Неупругие Анализ железобетонных колонн с короткими Lap сращивания подвергавшимся обратном циклических нагрузках
Общий дефицит в железобетонных колонн построен в начале 1970-х или раньше, детализация коленях сростков. Эти сращивания часто Короче говоря, плохо только, и находится непосредственно над уровнем пола, где больших неупругих требования можно ожидать в течение сейсмического действия. В данной работе аналитической модели для оценки сейсмического отклика железобетонных колонн с короткими сращивания коленях представлен. Модель основана на местных отношения связи стресс-скольжения для оценки напряжений и деформаций бар на стыке неудачи и включает в себя ухудшение жесткости и прочности с увеличением амплитуды деформации и с количеством боковых обратной циклической деформации. Предложенная методика анализа проверяется на экспериментальных данных от циклических испытаний нагрузка на железобетонные колонны с типичных деталей строительства начале 1970-х. Результаты показывают, что сила краткое сращивания коленях можно предсказать с использованием местных моделей облигаций скольжения, полученных от отдельных якорь баров. Кроме того, рассчитанные отказов, боковое сопротивление нагрузки и деформации соответствующие соединения неудачи были в хорошем согласии с измеренными.
Простое уравнение для расчета бар напряжения на стыке неудачи также представлен. Использование предлагаемого уравнения в отличном результате соглашения между измеренной и рассчитанной предел прочности соединения ..
Ключевые слова: колонка; коленях соединения; нагрузки, железобетонные; сейсмических; силы.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Железобетонных конструкций, построенном в начале 1970-х годов или до того, как правило, разработаны и подробные противостоять нижних боковых сил, чем те, которые требуются сегодня. Строительство колонны часто рассматривается в качестве сжатия членов, и в результате они не имеют боковых сил, ни пластичности, чтобы противостоять требованиям, предъявляемым к воздействию тяжелых движение грунта землетрясение. Наиболее распространенные недостатки в этих старых столбцов являются: а) низкая прочность на сдвиг в связи с широко расставленными и плохо подробную поперечной арматуры, и б) ограниченный предел прочности при изгибе и пластичности часто из-за короткого и легко ограничивается круг сращивания на базе. Реакция старшего колонны без сращивания с преобладающим провал сдвига была обработана elsewhere.1 Здесь внимание будет сосредоточено на колонны с короткими сращивания на коленях. После обычной практикой строительства в то время, промежуточными колонке колени находились прямо над плитой на каждом этаже, где большие откат момент можно ожидать во время сильных движений. Длина круга часто короткий, как правило, 20 или 24 диаметров продольной бар, и практически без заключения с поперечной арматуры.
В результате раздела на базе этих колонн часто подвержены преждевременному выходу из строя на коленях перед сращивания податливость продольных балок. Даже если уступая были разработать соединения провал может произойти вскоре после уступая ..
Исследования поведения коленях сращивания подвергается циклическим нагрузкам даты 1970-х годов, при этом первоначальные усилия были сосредоточены на определении уровня развития длина требования код положений. С 1990 года несколько экспериментальных исследований были проведены, чтобы оценить поведение старшего железобетонная конструкция бетона, в том числе и колонны с короткими коленях splices.2-6, наоборот, только некоторые аналитические исследования были conducted.7 8, нелинейный анализ процедур стали более распространенными в практике (например, изложенные в Руководящих принципах для сейсмических реабилитации зданий, опубликованные Федеральным агентством по управлению чрезвычайными ситуациями в США), 9 потребность в точной и надежной представление нелинейных ответ силы унижающие системы становится все более важным .
В этой статье двумерных нелинейных процедуры анализа для оценки сейсмического отклика железобетонных колонн с короткими сращивания коленях представлен. Надежность и точность процедуры оцениваются путем сопоставления расчетных ответ с последними экспериментальными данными изолированных колонн здания. Представленная модель базируется на местных связи стресс-скольжения отношений и проверяется на экспериментальных данных от циклических испытаний нагрузки. На основании анализа экспериментальных и аналитических результатов, улучшение выражение для расчета бар стресса на стыке провал представил.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Наблюдения из прошлых землетрясений, а также экспериментальные данные показывают, что колонны с короткими сращивания коленях могут проявлять внезапные и значительные потери бокового сопротивления с низкой пластичности при обратном циклической деформации. Поведенческие модели, представленной здесь, предоставляет инструмент полезен для нелинейного анализа в области оценки и реабилитации исследований существующих железобетонных зданий в сейсмических районах.
