Пик Прочность на сдвиг приземистых железобетонных стен с краевыми Barbells или Фланцы
Приседания железобетонных стен являются важными структурными компонентами как обычных, так и связанные с безопасностью ядерных структур, поскольку они могут обеспечить многих или всех боковых сил структуры и жесткости противостоять землетрясения и ветровых нагрузок. Уравнения приводятся в литературе для расчета прочности на сдвиг пика приземистых стенах. Полезность пять таких уравнений вычисляется с использованием данных испытаний 247 твердых приземистые стены штангой или фланца граничных элементов. Из пяти уравнений изучается, использование ASCE / SEI 43-05 уравнения в результате средний показатель по прогнозам, измеряется сила несколько меньше, чем 1,0 с относительно небольшой коэффициент вариации, хотя это уравнение не содержит переменных для учета Вклад штанги (фланцы) для предельной численности. Важно отметить, что ASCE / SEI 43-05 уравнения underpredicts или overpredicts прочность на сдвиг пика с большим отрывом для многих из исследованных образцов. Тестовые данные также используются для количественной оценки потерь максимальное сопротивление стены повторил на велосипеде.
Ключевые слова: железобетон; прочность на сдвиг; приземистые стены сдвига; силы деградации.
ВВЕДЕНИЕ
Приседания (высота меньше, чем в два раза превышает длину) железобетонных стен, широко используются в обычных зданиях и связанные с безопасностью ядерной структуры и, как правило, группируются по геометрии плана, а именно, прямоугольные, штанга, и фланцевые. Сдвигу приземистых стены прямоугольного поперечного сечения была исследована ранее, 1, и это исследование акцентирует внимание исключительно на твердых приземистые стены граничных элементов (штангой или фланцы). Подробная информация о отказов в приземистые стены (то есть, диагональ напряженности, диагональ сжатия, сдвига и скольжения) можно найти в Paulay и Priestley2 и не повторяется в настоящем документе.
1 показана первая четверть ответ "сила-смещение для фланцевых приземистые стены проверены Synge3 в квазистатическом курса. Эта стена была вертикальной отношение укрепление сети 0,37%, коэффициент горизонтальной укрепление сети 1,61%, фланец укрепление отношение 1,81%, а пропорции 0,50. Эта стена достигла своего пика силы в течение первого цикла погрузки к смещению 0,24 дюйма (6 мм) (0,4% дрейфа). Как видно на рисунке, стены испытали значительные потери прочности и жесткости к перемещению циклов после цикла на пик силы сдвига. Точную оценку как пик и деградированных сильные приземистых стенах важно, потому что обычные здания, скорее всего, испытывают многократные циклы деформации далеко за рамки доходности в максимальной землетрясения тряска, и связанные с безопасностью ядерной структуры, вероятно, будут подвергаться различным циклов нагружения до пик силы землетрясение трясутся.
Строительные нормы и правила, инструкции практики, руководящие принципы и литературе приводится ряд уравнений для прогнозирования прочности на сдвиг пика железобетонных стен. Эти процедуры используют такие параметры, как пропорции, соотношение горизонтального армирования, вертикальные отношение подкрепление, и осевое усилие оценить максимальный предел прочности на сдвиг. До studies1 ,4-6, показывают, что разброс в прочности на сдвиг пика предсказал этих уравнений имеет существенное значение, которое является проблематичным, поскольку прочность на сдвиг является ключевой переменной для силовых проектирования и оценки эффективности. Уравнений для прогнозирования скорости прочность и жесткость, ухудшение приземистый несущие стены не были опубликованы.
Базы данных, которая включает в себя результаты тестирования 247 приземистый железобетонных стен с граничных элементов, обычно называемых штанги и фланцев из-за стены геометрии поперечного сечения, был собран для оценки прочности на сдвиг пика расчетных методов и силы деградации после цикла нагружения на пик сдвига strength.7 Shear стены штангой сечения стены обрамлении колонн на обоих концах. Фланцевые стены сечения стены представляют собой обрамленные другие стены ориентированы в перпендикулярном направлении (поперечных стен). Экспериментально измеренные пик сильные сдвига 247 стены по сравнению с номинальной сильные сдвига предсказал пяти уравнений, используемых в США: 1) Глава 21 МСА 318-058, 2) Глава 11 МСА 318-058, 3) Барда и др. .9; 4) ASCE / SEI 43-0510 и 5) Wood.4 Номинальная сильные стороны, а не дизайн сильные используются для сравнения измеренных и рассчитанных сильных пика сдвига, так как фактор силы сокращения не предназначен для учета смещения в силу уравнения.
Среднее, медиана, дисперсия в соотношении предсказал к измеряемой сильных пика сдвига дать представление о надежности каждого уравнения силы и относительных достоинств механических моделей, на которых основаны уравнений. На основании этих сравнений, один уравнения определяется как наиболее надежные из пяти. Потеря прочности на сдвиг при повторных велосипеде смещений равной или большей, чем перемещение связано с пиком сопротивления также представил. Факторы для оценки среднего второго и третьего цикла сильных в процентах измеряется прочность на сдвиг пика предоставляются в зависимости от соотношения стены аспект ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Это исследование представляет экспериментальные данные, относящиеся к сдвигу приземистых железобетонных стен с штангой или фланца граничных элементов. Точность и надежность пять пик сдвига уравнений силы широко используется в практике США исследовали с использованием результатов испытаний 247 приземистые стены штангой и фланцы. Потеря прочности на сдвиг стены с повторными велосипеде количественно. Данные, полученные в данной работе могут быть использованы для разработки надежных макро-модели для приземистые стены и граничных элементов для проверки альтернативных уравнений силы.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ДАННЫЕ
Значительное число испытаний приземистый железобетонные стены с различного сечения (прямоугольные, штангу, и с воланом) проводились с 1950 по настоящее время в странах, в том числе США, Канада, Чили, Англии, Франции, Германии, Японии, Новой Зеландии , Швейцарии, Португалии, Мексики и Тайваня. Это исследование рассматривает ответ твердых приземистые стены штангой или фланца граничных элементов. Данные за 247 приземистые стены, используемые в этом исследовании, были получены из (в хронологическом порядке): Benjamin и Уильямс ,11-13 и др. Antebi., 14 и др. Сига., 15,16 Hirosawa, 17 Барда и др.., 9 Синг, 3 Огата и Kabeyasawa, 18 различных Архитектурный институт публикаций Япония ,19-22 Kabeyasawa и Somaki, 23 Майер и Th и Чен, 29 и др. Kitada., 30 Xiangdong, 31 Наз и Sidaner, 32 Палермо и Vecchio, 33 и др. Бушон al.34 образцы были отобраны на основе следующих критериев: 1) минимальная толщина сети 1,97 дюйма ( 50 мм), 2) симметричных арматурного проката макета; 3) не диагональные дополнительные подкрепления или стене tofoundation арматурного проката для контроля сдвига скольжения, 4) пропорции меньше или равно 2,0 (самый высокий пропорции между стен База данных была 1,60 и высокий момент до сдвига изображения * M / VLW был 1,90) ..
