Дрифт пропускной способности железобетонных колонн
Эта статья представляет простые уравнения в замкнутой форме для оценки потенциала боковой деформации железобетонных колонн. Предлагаемых простых уравнений выводятся из боковых поведение идеализированных нагрузки перемещения колонны и принятия P- Действенности предлагаемой уравнений изучены с помощью большого числа столбцов испытаний. Расчетная потенциала дрейфа по сравнению с экспериментально наблюдаемые потенциала дрейфа. Результаты показывают, что предложенный уравнений обеспечить консервативной снизу оценки потенциала боковой дрейф столбцы, которые удовлетворяют требованиям ACI 318-08, глава 21. Кроме того, установлено, что для тонких колоннами, поддерживающими высокий осевых нагрузок, хотя подробные требования главы 21 соблюдены, удовлетворительной боковой нагрузку не следует ожидать в связи с выраженной средней моментов.
Ключевые слова: кривизна; перемещения; дрейфа; сдвига службы углубленного отношения; P-
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Прогнозирование деформаций потенциала железобетонных колонн имеет первостепенное значение в основе оценки выполнения землетрясения техники. Для этого, поведение железобетонные колонны были всесторонне исследованы в течение последних трех десятилетий. На основании этих исследований аналитического procedures1-3 в колонке модели поведения были разработаны и эффективности на основе конкретных конструкция колонки expressions2 ,4-7 были предложены. Эти аналитические процедуры и эффективности на основе выражения дизайн, однако, были проверены с использованием только ограниченное число столбце результатов тестирования. В результате, существует необходимость, чтобы проверить обоснованность этих аналитических процедур и эффективности на основе выражения проектирования с использованием более широкого столбца базы данных.
Провести комплексное исследование колонке поведения, Bae8 развитые аналитические процедуры, которые могут быть использованы для оценки момента кривизны и боковые нагрузки отношения перемещения. 1 приведены блок-схемы, иллюстрирующие основные алгоритм программы. Феноменологические модели для конкретных родов и арматурного проката выпучивания, используемые в этой аналитической процедуры. Прочность, бар скольжения и деформации сдвига моделируются и вторичные перемещения в связи с P- Кроме того, Bae8 и Bae и Bayrak12 определить влияние осевой нагрузки на пластиковой петли длины и предложил новое выражение для длины пластического шарнира, как показано в формуле. (1). Новая пластиковая петля длиной выражение в данном аналитической процедуры. Подробное обсуждение этого нового пластического шарнира длина выражения могут быть найдены elsewhere.8, 13
... (1)
Надежность аналитических процедур по оценке потенциала деформации изучены с помощью большого количества результатов испытаний столбец из столбца базы данных, 14, как показано на рис. 2. Этот показатель свидетельствует о том, что развитые аналитические процедуры предусматривает достаточно хорошее оценки дрейфа потенциала для большинства случаев. Ошибка в дрейф оценки определяется с помощью соотношения проектную мощность дрейфа экспериментальные возможности дрейфа. Среднее и стандартное отклонение 1,03 и 0,29, соответственно. Величина overand в возрасте до оценки, однако, может доходить до 50% в некоторых случаях. Это свидетельствует о том, что даже сложные аналитические процедуры, такие как один разработанные Bae8 имеют определенные ограничения в предоставлении точной и достоверной оценки деформации потенциала последовательно.