Предыдущие исследования по LAP-сплайсинга COLUMNS
Одним из первых экспериментальных исследований, касающихся конкретно на старшего колонны в том, что в Valluvan др. al.2 Их исследование были включены испытания колонны под осевой нагрузки, используя различные модифицированной технологии для улучшения соединения прочности и пластичности. Позднее Aboutaha др. al.3 рассмотрели использование прямоугольных куртки стали для сейсмических модернизация nonductile столбцов. Двадцать восемь крупномасштабных армированные колонны конкретных были протестированы по изучению эффективности различных видов стали куртки для улучшения пластичности и прочности колонн. Пять из 28 колонны диаметром 24 бар сращивания на коленях. Ответ колонн до и после укрепления был рассмотрен в обратном циклической деформации боковых.
В 1996 году Линн и др. al.4 изготовлена и испытана три полномасштабных колонны с колени сростков. Колонны, детали типичного тех, кто был в предварительном 1970-х годов строительство, в том числе легких поперечной арматуры и круга сростков в столбце базы. Основными переменными тестов отношение продольной арматуры, осевой сжимающей нагрузки уровне, а также тип и шаг поперечной арматуры. Колонны были загружены с постоянными осевой сжимающей нагрузки при низких и средних уровнях, а также были подвергнуты отменил циклических боковых смещений. Результаты испытаний показали, что колени сращивания с длиной, равной 20 раз продольный диаметр бара были достаточными для разработки текучести Grade 40 бар друга. Деформации потенциала колонн варьируется в зависимости от поперечной укрепления деталей соединения регионе. В колонках с № 3 по периметру обручи с шагом 18 дюймов, предел прочности при изгибе деградировавших после уступая продольной арматуры с расщеплением связи и сдвига бедствия. В колонке с п.
3 периметру обручи на 12 дюймов плюс диамант связи на 4 дюйма, предел прочности при изгибе не ухудшаются, significantly.4.
Совсем недавно, Мелек и Wallace6 провела испытания полномасштабной колонны при различных условиях. Первичного переменных, включенных уровень осевой сжимающей нагрузки, отношение момент сдвига и истории нагружения. Все образцы имели диаметр 20 бар сращивания на коленях. Экспериментальные результаты показали, боковой прочности образцов начал унижающего в боковой дрейф коэффициент от 1,0 до 1,5% в связи с ухудшением состояния связей между арматурой и окружающих бетона. Данных показал, что более высокие осевые нагрузки уровнях немного увеличился боковой силы образцов, и что изменения при сдвиге спроса как представляется, не влияют на боковой нагрузки, при котором связь ухудшения инициативе.
Хотя целый ряд аналитических исследований существует на стоянку и связи скольжение отношений для изолированных баров, несколько исследований были сосредоточены на коленях сростков. Reyes7 и Рейес и Pincheira8 разработали процедуры нелинейного анализа для оценки боковой силы и перемещения потенциала пожилых армированные колонны бетона краткое сращивания на коленях. Этот анализ процедура, основанная на локальном модели облигаций скольжения, предложенной в Eligehausen и др., 10, и было по сравнению с экспериментальными данными других исследователей. Их порядке, предусмотренном хорошую оценку боковой силы и отказов колонн. Боковые потенциала деформации, однако, недооценивать, и после пика ответ не всегда хорошо представлены модели.
Модель Описание
Местные модели облигаций скольжения
Последние исследования закрепленных баров выявили два основных типа связей между механизмов разрушения арматурой и бетоном в зависимости от суммы лишения свободы по всему bar.10-17, если окружающий бетон крупных и конкретных хорошо ограничена поперечной арматуры, разрушение сцепления происходит за счет вывода. С другой стороны, если бар покрытия невелика и бетона неограниченном или плохо ограничивается, связи из строя путем расщепления окружающего бетона. Сила-деформация реакция арматурного проката встроенные в бетон может быть описано с помощью одномерной модели, как показано на рис. 1.15,18 В этой модели панель состоит из конечного числа коротких отрезков. Каждая полоска сегмента связано с нелинейной весной, что представляет собой местное сопротивление связи на поверхности панели сегмента. Зная, напряженно-деформированного характеристики материалов и предполагая отношения связи стресс-скольжения в бар встроенный в бетоне, вывода сил P и крепления
В отличие от поведения изолированных бары, бары сращивания взаимодействуют друг с другом в сложный механизм передачи силы. Экспериментальные исследования показали, однако, что растрескивание и расщепление поведения в области сращивания похож на встроенные бары, а также в целом признается, что сила сращивания бар почти такое же, как у одного встроенный бар. Последние исследования на коленях сращивания сосредоточены главным образом на прочность соединения ,19-22 и она была лишь в последнее время особое внимание уделяется их деформации capacity.3-6 Кроме того, Есть никаких конкретных экспериментальных исследований поведения местных облигаций скольжения коленях сростков. В данной работе постулируется, что локальные напряжения связи и отношения скольжения, полученных для встроенных панель может быть использована для моделирования поведения механизм сращивания коленях баров.