Рисунок 2 обобщает 247 приземистые стены изучал здесь по отношению к моменту к сдвигу соотношения (суррогат пропорции) и горизонтальных коэффициент армирования, которые являются двумя основными параметрами, используемые для прогнозирования прочности на сдвиг пика приземистых стенах МСА 318 -058 процедур. Как показали заштрихованная область на рис. 2, большинство тестовых данных подпадают поры до времени сдвига коэффициент от 0,2 до 1,0 и 0 =. Fyh ч = 1000 фунтов на квадратный дюйм (6,89 МПа). 3 представлена сводная информация, связанная с других параметров эксперимента, в виде гистограмм, на 247 приземистые стены считается в этом исследовании. Сети толщины стенок составляла от 1,97 до 7,87 дюйма (от 50 до 200 мм). Примерно 80% от стены, толщиной от Сети 1,97 и 4 дюйма (50 на 102 мм). Стена длиной колебался от 19,96 и 155,91 дюйма (507 и 3960 мм) и высота стенки колебалась от 15,75 и 103,15 дюйма (400 и 2620 мм). Отношения области граничных элементов (всего фланец или штангу области Абэ) к общей площади стены, В, колебалась от 0,217 и 0,738.
Примерно 90% от стены, значения Абэ / В от 0,3 до 0,6. Сто двадцать один стены были протестированы при одновременном осевой нагрузки [кинжал], что составляло от 0.013At Ь и 0.321At ь '(112 и 1351 фунтов на квадратный дюйм [0,77 и 9,31 МПа], соответственно); осевых сил на оставшиеся стены было предоставлено право на собственный вес стены и верхней балки нагрузки (или плиты). Отмеченные конкретные силы сжатия [двойные] кинжал колебалась от 1451 до 9573 фунтов на квадратный дюйм (от 10 до 66 МПа); 53% от стены, сжимающие сильные между 3000 и 5000 фунтов на квадратный дюйм (20,7 и 34,5 МПа). Горизонтальные и вертикальные подкрепления веб колебался от 0,00 и 0,028. Укрепление границы элемента (укрепление ограничено фланцы или штанг) была представлена во всех 247 стенам; укрепление отношений варьировались от 0,35 до 8,27% от каждой области граничных элементов. Десять из стен 247 в наборе данных не было ни горизонтальных, ни вертикальных веб арматуры и включены только граничных элементов усиления. Одна стена только с вертикальной укрепление сети и одна стена только с горизонтальной укрепление Сети были протестированы.
Сообщили текучести стене вертикальную и горизонтальную Сети укреплению колебался от 39,3 и 90,5 KSI (271 и 624 МПа). Сообщили текучести для укрепления граничных элементов варьировались от 37,8 и 87,7 KSI (261 и 605 МПа) ..
Стены были протестированы с использованием одного из этих четырех видов нагрузки: монотонная (квазистатических); повторил (квазистатических); циклические (квази-статических или динамических псевдо-) и динамичным. Монотонно загружены образцы (63 из 247) были подвергнуты постепенно возрастающую нагрузку в одном направлении до отказа. Повторно загружены образцы (8 из 247) были загружены в одну сторону и были выгружены до подвергнуться выше боковой силы в одном направлении. Циклически нагружаемых образцов (172 из 247) были загружены как в горизонтальном направлениях увеличивается силы или перемещения после обычных циклических протоколов испытаний до разрушения. Динамические испытания (4 из 247) были проведены с использованием тренажеров землетрясения. Все стены были погружены в плоскости Интернете.
ОПУБЛИКОВАННЫХ уравнения для прогнозирования PEAK сдвиговой прочности корточки железобетонных стен
Пять систем уравнений на основе процедур, предусмотренных в главе 21 ACI 318-05,8 Глава 11 МСА 318-05,8 Барда и др.., 9 ASCE / SEI 43-05,10 и Wood4 были использованы для оценки пик сдвиговой прочности 247 приземистые стены. Ни одно из уравнений атрибут сдвига потенциала для граничных элементов. ASCE / SEI 43-0510 уравнения были написаны для стен граничных элементов, хотя и не предел был установлен на минимальной площади, геометрия, или усиления таких элементов. Только уравнение, предложенное имя Wood4 скольжения сдвига и делает это с помощью трения скольжения. Каждая процедура введена в следующем.
