Аксиальной модели потенциала для Shear-Поврежденные Столбцы
Эта статья представляет модель для оценки возможностей осевого столба, который ранее опытных разрушение при сдвиге. Модель может применяться для существующих железобетонных колонн здания уязвимы для сдвига разрушения при землетрясениях. Осевой нагрузки на поврежденные сдвига столбца считается поддержке сочетание сжатия продольной арматуры и перемещения через силу сдвига трения на идеализированной плоскости сдвига провала. Эффективный коэффициент трения от классического уравнения касательных трения, связанные с дрейфом на соотношение осевой неспособность использовать результаты 12 полномасштабных испытаний ложному колонке. Эта модель, которая представляет собой общее наблюдение из экспериментальных испытаний, что дрейф на соотношение осевой провал сдвига поврежденных колонке обратно пропорциональна величине осевой нагрузки и прямо пропорциональна количеству поперечной арматуры, обеспечивает отношений между осевой нагрузки, поперечной арматуры, а также interstory дрейфа на осевой разрушающей нагрузки ..
Ключевые слова: осевой нагрузкой; колонке; сейсмических; сдвига.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Большинство тестов на железобетонных колонн при сейсмических нагрузках было прекращено вскоре после потери боковой несущей способности. Полученные данные являются полезными для столбцов, рассматриваются как часть бокового силы сопротивления системы. Принимая во внимание традиционные представления о безопасности (то есть, когда разрушение при сдвиге начала, осевые разрушающей нагрузки не может быть далеко позади), данные, вероятно, также определить практические верхняя смещению даже колонны не рассматривается как часть бокового силы сопротивления системы новых строительных конструкций. Для существующих зданий, как проводится оценка сейсмостойкости или сейсмических модифицированной менее консервативный подход может потребовать экономических соображений и функциональность. Если столбец можно надежно нести тяжесть нагрузки после ее боковой силы начинается деградация, это может быть возможным добиться значительной экономии при рассмотрении столбца в качестве вторичного компонента. Модель, разработанная в этом документе содержится практикующих инженеров средства оценки дрейфа соотношение, при котором сдвиг поврежденной колонки можно ожидать, что теряют способность поддерживать осевых нагрузок ..
Некоторые ложному испытания были проведены в Японии, чтобы исследовать потенциал осевого сдвига поврежденных columns.1-6 несколько важных замечаний следует отметить, из этих испытаний, а именно, скольжение по диагональные трещины сдвига часто наблюдается до осевой провал, провал осевой произошло, когда срез был сокращен примерно до нуля, и дрейфа на осевое разрушение уменьшается с ростом осевых напряжений. Като и Ohnishi2 калиброванные пластиковые модели дрейфа потенциала, основанного на результатах 32 колонке образцов, оценить дрейф на осевой неудачи, однако, эта модель не вполне сопоставим с измеряемой сугробы из колонки базы данных, используемых в этом study.7
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Инженеров, участвующих в сейсмических модернизация зданий в Калифорнии обнаружили, что, учитывая нынешнее состояние знаний, это часто не с экономической точки зрения защиты всех столбцов в существующих железобетонное здание с разрушение при сдвиге во время сильных движений. Из-за отсутствия понимания того, как осевых нагрузок будет поддерживаться после сдвига провала, инженеры прибегли к установке систем среднего нагрузки тяжести поддержку, чтобы обеспечить разрушение при сдвиге отдельных столбцов не приведет к коллапсу building.8 Таким образом, более глубокое понимание колонны осевой нагрузкой после сдвига ошибка может привести к снижению сейсмических модифицированной расходов.
Экспериментальных данных
Чтобы удовлетворить потребность в данных после потери несущей способности боковых колонок типичными для построенные до середины 1970-х годов в западной части Соединенных Штатов, ложному испытания плоских на 12 полномасштабных сдвига критической армированные колонны конкретных проводились Lynn9 и Sezen10 вплоть до осевого провал. На рисунке 1 показаны типичные конфигурации колонке теста. Конкретные характеристики колонки, свойств материала и измеряется ответы приведены в таблице 1. За исключением двух образцов, загрузка обычной подвергаются каждого столбца номинально постоянной сжатие и сохранить номинально нулевого вращения между колонкой заканчивается одновременно столбец был подвергнут серии боковых смещений на увеличение амплитуды с трех циклов на каждом амплитуды. Исключение составляют две колонки 2CVD12, который переменной осевой нагрузке от 250 кН напряжение до 2670 кН сжатия (с осевой нагрузкой 1473 кН, незадолго до осевой недостаточности), и колонна 2CLD12M, который после циклов ниже доходности смещение, был подвергаются монотонной боковой загрузкой до осевой провал.
Рисунок 2 соотношения участков дрейфа соответствующих важных событий для 12 колонн сообщили Lynn9 и Sezen.10 Для столбцов, имеющих низкий осевые нагрузки, наблюдается тенденция к осевой разрушающая нагрузка происходит при относительно больших сугробов, независимо от того, разрушение при сдвиге только что произошло или ли разрушение при сдвиге имели место при значительно меньших соотношениях дрейфа. Для столбцов с большими осевыми нагрузками, осевые разрушающая нагрузка, как правило, происходит при меньших соотношениях дрейф, и может возникнуть почти сразу же после потери боковой несущей способности. Отметим также, что снос этих показателей на осевой разрушающая нагрузка, как правило, ниже, колонны с большим шагом поперечной арматуры (пунктирные линии). В следующем разделе представлена сдвига трения модель, которую можно использовать для представления общих замечаний на рис. 2, а именно, что дрейф на осевой разрушающая нагрузка находится в обратной зависимости от величины осевой нагрузки и непосредственно связана с размером поперечного армирования.
