Моделирование и тестирование Влияние Расширение влияния на неупругого Ответ Shear Стены
Монотонные и циклических квазистатических Тестирование проводилось на пластичных железобетонных образцов сдвига стены разработан и подробно по сейсмическим положений национального строительного кодекса и Канады CSA-A23.3-04. Испытания проводились на полномасштабную и 1:2.37 сокращение масштабов образцов стены. Поведение в условиях циклического нагружения характеризуется пластичного изгиб ответ до перемещения пластичности 4,0. На этом уровне деформации, неупругие деформации сдвига в пластическом шарнире давала около 20% от общей деформации. В последующих циклах силы деградации происходило из-за сдвига скольжения развивается по большой изгиб трещины в стене базы. Shear скольжения не наблюдалось при монотонной нагрузки и выставлены образцы значительно выше пластичности потенциала. Отлично соглашение не было найдено между прототипом и уменьшение масштаба стен. Неупругих реагирования и отказов наблюдается при циклическом нагружении может быть адекватно воспроизведен использовании программа анализа конечных элементов.
Ключевые слова: пластичность; гистерезиса, сейсмические; трения скольжения; прочность на сдвиг; сдвига стен; скольжения.
ВВЕДЕНИЕ
В 2005 национального строительного кодекса Канады (ОКНБ) 1 и CSA-A23.3-04 стандартных, 2 пластичных консольные железобетонные стены должны удовлетворять строгим дизайном и детализация требований, таких, что они способны развивать пластичного изгиб пластиковых шарнирное крепление на своих базах без значительного сдвига бедствия или без отказов вызывает быстрое ухудшение прочность при циклическом неупругих loading.3 После принципах создания дизайн, дизайн силы сдвига, соответствующим достижению вероятным изгиб потенциала на стене base.4-5 нелинейной истории динамического анализ сдвига стены подвергаются движений грунта при землетрясении, показали, что поперечные силы превышает эти значения на проектную мощность может развиваться за счет вклада высших мод колебаний динамических response.6-8 Такие высшие силы сдвига может привести к хрупкому сдвига или раздвижные отказов происходит. Стены в этих нелинейных динамических анализов были смоделированы при помощи упругих элементов рамы с гистерезисных пластических шарниров сосредоточены на их концах.
D'Ambrisi и Fillipou11 предложил вычислительно эффективных макроскопических член, который включает упругой, распространение пластиковых, интерфейс связи скольжения и сдвиг к югу от элементов, соединенных последовательно. нелинейных элементов сдвига были также использованы в сочетании со слоем дискретизации стены сечений для более полного отражения распределения нормальных напряжений при сдвиге, включая эффекты деформации на response.12, 13 Правильное взаимодействие между нелинейных изгибных и сдвиговых ответов, однако, требует использования реалистичного материала учредительных законов в конечных элементов (СЭ) формулировки. Так, например, совместимость, равновесия, и учредительные отношений модифицированной теории сжатия поля (MCFT) 14 и нарушенных модели поля напряжений (DSFM) 15 были реализованы в двумерной FE анализа program.16 Палермо и Vecchio17, 18 продлили возможности этого инструмента для численного циклического приложения нагрузки. Палермо и Vecchio19 показали, что эта методика может привести к быстрой и надежные результаты для различных конструкций стен и геометрии с помощью простых низкого порядка прямоугольных элементов с замазанными свойства материала.
Способность процедур FE адекватно воспроизвести нелинейных динамических характеристик сдвиговых стенки, должна быть проверена с помощью сейсмостенде Benchmark tests.20 из-за физических ограничений испытательное оборудование, эти тесты должны проводиться на сокращение масштабов моделей и ухода должны осуществляться в выборе Модель материалов и процессов изготовления, с тем чтобы соответствующие требования подобия выполнены, и эксперимент представитель фактического ответа стены. Уоллес и Krawinkler21 сообщил, что общий сдвиг ответ стены можно было предсказать успешно используют сокращения масштаба модели. Они предположили, что деформированных баров должны использоваться в моделях, адекватно воспроизвести прочности. Moncarz и Krawinkler22 также подчеркнул важность надлежащего воспроизведения поведения упрочнения в модели укрепления позволял адекватно учитывать численность и распространение трещин для членов неудачу в комбинированных изгиба и сдвига режиме ..
Эта статья представляет собой тестовую программу осуществляется на пластичных железобетонных стен сдвига проведения низких осевых нагрузок разработан и подробно по ОКНБ 20051 и CSA-A23.3-042 сейсмических положений. Два одинаковых полномасштабных образцов были построены. Одна стена была протестирована под монотонные нагрузки. Вторая один был подвергнут квазистатических циклического нагружения при ступенчатом увеличивается амплитуда деформации. Испытания были повторены на 1:2.37 ограниченной масштабных моделей и сравнение полученных результатов с полученными от полномасштабных образцов прототипа. FE анализ стен проводились с помощью двумерных FE программы анализа и численных прогнозов сравниваются с результатами испытаний. Дополнительные результаты анализа представлены для изучения адекватности упрощенной модели, основанные на раме элементов с сосредоточенными пластические шарниры конца.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Стены изучал осуществляется как предполагалось при циклическом нагрузки до 3,5 пластичности предполагается в дизайне. Значительные деформации сдвига и связи между сдвига и изгиба ответ не наблюдалось. За пластичность 4,0, произошел сбой скользящая на стену базы по изгиб трещины, которые постепенно открывается после циклического нагружения, о том, что существует ограниченный запас для удовлетворения неопределенности спроса от земли движений. Программа испытаний также показали, что неупругое сейсмической реакции сдвига стен в том числе сдвиговые эффекты деформации сдвига и скольжения поведения могут быть воспроизведены в ограниченной масштабные модели для будущих испытаний трясти стол programs.23 наблюдаемое поведение может быть удовлетворительно предсказал использованием DSFM15 осуществляется в Код FE, что было невозможно при использовании сосредоточенных пластического шарнира пучка колонки формулировки.