Хотя это широко признается, что P- В связи с этим, хотя эффект L / ч P / Ро изучался многими исследователями ,2,3,5-7 ,15-19 влияния этих двух параметров по отношению к P- не был рассмотрен. Bae8 и Bae и Bayrak12 провели полномасштабные испытания железобетонных колонке исследования P- Был сделан вывод о том, что P-
С этими мотивациями, простые уравнения в замкнутой форме для оценки потенциала деформации боковых колонн были получены и в настоящем докладе. Вывод основан на боковой поведение идеализированных нагрузки перемещение конкретного столбца зависит от P- Действенности предлагаемой простые уравнения для оценки потенциала деформации рассматривается с использованием большого количества результатов испытаний от столбца database14 и значение P-
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Деформации потенциала бетонных колонн, является важным параметром в основе оценки выполнения землетрясения техники. Эта статья представляет собой простой инструмент, который может быть использован для оценки деформации потенциала конкретные столбцы, которые удовлетворяют требованиям ACI 318-08, глава 21,20 последнее время в ряде исследований studies7, 15,19,21, показали, что колонны оформлены в соответствии с положениями МСА 318-08, глава 21, не может выставлять необходимого уровня вязкости при высоких нагрузках. Этот вопрос исследовали с помощью положительных результатах испытаний колонке database.14
Боковая нагрузка ОТВЕТ железобетонные колонны
Момент кривизны и боковые нагрузки перемещения ответы, как правило, используется для изучения поведения колонке. Боковые нагрузки ответ перемещения колонны зависит от секционных поведение наблюдается в области пластического шарнира и P- Таким образом, потеря бокового сопротивления нагрузки железобетонная колонна может быть вызвана: 1) ухудшение момент потенциала в области пластического шарнира и 2) P- 3. Как показано на этом рисунке, боковые возможностей перемещения колонны может быть определена как бокового смещения, при котором 20% потерь в боковой нагрузкой occurs.7, 19,22,23 Важно отметить, что влияние осевой нагрузки в столбце поведение в два раза. Во-первых, это влияет на момент кривизны ответ и, следовательно, влияет на боковой нагрузки ответ перемещения. Во-вторых, она производит P-
Рисунок 3 показывает, что потенциал боковой дрейф железобетонная колонна может быть улучшена за счет уменьшения деградации момент сопротивления в области пластического шарнира и сокращения P- Для сведения к минимуму деградации момент сопротивления, количество и детализация ограничивая укрепление в рамках потенциальной пластического шарнира регионы имеют важное значение. Исходя из этой концепции, многие производительность проектирования на основе expressions2, 4,6,7 были предложены.
Взаимосвязи между кривизной и перемещения изучали парка и Paulay.24 Они получены уравнения. (2) для перемещения отзыв консольные колонке помощью пластического шарнира концепции (рис. 4) и второй теоремы минуту области. Из этого уравнения, парк и Paulay24 дальнейшее развитие формулы. (3), которая относится кривизны пластичности
... (2)
... (3)
где кривизны пластичности.
Уравнения (2) и (3) можно переписать следующим образом
... (4)
... (5)
Уравнения (4) и (5) показывают, что если длина пластического шарнира LP может быть выражено в терминах ч глубине колонки, и если оно не зависит от консольной высота колонны L, боковой потенциала смещения (или бокового дрейфа потенциала) от колонке увеличивается и потенциал перемещения пластичность уменьшается л / ч увеличивается. Этот вывод был поддержан несколькими researchers.7, 17,18,25
Стоит отметить, что роль С- (2). Первоначально парк и Paulay24 основе этого уравнения на основе конкретного поведения пучка, а затем расширить его использование для бетонных колонн, регулируя длину пластического шарнира. Даже с учетом корректировки длины пластического шарнира LP, однако, P- (2). Таким образом, выводы, сделанные рассмотрении уравнения. (4) и (5) будут действительны лишь когда колонна поведение не доминирует P-
РАССМОТРЕНИЕ ДЕЯТЕЛЬНОСТИ НА ОСНОВЕ ВЫРАЖЕНИЙ ДИЗАЙН
Соответствующее положение в главе 21 ACI 318-0820 для поперечной арматуры предназначен для обеспечения того, чтобы отслаивание покрытия бетона не приведет к потере осевой нагрузкой колонн. Таким образом, столбцы в пластическом шарнире регионы должны иметь достаточный потенциал кривизны. На основе оценки выполнения колонные выражения, 2,4,6,7, с другой стороны, имеют градуировку для достижения определенного потенциала деформации по кривизне пластичности, вязкости перемещения или сноса. Перемещение пластичность и дрейфа потенциала используются в качестве переменных дизайн Вехбе др. al.2 и Saatcioglu и Разви, 7 соответственно. Кривизна пластичности также часто используется в нескольких других researchers.4, 6 Предложено выражение для армирования заключения и соответствующие минимальные целевые потенциала деформации приведены в таблице 1. Необходимое количество ограничивая укрепление вычисляется столбец с квадратного сечения от 24 х 24 in.2 (610 х 610 мм2), прочность бетона в 4300 фунтов на квадратный дюйм (30 МПа), а также оценки 60 арматура для изучения этих производительности Методы, основанные на дизайне.
