Сейсмические испытания бетонных столбов с легкими поперечной арматуры
Землетрясения и показать, что лабораторный опыт колонны с недостаточной поперечной арматуры уязвимы к ущербу, включая сдвиг и осевые нагрузки провал. Для изучения этого поведения, четыре полномасштабных колонны света поперечной арматуры были протестированы в соответствии квазистатическом однонаправленной боковой нагрузки либо с постоянной или меняется осевые нагрузки. Результаты испытаний показывают, что ответы колонн с номинально одинаковыми свойствами существенно изменяться в зависимости величины и истории осевых и боковых нагрузок. Наблюдаемое поведение по сравнению с ожидаемым поведением на основе имеющихся аналитических моделей. МЧС 356 модели оценки предсказал колонке сильные, но недооценивать перемещений.
Ключевые слова: отказ, железобетонные; сейсмических; сдвига.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Существующего жилищного фонда в Соединенных Штатах и во всем мире густонаселенных домов, которые не удовлетворяют специальной сейсмической подробно требования ACI Строительство Code1 или аналогичных кодексов. При таких зданий, подвергающихся сильному земле землетрясения тряска, некоторые недостатки в их рабочие характеристики могут стать очевидными. В крайних случаях может привести к краху. Одной из важных задач инженерной, чтобы избежать введения землетрясения уязвимостей распада в новом строительстве, а также определить и модернизации этих уязвимостей в существующего жилищного фонда.
Surveys железобетонных рушится здание в прошлом землетрясений колонок неудачи в качестве основной причины. Такие сбои часто относятся к широко расставленные и плохо закреплены поперечной арматуры. Первоначальный ущерб может быть связано либо с изгиба или сдвига, или обоих, что привело к распаду плохо ограничивается конкретными и последующего уменьшения осевой грузоподъемности. Таким образом, что начинается как провал боковой нагрузки часто переходит к осевой нагрузки провал, который затем становится прямым толчком к обрушения здания. К сожалению, относительно немногие моделирования сейсмических исследований нагрузка на колонны были выполнены с точки осевой failure.2-4 В результате сравнительно небольшого набора данных, в нашем понимании разрушения и распада механизмов ограничено.
Имитации сейсмических исследований погрузки до краха были проведены четыре полномасштабных железобетонных колонн. Колонны, номинально идентичных геометрии светом поперечной арматуры характерно, что в зданиях, не предназначенных для сейсмических нагрузок. Подобные детали также были использованы в сейсмостойких конструкций до требований для пластичных подробно были широко реализованы некоторые 30 лет тому назад. Колонны подвергались различные боковые и осевые нагрузки историю так, чтобы воздействие нагрузки путь может быть соблюдены. Наблюдаемое поведение по сравнению с ожидаемым поведением на основе имеющихся аналитических моделей.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Это исследование позволяет пробных наблюдений и связанных с ними анализ слегка железобетонных колонн не выполняет сдвиг и осевые нагрузки в имитационных сейсмических нагрузок. Знания, полученные могут быть использованы исследователями для улучшения поведенческих моделей и компьютерного моделирования и инженеров для оценки сейсмической уязвимости и реабилитации требованиям существующих зданий.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Образцы и испытания установки
Четыре полномасштабного квадратных колонн сечением были разработаны и испытаны квазистатическом. Столбец геометрии, материалов и деталей были выбраны представителем класса столбцы, используемые в старых зданий, для которых выход изгиб будет происходить до сдвига failure.4 рис 1 и 2 колонки образца и тестовой системе. Подробное описание образцов, свойств материала образца строительства, приборостроения, а также испытания установки сообщают Sezen.5
Колонны сечением 457 х 457 мм (18 х 18 дюймов) (рис. 1). Продольная арматура была сплошной без сращивания коленях, с продольной коэффициент усиления (общая площадь укрепления разделить на общей площади разделе), равный 0,025. Поперечная арматура в колонке высота составила обруч множеств с 90-градусной крючками на 305 мм (12 дюйма) расстояния, в результате чего коэффициент поперечной арматуры (площадь продольной арматуры в одном горизонтальном направлении разделить на произведение ширина профиля и обруч интервал ), равную 0,0017. Колонка была высота 2946 мм (9 футов 8 дюймов).
