Сейсморазведки моста Столбцы Включает высокопроизводительные материалы
Два 35% масштаба мост столбец единиц, что составляет типичный строительства подъездного структуры субструктуры Окленд посадки нового Сан-Франциско, Окленд Бэй-Бридж, были построены и испытаны согласно квазистатических обратной циклической нагрузки в Пауэлл структурных исследований лаборатории в университете Калифорнии в Сан-Диего.
Цель программы испытаний для оценки сейсмической производительности колонн построен с использованием высокопроизводительных арматурной стали и сравнить его с полученным из колонок построены включения Оценка 60 ASTM 706 подкрепление. Self-консолидации бетона с определенной прочностью на сжатие 55 МПа (8 КСИ) используется по всему.
Испытания показали, что окончательно обоих блоков могут быть направлены на форму изгиба петли пластика и может поддерживать дрейфа на уровне примерно 4% без сбоев. Наличие самостоятельного консолидации конкретных не отрицательно сказаться на реакции единиц. Обсуждение результатов теста приводится в документе.
Ключевые слова: мостов, высокопрочный бетон; обручами; арматуры; сейсмических; самостоятельно укрепления бетона.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Исследования в области сейсмического поведения железобетонных членов движет о многих опасных явлениях структурной эффективности и упрощения строительства. Высокопрочный бетон и высокопроизводительных арматуры могут быть объединены, чтобы надлежащим образом удовлетворить строгие и часто противоречивые, сейсмических и долговечности требованиям. Высокопроизводительные бетонов часто характеризуются сжимающие силы, которые являются выше, чем у обычных бетонов. К сожалению, объемного расширения (расширение) из высокопрочного бетона, как правило, низкие, большие объемные соотношения заключения необходимых для изменения бетона на сжатие режиме напряженно-деформированного ответа от хрупкого вязкостью. В типичной конструкции моста, эти относительно крупные заключения отношений, в сочетании с умеренно высокой продольной отношения подкрепления, может привести к серьезным заторов и значительных затрат труда. Одним из возможных путей снижения заторов является использование высокопрочных арматурной стали. Из-за внутренней микроструктуры, некоторые высокопрочных подкрепления имеют очень низкий уровень коррозии и могут быть использованы для удовлетворения строгих прочность requirements.1.
Эта статья описывает тестовую программу исследования использования высокопроизводительных материалов моста опорах. Два 35% масштаба мост столбец единиц, что составляет типичный строительства подъездного структуры субструктуры Окленд посадки нового Сан-Франциско, Окленд Бэй-Бридж, были построены и испытаны в рамках этой программы исследований. Окленд посадки состоит из параллельных монолитно-место, многокристальном балка коробчатого сечения надстройки поддерживается двойной наклонности столбец с удержал верхней и нижней фиксированной детализации. Эти столбцы, как ожидается, пластиковые формы петли с ограниченным спросом пластичности на своих базах в ходе проектирования earthquake.2
Один блок был построен с использованием обычных укрепления соответствующей ASTM 706, а второй блок был построен целиком использования высокоэффективных арматурной стали. Оба подразделения включены сопротивления стыковой сварки обручей, даже потенциальных пластического шарнира регионе. Self-консолидации бетона с указанным цилиндрическая прочность бетона на сжатие от 55 МПа (8 KSI) был использован в течение всего испытания программы.
Цель программы испытаний для оценки сейсмической производительности колонн построен с использованием высокопрочного бетона производительностью и арматурной стали и сравнивать поведение с колонны построены исключительно с ASTM 706 подкрепление.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Текущие требования правила проектирования поперечной арматуры в колоннах мостов в районах высокой сейсмической повлечь за собой усиление заторов и строительство трудности. Дополнительные проектирование и строительство ограничения вытекают из требований о долговечности. Высокопроизводительные материалы могут эффективно использоваться для уменьшения заторов, простота конструкции и изготовления ограничения, минимизировать сроки строительства и уменьшить первоначальный и стоимости жизненного цикла.
Обзор литературы
Исследования в области сейсмического отклика колонны моста построен включения высокопрочный бетон и арматуру очень ограничено, и только одна программа, тест reported.3 ряд тестов, направленных на изучение сейсмической исполнении высокопрочный бетон и высокопрочные укрепления стали были проведены на концентрически загружен колонны и отменил циклической нагрузки на крупные колонны здания. Эти испытания, сообщили ученые в Канаде, Японии 4,5, 6,7 и Нью-Zealand.8, 9 испытания не были зарегистрированы на использование selfconsolidating бетона для сейсмических приложений на сегодняшний день в американской литературе.
