Нелинейные Моделирование Слэб-Column соединения при циклическом нагружении

На основании концепции пучка аналогии, двухмерные (2D) нелинейной модели для внутреннего соединения плит колонки была разработана для использования в пустяковое анализа плоских структур. Плита бокового сопротивления от изгиба и сдвига, действующего на связи был смоделирован на соответствующий элемент света и сопротивление кручении вращательного элемента весной. Параметров, определяющих связи поперечную жесткость были откалиброваны в результате испытаний, представленные в данной работе и были проверены с использованием экспериментальных данных, приведенных в других исследованиях.

Ключевые слова: циклические нагрузки; эквивалентных пучка; плоские; рама модели; пустяковое анализа; плиты столбцов соединения.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Железобетонные системы плоских широко используются для жилых и офисных зданий в сейсмических районах. При использовании в сочетании с момента периметру рамы или сдвига стены, плиты столбцов соединения, как правило, предназначенных для перевозки только нагрузки тяжести. В результате растяжения отношения укрепление плит разделы на колонну диапазоне от 0,5 до 1,5% в типичных соединений плиты колонки.

На основе эффективности сейсмической дизайн и критерии оценки были приняты в МЧС 356,1 Кроме того, чтобы свернуть предотвращению согласно сильное землетрясение, в общем, требуется, чтобы структуры ведут себя во время упруго часто встречающиеся землетрясения и ущерб ограничивается в умеренных землетрясений. Благодаря многоуровневой критериев и значительные затраты, связанные с сейсмической модернизации, присущие прочность и жесткость, способствовали существующими кадра slabcolumn следует рассматривать в сейсмической оценки и модернизацию конструкций. Если первые режим вибрации доминирует реакция на плоской пластине структуры под боковой загрузкой, один подход для проведения на основе оценки выполнения оценки требует статического нелинейного анализа, известная также как нажатия на анализ. Для такого анализа, определения нелинейности плиты колонки разработки, таких как прочность, а также жесткость вызывает особую обеспокоенность.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Это исследование предлагает простой двухмерный (2D) каркас модели пустяковое анализа плоских структур с помощью понятия пучка аналогии. Модель описывает поведение нелинейных внутренних плиты колонки связи с квадратными колоннами слегка усилить плоских структур. Жесткость параметры всех компонентов кадра были определены по три циклических испытаний загрузки проводиться в рамках данного исследования. Предложенная модель была оценена путем сопоставления расчетных и экспериментальных ответ из пяти тестов сообщили в литературе.

Общая модель

Эквивалентной 2D подход кадр был исследован для снижения вычислительных затрат и сложностей, связанных с трехмерной (3D) анализ плоских структур. Непрерывной структуры первого дискретизации в несколько узлов путем разрезания ее по линии центр плиты параллельно поперечном направлении нагрузки. Подструктур должны удовлетворять боковой совместимость деформации и каждый моделируется эквивалентной кадра пучка колонку к сопротивлению часть боковой нагрузки. Предполагается, что нелинейность таких раме под монотонный боковой загрузкой в пустяковое анализа можно моделировать прочность и жесткость деградации 3D системы непрерывного плиты колонки подвергается циклическим боковой загрузкой. Только интерьера соединений плиты колонки были рассмотрены в данном исследовании.

На рисунке 1 показана сегменте плоских основание, ограниченный двумя линиями плиты центра по поперечном направлении погрузки и содержащие два внутренних связей. Подструктуры могут быть подразделены на две области: 1) суставов охваченных критической секции (пунктирные линии вокруг колонны) и считается жесткой, и 2) на оставшуюся часть пластины. Потому что все силы, действующие на критической секции, включая изгиба, сдвига и кручения можно описать с помощью пучка аналогии, она была принята в этом исследовании создать нелинейные модели плоских пластин. Несмотря на сложности в применении этого подхода к проектированию плиты колонки рамы, она подходит для оценки структурных учетом того, что геометрии и физических свойств соединения приведены.

