Прочность на сдвиг приземистых прямоугольных железобетонных стен
Приседания железобетонных стен (высота меньше, чем в два раза длиннее) являются важными структурными компонентами как обычных, так и ядерной безопасности и охраной структур. Интеллектуальный уравнений имеющиеся в литературе для расчета прочности на сдвиг приземистых стенах, но разброс в результатах данного набора переменных дизайн велика. Полезность пять интеллектуального уравнений вычисляется с использованием данных испытаний 120 прямоугольных стен. Уравнение, предложенное в 1990 году Вуд В результате средний показатель по прогнозам, измеряется сильные близко к 1,0 с малым коэффициентом вариации. Тестовые данные также используются для количественной оценки потери прочности при повторном велосипеде. Среди цикла снижения прочности и жесткости имеет важное значение, причем наибольшие сокращения наблюдается для стен с пропорциями менее 0,5.
Ключевые слова: железобетон; прочность на сдвиг; приземистые стены силы деградации.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Приседания железобетонных стен, определенный в Соглашении, а стены с высоты к длине меньше или равно 2, широко используемые в обычных зданиях и связанных с безопасностью ядерных структур. Типичное поведение таких стен при квазистатическом циклического нагружения в стандартный тест на рис. 1, где только первый квадрант "сила-смещение реакции прямоугольные железобетонные стены с приземистые пропорции 0,5 приведена (Синг 1980). Эта стена достигает своего пика силы в течение первого цикла погрузки к смещению 10 мм (0,394 дюйма), его прочность и жесткость, быстро деградируют при повторном велосипеде. Точная оценка и пик и деградированных сильные приземистых стенах важно, потому что обычные здания, скорее всего, испытывают многократные циклы деформации или за выход в максимальной землетрясения сотрясений и ядерной безопасности, связанных с ним структур, вероятно, будут подвергаться в несколько циклов нагружения до пика силы землетрясение трясутся.
Строительные нормы и правила, инструкции практики, руководящие принципы и литературе приводится ряд уравнений для интеллектуального пика прочности на сдвиг железобетонных стен. Эти процедуры используют такие параметры, как пропорции, соотношение горизонтального армирования, вертикальные отношение подкрепление, и осевое усилие оценить максимальный предел прочности на сдвиг. До исследования показали, что разброс в прочности на сдвиг предсказал этих уравнений имеет существенное значение, которое является проблематичным, поскольку прочность на сдвиг является ключевой переменной для силовых проектирования и оценки эффективности. Тема силы деградации структурных стен не широко освещались в литературе.
При этом, чем результаты испытаний 120 приземистые стены прямоугольного поперечного сечения, обобщены и сведены к оценке прочности на сдвиг пика и охарактеризовать силы деградации. Экспериментально измеренные пик сильные сдвига 120 стены по сравнению с номинальной сильные сдвига предсказывали пять уравнений: 1) Глава 21 МСА 318-05 (ACI Комитет 318 2005), 2) Глава 11 МСА 318-05 (ACI Комитет 318 2005), 3) и др. Барда. (1977), 4) ASCE / SEI 43-05 (ASCE 2005) и 5) Древесина (1990). Номинальная а не дизайн сильные используются для сравнения, потому что фактор силы сокращения не предназначен для учета смещения в силу уравнения. Отмеченные преимущества материала и член размеров используются для прогнозирования номинальной силы. Среднее, медиана, дисперсия в соотношении прогнозов измеряется сильных пика сдвига дать представление о целесообразности всех сил уравнения и упрощенные модели, на которых основаны уравнений. Потеря прочности на сдвиг при повторных велосипеде смещений равной или большей, чем перемещение связано с пиком сопротивления представил.
На основании наблюдаемых сравнения, один уравнения определяется как наиболее надежные из пяти. Факторы для оценки среднего второго и третьего цикла сильных в процентах измеряется прочность на сдвиг пика предоставляются в зависимости от пропорций ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Это исследование представляет экспериментальные данные, относящиеся к сдвигу приземистых железобетонных стен с прямоугольного поперечного сечения. Точность и надежность пять интеллектуального уравнений широко используется в практике США исследовали. Потеря стене прочности на сдвиг при повторных велосипеде на такой же или более перемещения количественно. Данные, полученные в данной работе могут быть использованы для разработки надежных нелинейных макромоделей приземистых прямоугольных стен для анализа и проверки интеллектуального уравнений прочности в будущем.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ
Значительное число испытаний приземистый укрепленные стены конкретные проводились с 1950 до настоящего времени в странах, в том числе США, Канада, Чили, Англии, Франции, Германии, Японии, Новой Зеландии, Швейцарии, Португалии, Мексики и Тайваня. Большинство из этих исследований были сосредоточены на пике прочность на сдвиг приземистые стены и включены испытания на три типа сечений, а именно: прямоугольные, штанга (прямоугольного сечения с колоннами на стене концами), и фланцевые (I-формы сечения). Gulec (2005) рассмотрел и каталог результаты испытаний 352 железобетонных стен приземистый (192 стены штангой, 49 стен с фланцами, 111 прямоугольных стен). Авторы расширили базу данных в 2006 году с целью включения дополнительных испытаний 37 прямоугольной стены. Данных из 148 прямоугольных испытаний стены были собраны из Александера и др.. (1973), Hirosawa (1975), Карденас и др.. (1980), Эрнандес (1980), Синг (1980), Endebrock и др.. (1985), Майер и Th
(1990), Lefas и Kotsovos (1990), Рот (1992), Maier (1992), Чен (1992), Cheng и др.. (1994), Чэн и Ян (1996), Мохаммади Doostdar (1994), Pilakoutas и Elnashai (1995a, б), Идальго и др.. (1998, 2002), Salonikios и др.. (1999), Се и Сяо (2000), Лопес (2001a, б), и Грайфенхагена и Lestuzzi (2005) ..