ACI 318-058 предусматривает два полуэмпирических уравнений, которые основанные на изменение подхода аналогии фермы, чтобы предсказать пик прочности на сдвиг железобетонных стен. Одно уравнение приводится в разделе ACI 318-05,8 21,7 (специальные железобетонные несущие стены и связи балки) для сейсмических дизайна. Уравнения в разделе 11,10, Специальные положения для стен, используется для общей конструкции. Уравнение Установить I (уравнение (1)) от 21,7 Раздел МСА 318-058
... (1)
Раздел 21,7 МСА 318-058 налагает верхний предел 10 [квадратный корень] ФК "пси (0,83 [квадратный корень] ФК" МПа) на пике напряжения сдвига; этот предел, предназначенное для предотвращения диагонального провал сжатия. Нижний предел 0,25% накладывается на горизонтальных и вертикальных отношений веб подкрепления. Для стен с пропорциями меньше или равна 2,0, ACI 318-05,8 Раздел 21,7, требует, чтобы вертикальные отношение укрепление Сети быть не менее горизонтальной отношение укрепление сети.
Процедуры для прогнозирования прочности на сдвиг пика в разделе 11,10 МСА 318-05,8 уравнение, II, дает следующие четыре уравнения.
В.Н.2 = Vc Vs
... (3)
... (4)
... (5)
За Раздел 11.10.6 МСА 318-05,8 прочности на сдвиг при условии конкретные принимается как меньшее значения, предусмотренные по формуле. (3) и (4); формуле. (4) не применяется, если Му / Vu - LW / 2 = 0. Пиковое напряжение сдвига не превышает 10 [квадратный корень] ФК "пси (0,83 [квадратный корень] ФК" МПа). Минимальный коэффициент горизонтальной укрепление веб 0,25%. Минимальный коэффициент вертикальной укрепление Сети дается
... (6)
Обратите внимание, что разделы 11,10 и 21,7 318-058 МСА использования различных полезная площадь для расчета прочности на срез сдвига стены. Процедур глав 11 и 21 ACI 318-058 предсказать пик прочность на сдвиг стены повторяется в ACI 349-06.36
Уравнение Установить III был предложен Барда и др. al.9 предсказать пик прочность на сдвиг стен малоэтажных зданий
... (7)
Уравнение Установить, что IV уравнений 4.2-3 и 4.2-4 в ASCE / SEI 43-0510 (уравнение (8), (9) и (10)) для прогнозирования прочности на сдвиг пика приземистых стены штангой и фланцы . Без ограничений находится на размер и укрепление штангой или фланцев. Эта формула применима для стен с шоссе пропорций / LW = 2 и вертикальные и горизонтальные отношения укрепление Сети меньше или равна 1%. Если укрепление отношений превышает 1%, комбинированные армирования. SE (рассчитанная по формуле. (10)) ограничивается 1%. ASCE / SEI 43-0510 налагает верхний предел 20 [квадратный корень] ФК "пси (1,66 [квадратный корень] ФК" МПа) на пике напряжения сдвига в Сети стены.
Vn4 = vnd3tw (8)
... (9)
Установить уравнения V (уравнение (11)) был предложен Wood4 рассчитать максимальный предел прочности на сдвиг приземистых стен с использованием данных испытаний 143 приземистые стены. Wood's4 базу данных включены как прямоугольные стены и стены с граничных элементов.
... (11)
ОБРАБОТКА ДАННЫХ
Для сравнения сдвиговых предсказания силы экспериментальных результатов, отказов от испытанного стенки, должна быть доминируют сдвига. Теоретических момент потенциала каждой стены оценивали с помощью сечения деформации анализа совместимости, чтобы помочь судить о том, было сдвига или изгиба критически важным фактором. Имеющиеся в продаже сечения code37 анализа была использована для модели каждой стене, используя стены геометрии, свойств материала (прочность бетона на сжатие, укрепление силы бар выход и укрепление силы бар разрыва), усиление макеты и осевых сил, определенных в исходном документе ( с). Сила сдвига, связанных с разработкой стены прочность на изгиб (сдвига прочность на изгиб Vflex) была рассчитана и сравниваются с измеряемым Vpeak пик силы для каждой стены в базе данных. Тридцать стен (17 и 13 штангу с воланом) из 247, которые разработали свои теоретические прочность на изгиб до пика измеряется сила были исключены из анализа. На рисунке 4 приведена зависимость Vflex / Vpeak соотношение с моментом до сдвига отношения.
Точек данных в затененной области выявления 217 сдвига критической стен. Рисунок 4 показывает, как и ожидалось, что стены с небольшими пропорциями более восприимчивы к сдвигу неудач, хотя следует отметить, что некоторые стены с низкими пропорциями разработали свои сильные стороны изгиба ..
Точность пять интеллектуального уравнений представил выше оценивается с помощью экспериментально измеряемых пик сильные стороны 217 сдвига критической приземистые стены оставшиеся в базе данных: 144 штангой и 73 фланцевых стен. Для каждого циклически нагружаемых стены, тем больше пика сильные сдвига записывается в двух направлениях загрузки было принято как пик прочности на сдвиг для образца. Для каждой стене в базе данных, области тяжести стене вертикальную усиление напряженности (для расчета D2 в формуле. (7)) и место результирующее усилие натяжения в вертикальной арматуры (для расчета d1 в формуле. (2) , (3), (4) и (5), и D3 в формуле. (8)) были рассчитаны. Бетонные считалось незамкнутыми и стандартной нелинейной зависимости напряжения от деформации был использован для моделирования подкрепления. Сообщили о значениях геометрических (стены сечения макет, усиление размер и расположение), материальные (ь ', их урожайность и разрушения напряжения арматуры), а загрузка свойств (осевой силы) были использованы для crosssection анализа.