Критической секции предполагается быть расположены на расстоянии г (плита средней эффективной глубины) из колонки. Сил (с векторной форме), действующего на критической секции, что равновесной внешний момент M ^ ^ к югу ООН и тяжести сдвига переведен из плиты в колонке V ^ ^ к югу г приведены на рис. 2. Переменных M ^ 1 ^ к югу и к югу M ^ 2 ^ являются изгибающий момент, на спине и передней поверхностью критической секции; V ^ ^ 1 к югу и к югу V ^ ^ 3 являются сдвига на спине и фасадов, а также T и V ^ T ^ югу являются кручения и сдвига в сторону лица. Эти внутренние силы должны удовлетворять

M ^ югу ООН = M ^ 1 ^ к югу M ^ 2 ^ к югу 2T M ^ V югу, 1 ^ M ^ V югу, 2 ^ (1)

V ^ к югу г = V ^ ^ 1 к югу - V ^ 2 ^ к югу 2V ^ югу T ^ (2)

, где M ^ югу V, 1 ^ и M ^ югу V, 2 ^ боковых сопротивление сдвига на спине и передней поверхностью критической секции, которые вычисляются как момент, в связи с совместной тяжести

M ^ югу V, 1 = 0,5 (с г) V ^ ^ 1 подпункта (3)

M ^ югу V, 2 = 0,5 (с г) V ^ ^ 2 подпункта (4)

где с размера колонки.

Соединения боковых сил модели, в которой сопротивление каждого действия на критической секции определяется сообщили в номер 2. Модели на основе данных испытаний соединений удовлетворяющих: 1) соотношение верхней арматуры в с 12d области (ограничена полосой столбец) в центре колонны менее 1,5% и 2) коэффициент тяжести сдвига V ^ югу г ^ на двусторонней прочность на сдвиг определяется ACI 318-053 (без использования [прямой фи] фактор) Vc не превышала 0,40. Чтобы использовать эту модель в связи прочность, призматических элементов луч шириной CD, ширина критического сечения и глубины ч (толщина плиты) был использован в модели подключить две прилегающие плиты колонки суставов в боковой загрузкой направлении. Пучка элемента, содержащегося два обычных компонентов, упругой балки, и пустые пластиковые петли момент. Пластиковые петли были расположены на передней и задней лица критической секции и были использованы для представления изгиб нелинейности. Было отмечено, что в результате тестов, связи деформации обусловлен в основном неупругие деформации, локализованной на наклонных трещин вблизи column.4 Таким образом, все пластические деформации, как предполагалось, должно быть сосредоточено на zerolength пластические шарниры.

Пластического шарнира изначально жесткой и вращается только после момента порог был достигнут. Пучка отрезок между петлями предполагалось упругой. Хотя ширина кд был определен для пучка сегменте, ее характеристики жесткости были связаны с изгибом пластины. Сопротивление кручения моделировалась нелинейных элементов весной (на рис. 1) вращательное сопротивление деформации ..

В 2D анализ конструкции рамы, поперечной силы в конце пучка элементом является функцией изгибающий момент в связи с требованием равновесия. Поперечных сил определяется с помощью уравнений равновесия, однако, можно только существенно отличаться от фактических сдвига (V ^ ^ 1 к югу и к югу V ^ ^ 2) в критический раздел 3D-структуры на плоской пластине. По этой причине, V ^ ^ 1 к югу и к югу V ^ ^ 2 и их вклад в сопротивление сдвигу, к югу M ^ V, 1 ^ и M ^ югу V, 2 ^, были смоделированы отдельно. Между тем, влияние equilibriumrestrained сдвига на боковых сопротивления был ликвидирован в модели. Это было достигнуто путем моделирования совместной региона в качестве отправной точки и определения длины балки элемент, как L = L0 - (CD), где L0 расстояние колонке центра к центру в горизонтальном направлении нагрузки. Таким образом, как показано на рис. 3, равновесное выдержанный сдвига не приводит к боковое сопротивление из-за нулевой размер критического сечения.

Два типа соединения деформации были рассмотрены: 1) Физическое представление 4, где прямая линия S1OS2 касательной к деформированной оси столба на совместной O, линия P1OP2 перпендикулярно S1OS2 и ON1 и ON2 являются касательными к деформированной эквивалентных пучка на совместной О. значение дрейфа и столбцов изгибных деформаций и можно аппроксимировать interstory дрейфа, если столбец деформации пренебрежимо мала.

