Поведение Слэб-Column соединения существующих плоских структур
Экспериментальные результаты пять крупномасштабных изолированных соединений плиты колонки подвергнуты три типа загрузки истории представлены. Узлы представлены типичные плоские строительства спроектированных до 1980-х были низкие плиты отношения арматуры и разрывными нижней укрепления на колонку. Образцов неудачу в пробивая после продолжительных плиты изгиб уступая при различных условиях нагружения. Повреждений, вызванных моделирования сейсмических нагрузок не снижает способность соединения перфорации под действием силы тяжести нагрузки. Жесткость после землетрясения связи был значительно сокращен. Соотношение изгиба укрепление оказали значительное влияние на прочность и жесткость соединения.
Ключевые слова: циклические нагрузки; плоские; боковой дрейф потенциала, удары силы, плиты столбцов соединения.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Относительно низкая стоимость строительства и снизить высоту история привела к широкому использованию систем плоских слово легкогруженом структур, таких как жилых или офисных зданий в обеих nonseismic и сейсмических районах. Слэб-столбец соединения плоских структур, однако, склонны к перфорации неудачу, и в результате перераспределения тяжести нагрузки может привести к катастрофическим прогрессирующее обрушение здания.
Рабочего напряжения метод использовался в ACI 318-51 до ACI 318-631-3 Кодекса. С ACI 318-71,4 конечной расчетной прочности для двусторонней сдвигу плоских пластин была той же лишь с незначительными изменениями. С той же геометрии колонке, загружать и свойств материала, сдвига дизайн, основанный на рабочее напряжение обычно требуется от 30 до 50% толще, чем у плиты под более последние код provisions.4-6 С 1950-х годов, плиты изгиб дизайн и укрепление подробно правила мало изменилась. Обязательным условием для непрерывного укрепления нижней через колонку, чтобы предотвратить прогрессирующее обрушение был добавлен в ACI 318-89.5
Для плоской пластине структура, расположенных в зоне умеренной и высокой сейсмичности, типичная практика предусматривает двойную систему, где на плоской пластине предполагается осуществлять только нагрузки тяжести и поперечных стен или по периметру рамки бокового сопротивления нагрузки. Тем не менее, на плоской пластине должен сохранять свою тяжесть нагрузки, а структура претерпевает поперечной деформации индуцированных сейсмических возбуждений. Исследования по slabcolumn соединения подвергаются комбинированному тяжести и боковые нагрузки, такие, как сообщили в Список 7 до 12, показали, что боковое потенциала деформации slabcolumn соединений была уменьшена на повышенную нагрузку тяжести, действующей на плиту. В результате, новое положение, которое ограничивает боковой дрейф interstory в зависимости от степени тяжести нагрузки был добавлен в ACI 318-05.6
Данные испытания ограниченной существуют в связи с исполнением существующих плоских пластин предназначены следующие коды, которые не требуют постоянного укрепления нижней по столбцам. Дуррани и др. al.11 сообщила о результатах испытаний в два отсека плоских образцов, содержащих один интерьер и два соединения края Робертсон и Johnson12 исследовали ряд изолированных интерьера соединений плиты колонки. В ходе этих испытаний, подробно старых плоских строительства был смоделирован и последствия тяжести нагрузка на соединение поведения изучались.
Несмотря на прогресс, исследования и усовершенствования кода, некоторые опасения возникли в результате оценки существующих плоских структур. Во-первых, изменения в построении функции может потребоваться структуры нести больше груза, чем сила тяжести, что рассматривается в оригинальном дизайне. Во-вторых, даже если плоских пластин выжить землетрясения, сейсмические нагрузки могут значительно повредить плиту бетон в плите столбцов соединения. Учитывая, что конкретные рассматривается как основной поставщик сопротивления сдвигу в связи после землетрясения тяжести грузоподъемностью становится основной проблемой.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Это исследование докладов экспериментальных результатов крупных единичных экземплярах представителем типичных существующий интерьер соединений плиты колонки. Тестовых данных предоставит ценную информацию о пробивая прочность плит столбца соединения и без ущерба из-за боковой загрузкой, способность соединения деформирования и разрушения механизма при различных условиях нагрузки, а эффект плит изгиб соотношение сил на укрепление связи и жесткости. Результаты исследования предоставляют данные и рекомендации для оценки структурных и модернизации дизайна взрослыми flatplate структур.