Экспериментальная РАБОТЫ
Описание испытания единиц
1 приведены размеры два геометрически одинаковых элементов тестирования. Единиц включены 914 мм (3 футов) диаметром консольные колонны. Группа 1 была построена полностью с ASTM Grade 60 706 подкрепления. Колонке арматуры для данного устройства состоит из двух клеток, каждая из которых содержит № 5 42 (15,8 мм в диаметре) баров и сопротивление стыковой сварки № 3 обручами (9,7 мм) с шагом 40 мм (1,56 дюйма) по центру (рис. . 2). Соотношение продольной арматуры для столбца данного устройства был
На рисунке 3 показана укрепление подробнее 2-го энергоблока. Эта группа была построена высокопроизводительная арматурной стали. Колонке подразделение одной клетке с 42 № 5 (15,8 мм в диаметре) продольных балок и сопротивления стыковой сварки № 3 (9,7 мм в диаметре) обручи с шагом 40 мм (1,56 дюйма) по центру. Соотношение продольной арматуры для столбца данного устройства был По сравнению с группой 1, наличие higherstrength укрепление устранить внутреннюю клетку столбца в то время как соответствующий потенциал. Сопротивление стыковой сварки обручей были включены в строительстве обоих блоках, как это общепринятая практика в строительстве моста в Калифорнии.
Порядок проведения испытаний
Тест единиц подвергались однонаправленной квазистатических обратном циклического нагружения. 2224 кН (500 кип) номинальная мощность привода был помещен в 2,9 м (9,5 футов) над основанием колонке применять двухтактный цикл (рис. 1). Эквивалентная нагрузка от собственного веса был смоделирован по четыре внешних после натяжения, резьбовые высокопрочных баров подчеркивали с сервоприводом пустотные приводов, которые применяются постоянной осевой нагрузкой 2669 кН (600 KIPS). Контактный связи крепления posttensioned баров сильного пола, а также слоты в основу позволил внешних баров качаться с подразделениями, как они были подвергнуты бокового смещения. Для предотвращения скольжения и основой поднятия основу был предварительно напряженного сильного пола.
Протокол для загрузки группы 1 была разделена на forcecontrolled и перемещения контролируемых фаз. Первоначального цикла, выполненные в то время как блок остается упругой, были силы контролем. Одноместный циклов до ± 25, ± 50, ± 75% от теоретического предела текучести изгиб были применены в этой фазе. Теоретическая прочность на изгиб, необходимые для определения текучести единиц определялась по методике, описанной аль Пристли и др., 10, основанный на анализе монотонной момент кривизны. В смещения фазы, три цикла каждого номинального пластичности смещение к югу Целевой боковым смещением на этом этапе была получена пластичности цель перемещения раз измеряется смещение ссылка урожая. Смещение текучести были получены путем экстраполяции секущая жесткость, проходящей через точку, в которой первый выход продольной арматуры, был записан на минуту номинальной доходности. Группа 2 была испытана при перемещении контролируемых циклов, следуя той же боковой тестовый шаблон перемещения применительно к Группе 1, кроме того, что три из циклов уступая ..