В первой части этого исследования, 23 несколько местных облигаций скольжения models10-17 были сопоставлены с экспериментальными данными, полученными из хорошо документированных тестов из различных исследователей, 10,12,16,24 в котором содержится база данных около 20 тестов. Экспериментальных данных, четыре бара размеры в замкнутых и неограниченных конкретных преимуществ в диапазоне от 2,64 и 9,30 KSI (18,2 и 64,1 МПа). Результаты обоих монотонной и обратить вспять циклических испытаний загрузки были рассмотрены. Результаты показали, что выбор модели облигаций скольжение оказала сильное влияние на расчетный ответ из бара. Из моделей изучены, модель, предложенная Harajli и Mabsout, 17 на рис. 2, было установлено, обеспечить ближайших соглашения между расчетными и экспериментальными данными из других, независимых исследователей, как показано на рис. 3. Основываясь на этих результатах, Harajli и Mabsout в model17 был выбран для настоящего исследования. Подобные сравнения для других напряжений сцепления скольжения модели могут быть найдены elsewhere.23
Колонка процедура моделирования
Три основных механизмов сопротивления считаются описать реакцию железобетонная колонна, как показано на рис. 4. Они включают в себя взносы от изгиба, сдвига и облигаций скольжения сращивания арматуры. Моделирование Использованный здесь подход следует принципам сосредоточенной модели пластичности и является продолжением двумерного, одного компонента model25 изменения, предусматривающие сдвига response.1 Рисунок 5 изображает профиль железобетонная колонна и соответствующие модели компьютера. Элемент, длина которой равна длине четкие колонны используется для моделирования взносов изгиба и сдвига. Этот элемент состоит из упругого элемента пучка колонки с нелинейным вращательным весной у основания и нулевой длины сдвига весной. Деформаций, вызванных облигаций скольжения коленях сращивания моделируются нелинейной вращательных весной поверх жестких элементов на базе основных элементов (см. рис. 5).
Соотношение позвоночника и гистерезисных законов на изгиб и связи скольжения вращательного источников приведены на рис. 6. Основу кривая состоит из трилинейной восходящей и нисходящей ветвей, как показано на рис. 6 (а). Гистерезисных законам относятся жесткость и прочность деградации с увеличением амплитуды деформации, а при повторном неупругих экскурсии. Кривой позвоночник и гистерезисных законам нелинейной весной сдвига аналогичные вращательных весной и были подробно описаны elsewhere.1 метод вычисления свойств изгибных и сдвиговых источников основан на момент кривизны и поперечных сил сдвига отношений искажения, соответственно, и подробно описаны в previously.1, 23,26,27
Основу кривой облигаций скольжения вращательного весной был рассчитан от силы и скольжения отношения сращивания баров следующим образом. Во-первых, бар силу скольжения отношения были рассчитаны с использованием модели одноосного весной было описано ранее (рис. 1) и местной связи стресс-скольжения модель, предложенная для неограниченных бетона Harajli и Mabsout17 (рис. 2). Зная отношение бар силы скольжения, вращений конца из-за скольжения бар, бар в том числе расширение на базе колонны, были рассчитаны с использованием рекомендаций и Разви Saatcioglu.28 Использование в конце поворота, и соответствующие силы бар, момент скольжения вращений были резервные исчисляется с момента кривизны отношений. Типичные отношения момент вращения для бара, скользит до уступая рассчитывается по методике, описанной выше, показано на рис. 7. Непрерывная кривая тогда идеализированной трилинейной восходящей и нисходящей ветвей, как показано на рисунке. Точки А и С были выбраны в качестве трещин и пик момента, соответственно. Точки B, D, E и затем разумно выбраны таким образом, чтобы соответствовать области под непрерывной кривой и полилинейных приближении ..
Гистерезисных законы облигаций скольжения источников можно считать, жесткость и прочность распада при увеличении амплитуды деформации. Эти законы были включены в измененный вариант программы DRAIN2D и требуют следующий ответ parameters27: а) разгрузки и силы распада после перезагрузки, и с) ущемление параметров Эти параметры показаны на рис. 6 (б). Чувствительность рассчитывается ответ на выбор параметров будет рассмотрен далее.