Касательного трения МОДЕЛЬ
Уравнения равновесия
Колонке показано на рис. 3 был поврежден во время землетрясения 1999 Kocaeli. Любые осевые нагрузки поддержке поврежденных колонке должны быть переданы по очевидным провал плоскости сдвига. Такая передача нагрузки могут быть смоделированы с помощью механизма, известного как трения скольжения. Shear-трения модели оценки напряжения сдвига, которые могут быть переданы через трещины в зависимости от нормальных напряжений на поверхности трещины. Нормальные результаты стресс от удлинения подкрепления через трещины и / или действующих сил по нормали к поверхности трещины. В колонке показано на рис. 3, поперечное армирование пересечения плоскости сдвига неудачи и осевые нагрузки, по столбцу в совокупности обеспечивают нормальную силу и, следовательно, сдвиговые перемещения через плоскости сдвига провала.
На рисунке 4 показана диаграмма направленности органа для верхней части колонны из рис. 3. Наклонной свободной поверхности в нижней части свободного тела диаграмме предполагается последующей критической наклонной трещины связаны со сдвигом ущерба. В этой презентации, критическая трещина одна, что, в соответствии с идеализированной моделью, приводит к осевой разрушающая нагрузка, поскольку спрос сдвига трения превышает сдвига сопротивления трения вдоль трещины. Дюбель сил с поперечной арматуры пересечения наклонной трещины не показал, наоборот, дюбель силы, как предполагается, которые будут включены в неявном виде в касательных сил трения V ^ к югу с [функция] ^ по наклонной плоскости. Равновесие сил показано на диаграмме свободного тела приводит к следующим уравнениям
... (1)
где п ^ ^ к югу баров это число продольных балок пересечения касательных плоскость разрушения, г ^ с ^ к югу глубина столбце ядро от оси к осевой линии связи, S является расстояние между поперечной арматуры; ^ к югу-й ^ и [функции] ^ ^ у, к югу являются площадь и текучести поперечной арматуры, а также силы P, V, N, V ^ к югу с [функция] ^ P ^ S ^ к югу, и V ^ ^ Sub-D на рис. 4. Число обручей пересечения наклонной трещины (г ^ ^ к югу с / с) tan
Сопротивление сдвигу в связи с дюбель действия продольных балок, V ^ ^ Sub-D, зависит от шага поперечной арматуры. Как показано на рис. 5, верхний бетонный блок будет иметь против лонжероном, с одной стороны трещины и поперечные сталь будет удержать планку с другой стороны. Так как расстояние между этими силами увеличивает эффективность дюбель действий будет уменьшаться. Из-за большого расстояния между поперечной арматуры во многих сдвига критической колонны интерес в данном исследовании, расстояние между силами, скорее всего, будет слишком большим, чтобы развивать какой-либо существенных мер штифта. Заметим, что дюбель действия могут быть более эффективными для продольной арматуры вдоль боковой грани колонны (то есть, параллельно направлению прикладной сдвига), поскольку эти бары будут ограничены конкретными выше и ниже плоскости провал. Любое ограниченное сопротивление скольжению по дюбель действий, однако, можно рассматривать как включить сдвига из-за сдвига трения V ^ к югу с [функция] ^, действующая на плоскости сдвига провала.
Таким образом, за счет силы дюбель действия будут проигнорированы при выводе осевой модели потенциала. Кроме того, на основе экспериментальных доказательств того, что мощность сдвига уменьшается до нуля при осевой нагрузке происходит сбой ,1-6, 9,10, при рассмотрении стадии осевой нагрузки провал внешней силы сдвига V можно приравнять к нулю ..
В свете предыдущего обсуждения, уравнение. (1) может быть переписано следующим образом
... (3)
Дальнейшее развитие модели осевого потенциала по формуле. (2) и (3) требует модели для критического угла Каждая из этих моделей, будут рассмотрены в свою очередь, в следующих разделах.
Критический угол трещины
Немного существует надежных моделей для оценки наклона Основные принципы подхода заключается в определении Этот подход, однако, неизменно приводит угол круче, чем тех, наблюдалось в тестах.
Модели, предложенной Ким и Mander11 оценки трещины углом на основе минимизации внешних работу из-за силы сдвига блока. Для столбцов проверен Lynn9 и Сезен, 10 критического угла трещины оценкам модель колеблется от 65 до 71 градусов, в среднем 68 градусов.