Теоретические соображения
Единицы 1 и 2, направленных на развитие пластических деформаций изгиба у основания колонны. Процедура проектную мощность обеспечить остальных регионах в частях будет оставаться упругой. Группа 2 была разработана для разработки той же номинальной прочности при изгибе Группы 1. Момент кривизны отношения к колонке разделы обоих блоков почти идентичны до изгибающий момент 675 кН * м (500 кип * м). Это потому, что конкретные остается без трещин и вносит значительный вклад в направлении жесткость на изгиб раздела, в то время как влияние продольной арматуры можно пренебречь. По трещин и до первой точки выхода, momentcurvature ответ становится значительно повлияли на отношение продольного стали, в то время как влияние конкретных постепенно становится все менее значимым. Теоретических эффективной изгибной жесткости, которая определяется как E ^ с ^ к югу I ^ е ^ к югу = M ^ югу у ^ / [прямой фи] ^ югу у ^ ', где E ^ к югу с ^ I ^ е ^ к югу = 0,63 ^ ^ SUP 6 кН * м ^ 2 ^ SUP (1,53 SUP 2 ^ (0,74
Таким образом, эффективная жесткость при изгибе столба группы 1 было примерно вдвое больше, чем 2-го энергоблока. Эффективной жесткости колонке раздела единиц 1 и 2 были равны 0,55 и 0,28 раза жесткость на изгиб вычисляется с грубыми свойствами разделе E ^ к югу с ^ I ^ ^ к югу г, соответственно. Ссылка выход кривизны в идеализированных отношений момент кривизны были [прямая фи] ^ югу у = 6,02 [прямая фи] ^ югу у = 1,25
Номинальный момент потенциал для столбца разделов единицах M ^ югу п = 3764 кН * м (2788 кип * м) для группы 1 и M ^ югу п = 3777 кН * м (2798 кип * м) для группы 2. Анализ также показал, что конечной кривизны предсказал для единиц 1 и 2 были аналогичными. Конечной кривизны прогнозируется группы 1 была определена с помощью процедуры обсудили аль Пристли и др. 10, в котором указал перелом поперечного армирования и теоретических возможностей пластичности кривизны Теоретических конечной кривизны найдено 2 группы был
Боковые ответ перемещения подразделений было вычислить посредством объединения кривизны распределения по высоте колонны. Боковой составляющей перемещения за счет фиксированной конце вращения вызваны деформации проникновения колонны продольных балок, на якоре в основу была включена в расчеты. Все остальные источники деформации в колонну и небольшой гибкости основе были проигнорированы. Идеализированных диаграмм билинейных момент кривизны были использованы для этой цели. Эквивалентной пластического шарнира длина L ^ югу р предложенные Пристли и др. al.10 была использована для определения пост-упругих боковых сил реагирования дрейфа
L ^ югу р = 0.08H 0.022f ^ к югу вы ^ D ^ ^ к югу Ы
Как и следовало ожидать для этих подразделений, боковых сил реагирования дрейфа существенно повлиял ответ в разделе момент кривизны. Теоретических ссылкой выход дрейфа коэффициент вычисляется для группы 2, Билинейных ответ, с небольшим после упругой жесткости, была предсказана группы 1, в то время как упруго-пластических ответ был предсказан для энергоблока № 2. Для группы 1, теоретических пределов отношение дрейф
Свойства материалов
Измеряется распространение свежих самостоятельно укрепления бетона, измерялась с помощью теста спад потока на сжатие и сильные стороны, приведены в таблице 1. Обратите внимание, что измеряется сжатие сильные стороны конкретного отлиты в колонны 64 и 56,5 МПа (9,3 и 8,19 КСИ), и они находятся в пределах типичных изменений ожидать от разных партий. Разница между этими сильные имеет очень малое влияние на прочность на изгиб и пластичность колонны загружается с малым осевого сжатия, как это было в случае с колоннами испытания.
В таблице 2 приводятся основные свойства арматуры. № 3 и № 5 баров, используемым для укрепления колонке 1 группы были источников на соответствие ASTM Grade 60 706 усиление требований. Тем не менее, предел прочности этих баров превысили максимально допустимое напряжение 552 МПа. № 3 бара не показали текучести, как эти полосы были вырезаны из запасных обручи и выпрямился перед испытанием.
Рисунок 4 показывает, растяжение напряженно-деформированного отношения получили от высокопроизводительных арматуры, используемых в Группе 2. № 3 и № 5 баров показал типичный нелинейный отклик напряженно-деформированного характерные из высокопрочной друга и нержавеющих сталей. Текучести получены № 5 баров с 0,2% деформации компенсировать определение 648 МПа (94 КСИ) и равномерной деформации (растяжения на пике растягивающей силы) был № 3 бара были испытаны в качестве прямой купонов. Из шести купонов тестирование, включены три сварные соединения. Один из баров сварных удалось преждевременно на сварного шва. Остальные сварные баров удалось рядом сварки в зоне термического ожога. Как показано в таблице 2, наличие сварного соединения оказывают пагубное влияние на растяжения на пике растягивающей силы.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
Целом ответ
В группу 1, первой трещины, разработанных на базе колонке с самого первого цикла до 25% от теоретического потенциала силы бокового блока. Эти трещины лишь 0,1 мм (0,004 дюйма) и широкий полностью закрыто после того, блок был выгружен.