Минимальный потенциал деформации цель использовать для этой цели. Сравнение необходимое количество ограничивая укрепление показано на рис. 5. Этот рисунок показывает существенные различия в необходимом количестве удерживающего активизации деятельности различных методов проектирования. Интересно отметить, что большее количество укрепление ограничиваясь необходимы при кривизны пластичности используется как расчетная величина для высокой осевой нагрузки уровнях ..
Чтобы изучить консервативности этих performancebased выражения дизайн колонке, результаты 135 тестов, проведенных на железобетонных колонн были использованы. Эти результаты тестов были получены из столбца database.14 Таблица 2 показывает список столбцов для данного исследования и некоторые важные параметры, в том числе P / Ро, л / час Рисунок 6 иллюстрирует распределение столбцов базы данных по P / Ро, л / час Колонны, которые были подвержены значительным P- Колонка данные классифицируются по л / ч, а также P / Ро, чтобы облегчить сравнение по отношению к P- С помощью этого столбца данных, каждый производительность проектирования на основе выражения рассматривается, как показано на рис. 7. В соответствии с действующим строительным нормам и правилам, 43,44 потенциала история дрейфа 2,0 до 2,5% ожидается в особый момент-сопротивления железобетонных конструкций предназначена для сейсмических воздействий. В связи с этим боковой дрейф коэффициент в размере 2,5% используется в качестве целевой деформации. Рисунок 7 показывает, что ни на основе оценки выполнения выражения дизайн гарантируют дрейфа мощностью 2,5%.
Интересно также отметить, что большинство на основе оценки выполнения выражения дизайн, за исключением Уотсон и др.., 4 были проблемы, когда колонны больших L / ч и поддерживать высокую P / Ро. Это потому, что P- Дизайн разработан выражение Уотсон и al.4 не показывает P-
ОЦЕНКА ДЕФОРМАЦИИ ПОТЕНЦИАЛ: Простой метод
На рисунке 8 показана экспериментально получены боковой отношения loaddisplacement для бетонных колонн и номинальной мощности в связи Р- Можно заметить, что наклоны нисходящей ветвей боковых отношения нагрузка-смещение находятся в хорошем согласии с склоны благодаря P- Простой метод оценки деформации потенциала бетонных колонн, была получена на основе этого наблюдения влияния P-
Поперечное смещение потенциала
Для изучения влияния P- Справедливость этого предположения для бетонных колонн, которые удовлетворяют требованиям 318-0820 ACI будет обсуждаться в следующем разделе. При таком предположении, потеря бокового сопротивления нагрузки из-за деградации момента потенциала было проигнорировано, а в результате перемещения потенциала колонке было непосредственно связано с P-
Как видно на рис. 3, сейчас на базе консольные колонны рассчитывается по следующей формуле
M = V L
На рисунке 9 показано предположить момент кривизны отношений и соответствующей боковой нагрузки отношения перемещения. Важно признать, что после пика части боковой отношения нагрузки смещение исключительно контролируемом Для упрощения вывода, у точки пересечения прямой экстраполяции нисходящей ветви боковых отношения нагрузка-смещение было обозначено как Vmax (рис. 9). Кроме того, Vmax была задумана как боковой грузоподъемностью очень жесткая колонна с очень малым выходом перемещения ( Таким образом, Vmax могут быть определены следующим образом
V ^ к югу тах = M ^ югу тах / V (7)
Аналогичным образом, конечная перемещения
... (8)
Наклона нисходящей ветви предполагается боковой отношения loaddisplacement, как показано на рис. 9, было выражено
