Сейсмические характеристики железобетонных плит-Column Связи с тонкой пластины Stirrups
Экспериментальное исследование было проведено с целью обеспечить проведение сравнительной оценки сейсмической выполнения поперечной арматуры для железобетонных плит соединения колонки. Обратные циклических испытаний загрузки были проведены четыре две трети масштабе соединения плит колонку под постоянным соотношение сдвига тяжести примерно одну треть прочности бетона сдвига. Результаты испытаний показывают, что обе формы поперечной арматуры изучал эффективно увеличить прочность штамповки сдвига и пластичности плиты столбцов соединения. В частности, в тонкую пластину стремена же эффективным, как во главе шпильки и подходят для использования на плите колонки кадров для дающая и боковой силы сопротивления системы.
Ключевые слова: циклические нагрузки; дрейфа потенциала; изгиб арматуры; боковой ответ, удары неудачи, железобетонные; поперечной арматуры.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Использование плит колонки кадры как гравитационные силы сопротивления системы (то есть, дающая системы) в районах высокой сейсмической, в сочетании со специальным кадров момент или специальные несущие стены, распространена в западной части США Для этих комбинированных систем, боковые нагрузки жесткость и прочность требования должны быть приняты только специальные рамы или стены и деформации совместимости должны быть проверены на плите колонки кадров. Новые положения были добавлены в ACI 318-05 ^ ^ SUP 1 в разделе 21.11.5, чтобы требовать соединения дающая плиты колонки кадров быть проверены, чтобы избежать перфорации неудач при воздействии на дизайн дрейф; условия, при которых пробивая неудачи, как ожидается, потребуется дополнительно Плита укрепления сдвига. Раздел 21.11.5 положения определить эту статью ограничение дрейфа равна [0,035 - 0,05 (V ^ к югу и ^ / [прямой фи] V ^ с ^ к югу)] для V ^ к югу и ^ / [прямой фи] V ^ к югу с ^ меньше, чем 0,6, и 0,005 для крупных V ^ к югу и ^ / [прямой фи] V ^ с ^ к югу, где V ^ югу иг факторинговой сдвига должны быть перенесены с плитой колонке сочетания нагрузок определены в разделе 21.11.5, [прямой фи] является 0,75 в разделе 9.3.2.3, и V ^ с ^ к югу является номинальной прочности бетона сдвига в разделе 11.12.2.
По данным ACI 318-05,1 Раздел 11,12, пробивая разрушение при сдвиге будет тогда, когда общие прямые и эксцентричный сдвига требует напряжения ( ^ либо в критической секции D / 2 от колонны лицо (то есть, колонна критической секции) или в критический раздел D / 2 от внешних степени поперечной арматуры (то есть внешней критической секции) следующим образом
... (1)
где V ^ югу иг учтены прямые силы должны быть перенесены с плиты на колонку, б ^ о ^ к югу периметр критической секции, г эффективная глубина плиты; момент передается на эксцентриковый сдвига; Му, УНБ является несбалансированным минуту; в это расстояние от центра тяжести в критический раздел, чтобы по периметру критического сечения, что приводит к наименьшему значению Му, УНБ; Jc является собственностью предполагается критической раздел аналогичный полярный момент inertia2; ВН номинальной мощности, напряжения сдвига в месте соединения, которая ограничена 0,5 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа (6 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм) и ВК, так и против являются номинальное напряжение сдвига возможности, предусмотренные в конкретных и поперечной арматуры, соответственно (см. раздел ACI 318-05,1 11,12). При поперечной арматуры обеспечивается, номинальная вместимость конкретных напряжения сдвига ограничивается 0,17 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа (2 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм). Этот тип отказа называется стресс-индуцированного штамповки failure.3.
В боковых деформаций, пробивая неудачи slabcolumn связи также может возникнуть после уступая плит подкрепление из-за деградации срез стресс, связанный с потерей в плоскости ограничения в связи с уступая плит арматуры (или дрифтерных индуцированных пробивая недостаточности). Деформации потенциала плиты колонки связи до штамповки неудачи было показано, будет зависеть от соотношения тяжести сдвига (V ^ к югу и ^ / [прямой фи] Vn), плиты укрепления отношений, плиты пролетных глубина отношений, а также как наличие поперечной арматуры и после натяжения арматуры, 3,4, где Vn является номинальной прочности на сдвиг соединения. По данным ACI 318-05,1 Раздел 21.11.5 (а), эксцентричной модели напряжения сдвига (уравнение (1)) могут быть использованы с целью выяснить, как ожидается штамповки до достижения номинальной моменты, которые могут быть разработаны в колонке полосы (M ^ ^ ^ SUP югу п, сз ^ M ^ SUP - ^ ^ к югу п ^ CS), однако использование этого уравнения не считает, что потенциал для ухудшения прочности на сдвиг в связи с уступая плит, что усиление по сути, закрепленных в положениях раздела 21.11.5 (б) ACI 318-05.1 В любом случае, если штамповка, как ожидается, ACI 318-05 ^ ^ SUP 1 требует, чтобы поперечной арматуры быть предоставлены.