Опытные образцы были 762 мм (30 дюйма) глубокий, 2438 мм (8 футов) в длину, в значительной степени усилить пучков на верхней и нижней, имитируя жесткой основе или на полу элементов. Верхний и нижний лучи после натянутый на раму погрузки и сильный пол, соответственно. Как показано на рис. 2, образцы были загружены аксиально через загрузочное рамке с помощью двух 1780 кН (400 кип) создание вертикальных гидравлических приводов. Вертикального привода применяется указанный осевой нагрузки и сохранить нулевой вращение верхней балкой. Однонаправленная боковых деформаций в плоскости луча колонки образца были введены через загрузочный раме с помощью 2220 кН (500 кип) укрепление горизонтального гидравлического привода при перемещении контроля. Горизонтальной привод действовал на погрузочной раме посредством midheight колонны для сведения к минимуму опрокидывания силу требования по вертикали приводов.
Материалы
Указанные прочности бетона сжатие было 20,7 МПа (3000 фунтов на квадратный дюйм) на 28 дней. Бетон был normalweight совокупности с номинальной максимальный размер 25,4 мм (1 дюйм). Все четыре колонны было подано как в вертикальном непрерывного литься из одной партии бетона. Средний конкретные преимущества получили от стандартных испытаний на сжатие 152 х 305 мм (6 х 12 дюймов) цилиндров на день колонна тестирования колебалась от 20,9 до 21,8 МПа (3030 фунтов на квадратный дюйм в 3160) (табл. 1). Средняя урожайность и конечной преимущества 28,7 мм (№ 9) деформированных продольных балок, были 438 и 645 МПа (63 и 93,5 KSI), соответственно. Средняя урожайность и пределы прочности на 9,5 мм в диаметре (№ 3) деформированных поперечных стержней были 476 и 724 МПа (69 и 105 KSI), соответственно.
Тестовая программа и оборудование
Каждый тест колонна другая история нагрузки. Образца 1, рассмотрев референтного образца были постоянные сжимающие осевые нагрузки равна 667 кН (150 KIPS) (приблизительно 0.15f '^ ^ к югу с ^ ^ г к югу, где /' ^ с ^ к югу = измеренная конкретные прочностью на сжатие и ^ к югу г = валовой площадь поперечного сечения) и стандартных боковых истории перемещения. Стандартные боковые истории перемещения три цикла каждый на амплитуды Для других образцов только один нагруженном состоянии, был изменен в связи с ссылкой образца 1. 2 образца была выше осевой нагрузкой 2670 кН (600 KIPS) (приблизительно 0.6f '^ к югу с ^ ^ ^ к югу г) при стандартных боковых истории перемещения. Образца 3 были осевой нагрузкой различной в зависимости от боковой нагрузки от -250 до 2670 кН (-56 до 600 KIPS) со стандартными боковыми истории перемещения (для загрузки в сторону увеличения осевой нагрузки, осевая нагрузка в кН был 1110 4.67V , тогда как для загрузки в обратном направлении, было 1110 - 5.83V, где V является боковой нагрузки в кН).
4 образца были осевой нагрузкой 667 кН (150 KIPS) со стандартным истории нагрузки до Подробности приведены в таблице 1 ..