... (9)
На основании склона приведены в формуле. (9), следующие выражение, представляющее после пика части боковой отношения нагрузка-смещение было получено
... (10)
Как говорилось ранее, смещения потенциала ( Поскольку фактическое максимальное боковое грузоподъемность (V'max на рис. 9) также влияет P- Как правило, величина среднего моменты максимальной боковой грузоподъемность (V'max) не очень значительным, потому что величина доходности смещений мала. Для упрощения последующих частях вывода, 20% снижение боковой нагрузкой была рассчитана исходя из максимальной боковой нагрузки (Vmax) в нуле перемещения, а не фактическая максимальная боковая нагрузка (V'max). Как видно на рис. 9, это упрощение и консервативные предположения дали недооценивать возможности перемещения ( Таким образом, смещение потенциала (
... (11)
где е = M ^ югу тах / P.
Уравнение (11) показывает, что смещение потенциала ( Эксцентриситет прикладных осевой нагрузки, действующей на колонну легко вычисляется по кривой г. взаимодействия, которое показано на рис. 10 (а)
Дрифт потенциала
На основании представленных смещение потенциала в уравнении. (11),
... (12)
где L-высота консоли колонны.
Рисунок 11 представляет дрейфа потенциала типичных бетонная колонна с L / ч 5 поддержку различных уровней осевые нагрузки. Уравнение (12) была использована при расчете дрейфа потенциала показано на рисунке. На рисунке 11 показано, что дрейф потенциала колонки уменьшается с увеличением уровня осевой нагрузки.
Перемещение пластичности
Смещение текучести был рассчитан следующим образом
... (13)
Используя формулу. (11) и (13), перемещение пластичность была рассчитана следующим образом
... (14)
Как можно видеть в формуле. (11), (12) и (14), высота консольного столбец L влияет на смещение, дрейф потенциала, а также перемещение пластичности колонки по-разному. Здесь важно отметить, что боковое смещение потенциала столбец определен как бокового смещения, при котором 20% потерь в боковой нагрузкой происходит и утрата бокового сопротивления нагрузки из-за деградации момент потенциал не учитывается счет. С другой стороны, Дрейфа потенциала обратно пропорциональна высоте консольные столбца L, в то время как перемещение пластичности обратно пропорциональна квадрату высоты консольные L2 колонке. Таким образом, можно сделать вывод, что перемещение чувствительна к высоте колонки ..
Предлагаемый метод оценки потенциала деформации колонн
Простой замкнутой форме уравнений, которые были использованы для оценки потенциала деформации железобетонных колонн были представлены ранее. Ряд упрощающих допущений при выводе формулы. (11), (12) и (14). Например, секционные поведение столбца была упрощена для билинейных такие, что деградация боковой нагрузкой является исключительно связанных с P- Из-за этого и других упрощающих предположений, оценки потенциала деформации при условии формулой. (11), (12) и (14), как правило, нереально большой для низких уровнях осевой нагрузки. Для решения этой проблемы, по оценкам, потенциал дрейфа максимум 4%. Рассмотрение рис. 11 указывает, что это 4% уровень дрейфа потенциала соответствует осевой нагрузки уровне примерно 0.12Po для столбцов с L / ч 5. Этот верхний предел сделан на оценке потенциала дрейфа означает, что фактическая емкость дрейфа не обязательно должен быть рассчитан именно для всех практических целей, когда дрейфом потенциала составляет 4%. Короче говоря, дрейф потенциала 4% считается достаточно большим, для использования в performancebased дизайн железобетонных колонн.