Сопоставление прогнозируемых и экспериментальных результатов
Статистического представления отношения предсказал (номинальная), чтобы измерять силу пик сдвига для 217 стены считается представлены в таблице 1 на пять наборов уравнения. Значения в столбцах 2 (среднее арифметическое) или 3 (медиана или 50-й процентили) в таблице 1 более 1,0 показывают, что соответствующие уравнения силы переоценивают измеряется сила пик сдвига в среднее или среднее смысле, соответственно. В последнем столбце таблицы отчетов процент overprediction силы для 217 образцов в наборе данных. Стандартное отклонение (графа 4) и коэффициент вариации (графа 5) Сообщается также, предоставлять информацию о дисперсии (или рассеяние) в соотношении прогнозирования / измерения. 5 приведены распределения отношения предсказал пик силы измеряется максимум сил для пять процедур с использованием окна и усов участки, которые представляют нижней квартили Q1, Q2 средний, верхний квартиль Q3, и экстремальные значения. Максимальная длина усов было ограничено 1,5 раза вероятных диапазона (IQR), если его длина регулируется минимальные или максимальные точки данных.
Среднее и среднее значения сдвига соотношения сил, представленных в таблице 1 и рис. 5 Наборы для уравнения I (Vn1) и II (В.Н.2) указывают, что оба уравнения наборы underpredict пик прочности на сдвиг для стен с граничных элементов. Предположение о эффективная площадь сдвига стены является главной причиной, почему предсказания уравнения Установить II ниже, чем уравнение, I. В формуле Установить I, полезная площадь сдвига равна общей площади стены, lwtw, в Уравнение Установить II, полезная площадь сдвига стены равна d1tw и меньше, чем в I. Установить разброс, измеряемый стандартным отклонением, меньше для уравнения Установить II. Барды и др. al.9 и ASCE / SEI 43-0510 уравнениями Vn3 и Vn4-соответственно, дают наилучшие предсказания максимальной силы в среднем смысл и маленький коэффициент вариации. ASCE / SEI 43-0510 уравнения переоценивает пик прочность на сдвиг 33% от стены в базе данных это самый высокий процент пять процедур. Установить уравнения V (Vn5) дает низкие оценки пика прочность на сдвиг пять процедур изучал ..
ACI 318-058 главы 21 уравнения
Уравнение Установить я overpredicts пик прочность на сдвиг 11% от стены в базе данных, давая среднее и среднее Vn1/Vpeak значения 0,70 и 0,66, соответственно. Рисунок 6 приведена зависимость Vn1/Vpeak и Vn1 * / Vpeak с горизонтальным отношение укрепление Сети, где Vn1 * является расчет уравнения Установить я без верхнего предела напряжения 10 [квадратный корень] ФК "пси (0,83 [ квадратный корень] ФК "МПа), что связано с изменением режима отказа от диагональной напряженности к диагональному сжатия. Вертикальная пунктирная линия на этом рисунке (и на рис. 7 до 9) представляет собой предельное значение fyh Значения Vn1/Vpeak и Vn1 * / Vpeak более 1,0 представляют overprediction измеренной прочности на сдвиг пика. Рисунок 7 приведены зависимости нормированных напряжений сдвига (поперечная сила, деленная на произведение Сети области, Ой, и [квадратный корень] ФК "), полученные с помощью формулы Установить I (Vn1) и измеряется прочность на сдвиг пика (Vpeak) с fyh.
6 и 7 показывают, что верхний предел напряжения регулирует максимальный предел прочности при сдвиге прогнозы уравнение, я, Верхний предел напряжения сдвига увеличивается консерватизм уравнение, но мне несколько сомнительным, поскольку 154 из 217 стены дали нормированных данных касательное напряжение выше 10 [квадратный корень] ФК "пси (0,83 [квадратный корень] ФК" 'МПа). Как видно на рис. 7, предсказания уравнение, я произвожу снизу Оценка измеряется сила сдвига пика (Vpeak) для почти всех значений fyh
ACI 318-05 Глава 11 уравнения
Уравнение Установить II overpredicts прочности на сдвиг пика 6% от стены в базе данных. Среднее и среднее соотношение Vn2/Vpeak являются 0,61 и 0,56, соответственно. Разброс в прогнозах уравнение, II (COV = 0,32) меньше, чем в прогнозах уравнения Установить I (COV = 0,35).
Рисунок 8 приведена зависимость Vn1/Vpeak и Vn2/Vpeak с горизонтальным отношение укрепление сети. Рисунок 8 показывает, что уравнение, приведенное ниже II дает прогнозы максимальной прочности на сдвиг, чем уравнение, I, который, как ожидается по причинам, указанным выше. Эффективная площадь сдвига для 217 стен составляла от 80% (снизу предел Глава 11,10 МСА 318-058) и 97% от общей площади стены. Большинство (186/217) от расчетных значений эффективной глубины (d1), регулируются предел d1 = 0.8lw. Рисунок 9 приведены зависимости нормированных напряжений сдвига (поперечная сила, деленная на произведение эффективного сдвига [области d1tw] и [квадратный корень] ФК "), полученные с помощью формулы Установить II (В.Н.2) и измеряется прочность на сдвиг пика (Vpeak) с . ч fyh. Что касается уравнения Установить I, верхний предел напряжения определяет прочность на сдвиг пика предсказания уравнения Набор II для. Fyh ч больше, чем приблизительно 400 фунтов на квадратный дюйм (2,76 МПа).
Барды и др.. уравнение
Уравнение Установить III базируется на работе Барда и др. al.9 которые тестировали восемь железобетонных приземистые стены с фланцами. Уравнение Установить III overpredicts пик прочность на сдвиг 18% от стены в наборе данных со средней и средней Vn3/Vpeak 0,81 (0,82 для фланцевых стены, 0,80 за штангу стены), и 0,79, соответственно. Для этого уравнения множество, отношение к эффективной общей глубины стены, d2/lw колебался от 0,56 до 0,97, со средним значением 0,69 и стандартным отклонением 0,10.