Поперечной арматуры обычно предоставляется в форме во главе стад-рельсы. Использование обычных стременах и shearheads уже не распространены в США, так как установки, связанные с этими подходами громоздкой и дорогостоящей. С другой стороны, использование во главе стад-рельсы существенно возросла в последние годы, поскольку они обладают следующими преимуществами: 1) относительно простую установку и эффективности затрат; 2) адекватные крепления вертикальных стальных в тонких слоях, 3) использование всей эффективной толщина плиты и 4) введение новых положений, код в ACI 318-05,1 Раздел 21.11.5. Использование альтернативных видов плит усиление сдвига, такие как тонкие пластины стремена, предложения потенциальных преимуществ, связанных с легкостью размещения в то же время предоставление повышенную устойчивость к перфорации failures.5
Тонкие пластины стремя состоит из очень легких и тонких стальных полос с пробитыми круглыми отверстиями диаметром 5 мм (0,197 дюйма) по средней линии (рис. 1). Эти полоски, которые prebent в удобное расстояние для поиска ноги в вертикальной плиты, размещены на верхнем слое лучших баров рядом с плитой столбца соединения. Для удобства размещения, thinplate стремена все ориентированы в одном направлении (рис. 2), чередуя ориентация не изменить crosssectional области вертикальной ноги пересечения потенциальных диагональные трещины сдвига или крепления состоянии. Поскольку полосы установлены сверху после размещения плит изгиб арматуры, она обладает потенциалом для экономии средств за счет простоты конструкции. Потому что они тонкие (1,5 мм [0,06 дюйма]), стремена могут быть закреплены выше верхнего слоя плит баров не теряя при этом эффективная глубина плиты подкрепления. Типичные размещения не согласуется с ACI 318-05 ^ SUP 1 ^ рекомендации (раздел R.11.12.3), которые занимаются поперечной арматуры верхней и нижней плиты подкрепление, а нижней подкрепление не занимается, и лишь около половины верхней укрепление занимается (рис.
Кулаками круглыми отверстиями в полосе привело к дополнительной возможности крепления вертикальных ноги в тонких плит предоставляемый отношение окружной поверхность края отверстия так, чтобы пластичного поведения материала (рис. 1). Легкие и гибкие стремена пластины легко судна и хранить, и они могут быть разрезаны и наклонился на месте с учетом изменений в связи со строительством допусков. Наконец, тонкие пластины стремена могут быть установлены в колонке перекрытия интерфейса и, возможно, улучшить срез передачи на плите колонки interface.3
Перфорация прочность на сдвиг и боковых потенциала деформации плит колонки связей с обеими стременах и во главе стад-рельсы были подтверждены многими researchers.3 ,6-9, хотя ограниченный до research5 показали, что возможности штамповки сдвиг плит колонки связи с тонкой пластины стремена под действием силы тяжести нагрузок же эффективным, как другие виды плит поперечной арматуры, однако, не циклической результатов испытаний плиты колонки связи не поступало. С учетом общего пользования плоской пластины строительства в районах умеренного до высокого сейсмического риска и новых ACI 318-05 ^ ^ SUP 1 Раздел 21.11.5 положения дающая плиты колонки рамы, экспериментальные исследования проводились с целью оценки сейсмической производительности плит колонки кадра соединения с альтернативными видами поперечной арматуры. Следовательно, пересмотр ограничивается случаями, когда имеются существенные боковой загрузкой существует наряду с силой тяжести нагрузки, а прямые испытания тяжести получить прочность штамповки сдвига (V), в том числе вклад поперечной арматуры на прочность штамповки сдвига (Vs), не были проведены ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Использование тонких пластин плиты усиление сдвига обеспечивает потенциально эффективным средством для улучшения сдвига прочность и пластичность плит колонки кадров подвергаются сейсмическая нагрузка. Хотя тонкие пластины стремена предложить жизнеспособную альтернативу использования обычных изогнутых стременах и возглавлял шипов на основе испытаний, проведенных под действием силы тяжести загружая только, их использование для сейсмических приложений был затруднен из-за отсутствия результатов испытаний комбинированной тяжести и боковые нагрузки. Результаты испытаний четыре, две трети масштаба, изолированные плиты колонку образцов связи как с тонкой пластины стременах и возглавлял шпильки были протестированы при комбинированном тяжести и обратной циклической боковой загрузкой для оценки эффективности тонкие пластины стремена. Результаты испытаний показывают, что тонкие пластины стремена также эффективны, как во главе стада усиление сдвига.