Рисунок 6 участков наблюдался средний угол сдвига критической трещин из тестов. (Углы субъективно оценить по фотографии.) Угол можно аппроксимировать 65 градусов по отношению к горизонтальной (пунктирная линия на рисунке), или могли бы быть линейная зависимость предложил сплошной линией на рисунке, то есть
P ^ о ^ к югу является осевой потенциала неповрежденных столбца определяется югу P ^ о = 0,85 [функция] ^ C ^ к югу (к югу г ^ ^ - ^ ^ к югу SL) [функция] югу ^ ил ^ ^ ^ SL к югу, где [функция] ^ C ^ югу 'является конкретным сжатие; ^ ^ г к югу является валовой конкретной области; ^ ^ SL югу есть площадь продольной стали, а также функции [ в] ^ ^ ил югу является пределом текучести продольной арматуры. (Окрестности нуля на рис. 6 по P / P о ^ ^ к югу [приближенных] 0,21 был для 3CMH18 колонке. Это колонна критических трещин, которые были несколько менее крутой, на большей части его длины, с вертикальным отрезком возле колонки в середине глубины, в результате чего об относительно больших критического угла трещины.) Учитывая трудности точного определения критического угла трещины учитывая состояние многих из колонн в конце испытаний, а также отсутствие улучшения наблюдаются в прогнозировании дрейфа на осевой неудачи, когда уравнение. (4) используется в месте постоянного угла трещины в 65 градусов, только постоянная модель угол трещины будут использованы при разработке модели осевых отказа в настоящем документе ..
Все колонны проверен Lynn9 и Sezen10 имел высоту к ширине отношения больше 6,0. Для столбцов с низкой высоты к ширине, ожидается, что максимальный угол трещины будет ограничено пропорции столбца (т. е. ). Это может быть значительно меньше, чем 65 градусов.
Продольная укрепление потенциала осевой
На основе наблюдений конечного состояния колонке продольной арматуры из статических испытаний Lynn9 и Сезен, 10 предполагается, что продольное армирование будет поддерживать часть осевой нагрузки п ^ ^ к югу баров P ^ S ^ к югу вплоть до максимальной нагрузка определяется как потеря устойчивости или пластиковые потенциала арматуры. Колонны с осевой нагрузки, превышающей чистую осевого потенциала пластиковых продольной арматуры (к югу SL ^ ^ [функция] ^ ^ ил суб) испытали деформированную форму продольной арматуры после осевой провал свидетельствует о потере устойчивости неудачи (например, , см. рис. 7 ()). В отличие от большинства колонн с осевой нагрузкой меньше, чем к югу ^ SL ^ [функция] ^ ^ ил югу испытал деформированную форму продольной арматуры после осевой неудачи, которые не предлагают выпучивания провал продольной арматуры (для Например, см. рис. 7 (б)). Обратите внимание, что потери устойчивости упругих потенциала продольного армирования, рассчитанной с использованием изгиба длину, равную расстоянию от связей и взять на себя полную неподвижность вращательных в баре концов, больше, чем к югу SL ^ ^ [функция] ^ югу ил ^ заявляя, что легкогруженом столбцов в серии испытаний не будут испытывать выпучивания продольной арматуры при осевой провал.
* За колоннами, где P ^ S ^ к югу
* За колоннами, где P ^ S ^ югу
Ниже рассмотрим каждый из этих случаев, в свою очередь.
Пластической прочности продольной арматуры в деформированной конфигурации показан на рис. 8. Предполагая, нет дюбель силы, пластиковые момент потенциал арматурного проката и осевого потенциала связаны
P ^ S ^ югу
Использование разложения напряжений в полной мере пластиковые части арматурного проката на рис. 8, пластиковая момент можно определить следующим образом
M ^ югу р = 2А ^ югу десятки ^ [функция] ^ ^ ил югу г ^ ^ к югу десятки (6)
, где ^ ^ к югу десятков это область арматурного проката на растяжение, и г ^ ^ к югу десятки расстояние от центра тяжести ^ ^ десятки югу центру тяжести бар разделе. С учетом осевой нагрузки в арматурного проката, ^ ^ к югу десятки можно определить следующим образом
... (7)
, где ^ ^ бар югу является площадь поперечного сечения одной продольной арматурного проката. Уравнения (5) через (7) может быть использована для определения соотношения между теоретическими осевой нагрузки P к югу ^ S ^ и бокового смещения, при котором пластиковые емкости арматурного проката не будет полностью доработана. Результаты за три панелей, используемых в качестве продольной арматуры в тестах по Lynn9 и Sezen10 приведены на рис. 9.
Кривых на рис. 9 должна быть определена итерации из-за нелинейных момент-осевой схема взаимодействия нагрузки, что результаты решения уравнения. (6) и (7). Если линейная, консервативная, приближение к взаимодействию диаграммы, показанной на рис. 10 используется с формулой. (5), осевой потенциал пластической продольной арматуры может быть непосредственно связано с историей дрейфа, без итерации, а именно
... (8)
где L является высота столба и Л ^ к югу Ь является диаметр продольной арматуры. Уравнение (8), как показано на рис. 11, представляет собой консервативный приближении осевой пластиковая емкость продольной арматуры без итераций и будут использованы в дальнейшей разработке осевых модели потенциала.