Это исследование рассматривает ответы прямоугольных стен. Испытательные образцы были отобраны на основе следующих критериев: 1) минимальная толщина сети 2 дюйма (51 мм), 2) симметричной раскладки арматуры; 3) не диагональные усиления или дополнительное армирование стены до основу для контроля скольжения сдвига и 4) пропорции (ш / LW) меньше или равно 2,0, что соответствует максимальной момент сдвига изображения * (M / VLW) от 2,13. Данные за 28 стен 148, которые не отвечают всем вышеупомянутым критериям, были исключены из анализа, который представлен в настоящем документе.
2 приведена краткая информация о 120 прямоугольных стен считается в этом исследовании. Сети толщина колебалась от 2,36 до 6,30 дюйма (60 до 160 мм), длина стены колебалась от 23,6 и 118,1 дюйма (600 и 3000 мм) и высоту стен колебалась от 19,7 и 78,7 дюйма (500 и 2000 мм ). Тридцать четыре стены были протестированы при одновременном осевых нагрузок, которые колебались между 0.022Aw ФК "0.182Aw и ФК"; сообщили бетона на сжатие сильные [] кинжал колебалась от 1991 до 7395 фунтов на квадратный дюйм (13,7 до 51 МПа); горизонтальные отношения укрепление Сети составляли между 0,00 и 0,0161, а вертикальные отношения укрепление Сети колебался от 0,00 и 0,0287. Граница усиление элементов была представлена в 99 из 120 стены в дополнение к обычной вертикальной укрепление Сети с границей элемента укрепления отношений до 0,128. Четырнадцать из стен 120 в наборе данных не имеют горизонтальные укрепление Сети, 12 не имеют вертикальное армирование Сети, а также семь не было ни горизонтальных, ни вертикальных веб арматуры и включены только граничных элементов укрепления на стене заканчивается.
Сообщили текучести вертикальной стене укрепления Сети колебался от 43,5 и 88,5 KSI (300 и 610 МПа), а горизонтальной укрепление Сети колебался от 47,3 и 108,1 KSI (326 и 745 МПа). Сообщили текучести для укрепления граничных элементов варьировались от 43,5 и 84,8 KSI (300 и 585 МПа). Рис 3 приведены 120 стенами изучал здесь в отношении пропорций (представлены в виде высоты к длине и минуту до сдвига) и горизонтальное соотношение укрепление Сети: эти два основных параметров, используемых для предсказания силы приземистых стенах. Широкий диапазон значений горизонтальной отношение укрепление Сети в интервале пропорции 0,5 и 2,0 Примечательно ..
Выбранных стены были протестированы с использованием одного из этих трех типов нагрузки: монотонная (статическая), циклические (квазистатических), и динамичным. Монотонно загрузкой образцов (26 из 120) были подвергнуты постепенно возрастающими нагрузками в одну сторону до отказа. Циклически загрузкой образцов (91 из 120) были погружены в плоскости стены с приращением сил или перемещений до отказа. Динамические испытания (три из 120) были проведены с использованием тренажеров землетрясения.
ОПУБЛИКОВАННЫХ уравнения для прогнозирования PEAK сдвиговой прочности корточки железобетонных стен
Пять систем уравнений на основе процедур, предусмотренных в главе 21 ACI 318-05 (ACI Комитет 318 2005), главы 11 ACI 318-05 (ACI Комитет 318 2005), Барда и др.. (1977), ASCE / SEI 43-05 (ASCE 2005) и древесины (1990), используемые для прогнозирования пик сопротивления сдвигу 120 прямоугольных стен.
ACI 318-05 предусматривает два полуэмпирических уравнений, которые основанные на изменение подхода аналогии фермы, чтобы предсказать пик прочность на сдвиг приземистый железобетонных стен. Одно уравнение приводится в ACI 318-05, раздел 21,7 (специальные железобетонные несущие стены и связи балки) для сейсмических дизайна. Уравнения в разделе 11,10 (Специальные положения для стен) используется для общей конструкции. Уравнение Установить I (уравнение (1)) от 21,7 Раздел МСА 318-05
V ^ к югу N1 = ( корень] е '^ с ^ к югу ^ югу W ^ (1)
Глава 21 МСА 318-05 устанавливает верхний предел 10 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,83 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа) на пике напряжения сдвига; предел , рассчитанные на предотвращение отказа диагональных сжатия. Нижний предел 0,25% накладывается на горизонтальных и вертикальных отношений веб подкрепления. Для стен с пропорциями меньше или равна 2,0, ACI 318-05, глава 21, требует, чтобы вертикальные отношение укрепление Сети быть не менее горизонтальной отношение укрепление сети.
Процедуры для прогнозирования прочности на сдвиг пика в разделе 11,10 МСА 318-05 дается формулой. (2) в (5) (уравнение, II).
