Циклические Выполнение нижние этажи средней высоты железобетонных каркасных зданий

В настоящем документе кратко экспериментальные исследования по вопросу о циклических поведение нижние этажи средней высоты железобетона (RC) каркас здания. Два двухэтажных кадров с одной бухте были протестированы, каждый представляет нижней два этажа 11-этажного каркаса здания RC. Обе рамки были разработаны в соответствии с руководящими принципами японского дизайна. Две рамки отличаются только количеством изменения осевых нагрузок. Испытания показали, что, хотя общее поведение нагрузка-смещение две рамки лишь незначительно отличается, первого этажа колонки сдвига значительно разнятся в уровне столбцов осевой нагрузки. Колонны и балки удлиненные как во время испытаний, с удлинением втором этаже пучка превышает 1,5% от четкого пролета пучка. Осевой нагрузки интенсивности влияет на количество трещин. Практические аналитических моделей, предлагаемых для прогнозирования колонке удлинения, основанная на простой модели качалки и удлинение пучка, основанный на оценке трещины шириной.

Ключевые слова: изгиб; трещины, повреждения; удлинение; рамы; железобетона; сдвига.

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

ВВЕДЕНИЕ

Многочисленные researchers1-5 провели циклические испытания на отдельных железобетонных колонн. Гораздо меньше испытания были проведены на статически неопределимых, многоэтажные железобетонные frames.6, 7 Испытания изолированные колонны имеют важное значение, но они не могут отражать реальную производительность, особенно сдвига требований и ущерба прогрессии, в том же столбце, когда она входит в кадр, в основном за счет генерируемых осевое усилие сжатия в beam.8, 9 в тесте изолированных колонки, предназначенные ввода осевой нагрузки и циклической истории нагрузка передается непосредственно в верхней части колонки. В случае железобетона (RC) каркас системы, однако, рама входных циклического нагружения, не могут быть введены в верхнюю часть колонны из-за удлинения пучка. Экспериментальная модель должна быть как можно ближе к прототипу, чтобы отразить его производительность при возможных сейсмических событий. Frame испытаний, необходимых для оценки сложного взаимодействия между колонн, балок и соединений в процессе циклического нагружения. Например, поперечная сила в каждом столбце кадр, как ожидается, отличается от ожидаемого для изолированных столбца по двум основным причинам.

Во-первых, изгибной жесткости и прочности зависит от axialforce интенсивности. Кроме того, было показано, что в некоторых случаях, в частности, для структур в ближайшей аварийные ситуации, вертикальных движений землю нельзя игнорировать из-за высокой эффекты вертикальной components.10 Вторая причина заключается в том, что длина балок и колонн в кадр изменяться в ходе циклического loading.11, 12 Если эти рамки эффекты игнорируются, вполне возможно, что силы сдвига столбца будет превышать мощность колонки сдвига, что может привести к сдвигу провал ..

Два железобетонных конструкций с двумя историями и один отсек были испытаны в Киотском университете по расследованию сдвига распределения силы столбцов при циклическом нагружении в нижней части весь кадр. Модели представлены (в 1/4-scale) в нижней части 11-этажного RC каркасного строительства прототипа, разработанная в соответствии с японской 1999 guidelines.13 конкретных целей испытаний были:

* Количественная изгибающего момента, осевой нагрузки и распределения поперечной силы в первом этажа колонны;

* Измерение удлинения и укорочения из балок и колонн;

* Мера нагрузки interstory отношений дрейфа и momentrotation отношении пластического шарнира область первой колонны историю. Сопоставьте эти отношения со степенью визуальной повреждений, таких как крекинг, растрескивание бетона, продольный изгиб, и ГРП арматурных прутков. Эта информация будет использована для прогнозирования местных ущерб от глобальных мер деформации, таких, как interstory дрейфа, и

* Документ прогрессирования повреждения в колонны и балки.