Нет попытка была предпринята в данном исследовании по расследованию связи конечной вращательных потенциала, Значение

НЕЛИНЕЙНЫЕ МОДЕЛИ BEAM ЭЛЕМЕНТ

Боковое сопротивление изгибу, M ^ 1 ^ к югу и к югу M ^ 2 ^

Упруго-идеально пластической минуту совместного вращения отношений (на рис. 5) было принято для пластического шарнира на задней поверхности критического сечения, где сейчас и сдвига из-за боковой нагрузки добавляются к югу M ^ г, 1 ^ и V ^ югу г, 1 ^, момента и сдвига индуцированных тяжести нагрузки. Значения М ^ к югу г, 1 ^ и V ^ югу г, 1 ^ можно оценить из анализа или табличного решение предусмотрено в номер 5. Пластического шарнира вращается при изгибе потенциала для отрицательного изгиба M ^ югу п, 1 ^ достигается при совместном вращении

На пластического шарнира в передней критической секции, тяжесть нагрузки приводит момента и сдвига M ^ югу г, 2 ^ и V ^ югу г, 2 ^. По знаку конвенции, предписанные в рис. 2, M ^ югу г, 1 =-M ^ югу г, 2 ^ и V ^ югу г, 1 =-V ^ югу г, 2 ^. Монотонной боковой нагрузки в дальнейшем применяться может преодолеть первоначальные отрицательные гибки в этом петли и позитивно изгиб (нижний усиление напряженности). Совместного вращения при изгибе потенциала пластического шарнира при положительном изгибе, M ^ югу п ^ 2, достигается обозначается как По сравнению с монотонным боковой загрузкой, циклического нагружения как правило, приводит к более плиту жесткости деградации и, следовательно, уступая донных усиление происходит на больших совместных ротации. Как показано на рис. 5, если упруго-идеально пластической модели используется для этой петли в пустяковое анализа, преждевременные положительные уступая будет происходить на совместных Ар вращения вместо ожидаемого Таким образом, промежуточные точки C был использован и трилинейной отношения между положительным моментом для гибки и совместного вращения была принята.

Предел прочности при изгибе на спине лицом критической секции, M ^ M югу, 1 ^, и что на передней грани, M ^ M югу, 2 ^, может быть определено как

... (5)

... (6)

где / ^ к югу с ^ 'является конкретным сжатие; мкс югу, 1 ^ е ^ к югу у, 1 ^, d1, и S1 обозначает бар, текучести, эффективная глубина и расстояние от верхней барах, расположенных в ширину кд сосредоточена на колонке, соответственно, и к югу мкс, 2 ^, е ^ к югу у, 2 ^, г ^ 2 ^ к югу, а S ^ 2 ^ к югу определяются аналогично, но и для нижней арматуры. Для соединения с нижней укрепление прекращено в столбце M ^ югу п, 2 ^ ограничивается трещин от изгиба момент оцениваются ширина плиты равна с D.

Боковое сопротивление сдвигу, M ^ югу V, 1 ^ и М ", 2М ^ югу V, 2 ^

Момент при тяжести сдвига определяется как

M ^ югу В.Г., 1 = 0,5 (с г) к югу V ^ г, 1 ^ (7)

M ^ югу В.Г., 2 = 0,5 (с г) к югу V ^ г, 2 ^ (8)

Максимального значения V ^ 1 подпункта \ и V2, которые могут быть разработаны на передней и задней лица, Vn, 1 и V ", 2 и связанных с бокового сопротивления, M ^ югу В.Н., 1 ^ и M ^ югу В.Н., 2 ^, предположительно, как

V ^ к югу п, 1 = 0.25V ^ ^ к югу п (9)

Vn, 2 = 0.25Vn '(10)

MVN 1 = 0,5 (с г) Vn, 1 (11)

MVN 2 = 0,5 (с г) Vn, 2 (12)

где Уп подключения нагрузки тяжести потенциал оценкам AS2

Vn = 0.65

Vn = 0.65

где

^ К югу с ^ = 4 (C-D) D (15)

... (16)

V ^ п ^ к югу, однако, соединение силы, если вверх действия вертикальных нагрузок на плиту и привести в слое поверхности дна на колонке быть в напряжении. Переменных в формуле. (13) и (14) должны быть связаны с нижней свойства подкрепление для расчета V ^ п ^ к югу.

Tests4, 6,7 указал, что слегка усилены плиты колонки соединение не в пробивая после выставления общего приносит из-за изгиба в ответ нагрузки и деформации. Это означает, что по прошествии определенного соединения деформации сдвига на изгиб лица критического сечения может быть проведено примерно постоянной, а соединения вращательной деформации продолжает расти до штамповки начинается в задней поверхности критического сечения. Таким образом, нелинейная связь была использована для модели сдвига, V ^ ^ 1 к югу и к югу V ^ 2 ^, а соответствующие бокового сопротивления, к югу M ^ V, 1 ^ и M ^ югу V, 2 ^. Поскольку поперечная сила в критический раздел лицо не может быть измерена в результате тестов было принято, для простоты, что изгиб потенциала и максимальное касательное достигаются одновременно пластического шарнира. Билинейных отношения показаны на рис. 5 предполагалось, между M ^ югу V, 1 ^ и M ^ югу V, 2 ^ и