Программа испытаний
Рег стене здания
Опытные образцы были разработаны, чтобы воспроизвести условия нагружения и деталей конструкции типичного трения на стенке, используемые в 10-этажном жилом здании, расположенном в Ванкувер, Британская Колумбия, Канада. Эта ссылка стены проиллюстрировано на рис. 1 (а). Стена длиной в 7,45 лв м (24,1 м) и высоту шоссе 30 м (98,4 м). Он выполнил специальные сейсмические требования, указанные в ОКНБ 20051 и CSA A23.3-042 для высокопрочного стены сдвига и сейсмических нагрузок определяются с пластичности и прочности на связанных силу изменения факторов Rd = 3,5 и Ро = 1,6, соответственно. Здание было основной период 1,32 сек. Сдвига и изгибающий момент спрос на них определяется с помощью анализа спектра реакции, и в результате базовых bendingmoment к базе сдвига отношение, MF / Vf, равнялась 15,7 м (51,5 м) = 0.52hw. Касательного пролета к стене длиной отношение, к = (ПВ / Vf) / = 2,11 лв, был близок к соотношении 2:1, что различие между сдвига и момент преобладают ответы стены. Стены был расположен на периметра здания рядом с лестницей вала.
Нагрузках тяжести подготовила сжимающие напряжения 1% от номинального конкретные прочность на сжатие и поэтому игнорируется в программу тестирования. Была построена стена с нормальным бетон с номинальным сжимающей силы Ь '= 30 МПа (4,35 КСИ) и свариваемые класса арматурной стали с номинальным ф 400 МПа (58,0 КСИ) и фу из 550 МПа (79,8 КСИ) был рассмотрен в расчетах, как это требуется в CSA A23.3-042 для систем, разработанных с Rd больше 2,5. Подкрепления размера и подробные, что учитывается соотношение изгиба требованию магнитосопротивления-Mf / г = 1,00. В соответствии с код на проектную мощность процедур, достаточных усиление сдвига была оказана сопротивление поперечной силы, связанные с разработкой вероятного момента сопротивления стены. Решение было м.т. толщины стенки 200 мм (7,87 дюйма) с двумя слоями 15M на 250 мм (9,84 дюйма), которые распространяются подкрепление, в результате чего Vf / Vr отношение 0,55. Создание дизайна аспекты обсуждаются в следующем разделе ..
Дизайн образцов для испытаний
Программа испытаний включала в общей сложности четыре образцов: два прототипа образцов (серии), и два ограниченной scalemodel образцов (серия B). Один экземпляр пары был подвергнут монотонной нагрузки (A1M и B1M), тогда как циклического нагружения была применена к другим две стены (A2C и B2C). В ходе испытаний образцы подвергались концентрированной горизонтальной нагрузки представляющих общая нагрузка землетрясения, и только часть стены, расположенные ниже точки приложения результирующей сейсмические нагрузки рассматриваются, как показано на рис. 1 (б). Прототип образцы были разработаны с учетом основных характеристик стены здания ведения. Они были пропорции исходя из той же свойства материала и после итерационной процедуры для получения той же отношение сдвига службы к стене длиной А, а также той же прочности и соотношением спроса Mf / г и Vf / Vr отношения. Крупного заполнителя размером 14 мм (0,55 дюйма) был рассмотрен на конкретных и прямоугольного сечения был выбран для простоты изготовления. Чтобы имитировать сопротивление сдвигу часть ссылки стены, толщина прототипа стене была равной веб стены здания и аналогичные распределенных укрепление схема, состоящая из двух слоев 15M на 300 мм (11,8 дюйма) был указан.
Некоторые возможные длины стены и концентрированных укрепления механизмов стали были рассмотрены. 1,3 м (4,26 м) в длину и 2,7 м (8,85 м) в высоту стены прототип был, наконец, выбрали (рис. 1 (б)) с Vf от 317 кН (71,3 кип) и МП-856 кН м (631 кип футов), в результате чего к = 2,08, Mf / г = 1,00, а Vf / Vr = 0,55. Сечение типовые и примерные образцы показано на рис. 1 (с). Концентрированной продольной стали было сделано 20 м и 25 баров охваченных 10М закрытые стремена. Размеры и б на рис. 1 (с) и (г) приведены в таблице 1 ..
В CSA A23.3, пластичного сдвига стены должны быть учтены сопротивления сдвигу Vr достаточной противостоять горизонтальной Vf усилие сдвига ', который будет развиваться, когда стена достигает своего вероятного момента сопротивления Мп. Мп момент определяется сопротивление факторов равна 1,0 и предполагая, 1.25fy для текучести стали для учета упрочнения. За прототип стены, Мр = 1258 кН-м (928 футов кип) = 1.47Mf и поперечной силы Vf '= 1,47 х 317 = 466 кН (105 кип). Vr сопротивление определяется в соответствии с общим методом, предложенным в A23.3 CSA, в том числе ограничения на сопротивление сдвигу предоставляемый бетона в пластиковые движущиеся регионов. Эти ограничения зависят от ожидаемой неэластичный спрос вращения на стене, За прототип стены, f = 3,15 мм (0,12 дюйма); Mn = 1036 кН-м (764 футов публичный); чем = V '466 кН (105 кип).
Эти параметры приведены в таблице 2. Unfactored сопротивления сдвигу Vn, отнесенного к стене, общая площадь (bwlw), также приведены в таблице 2 для справки. При сравнении CSA A23.3-042 и МСА 318-0824 сейсмических требований к конструкции, основные различия сопротивление факторов и интервалов между заключения укрепления в пограничных зонах. Для сдвига, CSA A23.3-042 использует различные факторы / для бетона (А = 0,65) и стали (фс = 0,85), в то время как ACI 318-0824 использует только один фактор F (F = 0,6), которое применяется к номинальной прочности на сдвиг . За прототип стены, ACI 318-0824 учтены сопротивление сдвига 3% меньше, чем стоимость CSA. Максимальное расстояние между заключения баров 0.5bw и 0.33bw в КСА и МСА коды, соответственно ..