Дизайн инструменты для ограничения остаточная деформация колонке, удлинение или укорочение, а также остаточное удлинение пучка для данной нагрузки вероятных землетрясений. Более того, чрезмерное столбца и ширина сокращения / удлинение может привести к постоянной деформации, которые могут отсрочить строительство после землетрясения занятости или, в крайнем случае, может привести к сносу здания. Факторы, влияющие на прогноз максимального колонке поперечной силы, такие, как удлинение пучка, должны быть оценены точно, чтобы избежать сдвига отказов. Все эти соображения мотивированы тестирование тест кадров.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Это исследование было проведено, чтобы прояснить циклической поведение нижней части средней высоты момент RC-стойкой каркасных зданий. Экспериментальная программа была разработана для решения вопросов, связанных с повреждаемости при изменении длины члена после сейсмического события, а также сложное взаимодействие между балки, колонны, и суставов. Результаты этого исследования будут обогащать данные документирование поведения рамных конструкций, а также будет способствовать развитию аналитических моделей сейсмического поведения железобетонных каркасных зданий.

Экспериментальная программа

Испытательная установка

Высота испытательных кадров показана на рис. 1. Высот первого и второго ярусов были 765 и 840 мм соответственно, а длина пучка пролетом 1800 мм. Колонке сечение измеряется 270 Бетон и сталь характеристики, а также испытания переменных, приведены в таблице 1. Для простоты, только одна горизонтальная нагрузка была применена по 1000 кН гидравлического домкрата на высоте соответствует средней высоте третьего этажа (2025 мм над уровнем пола тест). Чтобы распределить нагрузку равномерно горизонтальной между колоннами, 500 кН гидравлического домкрата был помещен между верхней столбцов, как показано на рис. 2. Сорок миллиметра диаметром напрягаемой стали (PS) баров, проходящей через центры столбец используется для моделирования эффектов осевой нагрузкой на верхние этажи. PS баров были использованы применять либо сжатия или растяжения к колоннам с помощью двух разъемов, один из которых был центром отверстия разъем, установленный в верхней части каждой колонки. В ходе испытания осевой нагрузки в колонках N изменяется линейно по отношению к горизонтальной нагрузки применяется Q.

Осевые нагрузки в колонках разнообразные следующие уравнения. (1) и (2) для Frame SN30 и SN50 Frame, соответственно.

N = 239 ± 3.06Q (кН) (1)

N = 239 ± 6.12Q (кН) (2)

Значение 239 (кН) является осевой нагрузки за счет живых и мертвых нагрузки на верхние этажи. Изменение осевой нагрузки определяется с помощью так называемого метода Ай распределения в соответствии с рекомендациями японского дизайна guidelines13 на основе линейного анализа. Уравнение (2) имитирует изменение осевой нагрузки кадра получения двунаправленной сейсмических нагрузок. Коэффициент осевой срок изменения в формуле. (2), 6,12, был определен таким образом, чтобы пластического шарнира колонны будут подвергнуты 50% от осевой грузоподъемностью при конечной изгибной потенциала колонны достигнута. В процессе разработки руководящих принципов, 13 осевое усилие можно установить до 67% от осевой грузоподъемностью, если только хорошо. Ситуация выражается формулой. (2), однако, крайний случай, в котором столбец опытом двунаправленной загрузки. Таким образом, изменения осевой силы не такой большой, если ожидается землетрясение является серьезным, а коэффициент второй срок сокращается вдвое в формуле. (1).

Обе рамы циклическим следующие процентные дрейфа: ± 0,25, ± 0,35, ± 0,45, ± 0,55, ± 0,75, ± 1,25, ± 1,50, ± 2,00, ± 3,00 и ± 4,00. До дрейфа отношение ± 1,50%, кадры были подвергнуты одного цикла на каждом уровне дрейфа. Помимо ± 1,50%, кадры были подвергнуты два циклов на каждом уровне дрейфа, как показано на рис. 3.