На рисунке 10 приведена зависимость Vn3/Vpeak с вертикальным отношение укрепление Сети. § пунктир на рис. 10 (и на рис. 11) представляет собой предельное значение fyv Как видно на рис. 10, уравнение, III underpredicts пик прочность на сдвиг большинство стен, которые не соответствуют минимальным требованиям вертикальных укрепление ACI 318-05.8 рис 11 приведены зависимости нормированных напряжений сдвига (поперечная сила, деленная на произведение эффективного сдвига области [d2/tw] и [квадратный корень] ФК "), вычисленная по формуле Установить III (Vn3) и измеряется прочность на сдвиг пика Vpeak с fyv Как видно на рис. 10 и 11, уравнение, III дает разумные оценки прочности на сдвиг пика сильно укрепленные стены, в отличие от МСА 318-058 процедур.
ASCE / SEI 43-05 уравнения
ASCE / SEI 43-0510 уравнение (уравнение, IV) дает разумные оценки максимальной прочности на сдвиг со средней и средней величины отношения предсказал до пика измеряется сила 0,90 и 0,87, соответственно. За ASCE / SEI 43-05,10 отношение к эффективной общей глубины стены (d3/lw) могут быть приняты как 0,6. Для этого исследования, однако, соотношение вычисляется для каждой стены и колебалась между 0,61 и 0,97 при среднем значении 0,74 и стандартным отклонением 0,08. Уравнение Установить IV overpredicts пик силы 33% от стен в набор данных: высокий процент overpredictions пяти уравнение множества изучал.
Рис 12 приведена зависимость Vn4/Vpeak и Vn4 * / Vpeak с комбинированным стены армирования (1,66 [квадратный корень] ФК "МПа). Верхний предел напряжения сдвига от 20 фунтов на квадратный дюйм [квадратный корень] ФК "(1,66 [квадратный корень] ФК" МПа) контроля прочности на сдвиг только 14 из 217 стены в наборе данных. Среднее и среднее соотношение Vn4 * / Vpeak являются 0,91 и 0,87, соответственно. Рис 13 приведена зависимость нормированной напряжения сдвига (поперечная сила, деленная на произведение эффективного сдвига [области d3/tw] и [квадратный корень] ФК "), вычисленная по формуле Установить IV и измеряется прочность пик сдвига (Vpeak) с Нормированные напряжения сдвига для стен превышала 63 Верхний предел напряжения сдвига 20 [квадратный корень] ФК "пси (1,66 [квадратный корень] ФК" МПа), и это можно объяснить значительный вклад в граничных элементов для максимальный предел прочности на сдвиг.
Вуд уравнение
Рис 14 приведена зависимость Vn5/Vpeak при соотношении общей площади вертикальной арматуры (включает в себя вертикальные укрепления Сети и укрепление в граничных элементов) с общей площадью стены. Как показано на рис. 14, уравнение, предложенное Wood4 недооценивает прочности на сдвиг пика в 97% от стены в базе данных. Он дает среднее и среднее Vn5/Vpeak в 0,57 и 0,53, соответственно. Из уравнения пять наборов изучал, уравнение, предложенное Wood4 дает низкие оценки прочности на сдвиг пика. Рис 15 приведена зависимость нормированной напряжения сдвига (поперечная сила, деленная на произведение эффективного сдвига области [Aw] и [квадратный корень] ФК "), полученные с помощью формулы Установить V (Vn5) и изме-пик Vpeak прочности на сдвиг в соотношении Общая площадь вертикальной стене подкрепление к общей площади стены. Обратите внимание, что 175 из 217 предсказания были связаны либо с нижнего предела (166 175) или верхний предел (9 из 175) на касательное напряжение от 6 [квадратный корень] ФК "и 10 [квадратный корень] ФК" фунтов на квадратный дюйм (0,5 [квадратный корень] ФК "и 0,83 [квадратный корень] ФК" МПа), соответственно ..
ПРОЧНОСТЬ деградации корточки железобетонных стен
На рисунке 1 представлены первые четверти нагрузка-смещение "для приземистый железобетонная стена испытания при циклическом loading.3 силы сдвига пика стены, Vpeak был записан в горизонтальное смещение 6 мм (0,24 дюйма), что соответствует рассказу угол дрейфа 0,4%. Сопротивление стены быстро сократилось с повторными велосипеде перемещений равной или большей, чем на 6 мм (0,24 дюйма).
Для количественной оценки потери прочности на сдвиг при повторных езда на велосипеде на стены в базе данных, сдвига и сильные Vpeak2 Vpeak3 были извлечены в связи с перемещением Заметим, что выбор загрузки протокола будет влиять на темпы деградации, но этот фактор не определена в настоящем документе. Важно отметить, что количество точек данных для Vpeak2 и Vpeak3 ограничены (44 и 20, соответственно, пропорции менее 0,5; 31 и 11, соответственно, пропорции между 0,5 и 1,0, и 7 и 6 соответственно , для пропорции не меньше 1,0) и поэтому данные следует интерпретировать соответствующим образом. Рисунок 16 представляет средние арифметические значения и коэффициент вариации (в скобках) от Vpeak2/Vpeak и Vpeak3/Vpeak для трех диапазонов стены пропорции. Наибольший процент потери прочности при повторном велосипеде наблюдается в этих стенах с пропорциями менее 0,5: средние значения Vpeak2/Vpeak и Vpeak3/Vpeak были 0,70 и 0,29, соответственно.
Значения Vpeak2/Vpeak и Vpeak3/Vpeak возрастает с увеличением отношения стене аспект, в котором указывается, что сила деградация наиболее тяжелыми для стен с низким пропорциями. Дисперсии в распределении Vpeak2/Vpeak и Vpeak3/Vpeak уменьшаются с увеличением пропорции. Дополнительные данные испытаний, однако, требуется, чтобы подтвердить среднее и дисперсия значения отношений, особенно для shearcritical стены с пропорциями больше 1,0 ..
