Сейсмостойкий Связи пограничного колонны с предварительно напряженных плит

В настоящем документе рассматриваются процедуры разработаны Megally и Гали за сейсмической дизайн nonprestressed конкретных соединений плиты колонки и расследует действия той же процедуры для предварительно напряженных плит. Серия полноразмерных образцов был испытан, представляющих связи предварительно напряженных плит, с пост-натянутой нити несвязанных с краю колонки. Количество предварительно напряженных и nonprestressed подкрепления были разнообразны, а изгиб сильные не изменились. Колонны подвергались осевой нагрузки постоянного по величине и несбалансированным откат минуту, что составляет эффект землетрясения, увеличения амплитуды до отказа. Образцы были предоставлены с одинаковым количеством и расположением стад усиление сдвига (SSR).

Сделан вывод, что обзор методика, предназначенная для nonprestressed плиты, применяется также к предварительно напряженных плит, имеющих среднее предварительного напряжения от 0,4 до 1,1 МПа. Поперечной арматуры, при необходимости, могут быть разработаны в соответствии с МСА 421.1R-99.

Ключевые слова: сейсмические; сдвига; плиты; шипами.

(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Исследование сейсмических поведения предварительно напряженных соединений slabcolumn был limited.1, 2 настоящей работе обобщены результаты экспериментальной программы проводятся на соединения предварительно напряженных плит с краю колонны, и предлагает рекомендации по ее дизайну.

ACI 318-023 требует, чтобы факторинговой номинальной прочности на сдвиг [фи прямо у "] превышать максимального учтены вю напряжения сдвига на внутренней критический раздел D / 2 от колонны лицо и на внешнем критический раздел D / 2 от внешнего края сдвига армированных зоны. На внутренней критической секции, Vп = VC против ЭП = (1 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (2 [радикальных] е' ^ с ^ к югу в пси); где ВК и против являются номинальная сильные сдвига предоставляемые конкретным и поперечной арматуры, соответственно. Без поперечной арматуры, номинальная Н. прочности на сдвиг = ВС = (1 / 3) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (4 [радикальных] е' ^ с ^ к югу в PSI) при Л / 2 от колонны лицо . Меньшие значения допускаются в столбцах, имеющих сравнительно большое отношение длинной стороны к короткой стороне колонки и большой бо / сут, где Бо периметру критического сечения и г эффективная глубина разреза.

Для сейсмических дизайн, ACI 318-023 позволяет плиты без поперечной арматуры, когда Ву поперечная сила тяжести вызвана нагрузки. Для предварительно напряженных плит, удовлетворяющих определенным условиям, код дает Vc = ( в бетоне, в двух направлениях, в разделе тяжести и Ур вертикальной составляющей силы предварительного натяжения пересечения критической секции.

В сдвига армированных зоны сдвига сильные предоставляемый поперечной арматуры и бетона данных (в соответствии с МСА 318-023 и МСА 421.1R-994) по

... (1)

где Ду площадь поперечной арматуры в пределах своей интервал с, fyv является указанного предела текучести поперечной арматуры и ЭП = (1 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (2 [радикальных] е' ^ к югу с ^ в PSI). Когда шпилька сдвига подкрепления (SSR) используются, ACI 421.1R-994 рекомендует УС = (1 / 4) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (3 [радикальных] е' ^ с ^ к югу в пси) и В. Н. = VC против % к ответственности за потерю прочности при условии, конкретными, вызванных несбалансированным откат момент.

Megally Ghali5 и дали рекомендации (для рассмотрения Комитетом ACI 421) для сейсмических дизайн плиты колонки связей в структурах, имеющих сдвига стены, или другие крепления системы, которые ограничивают interstory соотношения дрейфа, Дрю до 0,025 (с разрешения IBC6); Dru максимальная interstory дрейфа, в том числе неупругие деформации, разделенные история высоте. Рекомендации дал методика для расчета несбалансированным момент Му, и принял уравнений 421.1R ACI-994 для проектирования поперечной арматуры и предложили повышение верхнего предела УП на д / 2 из колонки на 25% при касательное напряжение вызвало Ву сам по себе не превышает (1 / 3) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (то есть, когда напряжение сдвига был вызван в основном Му, а не Ву). На основании экспериментов представлены следующим образом, рекомендации Megally и Гали, 5 предназначен для nonprestressed плит, будет рассматриваться на проектирование сейсмостойких связей предварительно напряженных плит с краю столбцов. Шаги проектирования приведены в приложении A..