Комбинированные сопротивление изгибу и сдвигу

Сила собственности несбалансированным момент сопротивление изгибу и сдвигу при пластическом шарнире могут быть объединены в упростить аналитические модели. Совместных действий, определены в следующих уравнений и показано на рис. 6

M ^ югу 1 ^ * = югу M ^ 1 ^ M ^ югу V, 1 ^ (17)

M ^ к югу 2 ^ * = M ^ 2 ^ к югу M ^ V югу, 2 ^ (18)

M ^ югу п, 1 ^ * = M ^ югу п, 1 ^ M ^ югу В.Н., 1 ^ (19)

M ^ югу п, 2 ^ * ^ = M югу п, 2 ^ M ^ югу В.Н., 2 ^ (20)

M ^ югу г, 1 ^ * = M ^ югу г, 1 ^ M ^ югу В.Г., 12 ^ (21)

M ^ югу г, 2 ^ * M ^ югу г, 2 ^ M ^ югу В.Г., 2 ^ (22)

, где M ^ югу я ^ *, M ^ югу п, я ^ *, и M ^ югу г, я ^ * (я = 1, 2) называются эквивалентными минуту, что составляет конечную прочность на изгиб и эквивалентных момент, индуцированный под действием силы тяжести груза.

Соединение боковых жесткость уменьшается с увеличением нагрузки тяжести применяться на slab.4, 6 Таким образом, выбор промежуточной точки C в трилинейной модели для положительных изгибе (рис. 6), должны отражать эту тенденцию, с тем чтобы плиты смягчения начинается раньше, когда высшее тяжести нагрузки существует. Vg / Vc соотношение широко используется в качестве показателя степени тяжести нагрузки. Отношение Mg, Mn, чтобы 1, 1, однако, был рассмотрен в данной работе для определения MC потому что плиты изгиб, который вызывает образование трещин от изгиба плиты, что снижает жесткость плиты. MC переменная определена здесь как

M ^ югу C ^ = (1 - M югу ^ г, 1 ^ / M ^ югу п, 1 ^) M ^ югу п, 2 ^ * (23)

Пластического шарнира собственности, как правило, определяется как момент-пластического шарнира вращения отношений в нелинейного анализа кадра. Связь между эквивалентной момента и пластического шарнира вращения, М *- Е, для положительного и отрицательного изгиба на рис. 7. Выражения M ^ югу п, 1 ^ *, M [к югу, 2 ^ *, и MC получили ранее, в то время вращательной жесткости K пластического шарнира при положительном изгибе калиброванные из тестовых данных, как это обсуждается в следующем .

Упругой жесткости собственности Для упругой балки между двумя пластическими шарнирами, I0 выразил в формуле. (24) не могут быть непосредственно использованы для определения момента инерции, потому что плиты характеристики жесткости и сопротивления при условии сдвига должны быть рассмотрены. Момент инерции, обозначим как I *, был откалиброван с использованием тестовых данных

... (24)

Боковое сопротивление кручения на боковых гранях

Упругой жесткости собственности, как показано на рис. 8, нелинейность кручения моделировалась билинейных взаимосвязи между общей крутильных сопротивление две боковые грани критической 2T разделе и совместного вращения. На основании испытаний монотонная нагрузка осуществляется Kanoh и Yoshizaki, 8 Да, T, совместного вращения, при которой идеализированной крутильных уступая происходит, может быть определена примерно в 0,01 радиан и эта величина в значительной степени зависит от процента армирования. Можно ожидать, однако, что жесткость деградации в результате циклического нагружения может отложить крутильных уступок. Кроме того, да, может быть T зависит от других переменных, таких, как гравитация, уровень нагрузки и условия испытаний границы. Поскольку такие данные испытания не имеется, постоянное значение Да, T предполагалось, и определяется в результате тестов, чтобы определить жесткость на кручение.

Сила собственности Предполагалось, что на боковых гранях в критический раздел, наличие сдвига всегда сводится крутильных потенциала. Взаимодействие между сдвига и кручения имеет вид ОР2

... (25)

, где T ^ п ^ к югу является прочность при кручении в присутствии V ^ T ^ к югу и к югу T ^ ^ 0 является чистой крутильных потенциала определены AS2

T ^ югу 0 = 2,1 [квадратный корень из F] ^ C ^ подпункта е ^ с ^ к югу (CD) D ^ SUP 0 ^ (в единицах СИ) (26)

T ^ югу 0 = 2,1 [квадратный корень из F] ^ C ^ подпункта е ^ с ^ к югу (CD) г ^ ^ 0 SUP (в США, традиционные единицы измерения) (27)

, где г ^ ^ к югу 0 расстояние между центром верхней и нижней плиты слоев армирования.