V ^ ^ N 2 к югу V ^ с ^ к югу V ^ S ^ югу
... (3)
... (4)
... (5)
За Раздел 11.10.6 МСА 318-05, прочность на сдвиг при условии конкретные принимается как меньшее значения, предусмотренные по формуле. (3) и (4), уравнения. (4) не применяется, если M ^ к югу и ^ / V ^ и ^ к югу - к югу л ^ ш ^ / 2 0.83the квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа). Минимальный коэффициент горизонтальной укрепление веб 0,25%. Минимальный коэффициент вертикальной укрепление Сети дается
... (6)
Уравнение Установить III (уравнение (7)) был предложен др. Барда и др. (1977) для прогнозирования прочности на сдвиг пика приземистых стенах
... (7)
Уравнение Установить IV такова уравнения. 4.2-4 и 4.2-3 в ASCE / SEI 43-05 (уравнение (8) через (10)) для прогнозирования прочности на сдвиг пика приземистых стены штангой и фланцы. Это уравнение, также может быть использован для почти прямоугольной стены с малой штангой или фланцами, если общая площадь план стены лишь немного больше, чем в Интернете в одиночку. Это уравнение, применяется для стен с пропорциями ч ^ ш к югу ^ / л ^ к югу W ^ Если укрепление отношений превышает 1%, комбинированные армирования. SE (рассчитанная по формуле. (10)) ограничивается 1%. ASCE / SEI 43-05 (ASCE 2005) налагает верхний предел 20 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (1,66 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа) на пике напряжения сдвига .
V ^ к югу N4 = V ^ югу п ^ г ^ к югу 3 ^ г ^ к югу W ^ (8)
... (9)
Установить уравнения V (уравнение (11)) был предложен в Вуд (1990), рассчитать максимальный предел прочности на сдвиг приземистых стенах
... (11)
Сопоставление прогнозируемых и экспериментальных результатов
Точность и надежность пять интеллектуального уравнений, изложенные ранее оценивались по измеренным пик сильные (V ^ ^ к югу пика) от 120 приземистые прямоугольные стены. Для циклически нагружаемых стены пика силы была взята из первого квадранта сдвига силы бокового смещения отношений. 120 приземистые прямоугольные стены были разделены на четыре группы: Группа 1: все 120 приземистые стены; группа 2: ACI 318-05 - соответствует приземистые стены; Группа 3: сдвига критической приземистый стен, а также группа 4: МСА 318-05-совместимый сдвига критической приземистые стены.
Для каждой стене в базе данных, области тяжести стене вертикальную усиление напряженности (для вычисления D ^ 2 ^ к югу в формуле. (7)) и место результирующее усилие натяжения в вертикальной арматуры (для вычисления D ^ к югу 1 ^ в формуле. (2) в (5) и Л ^ ^ к югу 3 в формуле. (8)) были рассчитаны с использованием коммерчески доступных перекрестного анализа программ разделе. Бетонные предполагалось незамкнутыми и стандартной нелинейной зависимости напряжения от деформации был использован для моделирования подкрепления. Сообщили о значениях геометрических (стены сечения макет, усиление размер и расположение), материальные (F '^ с ^ к югу, урожай, и разрушения напряжения арматуры), а загрузка свойств (осевое усилие) используются для перекрестного раздел анализа. Конкретные прочности был равен нулю, сжимающие деформация при разрушении считалось 0,003, а модуль упругости был взят 57000 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (4733 [квадратный корень] е '^ с ^ к югу. Па для армирования, штаммов в начале упрочнения и разрушения деформации были взяты в 0,01 и 0,1, соответственно ..
Группа 1: Все 120 приземистые стены
Статистического представления отношения прогнозам, пик измеряется сила сдвига для 120 стены в группе 1, представлены в строк таблицы 1 на пять наборов уравнения. Значения в столбцах два (среднее арифметическое) или три (в среднем или 50-й процентили) в таблице 1 более 1,0 указывают, что соответствующее уравнение сила unconservative в среднее или среднее смысле, соответственно, а именно, уравнения переоценивает измеряется сила пик сдвига. В последнем столбце таблицы отчетов процент unconservative прогнозы на 120 образцов в группе. Стандартное отклонение (четыре колонки) и коэффициент вариации (COV) (колонка пять) также сообщил получения дополнительной информации о дисперсии коэффициентов. 4 приведены распределения отношения предсказал пик силы измеряется максимум сил для пять процедур с использованием окна и усов участки, которые представляют нижней квартили (Q ^ ^ 1 к югу), средней (Q ^ 2 ^ к югу), верхняя квартиль (Q ^ 3 ^ к югу), а экстремальные значения.
Максимальная длина усов было ограничено 1,5 раза вероятных диапазона (IQR), если его длина регулируется минимальные или максимальные точки данных. Точек данных больше Q югу ^ 3 ^ 1,5
Среднее и среднее значения сдвига соотношения сил, представленных в таблице 1 и рис. 4 наборы для уравнения I (V ^ ^ N 1 к югу) и II (V ^ ^ N 2 к югу) показывают, что уравнение, II (главы 11 ACI 318-05) является более точное по два, потому что это соотношение для уравнения Установить II ближе к 1,0. Предположение о эффективная площадь сдвига стены является главной причиной, почему уравнение, II является более консервативным, чем уравнение, I. В формуле Установить I, полезная площадь сдвига равна общей площади стены, к югу л ^ W ^ т к югу ^ W ^, в уравнение, II, полезная площадь сдвига стены равна г ^ к югу 1 ^ ^ ^ ш к югу, и меньше, чем для уравнения Установить I. Кроме того, разброс, измеряемый стандартным отклонением , меньше, для уравнения Установить II. Др. Барда и др. (1977) и ASCE / SEI 43-05 уравнений (V ^ югу N3 ^ и V ^ ^ N 4 к югу, соответственно) overpredict измеряется пик силы 83% и 89% от 120 стен, соответственно. Установить уравнения V (V ^ ^ N5 к югу), разработанный Вуд (1990), является точным и надежным, поскольку среднее и среднее значения, близкие к 1,0, а стандартное отклонение и COV являются относительно небольшими ..