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Это исследование разрабатывает дизайн процедуры сейсмостойких соединений плиты колонки. Код положения МСА 318-023 и рекомендации 421.1R ACI-994 дополняется для производства интегральных руководство для сейсмических дизайн кромки плиты столбца соединения в предварительно напряженных плит.

Экспериментальная программа

Пять полномасштабных после натянутый плиты столбцов соединения были проверены. План и сечения свойства исследуемых образцов представлены на рис. 1. Образцов представлены краю столбца соединения в 150 мм толщиной плиты с 6 х 6 м2 квадратных панелей. Из пяти образцов, четыре были предварительно напряженные плиты краю столбца соединения и пятая образец не имеет предварительного напряжения и считался контроль плиты. Прототип был плиты тяжести услуг жить нагрузку 2,4 кПа, наложенных мертвым грузом в 1,3 кПа и собственный вес от 3,6 кПа. Прототип был построен так, что девять 13 мм (площадь поперечного сечения = 99 мм2; эффективного преднапрягающей силы = 110 кН (25000 фунтов)) после натянутый сухожилий сбалансированного примерно 85% от собственного веса услуг в интерьере охватывает и 65% услуг мертвым грузом на внешней пролетов. Сухожилия были помечены в х-направлении и равномерно распределенных в у-направлении. В образцах, количество сухожилий варьировалась от девяти до нуля при сохранении примерно такой же изгиб в направлении х.

Стад поперечной арматуры, помещался на линии перпендикулярной три лица колонны. Наибольшее и наименьшее рассмотрел предварительное напряжение в данном исследовании, были подготовлены девять и три сухожилия в группе 6,0 м ширина прототипа плиты. Эффективного производства предварительного напряжения девять или три сухожилия усредненные 1,1 или 0,4 МПа, соответственно, по площади поперечного сечения равна 6,0 х 0,15 м2 ..

Образцы помещались в тестовом рамы, показанной на рис. 2. Образцов были проведены в вертикальном положении на стальных опор. Три краям плиты были просто поддерживается неопреновые подушки, а четвертый был свободный край (рис. 1). 1000 kNcapacity горизонтального привода (A) применили силу сдвига, а две вертикальные 250 кН приводов (B и C) подготовил неуравновешенный момент. Колонна была достаточно усилены, чтобы не допустить его провала.

Напрягаемой арматуры

Число жил в образцах различны (табл. 1); nonprestressed * усиление была оказана сохранить такой же отрицательный изгиб сильные стороны. Название каждого образца указывается количество предварительно напряженных кабелей в направлении х (перпендикулярной к свободному краю), например, указывает, EC9C краю столбца с девятью предварительно напряженных прядей. Укрепление макет с образцами EC9C показано на рис. 3 (а) и 4. Образцы EC0C не содержится напрягаемой арматуры и считался контроль плиты, она была представлена верхней 15M баров в двух направлениях (рис. 5). Один предварительного натяжения нити, работает в направлении х, заменить около 1,8 15M баров. Рис 3 (б), (с) и (г) изобразить и сухожилий верхней nonprestressed стали образцами EC7C, EC5C и EC3C, соответственно.