Экспериментальная программа
Прототип структуры
Прототип структура представляет собой многоэтажное здание офиса разработан с использованием ACI 318-71 и находится в районе повышенной сейсмической опасности. С 3,66 м (12 футов) рассказ высоты, четыре бухты в краткосрочной направлении и пять в долгосрочном направлении, эта структура состоит из плоских этаже системы, предназначенные для перевозки только загружает тяжести и внешние рамки по периметру, чтобы обеспечить боковой сейсмостойкости. Железобетонная плита была поддержана на +610 мм (24 дюйма) квадратных колонн в нижние этажи и охватывает 6,4 м (21 футов), измеренные в столбце центров. Нагрузки услуг тяжести включала 5,4 кПа (112,5 фунтов/фут2) плиты собственный вес, 0,96 кПа (20 фунтов/фут2) дополнительных мертвым грузом для отделки полов и разделительных перегородок, а также 2,4 кПа (50 фунтов/фут2) накладывается временная нагрузка . В сейсмических деформаций, 25% от живой груз, в дополнение к мертвым нагрузок, предполагалось, что действует на структуру.
Плита была создана с использованием 60 Оценка арматуры и бетона с заданной 27,6 МПа (4000 фунтов на квадратный дюйм) прочность на сжатие. Нижней укрепление было прекращено в 229 мм (9 дюймов) в колонку. С определенного размера столбцов и указанные прочности бетона, плиты толщиной 229 мм (9 дюймов) удовлетворены требования кодекса ACI 318-71 плиты для сдвига двусторонних и отклонения в эксплуатации.
Испытаний узлов
Пять образцов были изготовлены и испытаны на провал. Образцов представлены 2/3-scale моделей внутренних соединений slabcolumn ограниченной плиты центральные прототипа структуру. Каждый образец состоял из плитки измерения 4267 мм (14 м) площади и 152 мм (6 дюймов) толстые и 406 мм (16 дюймов) квадратных колонке продлении 1397 мм (55 дюймов) за пределы верхней поверхности плиты и 1016 мм (40 дюймов) за пределы нижней поверхности.
Обозначение образцов состояла письма (ы) с указанием условий нагрузки, затем число, показывающее долю в верхней усиление плиты шириной с 3h сосредоточены на колонку, где с размера столбцов и ч толщина плиты. Образцов и связанные с историей нагрузки следующим образом:
1. Образцы G0.5 G1.0 и были загружены вертикально (без боковой нагрузки) для непринятие мер по расследованию связи тяжести грузоподъемности;
2. Образцы L0.5 подвергался постоянной загрузки тяжести в сочетании с циклической боковой загрузкой с отказом от изучения связи прочность, жесткость деградации и деформации потенциала в случае землетрясения;
3. Образцы LG0.5 и LG1.0 подвергались же нагрузку, как L0.5 образца до 1,25% бокового дрейфа производить плиты ущерб, но без сбоев. За этим последовало вертикальной загрузкой, чтобы в случае непроведения расследования потенциала тяжести загрузки плит столбцов соединения повреждены боковые нагрузки.
№ 4 баров (13 мм в диаметре) были использованы для верхней арматуры в полосе столбцов и № 3 бара (диаметр = 10 мм) для усиления в других странах. Плиты все образцы имели номинальную 13 мм (0,5 дюйма) четкие конкретные покрытие сверху и снизу подкрепления, в результате чего средняя эффективная глубина +127 мм (5 дюймов). Бары параллельно боковой загрузкой направлении были размещены ближе к поверхности плиты. Укрепление подробнее в одном квадранте (образцы были симметричны относительно обеих осей через колонку центра) L0.5 образцов, LG0.5 и G0.5 приведены на рис. 1. Средний коэффициент подкрепления 0,5% для лучших баров в колонке полосы и 0,25% для усиления в других странах. Для исследования влияния изгиба плит на укрепление связи поведения, расстояние от верхнего бара, в которых с 3h области образцами LG1.0 и G1.0 была сокращена наполовину, как показано на рис. 2, что привело к 1,0% верхнего отношение укрепления в этой области. Такая концентрация укрепление часто используется в более поздние плоские строительства, поскольку он может уменьшить отклонения плиты под нагрузкой услуг тяжести.
Количество и расположение баров в других областях, были идентичны тем, кто в L0.5 образцов, LG0.5 и G0.5. Столбцов и всех образцов были сильно укреплены так, чтобы они по-прежнему упругих под боковой загрузкой. Образцы были построены с normalweight конкретные, имеющие определенный 27,6 МПа (4000 фунтов на квадратный дюйм) прочность на сжатие. Фактических свойств материалов из стали и бетона (на момент тестирования) приведены в таблице 1 ..
Испытание установки и приборы
Нелинейные конечных элементов analyses13 проводились на прототип структуры и изолированных плиты колонки узлов при поперечном и тяжесть нагрузки. Соответствующие граничные условия для испытаний образцы были отобраны для производства изгибающий момент и сдвигу плиты сопоставимы с прототипом в непосредственной близости от колонны, где больше всего вреда ожидалось.