При этом верхний предел, предложенный метод оценки потенциала деформации железобетонных колонн можно свести к формуле. (15) через (17).
... (15)
... (17)
где е = (M ^ югу п ^ / P)
Важно отметить, что эксцентриситет (е = M ^ югу п ^ / P) вычисляется по взаимодействию г. диаграммы построены с помощью ACI 318 положений о конкретных параметрах блока стресса. Вышеупомянутые выражения указывают на расчетный эксцентриситет должна быть меньше Mn / P и 0,2 Ограничивая дрейфа емкостью до 4%, уравнение. (15) через (17) при условии безопасной и снизу оценки деформации потенциала для столбцов, которые выполнили требования МСА 318-08, глава 21.
Рассмотрение предположить упруго-пластических momentcurvature отношения
Билинейных отношения момента кривизны предполагалось при выводе формулы. (15) через (17). Для получения консервативных оценок деформации потенциала по формуле. (15) через (17), это предположение требует билинейных бетонные колонны, чтобы иметь определенный уровень кривизны пластичности в своих отношениях momentcurvature. Чтобы изучить обоснованность этого предположения, необходимого потенциала кривизны для использования формулы. (15), сравниваются с экспериментально получен потенциала кривизны. Две колонки экземпляров, которые были протестированы Soesianawati, 37 были использованы для этой цели. Эти колонки образцы имели квадратные колонны и секции при условии подкрепления ограничиваясь были 33% и 55% от ACI требований кодекса, соответственно. Они были протестированы в соответствии CAG 0.1f и 0.3f КАГ.
На рисунке 12 показана боковая нагрузка-смещение и момента кривизны отношения испытываемых образцов. Смещение потенциала оценить из уравнения. (16), отмеченные на рис. 12. Кривизны значения, которые соответствуют оценкам возможностей перемещения также показано на рис. 12. Момент кривизны отношений на рис. 12 показывают, что предположение о билинейных отношения момента кривизны действителен и для консервативных ценностей, необходимых кривизны формулой. (16). Важно отметить, что при условии количество ограничивая укрепление этих двух образцов столбец был меньше, чем сумма, необходимая МСА 318-08.20 Таким образом, был сделан вывод, что если бетонные колонны, оформленные в соответствии с положениями ACI 318-08, Глава 21,20 предположение билинейных отношения момента кривизны может быть безопасно сделал при выводе формулы. (15) через (17). Более подробное обсуждение предполагаемых возможностей дрейфа для столбцов, соответствующих ACI 318-0820 требований приводится в последующих разделах где, по оценкам потенциала дрейфа по сравнению с экспериментальными значениями для 135 столбцов испытаний ..
Дрифт оценка емкости: простые и сложные методы
В этом разделе предлагается простой метод по сравнению со сложной компьютерной аналитические процедуры (рис. 1). Для целей сравнения, железобетонная колонна с 24 х 24 in.2 (610 х 610 мм2) квадратного сечения и продольной коэффициент усиления 1,0% был использован (рис. 13). Два разных высотах консольные колонке 72 и 120 дюйма (1830 и 3050 мм) была использована, в результате чего л / ч значения 3 и 5 соответственно. Ограничиваясь подкрепление осуществляется в соответствии с требованиями главы 21 МСА 318-08.20
Результаты приведены на рис. 13 показывают, что дрейф потенциала оценкам формулой. (15) были близки к дрейфа потенциала получить более тщательный анализ, где многочисленные нелинейности материала были рассмотрены. Интересно отметить, использование упрощенных выражениях дали нижней дрейфа потенциала чем те, которые получены из тщательного анализа. Различий между оценками дрейфа потенциала полученные с помощью этих методов увеличивается с увеличением L / h.