Для тяжело нагруженных колонн (P (8), будет ограничена пластиковых выпучивания потенциала. Оценка пластиковых выпучивания потенциала требует оценки касательного модуля укрепление и эффективное выпучивания длины. На основании испытаний на растяжение купон типичных арматура, касательного модуля оценивается как 0.07E югу ^ S ^, где Е ^ с ^ к югу является модуль упругости арматуры. (Кроме того, эквивалентный модуль model12 могут быть использованы для оценки жесткости материала, однако, такая модель предсказывает, что пластиковые выпучивания нагрузки не контролирует мощность осевой продольной арматуры для любого из столбцов в базе данных. Принимая во внимание наблюдаемые пряжками деформированную форму продольной арматуры для двух испытаний [например, см. рис. 7 ()], эквивалентного модуля модель не была принята для данного исследования.) на основе наблюдаемых деформированную форму продольного армирования приведены на рис.
7 (а), эффективная длина продольного изгиба следует 1.0s> L ^ югу эфф ^> 0.5s (то есть, меньше, чем удержал-удержал состоянии связей и дольше, чем фиксированной фиксированной состоянии связей). Эффективного выпучивания длина 0.8s выбран для этого исследования. Основываясь на этих предположениях, осевой потенциала продольной арматуры определяется.
... (9)
Таблица 2 дает возможности осевой продольной арматуры на осевое разрушение колонны, рассчитывается на основе формулы. (9), колонки, протестированы и Lynn9 Sezen.10, приведенных в таблице 2, были рассчитаны по измеренное отношение колонке дрейфа на осевой провал. Обратите внимание, что только 2CMH18 контролируется пластиковых выпучивания нагрузки. Для большинства из колонны, над результатами разработки примерно в 25% от осевой нагрузки осуществляется по продольной арматуры в точке осевого провал. Для двух столбцов с низкой осевой нагрузки (P = 0.09A ^ югу г ^ [функция] ^ C ^ югу ') и относительно высокий коэффициент продольного усиления 3% (3CLH18 и 3SLH18), уравнение. (9) предполагает, что продольных балок, поддерживают более 50% от осевой нагрузки (то есть, 76 и 54% соответственно). Из-за относительно низкой осевой жесткости продольных балок, это кажется неоправданно высоким и полагает, что ограничения на долю осевой нагрузки поддержке продольных балок, может быть целесообразно.
Как показано на рис. 4, осевой нагрузки поддержке сдвига трения и осевой нагрузки поддержке продольной арматуры в действовать параллельно. С помощью конечной осевой потенциала продольной арматуры в уравнении равновесия (уравнение (1)) предполагается, что конечная мощность сдвига трения и в конечном итоге потенциал продольной арматуры достигаются в то же время. Конечная мощность трения сдвига может быть превышен до полного развития продольной арматуры осевого потенциала, тем самым передачи осевой нагрузки на продольной арматуры, а также раздвижных происходит на плоскости сдвига провала. Эта передача нагрузки на продольной арматуры может превышать конечной осевой потенциала усиления, а затем привести к осевой провал колонны. В этом случае осевой отказа должны быть определены при превышении срез трения и перевозимого груза по продольной арматуры должен быть ограничен некоторой доли общей осевой нагрузки. Предел P ^ югу S ^ N ^ ^ к югу бары / P.
Максимальная и общей модели потенциала
Учитывая ожидаемый передачи осевой нагрузки от плоскости сдвига отсутствие продольной арматуры после сдвига потенциала трения превышен, было бы целесообразно рассмотреть вопрос о поддержке осевой нагрузки от продольной арматуры, независимо от этого для трения скольжения. В такой модели, перевозимого груза на продольных балок, удаляется из уравнения равновесия (уравнение (2)) и способность кривые для продольной арматуры (рис. 11) накладываются на потенциал кривых от сдвига трения модели (должен быть разработан в следующем разделе). Осевой потенциала колонны, принимается в качестве максимальной вместимостью от продольной арматуры и мощностью от модели касательного трения. Эта модель называется моделью максимальной мощности, будет и дальше развиваться в следующих разделах. Модель, основанная на подведение конечной мощностью от продольной арматуры и конечной мощностью от касательного трения, в соответствии с уравнениями равновесия, будут переданы в качестве общей модели потенциал ..
Применение классической модели касательного трения
Литературы документов несколько моделей сдвига трения, которые касаются V ^ к югу с [функция] ^ и N.13-15 Классическая модель сдвига трения, включенных в МСА 318 с 1977 года, идеализирует трещины, через которые сдвига должны быть переданы в качестве ровной поверхности с эффективным коэффициентом трения Мощность сдвига определяется как
V ^ к югу с [функция] = N
где N является сжатие сила, действующая по нормали к трещины, как показано на рис. 4. Потому что сдвиговым механизмом передачи включает в себя агрегат блокировки и дюбель действий в дополнение к чистым трения, значения (10) с тестовыми данными.
Замена формулы. (10) в уравнение. (2) и (3), и устранение случае, когда 4
... (11)
Первое слагаемое в формуле. (11), осевой нагрузки, путем трения скольжения, а второй термин осевой нагрузки, по продольной арматуры (определяется формулой. (9)). Обратите внимание, что значения Для (11) сводится к той же форме, как 45-градусная модель фермы.