Экспериментальная программа
Четыре, примерно две трети масштаба, железобетонная плита колонку образцов соединения подвергались комбинированной тяжести и обратной циклической боковой загрузкой. Контрольном образце С0 не содержат поперечной арматуры, тогда как другие образцы были усилены с тонкой пластины стремена (PS2.5 и PS3.5) или главе шпильки (HS2.5) (табл. 1). Выноски C0, PS2.5, PS3.5 и HS2.5 определяются следующим образом: 1) контроль образца без каких-либо (0) поперечной арматуры, 2) образца с плиты Stirrups на 63,5 мм (2,5 дюйма) шаг 3; ) образца с плиты Stirrups на 88,9 мм (3,5 дюйма) расстояния и 4) образца с возглавляемой Коты на 63,5 мм (2,5 дюйма) расстояния. Строительные материалы были типичными, то есть конкретные normalweight портландцемента с 9,5 мм (3 / 8 дюйма) и максимальной суммарной номинальной Оценка 60 арматуры (табл. 2). Представитель деформационных кривых для материалов, используемых в программе испытаний приведены на рис. 3.
Образцы дизайна
На основании двух третьих масштабного фактора, ч историю высоте к югу ^ S ^, л пролета ^ ^ 1 к югу, и плиты толщиной ч опытных образцов были выбраны и 1,8 м (6 футов), 3 м (10 футов) и 150 мм (6 дюймов), соответственно (рис. 4), в результате чего в плите пролетных отношение к толщине (L ^ 1 ^ к югу / ч) 20. Чтобы обеспечить провал плиты колонки связи тысячная колонна с восемью № 6 арматуры (Д ^ к югу Ь = 19 мм [3 / 4 дюйма]) и D9.5 на 100 мм (№ 3 в 4 дюйма) поперечной арматуры был использован. В качестве меры предосторожности, армированного стекловолокном полимера (GFRP) упаковка была представлена около 250 мм (10 дюймов) в квадрате столбцов. Контрольного образца без поперечной арматуры (С0) был разработан для прохождения штамповки недостаточности после изгиба податливость плиты укрепления в рамках эффективной ширины передачи с ^ ^ 2 подпункта 3h, но до достижения урожайности при условии укрепления в колонке полосы (табл. 1), где к югу C ^ 2 ^ столбец размерности перпендикулярно боковой направлении нагрузки. Образцы с поперечной арматуры (PS2.5, PS3.5 и HS2.5) были пропорции, что изгиб уступая колонны полоса будет происходить без (stressinduced) сбоев штамповки, поэтому дрейф-индуцированной пробивая сбоев не ожидается.
Плита укрепления был разработан для гравитационной нагрузки, состоящей из плиты собственный вес (3,6 кПа [75 фунтов/фут2]), 0,48 кПа (10 фунтов/фут2) устойчивого мертвым грузом, а также 1,9 кПа (40 фунтов/фут2) живут нагрузки ( рис. 5). Потому что образцы были частью дающая плиты колонки рамы, плиты укрепления подробности не удовлетворяют требованиям для промежуточных кадров момент (ACI 318-05,1 Раздел 21.12.6). Два нижней непрерывного баров, однако, были размещены в рамках совместной основных в соответствии с МСА 318-05,1 Раздел 13.3.8.5. Укрепление в нижней части коврик удовлетворяет требованиям по температуре и усадки арматуры (ACI 318-05,1 Раздел 7,12), а максимальный интервал требования (ACI 318-05,1 раздел 7.6 и раздел 13.3.2; ACI 352.1R, 10 Раздел 5,1 .2). В результате отношение сверху вниз арматуры (7 / 4) в с ^ ^ 2 подпункта 3h соответствует МСА 318 рекомендаций, что соотношение 2 / 1 уместно (раздел R13.5.3.3). Кроме того, при условии укрепления плиты удовлетворяет ACI 352.1R10 требования обеспечить минимальный коэффициент (0,002) от нижней подкрепление в C ^ 2 ^ к югу 4H (раздел 5.1.3 (б)), а максимальное соотношение (0.75 соотношение (I) из верхней и нижней подкрепление в C ^ 2 ^ к югу 3h (раздел 5.1.4).
При условии плита верхней и нижней укрепление в рамках передачи ширина C ^ 2 ^ к югу 3h составляет 54% от момента плиты полосы колонки, поэтому после уступая колонны полосы, недостаточной пропускной способности передачи момент существует для передачи 60 до 75% передачи момента ( Из-за различных геометрий критических секций и перераспределение момента передачи, доля момента передается изгиба условия те же ..