Консервативной оценки получены с помощью уравнения. (15) были отнесены следующие: 1) использование идеальной максимальной боковой нагрузки Vmax без P- . 9) и 2) использование номинальной мощности, момента Mn использованием ACI 318-0820 положения, а не фактическая максимальная мощность момент Mmax в построении отношений билинейных момент кривизны. Незнание о возможном увеличении силы из-за конкретных родов и деформационного упрочнения стали продольной может способствовать консервативности оценки.
Дрифт потенциала оценки: сравнение с колонкой базы данных
Для исследования действия уравнения. (15), дрейф потенциала полученные с помощью уравнения. (15) были сопоставлены с экспериментальными возможностями дрейфа. Результаты 135 столбцов испытаний были получены из колонки database14 и использовали для этой цели. Результаты приведены на рис. 14. Эта цифра показывает, что существует сильная корреляция между снизу экспериментально полученного дрейфа потенциала и дрейфа потенциала определяется путем использования предлагаемого метода. Предлагаемый метод обеспечивает безопасное для дрифта оценки потенциала в большинстве случаев. Как видно на рис. 14, некоторые тестовые данные не отвечают дрейфа потенциала оценкам по формуле. (15). Большинство из этих данных, однако, из колонок, которые не соответствуют сейсмическим дизайн и детализация положений (глава 21) от ACI Code.20
Для изучения консервативности оценки дрейфа потенциала и оценки эффективности столбцы, которые удовлетворяют главы 21 Положения ACI 318-08, тестовые данные были разбиты на две группы: 1) столбцы, которые достигли или превысили заключения подкрепление положений главы 21; и 2) столбцы, содержащие менее удерживающего подкрепление, чем этого требуют положения сейсмических дизайн ACI 318-08.20 результаты для столбцов, которые удовлетворяют требованиям ACI Code20 приведены на рис. 15 (а). Результаты представлены на рис. 15 (а) показывают, что уравнения. (15) следы нижняя граница данных последовательно для всех данных, за исключением нескольких столбцов проверен Sugano.38 дрейфа потенциала некоторых из колонки образцов, испытанных на Sugano38 были слегка завышенные с помощью предложенного метода. Столбцы проверен Sugano38 были изготовлены из очень высокопрочного бетона (f'c = 120 МПа [17,404.5 фунтов на квадратный дюйм]), и малых L / ч 2. Колонны с таких малых L / ч может повлиять на механизм сдвига провала. Разрушение при сдвиге может ограничить возможности дрейфа колонны из-за его хрупкой природы.
В дополнение к малым л / ч, хрупкость самого высокопрочного бетона использовали также может быть фактором, способствующим ограниченные возможности дрейфа. Одним словом, предлагаемый способ (уравнение (15)) в результате оценки безопасного дрейфа потенциала для всех столбцов, которые удовлетворяют требованиям ACI 318-08, глава 21,20 за исключением некоторых колонн проверен Sugano.38 Кроме того, Важно отметить, что верхний предел боковой дрейф 4% при условии безопасной снизу оценки для столбцов испытания при низких уровнях нагрузки осевой ..
Researchers2, 4,6,19,21,45 сообщили, что ACI 318-0820 требования могут быть небезопасными для столбцов при высоких осевых уровнях нагрузки и предложила более жесткие требования для удержания усиление на высоких уровнях осевой нагрузки, как видно на рис . 5. Сейсмической детализации и дизайн положений большинство нынешних правила проектирования, направленные на достижение историю отношение дрейф 2,0 до 2,5% за минуту сопротивления железобетонных frames.43, 44 Таким образом, бетонных столбов с дрейфом потенциала, размер которых превышает 2,5% можно рассматривать как пластичного столбцов. Исходя из этого критерия, на рис. 15 (а) показывает, что все столбцы, которые удовлетворяют требованиям 318-0820 ACI была минимальной пропускной способности дрейф 2,5%, когда их л / ч составляет от 2 до 5 и осевая нагрузка была менее 0.52Po, который является максимально допустимой осевой нагрузки, как в ACI 318-08.20 только колоннами, поддерживающими осевые нагрузки выше, чем 0.52Po и с очень малым л / ч (менее 2) или очень большой л / ч (больше 5), не может достичь дрейфа мощностью 2,5% из-за хрупких сдвига отказов для L / h.