План и высота просмотров испытания установки для комбинированной нагрузки показана на рис. 3. Восемь вертикальных стоек с clevises на каждом конце были симметрично вокруг колонны, чтобы удержать вертикальное смещение плиты. Горизонтальные стойки был использован для боков удержать нижней части колонны и передачи горизонтального реакция на реакцию стены. Два крутильных подпорки, параллельно плоскости плиты и pinconnected к стене реакции и плиты, были использованы для предотвращения образца от вращающихся вокруг вертикальной оси колонны. Гравитация нагрузка моделировалась вертикально вверх применения нагрузки через колонку помощью гидравлического домкрата. Сейсмические движения был смоделирован с применением водоизмещением до желаемого уровня дрейфа в верхней колонке через сервоприводом гидравлического привода. Вертикальное расстояние между двумя clevises подключен к колонке верхнего и нижнего концов определили 2438 мм (8 футов) эффективная высота колонны. Тестовая конфигурация 2, как показано на рис. 4 был разработан для тестирования образцов на чистый груз тяжести.
Плита была загружена монотонно через тот же разъем вертикальной использоваться при комбинированном нагружении. Четыре стойки, были использованы для передачи растягивающих реакций на сильный пол. Clevises на стойках были ориентированы чтобы свести к минимуму ограничения на ожидаемые деформации пластины. Привод braced образцов, как гравитация, нагрузка была применена. Прикладная нагрузки измеряется с помощью датчиков, смещения использованием преобразователей перемещения, а также сталь и бетон штаммов тензодатчиков установлены на отдельных участках ..
Тестирование процедуры
До боковой загрузкой для образцов L0.5, тяжесть сдвиг к югу V ^ г = 105 кН (23,5 KIPS) на критической секции вокруг колонны была введена с применением вертикальной нагрузке 118 кН (26,4 KIPS) и вычитая 12,9 кН (2,9 KIPS) для учета веса колонны и нагрузки аппарата прилагается к колонке. Тяжести сдвига на критический раздел был предназначен для имитации мертвым грузом плюс 25% от дизайна жить нагрузка, действующая на этажах прототип структуры. Соответствующие тяжести сдвига отношение V ^ к югу г ^ / V ^ с ^ к югу был 0,23, где V ^ с ^ к югу является двусторонней прочность на сдвиг на основе ACI 318-05 provisions.6 После тяжести нагрузки, образцами L0.5 было подвергается деформации боковых откат на рис. 5 с повышением уровня бокового дрейфа, пока соединение не удалось.
Две фазы испытаний были использованы для образцов LG0.5 и LG1.0. Во-первых, они подвергались комбинированной загрузки с использованием тест установки 1. То же соотношение сдвига тяжести для образцов L0.5, V ^ югу г ^ / V ^ к югу с = 0,23, была применена к Образцы LG0.5 и LG1.0 для определения начальной загрузки тяжести. Соответствующий сдвиг тяжести 119 кН (26,8 KIPS) для LG0.5 образца и 107 кН (24,1 KIPS) для образцов LG1.0. Чтобы избежать сбоя подключения штамповки на основе испытаний наблюдения с образцами L0.5, боковые нагрузки на образцы LG0.5 и LG1.0 было прекращено после велосипеде на 1,25% дрейф, как показано на рис. 5. В ходе второго этапа испытаний, испытаний установки 2 был использован и поврежденных образцов вертикально загружены на провал.
В комбинированной нагрузки на L0.5 образцов, LG0.5 и LG1.0, изначально претендовал тяжести нагрузка постоянно поддерживается на уровне примерно постоянном уровне. Три цикла были применены на каждом уровне дрейфа. Образцы G0.5 G1.0 и были загружены на провал испытаний использованием установки 2 без применения каких-либо поперечной деформации.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ
Ответ образцы подвергались комбинированной загрузки
Боковая нагрузка дрейфа response.Figures с 6 по 8 показать измеряется ответ боковой нагрузки дрейфа L0.5 образцов, LG0.5 и LG1.0. Дойдя до 0,5% боковой дрейф, гистерезисных петель всех трех образцов выставлены значительные щипать, указывая прочность и жесткость, деградации, а также низкий потенциал диссипации энергии связи. Максимальный боковой нагрузки достигается в L0.5 образца 50,7 кН (11,4 KIPS) на 1,5% и 52,5 кН (11,8 KIPS) .1.5% в дрейф. После этого соединение выдержало дополнительные 0,5% дрейфа в то время как 90% от боковых грузоподъемность была сохранена. Провал L0.5 образцов происходило в дрейф на 1,6% после завершения цикла на 2,0% дрейфа. Хрупкое разрушение проявилось в внезапное падение обоих боковых и вертикальных нагрузок. Конверт кривые для трех образцов приведены на рис. 9.