Слэб поперечной арматуры, удовлетворяющих ACI 318-05,1 Раздел 21.11.5, за исключением только расширение 1.7h, 0.9h и 1.7h от колонны лица (рис. 5), вместо требуемого 4H, была представлена образцами PS2. 5, PS3.5 и HS2.5 соответственно (рис. 5 и таблица 1). Как следует из таблицы 3, (дрейф-индуцированной) штамповки неудач можно ожидать, вокруг колонны критических секций PS2.5 Образцы и HS2.5, однако, пробивая вне зоны сдвига армированных (внешний критической секции), как ожидается для PS3 образца. 5, учитывая ограниченность расширение поперечной арматуры из колонки лица (0.9h). Напряжение сдвига потенциала против (= (Av ф) / (BOS)) предоставляемый поперечной арматуры были 0,74 МПа (8,9 фунтов на квадратный дюйм), 0,43 МПа (5,2 фунтов на квадратный дюйм), а также 0,34 МПа (4,1 фунтов на квадратный дюйм) для образцов PS2.5, PS3 .5 и HS2.5 соответственно, где Ду площадь поперечного сечения всех вертикальных ноги на первой линии периферической поперечной арматуры, что составляет примерно параллельно периметру секции колонны, ф является допустимым нагрузкам выход сдвига арматуры, Бо периметру колонны критической секции, и это с шагом поперечной арматуры в направлении нагружения.
Коэффициент тяжести сдвига (V ^ югу г ^ / V ^ с ^ к югу) примерно 1 / 3 была выбрана на основе типичных плиты геометрии и дизайна тяжести нагрузки, где V ^ ^ г к югу является сила тяжести будут переданы из плиты к колонне и V ^ с ^ к югу является номинальной прочности бетона сдвига. Как отмечалось ранее, плиты были предназначены для обеспечения податливость плиты укрепления, а затем пробивая провал.
Испытание образца строительства и испытаний
Образцы были брошены вертикально с верхней и нижней колонны поддерживают опорная. Из-за проблемы с опорным для образцов C0, замена образца С0 был брошен с использованием тех же бетон с аналогичными свойствами для других образцов (табл. 2). Для тестирования, в столбце нижней была поддержана на булавку связи при сильных этаже. Края плит были поддержаны на шесть очков, гибкий (изгиб) резьбовых шпилек стали, как показано на рис. 4. Стальные трубы были размещены по краям плиты поперечном направлении нагружения для равномерного распределения вертикальных реакций два поддержку резьбовых шпилек (рис. 4).
Силы тяжести от 28 KIPS (125 кН) была применена на базе столбце нижней использованием гидравлического овна для получения напряжения сдвига, при тяжести плиты столбцов соединения. При применении боковой загрузкой, когда плиты уступая происходит на одной стороне плиты колонки связи, силы тяжести передается от плиты к колонне снижается из-за перераспределения осевых сил контактный поддерживает на плите края. Потому что такого перераспределения не происходит в прототипе (фактическая) структура, соотношение тяжести сдвига примерно на треть (V ^ югу г ^ / V ^ с ^ к югу. 1 / 3) оставалась постоянной в течение всего срока испытаний на основе гидравлический домкрат находится в колонке внизу (рис. 6). Обратные циклической боковой загрузкой был применен в верхней части колонки для достижения предписанных смещение уровней (рис. 7). Положительные значения дрейфа и несбалансированного момента соответствуют положительным момент плиты ближайший к приводу, то есть момент, который вызывает растягивающие напряжения в нижней плите на западной стороне (рис. 5).
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ И ЗАМЕЧАНИЯ
Обзор
Как и ожидалось, различия в наблюдаемых повреждений между Образцы C0 и PS2.5 или HS2.5 были значительными (рис. 8). Образцы С0 испытал преждевременного хрупкого разрушения штамповки с умеренным уступая плит изгиб подкрепления, в то время как образцы PS2.5 и HS2.5 выставлены очень пластичного поведения. Наблюдаемые повреждения на поверхности верхней плиты для PS2.5 Образцы и HS2.5 был ограничен (рис. 8 (б) и (г)) (то есть, нет отслаивания) по сравнению с образцами C0, особенно в западной части колонны (рис. 8 (а)), что свидетельствует о поперечной арматуры эффективно минимизировать трещины шириной и предотвратить падение плиты как это наблюдалось для образцов С0.
Для образца PS3.5, умеренно пластичных поведение наблюдалось примерно до ± 2,5% дрейф, а затем резкий провал пробивая примерно в 3,5% дрейфа. Пробивая неудачи произошли за пределами сдвига армированных часть плиты, вероятно, под влиянием относительно короткий расширение поперечной арматуры из колонки на панели (рис. 8 (с)), как подробно обсуждается в следующем разделе. С другой стороны, как показано на рис. 8 (), пробивая провалом для образцов С0 произошел в критический раздел, непосредственно прилегающих к колонке.