На основании уравнения. (2) и (25), крутильных T ^ силы к югу п ^ выражается в виде

... (28)

Резюме нелинейного моделирования

Воздействие тяжести нагрузка на соединение поведения отражаются предлагаемые нелинейных моделей в нескольких направлениях. Во-первых, на основе уравнения. (28), высшее тяжести нагрузки снижает крутящий потенциал и, таким образом, как показано на рис. 8, снижает жесткость на кручение, поскольку считалось, уступая происходит при постоянной совместной ротации. Во-вторых, при пониженной гравитации нагрузки, марганца, 1 *, M [к югу, 2 ^ *, и крутильных 2Tn потенциал может быть достигнуто до соединения окажется неудачной в штамповке. В отличие от высших тяжести нагрузки представляет высшего Mg *, который требует меньше совместного вращения развивать Mn, 1 * на задней стороне, но больше совместных вращения для достижения M [к югу, 2 ^ * в передней. Поскольку связи вращательных потенциала Au снижается на повышенную нагрузку тяжести, вполне вероятно, что только Mn, 1 * представляющих сопротивление изгибу и сдвигу на спине лицом критической секции могут быть разработаны. Таким образом, соединение не в nonductile образом не обнаруживая общие уступая в конверте ответ нагрузки дрейфа.

КАЛИБРОВКА параметров жесткости

Описание испытаний

Три 2/3-scale единичных экземплярах, L0.5, LG0.5 и LG1.0, были протестированы в рамках экспериментальной программы, исследовать поведение внутренних плиты колонн при различных условиях нагрузки и были описаны в номер 4. Общей геометрии образцов и испытаний установки приведены на рис. 9. Сейсмические эффекты были смоделированы путем применения циклических перемещений в верхней части колонки через сервоприводом гидравлического привода. Эффект тяжести нагрузка моделировалась путем применения восходящей вертикальной нагрузки на нижнюю колонку через гидравлического домкрата. Применяется тяжести нагрузки определяется таким образом, чтобы гравитационные ножницы отношение Vg / Vc был сохранен на уровне 0,23 для всех трех образцов.

В L0.5 Образцы и LG0.5, плита верхней отношение подкрепление 0,5% в колонке полосы и 0,25% в других странах. Верхней панели промежутках между образцами LG1.0 была сокращена наполовину в течение 3h с центром в столбце увеличения процента армирования на 1%. Укрепление макета в других регионах плиты остались идентичными других образцов. Конкретные четкие покрова 13 мм (0,5 дюйма), а средняя плиты эффективной глубины 127 мм (5 дюймов) для всех образцов. Плита свойства материала приведены в таблице 1.

Образцы L0.5 подвергался постоянной загрузки тяжести в сочетании с циклической боковой загрузкой на провал с максимально достигнутой боковой дрейф 2,0%. Бокового дрейфа была определена на основании бокового смещения, измеренных в верхней части столбца. Образцы LG0.5 и LG1.0 подвергались вышеупомянутых комбинированного нагружения до 1,25% бокового дрейфа была достигнута производить ущерб в плиту, но без сбоев. Затем образцы LG0.5 и LG1.0 были вертикально, загруженных до отказа с помощью другого испытания установки по расследованию тяжести грузоподъемностью от earthquakedamaged соединений плиты колонки. Конверт кривых несбалансированный ответ минуту сноса трех образцов приведены на рис. 10. Результаты испытаний были использованы для калибровки параметров жесткости I *, K, и

Эквивалентные кадра модели образцов

Согласно тесту схеме (рис. 9), эквивалентная модель рамки для L0.5 образцов, LG0.5 и LG1.0 было установлено, как показано на рис. 11. Модель содержит три компонента: 1) два эквивалентных лучей, АВ и CD, 2) весной элемент запретительного совместного вращения, и 3) столбца. Эквивалент пучков пин-поддерживается на одном конце (Очки и D) и подсоединяется к колонке пластиковые петли. Пальцы считались расположенных по окружности с радиусом 1930 мм (76 дюйма) измеряется от центра к колонке, где плиты поддерживает вертикальные стойки функционирования как ролики были расположены. На основании плиты и колонки геометрии, длина каждого эквивалентного пучка L определялась как мм 1664 (65,5 дюйма).