Жесткость деградации плиты столбцов соединения опытный постепенной деградации боковой жесткости. На рисунке 10 показана секущая жесткость из трех образцов на вершине поперечной деформации первого цикла для различных уровней дрейфа. Секущая жесткость определяется как отношение несбалансированным момент, определяется по измеренным боковые нагрузки и эффективное высота колонны, в связи бокового дрейфа измеряется по отношению к реакции стены. В боковых откат деформации, значительные потери жесткости было очевидно из-за растрескивание бетона и укрепление уступая у колонны. При 1% дрейфа была достигнута, секущая жесткость лишь приблизительно от 50 до 60% от первоначальной стоимости. Отношение секущая жесткость LG0.5 образца, что и образцами LG1.0 колебалась от 0,6 (на 0,25% дрейфа) до 0,7 (на 1,25% дрейф), что указывает на существенное влияние армирования на связи жесткости.
Ущерб шаблон-четыре вида трещин, образующихся на верхней поверхности плиты: 1) периферической трещины вокруг колонны, 2) крутильных трещины в колонке стороны, 3) диагональных трещин, идущих из столбца плиты границ и 4) радиальные трещины вдоль изгиба арматуры. Крекинга моделей на плите верхней поверхности образца LG0.5 после знакомства 1,25% боковой дрейф, показаны на рис. 11. Тяжести нагрузки производится периферической трещины вокруг колонны. Такое растрескивание вообще не был подготовлен на колонке лица, но прежде изгиб укрепление ближе к колонке. Периферической трещин всегда были наиболее выраженные трещины с точки зрения глубины и ширины трещин на протяжении всей истории погрузки и рассказал о последней поверхности штамповки. Гравитация погрузки также вызвало радиальные трещины в верхней баров расширить внешние из колонки. С применением боковой нагрузки, диагональные трещины по отношению к углам плиты были обнаружены и более радиальные трещины были собраны. Прочность произошло растрескивание вдоль колонны лиц, но оставались в качестве вторичного повреждения по сравнению с периферической трещин.
Крутильных ориентированных трещин от 30 до 45 градусов к боковой загрузкой направлении были начаты на 0,5% дрейфа. После завершения циклов до 0,75% дрейфа, видимый изгиб трещины возникли на стыке колонны и плиты нижней поверхности. После 1,25% боковой дрейф был достигнут значительный крутящий крекинг появился на плите нижней части лица и нижней изгиб трещины выходит за рамки плиты колонки интерфейс ..
Образцы LG1.0 развитых крекинга модели похожи на LG0.5 образца. Нет видимых трещин была определена из-за тяжести нагрузки, однако, и трещины индуцированных боковой загрузкой были уменьшены, но плотной вокруг колонны. Плита ущерб образцами LG1.0 после велосипеде на 1,25% дрейф показано на рис. 12.
В образце L0.5, бетон откола произошло и периферической трещин широко открылись на 2,0% боковой дрейф. Значительный ущерб вокруг колонны на данном этапе загрузки вероятно, указал, что обрыва связи не было неизбежным. Провал L0.5 образца сопровождается обширной бетона откола, как колонна начала рыться в плиты и плиты изгиб подкрепление раздел из верхней поверхности плиты.
Сталь-деформированное растяжение профиля деформации верхней укрепление L0.5 образцов показана на рис. 13 для иллюстрации распространения плиты уступая в направлении поперек бокового смещения. Штаммы были записаны на пике смещение в течение первого цикла каждого бокового дрейфа уровне. Максимального растяжения всегда измеряется в лучших баров прохождении через колонки и через периферические трещин. В соответствии с первоначальным нагрузки тяжести, напряжение почти половина приносит штамм был записан. На дрейфа отношение 0,5%, уступая первое место. Уступая постепенно расширяется, насколько это поперечной деформации увеличилось, когда пик боковой нагрузки было достигнуто на 1,5% дрейфа, все бары в районе 508 мм (20 дюймов) от оси плиты столкнулись уступок. Между тем, в 1,5% дрейфа, нижнее укрепление L0.5 образцов выставлены деформации растяжения больше, чем доход по положительного изгиба. Следует отметить, что усиление разрывными дно встроен в колонке 152 мм (6 дюймов), только 40% от требуемой длины развития баров напряженности МСА 318-05.6 поперечного удержания предоставляемый 406 мм (16 в .) широкий столбец видимому достаточно для стали для достижения уступок.
Первый уступая место на 0,5% в дрейф LG0.5 образца и 0,44% в LG1.0 образца. Когда боковой загрузкой был остановлен на 1,25% дрейфа для этих двух образцов штаммов в нижней стали были ниже доходности ..