Первого цикла за пределом упругости позволяющие определять дрейф выхода ссылку на 1,0%. Это значение было 26,5% больше, чем предсказывает теория. Измеренное отношение доходности дрейф 1% используется для определения перемещения пластичности Cover-конкретные дробления наблюдается у основания колонны во время циклов
В качестве тестового прежнему Образование пластического шарнира в основании колонны был очевиден в ходе этих циклов. Остаточная трещин до 0,5 мм (0,02 дюйма) были измерены в кульминации цикла на этом уровне пластичности.
Видимые податливость обручи наблюдалось в течение циклов Это привело к зарождающейся выпучивания продольной арматуры в ходе последующих циклов (рис. 5 (а)). Пряжками баров перелом в ходе первого цикла к югу На данный момент, значительные структурные повреждения наблюдалось и уменьшение потенциала боковой силы более 20% от максимальной боковой измеряется сила измерялась. Эти результаты показывают, полностью пластичного ответ.
Группа 2 разработал трещины картина очень похожа на, зафиксированного на 1 группы. Измеренное отношение доходности дрейфа для данного устройства в точности соответствует теоретически предсказанному значению 1,64%. Дробление бетона в основании колонны был первым заметил, что в ходе циклов к дрейфу на 2,9%, что соответствует На этом уровне загрузки, очень тонкой вертикальной трещины облигаций расщепление наблюдалось также в столбце.
Три полных циклов для До этого дрейфа отношение, обручи фактически удержал из продольных балок, устойчивость. Деградация в ответ началась с разрушения обручем на 125 мм от основания колонны. Этот обруч раздробленной на 3,1% дрейфа отношения от первого цикла Обруч разрушенных в околошовной зоне, примыкающей к сварных сопротивление прикладом (рис. 6 (а)). Это привело к потере устойчивости колонны продольных балок на сжатие и дробления бетонного ядра. Дальнейшее бокового смещения привело к последовательных пластичного трещиноватости продольных балок, на напряжение стороне колонки (рис. 6 (б)). Первый лонжероном перелом в соотношении 4,5% и дрейф приводит к постепенной потере боковых потенциала силы.
Рисунок 7 показывает соотношение гистерезисных боковой силы дрейфа ответ единиц. Теоретических билинейных ответ также нанесены на эти цифры. Оба подразделения показали стабильный гистерезисных ответ. Это явно свидетельствует небольшие различия, которые наблюдались в ответ во время первой, второй и третий циклы уровне дрейфа цели. Теоретических билинейных ответы хороший конверт измеренным реакциям, особенно для группы 2. Теоретических ответ на группы 1 overpredicted момент емкость и значительно занижена боковой потенциала смещения. Underprediciton смещения потенциала оценивается в разделе обсуждение.
Группа 1 достигли конечной отношение дрейф 5,8%. Ответ за этим пределом деградировавших в результате значительного обруч урожайность и лонжероном деформации. Группа 2 достигли конечной отношение дрейф 3,9%, что близко к 4% в целом считаются приемлемыми потенциала деформации на пределе распада профилактики государства. Группа 1, как и ожидалось, более жесткие, чем группа 2. Следствием увеличения гибкости для компонентов, разработанных с высокой прочностью подкрепление в том, что возможности перемещения пластичность меньше, чем при традиционном армированные компоненты, даже если конечная боковой потенциала деформации совпадают. Например, возможности перемещения пластичности группы 1 был На 3,9% дрейфа смещения пластичности для группы 1 был Это означает, что группа 2 обладают ограниченными возможностями пластичности.
В обоих блоков, ответ был доминируют изгиб с изгибом в колонке и фиксированной конце вращения из-за деформации проникновения продольных балок, на якоре в основе. Колонка прогибы приходилось примерно 60% от общего числа перемещений и фиксированной концу вращения составляла около 30%. Другие источники деформации, такие как деформации сдвига в столбце, не превышает 10%.