ACI 318-05, глава 21-рис 5 приведены зависимости V югу ^ ^ N1 / Vpeak со стеной горизонтальной отношение укрепление сети. Пунктирная линия на этом рисунке (и на рис. 6 и 8) представляет собой предельное значение Значения V югу ^ ^ N1 / Vpeak более 1,0 представляют unconservative Оценка измеряется прочность на сдвиг пика. Уравнение Установить Я постоянно завышает прочность на сдвиг пика стен с Рисунок 6 приведены зависимости V ^ югу N1 * ^ / V ^ ^ к югу пик с горизонтальной стены отношение укрепление Сети, где V ^ югу N1 * ^ рассчитывается по формуле Установить я без каких-либо верхний предел напряжения сдвига 10 [квадратных корень] е '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,83 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа). Сравнение рис. 5 и 6 показывает, что верхний предел напряжения сдвига, связанных с изменением режима отказа от диагональной напряженности к диагональному сжатия, регулирует максимальный предел прочности на сдвиг стен с 3447 кПа).
Рисунок 7 приведены зависимости V ^ югу N1 ^ / V ^ ^ к югу пик с momentshear отношение стены образцов. Уравнение Установить Я предоставляет консервативные оценки прочности на сдвиг пика для стен с момента сдвига соотношения 0,5 и менее, хотя следует отметить, что размер выборки в этом диапазоне момент сдвига значения соотношения крайне мало ..
ACI 318-05, глава 11-рис 8 приведена зависимость V югу ^ N2 ^ / V ^ ^ к югу пик с горизонтальной стены отношение укрепление сети. Большинство прогнозов unconservative силы соответствуют значениям Большинство прогнозов максимальной прочности на сдвиг являются консервативными значений Nh fyh менее 300 фунтов на квадратный дюйм (2068 кПа). Верхний предел напряжения уравнение, II регулирует расчетные сильные стороны стен с
Барды и др.. (1977)-уравнение, III базируется на работе др. Барда и др. (1977), которые тестировали восемь приземистый железобетонных стен с помощью фланцев. Рисунок 9 приведены зависимости V ^ югу N3 ^ / V ^ ^ к югу пик с вертикальной стене отношение укрепление Сети .* Уравнение Установить III существенно завышает прочность на сдвиг пика прямоугольных стен 200 фунтов на квадратный дюйм (1379 кПа).
ASCE / SEI 43-05 (ASCE 2005) На рис 10 приведены зависимости V ^ югу N4 ^ / V ^ ^ к югу пик с комбинированным отношение укрепление стены ( Уравнение Установить IV завышает прочность на сдвиг пика приземистых прямоугольных стен. Рисунок 11, в котором представлены вариации измеренных силы сдвига пика нормирована на произведение [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ и (г ^ к югу 3 ^ г ^ к югу W ^) с Комбинированный коэффициент усиления ( к югу себе F ^ ^ ^ к югу Y1), показывает, что 20 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (1,66 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа), верхняя граница на пике напряжения сдвига было не достигли ни одной из стен 120. Полезность этого верхнего предела напряжения сдвига весьма сомнительна.
Вуд (1990)-рис 12 приведены зависимости V ^ югу N5 ^ / V ^ ^ к югу пик с ^ ^ к югу Ф. е ^ к югу Y2 ^ / ^ к югу W ^, где ^ ^ Ф. югу представляет собой общую площадь вертикальной стены укрепления. Вуда (1990) уравнение (уравнение, V) становится все более консервативны, как и вертикальные увеличивает коэффициент усиления. Сто десять из 120 прогнозов максимальной прочности на сдвиг, регулируются нижний предел напряжения сдвига от 6 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,5 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа); ни один из прогнозов, регулируется верхний предел напряжения сдвига. Из пяти наборов интеллектуального уравнений, (1990) уравнение древесины дает наиболее точную оценку максимальной прочности на сдвиг прямоугольных приземистых стенах, с наименьшим коэффициентом вариации и среднее и среднее значения 1,01 и 0,91, соответственно. Девяносто процентов прочность отношений определяется с помощью этого уравнения колебался от 0,50 и 1,50.
Группа 2: МСА 318-05-совместимый приземистые стены
Глава 21 МСА 318-05 требует подкрепления в несущие стены быть непрерывным и равномерно распределенной по плоскости сдвига; соотношения Сети укреплению ч к югу ^ W ^ / л ^ к югу W ^ не превышает 2,0, что вертикальные веб армирования Nv быть не менее горизонтальной Сети укреплению отношение В таблице 2 представлены аналогичные данные в таблице 1, но только для тех 56 (из 120) приземистые стены в базу данных, которая соответствует требованиям МСА 318-05.