В дизайне, факторинговой сопротивление сплоченности и трения о потенциальных горизонтального скольжения стены базы, Vr, фантастики, также должны быть сверены Vf. Это сопротивление было определено для монолитно бетон условии, что соответствует технологическому процессу, принятые в этой экспериментальной программы. Сплоченности напряжение 1,0 МПа (145 фунтов на квадратный дюйм), а коэффициент трения 1,40 были использованы, как указано в CSA A23.3-04, 2, который дает Vr, SF = 554 кН (126 койка), если рассматривать только распределенной вертикальной усиление сдвига и площадь поперечного сечения сопротивление сдвигу. Это превышает максимального ожидаемого сдвига силу Vf. Unfactored сопротивление Vn, фантастики, а отнесенного к стене сечения, приведены в таблице 2. В качестве последнего шага в области дизайна, ожидаемых неупругих вращения. Идентификатор сравнению с вращением стены пластиковые потенциала, предписанные в CSA A23.3-04, 2. IC. Последний приведены в таблице 2 и образцы прототипа стены были признаны обладают достаточной неупругих потенциала вращения ..
Для модели образцов, потенциал для диспропорций между полномасштабной модели свойств материала было сведено к минимуму, выбирая очередной деформированных шестов для основной арматуры и избежать microconcrete смесей. Геометрический фактор масштабирования 2,37 был выбран, как регулируется минимальных доступных пруткового размера (№ 3) и конкретные размеры крупного заполнителя (5 мм [0,20 дюйма]). Размеры модели стены и арматурной стали приведены на рис. 1 (б) и (с). ASTM A706 Grade 60 KSI (413 МПа), № 3 бара (As = 71 мм2 [0,11 in.2], ф = 413 МПа [60 KSI], фу = 552 МПа [80 KSI]), были отобраны для продольных и поперечных стали подкрепления. Холоднокатаный прутки 4,76 мм (0,18 дюйма) в диаметре и из стали (ф = 220 МПа [32 KSI], фу = 400 МПа [58 KSI]) были использованы для удержания подкрепления. Эти свойства материала отвечают требованиям сходство между прототипом и моделью стены с точки зрения размеров, арматуры отношений, а также суммарные размеры. Из-за физических ограничений, тем не менее, положение концентрированной продольной арматуры (размеры и б в таблице 1) не может быть скорректирована, чтобы точно соответствовать коэффициент масштабирования.
Отсюда и разница в механических свойствах между ASTM A706 и CSA G30.16 укрепления стали индуцированных малых отклонений между моделью и прототипом образцов. Дизайн и сил сопротивления на основе модели номинальной свойства приведены в таблице 2. Как видно, модель значения фактора А и ПВ / Мистер и Vf / Vr отношения равны или очень близки к значениям прототип стены. Модельных образцов также достаточное сопротивление сдвигу и трения скольжения противостоять ожидаемого сдвига силу соответствующих достижению Мп на стену базы, и их потенциал пластической вращения превысил ожидаемый спрос вращения ..
Прогнозируемая реакция с номинальным свойства
До проведения испытаний, анализ типовые и примерные образцы проводилась под монотонный и циклического нагружения для проверки проектных предположений. Нелинейной плоскости секционные program25 анализа на основе MCFT14 был использован для монотонных ответ членов. Для арматуры, следующие дополнительные свойства были использованы: модуль упругости E = 200000 МПа (30000 КСИ); деформации в начальный момент деформации эш упрочнения = 0,015, а конечной э.с.е. деформации = 0,13 и 0,12 для CSA G30.16 и ASTM A706 стали, соответственно. Для бетона, кривая Попович-Thorenfeldt-Коллинс базу ФК "= 30 МПа (4,35 КСИ) и растяжение м сила = 1,75 МПа (254 фунтов на квадратный дюйм) была утверждена. Сжатие размягчения по Веккьо и Collins14 был также рассмотрен вместе с напряжением жесткости модели Bentz.26 напряженности жесткости фактор 0,3 был использован для снижения напряженности жесткости эффекты предсказать конверт под циклического нагружения. Нагрузки верхней боковой ответы деформации типовые и примерные образцы представлены на рис.
2 (а). Нагрузки нормированы к стене крест областях сечения и деформации приведены к стене высот. Ответ очень похожа для обоих образцов размеров, небольшие различия возлагается на отклонения от точного подобия требований на прочность стали выход и место проведения концентрированных продольных балок. Программа предсказывает провал путем дробления бетона при стеновые основания, с пиком сопротивления достигается в верхней боковой деформации 0.019hw и 0.018hw на типовые и примерные образцы, соответственно. Эти деформации примерно соответствуют перемещению пластичности 4,5 ..
Двумерных FE program16 анализ основан на MCFT14 и DSFM15 для нелинейного анализа FE железобетонных конструкций мембраны. Программа использовалась для прогнозирования поведения и образцов при монотонной и циклических нагрузок. Плоское напряженное прямоугольных элементов с замазанными укрепления были использованы для дискретизации стены, в общей сложности 16 элементов в кратчайшие направлении, как это рекомендовано в Палермо и Vecchio.19 сходимости анализ подтвердил уместность число элементов. Основные свойства стали и бетона материалы были такими же, как указано в нелинейной плоскости секционного анализа. Гистерезисные модели подкрепления в зависимости от модели Seckin (Баушингера). Укрепление дюбель действий на подошву стены была воспроизведена с помощью модели Tassios на основе балки на упругом бетонный фундамент theory.27 дюбель сила меняется в зависимости от сдвига скольжения и арматуры бар свойствами. Препик ответ сжатия бетона на основе кривой Popovics для нормальной прочности бетона, в то время как после пика ответ следовал базы кривой.
Напряженность жесткости последствия в зависимости от Bentz26, автоматически учитывается в анализе, в зависимости от средней конкретных основных растяжения. Прочность бетона за счет повышения заключения был рассмотрен в регионах сосредоточены подкрепления. Купфер / Ричарт модель подходит для циклической нагрузки был использован для purpose.16, что в этой модели одноосной прочностью на сжатие ь 'и соответствующие деформации е0 оба усиливается конкретный фактор удержания, которая варьируется в зависимости от анализа основных напряженного состояния . Гистерезисных ответ конкретных был создан в соответствии с Палермо и Vecchio28 (с распада), а также скольжения искажение было принято во внимание в соответствии с Vecchio-Лай model.29 Как показано на рис. 2 (а), двумерного анализа FE программа предсказывает большей емкости и значительно выше пластичности для образцов при монотонной загрузки по сравнению с нелинейной плоскости секционные результаты. Оба экземпляра достиг пика среднее напряжение сдвига 1,9 МПа (275 фунтов на квадратный дюйм), все еще значительно ниже номинального сопротивления сдвига подразделение образцов, Vп = Vn / bwlw = 2,8 МПа (406 фунтов на квадратный дюйм) (см. Таблицу 2).