Поведение и отметил, ущерб для образцов с тонкой пластины стремена (образец PS2.5), а во главе шпильки (образца HS2.5) были немного другими (рис. 8 (б) и (г)). Для образца PS2.5, радиальные трещины распространяются на плите из столбца лица были ограничены и не пробивая неудачи было отмечено, тогда как для образцов HS2.5 относительно большие радиальные трещины развивались, и круговые трещины, сформированные на критической секции за сдвига армированные (рис. 8 (г)) при примерно ± 5% дрейфа. Наблюдается провал за сдвига армированных зоны HS2.5 образца согласуется с низким коэффициентом (V ^ к югу с ^ г / V ^ югу п = 0,64) номинальной прочности на сдвиг для наружной критической секции (V ^ к югу с ^) в колонке критической секции (V ^ югу п ^ = V ^ с ^ к югу V ^ югу S ^) (табл. 3) по сравнению с (V ^ к югу с ^ / V ^ югу п = 0,68) для PS2.5.
Боковая нагрузка дрейфа отношений и усиление деформаций ответы
Отношения боковой нагрузкой на колонну по сравнению с верхней история дрейфа представлены на рис. 9. Боковые нагрузки измерялась с помощью датчика нагрузки установлен на горизонтальной привод, смонтированный в верхней колонке и проверить с использованием датчика нагрузки на базе колонны, ориентированные на измерить горизонтальные нагрузки (рис. 10). Дрейфа соотношение было принято, как горизонтальное перемещение в точке приложения нагрузки на колонну сверху, деленная на расстояние от точки приложения нагрузки и в центре контактный поддержки на основе столбца.
Боковые нагрузки от бокового дрейфа отношений показывает, что образцы PS2.5 и HS2.5 удалось достичь соотношения дрейфа ± 4% не испытывают потери боковых грузоподъемность (штамповка недостаточности). Выполнение PS2.5 образцов был умеренно лучше, чем образцов HS2.5 с точки зрения потенциала деформации боковых и диссипации энергии (рис. 9 (б) и (г)), с наблюдаемыми штамповки для обоих образцов. Перфорация неудачи были замечены в дрейф соотношения примерно 5% для PS2.5 Образцы и HS2.5, по-видимому из-за потери в плоскости ограничения обусловлены значительными уступая плит арматуры (рис. 11), что привело к сокращению предположили конкретные сопротивление сдвигу (и, следовательно, создание момент передачи). Наблюдаемое поведение, уступая плит изгиб укрепление затем пробивая провал (так называемый дрейф-индуцированной провал пробивая сдвига), согласуется с предварительного наблюдения за связи с поперечной арматуры, а также с аналогичными сдвига тяжести levels.6, 7,9 Таким образом, Пик напряжения на плите колонки связи для комбинированных тяжести и боковой загрузкой не дала сбой штамповки до уступая плит арматуры (так называемых стресс-индуцированного пробивая отказа) для образцов PS2.5 и HS2.5 (табл. 3).
По данным ACI 318-05,1 Раздел 21.11.5, для дающая плиты колонки рамы, плиты укрепления сдвига требуется, если бы история бокового дрейфа отношение превышает 2,0% для V ^ к югу и ^ / [прямой фи] V ^ югу п ^ коэффициент 0,30. Он отметил, что этот предел (2%) очень близка к % и 4,25% соответственно. Измеряется коэффициент дрейфа на штамповки для С0 образцов была близка к МСА 318 дрейфа предел (2%), а дрейф отношений, когда боковые нагрузки снизился до 80% от максимального боковых нагрузок PS2.5 Образцы и HS2.5 оба приблизительно на 5%, что явно свидетельствует эффективности плиты усиление сдвига в повышении потенциала деформации образцов. Дополнительные обратном циклических испытаний на больших соотношениях тяжести сдвига (например, 0,60 до 0,75) было бы полезно, чтобы оценить эффективность тонкие пластины стремена, особенно после натянутый связи, где большая плита отношения пролета к толщине, как правило, более высокие тяжести сдвига отношения ..
Эффективность поперечной арматуры для PS2.5 Образцы и HS2.5 свидетельствует также тензометрических измерений на плите баров и поперечной арматуры (рис. 11 и 12). Как показано на рис. +12, Деформаций в поперечной арматуры достигли максимума 1634 мкс и показывают, что поперечной арматуры, является эффективным в ограничении ширины трещин, но не сдался (~ 2000 мкс). Эти результаты сопоставимы с результатами предшествующих результатов теста, 3,8, как это было намерением связи дизайн, который приносит изгиба плит подкрепление будет происходить до достижения предельного напряжения сдвига. Как показано на рис. 11, до значительной потере боковых потенциала из-за отказа штамповки (например, 20% потерь в .5.2% дрейфа для образцов HS2.5), прогрессивные уступая плит верхней укрепление произошло, пока все верхней укрепление по всему ширины сляба дали для обоих образцов PS2.5 и HS2.5, показывая, что сдвиговая прочность плиты колонки связи не было достигнуто в то время как номинальный предел прочности при изгибе пластинки была достигнута (то есть, не стресс-индуцированного пробивая недостаточности) ..