Образцов, подвергнутых постоянной сжимающей осевой нагрузки были предназначены для представителя внутренних колонн в тяжести несущего каркаса системы. Осевой нагрузки 667 и 2670 кН (табл. 1) соответствуют номинально той же прочности при изгибе на осевой нагрузки взаимодействия момент диаграмме (рис. 3). Таким образом, столбцы испытания в соответствии с этими осевые нагрузки имел ту же теоретическую потребность сдвига, когда колонна достигла номинального момента на прочность интереса было определить, каким образом различные осевой нагрузки пострадавших сдвига поведения. 3 образца с различной осевой нагрузки был задуман как более представительный внешний столбец. Образцы 1, 2 и 3 были подвергнуты несколько циклов деформации боковых представитель ответ на земле без движения больших циклических импульсов, а 4 образца были монотонными боковой истории перемещения более представительным ответ на движения с большой импульс, который может возникнуть в прямом направленности движения земли в ближнем поле.
Глобальный деформации между неподвижными объектами в лабораторных условиях и различных точках образца и загрузки кадра наблюдали в ходе испытания. Инструменты в том числе линейных дифференциальных переменной преобразователей (LVDTs), постоянного тока датчиков перепада (DCDTs), а провод потенциометров были использованы для измерения деформаций, таких, как общая колонна боковых и вертикальных перемещений. Рисунке 4 (а) показывает расположение линейных потенциометров перемещения установлены по обе стороны от колонки тест для определения локальных деформаций по высоте колонны. Перемещения потенциометров были подключены к разделам алюминиевой трубки установлен на кусочками дерева с обеих сторон. Горизонтальные и диагональные источники провел в потенциометров эффективно прямой позиции. Рисунке 4 (б) показано расположение датчиков деформации, прикрепленной к продольной и поперечной арматуры.
TEST ЗАМЕЧАНИЯ
Перед тестированием горизонтальных трещин волос, по-видимому из-за усадки, были распределены относительно равномерно по высоте колонны. Во время первого цикла перемещения до одной четверти до половины номинальной доходности перемещения, грубо горизонтальных трещин шириной не менее 0,1 мм (0,005 дюйма) измеряли у колонны заканчивается. В ходе циклов половину урожая перемещения, вертикальные трещины были замечены на лицах в верхней и нижней пучков в суставах. Во время циклов за номинальную доходность перемещения, вертикальные трещины вдоль колонки продольной арматуры не наблюдалось, что свидетельствует связи бедствия. Другие подробности ущерба за выход циклов перемещения отличается для разных образцов. Рисунок 5 показывает развитие повреждения наблюдается для образца 1.
Отсутствие моделей отличается для различных образцов испытания, а именно:
* Образец 1-откола покрытия конкретных наблюдался первый цикл на 2 Боковое сопротивление начал деградировать в это время (рис. 6). Продолжение велосипедного повлекшие за собой дополнительные материальные и людские потери сопротивления, но колонна продолжала оказывать поддержку осевой нагрузкой до конца испытаний, к тому времени боковое сопротивление было деградировавших фактически к нулю. Осевой длины сначала увеличивается с увеличением поперечной деформации, по-видимому из-за роста трещин, но в конечном итоге колонна начала сокращать, как это говорит о предстоящем осевой провал. Рис 7 () показывает образца 1 в конце тестирования.
* Образец 2-Первоначальный поперечную жесткость этого образца была выше, чем у образцов 1 и осевой сокращение началось с самого начала, видимо, за счет увеличения осевой нагрузки (рис. 6). Боковые и осевое разрушение произошло внезапно с появлением крутой диагональные трещины и очевидными конкретные дробления в верхней части колонки (рис. 7 (б)). Продольные полосы на напряженность лица не дали, тогда как по сжатия лица дали незадолго до пика силы, была достигнута.
* Образец 3-поперечную жесткость и прочность изменяется с различной осевой нагрузки, выше, увеличение осевого сжатия (рис. 6). Осевой укорочение и удлинение произошло на сжатие и растяжение осевой нагрузки, соответственно. Сила деградации в целом была более очевидной для загрузки в направлении увеличения сжатия, чем для роста напряженности направлении. Сбой произошел, когда колонна была загружена в увеличении сжатия до 2670 кН (сжатия), как это видно по расширению наклонные и вертикальные трещины, а затем конкретные скалывания и дробления, а также продольной арматуры потери устойчивости в зоне изгиба сжатия у основания колонны (рис. 7 (с)).