Двумерного анализа FE программы предсказал провал при изгибе в дрейф отношений 0,058 и 0,047 для типовые и примерные образцы, соответственно, что соответствует пластичности уровнях 11 и 8. Повышения производительности предсказывали двумерный анализ FE в первую очередь обусловлено тем, что конкретные последствия заключения неявно считается, что не относится к нелинейной плоскости секционные программа для анализа ..
Рис 2 (б) показывает, двумерных FE анализ программы оказания обеих стен под введенных циклических верхнего бокового смещения со ступенчато увеличивается амплитуд. Двумерных FE монотонный ответ воспроизводится в первом и третьем квадрантах земельного участка для целей сравнения. До дрейф 0.015hw, отличные совпадения между прототипом и настенные модели, подтверждающие обоснованность масштабирования принятых допущений при разработке образцов. Пик сопротивления разработаны образцы соответствовали циклических монотонных ответ до 0.01hw заносы на положительную сторону и 0.005hw в другом направлении. Помимо этих деформаций, устойчивость и стены постепенно уменьшаться, пока внезапное и полное падение прочности происходит при монотонный ответ. Под циклической нагрузки, продольной дает стали с обеих сторон стены, в результате большого изгиба доходящая по всей длине стены.
Это снижает способность бетона в зоне сжатия к сопротивлению сдвига у основания стены, ведущих к большой сдвиг скольжения перемещений. Под монотонный загрузки, этот механизм с задержкой, от растрескивания одном направлении. Раздвижные происходит тогда, когда база изгиб трещина распространяется по всей длине стены ..
Испытательная установка и как построенных свойств образца
На рисунке 3 показана испытания установки, используемые в экспериментальной программе. Все образцы включали часть испытаний стены и прочный фундамент блок использоваться для воспроизведения реальных условиях базы. Образцы были смонтированы горизонтально на сильный пол в лаборатории и нагрузки был применен высокоэффективный 1500 кН (337 кип) приводом с удержал соединения конца. Фундаментные блоки были твердо привержены членов стальным каркасом, с помощью стержней pretensioned связующих стали. Стены образцы были поддержаны на роликах для предотвращения вне плоскости деформации. На пластичности 4,0 для прототипа стены, вращения привода из-за боковой деформации достигнуто 0,007 рад. Это привело к осевой нагрузке 2,9 кН (0,65 кип) в стене, которая считалась незначительной. Во избежание концентрации напряжений в железобетонных конструкций, гибкие деревянные прокладки были вставлены между стальными пластинами крепления стен тест на привод и те, крепления основы для разработки членов. Фундаментных блоков были специально разработаны значительно толще, чем тест стены ограничить растрескивание основы ..
Все образцы были налил в горизонтальном положении и высоком диапазоне водоредуцирующим примесью использоваться как в бетонных смесей для облегчения конкретного места размещения. Стеновых и фундаментных частей были брошены непрерывно без мостиков холода. Конкретного прототипа стене было поставлено местного поставщика с указанным ФК "от 30 МПа (4,35 KSI), без добавления воздуха, и 14 мм (0,55 дюйма) траппов крупного заполнителя. Для модели, в-дом смесь готовилась с типом цемента GU (ASTM C150, тип I), водоцементное отношение (в / с) 0,55, от 4 до 6 мм (0,16 до 0,24 дюйма) сиенит-типа крупнозернистый совокупности с 83% прохождения 5 мм (0,20 дюйма) сито. Бетон для стен прототип был также использован для обоснования двух образцов модели примерно до 300 мм (11,8 дюйма) под подошву стены. Заливка была проведена 24 марта 2006 года, а испытания проводились между 7 мая и 8 октября того же года. Тестирование даты приведены в таблице 1. Измеренные значения конкретные силы на 28 дней приведены в таблице 3 и результаты испытаний на растяжение на арматурную сталь представлены в таблице 4.
Диапазон измеряемых величин, и среднее значение приведены для каждой группы из стальной арматуры. В изготовлении образца, было сложно правильно месте сосредоточены на укреплении требуемое положение и сохранить именно эту позицию во время бетонирования. Определяется как построенный размеры а и б, как они определены в рис. 1 (с), приведены в таблице 1 для каждого конца каждого образца. Учитывается сопротивление момент г-н каждой стены определяется по измеренным свойства материала, а также эквивалентные действия дизайн Mf и Vf может определяться исходя Mf / г и к соотношения, полученные с номинальной свойства образца. Различной конструкции и устойчивость параметров для каждой стены затем были вычислены и приведены в таблице 2 ..
Порядок проведения испытаний
Все тесты были проведены за счет контроля горизонтального перемещения верхней введенных привода. Перевозкой фундаментные блоки и системы привода реакции мониторинг и удаленный получить стены по отношению к деформации фундамента. Положительное направление нагрузок и перемещений показано на рис. 3 (с). В монотонной тесты, бокового смещения был введен в постоянной скоростью 1,0 мм / мин (0,04 дюйма в минуту). Испытаний, однако, были прерваны, чтобы для наблюдения за ущерб и фотографии должны быть приняты. В циклических испытаний, перемещения контролируемых загрузки истории, основанной на АТС-24 был принят protocol30: три цикла по 0.33 Значение верхнего бокового смещения при растяжении, y, была принята равной 1,33 прогиба в первый урожай, причем равными боковой верхней смещение от нагрузки и деформации кривой от монотонной испытаний в момент, равный 75% от выход боковой нагрузки, Vy, в соответствии с рекомендацией ATC-24,30 силу Vy была принята равной ординат пересекающихся точки между прямыми линиями, представляющими первоначальный ответ упругой и среднем после выхода неупругих ответ до угла сноса предел код от 0,025 рад.
Соотношение между этими двумя значениями (3,57) превышала геометрический фактор масштабирования, и было решено использовать y = = 6,33 15.0/2.37 мм (0,25 дюйма), чтобы установить циклических истории перемещения для модели образца ..