Ответ образцов, подвергнутых тяжести загрузки
Нагрузки отклонения ответ-измеряется вертикальной нагрузки от плиты ответ отклонение центра Образцы G0.5, G1.0, LG0.5 и LG1.0 сравнивается на рис. 14, где оси абсцисс отложена вверх центральной отклонения и координируют тяжесть нагрузки передаются из колонки на плите. Нагрузок на первом уступая растяжение укрепление, записанных с тензодатчиков в G0.5 G1.0 Образцы и также могут быть показаны на рисунке.
Три этапа загрузки для образцов G0.5 G1.0 и могут быть классифицированы в последовательности: 1) начальной загрузки к растрескиванию, 2) крекинга на первом приносит, и 3) первый уступая ошибка подключения. Ответ образцов G0.5 G1.0 и составляет примерно билинейных до первого уступок. Крекинга нагрузка возросла с 128 кН (28,8 KIPS) для G0.5 образца и 153 кН (34,3 KIPS) для образцов G1.0. После плиты крекинга, жесткость была больше, выше слоя с верхней отношение укрепления на колонку. Для удобства, начальная жесткость определяется как отношение нагрузки к отклонению оцениваются по крекинга, в то время как после взлома жесткость определяется из приращений нагрузки и отклонения от растрескивания и первым приносит. Отношение после первоначального растрескивания Жесткость 0,12 и 0,17 для образцов и G0.5 G1.0, соответственно. Очень немногие новые трещины наблюдались во втором этапе загрузки, где нагрузка-смещение ответ близка к линейной. Таким образом, увеличение деформаций в этой нагрузки этапе являются результатом трещины в непосредственной близости от колонки ..
Первый уступая место при нагрузке 245 и 277 кН (55,0 и 62,3 KIPS) для образцов и G0.5 G1.0, соответственно. После урожайных, связи жесткости постепенно деградировали из-за распространения уступая по плите. Измеряется пик нагрузки 312 и 403 кН (70,2 и 90,6 KIPS) для образцов и G0.5 G1.0, соответственно. Перфорация неудачи с резким снижением нагрузки состоялась отклонения около 25 мм (1 дюйм) для обоих образцов.
Наиболее значительным результатом Образцы LG0.5 и LG1.0 в том, что, несмотря на значительный ущерб, показанной на рис. 11 и 12, пробивая силы почти столько же, что и образцы G0.5 G1.0 и, соответственно. Иначе говоря, плиты ущерб введенные ранее применявшиеся циклического нагружения до 1,25% боковой дрейф не пагубное воздействие на связи тяжести грузоподъемности. Из данных, приведенных на рис. 14, однако, секущая жесткость LG0.5 Образцы и LG1.0 на тяжесть нагрузки уровень обслуживания был только 30 и 45% от их неповрежденных коллег. Слэб центральной прогибов в служебной нагрузки тяжести и в связи с тем, и штамповка силы четыре образцов, подвергнутых тяжести нагрузки приведены в таблице 2.
Ущерб шаблон-One периферической трещина, образовавшаяся на каждой стороне столбца в G0.5 образца вдоль бар, расположенный на 102 мм (4 дюйма) от колонны лицо. С ростом нагрузки, периферической трещин изогнутые вниз до пересечения столбца и нижней поверхности плиты (см. рис. 15) и разработал наклонные трещины, которые сформировали классический пирамидальной формы перфорации поверхности провал. Нет изгиб трещины видны в G0.5 образца в колонке лицо до штамповки произошел сбой.
Образцы были G1.0 ущерб схеме, похожей на том, что с образцами G0.5, кроме того, что: 1) меньше трещины вдоль решетки были произведены на поверхности плиты, 2) бетона spalled на большую площадь панели при перфорации недостаточность; 3) критической трещины, которые сформировали провал поверхности не могут быть признаны только из плиты поверхности из-за трещины шириной были похожи на прилегающих трещин и 4) наклонных трещин было начато на изгиб трещины на расстоянии 200 мм (8 дюймов .) из колонки лицо. Прочность растрескивание произошло на плите колонки интерфейс с образцами G1.0 после 60% от предельной нагрузки был применен, но оставались узкими трещинами и не было никаких существенных изменений в ответ прогиба от нагрузки.
Сталь и бетон деформации на рис. 15, представитель штаммов стали измеряется в G0.5 образца нанесены нормированные нагрузки, выраженной как отношение нагрузки V пределу прочности V ^ ^ УЛТ к югу. Приборы T1 и T2 были прикреплены на верхней панели, проходящей через колонки и B1 находится непосредственно под Калибровочные T1 на нижней панели. Прочность штаммы являются позитивными на этом рисунке. Появление наклонных трещин около 0.45V ^ ^ к югу прошлого месяца привели к быстрому росту стали штаммов. Растягивающих напряжений на датчики Т1 и Т2 показывают влияние склонны крекинга, которые установились между калибровочных местах. Потому что нагрузка-смещение кривой (рис. 14) имеет аналогичный профиль нагрузки деформации кривых для датчиков T1 и T2, плиты деформации имеют непосредственное отношение к концентрированной вращательной деформации на наклонных трещин. Нагрузки деформации кривой B1 указал деформации сжатия примерно до 0.5V ^ ^ к югу прошлого месяца.