Сравнение среднего, средний, и процент по-прогнозы в таблицах 1 и 2 показывает, что уравнения Sets я через V более unconservative если только ACI 318-05-совместимый стены считаются. (1990) уравнение Вуд обеспечивает наилучшую оценку максимальной прочности на сдвиг при средней значение V ^ югу N5 ^ / V ^ ^ к югу пика равна 1,01 и 0,34 в COV. Уравнение Установить II дает среднее значение V югу ^ N2 ^ / V ^ ^ к югу пика равна 1,00, а COV, связанные с этим систему уравнений (0,38) больше, чем уравнение, В. уравнений Глава 11 МСА 318 -05 обеспечить наиболее консервативных прогнозов средней максимальной прочности на сдвиг для ACI 318-05 - соответствует стен.
Группа 3: Shear-критических приземистые стены
Сдвига критической стена была определена как стены измеряется сила сдвига пика меньше поперечной силы, связанные с разработкой ожидаемых прочность на изгиб, как определяется перекрестный анализ разделе. Семьдесят три из 120 приземистые стены были признаны сдвига критической.
Рис 13 приведена зависимость V ^ югу гибкого ^ / V ^ ^ к югу пик соотношении с момента сдвига коэффициент, где V ^ ^ к югу гибкого является поперечной силы, связанные с разработкой стены прочность на изгиб (именуемый в дальнейшем сдвига изгиб силы). Точек данных в заштрихованной области соответствуют сдвига критической стены, образующие эту группу. Рисунок 13 показывает, как и ожидалось, что стены с небольшими момент сдвига отношения, как правило сдвига критической, и что стены с момента сдвига соотношения 1,5 и более, как правило, изгиб критически важным фактором.
В таблице 3 приведены результаты для сдвига критической стен. Рисунок 14 представляет окна и ус-участки, как и на рис. 4, для сдвига критической стен. Если набор данных ограничивается этими стенами, сравнение результатов, представленных в таблицах 1 и 3 показывает сокращение доли unconservative прогнозы для уравнения Sets я через III. Вуда (1990) уравнение (уравнение, V) наилучшие оценки прочности на сдвиг сдвига критической стены средней величины отношения V ^ югу N5 ^ / V ^ ^ к югу пика равна 0,93 и относительно небольшой COV. Уравнений главы 11 ACI 318-05 обеспечить самые консервативные оценки, как измеряется средний результат. Процедуры др. Барда и др. (1977) и ASCE / SEI 43-05 существенно unconservative для сдвига критической стен.
Рис 15 приведена зависимость Данные рис. 15 попытка выделить конкретный вклад в прочность на сдвиг в главе 21,7 МСА 318-05, предполагая, что дает усиление горизонтальных Интернете. Кусочно-линейное представление (21,7) МСА 318-05 также показано на рисунке. Отрицательных значений 15 показывают, что некоторые из стен, либо не потерпеть неудачу в диагональных напряженности и / или усиление горизонтальных не поддавался. Важно отметить, что разброс в прогнозировании параметров является значительным. Никаких выводов, касающихся соответствующего значения для 0
Группа 4: МСА 318-05-совместимый сдвига критической приземистые стены
24 приземистые стены в группе 4 являются ACI 318-05 - соответствует и сдвига критической. В Таблице 4 приведены результаты этих стенах. Сравнение результатов, представленных в таблицах 3 и 4 свидетельствует об улучшении прогнозов Уравнение множеств I, II, V и для группы 4 стены в терминах стандартных отклонений. (1990) уравнение Вуд в очередной раз дает лучшие оценки пика прочность на сдвиг ACI 318-05-совместимый сдвига критической стены со средней стоимостью 1,00 для V югу ^ N5 ^ / V ^ югу пика ^ и относительно небольшой COV . Уравнений главы 11 ACI 318-05 снова предоставить самым скромным подсчетам пика, как прочность на сдвиг измеряется средний результат. Уравнений и др. др. Барда. (1977) и ASCE / SEI 43-05 обеспечить существенно unconservative предсказания максимальной прочности на сдвиг для ACI 318-05-совместимый сдвига критической стен.
ПРОЧНОСТЬ деградации корточки железобетонных стен
На рисунке 1 представлены первые четверти нагрузка-смещение "для приземистый железобетонная стена испытания при циклическом нагружении (Синг 1980). Максимальный предел прочности на сдвиг стены, V ^ ^ пика к югу, был записан на горизонтальное перемещение 10 мм (0,39 дюйма), что соответствует истории дрейф 0,67%. Сопротивление стены уменьшилась с повторными велосипеде смещения равна или превышает 10 мм (0,39 дюйма).
Для количественной оценки потери прочности на сдвиг при повторных велосипедного для всех стен в базе данных, сдвига и сильные Vpeak2 Vpeak3 были извлечены в связи с перемещением, за Заметим, что выбор загрузки протокола будет влиять на темпы деградации, но не определена в настоящем документе. Рисунок 16 представляет среднее значение и стандартное отклонение (в скобках) в V ^ югу peak2 ^ / V ^ ^ пика к югу и к югу V ^ peak3 ^ / V ^ ^ к югу пика для трех диапазонов стены пропорции. Наибольший процент потери прочности при повторном велосипеде наблюдается в этих стенах с пропорциями менее 1,0: средние значения V ^ югу peak2 ^ / V ^ ^ пика к югу и к югу V ^ ^ peak3 / V ^ ^ к югу пиков 73 % и 43% соответственно. Значения V ^ югу peak2 ^ / V ^ ^ пика к югу и к югу V ^ peak3 ^ / V ^ ^ к югу пика возрастает с увеличением отношения стене аспект, в котором указывается, что сила деградация наиболее тяжелыми для стен с низким пропорциями . Дисперсии больше в третий цикл, чем вторая для всех пропорций ..