Две клетки нагрузки были разработаны и калибровка перед испытанием для контроля осевой нагрузки, сдвигающей силы и изгибающего момента истории у основания каждого первого этажа колонки, как показано на рис. 2. Нагрузки клетки были оптимизированы с помощью конечного элемента program.14 калибровка проводится с применением различных комбинаций осевой силы, стрижка, и изгибающего момента для каждого типа датчиков. Линейная зависимость была подтверждена между входными осевые, сдвиговые и изгибающий момент, а также шесть тензометрических показания датчика нагрузки. Рисунок 4 показывает пример калибровки, в данном случае, для изгибающего момента. Коэффициент детерминации R ^ 2 ^ SUP линейной наилучшим образом подходит для осевых, сдвига и изгиба на север ячейки нагрузки, 0,999, 0,999 и 0,997, соответственно. Эти значения на юг ячейки нагрузки, 0,997, 0,913 и 0,996, соответственно. В ходе испытания, однако, один из шести датчиков деформации на юге тензодатчика сбой. Как следствие, осевого сдвига и изгибающий момент в южной датчик нагрузки были получены из равновесия ..

Force-перемещения ответ

Как показано на рис. 5, общей истории боковые силы смещения двух кадров были аналогичными. Погрузки и разгрузки жесткостей Frame SN50 были несколько ниже, чем для Frame SN30, из-за высокого напряжения сжатия осевой нагрузки. Испытания были прекращены из-за недостаточного пространства между верхней гнезда, в которых применяется осевой нагрузки на юге колонки и существующих кадра загрузки стали. Максимальная сугробы достигнуто Frame SN30 в ходе испытания были 6,1% для всего кадра, а также 5,2 и 6,9% для первого и второго ярусов, соответственно. Эти значения 7,1, 5,7 и 8,3% для Frame SN50, соответственно. Ни один из кадров показали какую-либо силу ухудшения, хотя дрейфа отношения превысил 6%.

Использование датчиков под фундаментом и PS баров, поперечная сила, осевые нагрузки, и изгибающего момента в столбце базы были определены, как описано в разделе "Проверка установки". Из рис. 6, видно, что полная сила сдвига не было распределено равномерно между колоннами. Сила сдвига осуществляется по столбцам был чувствителен к колонке интенсивность осевой силы и осевое усилие сжатия генерируется в пучках в результате удлинения пучка.

Колонка изменения жесткости

Нелинейного регрессионного анализа, касающиеся изменения столбца жесткости, применяются осевые нагрузки и снос проводился с использованием статистики кривой fitting15 программы. Колонке жесткости отметил K ^ с ^ к югу в то время как при сжатии и К ^ ^ т к югу в то время как при растяжении, определяется в каждом угла сноса как отношение поперечной силы при пиковой нагрузке цикла к соответствующему перемещению.

В результате анализа было установлено, что жесткость изменения на юге столбца, а при сжатии и растяжении, можно записать в виде определяется формулой. (3) и (4), соответственно.

... (3)

... (4)

К ^ к югу 0 ^ определяется как K югу ^ 0 = 12EI / ч ^ SUP 3 ^ ^ к югу 1 ^, где E, I, Л ^ к югу 1 ^ являются конкретные модуль Юнга, колонки момент инерции, а высота колонны , соответственно. Значения Для обоих уравнений, SUP R ^ 2 ^ значение нелинейного регрессионного анализа было 0,999.

Энергетических коэффициентов в уравнении. (4) значительно выше, чем в формуле. (3), что означает, что жесткость ухудшение больше, когда колонна подвергается растяжению, чем когда она подвергается компрессии.

Жесткость изменения на севере колонке была оценена по формуле. (3) и (4) и по сравнению с результатами экспериментов. Как показано на рис. 7, хорошие оценки жесткости ухудшение было предсказано на север колонке. Дополнительные данные, однако, необходимо, чтобы проверить доверие и применимости этих уравнений.