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
Ответ под монотонный и циклического нагружения
Рисунке 4 () показывает, нормированные боковой нагрузки поперечной деформации реагирования под монотонный нагрузки для образцов A1M и B1M, соответственно. Реакция обоих образцов практически идентичен до Инспекционной после проверки выяснилось, что этот бар был поврежден во время установки оборудования. Для обоих образцов, испытания были приостановлены из-за ограничения загрузки аппарата, до разрушения образцов. Хороший матч между реакциями два образца до код разрешенных деформации (0.025hw) подтверждает, что образ правила и железобетонных стен подвергнуты монотонной нагрузки. Выше прочности бетона в модели стены привело к увеличению жесткости стены до уступая но незначительное влияние на неупругие ответ стены, которая в основном регулируется арматурной стали. Оба экземпляра может проявлять пластичность, намного превышающие плоскости разделе анализа прогнозов без учета конкретных последствий заключения ..
Цифры 4 (б) и (с) сравнить реакцию при циклических и монотонной нагрузки на стены и прототип модели стен, соответственно. В этих двух цифр, монотонных ответов нашло свое отражение в третьей четверти для облегчения сравнения. Нагрузка делится на стене сечение по оси левой части и в отношении дизайна Vf нагрузки правой стороне оси. Деформаций нормированы к стене высотой по нижней оси и выражаются в виде перемещения пластичности верхней оси, y = 15,0 и 4,2 мм (0,59 и 0,16 дюйма) для прототипом и моделью стены, соответственно. Оба экземпляра выставлены стабильной гистерезисных ответы соответствия монотонных кривых loaddeformation до перемещения пластичности примерно 4,0, удовлетворяя таким образом пластичности потенциала подразумевается пластичность-фактор, связанный с РД 3,5, указанная для этой категории сдвига стены. На рис. 4 (с), разница в силе между монотонной и циклические характеристики модели образцов в положительном направлении из-за разногласий между позициями основных продольной арматуры в двух образцах, плечо рычага стали сопротивление изгибу в положительном направлении более длинной, для циклических образцов B2C (размер на конец см. таблицу 3).
На 3,5 пластичности при циклическом нагружении, прочность на изгиб и диагональных сдвиговых трещин можно было наблюдать в типовые и примерные стены, как показано на прототип образца на рис. 5 (а). Сила деградации начался в пластичности 4,0 в обоих образцах. Это ухудшение было связано с доказательства горизонтальных скольжения вдоль главной изгиб трещины у основания стены, как показано на рис. 5 (с) для прототипа стены. Такое поведение не наблюдается монотонное образцов. Как показано на рис. 4 (б) и (с), понижение прочности крутой на стену прототип ..
Рис 6 () показывает соотношение между гистерезисных применяется сдвига базы и измеряется сдвиговых деформаций в пластическом шарнире региона, Деформации были проверены с потенциометров вдоль и по диагонали установлен в шарнире зоне образца (рис. 3 (а)). То же самое деформации сдвига в заговоре против применяется верхней перемещений на рис. 6 (б). Упругого линейного отклика с ограниченной деформации сдвига наблюдалось на обоих рисунках до начала изгиба уступая образца, то есть для 6 (б). За пределами этого уровня, ущипнул гистерезисных ответ сдвига постепенно разработаны диагональные сдвиговых трещин образуются в образце (рис. 6 (а)). Рис 6 (б) показывает, что деформации сдвига увеличился практически линейно с увеличением амплитуды приложенного верхней водоизмещением до На этом пластичность, деформации сдвига соответствовало примерно 20% от общей деформации (0.004hw/0.02hw). За пределами этого уровня, большинство из применяемых деформации проходил в виде сдвига скольжения.
На первом, достижение перемещения пластичности в 3,5 монотонной и циклических испытаний, применяемых поперечных сил в двух противоположных направлениях, достигнутых между 1,25 и 1.28Vf, что меньше, чем стоимость 1.47Vf предполагается в области дизайна, предполагая, что упрочнения в стальной арматуры было меньше, чем ожидалось в дизайне. Измеренные значения напряжения сдвига при пиковых нагрузках (около 1,6 МПа [232 фунтов на квадратный дюйм]), также значительно ниже, чем касательные напряжения, связанные с unfactored сопротивления сдвигу Vn (около 3,0 МПа [435 фунтов на квадратный дюйм], см. таблицу 2) или unfactored интерфейс сопротивление сдвигу Vn, НФ (около 3,6 МПа [522 фунтов на квадратный дюйм], см. таблицу 2). В CSA A23.3-04, 2 Vn, НФ предполагает сопротивление сплоченное из бетона по всей стене площадь поперечного сечения. Это сопротивление не может быть разработана на трещины в стене базы. В Еврокод 8,31 сплоченности опускается при расчете сдвига скольжения сопротивления для сейсмических приложений. В соответствии с Европейским 8,31 unfactored сдвига скольжения сопротивления равна 1,8 МПа (261 фунтов на квадратный дюйм), что близко к измеренной напряжения сдвига.
Несмотря на это, значительные деформации сдвига постепенно проходил в пластическом шарнире область при увеличении неупругих вращения и произошел сбой сдвига проскальзыванием изгиб трещины только после достижения уровня пластичности подразумеваемых в дизайне. Отсутствие осевой нагрузки в тесте стены вероятно, представляет собой критически важным условием сдвига скольжения, но это условие было учтено в уравнениях нормы проектирования для трения скольжения. Условия учета сплоченности и трения в этих уравнениях, возможно, потребуется пересмотреть при оценке возможностей участников подвергали жестоким неупругих циклического нагружения ..
Прогнозы АНАЛИТИКА
Численное моделирование реакции особи были выполнены с двумерной FE анализ программы с использованием в качестве построенных материала и геометрических свойствах образцов. Программа используется для прогнозирования образец ответа, включая трещины модели, нагрузки и деформации поведения, сдвиг скольжения, вращения на вершине, деформации сдвига, напряжение в арматуре и гистерезисных энергии. Дополнительный анализ двумерного FE были выполнены, чтобы оценить эффект от осевой нагрузки на стены ответа. Стальных и бетонных моделей, используемых во всех этих анализов же, как и принято для прогнозирования стены ответов с номинальным свойствами, кроме того, что изменение Парк-Кент конкретной модели с линейно нисходящая ветвь была выбрана модель стены, поскольку она является более целесообразным, чем базы кривая повышенной прочности бетона, измеренная в лаборатории (Ь '= 47 МПа [6,82 KSI]). Кроме того, возможность воспроизведения глобальных ответных мер образца с упругим элементом кадра с сосредоточенными пластического шарнира модели была оценена с помощью модифицированного Такеда гистерезисные петли model32 в компьютере Ruaumoko program.33 Для гистерезисные модели, конверт был основан на монотонный ответ с нелинейной плоскости секционной программы анализа, как правило, будет сделано при принятии пластического шарнира модели.