Рисунок 8 изображает распределение кривизны в колонках единиц 1 и 2, полученные в результате перемещения преобразователей создан в шесть пар вдоль колонны высотой. Обратите внимание, что нижняя набор преобразователей в столбце базы не входит в расчет кривизны, поскольку перемещения контролируется этих датчиков очень повлияло на панели выдвижных вызвана деформация проникновения из баров на якоре в основе, что приводит к фиксированной конце поворота. Сильно нелинейных кривизны распределения для обеих колонок произошла возле базы, где пластического шарнира развитых. Это простирается от основания до примерно в 1,5 раза диаметра колонки. Конечная потенциала пластичности кривизны группы 1 был Для группы 2, предельных пластичности кривизны
Конечной кривизны, измеренные у основания колонны Группы 1 был похож на теоретические предсказания. Измеряется конечной перемещения, однако, было 56% больше, чем предсказывает теория. Для группы 2, измеренные конечной кривизны 51% от теоретически возможной конечной кривизны. Тем не менее, конечный показатель измеряется дрейф 80% от теоретической величины. Такие расхождения возникают из-underprediction эквивалентной пластического шарнира длина определяется формулой. (1). Это будет подробно рассмотрен в разделе обсуждение.
Общая реакция наблюдалась на эти две единицы не изменилась с помощью самостоятельного укрепления бетона. Откола от бетона состоялась деформации сжатия от 0,4 до 0,8%. Связь между конкретным и арматурной стали не сводились на нет с помощью самостоятельного укрепления бетона.
Деформации арматуры
Стандартный удлинением и высокой удлинения электрической тензодатчиков фольги были использованы для контроля напряжения в подкрепление в частях. Из-за ограниченности пространства, в настоящем документе основное внимание будет уделено штаммов, полученных для энергоблока № 2. Сочетание одного и диаметрально противоположные двойной тензодатчиков была использована в конкретных местах для контроля лонжероном и обручем штаммов.
На рисунке 9 показано распределение обруч штаммов обусловлено в основном сдвига в столбце 2-го энергоблока. Легенда фигуры соответствует перемещению пластичность достигнута на пике перемещения. Группа 1 показали аналогичное распределение напряжения и величины. Однако есть важное отличие. Хооп штаммов оставались в пределах предела упругости на 2 группы, но это было не так в обручах Группы 1. Это означает, что диагональные трещины, как правило, будет завершена в группу 2, а остаточная трещины наблюдались в группу 1.
Штаммы были проверены в обручах около крайней сжатие волокон. Большие деформации растяжения, как ожидается, развиваться в обручах в циклы, которые вызывают большие сжимающие напряжения в бетоне. Это было обусловлено объемного расширения в конкретное существо, сдерживается обручи, выступающей в качестве пассивного ограничиваясь подкрепления. Кроме того, деформации растяжения как ожидается, в обручах в результате продольного стержня вне плоскости боковых смещений, что в конечном счете может привести к потере устойчивости бар. Рисунок 10 участков осевой штаммов три обруча, которые были в инструментальной группы 2. Только зарегистрированные напряжения в отрицательной полу-циклов показали, потому что эти вызвало сжимающие напряжения в крайних волокон.
Для группы 2, вплоть до перемещения пластичности Записанных штаммы почти на 50% ниже, чем в Группе 1. Ситуация изменилась с полу-циклов перемещения пластичности Неограниченный уступая, вызванных перетяжки в сварных пострадавшем регионе, начали на второй полуфинал цикла для В одном из инструментальной обруч, измеряемая средней деформации, достигнув 2,7% на второй и 3,2% в третьем полу-цикла. На данный момент, напряжение уровнях были сравнительно похожи на равномерной деформации зарегистрировано сварных обручи во время испытания на растяжение. Перелом произошел в обруч полу-цикл
В отличие от столбцов обручи, которые только с учетом деформации растяжения во время обратного циклов нагружения, крайняя баров продольной опытных, как и ожидалось, растяжение и сжатие циклов деформации (рис. 11). Высокие абсолютные значения штаммы были обнаружены в зоне пластического шарнира, чуть выше основания колонны. Очевидно также, что позитивные деформации растяжения в баре были больше, чем отрицательных сжимающих напряжений. Это произошло главным образом за счет миграции из нейтральной оси глубины к экстремальной сжатие волокна в разделе.
Распространение пластичности в продольной арматуры, 2-го энергоблока превысила один раз колонна диаметром (рис. 11). Прочность штаммов превышает 1,8%, были зарегистрированы от основания колонки просто 0,22 раз превышает диаметр колонны. В циклах Величина зарегистрированных штаммов был сравнительно похожи на единый растяжения, измеряемые в ходе испытания на растяжение. Таким образом, вязкое разрушение стержней при растяжении ожидалось, по показаниям, а также наблюдается в тесте. Деформация в распределении внутри основе после Типичная картина больших градиентов деформации непосредственно под колонки базы. Качественное сравнение с распространением пластичности в этих подразделениях до столбце и в основе будут обсуждаться в следующем разделе.