Наблюдаемые повреждения

Первый и второй балки были сильно повреждены в ходе испытания, особенно вблизи пучка колонки суставов. В качестве примера на рис. 8 показывает, трещины картины на 2% дрейфа Frame SN50. В то же дрейф, колонны Frame SN50 было больше, чем трещины колонны Frame SN30. Все колонны были в основном трещины в то время как они были подвергнуты растяжении силу, за исключением первого этажа, колонны Frame SN30. Нет выпучивания арматуры или тяжелых повреждений конкретные было установлено каких-колонки. В пучках, магистральных трещин были сосредоточены вокруг пластического шарнира регионов обеих системах. Тем не менее, трещины распространяются почти по общей протяженности первого этажа балки Frame SN50, как показано на рис. 8. Откола покрытия конкретных наблюдалась на внешних лицо на базе первого этажа, колонны, которые пережили интенсивную силу сжатия за счет сочетания изгиба и осевого сжатия. Рисунок 9 показывает конечное состояние ущерба в пластическом шарнире второго этажа пучка Frame SN30. Хотя расстояние между продольной арматуры в шесть раз продольной арматурного проката диаметром 6D ^ Ь к югу, как указано в японских принципов проектирования, 13 выпучивания продольной арматуры на втором этаже пучков наблюдается на обоих концах обоих кадров, за кадр дрейф 2%.

Бетон в нижней части южной части второго этажа пучка дробленая из-за высокой степени сжатия. Дробленая длина 10 см для Frame SN30 и 20 см для Frame SN50. То же самое условие было найдено в верхней части северной стороне secondfloor пучка с 10 см в длину конкретных дробления для кадров обусловлена также тем большим усилием сжатия ..

КОЛОНКА УДЛИНЕНИЕ

Наблюдаемые удлинения

Удлинение и сокращение для первого этажа колонны Frame SN50 приведены на рис. 10. Сокращение оценивали с использованием перемещения датчиков, наклеенных на каждой колонке. Первый рассказ колонны Frame SN30, как правило, удлиненные, а не сократить. Верхняя две колонны показали почти одинаковое количество укорочение и удлинение. Первого этажа, колонны Frame SN50 удлиненные почти столько же, сколько столбцов Frame SN30, однако они сократили больше. Второго этажа колонны Frame SN50 удлиненные больше, чем они укорачиваются, значения приблизительно в три раза больше, чем Frame SN30. Было отмечено, что колонны на первом этаже обоих кадров следовали тем же путем удлинения при натяжении. Сокращение пути, однако, была иной. В кадре -2 дрейфа%, сокращение на юг колонке Frame SN50 более чем в два раза, что наблюдается Frame SN30. Для напряженности стороны, среднее напряжение,

Сходство в поведении удлинение Frame SN30 и SN50 означает, что применяется максимальное сжатие осевое усилие, 0.3A ^ югу г ^ F '^ с ^ к югу и к югу 0.5A ^ г ^ е' ^ с ^ к югу, лишь слегка пострадавших средняя истории деформации в то время как в напряжении.

Средний штаммов первого этажа колонны по сравнению со штаммами измерены два изолированных кантилевера columns16 испытание ранее в Киотском университете. Две консольные колонны теми же свойствами материала и геометрии, перечисленных в таблице 2. Осевой нагрузки от нуля до 0.6A ^ югу г ^ F '^ с ^ к югу для обеих колонок, но с другой склон на нормированной кривой взаимодействия MN, как показано в таблице 2. На рисунке 11 показано сравнение между D1NVA и первого столбца юго история SN50, в качестве примера. Средние деформации для первого этажа колонны выше, чем среди консольных колонн, особенно в условиях высоких колонн осевой нагрузкой. Хотя нормированные сжатие ионного осевой нагрузки, Н / ^ к югу г ^ е '^ с ^ к югу, был 0,5 на Frame колонны SN50, в то время было 0,6 для консольных колонн, среднее напряжение в рамках более чем в три раза больше, чем в изолированных колонке. Это сравнение означает, что бетон первой колонны истории были сильно повреждены при растяжении. Таким образом, схема нагрузки оказывает существенное влияние на длину колонны изменения ..