Напомним, что для общей модели потенциала, трения скольжения и продольных условиях укрепления суммируются, как показано в формуле. (11), в то время как для модели максимальной мощности, только максимум два срока считается. Уравнение (11) может быть изменен, чтобы дать следующее выражение для эффективного коэффициента трения на общую модель потенциала
... (12)
где индекс т относится к общей модели потенциала. Использование постоянным углом трещина 65 градусов и продольной арматуры осевого потенциала приведены в таблице 2 (но не должно превышать 50% от осевой нагрузки на колонку, как обсуждалось ранее), эффективный коэффициент трения для каждого испытания колонны может быть рассчитана по формуле. (12). Рис 12 (а) участков расчетные значения для каждого столбца в зависимости от бокового дрейфа соотношение, при котором колонке уже не мог поддерживать применяются осевые нагрузки. Данные, по-видимому следовать тенденции, которая может быть аппроксимирована
... (13)
При выборе уравнения. (13), эффективный коэффициент трения равным для загара (65 градусов) в дрейф нуля для обеспечения сдвига трения потенциала остается положительным за все действительные сугробы.
Участок, аналогичный показанному на рис. 12 (а) могут быть разработаны для максимального потенциала модели, исключив подпункт п ^ ^ баров P ^ S ^ югу срок от формулы. (12) и перерасчета эффективный коэффициент трения (см. рис. 12 (б)). Эти данные, как представляется, меньше разброс, когда возможности продольной арматуры опущен. На основании рис. 12 (б)), коэффициент дрейфа на осевое разрушение представляется последующей прямой линии тренда, что может быть аппроксимирована
... (14)
Данные рис. 12 показывают, что эффективное сдвига коэффициент трения является функцией угла сноса на осевой провал. Это соотношение является правдоподобной учитывая, что увеличение деформации (и более скольжения вдоль критической плоскости сдвига) снижает шероховатость плоскости сдвига и снижает эффективную трения. Стоит напомнить, что увеличение потенциала деформации, связанные с ограниченной осевой нагрузки и увеличение количества поперечной арматуры (рис. 2).
Ожидается, что сдвига коэффициент трения будет обратно пропорциональна других параметров, связанных с суммы скольжения вдоль критической плоскости сдвига. Среди прочего, такие параметры могут включать перемещение пластичности, число циклов прошлого урожая перемещения и дрейфа соотношение, базирующееся на высоте поврежденной области колонны. Interstory отношение дрейфа ("РДЭ") (на основе высота колонны) был выбран для этого исследования должны соответствовать с научно-исследовательскими и другими исследователями в области использования максимального IDR как соответствующий параметр спроса техники в методологии на основе оценки выполнения дизайн .16 осевой отказ может быть более тесно связана с дрейфом соотношение, базирующееся на высоте поврежденной области, или концентрированный показатель дрейфа (CDR), как они определены на рис. 13 (D ^ с ^ к югу глубина столбце ядро от оси к осевой линии связи). После разрушение при сдвиге, большинство из столбца деформации сосредоточены в сдвига поврежденной области высоты ч. Как было предложено на рис.
13, две колонны длиной L ^ ^ к югу и к югу L ^ B ^, что опыт такого же водоизмещения будут иметь разные РДЭ, но могут иметь одинаковые CDR. Для столбцов меньше, чем г ^ с ^ к югу tan65 градусов, высота поврежденной области будут ограничены по высоте колонны и IDR будет равна CDR. Поскольку все столбцы проверен Lynn9 Sezen10 и имеют одинаковую высоту к ширине и критический угол трещины около 65 градусов считается для всех образцов, CDRs для этой базы данных будет примерно равна РДЭ раз постоянного множителя . Для получения более обширной базе данных, CDR должны использоваться для разграничения между колоннами таких, как показано на рис. 13 ..
Дрифт потенциала
В предыдущих разделах представлены выражения, которые могут быть использованы для установления связей для дрейфа на соотношение осевой провал с точки зрения осевой нагрузки, поперечной арматуры, а также продольной арматуры.
Для общей модели потенциала, уравнения. (9), (11) (с 14 (а). Для высоких осевых нагрузок потери устойчивости потенциала продольной арматуры предполагается регулировать в соответствии с формулой. (9), в результате резкого сокращения дрейфа потенциала показано на рис. 14 (а). Для низких осевых нагрузок, кривые дрейфа потенциала подход горизонтальной, предполагая, что существует нижняя граница осевой нагрузки, ниже которого осевой неудача не ожидается. На основе этой модели, нижняя граница осевой нагрузкой является суммой осевой нагрузки поддерживается модель 45-градусная фермы и продольной потенциала бар при больших сугробов. Надо иметь в виду, что эта модель является результатом простой теоретической концепции применительно к небольшой набор данных, а, следовательно, не может охватить все возможные виды отказов, которые могут привести к потере осевая нагрузка на колонны подвергаются осевой нагрузки ниже Нижняя граница предложил на рис. 14 (а).
Максимальная мощность модели, как показано на рис. 14 (б), имеет максимальную осевую нагрузку либо от продольной потенциала бар (см. рис. 11) или сдвига трения потенциала (то есть, первый член уравнения. (11), с определяется формулой. (14)). Обратите внимание, что продольный изгиб бар не влияет на эту модель, потому что потеря устойчивости потенциала продольной арматуры всегда будет меньше, чем сдвига потенциала трения при низких сугробов. Для параметров показали, продольной потенциала бар регламентирует только для больших сугробов колонки и малое количество поперечной арматуры. Учитывая, что продольные потенциала баре таких мало влияет на модель с максимальной мощности, и что данные не существуют вне дрейфа отношение 0,06 в поддержку утверждения о том, что продольных балок, будет регулировать мощность, дополнительные сложности в том числе продольных потенциала бара, может не является обоснованным.