ОБСУЖДЕНИЕ
Эквивалентной пластического шарнира длина определяется формулой. (1) привело к недооценке предельных перемещения по две единицы испытания. Эквивалентной пластического шарнира длина определяется формулой. (1) могут быть написаны с двух общих множителей
L ^ югу р =
где
В консольной столбец (рис. 12 (а)), изгиб компонента боковой прогиб в верхней части консоли показано на рис. 12 (с)
... (3)
В результате отклонения могут быть разделены на упругих 12 (г), где
... (4а)
... (4В)
где [прямой фи] ^ югу р является пластиковых кривизна определяется
... (5)
Теперь, комбинируя уравнения. (3) через (5), и решения для
... (6)
Коэффициент проникновения деформации Фиксированной конце вращения изображенного на рис. 12 (а) может быть рассчитана из первого набора перемещения преобразователей тех пор, пока расстояние между метками достаточно малы, чтобы свести к минимуму вклад местных скольжения связи в севообороте. Метками, выбранный для первой пары перемещения преобразователей в этот проект 80 мм (3,15 дюйма). Второй набор перемещения преобразователей используются для приближения к базовой кривизны [прямо фи] показано на рис. 12 (г).
Часть пластический шарнир из-за деформации проникновения
... (7)
Теперь, решая для
... (8)
Рис 13 и 14 участка Кроме того, показано на эти цифры значения (1).
Видно, что коэффициент Это потому, что распространение пластичности происходит постепенно, пока не достигнет своего максимального value.11, 12 В случае 2-го энергоблока, полный спред пластичности в колонке петля была затруднена внезапного разрушения обруч. Он отметил, что для обоих блоков, максимальная распространения пластичность, что значительно превысило предсказал Пристли и др. al.10
В отличие от распространения пластичности коэффициент 14 указывает. Значения коэффициента будет больше, чем те, которые получены по формуле. (1). Это подтверждается на рис. 15. Значение этого вывода является то, что для круговой колонны, теоретические боковой потенциала деформации значительно недооценены в соответствии с процедурами, которые используют формулу. (1) в своих расчетах.
Главный вывод с ограниченными возможностями пластичности наблюдается для энергоблока № 2 в том, что компоненты для сейсмостойкости должны быть рассчитаны на боковых сил, которые больше, чем те, которые используются в настоящее время в традиционных конструкций. Чем больше дизайн боковых сил и тем меньше остаточной сугробы, которые ожидаются от компонентов, разработанных с высшим сталей, имеют врожденную преимущества. Текущего философии дизайна пластичного дизайн придает значительный вес возможностей перемещения пластичность, что находит отражение в боковой силы понижающие коэффициенты, используемые в конструкции. Маленький, если таковые имеются, в настоящее время особое внимание уделяется снижению производительности из-за остаточного сугробы. Новые тенденции в сейсмических дизайн, однако, уделяют больше внимания тому воздействию, которое остаточного дрейфа может быть, в основном по вопросам, связанным с потерей функции и ремонтопригодности после умеренной, но все более распространенными, сейсмические события. С этой точки зрения, использование повышенной прочности подкрепление может быть предложено в сейсмических дизайна. Дополнительным преимуществом повышенной прочности подкрепления используется в качестве поперечной арматуры сдерживать эффективность продольного армирования и во избежание потери устойчивости.
ВЫВОДЫ
Осуществляется по ASTM Grade 60 706 усиленный столбце 1 группы, и колонна усилена высокопроизводительных арматурной стали, группы 2, четко указывает, что в конечном итоге дрейфует по крайней мере 3,9% может быть достигнута с действующим усиление детализации. Вполне вероятно, что использование высокопрочных сталей укрепление приведет к ограниченной ответ пластичности. Это означает, что сокращение в размере усиление пропорционально выход соотношения силы не могут быть достигнуты в регионах компонента подвергается пластичности.
Преимущество использования повышенной прочности продольной арматуры является эффективность удержать продольной арматуры и во избежание потери устойчивости. Это является результатом напряженно-деформированного характеристики этого типа стали, потому что обручи не показывай неограниченный осадка, что характерно для обручи из обычных стали.