Как построенный свойства образца были использованы в этот прогноз. Канализация 2D разгрузки модель была принята разгрузки жесткости параметр = 0,15 и перегрузки Эти значения входят в диапазон предложил в пользовательском Ruaumoko программы по эксплуатации и были определены чтобы наилучшим образом удовлетворить тестовые данные, полученные в этом проекте ..
РЕЗУЛЬТАТЫ
Сравнение структуры наблюдаются трещины в испытании и предсказывали двумерного анализа программ FE показано на рис. 5 для прототипа образца подвергаются циклического нагружения. На пластичности 3,5 (рис. 5 (а) и (б)), диагональные и изгибной модели трещины ясно в пластическом шарнире зоны в обоих испытаний и двумерных FE прогнозирования, с основными изгиб трещины расширения полной Ширина стены около стены базы. Цифры 5 (с) и (г) сравнить ответы образца на провал. Значительный сдвиг скольжении образца по горизонтали трещины в районе основания стены можно наблюдать на обоих рисунках. Обратите внимание, что фотография на рис. 5 (с) было принято на верхней горизонтальное перемещение 81 мм (3,2 дюйма), в то время как анализ прогнозирования рис. 5 (г) приведена на перемещение 60 мм (2,36 дюйма), который был деформации при отказе в процессе анализа.
Цифры 7 (а) и (б) сравнить монотонной и циклические нагрузки и деформации, ответы из опыта и анализа двумерного ЭФ для прототипа образца. В случае испытания баллона, хорошо согласуются был найден в начальных и после выхода жесткости, но двумерное FE анализ программы переоценил силы стены примерно на 12%. Это различие сводится к 4%, если напряжение жесткости эффекты отключить в анализе, о том, что напряжения жесткости модели, используемой возможно привело к сверхпрочности при больших деформациях. Опуская напряженности жесткости эффекты, однако, снижения первоначальной жесткости на 60%, что нереально. Для циклической результатов, которые имеют большое значение для будущих испытаний трясти стол, было хорошо согласуются между тестом и двумерных FE прогноз до 4,0 пластичности. В течение двух-мерного анализа программ FE, сдвиг начала скольжения на пластичность 4,0 и привело к внезапному и почти полная потеря в боковых потенциала. То же самое отказов было отмечено в ходе испытания, но сила деградации начался после пластичности 4,5 и разработали более постепенно.
До 3,0 пластичности, накопленные истеричный энергии, Eh, был тот же в тесте (112,5 кН-м [83 кип-м]) и двумерного анализа FE (Eh = 112,9 кН-м [83 кип-м ]). Цифры 7 (с) и (г) показывают одинаковое сравнения испытаний и численного моделирования для модели стен. Аналогичных, но меньших расхождениях в пиковую мощность наблюдалось (8%) для монотонных случае погрузки. Тот факт, что усиление напряженности не происходило в анализ как наблюдаемым дефектом в арматурного проката не были воспроизведены в численной модели. Отлично согласие было получено для циклического ответ до 6,0 пластичности. Сила деградации при циклическом нагружении после начала пластичности 4,5 в обоих испытаний и двумерных FE анализ программы моделирования. Как и в случае с прототипом, двумерных FE анализ программы предсказал наблюдаемых отказов, но сила деградации было более выраженным, чем в тесте ..
Предсказать и измерить деформации в горизонтальной арматуры прототипа стены были построены в зависимости от нормированной сдвига базы на рис. 8. Рис 3 (с) показано расположение тензорезисторов, используемых для сбора этих данных. Отлично было найдено совпадение между тестом и двумерных FE значения стене под монотонный нагрузки. Монотонных ответов также формы огибающей циклической реакции. Хороший матч между прогнозируемым и измеренные значения были получены также в условиях циклического нагружения. Обе расчетные и экспериментальные результаты показывают, что поперечной арматуры, не дали (штаммы менее 0,002) до конечной бокового смещения. Рис 9 () показывает, что отсутствие скольжения место для монотонно загружен прототип образцов (испытание и двумерных FE анализ). Под циклической нагрузки, двумерных FE анализ программы предсказал скольжение развивается после пластичности 4,0. В ходе испытаний, раздвижные постепенно в то же пластичности перемещения в циклах 18 и 19.
Сила деградации в тесте было также отмечено в том же циклов (рис. 4 (б)). Хорошее согласие можно наблюдать на рис. 9 (б) между испытания и двумерной деформации сдвига FE значений при монотонной и циклические нагрузки до 3,0 пластичности. Обратите внимание, что крепления потенциометра был поврежден после 18 циклов испытаний и данные, приведенные за цикл 19 мая включить ошибку ..
Рис 10 (а) показывает, что измеренные монотонной и циклических ответы нагрузки и деформации, прототипа стены были хорошо предсказать с помощью модифицированной модели Такэда с концентрированной пластического шарнира с точки зрения начальных жесткость и прочность. В циклических испытаний, однако, щипать, что постепенно из-за деформации сдвига и силы деградации в результате сдвига скольжения не может быть воспроизведена рамках элемента с сосредоточенными пластического шарнира модели. Рис 10 (б) показывает, циклические базы момента от вращения на стене верхней ответ прототипа стены из теста, двумерных FE анализа, а также изменение модели Такэда. Хороший матч не было найдено между три кривые до больших поворотов (0,02 рад.), Что указывает сосредоточенными модели пластичности могут быть использованы для прогнозирования квазистатических циклических изгибных ответ сдвига стен.