Сравнение аналитической модели с экспериментальными результатами
В этом разделе рассчитывается реакции 14 колонок по сравнению с экспериментальными данными, полученными из трех независимых investigations.3, 4,6 Эти исследования были выбраны потому, что наличие подробной информации о размерах, свойств и истории нагружения исследуемых образцов . Размеры и свойства столбцов изучал представлены на рис. 8 и в таблице 1. Колонны FC1, FC4, FC5, FC14, FC15 и были протестированы в Университете штата Техас в Остине (UT-Austin), 3 Колонны 2SLH18, 3SLH18 и 3SMD12 были испытаны в Университете Калифорнии в Беркли (UC Беркли), 4 а в колонках S10MI, S20MI, S30MI, S20HI, S20HIN и S30XI прошли апробацию в Калифорнийском университете в Лос-Анджелесе (UCLA) .6
Как показано на рис. 8, продольной арматуры были сращивания по длине 20 или 24 диаметров бар, непосредственно над основой блока. Поперечная арматура состояла дома № 3 арматуры с шагом 12, 16 или 18 дюймов (305, 406 или 457 мм), и 90-градусной крючки, за исключением Колонка 3SMD12, который дополнительные № 3 алмазов связи на 4 дюйма соединения регионе. Таким образом, есть основания полагать, что поперечное армирование содержится мало или вообще не выходить из соединений и, как следствие, отношение местного облигаций скольжения для неограниченных конкретных были заняты для всех столбцов в данной работе. UTAustin и UCLA колонны были консольные типа и составляют половину колонки в реальных каркасных зданий, а UC Беркли колонны были испытаны в двойной кривизны. В UC Беркли колонны, продольной арматуры, стоявший на вершине с 90-градусной крючки, как показано на рис. 8 (б). Для этих колонн, повороты вызваны бар расширение крючковатым полосами сверху были включены в модели нелинейного вращательных весной на вершине колонны.
В анализах, все колонны были подвергнуты однонаправленной обратном циклического нагружения с использованием тех же история перемещения применяемые в ходе испытаний. Перемещения истории применительно к столбцам был очень похож на всех трех программ испытаний и состоял из нескольких циклов при установленных размерах перемещение нарастающей амплитудой. Исключением был нагрузки истории применительно к колонке 2S20HN, который состоял из нескольких циклов увеличения амплитуды деформации примерно до 1% дрейф, после чего один монотонно возрастающая смещение дрейфа около 12%. Эта нагрузка истории был задуман как представитель движения, которые могут возникнуть в ближайшей вина региона. Следует отметить, что движение и вращение блока фундамента или P-
Боковая нагрузка и деформация
Таблица 2 показывает, измеряемые и рассчитываемые ответы на все столбцы, с точки зрения максимальной боковой силы. Кроме того, показано в таблице, представляет собой соотношение между измеренными и расчетными значениями. Эти соотношения приведены на рис. 9. Данные показывают, что расчетные максимальное боковое сопротивление находится в очень хорошем согласии с измеренными при среднем измеряется к расчетной прочности отношение 1,03 и стандартным отклонением 0,09.
Наблюдаемых и рассчитанных видов отказов приведены в последнем столбце таблицы 2. Следует отметить, что расчетные виды отказов соответствуют наблюдаемой в ходе испытания для всех, кроме столбцов 3SMD12 и S30XI. Колонка 3SMD12 сообщили в выставке уступая продольной арматуры после сдвига провала в соединения region.4 анализ показал, однако, что сращивание провал будет иметь место до сдвига провала. Точно так же колонке S30XI сообщили в выставке соединения провал в качестве доминирующей отказов с видимой сдвига damage.6 рассчитанные отказов для этой статьи была при сдвиге. Следует отметить, однако, что сравнение расчетных боковые нагрузки, соответствующей соединения и сдвига неудач для этих столбцов указали, что они различаются по 5,5 и 3,2% для столбцов 3SMD12 и S30XI, соответственно. Эти результаты в пределах разброса аналитических и экспериментальных данных, и позволяют предположить, что эти колонки могут проявили либо сбоев.
В таблице 3 приведены измеренные и рассчитанные смещение, соответствующее пиковой нагрузки для всех столбцов. Это отношение также приведены на рис. 9. Видно, что расчетные смещения обеспечивают хорошую оценку измеренных значений для большинства колонн, хотя модель занижаются бокового смещения при пиковой нагрузке. Смещение соотношения также более чем разброс измеренных-пик соотношения нагрузки, в среднем по 1,30 и стандартным отклонением 0,22.
Циклического нагружения ответ
На рис. 10, сравнение расчетных и измеренных ответ представил для отдельных столбцов. Видно, что общие характеристики измеряются ответ, хорошо согласуются с расчетными ответ. Жесткость и прочность распада после пика бокового сопротивления, в общем, хорошо представлены расчетные ответ. Для значений параметров выбранной здесь, как правило, модели завышают сумму силы распада после пика сопротивления для некоторых полей, но в очень хорошем согласии большинства колонн. Реакция остальных колонок следовали той же тенденции.