Как упоминалось ранее, опытные образцы представляли краю столбца перекрытия связи в прототип плиты с 6,0 м панелей в х-и у-направлениях. План испытаний особи размеры были 1,35 и 1,90 м в х-и у-направлениях соответственно. Диапазонов сухожилий, работает в направлении х, производимых в образцах, а также в непосредственной близости от края колонны в прототипе плиты, предварительное напряжение больше, чем в среднем. Предварительное напряжение в прототипе плита будет подходить к средним значениям 1,1 до 0,4 МПа только на участках недалеко от свободного края. В направлении оси у, прообраз плиты распространил сухожилий. Представлять девять сухожилий на 6,0 м панели, соответствующие испытания образца, EC9C, должны иметь 9 (1.35/6.0) = 2,03 сухожилий. Количество сухожилий предусмотрено в у-направлении было две в каждом из EC9C, EC7C и EC5C, и один в EC3C. С помощью этих номеров и мест сухожилия показано на рис. 3, предварительное напряжение в направлении оси у не было равных со средними значениями упомянутых ранее.

Арматура, работающая на сдвиг

Образцы были предоставлены более поперечной арматуры, чем минимум, необходимый для противостоять тяжести нагрузки на прототип структуры. Каждый сдвига стад железнодорожных состоял из восьми шпильки (9,5 мм в диаметре; fyv = 462 МПа [67,0 KSI]) равноотстоящих на 55 мм, расстояние между колонной лица и первые линии периферической шпильки была 35 мм. Общая высота шпильки рельсов 115 мм и диаметром якорь головок 30 мм. Рейки толщиной 5 мм и 25 мм. Расположение племенной рельсы EC9C образцов показана на рис. 6, что характерно для всех пяти образцов.

Прочность укрепление

Образцы были предоставлены достаточные изгиб укрепление чтобы пробивая провал будет иметь место до разрушение при изгибе. Верхний изгиб nonprestressed арматуры, перпендикулярно и параллельно к свободному краю, состояла из 15M баров. Все образцы были предварительно напряженных примерно такой же изгиб качестве nonprestressed образца, EC0C (рис. 5). Изгибных потенциал оценивали с помощью урожая линии теории, см. рис. 7 и 5 колонке таблицы 2. При применении теории выхода линии, соответствующие значения изгибных силы относятся к nonprestressed арматуры и предварительно напряженных сухожилий. Все тестовые образцы имели одинаковую форму изгиба нижней арматуры в двух ортогональных направлениях (рис. 6).

Для верхней и нижней подкрепления, крышка была 20 мм. В результате эффективных глубинах 122 и 106 мм для двух направлениях стали. Все верхний и нижний изгиб подкрепления работает в направлении х были согнуты в 180 градусов, чтобы обеспечить крепление вблизи краев плиты (рис. 4 (а)). Все укрепления работает в направлении оси у было достаточно длины развития без изгибов.

Расщепление укрепление

Две шпильки были представлены в каждом крепления предварительного напряжения сухожилий контролировать горизонтальные трещины расщепления, которые могут возникнуть по толщине пластины. Например расположения расщепления подкрепление показано на рис. 6 для образца EC9C. Того же типа, как шпильки ССР был использован. На крепления расположены на свободный край, не шпильки были предоставлены, в частности для укрепления против раскола, в дополнение к шпильки использоваться в качестве поперечной арматуры.

Загрузка Этап 1

Этот этап тестирования совпали с применением тяжести нагрузки до землетрясений. Поперечная сила Ву и несбалансированным момент MO были применены одновременно в режиме нагрузки, что контроль (MO / Ву) = 0,3 м, где МО изгибающий момент в центре тяжести колонны. Эксцентриситет MO / Ву был определен за кадром анализа прототипа структуры. Комбинации Ву и МО были применены в пять равных шагом для достижения Ву = 110 кН (25000 фунтов) и Му = 33 кНм (290 кип в.). Силу Ву = 110 кН, был нанесен во время погрузки Этап 2.