Чтобы дать представление о полезности пять наборов уравнения для прогнозирования Vpeak3, рис. 17 представлены гистограммы средних значений и средним арифметическим (в скобках) отношения прогнозам измеряется сильные стороны в зависимости от пропорций. В аспекте соотношения 1,0 и менее, все пять наборов уравнения overpredict Vpeak3 как в средней и средней чувств; коэффициент вариации являются большими для всех пяти уравнения множеств и составляет от 0,43 до 0,75.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Экспериментально измеренные пик сильные сдвига 217 приземистые стены сдвига с граничных элементов (штангой или фланцы) имеющиеся в литературе были по сравнению с номинальной сильные сдвига пика предсказывали пять уравнений представлены в МСА 318-058 (статьи 11,10 и 21,7), Барда и др. ., 9 ASCE / SEI 43-05,10 и Wood.4
Основные выводы этого исследования:
1. Разброс значений максимальной прочности на сдвиг предсказал все уравнения является существенным. ASCE / SEI 43-0510 и Барда и др. al.9 уравнения имеют наименьший коэффициент вариации (= 0,27). Наибольший коэффициент вариации (= 0,35) связано с уравнением Глава 21 МСА 318-058;
2. Лучший прогноз максимальной прочности на сдвиг приземистых стены граничных элементов как в средней, а средняя смысле получается с помощью ASCE / SEI 43-0510 уравнения. Уравнения, однако, может также существенно overpredict или underpredict пик прочности на сдвиг для данной геометрии стен и арматуры;
3. Уравнение, предложенное Wood4 обеспечивает самые низкие оценки максимальной прочности на сдвиг, переоценивая пик прочности на сдвиг всего 3% от стен в наборе данных;
4. Уравнений ACI 318-058 underpredict пик силы сдвига. 10 [квадратный корень] ФК "пси (0,83 [квадратный корень] ФК" МПа), предельного напряжения сдвига в 318-058 ACI является консервативной, поскольку примерно 70% от стены на данных превысил 10 [квадратный корень фунтов на квадратный дюйм (0,83] ФК "[квадратный корень] ФК" МПа). Этот факт следует рассматривать в контексте того, как сила трения на стенке определяется (касательное напряжение будет применяться только к Сети), а также благотворное влияние штанги (фланцы) по прочности на сдвиг пика игнорируется;
5. Приседания железобетонных стен сдвига пройти к значительной потере прочности на сдвиг при повторных велосипеде или за смещение, соответствующее сдвигу пика. Сила потерь является более быстрым в стенах с низким пропорциями.
Ни одно из уравнений, рассмотренных в данном исследовании производить объективную оценку максимальной прочности на сдвиг, рассмотреть влияние штангу или фланца области на сопротивление сдвигу, или счет за последствия из-погрузочно-плоскости. Улучшение уравнений, необходимых для оценки и силу, пик и потери прочности и жесткости при повторном цикле приземистый железобетонных стен с граничных элементов. Уравнение (ы) для максимальной прочности на сдвиг должна учитывать альтернативные виды отказов и включают в себя переменные для тех параметров, которые влияют на прочность на сдвиг. В идеале новые уравнения (ы) должны быть предусмотрены средней оценки максимальной прочности на сдвиг, как с малой дисперсией насколько это возможно.
Авторы
Авторы выражают благодарность С. Вуд, J. Мол, М. Sozen, Д. Рот, Y.-L. Mo, и М.-С. Шеу за предоставление информации о тестах приземистых стенах и помощь в заполнении базы данных приземистые стены.
Нотация
Абэ = общая площадь граничных элементов, in.2
В = общая площадь стены, in.2
Av = площадь горизонтальной подкрепление в расстоянии с, in.2
НФА = площадь общей арматуры (сумма площадей вертикальной Сети и укрепление граничных элементов), пересекающих плоскости сдвига, in.2
Aw = площадь стены ограниченной веб TW толщины и длины стены ДВ, in.2
d1 = расстояние от крайней волокна сжатия местонахождения равнодействующая сил в вертикальной усиление напряженности и принимается равной 0.8lw если большее значение определяется по деформации анализа совместимости, дюйм
d2 = расстояние от крайней волокна сжатия области тяжести стене вертикальную усиление напряженности, дюйм
D3 = расстояние от крайней волокна сжатия местонахождения равнодействующая сил в вертикальной усиление напряженности, которые могут быть определены из штамма анализ совместимости и принимается равной, если не 0.61lw анализ проводится, дюйма
ФК "= прочность на сжатие бетона, фунтов на квадратный дюйм
fy1 = усиление текучести используется с
fy2 = усиление текучести для сочетания вертикальных Сети и граничных элементов арматуры, фунтов на квадратный дюйм
fyh = текучести горизонтальной укрепление Сети, пси
fyv = текучести усиление вертикальной Сети, пси
ш = высота стены, дюйм
вл = длина стены, дюйм
Му = момент в разделе, фунт-в.