Влияние циклических параметры загрузки
Как упоминалось ранее, гистерезисных законов нелинейной вращательных источники находятся под контролем параметров Значения этих параметров может варьироваться в пределах от нуля (для не-распада) и один (для деградации максимум), и в настоящее время они могут быть рассчитаны на основе прошлых наблюдений или экспериментальных данных. На рис. 10, не было предпринято попыток, чтобы настроить эти параметры так, чтобы получить наилучшее совпадение рассчитанных и измеренных ответ для каждого столбца. Вместо общих параметров набора промежуточное значение 0,5 был использован для представления умеренные темпы распада во всех столбцов.
Чувствительность рассчитывается ответ на выбор параметров показан на рис. 11 к колонке S10MI. На рисунке, рассчитанные ответ колонке показаны по ряду параметров, в котором параметром, по которому было присвоено значение 0,2 представлять низким распада или 0,8 представлять высокий уровень деградации. Остальные параметры были назначены промежуточное значение затухания 0,5. Измеряется, а также расчетные ответ со всеми значениями параметров 0,5 приведены на рисунке для сравнения.
Видно, что параметр Значение 0,8 (рис. 11 (г)), однако, дает нереально высокой разгрузки жесткости и меньшего рассеяния энергии за один цикл, по сравнению с измеренным реакциям. Значения Значение 0,8 (рис. 11 (F)), с другой стороны, результаты хорошо согласуются при низких боковых сугробы, но он переоценивает силу убывания на больших сугробов. Значение 0,2 параметров петли гистерезиса (рис. 11 (ч)), когда по сравнению с измеренным реакциям. Хотя эти результаты представлены в одном столбце, анализ остальных колонок дали сходные тенденции ..
Подводя итог, можно заметить, что низкие значения параметра (например, 0,2), как правило, недооценивают количество деградации при циклическом нагружении, а высокие значения (например, 0,8), как правило, переоценивать. Ясно, что каждый параметр может быть скорректирован для данного столбца, с тем чтобы улучшить соглашение между наблюдаемыми и расчетными ответ. Например, значение 0,2 для разгрузки параметра Когда все 14 колонн считаются, однако, анализ также показывает, что промежуточное значение 0,5 по всем параметрам привело в очень хорошем согласии с наблюдаемым ответ, и в отсутствие конкретных данных, поэтому рекомендуется для анализа.
Влияние облигаций скольжения на боковых смещений
В дополнение к ограничению боковой устойчивости и пластичности колонны, краткое сращивания коленях может привести к усилению боковой деформации, даже до достижения соединения силы. Величина этих дополнительных деформаций зависит от укрепления деталей, свойств материала, загрузки и условия поддержки. На рис. 12, боковые нагрузки и дрейф отношения, рассчитанные с модели, показанной на рис. 5 (то есть, в том числе последствий облигаций скольжения), представляется для столбцов FC4 и S10MI. Кроме того, показано на рисунке, то же отношение, полученные с помощью модели, где влияние облигаций скольжения пренебречь (это соотношение уволена вскоре после пиковых нагрузок на стыке неудачи на рисунке). Как и ожидалось, боковой сугробы становятся все больше с увеличением нагрузки, когда последствия облигаций скольжения считаются. Видно, что расчетные боковой дрейф на пике нагрузки составляет около 43 и 49% больше, для столбцов FC4 и S10MI, соответственно. Этот результат является типичным для большинства колонн изучал, как показано в таблице 4.
Для столбцов проверили в консоли, боковые сугробы, соответствующей максимуму нагрузки в среднем на 45% больше, когда последствия связи скольжения включены. В 2SLH18 Столбцы 3SLH18 и 3SMD12 влияние облигаций скольжения на боковых смещений значительно меньше, однако, так как они были опробованы в двоякой кривизны с сращивания на базу, но при непрерывном укреплении якорь со стандартным крюк на самом верху. В результате, их поперечную жесткость, не так сильно зависит от деградации в регионе соединения ..
Сравнение с МЧС 356 руководящих принципов
Нынешние руководящие принципы для сейсмических реабилитации зданий, МЧС 356,9 представить обобщенную силу деформации отношений конкретные элементы или компоненты, которые будут использоваться в нелинейной процедуры анализа. Для железобетонных элементов с переносной сращивания баров, которые не отвечают потребностям развития ACI 318-02,30 guidelines9 предположить, что потенциал укрепления существующих рассчитывается по следующей формуле
... (1)
где / ^ к югу ы = максимальное напряжение, которое может быть разработано в бар за предоставленную коленях л Длина соединения ^ югу Ь, е ^ к югу у = текучести арматуры; и л ^ Sub D ^ ^ SUP ACI = длина рассчитывается по формуле. (12-1) МСА 318-02.30
На рисунке 13 показана сравнению момента и вращения отношения на базе выделенных столбцов рассчитывается по методике, предложенной ФЕМА 356. Кроме того, показано на рисунке рассчитаны отношения, основанные на моделировании подход, изложенный в данной статье. Видно, что процедуры, предложенные в МЧС 356 недооценивать как пик и остаточной прочности колонны. В таблице 5, максимум измеряемые и рассчитываемые пик момент показал для всех, кроме столбцов 2SLH18, 3SLH18 и 3SMD12. Последние три столбца исключены из-за стола, потому что они были опробованы в двойной кривизны и перераспределение момента от основания к верхней части колонны, вероятно, произошло до достижения максимальной боковой устойчивости. Следовательно, изгибающий момент на стыке неудача не известно, хотя он, вероятно, произошла вблизи или при пиковой нагрузке. Данные на рис. 13 и в таблице 5, показывает, что МЧС 356 процедуру последовательно недооценивает силу соединения колонн с большим отрывом. Хотя это консервативный результат может быть желательным в некоторых случаях, большое расхождение между расчетными и наблюдаемыми значениями (между 65 и 84%) является слишком консервативной и может привести к восстановлению решения, которые являются слишком дорогостоящими и / или нереальными на практике.