* Образец 4-эффективно монотонная нагрузка в результате нагрузки и деформации, ответ на рис. 6. По сравнению с образцами 1 (с боковой загрузкой циклические), максимальное боковое сопротивление аналогичных, скорость деградации боковой силы с увеличением поперечной деформации было меньше, и скорость осевой сокращение с увеличением поперечной деформации был более быстрым для образца 4. Отказ был вызван открытием ранее образованных наклонной трещины в нижней части колонки (рис. 7 (г)).
В таблице 1 приводятся результаты тестирования в том числе горизонтальных перемещений, измеряемых в первую податливость продольной арматуры (обозначается тензодатчиков) Перемещение ductilities Значения V ^ ^ к югу испытания и M ^ ^ к югу испытания соответствуют максимальным ножницы и моменты, измеряется в тестах. Два набора результатов испытаний образцов сообщил на 3 представляет очень низкую сжатия или растяжения осевой нагрузки (P ^ к югу и ^ = -250 кН) и очень высокой прочностью на сжатие осевой нагрузки (P ^ к югу и ^ = 2670 кН).
ВЗНОСЫ изгиба, SLIP, или сдвигу под ВСЕГО ДЕФОРМАЦИИ
Инструменты при лицом испытаний столбцов (рис. 4 (а)) предоставлять данные, которые могут быть использованы для приближенного прогиб, скольжения, и сдвига взносов в общей деформации. Средняя кривизна между любыми двумя высоты приборов рассчитывается как разница между измерения вертикального перемещения преобразователей разделить на произведение вертикальной высоте между точками измерения и горизонтальное расстояние между перемещения преобразователей. Сдвиговых деформаций между любыми двумя высотами аппаратуры была рассчитана с использованием принципа виртуальной работы, и, по сути, изменение длины диагонали (минус длина изменения, связанные с удлинением осевой между точками измерения), разделенное на синус угла между диагональными и столбцов продольной оси. Слип деформации не измеряется непосредственно, но были выведены из других измерений, как отмечалось в следующем.
Средняя кривизна профилей для образцов 1, полученные непосредственно с процедурой, описанной ранее, представлены на рис. 8. (Аналогичные результаты были получены и для других образцов.) Большие значения кривизны указаны в верхней и нижней части колонны. Они измерялись вдоль крайних 4 дюйма (102 мм) колонн, примыкающих к концевым балкам. Вполне вероятно, что наиболее видимой кривизны должен поскользнуться продольной арматуры на якоре в конце балки. Чтобы приблизительно разделить две составляющие, средняя кривизны, измеренные в двух смежных сегментах колонна линейно экстраполировать для оценки фактической кривизны в крайних сегмента. Остальные вращения был назначен скольжения rotation.5
измерения угла сдвига также показаны на рис. 8. Сдвиговых деформаций, было относительно небольшим, пока в конце испытания (между 2
Взносы изгиба и поперечных деформаций в общем бокового смещения были получены путем включения соответствующих величин по высоте. Вклад в общий скольжения бокового смещения был рассчитан как сумма углов скольжения на каждом конце умноженной на половину высоты колонки. Рисунок 9 участков отношений между боковой нагрузки и измеряется смещение из-за изгиба, скольжения, и сдвига. Shear взносы были относительно небольших колонок с высшим осевых нагрузок (например, образцы 2 и 3 при высокой сжимающей осевой нагрузки). Колонны с высшим осевых нагрузок по-видимому устойчивого сдвига сжатия неудач при относительно малых деформациях до отказа. На рисунке 10 показано вклад деформации компонентов в колонке "Всего" боковым смещением на пике перемещения в течение каждого цикла перемещения. На этом рисунке, доля вклада определяется как 100 раз отношение соответствующего количества деформации общим водоизмещением в то же время. Значения не складываются ровно 100% из-за погрешности эксперимента.