Двумерных FE программа анализа была использована для изучения влияния на циклический ответ прототипа стены применения осевой нагрузки в результате средний сжимающие напряжения 0.10fc. Кроме того осевого не влияет на precracking стены жесткости, но сила и трещины жесткость образца были увеличены на 32%. Поперечной деформации при растяжении остается неизменным, но накопленные истеричный энергией до 3,0 пластичности увеличился на 13%. Отсутствие сдвига скольжения произошло сразу же после завершения двух циклов на пластичность 4,0, что представляет собой незначительное улучшение по сравнению с образца без осевой нагрузки (раздвижные, начатый в первом цикле в то же пластичность).
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Два идентичных образцов стены прототипа были разработаны, детальное и изготовлены в соответствии с положениями ОКНБ 20051 и CSA A23.3-04,2 образцы были протестированы в соответствии монотонной и квази-статических циклического нагружения, соответственно. Два одинаковых 1:2.37 ограниченной масштабные модели прототипа стены были построены и распространяются те же протоколы загрузки. Численные прогнозы образца ответы были проведены до начала испытания для проверки проектных предположений. Численный анализ были также проведены после тестирования для оценки способности к воспроизводству ответ испытания стены по обоим условиям загрузки. Следующие выводы и рекомендации можно сделать из этого исследования:
1. В циклических испытаний, как прототип модели и образцы стены выставлены стабильной истерический ответ доминирует изгиба до перемещения пластичности 4,0, что превышает пластичности мощностью 3,5 подразумевается в Канадский нормы проектирования положения для пластичных стен сдвига. По изгиб неупругих ответ неупругих деформаций сдвига динамично развивающихся в пластическом шарнире регионе стены достигло примерно 20% от общего числа деформаций стены на пластичность 4,0. Эти деформации сдвига следует учитывать при прогнозировании неупругих сейсмического отклика консольной стенных конструкций. На 4,0 пластичности, сдвига скольжения начал развиваться в обоих тестах, которые привели к значительному ухудшению прочности стен образцов. Текущий уравнений код для интерфейса сопротивление сдвига можно было бы вернуться, чтобы обеспечить достаточную защиту против сбоев в пластичных структур сдвига стены;
2. Оба прототипа и уменьшение масштаба стен выставлены модели больших пластичных изгиб ответ с неуклонно растет мощность на уступку. Лучшие смещения до 0,04 раза Высота стены были достигнуты, а ограничивается тестовой системе, без сдвига скольжения ответ и связанных с ними силой деградации наблюдается в условиях циклического нагружения. Измеренным реакциям под монотонный нагрузка соответствует огибающей пластичного часть ответа при циклической нагрузке очень хорошо. Кроме того, спрос на монотонных поперечной стали использоваться в пластической области стены соответствует огибающей спроса измеряется при циклическом нагружении;
3. Отлично соглашение, в соответствии как загрузка протоколов не было найдено между ответы прототипа и сокращение масштабов образцов модели. Это означает, что reducedscale модели, разработанные при коэффициенте пересчета до 2,4 и изготовлены с нормальной бетонных смесей и деформированных баров на основные укрепления может быть использован для изучения сейсмического отклика пластичных структур сдвига стен, в том числе на изгиб и неупругие деформации сдвига эффектов и сдвига раздвижных механизмов, а также
4. Сопоставление экспериментальных и расчетных результатов показал, что две-мерного FE анализа программа может адекватно охватить неупругих монотонной и циклическое поведение вязкого сдвига стен, в том числе начальная жесткость, деформации сдвига силу спроса в поперечном стали, диссипация энергии и механизмов разрушения . Двумерных FE анализ программы переоценить предельных под монотонные нагрузки, возможно из-за чрезмерной жесткости напряженности эффекты в неупругих диапазона. Совершенствование программы и связанные с этим процедуры моделирования можно было бы также, чтобы лучше соответствовать конечной емкости и скорости силы деградации.
В этой программе испытаний, взаимодействие изгибающего момента и поперечной силы в пластическом шарнире была исследована. Осевая нагрузка не рассматривалась. Дальнейшие испытания будут необходимы для изучения взаимодействия изгиб, сдвиг и осевые нагрузки под динамически применяется сейсмических нагрузок.
Авторы
Этот проект был поддержан Fonds квебекцев-де-ла-ла-Сюр научно-исследовательский характер и др. Ле технологий (FQRNT) правительства Квебека, QC, Канада.
Ссылки
1. NRCC, "Национальный Строительный кодекс Канады", двенадцатый издание, Национальный исследовательский совет Канады, Оттава, Канада, 2005.
2. CSA, "CSA-A23.3-04, Проектирование железобетонных конструкций", Канадская ассоциация стандартов, Mississauga, ON, Канада, 2004, 167 с.
3. Adebar, P.; Мутри, J.; и Девалл Р., Пластичность бетона Стены: Канадский сейсмических Положения Дизайн 1984 по 2004 год, "Canadian Journal гражданского строительства, V. 32, № 6, 2005, с. 1124-1137.
4. Paulay, T., и Пристли, MJN, сейсмическая Дизайн железобетонных и каменных зданий, John Wiley
5. CAC, бетона руководство по проектированию, третье издание, цемент ассоциация Канады, Оттаве, Канада, 2006, 358 с.
6. Filiatrault, A.; D'Aronco, D.; и Tinawi Р., "Сейсмическая Shear Спрос ковкого Консольные Стены: Канадский Перспектива кодекса," Canadian Journal строительства, В. 21, № 3, 1994, стр. . 363-376.
7. Amaris, A., "Динамическое усиление сейсмической моментов и поперечных сил в Консольные Стены", MSc тезис, Роуз техническая школа, Павия, Италия, 2002, 75 с.
8. Panneton, M.; Леже, П. и Трамбле, Р., "Неупругие Анализ железобетонное здание стены Shear По ОКНБ 2005", Canadian Journal строительства, В. 33, № 7, 2006, стр. . 854-871.
9. Cheng, FY; Мерц, GE; Шеу, MS, а также Германии, JF, "Компьютерная сравнении наблюдаемых сейсмических неупругого Малоэтажное RC Стены Shear" Журнал строительной техники, ASCE, В. 119, № 11, 1993, с. 3352-3275.
10. Томсен, JH, и Уоллес, JW, "Смещение основе дизайна со скромными железобетонные несущие стены-экспериментальной проверки," Журнал строительной техники, ASCE, В. 130, № 4, 2004, с. 618-630.
