剧烈。由此可知，3个支座的失效存在明显先后顺序，说明失效在实现模型中的蔓延现象明显，且局部动力失稳是整体动力失稳诱因。加速度也是经历从开始有较大幅值过渡到较小幅值，经过短暂波动后，然后又幅值增加的过程。测点位移和加速度时程曲线关键特征点与杆件应变关键特征点基本一致，变化趋势反映了结构整体连续性倒塌过程破坏特征。

图11 杆件应变时程曲线对比图Fig.11 Comparison ofmember strain history curve

图12 测点加速度－时间曲线Fig.12 Acceleration history curve ofmeasuring point

在网架结构模型倒塌瞬间，试验测得n1测点竖向位移为130.2 mm，而有限元仿真分析所得竖向位移为142.4 mm，两者之间误差为9.4%，同理n2测点竖向位移误差为3.8%，n3测点竖向位移误差为14%，n4测点竖向位移误差为4%，n5测点竖向位移误差为8.9%，进一步验证试验分析与数值仿真分析所得到网架结构最终失效形态基本一致(见图13)。

图13 测点竖向位移对比图Fig.13 Comparison of displacement history curve ofmeasuring point

5.3 网架结构模型失效模式探讨

对于图12、图13所示网架结构进行FG4瞬时失效倒塌试验和数值仿真分析表明:网架结构连续性倒塌主要是由于受压杆件屈曲失稳引起整个网架结构发生连锁反应式破坏，造成网架结构渐次四个支座失效发展到整体完全失去承载能力。结合试验过程中各加速度测点加速度变化规律(见图12)，试验模型在倒塌过程中经历了三次剧烈振荡。第一次振荡是因FG4失效引起1号支座处杆件四根腹杆屈曲失效(测试杆件有FG－1、FG－2和FG－5失效)，第二次振荡是失效传播至4号支座腹杆屈曲失效(测试杆件有FG－22、FG－23和FG－24)，第三次振荡是由3号支座腹杆失效引起(测试杆件有FG－16、XX－6、XX－5)，最终导致结构发生体系失效，支座之间上下弦杆和腹杆大多只是轻微弯曲或完好，具有显著连续倒塌特征。

试验结果和仿真分析表明:结构体系的应变、加速度和位移等动力响应可以作为杆件重要性的评价指标，重要弦杆失效后，其承受的初始内力一般由与之平行相邻的弦杆承担，腹杆失效后其初始内力由与之相邻杆件分担，其范围一般超过弦杆失效造成的影响。在网架结构模型发生连续倒塌的过程中，发生严重屈曲杆件多集中于支座和轴线附近。

6 结论

通过对网架结构连续性倒塌仿真分析和试验分析研究，建立一套试验系统，得出以下结论和建议:

(1)设计易拆装网架结构试验装置，研制连续性倒塌试验人为控制初始破坏装置，成功进行一大尺寸网架结构连续性倒塌试验。利用动态应变数据采集系统获取初始破坏引发的动态失稳过程中的应变和位移，从其数据分析得到结构破坏过程中的持续时间，各测点的应变、位移时程曲线。

(2)初始破坏位置及数量的随机性，试验不可能都一一实现，本文结合数值仿真分析，基于杆件响应和结构体系应变能变化杆件重要性评估方法获取敏感构件和关键构件，再进行有针对性试验验证，取得预想结果，该方法是今后进行连续性倒塌试验的方向。

(3)C失效装置启动后，在网架结构连续性倒塌过程中，网架结构的杆件应变和节点加速度至少存在两个区间的变化特征即剩余结构的内力重分布阶段和在重力作用下趋于稳定阶段。在内力重分布阶段，网架结构的杆件应变和测点加速度在＜0.8 s有多次波动，数值发生显著变化，当＞1.0 s逐渐趋于稳定阶段，杆件的内力和节点位移趋于稳定值而保持恒定，节点加速度幅值逐渐削弱。

(4)试验结果表明，支座之间及其相邻处腹杆是网架结构关键杆件。该处腹杆初始破坏失效后，网架结构发生“连锁反应”式连续性倒塌，本试验模型在很短时间内，从支座1区受压腹杆迅速蔓延到支座4、支座3、支座2区受压腹杆屈曲失稳，导致网架结构发生整体失稳，具有显著连续倒塌特征，在实际抗倒塌设计过程中要加强支座之间及其相邻处腹杆承载力的富余量保证。

［1］陈骥.美国哈特福德城体育馆网架结构失稳事故分析［J］.钢结构，1997，12(38):20－25.

CHEN Ji.On the analysis of American Hartford coliseum space truss roof stability failure［J］.Steel Construction，1997，12(38):20－25.

［2］童根树.轴压杆偏心支撑的有效性及Hartford体育馆网架破坏原因分析［J］.西安冶金建筑学院学报，1990，22(3): 221－232.

TONG Gen－shu.On the effectiveness of eccentric brace on column and the collapse of Hartford coliseum［J］.Journal of Xi'an University of Architecture＆Technology，1990，22(3): 221－232.