Nu = осевой нагрузки, что отрицательно на растяжение, фунты
ы = шаг горизонтальной арматуры в стене, дюйм
TW = толщина стены, дюйм
Vc = номинальный предел прочности на сдвиг при условии бетоном, фунты
Vflex = поперечной силы, связанные с разработкой прочность на изгиб, фунт
Vpeak = измеренная сила пик сдвига, фунты
Vpeak2 = поперечная сила, добываемого на второй перемещения в экскурсию вертикально, фунт
Vpeak3 = поперечная сила, добываемого на перемещение в третьи экскурсия вертикально, фунт
Vn1 = номинальный предел прочности на сдвиг в разделе 21,7 МСА 318-05,8 фунтов
Vn1 * = номинальной прочности на сдвиг в разделе 21,7 МСА 318-058 без каких-либо верхний предел напряжения 10 фунтов на квадратный дюйм (0,83 МПа), фунт
В.Н.2 = номинальный предел прочности на сдвиг в разделе 11,10 МСА 318-05,8 фунтов
Vn3 = номинальный предел прочности на сдвиг в др. Барда и др., 9 фунтов
Vn4 = номинальный предел прочности на сдвиг в ASCE / SEI 43-05,10 фунтов
Vn4 * = номинальной прочности на сдвиг в ASCE / SEI 43-0510 без каких-либо верхний предел напряжения 20 фунтов на квадратный дюйм (1,66 МПа), фунт
Vn5 = номинальный предел прочности на сдвиг в дерево, 4 фунта
Vs = номинальный предел прочности на сдвиг при условии горизонтальной арматуры, фунты
Ву = поперечная сила в сечении, фунт
Vп = номинальное напряжение сдвига пика в ASCE / SEI 43-05,10 фунтов на квадратный дюйм
AC = удлинения коэффициент, который в ACI 318-05,8 равна 3,0 на шоссе / LW = 1,5, 2,0 на шоссе / LW = 2, а также изменяется линейно на 1,5 = ш / LW = 2
Вертикально = смещение, соответствующее экспериментально измеренные прочности на сдвиг пика
* Момент к сдвигу соотношения нормированы фактическая длина стены в настоящем документе.
[Кинжал] Self вес образцов не был включен в осевых нагрузок.
[Двойной кинжал] Некоторые авторы использовали куб силы, а не сила цилиндра к докладу прочность на сжатие бетона; куб силы были преобразованы в цилиндре за сильных Mindess др. al.35
§ уравнение, III используются вертикальные, а не горизонтально, веб отношение подкрепление для расчета предельной численности сдвига.
Ссылки
1. Gulec, CK; Уиттакер, AS и Stojadinovic, B., "Прочность на сдвиг приземистых прямоугольных железобетонных стен," Структурные ACI Journal, V. 105, № 4, июль-август 2008, с. 488-497.
2. Paulay, T., и Пристли, MJN, сейсмическая Дизайн железобетонных и каменных зданий, John Wiley
3. Синг, AJ ", пластичность приседаний Стены сдвига", Research Report 80-8, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, 1980, 142 с.
4. Вуд, SL, "Прочность на сдвиг малоэтажных железобетонных стен," Структурные ACI Journal, V. 87, № 1, январь-февраль 1990, с. 99-107.
5. Gulec, CK; Уиттакер, AS и Stojadinovic, B., "Прочность на сдвиг приземистых железобетонных стен с Фланцы и Barbells," Труды 19-й Международной конференции по строительной механике в реакторных технологий, Toronto, ON, Канада, 2007.
6. Orbovic, N.; Abrishami, HH; Dikic, D.; Ли, Н., и Elgohary, М., "Пропускная способность железобетонных приседаний Shear Стены в сейсмических нагрузок для проектирования ACR-1000TM АЭС," Труды 19-я Международная конференция по строительной механике в реакторных технологий, Toronto, ON, Канада, 2007.
7. Gulec, CK ", основанным на показателях деятельности по оценке и дизайн приседаний железобетонных Shear Стены", кандидатская диссертация, Департамент по гражданским, структурной и инженерной экологии, Университет штата Нью-Йорк в Буффало, Буффало, штат Нью-Йорк, 2009.
8. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
9. Барда, F.; Хансон, JM и Корли, РГ, "Прочность на сдвиг малоэтажных Стены с граничных элементов", железобетонных конструкций в зонах сейсмической, SP-53, американский институт бетона, Фармингтон, М., 1977 . 149-202.
10. Американское общество гражданских инженеров ", критерии сейсмостойкости конструкций, систем и компонентов на ядерных объектах (ASCE / SEI 43-05)," ASCE, Рестон, В. А., 2005, 96 с.
11. Бенджамин, JR, и Уильямс, HA, "Исследование Shear стены, часть 3-экспериментальной и математических исследований железобетонных Уоллед Бентс при статическом Shear Идет загрузка", технический доклад № 1, часть 3, Департамент строительства, Стэнфордский университет, Стэнфорд, Калифорния, 1953.
12. Бенджамин, JR, и Уильямс, HA, "Исследование Shear стены, часть 6-Продолжение экспериментальных и математических исследований железобетонных Уоллед Бентс при статическом Shear Идет загрузка", технический доклад № 4, Департамент строительства, Стэнфордский университет, Стэнфорд, CA, 1954.
13. Бенджамин, JR, и Уильямс, HA, "Исследование Shear стены, часть 12-исследований железобетонных Ассамблей стены Shear", технический доклад № 10, Департамент строительства, Стэнфордский университет, Стэнфорд, Калифорния, 1956.
14. Antebi, J.; Утку, S.; и Хансен, RJ, "Ответ Shear Стены к динамическим нагрузкам", Департамента по гражданским и сантехника, Массачусетский технологический институт, Кембридж, MA, 1960, 290 с.
15. Сига, T.; Шибата, A.; и Такахаси, J., "Экспериментальное исследование динамических свойств железобетонных стен, ножницы," Труды Пятой Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, В. 1, Рим, Италия, 1973, стр. . 1157-1166.
16. Сига, T.; Шибата, A.; и Такахаси, J., "гистерезисных Поведение железобетонных Shear Стены", Труды совещания по обзору хода между США и Японией кооперативная программа исследований в сейсмостойкого строительства, Гонолулу, HI, 1975 , с. 107-117.
17. Hirosawa, М., "Прошлое Экспериментальные данные по железобетонных стен Shear и анализа на них", Kenchiku Kenkyu Shiryo, № 6, строительство научно-исследовательского института Министерства строительства, Токио, Япония, 1975, 277 с. (На японском)
18. Огата, К., Kabeyasawa, T., "Экспериментальные исследования по гистерезисных Поведение железобетонных Shear Стены под Загрузка различных моментов к сдвигу соотношения", Труды института Японии бетона, V. 6, 1984 . 717-724.