Результаты показывают, что примерно от 40 до 60% от общего бокового смещения объясняется прогиб, в то время как 25 на 40% объясняется бар скольжения деформаций. Как правило, сдвиговая компонента перемещения относительно невелика, особенно в упругой области и при очень высоких нагрузках. Вклад деформации сдвига, однако, может значительно увеличиться, как в образцах 1. В этой колонке, вклад сдвиговых деформаций постепенно росла примерно 20% от общей деформации при перемещении пластичности два года, когда предел прочности при сдвиге деградации стала тяжелой и деформации сдвига резко возросла до примерно 40% от общего объема перемещения ..
МОМЕНТ и сдвига СИЛЬНЫЕ
Номинальный момент силы M ^ ^ к югу ACI была рассчитана с использованием ACI 318-05 procedure1 размеренным конкретные сжатие и сильные стали урожая. Пластиковые момент сил M ^ югу р был максимальный момент рассчитывается исходя из предположения плоских сечений остается плоскости и по измеренным свойств материала при монотонной нагрузки. Ограниченная конкретные следовал по возрастанию напряженно-деформированного отношения, основанные на Мандер др. al.6 с нисходящей ветви на основе Рой и Sozen 7, в котором было сочтено целесообразным для широко расставленных обручах. Соотношение стали напряженно-деформированного включены упрочнения на основе купонные испытаний. В таблице 2 приводятся расчетные значения.
Как видно из таблицы 2, все столбцы развитых изгибных моментов превышающей номинальную сильные момент M ^ ^ к югу ACI, предлагая неупругого изгиба реагирования в соответствии с измеряемой деформации (рис. 9). В большинстве случаев измеряется моментов M ^ ^ к югу тест превышать рассчитанные моменты M ^ югу р; обратной циклической нагрузки часто приводят к укреплению напряжений сжатия и растяжения, превышающих предполагается за монотонной нагрузки, которая легла в основу расчета, предназначенных для обеспечения M ^ р. Относительно высокие значения M тест ^ ^ к югу по сравнению с M ^ югу р в случаях очень высокой степени сжатия впечатляющи, и они не в полной мере объяснить, в ходе данного исследования.
Опытные образцы были созданы для сдвига сильные рядом с момента силы, цель в том, чтобы соблюдать деформации емкость, ассоциированная с сдвига и осевой неудач для столбцов, которые были достигнуты в прогиб. Для столбца, который дает при изгибе, а впоследствии не на сдвиг, боковые силы, как правило, боковые нагрузки, соответствующей прочности при изгибе, хотя член может потерпеть неудачу в сдвига. Таким образом, сдвиг расчета прочности может появиться какой-то степени, ненужной. Тем не менее, есть смысл в сравнении измеряемой ножницы в связи с тем со значениями, полученными от сложившейся модели сдвига силы, те модели, которые обычно используются для оценки ли разрушение при сдвиге будет происходить за приносит колонки.
ACI Строительство Code1 дизайн прочность на сдвиг не зависит от того, изгиб выход произошел до сдвига провала. Для членов при осевом сжатии, прочность дизайн сдвига определяется как
... (1)
где ^ к югу с = площадь поперечного стали; е ^ к югу у = текучести поперечной стали; D = эффективная глубина разделе, S = галстук интервал,; P ^ к югу и ^ = осевой нагрузкой; Ь к югу W ^ = ширина сечения; и / '^ к югу с = прочность на сжатие бетона. Для осевого напряжения, коэффициент 14 в знаменателе становится 3,5.
Сезен и Moehle8, 9 представил модель сдвига силы для слегка железобетонных колонн для учета явной деградации силы связанных с изгибной уступая в качестве
... (2)
В этом выражении = расстояние из раздела момент максимум до точки перегиба, значение / сут ограничен 2 6, с линейным изменением в этих пределах, а? = Водоизмещение пластичности (экспериментальные значения, представленные в таблице 1).