Сравнение рассеянной энергии с увеличением бокового смещения для каждого образца (рис. 13) показывает, что измеренные гистерезисных энергию, вырабатываемую в ходе всех испытаний (Ed) для PS2.5 образцов был выше других образцов. Укрепление потенциала диссипации энергии в сравнении с образцами PS2.5 Образцы PS3.5 и HS2.5, однако, может быть результатом неравного количества сопротивление сдвигу при условии укрепления. В таблице 1, условия (Av fs/s1) (L) и (ncycle) используются для нормализации гистерезисных энергия, рассеиваемая (графа 15), где Ду площадь сечения поперечной арматуры на расстояние S1 в загрузке направлении, ФС напряжений поперечной арматуры на напряжение от 0,0015, я длина поперечной арматуры из колонки лицом в направлении нагружения, а также ncycle это общее количество циклов дрейфа применяются. Штамм 0,0015 используется потому, что он разумно оценки максимального напряжения разработаны для всех образцов, потому что предел текучести приведет к искажению сравнения, так как дают значения напряжений для двух типов поперечной арматуры использовались меняться.
HS2.5 образца (с тонкой пластины стремена) почти то же нормированные гистерезисных потенциала диссипации энергии PS2.5 образца (с шипами во главе) (PS2.5/HS2.5. 1,00). На основании результатов, описанных в этой и в предыдущих пунктах, можно сделать вывод, что как тонкую пластину стременах и во главе стада усиление сдвига являются эффективным средством повышения устойчивости пробивая сдвиг при поперечной деформации, боковые возможности сноса и гистерезисных потенциала диссипации энергии ..
Образцы С0 пережила внезапный отказ штамповки с локализованными уступая плит изгиб арматуры. Кроме того, измеряется нагрузки не производить плиты моменты, которые превысили сумму номинальной положительные и отрицательные моменты потенциала плиты колонки полосе по обе стороны от колонны, M п, Mn CS, CS (рис. 9 (а)) . В .1.85% дрейфа, пробивая наблюдается в западной части колонны критической секции, и к моменту резко упало до ~ 20% от максимального боковой нагрузки. Было отмечено, что потенциал бокового дрейфа на пробивая был меньше, чем Отношение плиты укрепления в C ^ 2 ^ к югу 3h по отношению к колонке полосы (~ 50%), в сравнении с 60 до 75%, что обычно используется. Значительное (более ранних) податливость плиты укрепления в C ^ 2 ^ к югу 3h может ускорить потерю мембранного действия и снижения конкретных возможностей сдвига ..
Для образца PS3.5, стремена тонкие пластины были продлены лишь на расстоянии 0.9h из колонки лицом, следовательно, пробивая провал наблюдался за пределами сдвига армированных зоны (то есть внешней критический раздел, таблица 3). Общие прямые напряжения сдвига и эксцентричный напряжения сдвига из-за несбалансированного передачи момента перфорации провал почти до номинальной мощности, напряжения сдвига (ВК) (1 / 6) МПа (2 фунтов на квадратный дюйм) на востоке внешней критической секции (табл. 3), вю, где был определен с помощью следующего
... (2)
, где M ^ ^ ^ SUP к югу и, UnB ^ является положительным моментом несбалансированным. С другой стороны, сдвиг спроса напряжения (вю = 0,37 МПа [4,6 фунтов на квадратный дюйм]) в критической секции, прилегающих к колонке в зоне сдвига армированных был меньше, чем номинальная мощность напряжения сдвига (ип = VC против = 0,5 МПа [6 фунтов на квадратный дюйм]) (табл. 3). Наблюдается провал, и эти расчеты показывают, что пробивая произошло на востоке внешней критического сечения (рис. 8 (с)). Укрепление истории тензометрических согласуются с этим результатом, где верх штаммов бар PS3.5 образцов вдруг падение произошло при перфорации на восточной стороне внешней критического сечения (рис. 11 (с)), где сдвига тяжести и эксцентричный сдвига добавить для производства крупнейший сдвиг спроса. Потому что крепления плит выполняется армирование ACI 318-05 требования, а также крупных капель в бар штаммов произошло, когда пробивая неудачи были замечены, возможность связи / крепления провал был отвергнут. Таким образом, отношения боковой нагрузки дрейфа PS3.5 образца не были использованы для оценки эффективности поперечной арматуры в укреплении потенциала пробивая сдвига армированных соединений плиты колонки ..