Практические модели для прогнозирования колонке удлинения

Простая модель качалки оценки средней деформации колонны, предлагается, как показано на рис. 12. В этой модели угол сноса вычисляется по жесткой ротации колонку о нейтральной оси в критической секции. Из геометрии угла сноса R может быть выражена как

R =

, где

Колонке удлинение

, в котором D ^ с ^ к югу представляет глубины колонки и Ь нейтральной оси глубины от колонки края. Колонке означает деформации (8)

Подставляя. (6) и (7) в формуле. (8),

... (9)

Средняя деформация Нейтральной оси глубины б можно легко получить в разделе "Анализ и остальные термины геометрических параметров. Используя формулу. (10) для заданной осевой нагрузки N, B стоимость может быть оценена по разделу анализ с помощью фиксации конкретных деформации сжатия волокна до конечной деформации

... (10)

где F ^ югу я ^ (I = 1, 2 ,...) является усилие натяжения в продольной арматуры в положение 1, 2 и т.д., и F ^ с ^ к югу является сжимающей силы в бетон. В уравнении. (10), F ^ с ^ к югу принимается равной 0.85f '^ к югу с ^ ^ к югу BD с ^ с /' ^ к югу с = прочность на сжатие бетона. А этот тест, уравнение. (9) можно переписать в виде формулы. (11), подставляя B = 65 мм и D ^ к югу с = 270 мм.

... (11)

Это значение 0,183 вычисляется по формуле. (9) вполне сопоставим со значениями 0,170 и 0,179, обратитесь к формуле. (5), полученные из экспериментов. В качестве примера на рис. 13 сравнение экспериментальных и расчетных средняя деформация первого этажа южной колонке Frame SN30, используя предлагаемые формулы. (9).

BEAM УДЛИНЕНИЕ

Наблюдаемые удлинения

Луч удлинение контролировалось с помощью перемещения датчиков, наклеенных на конец регионе пучков назначен B на рис. 1. В качестве примера на рис. 14 показывает, удлинение на первом этаже пучка Frame SN30. Из результатов тестирования, наилучшее совпадение кривых удлинения конверте были установлены для каждого луча. Среднее напряжение дрейфа отношения конверте были кривые линейного уравнения, проходящей через начало координат с формой у = ах, как это показано на рис. 14. Коэффициенты Frame SN30 были 0,130 и 0,246 для первой и secondfloor пучков, соответственно. Эти значения 0,129 и 0,225 для Frame SN50. Эти коэффициенты являются практически одинакова для обеих системах, что предполагает удлинение пучка можно оценить по тому же уравнению, независимо от осевой нагрузки, приложенной к столбцам для рам с той же конфигурации. Принимая среднем вышеупомянутых коэффициентов, следующих уравнений могут быть использованы для сопоставить пучка средней деформации

где D и Н перемещения верхней рамы и высота рамы, соответственно, как показано на рис. 3.

Для испытания кадра, наиболее пригодный для удлинения втором этаже пучка Frame SN50 дали среднее напряжение в 1,59% в конце теста, который находится в пределах предложенной Мэтьюз и др. al.17 (0,71 до 1,76%) . Диапазон предложил Аль Мэтьюз и др., Однако, очень широк, что может привести к значительной ошибке.

Луч удлинение будет усиливать колонке изгибающий момент спрос на одной стороне рамы и уменьшить ее для другой стороны, в связи с увеличением в горизонтальное перемещение и С- 15 (а). На этом рисунке, Использование зарегистрированных удлинение пучка пучка на втором этаже, реальная история перемещения входного применительно к верхней части колонны были проанализированы и представлены на рис. 15 (б). На 3 кадра дрейфа%, относительное удлинение пучка способствовали насколько 0,34% от общего дрейфа.