Загрузка Этап 2

Загрузка Этап 2 моделирование сейсмического воздействия на прототип структуры при воздействии землетрясения. Хотя силы (Vu) макс = 110 кН, был нанесен, два столбца концов были вынуждены расстоянии Амплитуда смещения Для каждого приращения, три цикла обращения были выполнены. После достижения максимального несбалансированного момента (MO) макс, только один цикл производится для каждого перемещения прироста. Приращений введенных циклических перемещений продолжались до 20% от несбалансированного потенциала момент был утерян (рис. 8). Положительные направления Vu, MO, отклонение 1.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ

Следует отметить, что образцы не удалось EC7C преждевременно до завершения загрузки Этап 2, из-за неправильной работы погрузочной техники (очень высокий Ву случайно был введен). Следовательно, для этого образца значения дрейфа отношение после достижения (MO) макс не были зарегистрированы.

Ultimate нагрузки и режима отказа

Все плиты удалось путем пробивать сдвига в shearreinforced зоны. Штамм измерений по отдельным сдвига укрепления шпильки отметил, что приносит шипов в каждой из пяти испытания образцов. Записанных на урожай шипов, расположенных в первом три периферических рядов шипов прилегающие к граням колонн. До отказа, трещин значительно расширился, большие прогибы (от 40 до 44 мм при конечной) были зафиксированы вокруг колонны плиты связи. Максимум положительных и отрицательных значений несбалансированного момента (MO) макс приведены в таблице 2. Значения (Vu) макс / Vc колебаться в пределах от 0,54 и 0,58, где Vc = БПК / 3, с / '^ с ^ к югу МПа. Значение Vc является номинальной прочности на сдвиг соединения при отсутствии несбалансированного момента и поперечной арматуры (ACI 318-023). Значения Ву на O, в центре колонны, в сочетании с MO статически эквивалентна Ву в центре тяжести критической секции в сочетании с Му = MO VuxO; где Хо = -0,086 т, х-координата O (рис. . 9). Для каждого образца, два значения (Mu) макс приведены в таблице 2, соответствующие положительные и отрицательные (MO), макс.

Петли гистерезиса

Больших отношениях дрейфа зарегистрировано в тестах (графа 6 до 8, таблица 2) свидетельствуют о способности испытанных соединений плиты колонки пройти пластиковых перемещения без перфорации провал. Пример петли гистерезиса DR по сравнению с МО показано на рис. 10 для образца EC0C. Конверты петель для всех образцов приведены на рис. 11. Столбцы 6 по 8 Таблица 2 списка значений сухой, Дрю, и DRu80 (определены на рис. 8).

ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЯ

Предел прочности при изгибе

Как и следовало ожидать, значения (MO) макс записанные в ходе испытаний, были меньше, чем расчетные (MO) дают линии, где (MO) дают линии несбалансированного момента, которые могут производить е '^ с ^ к югу разрушение при изгибе в сочетании с ( Vu) макс. Выход картины линии на рис. 7 был использован с расстояния x1, x2, х3, которые минимизируют МО (например, для EC5C, x1, x2, х3 и 0,58, 0,2 и 0,25 м, соответственно, отличаясь слегка другой предварительно напряженных образцов). Видно, в графах 3 и 5 таблицы 2, что абсолютные значения (MO) дают линии больше, чем абсолютные значения (MO) макс записанные в ходе испытаний, подтверждающие, что неудачи на штамповки, до изгиба сила может быть достигнута. В анализе доходности линии, предел прочности при изгибе, предоставленные отдельными пряди и арматуры принимаются с учетом их соответствующих глубинах на их пересечении с выходом линий и кадров / с или ф для предварительно напряженных и nonprestressed арматуры, соответственно, где кадров является напрягаемой стресс сухожилия на конечной и ф является измеренным текучести nonprestressed подкрепления.

Значение кадров было принято равным 1204 МПа (174,7 KSI), используя уравнение ACI 318-02. Только дают значения соответствии с MO в положительном направлении, приведены в таблице 2. Подобный анализ линии выхода с МО отменил подтвердил, что отказ в опытах по перфорации, а не изгиба ..