Рисунок 17 представляет соотношение прочности на сдвиг предсказал по формуле Установить Я к югу V ^ ^ и peak2 V ^ ^ к югу peak3 в зависимости от соотношения горизонтальной укрепление сети. Как и ожидалось, существенно переоценивает уравнения второго и третьего сильные экскурсия сдвига.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Экспериментально измеренные пик сильные сдвига 120 приземистые прямоугольные стены по сравнению с номинальной сильные сдвига предсказал пяти уравнений, представленных в ACI 318-05, Барда и др.. (1977), ASCE / SEI 43-05, и Вуд (1990). Результаты были представлены с помощью четырех групп приземистые стены: 1) все стены 120, 2) МСА 318-05-совместимый стены, 3) сдвига критической стен, а также 4) МСА 318-05-совместимый сдвига критической стен.
Основные выводы этого исследования:
1. Разброс значений максимальной прочности на сдвиг предсказал все уравнения является существенным. Большинство консервативных прогнозов сдвигу были получены для слабо укрепленные стены;
2. Лучшие прогнозы максимальной прочности на сдвиг прямоугольных приземистых стенах были получены с помощью уравнения Вуда, который дал средней и средние значения отношения computedmeasured тесном силы пика в 1,0 и последовательно наименьший COV для всех четырех групп стен. Большинство (1990) оценкам Вуда максимальной прочности на сдвиг, регулируются нижний предел на трение на стенке.
3. Номинальной уравнений силу главы 11 ACI 318-05 целом является наиболее консервативным (самая низкая) оценки максимальной прочности на сдвиг;
4. Процедуры Барда (1977) и ASCE / SEI 43-05 последовательно переоценили прочность на сдвиг пика прямоугольной стены в базе данных и не должны использоваться для стен доля сдвига прямоугольного сечения.
5. 20 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (1,66 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа), предельного напряжения сдвига в ASCE / SEI 43-05 не была достигнута к любой стене в базе данных и должны быть пересмотрены;
6. Приседания железобетонных стен сдвига пройти к значительной потере прочности на сдвиг при повторных велосипеде или за смещение, соответствующее сдвигу пика. Сила потерь является более быстрым в стенах с низким пропорциями и
7. Лучше уравнений, необходимых для приземистый железобетонных стен оценить как пик силы и потери прочности и жесткости при повторном велосипеде. Уравнение (ы) для максимальной прочности на сдвиг должна учитывать альтернативные виды отказов и включают в себя переменные для тех параметров, которые влияют на прочность на сдвиг. Уравнений (ы) должны быть предусмотрены средней оценки максимальной прочности на сдвиг только с малой дисперсией.
Авторы благодарят С. Вуд, J. Мол, М. Sozen, Д. Рот за предоставление информации о тестах приземистых стенах и помощь в заполнении базы данных приземистые стены.
Нотация
^ V = югу области горизонтального подкрепление в расстоянии с, in.2
^ К югу Ф. = области общей арматуры (сумма площадей вертикальной Сети и укрепление граничных элементов), пересекающих плоскости сдвига, in.2
^ К югу W ^ = площадь стены, in.2
COV = коэффициент вариации
г ^ к югу 1 = расстояние от крайней волокна сжатия местонахождения равнодействующая сил в вертикальной усиление напряженности и принимается равной 0.8lw если большее значение определяется по деформации анализа совместимости, дюйм
D ^ 2 югу = расстояние от крайней волокна сжатия области тяжести стене вертикальную усиление напряженности, дюйм
г ^ к югу 3 = расстояние от крайней волокна сжатия местонахождения равнодействующая сил в вертикальной усиление напряженности, которые могут быть определены из штамма анализ совместимости и принимается равной, если не 0.6lw анализ проводится, дюйм
е '^ к югу с = прочность на сжатие бетона, фунтов на квадратный дюйм
F ^ югу Y1 = усиление текучести использоваться. SE
F ^ югу Y2 = усиление текучести для сочетания вертикальных Сети и граничных элементов арматуры, фунтов на квадратный дюйм
F ^ югу YH = текучести горизонтальной укрепление Сети, пси
F ^ югу уу = текучести усиление вертикальной Сети, пси
ч к югу ^ W ^ = высота стены, дюйм
к югу л ^ W ^ = длина стены, дюйм
M ^ к югу и ^ = момент в разделе фунтов в.