［3］Murtha－Smith E，Alternate path analysis of space trusses for progressive collapse［J］.Journal of Structural Engineering，1988，114:1978－1999.

［4］王铁成，刘传卿.连续倒塌现象中结构动态响应特性的分析［J］.振动与冲击，2010，39(5):7－11.

WANG Tie－cheng，LIU Chuan－qing.Analysis of structural dynamic response characteristics in progressive collapse phenomena［J］.Journal of Vibration and Shock，2010，39 (5):7－11.

［5］王磊，陈以一，李玲，等.引入初始破坏的桁梁结构倒塌试验研究［J］.同济大学学报，2010，38(5):644－649.

WANG Lei，CHEN Yi－yi，LI ling，et al.Experimental study on beam－truss structuremodel by introducing incipient failure in collapse［J］.Journal of Tongji University，2010，38(5): 644－649.

［6］江晓峰，陈以一.大跨桁架体系的连续倒塌分析与机理研究［J］.工程力学，2010，27(1):76－83.

JIANG Xiao－feng，CHEN Yi－yi.Progressive collapse analysis and mechanism study for large－span steel truss structures［J］.Engineering Mechanics，2010，27(1):76－83.

［7］熊进刚，钟丽媛，张毅，等.网架结构连续倒塌性能的试验研究［J］.南昌大学学报，2012，34(4):369－372.

XIONG Jin－gang，Zhong Li－yuan，Zhang Yi，et al.Experimental study on progressive collapse of space grid structure［J］.Journal of Nanchang University，2012，34(4): 369－372.

［8］柳承茂，刘西拉.基于刚度的构件重要性评估及其余冗余度的关系［J］.上海交通大学学报，2005，39(5):746－750.

LIU Cheng－mao，LIU Xi－la.Stiffness－based evaluation of component importance and its relationship with redundancy［J］.Journal of Shanghai Jiao tong University，2005，39(5): 746－750.

［9］张雷明，刘西拉.框架结构能量流网络及其初步应用［J］.土木工程学报，2007，40(3):45－49.

ZHANG Lei－ming，LIU Xi－la.Network of energy transfer in frame structures and its preliminary application［J］.China Civil Engineering Journal，2007，40(3):45－49.

［10］高杨，刘西拉.结构鲁棒性评价中的构件重要性系数［J］.岩石力学与工程学报，2008，27(12):2575－2584.

GAO Yang，LIU Xi－la.Importance coefficients of components in evaluation of structure robustness［J］.Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2008，27(12):2575－2584.

［11］Dusenberry D O，Hamburger R O.Practicalmeans for energybased analyses of disproportionate collapse potential［J］.Journal of Performance of Constructed Facilities，2008，27 (12):336－348.

［12］李航.钢结构高塔的连续倒塌分析［D］.上海:同济大学土木工程学院，2008.

［13］蔡建国，王蜂岚，冯建，等.大跨空间结构重要构件评估实用方法［J］.湖南大学学报，2011，38(3):7－11.

CAI Jian－guo，WANG Feng－lan，FENG Jian，et al.Practical method for the evaluation of important structural components of long－span space structure［J］.Journal of Hunan University，2011，38(3):7－11.

［14］王泽鹏，胡仁喜，康士廷.ANSYS 13.0/LS－DYNA非线性有限元分析实例指导教程［M］.北京:机械工业出版社，2011.

Tests for dynam ical progressive collapse of a grid structure based on key member failure

DING Bei－dou1，2，LÜHeng－lin1，2，LIXian1，2，ZHOU Lie－wu1，2
(1.Jiangsu Key Laboratory of Environmental Impact and Structural Safety in Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221116，China;
2.State Key Laboratory for Geomechanics＆Deep Underground Engineering，
China University of Mining and Technology，Xuzhou 221006，China)

With a testmodel of a grid structure，testswere done for the progressive collapse of the structure based on member failure.The member importance evaluation method based on member axial force and strain energy change response was adopted to determine the initial failuremember and amanually controlled failure apparatuswas introduced.In tests，by using dynamic strain meters，guyed displacement and acceleration sensors，the time history curves of strain，displacement and acceleration of themodel structure，in the dynamic process due to the initial failurewere obtained.They revealed the collapse process and mechanism of the grid structure.The numerical simulation analysis and test results showed that the members between bearings and their adjacentmembers of the grid structure are key ones causing the progressive collapse of the grid structure after their initial failure;so，in the actual design，it is necessary to strengthen their load－bearing capacities.

progressive collapse;key element;grid structure;initial failure;failure apparatus;model test

TU311.3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.23.019

国家自然科学基金项目(51008300);江苏省自然科学基金项目(BK2011221);江苏省土木工程环境灾变与结构可靠性重点实验室开放基金项目(JSKL2012YB09)

2014－08－28修改稿收到日期:2014－11－06

丁北斗男，博士，副教授，1973年生邮箱:dbdstar@163.com