Кроме того, если соединения силы столбец недооценивается, то сдвиг спроса также нельзя недооценивать. Иными словами, колонки могут развивать большие ножницы, что может привести к сдвигу до соединения провал. Сравнение уравнения. (1) с экспериментальными данными и результатами анализа показали, что Существуют две основные причины консерватизм МЧС 356 подхода. Во-первых, уравнение. (12-1) МСА 318-02 для вычисления длины развития л ^ Sub D ^ ^ ^ SUP ACI включает в себя фактор сопротивления и, следовательно, она по своей сути приводит к консервативной оценки необходимой длины развития бар. Во-вторых, уравнения, предложенного в МЧС 356 (уравнение (1)) использует линейную зависимость между напряжением бар и ее развитие длине, что занижает действительные напряжения бар при отказе соединения ..
На рисунке 14 показано соотношение между напряжением бар и развития длина вычисляется при одноосном модели пружина для баров в две колонки (FC4 и S10MI). Кроме того, показано на рисунке линейной аппроксимации предложенной МЧС 356 (уравнение (1)) для этих барах. В этом примере видно, что комбинированные консерватизм уравнения. (12-1) МСА 318-02 и линейное приближение для напряжений бар и соотношение длины развития значительно занижает напряжение в эти полоски на стыке провал. Хотя это и не показано на рисунке, подобные сравнения могут быть сделаны для баров различной силы выход встроенные в бетон различных общих преимуществ.
Таблица 6 приведены расчетные длины развития для баров в консольные колонны, полученные с формулой. (12-1) МСА 318-02, л ^ Sub D ^ ^ ^ SUP ACI, и с одноосной модели весной, занятых в данном исследовании л ^ Sub D ^ ^ ^ SUP модели (см. рис. 1). Из-за количество света и бедными детализации поперечной арматуры в области соединения, вклад поперечной арматуры было проигнорировано при вычислениях. 1,3 коэффициент, указанный в ACI 318-02 к ответственности за то, что все бары сращиваются в одном месте, не была включена. Данные показывают, что развитие длины вычисляется для модели L ^ Sub D ^ ^ ^ SUP модели между 74 и 80% от значения, рассчитанные по формуле. (12-1) МСА 318-02, при средней стоимости 0.77l Sub D ^ ^ ^ ^ SUP ACI.
С помощью регрессионного анализа напряженно бар и развитие отношений длины для различных диаметров, бар урожайности и конкретные преимущества, а также данные, приведенные в таблице 6, в следующем выражении предлагается для оценки бар стресс для данного соединения длины
... (2)
Уравнение (2) представляет собой модифицированную версию уравнения. (1) где коэффициент 0,8 в знаменателе счетов за консерватизм уравнения развития длина ACI 318-02, и базируется она на средний коэффициент 0,77 показано в таблице 6. 2 / 3 мощности просто приходится нелинейной связи между стрессом бар и сращивание длины. На рис. 15, предлагаемый отношения по сравнению с данными, приведенными ранее на рис. 14. Видно, что соглашение между предлагаемой уравнение и данные отличные, за исключением очень коротких длин развития, которые находятся вне области интереса.
В таблице 7, максимальная измеряемая момент по сравнению с, что на основе бар напряжения, рассчитанные с одноосной модели весна и вместе с тем вычисляется по формуле. (2). Видно, что измеренные момент и рассчитанные на основе предложенного уравнения хорошо согласуется со средним значением отношение 0,99 и стандартным отклонением 0,05. Кроме того, предлагаемые уравнения предусматривает хорошее соглашение, как и полученные с более совершенной модели весной.