Сопротивление стыковой сварки обручей были включены в строительство двух единиц тест со смешанными результатами. Эти обручи не имеют никакого эффекта на ответ Группы 1, который был полностью построен с ASTM Grade 60 706 подкрепления. Можно сделать вывод, что такая техника сварки подходит для использования в столбцах в сейсмических регионах, даже в потенциале пластического шарнира регионе.
Неспособность сопротивление сварных обруч в пластическом шарнире области 2-го энергоблока, который был построен с высокой производительностью арматуры, контролируемой деформации потенциала этого. По поведению наблюдается, можно сделать вывод, что сопротивление стыковой сварки обручей не должны быть включены в пластическом шарнире регионов столбцов в сейсмических районах на вид или усиления используется. Эти обручи могут быть использованы для обеспечения сопротивления сдвигу в колонках в регионах, далеко от потенциальных пластического шарнира. Будущее металлургического работы требуется для того, чтобы растяжения на пике растягивающей силы в сварных обручи не уменьшается из-за присутствия сварного шва. В то же время, использование сварных обручи в пластическом шарнире столбцов для такого укрепления не рекомендуется.
Эквивалентной длины пластического шарнира нашли в тестировании две колонны превысил, по крайней мере 40% эквивалентной длины предсказал с подходом, предложенным Пристли и др. al.10 Это означает, что теоретические расчеты, которые используют подход, предложенный др. Пристли и др.. может серьезно недооценивают потенциал деформации круговой столбцов.
Реакция компонентов для сейсмостойкости высокопроизводительных укрепления сталей можно предсказать точно, если адекватного значения эквивалентной длины пластического шарнира, используются в процессе анализа.
Компоненты разработаны с высокой производительностью высокопрочных арматурной стали приведет к меньшей первоначальной жесткости и большей доходности, чем перемещения компонентов, разработанных с ASTM Grade 60 706 усиление сталей.
Использовать самостоятельно укрепления бетона в строительстве тест единиц как представляется, не имеет пагубные эффективности с точки зрения раннего бетона отслаивание или баре якорной стоянки или каким-либо другим способом.
Авторы
Исследовательского проекта, ведущего к работе был профинансирован MMFX технологии корпорации Авторы признают, техническая поддержка со стороны Пауэлл структурных исследований лаборатории в Университете Калифорнии, Сан-Диего, Калифорния
Нотация
D = диаметр колонки
г ^ к югу бл = диаметр колонны продольных балок якорь в основе
E ^ к югу с модулем = Юнга конкретных
е '^ к югу с = прочность на сжатие неограниченном конкретных
F ^ югу су = предел прочности на растяжение стали
F ^ югу у ^ = предел текучести стали
F ^ к югу вы = текучести продольной арматуры
H = расстояние от основания колонки точка приложения боковой силы (сдвиг пролета)
I ^ е ^ к югу = эффективного момента инерции с трещинами конкретные разделе
I ^ к югу г = валовой разделе момент инерции
L ^ югу р = эквивалентная длина пластического шарнира
M = изгибающий момент
M ^ югу п = номинальная сила изгиба
M ^ югу у = изгибающий момент первого выхода
у = переменная интегрирования
[Прямая фи] = кривизны
[Прямая фи] ^ югу р = пластиковых кривизны
[Прямая фи] ^ к югу и ^ = конечной кривизны
[Прямая фи] ^ югу у = ссылкой выход кривизны в идеализированной момент кривизны отношения
[Прямая фи] '^ к югу у = кривизны первого выхода колонны продольного армирования
Ссылки
1. Трехо, Д. и Pillai, RG, "Ускоренное хлорид Порог Тестирование: Часть I-ASTM 615 и 706 Усиление", ACI журнал Материалы, В. 100, № 6, ноябрь-декабрь 2003, с. 519-527.
2. Seible, F.; Dazio, A.; и Рестрепо, СО, "Доказательство Тестирование в поддержку нового Сан-Франциско-Окленд Бэй-Бридж," Инженерная землетрясения и структурной динамики, В. 34, выпуск 4-5, март 2005, с. 369-391.