Перемещение пластичности

Для сейсмических дизайн, Пан и Moehle7 считают, что slabcolumn соединения иметь достаточное пластичности при

... (2)

где Дрю и сухой определены графически на рис. 8. Значения В соответствии с парком и Paulay8 Для всех исследованных образцов,

Касательные напряжения

На краю колонки, ACI 421.1R-994 рассчитывает предполагается линейное распределение напряжений по периметру критических секций показана на рис. 9 и 12 по уравнениям

... (3)

... (4)

где Ьо длина периметра сдвига критической секции; х координат, по отношению к центроидальный главных осей, точки, в которой рассчитывается вю; лк и Л. являются проекции критической секции по основным центроидальный х и у топоров, а ют это второй момент площадь около оси у. Рисунок 9 и 12 показывают положительные направления осей х и у, Ву и Muy когда (лк / ют)

Следует отметить, что ACI 318-023 используется параметр J, а не я в формуле. (3) и дает уравнения для J и? В.Ю., применимые к критической секции в виде закрытого прямоугольника. Для критического сечения общая форма, ACI 421.1R-994 заменяет J к I, как в уравнении. (3) и дает уравнение. (4) для? В.Я. за край колонны.

Предел прочности на сдвиг в критический раздел D / 2 из колонки лицо

При несбалансированной откат момент максимального напряжения сдвига (вю) макс происходит на стороне ВС или в точках А и D критического сечения (рис. 9). В таблице 2 приведены значения (VU) макс / [радикальных] е '^ с ^ к югу на стороне до нашей эры и в точке A (или D). Значения (VU) макс рассчитываются по формуле. (3) с контрольным значениям (Vu) тах и (MO), макс. Видно, что наибольшее напряжение сдвига происходит на краю, точка (или D) из (Vu) макс в сочетании с отрицательным (MO) макс (таблица 2, колонка 13).

Для сейсмических дизайн поперечной арматуры, 318-02,3 ACI ACI 421.1R-99, 4 и Megally и Ghali5 выразить номинальной Н. прочности на сдвиг в критический раздел D / 2 от колонны лице (в МПа)

... (5)

где

... (6)

... (7)

где

... (8)

... (9)

где

... (10)

Уравнение для В.С., номинальное напряжение сдвига предоставляемый поперечной арматуры, является общим для всех трех источников и дается формулой. (1). Во всех уравнений, содержащих [радикальных] е '^ с ^ к югу, когда напряжение в дюйм, вместо [радикальных] е' ^ с ^ к югу на 12 [радикальных] е '^ с ^ к югу.

Обратите внимание, что ACI 318-023 не уделять особое уравнений для сейсмических дизайн шпильки поперечной арматуры в плитах. С другой стороны, по формулам, приведенным МСА 421.1R-994 и Megally и Ghali5 обеспечить положения сейсмических дизайн шпильки поперечной арматуры, они рекомендуют относительно низким значением VC для учета снижения прочности на сдвиг с трещинами бетона, вызванное циклической нагрузки. Независимо от количества поперечной арматуры, в каждом из трех вышеуказанных источников устанавливает верхний предел для В.Н., высокий верхний предел (5 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (10 [радикальных] е' ^ к югу с ^ в PSI). Как видно из таблицы 2, колонка 13, что верхний предел (5 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу превышен во всех образцах в точке критического сечения на д / 2 от колонны лицо.

Номинальной прочности на сдвиг предоставляемый ССР в каждом образце рассчитывается по формуле. (1), с Ду = 426 мм2, S = 55 мм, fyv = 462 МПа, бо = 978 мм

...

Номинальной прочности на сдвиг предсказал формулой. (5), (7) и (9), в меньшей (ВК ВС) и верхний предел, установленный для каждого уравнения, в результате такого расчета представлены для каждого образца в таблице 1 с точки зрения его значение [радикальных F] '^ с ^ к югу (столбцы 5 до 7). Эти значения можно сравнить с максимальным напряжением сдвига (вю) макс определяется в результате испытаний (графа 8 таблицы 1 или колонке 13 таблицы 2). Сравнение показывает, что каждый из уравнения. (5), (7) и (9) дает консервативный прогноз по УП.