11. D'Ambrisi А., Filippou, FC, "Моделирование циклических сдвига поведения в RC-членов," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 125, № 10, 1999, с. 1143-1150.
12. Petrangeli, M.; Эмилио Пинто, PE, и Чампи, В., "Белка Элемент циклическом изгибе и сдвига структуры RC-I: теория," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 125, № 9, 1999, с. 994-1001.
13. Petrangeli, М., "Белка Элемент циклическом изгибе и сдвига структуры RC-II: Проверка" Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 125, № 9, 1999, с. 1002-1009.
14. Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Модифицированный сжатия теории поля для железобетонных элементов, подвергнутых сдвига", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 219-231.
15. Vecchio, FJ, "Disturbed Модель поля напряжений для железобетона: Формулировка" Журнал строительной техники, ASCE, В. 126, № 9, 2000, с. 1070-1077.
16. Wong, П. С. и Vecchio, F. J., "VecTor2
17. Палермо, Д. и Vecchio, FJ, "Compression полевой Моделирование железобетона, подвергнутого обратном Загрузка: Формулировка", ACI Структурные Journal, В. 100, № 5, сентябрь-октябрь 2003, с. 616-625.
18. Палермо, Д. и Vecchio, FJ, "Compression полевой Моделирование железобетона, подвергнутого обратном Загрузка: Проверка", ACI Структурные Journal, В. 101, № 2, март-апрель 2004, с. 155-164.
19. Палермо, Д. и Vecchio, FJ, "Моделирование циклически нагружаемых железобетонных конструкций на основе Метод конечных элементов", журнал строительной техники, ASCE, В. 133, № 5, 2007, с. 728-738.
20. Orbovic, N.; Berge-Thierry, C.; Бушон, M.; Stojadinovic, B.; Arichi, Ю.; Hong, S.; и Mosalam, К., "Безопасность Значение Ближнего Землетрясения поле" IRSN доклад, Институт радиационной защиты и ядерной безопасности, Париж, Франция, октябрь 2004. (На французском)
21. Уоллес, BJ, а Krawinkler, H., "маленький макет для экспериментов по R / C Ассамблеи", доклад № 74, США Японии Программа исследований, Джон А. Блюм сейсмостойкого строительства центра, Департамент гражданской и экологической инженерии Стэнфордского Университет, Стэнфорд, Калифорния, 1985, 159 с.
22. Moncarz, ДП, и Krawinkler, H., "Теория и применение экспериментальной модели анализа в сейсмостойкого строительства", доклад № 50, Джон А. Блюм сейсмостойкого строительства центра, Департамент гражданской и экологической инженерии, Стэнфордский университет, Стэнфорд, Калифорния, 1981, 263 с.
23. Трамбле, R.; Велев, N.; Merzouq, S.; Блейс, C.; Леклерк, M.; Леже, P.; Массикотт Б., и Роджерс, К. ", многоцелевой Землетрясение Моделирование Тестирование Set- До сейсмической силой, противостоящей системы многоэтажных зданий ", документ № 533, Труды Первой международной конференции по достижениям в области экспериментальной строительной техники, Нагоя, Япония, 2005.
24. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-08) и Комментарии, американский институт бетона, Фармингтон, М., 2008, 465 с.
25. Бенц, ЕС, "Ответ-2000 Железобетонные Аналитическая секция", руководство пользователя, версия 1.05, Департамент строительства, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 2001, 88 с.
26. Бенц, ЕС, "Секционные расчету железобетонных Участники", кандидатская диссертация, Департамент строительства, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 1999, 310 с.
27. Он, XG, и Кван, AKH, "Моделирование Дюбель действий арматуры для конечных элементов железобетонных конструкций," Компьютеры и сооружений, В. 79, № 6, 2001, с. 595-604.
28. Палермо, Д. и Vecchio, FJ, "Поведение трехмерных железобетонных стен сдвига", ACI Структурные Journal, В. 99, № 1, январь-февраль 2002, с. 81-89.
29. Vecchio, FJ, и Лай, Д., "Crack Shear-Слип в железобетонных элементах", журнал перспективных Дорожное строительство, т. 2, № 3, 2004, с. 289-300.
30. УВД, "АТС-24, Руководящие принципы для циклических испытаний сейсмических компоненты стальных конструкций," Прикладная технического совета, Редвуд Сити, Калифорния, 1992, 57 с.
31. Еврокод 8, "Проектирование структуры для сейсмостойкости", Европейский комитет по стандартизации, Брюссель, Бельгия, 2003, 215 с.
32. Отани, S., "Гистерезис модели железобетона для землетрясений Анализ ответов," Журнал инженерного факультета, Series B, т. 36, № 2, Университета Токио, Токио, Япония, 1981, с. 407-441 .
33. Карр, AJ ", Ruaumoko-2D", руководство, пользователя двумерных версий, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, 2004, 88 с.
Входящие в состав МСА I. Горбани-Renani является аспирантом группы по исследованиям в области строительной техники, Департамента по гражданским, геологии и горного дела Инженерная, Ecole Polytechnique, Монреальский университет, Монреаль, Квебек, Канада.
Н. Велев является аспирантом группы по исследованиям в области строительной техники, Департамента по гражданским, геологии и горного дела Инженерная, Ecole Polytechnique, Монреальского университета.
Р. Трамбле профессор Группы по исследованиям в области строительной техники, Департамента по гражданским, геологии и горного дела Инженерная, Ecole Polytechnique, Монреальского университета.
Входящие в состав МСА D. Палермо доцент кафедры гражданского инженерия, Университет Оттавы, Ottawa, ON, Канада. Он является членом Совместного ACI-ASCI Комитет 447, анализа методом конечных элементов железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА B. Массикотт является профессором группы по исследованиям в области строительной техники, Департамента по гражданским, геологии и горного дела инженерия, Политехнической школе в Монреале университет. Он является членом комитетов МСА 342, оценка железобетонных мостов и элементов моста, а 544, армированного волокном бетона.
Входящие в состав МСА П. Леже является профессором Группы по исследованиям в области строительной техники, Департамента по гражданским, геологии и горного дела Инженерная, Ecole Polytechnique, Монреальского университета.