Первый уступая место вокруг колонны примерно питанием 0.8В ^ ^ к югу прошлого месяца для образцов и G0.5 G1.0. Однако силы были переданы в прилегающих барах и открытия наклонной трещины был сдержан, чтобы жесткость деградации довольно постепенно. При пиковых нагрузок были достигнуты, уступая верхней усиление распространения поперечно по крайней мере 305 мм (12 дюймов) из колонки лицом в обоих образцах. Таким образом, большой деформации растяжения на B1 может быть результатом высокой местный изгиб в корне трещины из-за вращения плит на наклонной трещины и указал на небольшую площадь бетона при сжатии под наклонной трещины на сопротивление сдвигу.
Бетонные тензорезисторов, ориентированных на тангенциальных и радиальных направлениях по отношению к столбцу лица были прикреплены к плите поверхности дна в непосредственной близости от колонки с образцами G1.0. Записанных конкретных штаммов при пиковой нагрузке в обоих направлениях примерно 0,001.
ОБСУЖДЕНИЕ
Соединение силы
По данным ACI 318-05,6, если соотношение (CD) / д меньше, чем 5, силу двустороннего сдвига для внутренней связи с квадратными столбец определен как
V ^ к югу с = 0,33 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ ^ с ^ к югу (F' ^ с ^ к югу в МПа) (1)
, где ^ с ^ к югу = 4d (кд) есть площадь предполагается сдвига критической секции находится 0.5d от колонки лицо.
Выше формула дает сдвиг потенциала 503 кН (113 KIPS) для G0.5 образцов и 476 кН (107 KIPS) для образцов G1.0, стоимость 61% и 20% выше, чем измеряется сила штамповки, соответственно. Уравнение (1) был разработан силами объединенного ACI-ASCE Комитет 326,14 комитета упрощенной Мо? Фс formulation15 для подключения прочности на сдвиг и вывел эмпирическую формулу из консервативной припадке 198 тестов, выявивших при сдвиге. Следует отметить, что в этих документах, тот факт, слегка усилить связи, что выставлены общие уступая не рассматривается как разрушение при сдвиге. Отсюда следует, что уравнения. (1) не могут быть применимы для оценки силы штамповки связей с низким укрепление отношений, которые имеют большой изгиб приносит до штамповки из строя. Код КСР-МФП MC9016 рассматривает влияние верхней плиты отношение подкрепления связи прочности на сдвиг. Измеряется емкость образцов и G0.5 G1.0, однако, было только 75 и 88% прочности рассчитывается на основе кода КСР-МФП MC9016, соответственно ..
Для изготовления плит колонки связи с квадратными колоннами передав Vg тяжести сдвига и несбалансированным момент M ^ и ^ к югу, текущий код ACI рассматривает два различных видов отказов: разрушение при сдвиге и разрушение при изгибе. Предполагается, что часть, Предполагается, критических параллельной секции к колонне боковых граней. На основе этой модели, несбалансированное момент разрушение при сдвиге происходит, как
... (2)
где
... (3)
Кроме того, кодекс требует, чтобы плита усиление изгиба в ширину 3h с центром в столбце нести часть (1 - Изгибных сопротивление предоставлены M ^ югу е, 1 ^, негативные изгиба потенциала на одной стороне колонки изгиб лица и M ^ югу е, 2 ^, положительный потенциал на изгиб с другой стороны. С помощью процедуры нормы проектирования для определения несбалансированного момента разрушение при изгибе в связи приводит к
... (4)
Минимальное значение M ^ югу U, V ^ и M ^ к югу и, / ^ дает связь боковой силы M ^ и ^ к югу. В соответствии с процедурами, описанными ранее, образцами L0.5 должны не смогли на M ^ ^ и к югу = 78,6 кН-м (696 А-в.), Стоимость значительно ниже, чем 128 кН-м (1137 А-в.) Определяется от теста. Недооценка плит колонки связи изгиб потенциала с помощью кода положения также отметил Робертсон и Johnson.12 либо значение
Механизм подключения провал
До пробивая неудачи, все образцы выставлены общие уступая, как указано в вертикальной ответ прогиба от нагрузки для образцов, G0.5, G1.0, LG0.5 и LG1.0 и боковых ответ loaddrift для L0.5 образца. Таким образом, соединение неисполнение явилось следствием большой изгибной деформации, а не достижения номинального напряжения сдвига в слое вокруг колонны.