Рис 13 и 14 петли гистерезиса шоу построены во время погрузки этапе 2 для образцов EC0C и EC9C, соответственно. Абсцисс в цифры отражают соотношение дрейфа; ординат сдвиговых напряжений вю / [радикальных] е '^ с ^ к югу, и стоимость вю для точки критического сечения на д / 2 от колонны лица ( Рис. 9), рассчитанная по формуле. (3), Ву = 110 кН в сочетании с различной Му как было отмечено в циклов нагружения. Горизонтальные пунктирные линии на рис. 13 и 14 представляют собой верхний предел (VN) верхний предел в соответствии с МСА 318-02,3 421.1R ACI-994 и Megally и Гали, 5 (1 / 2) [радикальных] е '^ с ^ к югу, (2 / 3 ) [радикальных] е '^ с ^ к югу, и (5 / 6) [радикальных] е' ^ с ^ к югу, соответственно. Из двух цифр и колонке 8 таблицы 1, можно заметить, что в сейсмических дизайн для штамповки сдвига, можно с уверенностью считать, что (VN) верхней ограни т = (5 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (10 [радикальных] е '^ с ^ к югу в PSI).

Предел прочности на сдвиг в критический раздел D / 2 от внешних периферической линии ССР

ACI 318-023 требует, чтобы сдвига армированных зона распространяется на расстояние (

... (11)

ACI 421.1R-994 и Megally и Ghali5 такую же ценность как VC ACI 318-02.3 В тестируемом образцов, наибольшее касательное напряжение находится на свободный край, точка, когда Му отрицательный. Таблица 1, колонка 9, дает значения (VU) макс / [радикальных] е '^ с ^ к югу в точке критического сечения на д / 2 от внешних периферической линии ССР (рис. 12). Видно, что значения (VU) макс варьироваться между 1,6 и 1,8 раза прогнозируемое значение: ВК = (1 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу в МПа (2 [радикальных] е' ^ к югу с ^ в PSI).

Должна быть возможность с помощью уравнения. (3) в сочетании с формулой. (11), чтобы предсказать значение Muy, и, следовательно, MO, который производит разрушение при сдвиге штамповки на внешней критического сечения (рис. 12). Кроме того, стоимость МО, которое производит штамповки разрушение при сдвиге на внутренней критической секции (рис. 9) можно прогнозировать с помощью уравнения. (3) в сочетании с одним из уравнения. (5), (7), или (9). Рассмотрим в качестве примера и образца EC0C воспользоваться формулой. (9) (Megally и Ghali5), предсказал момент колонна тяжести, которые производят штамповки разрушение при сдвиге на внутренний и внешний критических разделов будет

(MO) за провал на внутренней части = -36 кНм (-318 кип в.)

(MO) по причине на внешнем разделе = -4 кНм (-35 кип в.)

Меньшее из двух абсолютных значений MO управляет. Таким образом, на основе этого анализа, можно было бы предположить, что неудача будет происходить на внешней критический раздел MO = -4 кНм (-35 кип в.). Отказ в ходе испытаний этого образца произошло на внутренней критической секции. Аналогичные расчеты для других образцов также предсказывают провал на внешние критические статьи; во всех тестах, пробивая неудача на внутренней критической секции. Причина ложного предсказания, как считается, что уравнение. (3) переоценивает значения вю на внешней границе в связи с Ву в сочетании с отрицательным Mu. Это более подробно обсуждается в следующем разделе.

Расчет максимального напряжения сдвига в критической секции вне сдвига армированных зоны

После землетрясения производит отрицательное несбалансированного момента, уравнение. (3) дает завышение напряжения сдвига вю в точках (или в непосредственной близости от) свободный край критического сечения вне зоны сдвига армированных (рис. 12). Нет более точный метод существует для того чтобы определить вю в данном конкретном случае. Чтобы решить эту проблему в области дизайна, он предложил, что, когда здесь Muy в формуле. (3) является отрицательным, чтобы проигнорировать ССР на рельсы проходящей перпендикулярно внутренней поверхности колонн (шпильки на правой стороне колонки на рис. 12). Внешней сдвига критической секции станет прямоугольной, как показано на рис. 15. Соотношение (лк / ют) станет меньше или близка к 0,2, в результате чего? В.Ю. становится равным или близким к нулю (уравнение (4)). Это позволит избежать завышения вю, которые приведут в области дизайна в чрезмерно больших сдвига армированных зоны (см. пример ниже).