Кроме того, относительное удлинение пучка, осевые силы, как ожидается, которые будут созданы в лучах из-за несимметричного распределения поперечной силы к столбцам, как это было показано на рис. 6. Используя обозначения субструктуры показано на рис. 16 (б) по всему кадру RC показано на рис. 16 (а), осевой нагрузки пучка N югу ^ ^ би может быть выражена как

N ^ к югу би = / 2 (14)

, где S ^ югу я 1 ^ и S ^ ^ я к югу, соответственно, на поперечных сил (я 1)-го и-го рассказов, (я 1)-го история, и F ^ ^ к югу я это применили силу при-го история.

Если поперечная сила предполагается быть распределены между колоннами таким же образом, по высоте кадра

Подставляя. (15) в (14)

N ^ к югу би = F ^ югу я ^ (1 / 2 -

Согласно формуле. (16), осевой нагрузки в пучках, а следовательно, относительное удлинение пучка, являются значительными на верхние этажи, где применяются силы зданий от землетрясений выше. Кроме того, следует отметить, что если

Практические модели для прогнозирования пучка удлинения

Практическую модель для прогнозирования пучка удлинение предлагается на основе изменения ширины трещины, используя японские рекомендации PRC18. Модели, показанной на рис. 17 очень прост и может быть легко использованы без вызова для сложных инструментов. Использование рекомендации КНР, средняя ширина трещины Если предположить, что трещины равномерно распределены вдоль луча длина L, количество трещин N ^ о ^ к югу в половине длины балки может быть вычислена

N ^ к югу о ^ = L / (2l ^ ^ к югу пр.) (17)

Общая ширина трещины в левой части пучка W ^ 1 к югу ^, как показано на рис. 17, оказывается

W ^ подпункта 1 =

Тот же метод используется для прогнозирования общей ширины трещины в правой части света, W ^ ^ 2 к югу. Пучка удлинение оценивается в середине высоты пучка определяется как

... (19)

Этот метод дает хорошие оценки для пучка удлинением на две рамы. В качестве примера на рис. 18 сравнение предлагаемого метода и экспериментальные удлинение пучка на первом этаже пучка Frame SN30.

ВЫВОДЫ

Для оценки сложного взаимодействия между колонн, балок и суставов, две модели двухэтажных железобетонных конструкций с одним залива и масштабируется до 1 / 4 были протестированы в различных условиях осевой нагрузки. Результаты эксперимента показали, что полная сила сдвига не было распределено равномерно среди первых этажа колонны из-за наличия осевой нагрузки в пучках, а также в связи с изменением жесткости и прочности колонны в результате изменения осевой нагрузки. Главная ущерб был локализован на концах бруса вблизи пучка столбцов соединения на расстояние, равное половине пучка высоте. Первый рассказ колонны были повреждены в основном, на внешней стороне рамы, которая отличается от повреждения наблюдались на консоли колонн испытаны ранее авторами.

Сокращение первого этажа колонны Frame SN50 при высокой осевой силы сжатия, 0,5 ^ к югу г ^ е '^ г ^ к югу, был более чем в три раза выше, чем у консольной колонна под 0.5A ^ ^ г югу F' ^ ^ г югу осевое усилие сжатия. Это большая разница объясняется эффект взаимодействия и балок и соединений на колонке поведения, а также напряженность сила, приложенная к столбцов. Осевой путь изменения нагрузки не оказывает существенного влияния первого этажа удлинение колонн, который был хорошо аппроксимируется с помощью предложенных качалки модели.

Простой метод для прогнозирования пучка удлинение предложено не было. В этом методе используются японские КНР рекомендации, основанные на изменении ширины трещины, и предполагает, что трещины, равномерно распределенных по длине пучка, как это предлагается. Этот метод точно предсказал огибающей пучка удлинение для испытания кадров. Главной особенностью этой модели является то, что она имеет отношение ширины трещин непосредственно на балку удлинения.