N ^ к югу и ^ = осевой нагрузки, что отрицательно на растяжение, фунты
ы = шаг горизонтальной арматуры в стене, дюйм
т к югу ^ W ^ = толщина стены, дюйм
V ^ к югу с ^ = номинальный предел прочности на сдвиг при условии бетоном, фунты
V ^ к югу гибкого = поперечной силы, связанные с разработкой прочность на изгиб, фунт
V ^ к югу N1 = номинальной прочности на сдвиг, фунты, в главе 21,7 МСА 318-05
V ^ к югу N1 * = номинальной прочности на сдвиг, фунты, в главе 21,7 МСА 318-05 без каких-либо верхний предел напряжения 10 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,83 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа)
V ^ к югу N2 = номинальной прочности на сдвиг, фунты, в главе 11,10 МСА 318-05
V ^ к югу N3 = номинальной прочности на сдвиг, фунты, в Барде (1977)
V ^ к югу N4 = номинальной прочности на сдвиг, фунты, в ASCE / SEI 43-05
V ^ к югу N5 = номинальной прочности на сдвиг, фунты, за Вуд (1990)
V ^ к югу пик = измеряется сила пик сдвига, фунты
V ^ к югу peak2 = поперечная сила, фунты, добываемого на второй перемещения в экскурсию
V ^ к югу peak3 = поперечная сила, фунты, выделенных в связи с перемещением в третий экскурсия
V ^ к югу ы = номинальной прочности на сдвиг при условии горизонтальной арматуры, фунты
V ^ к югу и ^ = поперечная сила в сечении, фунт
V ^ к югу п = номинальное напряжение сдвига пика, пси
2, и изменяется линейно на 1,5
* Момент сдвига отношений нормированы фактическая длина стены в настоящем документе.
[Кинжал] Некоторые авторы использовали куб силы, а не цилиндра силы доклад прочность на сжатие бетона: куба силы были преобразованы в цилиндре за сильных др. Mindess и др. (2003).
* Уравнение Установить III использует вертикальные отношение укрепление Сети рассчитать максимальный предел прочности на сдвиг, а не горизонтальной укрепление Сети использовали в предыдущих расчетах прочности.
Ссылки
ACI Комитет 315, 2005, "Строительный кодекс Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 430 с.
Александр, CM; Heidebrecht, AC и Цзо, В. К., 1973, "Циклические нагрузочных тестов на сдвиг стены," Материалы, Пятая Всемирная конференция по сейсмостойкого строительства, Рим, с. 1116-1119.
ASCE, 2005, "критерии сейсмостойкости конструкций, систем и компонентов на ядерных объектах (ASCE / SEI 43-05)," Американское общество гражданских инженеров, Рестон, В. А., 96 с.
Барда, F.; Хансон, JM и Корли, РГ, 1977, "Прочность на сдвиг малоэтажных Стены с граничных элементов", железобетонных конструкций в зонах сейсмической, SP-53, американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, стр. . 149-202.
Карденас, АЕ Рассел, HG и Корли, РГ, 1980, "Сила низкое повышение структурной стен, железобетонных конструкций, подверженных ветровой и землетрясения сил, SP-63, американский институт бетона, Фармингтон, М., стр. 221. -241.
Cheng, FY, 1992, "Муфта изгиб и срез гистерезисные модели Малоэтажное RC Стены," Бетон Shear в землетрясении, Хьюстонский университет, Хьюстон, штат Техас, с. 276-288.
Cheng, FY; Лу, KY, и Ян, JS, 1994, "Аналитические и экспериментальные исследования структуры RC с Малоэтажное Shear Стены", Труды, Пятый США по национальной конференции по сейсмостойкого строительства, Chicago, IL, с. 45-54 .
Cheng, FY, и Ян, JS, 1996, "Гистерезис Правила и дизайн параметров оценки RC Малоэтажное Shear стен и зданий с отверстиями", Департамент строительства, Университет Миссури-Ролла, Rolla, MO, 344 с.
Endebrock, E.; Дав, R.; и Данвуди, WE, 1985, "Анализ и тесты на небольших Стены Shear FY-82 Заключительный доклад, Доклад № NUREG/CR- 4274, Комиссия по ядерному регулированию, Вашингтон, DC , 53 с.
Грайфенхагена, C., и Lestuzzi П., 2005, "Статическая циклических испытаний по Слегка железобетонных стен сдвига", инженерных сооружений, V. 27, с. 1703-1712.
Gulec, CK, 2005, "Ultimate Прочность на сдвиг приземистых прямоугольных железобетонных стен," MS тезис, Департамента по гражданским, структурной и инженерной экологии, Университет штата Нью-Йорк в Буффало, Буффало, штат Нью-Йорк, 222 с.
Эрнандес, BO, 1980, "Diseno-де-де Muros бетонной Con Кортант Por Фалья," Инженерного института, Национального автономного университета Мехико, Мексика, 165 с. (На испанском)
Идальго, ПА, Иордания, R.; и Ледесма, CA, 1998, "Экспериментальное исследование железобетонных стен под Shear провал", Труды, США Шестой Национальной конференции по сейсмостойкого строительства, Сиэтл, штат Вашингтон.
Идальго, PA; Ледесма, CA и Иордании, RM, 2002, "Сейсмическая Поведение приседаний железобетонных стен, ножницы," Землетрясение Spectra, документ № 297, EERI, V. 18, № 2, с. 287-308.
Hirosawa, М., 1975, "Прошлое Экспериментальные данные по железобетонных стен Shear и анализа на них", Kenchiku Kenkyu Shiryo, № 6, строительство научно-исследовательского института Министерства строительства, Токио, Япония, 277 с. (На японском)
Хуан, CC, и Шеу, М., 1988, "Экспериментальные и теоретические исследования по сейсмостойкости поведения Малоэтажное RC Стены сдвига", Труды, девятой Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Токио-Киото, Япония, с. 6/35-6 40.
Хуан, CC, и Шеу, М., 1994, "Экспериментальные и теоретические исследования RC Shear Стены при различных осевой и боковой нагрузки", Труды, Пятый США по национальной конференции по сейсмостойкого строительства, Chicago, IL, с. 15-24 лет.