Пример: Дизайн мере сдвига армированных зоны

Чтобы показать, случай, когда дизайн может привести к чрезмерно большим сдвига армированных зоны, рассмотрим края столбца соединения (рис. 12) с

Ву = 0.5Vc (12)

, где (в соответствии с МСА 318-023)

... (13)

Vc равна номинальной прочности на сдвиг (в силу единиц) на внутренней критической секции (рис. 9) в отсутствие несбалансированного момента или поперечной арматуры. Критический раздел D / 2 от колонны (рис. 9) обладает свойствами, бо = 8.57d, XO =-0.75d, хА =-1.85d,? Ъу = 0,35, а ют = 6.87d 4.

В сочетании с Ву = 0.5Vc = (1 / 6) БПК, предположим, что край столбца на рис. 9 подвергается несбалансированного момента (то же значение, его верхний предел)

... (14)

Это значение несбалансированным момент, что, в сочетании с Ву = 0.5Vc, производит касательное напряжение во внутренней критической секции на внешней границе равна (5 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу, с /' ^ к югу с ^ МПа. Это верхний предел для УП в соответствии с Megally и Ghali.5 Уравнение (12) и (14) дают для критического сечения на рис. 9: Ву = 1,43 d2 и МО = -5,99 D3. Рассмотрим критических секций показана на рис. 12 и 15. Пунктирная линия на рис. 16 представляет 12. Точки пересечения графика (в Пересечение сплошной линии на рис. 16 с горизонтальной линии на напряжение = (1 / 6) [радикальных] е '^ с ^ к югу, в , как показано на рис. 15.

ВЫВОДЫ

На основании результатов испытаний и анализа, можно сделать следующие выводы сделаны относительно сейсмической дизайн для штамповки сдвига предварительно напряженных плит колонке края соединения:

1. Разработке рекомендаций по Megally и Гали, 5 предназначен для nonprestressed плит, также может быть использован для предварительно напряженных плит, наличия эффективных напрягаемой равна 0,4 до 1,1 МПа. На практике эффективное предварительное напряжение находится в пределах или вблизи этого диапазона. Дизайн шаги приведены в приложении;

2. Эксперименты подтверждают Megally Ghali's5 и рекомендации, что для сейсмических дизайн, верхний предел номинального Н. прочности на сдвиг в критический раздел D / 2 из колонки может быть принято равным (5 / 6) в МПа (10 [радикальных F] '^ с ^ к югу в пси);

3. При отрицательном несбалансированным момент Му максимальной вю напряжение сдвига на внешней критический раздел свободного края. Использование этого напряжения в конструкции могут привести к чрезмерно большим сдвига армированных зоны. Эту проблему можно избежать, игнорируя поперечной арматуры, расположенных на линии перпендикулярной к свободному краю при расчете вю. С положительной Му, не поперечной арматуры следует игнорировать при определении вю;

4. Эффективное напрягаемой от 0,4 до 1,1 МПа, в связи края slabcolumn не будут негативно влиять пластичности или максимально interstory отношение дрейфа, что они могут пройти без перфорации провал, и

5. Возглавлял шпильки предотвратить расщепление через слой толщиной в крепления прядей. Две шпильки номинальной силой 28 кН было достаточно, чтобы предотвратить раскол из-за одной нити с подъемной силой 110 кН.

Авторы

Шпилька усиление сдвига использоваться в ходе испытаний была подарена Декон, США и Канады. Dywidag Systems International, Ванкувер, Канада, пожертвовал предварительного натяжения нити, трубопроводы и якорей. Канада естественных наук и технологических исследований для Совета при финансовой поддержке научных исследований.