В дополнение к сдвигу сильные уравнения. (1) и (2), ограничивающий соответствующие сдвига в развитии расчетных пластиковых силы минуту рассчитывается как V ^ югу р = 2М ^ югу р / л ^ п ^ к югу, где л ^ к югу п = столбец высота. В таблице 2 представлены рассчитанные сдвига сильные и нормы испытаний расчетным сильные сдвига. Лучший предиктор общей максимальной силы сдвига пластического сдвига V ^ югу р, которое, как ожидается, поскольку колонны были заплачены при изгибе или поддерживаемого комбинированного изгиба сдвига при сжатии выше сбалансированной точки. (Заметим, что сильные отличается от V ^ югу р возникать из-за фактической прочности при изгибе отличается от расчетной стоимости, поскольку моменты в верхней и нижней концы в целом были неравными во время тестов, а также из-за горизонтальных составляющих в целом дрейфует приводов используется для применения осевых нагрузок.) Предел прочности на сдвиг по оценкам достаточно хорошо обеими сдвига уравнений силы для случаев низкой осевой нагрузки, для высшего осевых нагрузок (выше сбалансированной точки, рис. 3), рассчитанная сдвига сильные стороны, как правило, выше, чем измеряется ножницы на провал.
Для столбцов с осевой нагрузкой выше сбалансированной точки (например, образец 2), отказ при комбинированном осевой нагрузки и изгиб находится под контролем конкретных сжатия, что, как правило, сравнительно хрупкой для столбцов с низкой громкости удерживающего поперечной арматуры. В сочетании с поперечной силы, очевидной неспособности сдвига сжатия так же хрупко, на поперечной силы меньше, чем рассчитанная из уравнения силы сдвига. Номер 9 обеспечивает дополнительную сравнения сдвига моделей силы для больших наборов данных ..
Сравнение с сейсмической модели оценки
Сейсмической оценки и реабилитации зданий в Соединенных Штатах обычно следуют рекомендации, содержащиеся в Федеральное агентство по чрезвычайным (ФЕМА) Доклад № 356,10 Для осуществления этих рекомендаций МЧС для существующего бетонного здания, инженер должен уметь рассчитать колонке жесткость, прочность, и деформации потенциала. Он или она должны также быть в состоянии выявлять потенциал для отказа в изгиб, сдвиг, и усиление развития. Моделирование процедур и столбцов сильные, указанных в МЧС Доклад № 35610 кратко рассматриваются здесь с использованием данных из четырех столбцов протестированы в данном исследовании.
В МЧС Доклад № 356, при изгибе железобетонных колонн рассчитана на ожидаемые преимущества материала, как это было сделано так же при расчете M югу ^ р (табл. 2). Прочность на сдвиг определяется формулой. (3)
... (3)
в которых к югу ^ 1 = 1 для поперечных стали расстояние меньше или равна D / 2, к югу ^ 1 = 0,5 для расстояния превышает D / 2, но не более чем на Д, К югу ^ 1 = 0 в противном случае; К югу ^ 2 = 1 для максимальный момент и значение M / Vd ограничивается 2
Максимальная мощность деформации колонны определяется МЧС Доклад № 356, как деформации сдвига, при котором сила достигается при первичной столбцов (то есть, колонны, которые являются частью бокового силы сопротивления системы). Для столбцов с силой ограничивается прогиб, нагрузка-смещение моделирования следующее общее соотношение показано на рис. 11, где силы нормированы к выходу силу. Первоначальная жесткость определяться с учетом изгиба и поперечных деформаций. Жесткость определяется равным ± 0,5 ° к югу ^ с ^ I ^ ^ к югу г для P и ^ ^ к югу ^ к югу и ^ ^ Shear жесткости прямоугольных сечений определяется как 0.4E ^ югу C ^ ^ ^ г к югу. На рис. 11, деформация индексов "" и "б" определяется как изгиб пластического шарнира поворотов, которые зависят от осевой нагрузки, номинальное напряжение сдвига и деталей. Индекс "с" на рис. 11 равна 0,2 ..