Совместное вращение определяется из измеренной боковой дрейф и вычисляемый столбец боковой прогиб. Из-за размера и высокий коэффициент усиления столбец, столбец деформации у всех образцов была незначительной. Изгиба и сдвига потенциала, Mn, 1, Mn, 2, V, 1 и V ", 2, были рассчитаны с использованием свойств образца формулировок ранее. Тогда Mn, 1 *, M [к югу, 2 ^ *, и MC для пластических шарниров эквивалентной балки и прочность при кручении, 2Tn для пружинного элемента были определены. Указанные параметры силы, измеряемой связи вращения на два характерных этапа загрузки,

Выражения

(29) через (31). Калибровки подробная информация приведена в Приложении.

... (29)

... (30)

где

... (31)

где Ес модуль Юнга бетона.

РЕЗЮМЕ АНАЛИЗ ПРОЦЕДУРЫ

Предлагаемые аналитические процедуры для внутренних соединений плиты колонки в пустяковое анализа можно кратко изложить следующим образом:

1. Определение длины L и I0 на соответствующий элемент пучка от плиты колонки связи геометрии;

2. Определение момента и поперечной силы тяжести нагрузки Mg, 1 =-М, 2 и Vg, 1 =-Vg, 2. Рассчитать MVG 1 и MVG, 2 в соответствии с формулой. (7) и (8);

3. Рассчитать эквивалентную момент силы тяжести нагрузки на пластического шарнира Mg, 1 * и Mg, 2 * (уравнение (21) и (22));

4. Из уравнения. (5), (6) и (9) к (16), вычислить максимальное боковое сопротивление изгибу и сдвигу при изгибе лица критического сечения в том числе Mn, 1, Mn, 2, M ^ югу В.Н., 1 ^ и M ^ югу В.Н., 2 ^;

5. Рассчитайте силы параметров пластического шарнира эквивалентных элементов пучка, включая Mg, 1 *, Mg, 2 * (формула (19) и (20)) и МС (формула (23));

6. Расчет общей крутильных потенциала на две боковые грани критической 2Tn разделе (уравнение (28));

7. Определить Да, T = 0,015 и рассчитать момент инерции I * (уравнение (30)) и вращательной жесткости пластического шарнира, при положительном изгиба K (уравнение (31));

8. По жесткости и прочностные параметры определены в предыдущих шагах, построить нелинейных учредительных соотношение для изгиба и кручения, как показано на рис. 7 и 8, и

9. Поведения пустяковое анализа.

ПРОВЕРКА предлагаемой модели

Описание тестов для проверки

Согласно предложенной модели, уровень тяжести нагрузки может существенно повлиять на: 1) крутильных прочности и жесткости, 2) момент инерции пучка элемент I * и 3) вращательная жесткость пластического шарнира при положительном изгибе К. Таким образом, для оценку предложенной модели, важно, чтобы гравитационные ножницы был сохранен в ходе испытаний. Пять tests6, 7,9 проводились на изолированных интерьера соединений плиты столбцов, как показано на рис. 12, были использованы для оценки целесообразности предлагаемой модели: Образцы H-5 и H-10 проверен Kanoh и Yoshizaki7; образцы 1 и 3 Пан и Moehle6 и образцов C-02 на Старк и др. al.9 Эти образцы были проверяется с использованием различных граничных условий и охватывает широкий круг плиты и колонки геометрии, прочности материала, усиление соотношение и уровень тяжести нагрузки. Плиты образцы 1 и 3 были поддержаны на восемь стоек, что обеспечило симметричное распределение сдвиговых и изгибающего момента в колонку изначально претендовал тяжести нагрузки. В образцах H-5, H-10 и C-02, плиты были просто поддерживается на два ребра плиты представляют линии contraflexure для прототипа структурой при боковой загрузке, а остальные ребра параллельно поперечном направлении нагружения безудержной ..

Нелинейные анализ и результаты

Предложенная аналитическая модель был применен пять образцов. Производится сопоставление расчетных поведение соединения и ответ конвертах, полученных из экспериментальных данных. Поскольку соединение боковых потенциала деформации не был исследован в настоящей работе, совместной поворотов на котором не удалось соединения в ходе испытаний были применены к связи в ходе анализа. Как показано на рис. От 13 до 15, разумные была достигнута договоренность между расчетным и измеренным реакциям. Хорошее соотношение можно объяснить: 1) относительно точных уравнений на прочность соединения и 2) соответствующие определения параметров жесткости, которые отвечают за последствия плиты изгиб коэффициент усиления и уровень тяжести нагрузки.