Сравнение результатов испытаний образцов, G0.5, LG0.5 и L0.5 содержит ценную информацию о возможности связи деформации. Сталь деформации растяжения указал, что в обоих загрузки тяжести и комбинированной нагрузки, деформации связи было сосредоточено на наклонной трещины. На рисунке 16 показана схема механизма деформации для образцов в двух видах нагружения после генерации наклонной трещины, которые произошли на расстоянии предположить 0.5d из колонки лицо. На этом рисунке, R обозначает радиус от колонны центр поддержки подпорки, предельной деформации, Для G0.5 Образцы и LG0.5 подвергаются тяжести нагрузки, Для L0.5 образца подвергаются комбинированному тяжести и боковые нагрузки,
Значения Близкие значения Кроме того, для соединения подвергались комбинированной загрузки и с заданной плиты местных вращательных потенциала Таким образом, наблюдения о влиянии гравитации на подключение сдвига боковой дрейф потенциала может быть объяснено ..
Пережив 1,25% дрейфа при комбинированной нагрузки, наклонных трещин в LG0.5 Образцы и LG1.0 есть связанные с изгиб трещины генерируется от нижней поверхности плиты на колонну из-за положительного изгиба. Учитывая, что ущерб от конкретных плиты из-за боковой деформации откат не влияет на способность соединения и штамповки, что только небольшой участок бетона при сжатии была доступна на наклонной трещины к сопротивлению сдвигу, дюбель действия лучших баров пересечения наклонной трещины может обеспечить значительную часть тяжести сдвига потенциала для поврежденных и неповрежденных соединений. Дюбель действий производит вне силу поднятия плоскости в конкретных внешних наклонной трещины и стремится разделить покрова над верхней арматуры. После расщепления происходит, дюбель действий исчезает, пробивая из строя, и подключение теряет местного потенциала деформации. В действительности, связи провал L0.5 образцов произошло вскоре после горизонтальных бетонных отслоение верхней мат стали около наклонной трещины выявлено не было.
На 2% боковой дрейф, нажав на плите верхней поверхностью, свидетельствует о степени расщепления и расслоения. Сделан вывод о том, что уменьшение силы дюбель или запретительных действий конкретных расщепления, возможно, увеличить емкость связи деформации ..
Действием силы тяжести нагрузка на соединение боковых потенциала деформации была признана в ACI 318-05,6 где боковой дрейф потенциала указано как ([прямой фи] = 0,75)
... (5)
На основании уравнения. (5), образцами L0.5 (V ^ югу г ^ / V ^ с ^ к югу = 0,23) следует поддерживать дрейф 2%, значение, равное наблюдаемого потенциала.
ВЫВОДЫ
Были сделаны следующие выводы на основе экспериментальных исследований пять с небольшим процентом армирования slabcolumn соединения подвергаются: 1) тяжести нагрузка на провал, 2) боковой загрузкой на неудачу, и 3) боковой загрузкой ввести связи после повреждения под действием силы тяжести нагрузка на неудачу:
1. Пробивая провал связи с низким отношения подкрепление не вызвал, достигнув критического напряжения сдвига под действием силы тяжести или боковой нагрузки. Такой отказ может быть лучше интерпретировать как деформации сдвига по инициативе неудачи, которые произошли, когда плиты вращательных потенциала деформации на наклонной трещины был исчерпан, которые могут быть отнесены к конкретному расщепления по плоскости, проходящей через верхнюю плиту арматуры;
2. Как укрепление соотношение увеличилось, емкость связи штамповки и поперечную жесткость, значительно увеличивается;
3. Повреждения плиты конкретных у колонны при циклическом нагрузку до 1,25% дрейфа не снижает тяжести связи грузоподъемность. Ущерб, причиненный циклической боковой загрузкой, однако, значительно сократили связи жесткости;
4. Для оценки потенциала тяжести нагрузки соединений в существующих плоских зданий с низким плиты укрепление отношений (менее 1%), ACI 318-05 положения могут переоценить двусторонней прочность на сдвиг, а также
5. Соотношение дизайна дрейф в ACI 318-05 для плиты столбцов соединения без пучков в зависимости от уровня приложенных нагрузок тяжести был достигнут в образец подвергается боковой загрузкой на провал. Соединение возможностей передачи несбалансированного момент значительно недооценены, используя код уравнений.
Авторы
Эта статья основана на результатах работы при поддержке Национального научного фонда по гранту № 0301632 и 0301395. Авторы благодарят за финансовую поддержку от Национального научного фонда и помощь С. Бартолетти, JR Кагли, Л. Д. Олсон, Л. Уилли, который служил на техническую консультативную группу. Любые мнения, результаты и выводы или рекомендации, изложенные в настоящем документе, являются мнениями авторов и не обязательно отражают точку зрения авторов.