Все построенные отношения на рис. 14 предлагают интуитивное тому, что дрейф потенциала с увеличением поперечной арматуры и уменьшения осевой нагрузки. Это согласуется с экспериментальными наблюдениями обсуждался ранее.
Рисунок 15 сравнение кривых дрейфа потенциала на основе общей модели и максимальной мощности. Очень хорошо согласуются между двумя моделями является результатом выбора отношений между эффективным коэффициентом трения и коэффициент дрейфа на осевой провал на основе тех же данных (рис. 12). Разница между двумя моделями при низких и высоких сугробов связано с изменениями в продольном усилении потенциала, который влияет только на общую модель потенциала.
Чтобы передать ощущение точности вытекает из отношений рис. 14, эти связи были использованы для оценки дрейфа потенциала колонны проверен Lynn9 и Sezen.10 Результаты приведены на рис. 16 (а) на общую модель потенциала, а на рис. 16 (б) за модель с максимальной емкости. Среднее соотношение измеренных расчетным дрейфа на осевой разрушающая нагрузка на основе общей модели и максимальной емкостью 1,02 и 0,97 соответственно, коэффициенты вариации 0,22 и 0,26, соответственно.
Учитывая тесную соглашения между моделями (рис. 15), отсутствие влияния продольной арматуры на модель с максимальной емкости (рис. 14 (б)), и достаточной степенью точности из двух моделей (рис. 16), Рекомендуется, чтобы максимальная емкость моделей на основе сдвига трения потенциала сами должны быть использованы для оценки соотношения дрейфа, на котором осевой сбой ожидается. На основании экспериментальных данных, точность такой модели эквивалентна той, которая показана на рис. 16 (б) за модель с максимальной потенциала, так как продольные усилении потенциала не контролирует в дрейф соотношение зарегистрированных в этих испытаниях. Такая модель требует только информацию о поперечной арматуры и осевые нагрузки, и может быть выражена следующим образом
... (15)
Осевой модели потенциала могут быть построены как единый кривой и по сравнению с тестовыми данными, как показано на рис. 17.
Обратите внимание, что верхних точек данных (2CMH18 и 3CMH18) на рис. 17 отличаются только на величину продольного армирования. На основании продольной арматуры осевой модели потенциала, колонка с нижней дрейфа отношение на осевое разрушение и нижних продольных коэффициент усиления (2CMH18), как ожидается, опыт выпучивания продольной арматуры. Таким образом, разница в измеряемой дрейфует на осевой провалом для двух образцов можно объяснить сокращением дрейфа потенциала для столбцов чувствительны к продольной бар изгиб в соответствии с общей моделью потенциала (см. рис. 14).
НЕДОСТАТКИ предложенной модели
Касательного трения описанной выше модели значительно упрощает очень сложная проблема, следовательно, ряд недостатков в модели можно ожидать. Некоторые из недостатков относятся: зависимость от полного крепления поперечной арматуры, не приходится непосредственно конкретных компонентов, зависимость от отдельных плоскости сдвига провал, и ограниченный набор данных, на которых основана модель.
Касательного трения модель предполагает, что на полную мощность выхода поперечной арматуры могут быть достигнуты и сохранены после сдвига провала колонке. Это предположение справедливо только для поперечной арматуры имеет достаточный якорь. Потому что 90-градусная крючки являются общими для связи пожилых армированные колонны бетона, такие крепления не всегда можно положиться. Он рекомендовал, чтобы будущие изменения в модели включают коэффициент, что уменьшает вклад поперечной арматуры. Такое снижение фактора был предложен для расчета сдвига потенциала пожилых железобетонных columns.17
Некоторые сдвига моделей отказов, показана на рис. 18, в результате осевого поддержке ношение конкретных против конкретных всей плоскости сдвига провала. Этот механизм осевой нагрузки поддержки не учитывается в модели касательного трения. Дальнейшие исследования необходимо разработать методы, с помощью которых возможно образование таких отказов и повреждений может быть достоверно предсказать.
Касательного трения модель предполагает, что неспособность плоскости сдвига непрерывно и отчетливо. Тем не менее, сложное поведение столбца при сдвиге ошибка может привести к разрозненных плоскости провал, где действует принцип скользящей поверхности перехватывается многочисленными трещинами под различными углами. Из-за повреждения основного столбца, провал поверхности, может, по сути, состоит из нескольких блоков конкретных отношение друг против друга.
Следует признать, что осевые модели явилось следствием выше, основывается на данных только из 12 колонн. Все колонны были построены из нормальной прочности бетона, такие же высоты к ширине, и были предназначены для выхода продольной арматуры до сдвига провала. Только ограниченное изменение расстояния и типа поперечной арматуры было возможно. Осевой модели отказа в настоящем документе может быть нецелесообразным для столбцов, для которых опытные образцы не являются репрезентативными.