Рисунок 12 сравнивает тест конверты с результатами МЧС Доклад № 356 изгибной и сдвиговой модели прочности. Тестовые данные представлены непрерывного кривые, соответствующие конверт отношения в позитивном направлении загружая только. Для образцов 1 и 4 (низкие осевые нагрузки), Закон № 356 МЧС Доклад изгиба модели пересекает сдвига модели сил перед выходом изгиб, что указывает на разрушение при сдвиге точки пересечения. Для образцов 2 и 3 (высокой осевой нагрузки), изгиба и сдвига модели результаты модели не пересекаются, что свидетельствует не будет разрушение при сдвиге. Фактические результаты измерений показали сильные близки к расчетным значениям, но деформации потенциала далеко за пределы МЧС Доклад № 356 ограничений.
Кроме того, очевидным на рис. 12 является модель жесткость значительно выше, чем фактические жесткости, в результате чего, по оценкам, смещение доходности значительно меньше, чем фактическая стоимость очевидной. Расхождение скорее всего объясняется тем, что Нету МЧС Доклад 356 модель не учитывает скольжения продольной арматуры из пучка столбцов соединения. Результаты моделирования можно было бы улучшить, включив эту дополнительную гибкость.
ВЫВОДЫ
Четыре номинально идентичных полномасштабного железобетонных колонн здания представляет столбцов, имеющих легкий поперечной арматуры были испытаны под действием силы тяжести и моделирование сейсмических нагрузок. Боковая нагрузка только в одной плоскости. Испытание колонны проявляли очевидный сдвиг и осевые нагрузки неудач.
Колонка поведение сильно зависит от величины и истории осевых и боковых нагрузок. Для столбца светом осевой нагрузки и циклической боковой нагрузки, явной деградации силы вызвало разрушение при сдвиге после изгиб достигнуто не было. Осевой разрушающая нагрузка не происходило до смещения значительно возрос за этот момент. Колонки с высокой осевой нагрузкой устойчивого хрупких разрушение при сдвиге сжатия и потерял осевой нагрузкой сразу после сдвига провала, указав на необходимость в оценке сейсмической провести различие между колоннами на основе уровня осевой нагрузки. Колонке испытания при различных осевой нагрузки показали различное поведение при растяжении и сжатии, с отказом, происходящих под сжимающей нагрузки. Четвертый тест показал, что деформация статусом в соответствии с монотонной погрузка превысила что при циклической нагрузке.
Боковая жесткость находился под сильным влиянием скольжения продольной арматуры из пучка столбцов соединения. Аналитические модели предназначены точно представлять столбец жесткости следует рассмотреть этот эффект.
Часто используемые модели момент и прочность на сдвиг и неупругого потенциала деформации были рассмотрены. Рассмотрел модели момент, и прочность на сдвиг производится достаточно точные оценки наблюдаемых сильные стороны. Деформация потенциала превысил потенциал оценивается по модели рассматриваются. Дополнительные исследования, такие, как исследования и Элвуд Мол, 11 рекомендуется улучшить модели деформации потенциала слегка железобетонных колонн поддержания сдвига и осевой неудач после изгиба уступок.
Авторы
Поддержка, оказываемая в Тихом сейсмостойкого строительства исследовательского центра в Университете Беркли, Калифорния, Беркли, штат Калифорния, через сейсмостойкого строительства Программа научно-исследовательских центров Национального научного фонда в соответствии премии номер ЕЭС 9701568 благодарностью признана.
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05), американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 430 с.