Нотация
^ ^ К югу с = площадь критической секции для двусторонней сдвига
C = размер квадратного колонке
D = плита средней эффективной глубины
е '^ к югу с = конкретные цилиндрическая прочность на сжатие
Н = толщина плиты
M ^ подпункта е, 1 = изгиб потенциала для отрицательного изгиба оценивается в C 3h
M ^ подпункта е, 2 = изгиб потенциал для положительного изгиба оценивается в C 3h
M ^ к югу и, / = несбалансированного момента разрушение при изгибе
M ^ югу U, V = несбалансированного момента разрушение при сдвиге
V ^ к югу с ^ = номинальный двусторонний прочность на сдвиг плит колонки связи
V ^ к югу г = тяжести сдвига передается от плиты к колонке
V ^ к югу прошлого месяца = измеряется конечный двусторонний прочность на сдвиг плит колонки связи
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-51)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1951, 64 с.
2. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-56)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1956, 74 с.
3. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-63)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1963, 144 с.
4. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-71)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1971, 96 с.
5. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-89) и Комментарии (318R-89)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1989, 347 с.
6. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
7. Пан А., Мол, ДП, "Поперечная пластичность перемещения железобетонных плоских пластин", ACI Структурные Journal, В. 86, № 3, май-июнь 1989, с. 250-258.
8. Пан А., Мол, ДП, "Экспериментальное исследование Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 89, № 6, ноябрь-декабрь 1992, с. 626-638.
9. Hueste, MBD и Wight, JK, "Нелинейная Штамповка Shear Отказ модель внутренних дел Слэб-Column соединений," Журнал строительной техники, ASCE, В. 125, № 9, сентябрь 1999, с. 997-1008.
10. Робертсон, IN, и Дуррани, AJ, "Влияние тяжести нагрузки по сейсмическим Поведение внутренних дел Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 89, № 1, январь-февраль 1992, с. 37-45.
11. Дуррани, А.; Du, Ю. и Ло, YH ", сейсмостойкости Nonductile соединения плит-Column в существующих Флэт-плит зданий", ACI Структурные Journal, В. 92, № 4 июля-август 1995, с. 479-487.
12. Робертсон И., и Джонсон, Г., "Циклические Боковая загрузка Nonductile Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 103, № 3, май-июнь 2006, с. 356-364.
13. Тянь Ю., "Поведение и моделирование железобетонная плита-Column соединения", Кандидатская диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, 2007, 210 с.
14. Совместное ACI-ASCE Комитет 326 ", сдвиг и диагонали напряженность", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 59, № 3, март 1962, с. 353-396.
15. Moe, J., "ножницы прочности железобетонных плит и Фундамент под действием сосредоточенных нагрузок", Департамент развития Бюллетень № D47, портландцемент Ассоциации Skokie, IL, апрель 1961, 130 с.
16. Комит Евро-International Бетон-дю Международной федерации де-ла-Precontrainte (КСР-FIP), "Типовой кодекс 1990", Лозанна, Швейцария, 1990, 437 с.
ACI член Ин Тянь является профессором гражданского и экологического инжиниринга в Университете штата Невада, Лас-Вегас, штат Невада. Он получил докторскую степень в Университете штата Техас в Остине, Остин, штат Техас. Его исследовательские интересы включают экспериментального исследования и мульти-масштабного моделирования железобетонных членов и системы.
Джеймс О. Jirsa, ВВСКИ, проводит Дженет С. Кокрелл столетия кафедра инженерии в Университете штата Техас в Остине. Он Экс-президент МСА и прошлое Председатель Технического комитета ACI деятельности (TAC). Он является членом комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс.
Входящие в состав МСА Огузханского Байрак является адъюнкт-профессор гражданского строительства в Университете штата Техас в Остине. Он является председателем Совместной ACI-ASCE Комитет 441, железобетонные колонны, а также членом Комитета МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов и совместной ACI-ASCE Комитет 445, сдвига и кручения.
ACI является членом Widianto Sructural инженер Bechtel Corporation, Хьюстон, штат Техас. Он получил степень бакалавра, MS, и докторскую степень в Университете штата Техас в Остине. Его научные интересы включают в себя восстановление и сейсмической устойчивостью и взрыва, противоударный корпус структур.
Хайме F. Argudo, старший инженер Уолтер П. Мур инженеров и консультантов, Даллас, штат Техас. Он получил степень магистра и докторскую степень в Университете штата Техас в Остине. Его исследовательские интересы включают капитальный ремонт и укрепление сейсмической оценки рисков и смягчения последствий, неразрушающего контроля, а также судебной техники.