Кроме того, все столбцы в базе данных были протестированы в соответствии однонаправленных боковых параллельных нагрузка на одно лицо колонны. За исключением двух тестов, то загрузка рутина была стандартизирована, в каждой колонке подвергаются постоянной номинально сжатие и ряд боковых смещений на увеличение амплитуды (три цикла на каждом амплитуды). В землетрясения возбуждения, колонны может испытать двунаправленной загрузки и широкий спектр загрузки истории, которая может состоять из одной, большой импульс или множество мелких циклов до сдвига и осевой разрушающей нагрузки. Было показано, что увеличение числа циклов прошлом смещение текучести может привести к снижению дрейфа потенциала при сдвиге failure.18 Хотя предполагается, что все большее число циклов аналогичное воздействие на дрейфа потенциала на осевой неудача, не хватает данных испытаний можно поддержать или опровергнуть эту гипотезу. Дальнейшие испытания железобетонных колонн на сцену осевое разрушение необходимо в дополнение к текущей базе данных ..
ВЫВОДЫ
На основе сдвига трения понятия и результаты испытания 12 колонн с осевой недостаточность, модель (уравнение (15) и рис. 17) была разработана для оценки дрейф на осевой провалом для сдвига поврежденной колонки. Среднее отношение измеренного расчетным дрейфа на осевой разрушающая нагрузка на основе уравнения. (15), 0,97, коэффициент вариации равен 0,26. Относительно большой разброс может быть продуктом присущей случайности связанных с сложный механизм отказа. Результаты по модели, однако, в соответствии с общим замечанием из экспериментальных испытаний, что дрейф на осевое разрушение прямо пропорционально количеству поперечной арматуры и обратно пропорциональна величине осевой нагрузки. Модель показывает, что для низких осевых нагрузок, а также большое количество поперечной арматуры, сдвига поврежденных колонка может сохранить его осевой нагрузки далеко за дрейфа 2%.
Предложенная модель обеспечивает хорошую оценку среднего дрейфа на осевой провал на 12 столбцов, включенных в базу данных. Таким образом, примерно половина из столбцов из базы данных, используются для разработки модели, показали осевой провал на сугробы меньше, чем предсказывает модель. Кроме того, фактические конфигурации колонок и нагрузки, которые отличаются от тех, которые используются в ходе испытаний, в настоящем докладе, с тем, что некоторые дополнительные разброс в результатах после этого показали здесь кажется очень вероятным. Модель, используемая для разработки или оценки могут быть скорректированы, чтобы обеспечить дополнительные консерватизма, которые могут быть целесообразными. Будущие испытания железобетонных колонн на сцену осевой неудачи необходимо дополнить ограниченный набор данных, используемый для разработки предложенной модели и обеспечить проверки предположений, использованных для разработки модели.
Авторы
Эта работа была частично поддержана в Тихом сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр по сейсмической инженерии программы научно-исследовательских центров Национального научного фонда в соответствии премии Нету EEC9701568. Эта поддержка выражается искренняя признательность. Экспериментальные исследования были проведены в научно-исследовательских лабораторий ПЕЕР в Университете Беркли, Калифорния, Беркли, Калифорния
Нотация
^ Бар югу = площадь одного продольного арматурного проката
^ К югу г = общая площадь конкретного столбца
^ ^ К югу SL = площадь продольной арматуры
^ К югу й = площадь поперечной арматуры
^ К югу десятки = часть арматурного проката на растяжение при пластической деформации
г ^ к югу Ь = диаметр продольных стержней арматуры
г ^ к югу с = глубина основных фондов (по оси центральной линии связи)
[Функция ^ к югу] 'с = прочности бетона сжатие
[Функция] ^ югу ил = текучести продольной арматуры
[Функция] ^ ^ у, к югу = предел текучести поперечной арматуры
L = высота колонны
M ^ югу р = пластиковая емкость момент одной продольной арматурного проката
N = нормальная сила на наклонной плоскости сдвига провал
п ^ к югу баров = число продольной арматуры
P = осевой нагрузки
P ^ к югу о = осевого потенциала неповрежденных столбце 0,85 [функция ^ к югу] 'с ^ (^ к югу г ^ - ^ ^ к югу SL) [функция] ^ югу ил югу ^ ^ ^ SL
P ^ югу ы = осевой нагрузки поддержке продольной арматуры
ы = шаг поперечной арматуры
V = сдвига
V ^ Sub D = сопротивления сдвигу в связи с дюбель продольном стали
V ^ к югу с [функция] = касательных сил трения по наклонной плоскости сдвига провал
Ссылки
1. Kabeyasawa, T.; Tasai, A.; и Игараси С., экономичный и эффективный способ укрепления железобетонных колонн против осевой нагрузки Свернуть во время крупных землетрясений, "равный Доклад 2002/02, Третья американо-японского семинара по практическим вопросам На основании методологии сейсмостойкого строительства железобетонных строительных конструкций, сейсмостойкого строительства Тихоокеанского научно-исследовательский центр, Университет Калифорнии, Беркли, Калифорния, 2002, с. 399-412.
2. Като, Д. и Ohnishi, К., "осевой грузоподъемностью R / C Колонны под Восстановление Боковая нагрузка", ЭКСПЕРТНЫЙ Доклад 2002/02, Третья американо-японского семинара по практическим вопросам методологии сейсмостойкого строительства Методология железобетонных строительных конструкций , Тихоокеанский сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр, Университет Калифорнии, Беркли, Калифорния, 2002, с. 247-255.