2. Ousalem, H.; Kabeyasawa, T.; и Tasai, A., "Влияние гистерезисных Восстановление на латеральной и аксиальной Мощности железобетонных колонн," равный Доклад 2003/11 "," Пятый американо-японского семинара по практическим вопросам методологии сейсмостойкого строительства Методология для железобетонных строительных конструкций, 10-11 сентября, Hakone, Япония., Тихий сейсмостойкого строительства исследовательского центра, 2003, с. 211-221.
3. Иосимура, M.; Takaine, Ю. и Накамура, T., "Свернуть Дрейф железобетонных колонн," равный Доклад 2003/11 "," Пятый американо-японского семинара по практическим вопросам методологии, основанной на сейсмостойкого строительства железобетонных строительных конструкций, 10-11 сентября, Hakone, Японии, Тихоокеанского сейсмостойкого строительства исследовательского центра, 2003, с. 239-253.
4. Линн, AC; Мол, JP; Махин, SA, и Холмс, WT, "Сейсмическая оценка существующих железобетонных колонн," Землетрясение Spectra, сейсмостойкого строительства Научно-исследовательского института, V. 12, № 4, ноябрь 1996, с. 715 -739.
5. Сезен, H., "Сейсмическая и моделированию поведения железобетонных Строительство Столбцы", кандидатскую диссертацию, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Беркли, Калифорния, Беркли, Калифорния, декабрь 2002, 336 с. (<A HREF = "http://library.eerc.berkeley.edu/archives/sezen/" целевых = "_blank" относительной = "NOFOLLOW"> http://library.eerc.berkeley.edu/archives/sezen/ </>)
6. Мандер, JB; Пристли, MJN и Парк Р., "Теоретические модели напряженно-деформированного для замкнутых Бетон," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 114, № 8, август 1988, с. 1804-1826.
7. Рой-хе, а Sozen, MA, "Пластичность бетона," Труды Международного симпозиума по изгиб механики из железобетона, ACI-ASCE, Майами, штат Флорида, ноябрь 1964, с. 213-224.
8. Сезен, H., и Мол, ДП ", прочностных и деформационных моделей для железобетонных колонн с ограниченной пластичности", 13 Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада, 1-6 августа, 2004.
9. Сезен, H., и Мол, ДП, "Shear модель прочности для слабо железобетонных колонн," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 130, № 11, ноябрь 2004, с. 1692-1703.
10. "Prestandard и комментарии по сейсмической реабилитации зданий и сооружений", Доклад № 356, Федеральное агентство по чрезвычайным ситуациям, ноябрь 2000.
11. Элвуд, KJ, а Мол, ДП ", аксиальной модели потенциала для Shear-Поврежденные Столбцы", ACI Структурные Journal, В. 102, № 4, июль-август 2005, с. 578-587.
Входящие в состав МСА Халил Сезен, доцент гражданской инженерии в Университете штата Огайо, Колумбус, штат Огайо. Он является членом комитетов МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а также 562, оценка, ремонт и восстановление зданий бетона, а также является членом Совместного ACI-ASCE Комитет 445, сдвига и кручения . Он получил степень бакалавра, MS, и кандидат от Ближневосточного технического университета, Анкара, Турция, Корнельский университет, Итака, штат Нью-Йорк и Университет Калифорнии, Беркли, Калифорния, соответственно. Его исследовательские интересы включают дизайн и поведение конкретных структур и сейсмостойкого строительства.
Джек П. Мол, ВВСКИ, профессор гражданского и экологического инжиниринга и директор Тихоокеанского сейсмостойкого строительства исследовательского центра в Университете Калифорнии, Беркли. Он получил ученую степень окончил Университет Иллинойса в Урбана-Шампейн, Урбана, штат Иллинойс Он является председателем комитета ACI 318-H, сейсмических Положения, является членом комитетов МСА E 801, студент деятельности; 318, Железобетона Строительный кодекс ; 318-SC, Руководящего комитета; 318-WA, семинар Участники и 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а также является членом Совместного ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных бетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают дизайн и поведение железобетонных конструкций.