19. Архитектурный институт Японии, "Load-отклонения характеристик ядерного реактора строительных конструкций: Части 8-9-10", резюме технических документов, МОС, структурного подразделения, В. 58, Япония, 1985. (На японском)
20. Архитектурный институт Японии, "Load-отклонения характеристик ядерного реактора строительных конструкций: Части 21-22", резюме технических документов, МОС, структурного подразделения, В. 59, Япония, 1986. (На японском)
21. Архитектурный институт Японии, "Load-отклонения характеристик ядерного реактора строительных конструкций: Части 37-38-39-40", резюме технические документы ежегодного совещания, МОС, B, структуры I, Япония, 1985. (На японском)
22. Архитектурный институт Японии, "Load-отклонения характеристик ядерного реактора строительных конструкций: 59-60-61-62-63", резюме технические документы ежегодного совещания, МОС, B, структуры I, Япония, 1986. (На японском)
23. Kabeyasawa, T., и Somaki, T., "Укрепление Подробнее о железобетонных Shear Стены с тонкими Группа", Труды института Японии бетона, т. 7, 1985, с. 369-372. (На японском)
24. Майер, J., и Th
25. Сайто, H.; Кикучи, R.; Kanechika, M.; и Окамото, К., "Экспериментальное исследование влияния прочности бетона на Shear Поведение стены", Труды 10-й Международной конференции по строительной механике в реакторных технологий, Anaheim , CA, 1989, с. 227-232.
26. Сато, S.; Огата, Ю.; Yoshizaki, S.; Kanata, K.; Ямагути, T.; Накаяма, T.; Inada, Ю. и Kadoriku, J., "Поведение сдвигов в стене, используя различные текучести арматуры, часть 1: экспериментальное исследование ", Труды 10-й Международной конференции по строительной механике в реакторных технологий, H09, Anaheim, CA, 1989, с. 233-238.
27. Роте, D., "Untersuchungen Zum nichtlinearen Verhalten фон Stahlbeton wandschieben унтер Erdbebenbeanspruchung", кандидатская диссертация, Fachbereich Konstruktiver Ingenieurbau, дер Technischen Hochschule Дармштадте, Германия, 1992, 161 с. (На немецком)
28. Секи, M.; Кобаяси, J.; Шибата, A.; Кубо, T.; Тайра, T.; и Акино, К., "Восстановление сил испытаний по проверке RC трения на стенке", Труды 13-й Международной конференции по структурной Механика в реакторных технологий, Порту-Алегри, Бразилия, 1995, с. 39-44.
29. Mo, YL и Чен, J., "Поведение железобетонных стен подставил Shear" Ядерное инжиниринг и проектирование, В. 166, 1996, с. 55-68.
30. Kitada, Ю.; Акино, K.; Терада, K.; Аояма, H.; и Миллер, A., "Доклад по сейсмическим сдвигом стены международного стандарта Проблема организованной ОЭСР / АЯЭ / CSNI," Труды 14-я Международная конференция по строительной механике в реакторных технологий, Лион, Франция, 1997, с. 321-332.
31. Xiangdong Г., подставил Shear Стены при циклическом нагружении ", кандидатская диссертация, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Хьюстон, Хьюстон, штат Техас, 1999, 285 с.
32. Наз, PA, и Sidaner, JF, "Представление и интерпретация SAFE тесты: железобетонных стен, подвергнутого Ножницы", Труды 16-й Международной конференции по строительной механике в реакторных технологий, Вашингтон, округ Колумбия, 2001, 12 с.
33. Палермо, Д. и Vecchio, FJ, "Поведение трехмерных железобетонных стен сдвига", ACI Структурные Journal, В. 99, № 1, январь-февраль 2002, с. 81-89.
34. Бушон, M.; Orbovic, Н., и Фор, N., "Испытания на железобетонных Малоэтажное Shear Стены в статических циклического нагружения," Труды 13-й Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, № 257, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада, 2004, 10 с.
35. Mindess, S.; молодых, JF, и Дарвин, Д., Бетон, Prentice Hall, NJ, 2003, 644 с.
36. ACI Комитет 349 ", требований Международного кодекса по проблемам ядерной безопасности, относящиеся железобетонных конструкций (ACI 349-06) и Комментарии (349R-06)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2006, 153 с.
37. XTRACT v.3.0.8, Imbsen и Associates, Inc, 2007.
Джевдет К. Gulec является выпускником научный Студент Университета штата Нью-Йорк в Буффало, Буффало, штат Нью-Йорк. Он получил степень бакалавра в Стамбульском техническом университете, Стамбул, Турция, в 2002 и степень магистра в Университете штата Нью-Йорк в Буффало в 2005 году. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА Эндрю С. Уиттакер является профессором структурной инженерии в Университете штата Нью-Йорк в Буффало. Он получил степень бакалавра в Университете Мельбурна, Мельбурн, штат Виктория, Австралия, в 1977 году и степень магистра и докторскую степень в Университете Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния, в 1985 и 1988 годах, соответственно. Он является членом комитета ACI 349, Бетон ядерных структур. Его исследовательские интересы включают землетрясения и взрыва техники, на основе оценки выполнения проектирования и сейсмических защитных систем.
Божидар Stojadinovic, ВВСКИ, является профессором структурной инженерии в Калифорнийском университете в Беркли. Он получил Dipl. Ing. Инженер-строитель из университета в Белграде, Сербия, в 1988 году, его MS из Carnegie Mellon University, Питтсбург, штат Пенсильвания, в 1990 году и степень доктора философии в строительстве из Калифорнийского университета в Беркли в 1995 году. Он является членом комитетов МСА 335, композитный и гибридных структур; 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; 349, Бетон ядерных структур, а также 374, основанным на показателях деятельности проектирование сейсмостойких зданий и сооружений Бетон. Его исследовательские интересы включают вероятностные на основе оценки выполнения сейсмических проектирования ядерных сооружений и мостов.