3. Накамура, T., и Иосимура, М., "тяжести нагрузки Крах железобетонных колонн с Режимы хрупкому разрушению," Журнал азиатских архитектурно-строительная техника, т. 1, № 1, 2002, с. 21-27.
4. Tasai, A., "Остаточные осевые и вместимость Restorability из железобетонных колонн повреждены в результате землетрясения", ЭКСПЕРТНЫЙ Доклад 1999/10, США и Японии семинар по практическим вопросам методологии, основанной на сейсмостойкого строительства железобетонных строительных конструкций, сейсмостойкого строительства Тихоокеанского научно-исследовательский центр, Калифорнийский университет в Беркли, Калифорния, 1999, с. 191-202.
5. Tasai, A., "Остаточная осевой пропускной способности железобетонных колонн при сдвиге Ухудшение", ЭКСПЕРТНЫЙ Доклад 2000/10, второй американо-японского семинара по практическим вопросам методологии сейсмостойкого строительства Методология железобетонных строительных конструкций, Тихоокеанский сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр, Университет Калифорния, Беркли, Калифорния, 2000, с. 257-267.
6. Иосимура М., Яманака, N., "Ultimate государства предел RC Столбцы" равный Доклад 2000/10, второй американо-японского семинара по практическим вопросам методологии, основанной на сейсмостойкого строительства железобетонных строительных конструкций, сейсмостойкого строительства Тихоокеанского научно-исследовательский центр, Калифорнийский университет в Беркли, Калифорния, 2000, с. 313-326.
7. Элвуд, KJ, а Мол, ДП ", Shaketable тестов и аналитических исследований по Свернуть тяжести нагрузка железобетонных конструкций, ЭКСПЕРТНЫЙ Доклад 2003/01, Тихоокеанский сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр, Университет Калифорнии, Беркли, Калифорния, 2003.
8. Холмс, WT, "Оценка риска и модернизации существующих зданий", документ № 2826, Материалы 12-й Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Новой Зеландии общества сейсмостойких сооружений, Upper Hutt, Новая Зеландия, 2000.
9. Линн, AC, "Сейсмическая оценка существующих железобетонное здание Столбцы", кандидатскую диссертацию, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Беркли, Калифорния, Беркли, штат Калифорния 2001.
10. Сезен, H., "сейсмического отклика и моделирование железобетонное здание Столбцы", кандидатскую диссертацию, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Беркли, Калифорния, Беркли, Калифорния, 2002.
11. Ким, JH и Мандер, JB, "Трасс Моделирование поведения железобетонных Shear-изгиб", MCEER-99-0005, многопрофильная центр сейсмостойкого строительства исследований, Буффало, штат Нью-Йорк, 1999.
12. Pantazopoulou, SJ ", детали для укрепления стабильности в RC-членов," Журнал зданий и сооружений, В. 124, № 6, 1998, с. 623-632.
13. Мэтток, AH, а Хокинс, N., "Shear передачи в железобетоне-Последние исследования", журнал из предварительно напряженного бетона институт, V. 17, № 2, 1972, с. 55-75.
14. Мэтток, AH, читатель замечания "Влияние прочности бетона и нагрузки, а история на трения скольжения потенциала членов Concrete" Дж. Уолравен, J. Frenay, А. Pruijssers, PCI Journal, В. 33, № 1, 1988 , с. 165-166.
15. Мау, ST, и Сюй, TTC, читатель замечания "Влияние прочности бетона и нагрузки, а история на трения скольжения потенциала членов Concrete" Дж. Уолравен, J. Frenay, А. Pruijssers, PCI Journal, В. 33, № 1, 1988, с. 166-168.
16. Krawinkler, H.; Медина, R.; и Алави, B., "Сейсмическая Дрифт и Ductiltity требует, и их зависимость от движений землей", инженерных сооружений, V. 25, № 5, 2003, с. 637-653.
17. Мол, JP; Элвуд, KJ, и Сезен, H., "тяжести нагрузки Свернуть каркасов зданий во время землетрясения," SM Uzumeri симпозиума: Поведение и проектирование железобетонных конструкций на сейсмические характеристики, SP-197, SA-Шейхе и О. Байрак, ред. американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, с. 215-238.
18. Пуйоль, S., "Drift пропускной способности железобетонных колонн, подвергнутого перемещения Восстановление", кандидатская диссертация, Школа гражданского строительства, Университет Пердью, Уэст-Лафайетт, штат Индиана, 2002.
Входящие в состав МСА Кеннет Дж. Элвуд является ассистентом профессора в Университете Британской Колумбии, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада. Он получил докторскую степень в Университете Беркли, Калифорния, Беркли, Калифорния Он является членом комитетов МСА 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а 374, основанным на показателях деятельности проектирование сейсмостойких зданий и сооружений бетона и совместной ACI-ASCE Комитет 441, железобетонных колонн. Его исследовательские интересы включают поведение и производительность проектирования на основе железобетонных конструкций при сейсмических нагрузок.
Входящие в состав МСА Джек П. Мол, профессор зданий и сооружений и директор Тихоокеанского сейсмостойкого строительства исследовательского центра в Университете Калифорнии, Беркли. Он является членом комитетов МСА 318, Железобетона Строительный кодекс, и 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а также совместное ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных бетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают сейсмостойкости железобетонных зданий и мостов.