МЧС-356 ^ 11 ^ SUP обобщенных кривых нагрузки дрейфа
Обобщенный ответ боковой нагрузки дрейфа кривых, определяемых МЧС-356 ^ 11 ^ SUP могут быть использованы для оценки гистерезисных поведения железобетонных плит соединения колонки. На рисунке 14 показано МЧС-356 ^ 11 ^ SUP моделирования кривых и критериев эффективности, принятие совпало с результаты тестирования образцов надлежащим образом закреплены плиты усиления и укрепления преемственности, а также с V ^ югу г ^ / V ^ с ^ к югу примерно 0,3.
Урожайность в МЧС-356 ^ 11 ^ SUP кривые рассчитаны как сумма номинальной положительных и отрицательных момента потенциала плиты по ширине с ^ 2 ^ к югу 5H на каждой стороне колонны (M п, с 5H Mn, C 5 H), в соответствии с п. 6.5.4.3 ФЕМА-356, 11, основанный на или в соответствии с до-14 research.12 начального наклона отношений аппроксимировать (M п, с 5H Mn, 5H с ) / (1% дрейфа) на основе эффективной ширины сляба параметров модели приведены в МЧС-27415 (раздел C6.5.4.2), а после выхода жесткость определяется как 10% от начального наклона в соответствии с разделом 6.4.1.2 .2 ФЕМА-356,12 указанных пластиковых углов вращения = 0,01, Ъ = 0,045 и остаточной соотношение сил с = 0,2 приведены в таблице 6-13 ФЕМА-356,11
На основании сравнения следует отметить, что боковые отношений loaddrift для образцов С0 достаточно хорошо согласуется с кривыми, полученные с использованием МЧС-356 ^ 11 ^ SUP допущений моделирования, однако результаты для образцов PS2.5 (и образцами HS2.5) дисплей существенно больше прочность и пластичность, чем ФЕМА-356 ^ 11 ^ SUP полученных кривых. Учитывая этот результат, то необходимо проводить различие между оболочкой (позвоночника) отношений для железобетонных плит соединения колонки с и без поперечной арматуры. Например, на основе результатов испытаний этого исследования, которое удовлетворяет текущие код расстояние требований (образцы PS2.5 и HS2.5), пластиковые углов поворота = 0,04, Ъ = 0,06 может быть более подходящим для моделирования параметров соединения с поперечной арматуры. Следует отметить, что использование плит усиление сдвига не является распространенным явлением в старых зданиях, но и по разработке соответствующих отношений моделирования для нового строительства, также имеет значение.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Экспериментальное исследование было проведено с целью оценки эффективности стремена тонкие пластины, как поперечной арматуры для железобетонных плит соединения колонки. Обратные циклические испытания были проведены на четыре, две трети образцов масштабе и с тонкой пластинки стремени и во главе стад-рельсы. На основании результатов испытаний, были сделаны следующие выводы:
1. Образцы PS2.5 (с тонкой пластины стремена) и HS2.5 (с возглавлял стад рельсов) показали ограниченные повреждения и пластичного поведения на плите столбцов соединения по сравнению с образцами C0 (без поперечной арматуры). Оба тонкие пластины стременах и во главе стад-рельсы эффективно минимизировать трещины шириной и предотвратить падение плиты. Эффективность поперечной арматуры, также были проверены данные, полученные из штамма датчиков, наклеенных на плите баров и поперечной арматуры;
2. Для PS2.5 Образцы и HS2.5, боковой дрейф соотношение примерно ± 5% были достигнуты, когда боковой нагрузка снизилась до 80% от максимального боковых нагрузок. Оба экземпляра PS2.5 и HS2.5 достигли высокой степени пластичности и гистерезисных диссипации энергии, чем образцов С0 из-за значительного осадка плиты верхней укрепление по всему ширины сляба. Образцы С0 неудачу в хрупкой основе сдвига штамповки (то есть, стресс-индуцированного пробивая отказа) на .1.85% дрейфа, и
3. Измеряется коэффициент дрейфа на штамповки для С0 образца был близок к ACI 318-05 ^ ^ SUP 1 дрейфа предел для дающая кадров (2%), в то время дрейфа соотношениях штамповки для PS2.5 Образцы и HS2.5 были существенно выше, чем ACI 318-05 ^ ^ SUP 1 предел (2%) или среднее значение (3,25%), основанные на предыдущих испытаний.
На основе анализа результатов испытаний, то есть сравнение между боковыми отношений нагрузки дрейфа, энергетических мощностей и магистральных диссипации отношений получены с использованием МЧС-356 ^ 11 ^ SUP моделирования параметров, использование тонких стремена пластина для поперечной арматуры в плите- соединения колонке кадр подходит для обоих боковых и дающая силы сопротивления системы. Дополнительные обратном циклических испытаний на больших соотношениях тяжести сдвига порядка 0,60 до 0,75, было бы полезным, особенно для пост-натянутой связи, где большая плита отношения пролетных tothickness (обычно от 40 до 45), как правило, более высокие соотношения тяжести сдвига . Подобные испытания по противоположной ориентации тонких пластин стремена бы также полезно.