Авторы

Авторы выражают благодарность Ю. Араи и И. Амэмия, бывших студентов университета Киото. Кроме того, авторы признают, Топи Industries Limited, NETUREN Корпорация ограниченной за предоставление экспериментальных материалов.

Коэффициенты пересчета

1 мм = 0,0394 дюйма

1 мм ^ 2 SUP = 0,00155 дюйма ^ SUP 2 ^

1 м = 3,28 м

1 МПа = 145 фунтов на квадратный дюйм

1 кН = 0,225 публичный силу

Нотация

^ К югу г = Общая площадь секции колонны

Ъ = нейтральной оси глубины

D = смещение верхней рамке

D ^ к югу с = колонке глубины

г ^ к югу Ь = диаметр продольной арматуры пучка

е '^ к югу с = неограниченном бетона на сжатие стресса

ч = высота консольного колонке

H ^ югу 1 = высота первый рассказ

L = Четкий световой луч-службы

л ^ к югу пр = среднее расстояние между трещинами

M = изгибающий момент

N = осевой нагрузки

N ^ к югу би = осевой нагрузки в пучке на историю я

N ^ к югу кр = количество трещин

Q = горизонтальной нагрузки

R = угол сноса для консольной колонке

S ^ югу я = поперечная сила на историю я

S ^ югу я 1 = поперечная сила на 1 историю я

W ^ подпункта 1 = общая ширина трещины в левой части пучка

W ^ 2 югу = общая ширина трещины в правой части пучка

Ссылки

1. Bechtoula, H.; Араи, Ю.; Коно, S.; и Ватанабе, F., "оценка ущерба, нанесенного RC колонны под большой осевой и боковой нагрузки," Симпозиум по методика расчета RC структур на основе неупругого деформирования-использование Ограниченная Бетон, 30 ноября 2001, с. 263-270.

2. Коно, S.; Bechtoula, H.; Каку, T.; и Ватанабе, F., "оценка ущерба, нанесенного RC Столбцы, подвергнутого осевой нагрузки и двунаправленная Гибка", Труды института Японии бетона, V. 24, № 2 , 2002, с. 235-240. (На японском)

3. Thomson, H., и Уоллес, W., "Поперечная нагрузка Поведение RC Колонны Построенный использованием высокопрочных материалов", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, сентябрь-октябрь 1994, с. 605-615.

4. Анг, BG; Пристли, MJN и Paulay, T., "Сейсмическая Прочность на сдвиг круговых железобетонных колонн," Структурные ACI Journal, В. 86, № 1, январь-февраль 1989, с. 45-59.

5. Берри, член парламента; Пэрриш, M.; и Эберхард, MO, "равный Руководство Структурные пользователей баз данных в (v. 1.0)," Pacific Землетрясение Engineering Research Center Report ЭКСПЕРТНЫЙ-2004, Калифорнийский университет в Беркли, Беркли, Калифорния, Ян . 2004.

6. Фенвик, RC, и Меггет Л.М., "Удлинение и нагрузки, отклонения характеристики железобетонных членов содержащих пластическими шарнирами," Бюллетень Национального общества по сейсмостойких сооружений, V. 26, № 1, 1993, с. 28-41.

7. Саката, H., и ВАДА, A., "Упруго-пластическое поведение одной двадцатой Шкала RC Frame", Труды 10-й Всемирной конференции по сейсмостойких сооружений, V. 6, Balkema, Роттердам, 1992, с. 3335-3340 .

8. Зерб, он и Дуррани, AJ ", сейсмической реакции соединения в двух-Бэй-R / C элементы конструкции Frame" Журнал зданий и сооружений, В. 115, № 11, 1989, с. 2829-2844.

9. Bechtoula, H.; Сакасита, M.; Коно, S.; Ватанабэ, F.; и Эберхард, MO, "Моделирование ущерб прогрессии в нижние этажи 11-этажного здания," 13 Всемирная конференция по сейсмостойких сооружений, 13WCEE, Ванкувер , Британская Колумбия, Канада, 1-6 августа, 2004.