ВЫВОДЫ
Двумерных нелинейных подход моделирования для анализа железобетонных колонн с короткими коленях сращивания подвергаются сейсмические воздействия представлены. Модель основана на местных отношения связи стресс-скольжения для оценки напряжений и деформаций бар на стыке неудачи и включает в себя ухудшение жесткости и прочности с увеличением амплитуды деформации и с количеством боковых обратной циклической деформации. Процедура анализа проверяется путем сравнения измеренных и рассчитанных ответ от 14 колонн с короткими сращивания коленях у основания. Кроме того, простое уравнение для расчета бар напряжения на стыке провал представил. На основании полученных результатов можно сделать следующие выводы выводы:
1. Рассчитанных бокового сопротивления нагрузки, деформации соответствующие соединения неудач и отказов колонн находится в хорошем согласии с измеренными. Средний измеряется до рассчитывается коэффициент латеральной сила 1,03 со стандартным отклонением 0,09, в то время измеряется до рассчитывается коэффициент смещения соответствует пик сопротивления 1,30 со стандартным отклонением 0,22;
2. Основные аспекты, а также общие характеристики измеряются реагирования в условиях циклического нагружения представлены очень хорошо аналитическую модель. В частности, после пика поведения была представлена хорошо трилинейной отрасли размягчения, а для моделирования параметров, рассмотренных здесь, она обеспечивает очень хорошую оценку реакции колонны;
3. Вклад облигаций скольжения в регионе для соединения боковых смещений могут быть значительными и не должны игнорироваться в анализе взрослыми железобетонная конструкция бетона. Для консоли колонны здесь учился, связь скольжения эффекты были рассчитаны приходится около 45% от расчетной боковой дрейф, соответствующей максимуму нагрузки. Для столбцов в двойной кривизны, эффект скольжения облигаций была меньше, а
4. Текущего МЧС 356 порядок расчета бар стресса на стыке неудачи слишком консервативным. Использование уравнения, предложенного в работе привели в прекрасном согласии между измеренным и расчетным значениям, со средним отношением 0,99 и стандартным отклонением 0,05.
Авторы
Работа, представленная в данном документе была частично поддержана докторские программы стипендий в Корее науки
Ссылки
1. Пинчейра, JA; Dotiwala, FS и D'Соуза, JT ", сейсмическому анализу пожилых Железобетонная Колонны Бетон," Землетрясение Spectra, V. 15, № 2, 1999, с. 245-272.
2. Valluvan, R.; Крегер, JP и Jirsa, JO, "Укрепление Колонка сращивания сейсмической Модернизация Nonductile железобетонных конструкций", ACI Структурные Journal, В. 90, № 4, июль-август 1993, с. 432-440.
3. Aboutaha, RS; В. А. Энгельгардта, MD; Jirsa, JO, и Крегер, ME, "Модернизация бетонных столбов с недостаточным Lap сращивания на основе применения прямоугольной Куртки Сталь", землетрясение Spectra, V. 12, № 4, 1996, с. 693-714.
4. Линн, AC; Мол, JP; Махин, SA, и Холмс, WT, "Сейсмическая оценка существующих железобетонных колонн строительство" Землетрясение Spectra, V. 12, № 4, 1996, с. 715-739.
5. Сезен, H., "Сейсмическая и моделированию поведения железобетонных Строительство Столбцы", кандидатская диссертация, Университет Калифорнии, Беркли, Калифорния, 2000, 333 с.
6. Мелек, М., и Уоллес, JW, "Циклические Поведение Колонны с короткими Lap сращивания", ACI Структурные Journal, В. 101, № 6, ноябрь-декабрь 2004, с. 802-811.
7. Рейес, О., "Моделирование железобетонных колонн с короткими Lap сращивания подвергавшимся Землетрясения," MS Диссертация, Университет Висконсина, Мэдисон, штат Висконсин, 1999, 108 с.
8. Рейес, О. и Пинчейра, JA, "R / C Колонны с Lap сращивания подвергавшимся землетрясения", ASCE структуры Конгресса, Новый Орлеан, Луизиана, 1999, с. 369-372.
9. МЧС 356 ", Prestandard и комментарии для сейсмических реабилитации зданий и сооружений", подготовленного ASCE Федерального агентства по чрезвычайным ситуациям, Вашингтон, DC, 2000.
10. Eligehausen, R.; Попов, Е. П. и Бертеро, В. В., "Локальные Бонд Стресс-Слип Отношения деформированных бары под Обобщенные возбуждения", UCB/EERC-83-23, Калифорнийский университет, Беркли, Калифорния, 1983, 169 стр. .
11. Хокинс Н.М., Лин, IJ и Jeang, FL, местным прочность бетона для циклических нагрузок обратном, прикладной науки Publishers, London, 1982, с. 151-161.
12. Уэда, T.; Лин, IJ и Хокинс, М., "Луч Бар в Анкоридж внешних связей Колонка-Beam," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 3, май-июнь 1986, с. 412-422.