Авторы
Работа, представленная в данном документе была организована Эрико, Inc, а также тестирование было проведено в Смит-Эмери лабораторий (S | E), Лос-Анджелес, штат Калифорния. Авторы хотели бы выразить признательность Л. Colarusso на Эрика, Inc, а также А. Тан и PS Zhu на S | E за их поддержку и усилия по проведению испытаний. Мнения принадлежат авторам и не обязательно отражают точку зрения авторов.
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
2. Парк Р., Gamble, WL, железобетонных плит, John Wiley
3. Кан, TH-K., И Уоллес, JW, "штамповка армированных и после напряженной бетонной плите-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 103, № 4, июль-август 2006, с. 531-540.
4. Мол, ДП, "Сейсмическая проектирования для плоских строительства" Мете А. Sozen Симпозиума: A Tribute из его учеников, SP-162, Ю. К. Уайт и ME Крегер, ред., Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 1996 , 460 с.
5. Pilakoutas, К., и Ли, К., "Альтернативные поперечной арматуры для железобетонных плоских плит," Журнал строительной техники, ASCE, В. 129, № 9, сентябрь 2003, с. 1164-1172.
6. Ислам, S., и парк, Р., "Тесты по Слэб-Column Связи с Shear и несбалансированного Момент," Известия журнал структурного подразделения, ASCE, В. 102, № ST3, март 1976, с. 549 -568.
7. Хокинс Н.М., Митчелл, Д. и Ханна, С. Н. Влияние поперечной арматуры на обратном циклическое поведение Загрузка Флэт структуры плиты ", Canadian Journal строительства, т. 2, № 4, декабрь 1975, с. 572-582.
8. Робертсон, В; Каваи, T.; Ли, J.; и Эномото, B., "Циклические испытания плит-Column Соединения с поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 99, № 5, сентябрь-октябрь 2002, с. 605-613.
9. Кан, TH-K., И Уоллес, JW, "Динамические Ответы пластинке систем с поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 102, № 5, сентябрь-октябрь 2005, с. 763-773.
10. Совместное ACI-ASCE Комитет 352 "Рекомендации для синтеза Слэб-Column соединений в монолитных железобетонных конструкций (ACI 352.1R-89) (переодобрена 2004)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1989, 22 с.
11. "Предварительное-Standard и комментарии для сейсмических реабилитации зданий и сооружений (FEMA-356)," Федеральное агентство по чрезвычайным ситуациям, Вашингтон, DC, 2000.
12. Хокинс Н.М., Бао, A.; и Ямадзаки, J., "Момент передачи из бетонных плит Колонки," Структурные ACI Journal, В. 86, № 6, ноябрь - декабрь 1989, с. 705-716.
13. Хван, SJ, "Экспериментальное исследование плоских структур в вертикальных и горизонтальных нагрузок", кандидатская диссертация, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния, 1989, 270 с.
14. Робертсон И., и Джонсон, Г., "Циклические Боковая загрузка Nonductile Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 103, № 3, май-июнь 2006, с. 356-364.
15. "NEHRP Комментарий Руководящие принципы для сейсмических реабилитации зданий и сооружений (FEMA-274)," Федеральное агентство по чрезвычайным ситуациям, Вашингтон, DC, 1997, 440 с.
Входящие в состав МСА Томас H.-K. Кан является профессором гражданского строительства в Университете штата Оклахома, Норман, OK. Он получил докторскую степень в Университете Калифорнии в Лос-Анджелесе (UCLA), Лос-Анджелес, штат Калифорния. Он является секретарем совместных ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных железобетонных конструкций, а также членом комитетов МСА 369, сейсмическая ремонту и реконструкции; E803, факультет сеть Координационного комитета и совместных ACI-ASCE Комитет 423, предварительно напряженного железобетона. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких и реабилитации конкретных соединений, соединений и систем, а также поведение во главе баров и волокон в бетоне.
Джон Уоллес, ВВСКИ, является профессор гражданского строительства в Лос-Анджелесе. Он является членом комитетов МСА 318, структурные конструкции здания Кодекса; 318-H, сейсмических Положения; 335, композитный и гибридных структур; 369, сейсмическая ремонту и реконструкции; 374, основанным на показателях деятельности проектирование сейсмостойких зданий и сооружений бетона; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных бетонных конструкций.
Его исследовательские интересы включают реагирования и проектирование зданий и мостов землетрясения действия, лабораторных и полевых испытаний конструктивных элементов и систем, а также сейсмических структурных мониторинга здоровья населения.