3. Budek, AM; Ли, CO и Пристли, MJN, "Сейсмическая Дизайн круговой мост Колонны с Неударные предварительного напряжения Strand для поперечной арматуры," Доклад SSRP-2001/16 департамента строительной техники, Университет Калифорнии, Сан-Диего, Калифорния , 2001.
4. Aziznamini А., Saatcioglu, М., "Выполнение высокопрочного бетона (HSC) Столбцы замкнутых с прямолинейными усиление", высокопрочного бетона в сейсмических районах, SP-176, CW и французском ME Крегер, ред. Американские Бетонные институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1998, с. 213-235.
5. Разви, S., и Saatcioglu, М., "Круговые высокопрочного бетона Колонны под Концентрические сжатия", ACI Структурные Journal, V. 96, № 5, сентябрь-октябрь 1999, с. 817-825.
6. Muguruma, H.; Nishiyama, M.; Ватанабэ, F.; и Танака, H., "гибких поведение высокопрочных бетонных колонн, ограничена высокой прочности продольной арматуры," Оценка и восстановление железобетонных конструкций и инновации в области дизайна, Труды Международной конференции ACI, SP-128, В. М. Malhotra, т. II, 1991, с. 877-891.
7. Ватанабэ Ф., Kabeyasawa, T., "Прочность на сдвиг в RC-членов, имеющих высокопрочного бетона", высокопрочного бетона в сейсмических районах, SP-176, CW и французском ME Крегер, ред., Американский институт бетона, Фармингтон Хилс, штат Мичиган, 1998, с. 379-396.
8. Ли Б., Парк, R.; и Танака, H., "прочность и пластичность железобетонных членов и фреймы Построенный Использование высокопрочного бетона," Research Report 94-5, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч , Новая Зеландия, 1994.
9. Сато, Ю.; Танака, H.; и парк Р., "Железобетонные колонны со смешанной-Grade продольной арматуры", Research Report 93-7, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, 1993, 115 с.
10. Пристли, MJN; Seible, F.; и Кальви, ГМ, сейсмических Дизайн и модернизации мостов, М. Джон и сыновья ", 1996, 704 с.
11. Хайнс, Е. М.; Рестрепо, СО и Seible, F., "сила-смещение" Характеризация хорошо замкнутых Пирс мост ", ACI Структурные Journal, В. 101, № 4, июль-август 2004, с. 537-548.
12. Хайнс, Е. М. сейсмические характеристики полых прямоугольных железобетонных Пирс с замкнутых железобетонных элементов ", кандидатская диссертация, Университет Калифорнии, Сан-Диего, Калифорния, 2002, 312 с.
Входящие в состав МСА Хосе И. Рестрепо является адъюнкт-профессором структурной инженерии в Калифорнийском университете Сан-Диего, Сан-Диего, Калифорния Он получил степень гражданской инженерии Универсидад де Медельин, Колумбия, а также докторскую степень в сфере гражданского строительства университета Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия. Он является одним из лауреатов 2006 ACI Честер Павел ЗИС премии за выдающиеся достижения в структурных исследований. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких зданий и мостов включения сборного железобетона, оценки сейсмической и модернизации старых железобетонных зданий и мостов, а также использование новых технологий в проектирование сейсмостойких сооружений.
Фридер Seible, ВВСКИ, является декан школы Якобса инженерных наук в Калифорнийском университете Сан-Диего, и проводит Эрик и Johanna Рейсснера кафедры прикладной механики и строительной техники. Он получил докторскую степень в строительстве из Университета Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния Он является членом комитетов МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов, E 803, факультет сети Координационного комитета, Международной конференции и конгрессы комитету, а также Совместное ACI-ASCE Комитет 334, Бетон Shell Дизайн и строительство. Он является одним из лауреатов 2006 ACI Честер Павел ЗИС премии за выдающиеся достижения в структурных исследований и ACI Васон 2006 Медаль "За наиболее достойных бумаги.
Бернд Стефан бывший ученый из Университета г. Констанц, Германия. Его исследовательские интересы включают конкретные структурные проектирования и строительства, крепления к бетону, и общее гражданское строительство.
Входящие в состав МСА Мэтью Дж. Скетлер является аспирант Университета Калифорнии в Сан-Диего, где он получил степень магистра по структурной инженерии. Он получил диплом бакалавра в области гражданского строительства из университета Нотр-Дам, Нотр-Дам, штат Индиана Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений и модернизацию зданий и мостов.