10. Esmaeily-Gh А., и Сяо, Ю. Г. Влияние переменной осевой нагрузки по сейсмическим Поведение моста Пирс ", USC Структурные Доклад Научно-исследовательские работы, отчет № USC-выдачи 99/01, октябрь 1999.

11. Стэнтон, JF, и Nakaki, SD, "Дизайн Руководящие принципы для сборного железобетона сейсмических структурной системы", ПРЕСС-отчет № 01/03-09, доклад UW Нету С. 02-02, январь 2002.

12. Ким, J., "Поведение Гибридная рам сейсмических нагрузок", Диссертация на соискание в рамках выполнения требований на соискание ученой степени доктора философских наук, Университет штата Вашингтон, 2002.

13. Архитектурный институт Японии, "Дизайн Руководящие принципы для сейсмостойкого железобетонных зданий, основанные на неупругом Концепция", СОМ, 1999. (На японском)

14. Hibbit, Karsson

15. Сильва, WP, и Сильва, CMDPS ", LAB Fit кривой программного обеспечения", нелинейной регрессии и лечения данных по программам, В. 7.2.33, 1999-2005.

16. Коно, S.; Bechtoula, H.; Сакасита, M.; Ватанабэ, F.; Танака, H.; Nishiyama, M.; и Эберхард, MO, "Ущерб оценке RC Колонны под Мультиаксиальные Нагрузки", американо-японского сотрудничества Исследования по городскому смягчения последствий стихийных бедствий землетрясения, Киото, Япония, март 2004, с. 157-193.

17. Matthewsm Дж. Bullm D. и Мандер, J., "Исследование нагрузки Пути Этаж Диафрагма сил во время землетрясения серьезные негативные", Труды комбинированных бетонных общества и готовой смеси, TR24, Роторуа, октябрь 2001, с. 122 - 131.

18. Архитектурный институт Японии, "Рекомендации по проектированию и строительству частично предварительно напряженного железобетона (класс III от предварительного напряжения бетона) структура," МОС, 1986. (На японском)

Хаким Bechtoula является научный сотрудник университета Киото, Япония. Он получил от BE INFORBA университет, Алжир, в 1991 году. Он получил ME и аспирантов из Киотского университета, Япония. Его исследовательские интересы включают конструкции, оценка уязвимости стен зданий, а также оценки ущерба железобетонных конструкций.

Масанобу Сакасита является аспирант из Киотского университета, где он получил BE. Его исследовательские интересы включают конструкции и почвенно-основу структуры взаимодействия.

Входящие в состав МСА Susumu Коно является адъюнкт-профессором зданий и сооружений в Киотском университете. Он получил степень бакалавра, а я в несущие конструкции из Киотского университета в 1987 и 1989, соответственно. Он получил докторскую степень в строительстве из Университета Иллинойса, Урбана, штат Иллинойс, в 1995 году. Его исследовательские интересы включают повреждения оценки железобетонных конструкций и систем контроля ущерба для сборного и предварительно напряженного бетона.

Входящие в состав МСА Фумио Ватанабэ является профессором университета Киото. Он получил диплом бакалавра и ME из Киотского университета в 1967 и 1969, соответственно, и защитил докторскую диссертацию в 1985 году. Его исследовательские интересы включают анализ сдвигового механизма и развитие методов проектирования сдвига и для моделирования напряженно-деформированного поведение замкнутых бетона.

О. Марк Эберхард ВВСКИ, является профессором в Университете штата Вашингтон, Сиэтл, штат Вашингтон Он получил степень бакалавра в строительстве и материалов, науки и техники в Университете Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния, в 1984 году, и его МСЦ и кандидатскую степень в Университете штата Иллинойс в 1987 и 1989, соответственно. Он является членом комитета ACI 445, сдвига и кручения. Его исследовательские интересы включают железобетонных поведения и дизайна, инженерных землетрясения, и мостов.