Следует отметить, что изгиб уступая при отрицательном для гибки и достижение положительных MC под изгиб обычно происходит в начале стадии боковой загрузкой. Таким образом, профиль ответ нагрузки и деформации, на основе предложенной модели могут регулироваться торсионную жесткость. Из-за ограниченной информации, предполагалось, что торсионные достигает свой потенциал на постоянной совместной вращения Да, T = 0,015. Как явствует из рис. 13, что, если да, T = 0,02 рад был использован, прогноз может быть улучшен для образцов, H-5 и H-10, которые тонкие плиты по сравнению с другими образцами. Hsu10 провели серию тестов на чистом кручении потенциала железобетонных прямоугольных членов. Средний угол скручивания на максимальный крутящий момент составляет примерно 3,1 ° / м (0,08 ° / в.) За его B-серии испытаний (сечение 381 х 254 мм [15 х 10 дюйма] и длиной 3100 мм [122 дюйма] ) и 5,1 ° / м (0,13 ° / в.) за N-серии испытаний (сечение 305 х 152 мм [12 х 6 дюймов] и длиной 2184 мм [86 дюйма]).

Скорее всего, этот предполагает, что да, T может быть функцией толщина плиты. Кроме того, анализ на основе предложенной модели недооценивать жесткость связи в начальной стадии боковой загрузкой. Ожидается, что это, так как соединение поведение моделируемой в модели только после изгиба уступая из-за негативных изгиба произошло ..

РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ

В работе второй части расследования решения поведенческая модель слегка усилены соединения slabcolumn подвергаются боковые нагрузки представлены (номер 2 представила модель соединения боковых сил). 2D нелинейной модели рамка для внутренних соединений slabcolumn для использования в пустяковое анализа был изучен с целью, что ответ предсказывает монотонное нагрузка может быть использована для моделирования поведения соединения при циклических нагрузках.

Бокового сопротивления от изгиба и сдвига моделировалась эквивалентных пучка и сопротивления кручении пружинного элемента. Воздействие силы тяжести и нагрузки плиты изгиб отношение подкрепления связи деградации жесткости были рассмотрены и связанные с ним параметры калибровки из трех тестов. Эффективность предложенного аналитическая модель была проверена на тестовых результатов зависит от калибровки моделей данного исследования.

Авторы

Авторы благодарят за финансирование этого исследования, представленной Национальным научным фондом по гранту № 0301632 и 0301395. Любые мнения, результаты и выводы или рекомендации, изложенные в настоящем документе, являются мнениями авторов и не обязательно отражают точку зрения авторов.

Нотация

^ Вложенные папки, 1 = области верхней укрепление

^ Вложенные папки, 2 ^ = площадь нижней укрепление

C = размер квадратного колонке

D = плита средней эффективной глубины

Л [sub0 = расстояние между центрами верхнего и нижнего слоев укрепления

г ^ к югу 1 = плиты эффективной глубины (вверху усиление напряженности)

D ^ 2 югу = плиты эффективной глубины (внизу усиление напряженности)

E ^ к югу с модулем = Юнга конкретных

F ^ к югу с = ^ 'цилиндрическая прочность бетона на сжатие

F ^ югу у, 1 = текучести верхней плиты укрепления

F ^ югу у, 2 = текучести нижней плиты укрепления

Н = толщина плиты

I ^ к югу 0 = (C-D) h3/12

I * = момент инерции, для пучка элемент

K = вращательной жесткости пластического шарнира, при положительном изгибе

L = длина эквивалентного пучка

L ^ югу 0 = расстояние между центрами двух соседних столбцов

M ^ подпункта 1 = несбалансированного момента сопротивление изгибу в задней стороне

M ^ подпункта 1 * = эквивалентной отрицательной изгибающего момента для пучка элемент

M ^ к югу 2 = несбалансированным момент сопротивление изгибу на передней

M ^ 2 * югу = эквивалентный положительный изгибающий момент для пучка элемент

M ^ югу C = момент в промежуточной точке C для положительных изгиба

M ^ югу г, 1 = изгибающий момент на задней поверхности под воздействием силы тяжести нагрузки

M ^ югу г, 1 * = эквивалентная изгибающий момент на задней поверхности под воздействием силы тяжести нагрузки

M ^ югу г, 2 ^ = изгибающий момент силы тяжести нагрузка на переднюю

M ^ югу г, 2 * = эквивалентная изгибающего момента в передней из-за тяжести нагрузки