Нотация

^ V югу = площадь сечения поперечной арматуры на один периферической линии, м2

б ^ о ^ к югу = длина периметра сдвига критической секции, м

с ^ к югу х ^, с ^ к югу у = столбец размеры в х-и у-направлениях, соответственно, м

DR ^ к югу и ^ = максимальная interstory дрейфа, в том числе неупругие деформации, разделенные л ^ с ^ к югу

D = среднее расстояние от крайней волокна сжатия тяжести напряженности подкрепления работает в двух ортогональных направлениях, м

е '^ с ^ к югу = заданная прочность бетона, Па

F ^ югу шт = средние эффективные предварительное напряжение в двух направлениях в разделе тяжести, Па

F ^ югу уу = указанного предела текучести поперечной арматуры, Па

I ^ к югу у = второй момент площади предполагается критический раздел о оси ординат, m4

л ^ к югу с = история высота, м

л ^ к югу х ^, л ^ к югу у = проекции сдвига критической секции на своей основной х-и у-оси, соответственно, м

M ^ югу O = несбалансированного момента передается между плиты и колонки, Нм

M ^ к югу и ^ = несбалансированного момента передается между плитой и колонку тяжести сдвига критической секции, Нм

S = расстояние между периферийными линии поперечной арматуры, м

V ^ к югу с ^ = номинальный предел прочности на сдвиг при условии бетоном, N

V ^ к югу и ^ = учтены силы сдвига в разделе N

V ^ к югу с ^ = номинальный предел прочности на сдвиг (в единицах напряжения) при условии бетоном, Па

V ^ к югу п = номинальной прочности на сдвиг (в единицах напряжения), Па

V ^ к югу ы = номинальной прочности на сдвиг (в единицах напряжения), предоставленных поперечной арматуры, Па

* Nonprestressed панелей, используемых в плит 10M и 15M; площади поперечного сечения 100 мм2 и 200 соответственно, ф = 466 и 483 МПа (67,5 и 70,0 KSI), соответственно.

Ссылки

1. Мартинес-Крусадо, JA; Qaisrani, а Мол, ДП, "Пост-напряженной пластинке Слэб-Column соединения, подвергнутого сейсмическая нагрузка", 5 США по национальной конференции по сейсмостойкого строительства, Чикаго, штат Иллинойс, 1994, т. 2, с. 139-148.

2. Хокинс, М., "боковое сопротивление нагрузки несвязанных после напряженной квартир Строительство плиты," PCI Journal, V. 26, № 1, январь 1981, с. 94-117.

3. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.

4. ACI Комитет 421 ", поперечной арматуры для плит (ACI 421.1R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1999, 15 с.

5. Megally, S., и Гали, A., "Сейсмическая поведение пограничного Слэб-Column Связи с Стад поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 97, № 1, январь-февраль 2000, с. 53-60.

6. Международный кодекс Совет, Международный кодекс Строительство (IBC-2003) ", штат Иллинойс, 2003, 660 с.

7. Пан А., Мол, Л., "Поперечная пластичность перемещения железобетонных плоских плит", ACI Структурные Journal, В. 86, № 3, май-июнь 1989, с. 250-258.

8. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, John Wiley и Sons, Inc, Нью-Йорк, 1975, 769 с.

Марк Ричи MSc студентов в Департаменте строительства в Университете Калгари, Альберта, Канада. Он получил степень бакалавра в Университете Калгари в 2001 году. Его исследовательские интересы включают предварительно напряженных и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.

Входящие в состав МСА Амин Гали является почетным профессором гражданского строительства в Университете Калгари. Он является членом комитетов МСА 373, Циркуляр предварительно напряженных железобетонных конструкций с Окружная сухожилия, и 435, прогиб бетонных строительных конструкций, а также совместное ACI-ASCE комитетов 343, железобетонный мост Дизайн и 421, Проектирование железобетонных плит. Его исследовательские интересы включают анализ и проектирование железобетонных конструкций.