Lefas, ID; Kotsovos, MD и Ambraseys Н.Н., 1990, "Поведение железобетонных Структурные Стены: Сила, деформационные характеристики и механизм разрушения", ACI Структурные Journal, V. 87, № 1, январь-февраль , с. 23-31.
Lefas, ID, и Kotsovos, MD, 1990 ", прочностных и деформационных характеристик железобетонных стен под нагрузкой Восстановление", ACI Структурные Journal, V. 87, № 6, ноябрь-декабрь, с. 716-726.
Лопес, MS, 2001a, "Экспериментальная Shear доминируют Ответ RC Стены: Часть I-Цели, методология и результаты", инженерных сооружений, V. 23, с. 229-239.
Лопес, MS, 2001b, "Экспериментальная Shear доминируют Ответ RC Стены: Часть II-Обсуждение результатов и дизайн последствия", инженерных сооружений, V. 23, с. 564-574.
Майер, J., и Th
Майер, J., 1992, "Shear Тесты стены," Бетон Shear в землетрясении, Хьюстонский университет, Хьюстон, штат Техас, с. 85-94.
Мохаммади Doostdar, H., 1994, "Поведение и проектирование сейсмостойких Малоэтажное Shear Стены", кандидатская диссертация, Департамент строительства, Университет Оттавы, Оттава, Канада, 234 с.
Mindess, S.; молодых, JF, и Дарвин, D., 2003, Бетон, Prentice Hall, NJ, 644 с.
Pilakoutas, К., и Elnashai А., 1995a, "Циклические Поведение железобетонных Консольные стены, часть I: экспериментальные результаты," Структурные ACI Journal, В. 92, № 3, май-июнь, с. 271-281 .
Pilakoutas, К., и Elnashai А., 1995b, "Циклические Поведение железобетонных Консольные стены, часть II: Обсуждения и теоретической сравнения", ACI Структурные Journal, В. 92, № 4, июль-август, с. 425-434.
Пилетт, FC, 1987, "Поведение сейсмостойких приседаний Shear Стены," MS тезис, Департамент строительства, Университет Оттавы, Оттава, Канада, 177 с.
Роте, D., 1992, "Untersuchungen Zum nichtlinearen Verhalten фон Stahlbeton wandschieben унтер Erdbebenbeanspruchung", диссертация, Fachbereich Konstruktiver Ingenieurbau, дер Technischen Hochschule Дармштадте, Германия, 161 с. (На немецком)
Salonikios Т.Н.; Kappos, AJ; Tegos, И. А. и Penelis, Г. Г., 1999, "Циклические нагрузки Поведение низкотемпературной Стройность железобетонных стен: Дизайн основы и результаты тестов", ACI Структурные Journal, V. 96, № 4, Июль-август, с. 649-660.
Синг, AJ, 1980, "пластичность приседаний Стены сдвига", Research Report 80-8, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, 142 с.
Wasiewicz, ZF, 1988, "Скользящие Shear в малоэтажном Shear Стены под Восстановление Боковая нагрузка," MS тезис, Департамент строительства, Университет Оттавы, Оттава, Канада, 127 с.
Wiradinata, S., 1985, "Поведение приседаний Стены под нагрузкой Восстановление," MS тезис, Департамент строительства, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 171 с.
Вуд, SL, 1990, "Прочность на сдвиг малоэтажных железобетонных стен," Структурные ACI Journal, V. 87, № 1, январь-февраль, с. 99-107.
Се, L., и Сяо Ю., 2000, "Исследование Модернизация существующих приседаний бетонные стены ножницы, Доклад № USC-выдачи 2000-5, Департамент строительства, Университет Южной Калифорнии, Лос-Анджелес, Калифорния, 111 с.
Входящие в состав МСА Джевдет К. Gulec является аспирант научный сотрудник Университета штата Нью-Йорк в Буффало, Буффало, штат Нью-Йорк. Он получил степень бакалавра в Стамбульском техническом университете, Стамбул, Турция, в 2002 и степень магистра в Университете штата Нью-Йорк в Буффало в 2005 году. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА Эндрю С. Уиттакер является профессором структурной инженерии в Университете штата Нью-Йорк в Буффало. Он получил степень бакалавра в Университете Мельбурна, Мельбурн, Австралия, в 1977 и степень магистра и докторскую степень в Университете Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния, в 1985 и 1988 годах, соответственно. Он является членом комитета ACI 349, железобетонных ядерных структур. Его исследовательские интересы включают землетрясения и взрыва техники, на основе оценки выполнения проектирования и сейсмических защитных систем.
Божидар Stojadinovic, ВВСКИ, является адъюнкт-профессором структурной инженерии в Калифорнийском университете в Беркли. Он получил Dipl.Ing. Инженер-строитель из университета в Белграде, Сербия, в 1988 году, его MS из Carnegie Mellon University, Питтсбург, штат Пенсильвания, в 1990 году и степень доктора философии в строительстве из Калифорнийского университета в Беркли в 1995 году. Он является членом комитетов МСА 335, композитный и гибридных структур; 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; 349, Бетон ядерных структур; 374, производительность основе сейсмических Дизайн бетонных конструкций; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI- ASCE Комитет 445, сдвига и кручения. Его исследовательские интересы включают вероятностные performancebased сейсмического проектирования ядерных сооружений и мостов.