13. Pochanart, S., и Хармон, T., "Бонд-Слип-модель для обобщенных Возбуждение включая усталость," ACI журнал Материалы, В. 86, № 5, сентябрь-октябрь 1989, с. 465-474.
14. Souroushian П., Чой, KB, "Локальные Бонд деформированных бары с различными диаметрами в замкнутых Бетон", ACI Структурные Journal, В. 86, № 2, март-апрель 1989, с. 217-222.
15. Souroushian, P.; Чой, КБ; Парк, GH и Аслани, F., "Бонд деформированных бары для бетона: влияние конфайнмента и прочность бетона", ACI журнал Материалы, В. 88, № 3, май- Июнь 1991, с. 227-232.
16. Harajli, MH, "Разработка / сращивания прочность арматуры уложенные в равнины и армированного волокном бетона", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, сентябрь-октябрь 1994, с. 511-520.
17. Harajli, MH, и Mabsout, ME, "Оценка облигаций прочность арматуры в равнинных и фибробетона", ACI Структурные Journal, В. 99, № 4, июль-август 2002, с. 509-517.
18. Попов, EP, "Бонд и крепления арматуры при циклическом нагружении", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 81, № 4, июль-август 1984, с. 340-348.
19. Azizinamini, A.; Павел, R.; Хатфилд, E.; и Гош, SK, "Поведение Lap-сращивания арматуры уложенные в высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, V. 96, № 5, сентябрь -октябре 1999, с. 826-835.
20. Azizinamini, A.; Дарвина, D.; Eligehausen, R.; Павел, R.; и Гош, SK ", предлагаемые изменения в ACI 318-95 развития напряженности и Lap-Соединение для высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, V. 96, № 6, ноябрь-декабрь 1999, с. 922-926.
21. Мамед, BS, и Мансур, MY ", Бонд Прочность на контакт сращивания Lap напряженность", ACI Структурные Journal, V. 93, № 3, май-июнь 1996, с. 316-326.
22. Plizzari, GA; Marchina, E.; и Giuriani Е., "Экспериментальное исследование расщепления и изгиб Трещины в RC Балки с перекрывающимися сращивания", материалы и конструкции, RILEM, 29 В., 1996, с. 19-27.
23. Чо, Ж.-И., и Пинчейра, JA, "Нелинейные Моделирование RC Колонны с короткими Lap сращивания", Труды 13-й Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада, 2004. (CD-ROM)
24. Grundhoffer, TM, французский, CW, и Леон, РТ, "Бонд Поведение без покрытия и с эпоксидным покрытием Усиление в бетоне, Доклад № 92-04, Университет Миннесоты, 1992, 208 с.
25. Гиберсон, М. Ф., "Два нелинейных пучков с Определение пластичности" Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 95, № ST2, 1969, с. 137-157.
26. Dotiwala, FS; D'Соуза, JT и Пинчейра, JA, "DRAIN2D-СС: Руководство пользователя" Университет Висконсина, Мэдисон, штат Висконсин, 2002, 31 с.
27. Барин, Б. и Пинчейра, JA, "Влияние моделирования параметров и допущений, на сейсмическую реакцию RC Существующие здания," Доклад Национального научного фонда, кафедра гражданской и экологической инженерии, Университет Висконсина, Мэдисон, штат Висконсин , 2002, 173 с.
28. Разви, SR и Saatcioglu, М., "Дизайн R / C столбцов для конфайнмента основании боковой снос", OCEERC 96-02, Университет Оттавы, Оттава, Канада, 1996, 92 с.
29. Alsiwat, JM, и Saatcioglu, М., "Укрепление Анкоридж Купон по Монотонные Загрузка" Журнал строительной техники, ASCE, V. 18, № 9, 1992, с. 2421-2438.
30. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.
Входящие в состав МСА Jae-Ель Чо старший менеджер по технологиям гражданской Группа Корпорация Samsung, Южная Корея. Он получил степень доктора наук из Национального университета Сеула, Корея. Его исследовательские интересы включают нелинейный анализ железобетонных конструкций подвергаются землетрясения, определяющие законы железобетона, а также укрепление структур с армированной волокном полимеров.
Хосе А. Пинчейра, ВВСКИ, является адъюнкт-профессор гражданского и экологического инжиниринга в Университете Висконсина, Мэдисон, штат Висконсин Он является председателем комитета ACI 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а также членом комитетов МСА 374, основанным на показателях деятельности Сейсмические разработке конкретных зданий и 440, армированного волокном полимерные Укрепление и совместной ACI-ASCE Комитет 445, сдвиг и кручение. Его исследовательские интересы включают поведения железобетонных членов и системы подвергаются сейсмических нагрузок и сейсмических восстановления бетонных конструкций.