M ^ югу п, 1 = плиты потенциала изгиб при отрицательных изгиба оценивается в КР

M ^ югу п * 1 = эквивалентная конечная прочность на изгиб при отрицательных изгиба

M ^ югу п, 2 = плиты потенциал для позитивного изгиб изгиб оценивается в КР

M ^ югу п, 2 * = эквивалентной конечной прочности при изгибе для положительного изгиба

M ^ югу ип = несбалансированным момент передается от колонки до перекрытия

M ^ югу V, 1 = несбалансированного момента сопротивление V1

M ^ югу В, 2 = несбалансированным момент сопротивление V2

M ^ югу В.Н., 1 = несбалансированного момента сопротивление Vn, 1

M ^ югу В.Н., 2 = несбалансированного момента сопротивление Vn, 2

S ^ 1 к югу = среднее расстояние от верхней плиты укрепления помещен в кд

S ^ 2 югу = среднее расстояние от нижней плиты укрепления помещен в кд

T = кручения, действующей на один боковой грани критической секции

T ^ югу 0 = крутильных потенциала без взаимодействия со сдвигом

T ^ югу п = крутильных потенциала при взаимодействии с сдвига

V ^ к югу с ^ = номинальный двусторонний прочность на сдвиг (ACI 318-05)

V ^ к югу 1 = сдвига, действующего на критической секции обратная сторона

V ^ к югу 2 = сдвига, действующего на критические лицо передней части

V ^ к югу г = тяжести сдвига передается от плиты к колонке

V ^ к югу г, 1 = сдвига в критической секции обратная сторона из-за тяжести нагрузки

V ^ к югу г, 2 = сдвига в критических передней части сталкиваются из-за тяжести нагрузки

V ^ к югу п = номинальная мощность сдвига соединения (верхней стали при растяжении)

V ^ к югу п ^ '= номинальная мощность сдвига связи (внизу стали при растяжении)

V ^ к югу п, 1 = максимум сдвига, разработанных на спине лицом критической секции

V ^ к югу п, 2 = максимальное касательное разработаны на передней критической секции

V ^ к югу T = сдвига на боковой грани критической секции

Ссылки

1. Американское общество гражданских инженеров ", Prestandard и комментарии для сейсмических реабилитации зданий и сооружений", 356 МЧС, Федеральное агентство по чрезвычайным ситуациям, Вашингтон, DC, 2000, 519 с.

2. Тян, Ю.; Jirsa, JO, и Байрак О., "Сила оценки внутренних дел Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, V. 105, № 6, ноябрь - декабрь 2008, с. 692-700 .

3. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.

4. Тян, Ю.; Jirsa, JO; Байрак, O.; Widianto и Argudo, JF, "Поведение Слэб-Column соединения при различных нагрузках историй", ACI Структурные Journal, V. 105, № 5, сентябрь-октябрь . 2007, с. 561-569.

5. Тимошенко, S., и Woinowshy-Кригер С., Теория пластин и оболочек, второе издание, McGraw-Hill, Нью-Йорк, 1959, 580 с.

6. Пан А., Мол, ДП, "Экспериментальное исследование Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 89, № 6, ноябрь-декабрь 1992, с. 626-638.

7. Kanoh Ю., и Yoshizaki, S., "Опыты по Слэб-колонны, плиты-Wall соединения плоских структур плиты," Бетон журнал, т. 13, июнь 1975, с. 7-19. (На японском)

8. Kanoh Ю., и Yoshizaki, S., "Прочность плит-Column соединения Передача Shear и моментов", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 3, март 1979, с. 461-478.

9. Старк, A.; Binici, B.; и Байрак О., "Сейсмическая Модернизация железобетонная плита-Column соединения с использованием углеродного волокна армированных полимеров", ACI Структурные Journal, В. 102, № 2, март-апрель . +2005, С. 324-333.

10. Hsu, TTC, "Кручение структурной бетонных Поведение железобетонных прямоугольных Участники" Кручение Железобетона, SP-18, ГП Фишер, под ред. Американские бетона институт Farmington Hills, MI, 1968, с. 261-306.

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. Он является членом комитета ACI 369, сейсмическая ремонту и реконструкции, а также совместное ACI-421 ASCE комитетов, Проектирование железобетонных плит и 445, сдвиг и кручения. 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 бывший председатель Технического комитета деятельности. Он является членом комитетов МСА 318, структурные конструкции здания кодекса 408, развития и Сращивание деформированных Бары и бетона исследовательского совета.

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; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-ASCE Комитет 445, сдвига и кручения.