Рис 15 (б) иллюстрирует дрейфа потенциала оценки для столбцов, которые содержит меньше боковых усиление, чем это требуется в соответствии с положениями ACI 318-08, глава 21,20 снова уравнение. (15) дает достаточные нижней границей экспериментальные возможности дрейфа в большинстве случаев. Процент переоценил возможности дрейфа, однако, была значительно выше, для этой группы столбцов. В частности, предлагаемый метод не мог обеспечить консервативных оценок дрейфа для большинства колонн проверен Sakai36 и Thomson и Уоллес, 40, и некоторые из столбцов проверен Galeota al.27 др. Эти образцы были высокопрочного бетона колонны (f'c? = 70 до 100 МПа [10,152.6 14,503.7 к пси]). Для образцов, испытанных на Galeota27 (L / H = 4,6), уравнения. (15) при условии безопасной оценки за дрейфа потенциала для всех столбцов, содержащих более 30% от боковых усиление требуется в соответствии с положениями ACI 318-08, глава 21,20 дрейфа потенциала большинства колонн проверен Sakai36 (L / ч = 2) и Thomson и Wallace40 (L / H = 3,9) были завышены.
Таким образом, предлагаемые простые уравнения могут обеспечить консервативной снизу оценки деформации потенциала для бетонных колонн, которые удовлетворяют требованиям ACI 318-0820. Это можно также сделать вывод, что дрейф потенциала уменьшается по мере увеличения осевой нагрузки и L / ч увеличивается в связи с P- Интересно также отметить, что большой потенциал дрейфа могут быть получены при низких осевых нагрузок, независимо от L / ч столбцов, так как P-
Дизайн рекомендации
Таким образом, предлагаемые простые уравнения могут обеспечить консервативной снизу оценки деформации потенциала для бетонных колонн, которые удовлетворяют требованиям ACI 318-0820. Это можно также сделать вывод, что дрейф потенциала уменьшается по мере увеличения осевой нагрузки и L / ч увеличивается в связи с P- Интересно также отметить, что большой потенциал дрейфа могут быть получены при низких осевых нагрузок, независимо от L / ч столбцов, так как P- Дизайн рекомендации
Был также обсужден вопрос о том, что простым выражением ( , дрейф потенциала колонны были оценены выходная мощность дрейф 2,5%.
Рисунок 16 показывает, что для данного потенциала дрейфа цели (например, 2,5%), допустимая осевая нагрузка лимит уменьшается при L / ч колонке увеличивается. Допустимых P / Ро, чтобы обеспечить снос мощностью 2,5% приводится в таблице 3. Таким образом, можно сделать вывод, что для обеспечения стабильного боковой потенциала деформации бетона колонны, важно, чтобы удовлетворить не только требования главы 21 Положения ACI 318-08,20 но л / ч, представленные в таблице 3. Важно также отметить, что для достижения удовлетворительных возможностей дрейфа, использование относительно небольших L / ч и ниже P / Ро рекомендуется. Как большие силы сдвига разработаны в колонках с очень малым л / ч, однако, силы сдвига столбца должно быть проверено на очень малых L / h. Л / ч значения большинства колонн здания в сейсмических районах высокой диапазоне между 2 и 4 (или история высота-колонна глубине коэффициент от 4 до 8). Таблица 3 показывает, что достаточным потенциалом деформации (дрейф мощностью не менее 2,5%) будет гарантировано, когда железобетонные колонны, оформленные в соответствии с главой 21 Положения ACI 318-0820 с заданными пределами л / ч и Р / Ро ..
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Простой метод, который может быть использован для оценки потенциала боковой деформации железобетонная колонна представлен. Действенности предлагаемой простой метод рассматривается с использованием результатов большого числа испытаний столбец, полученный из столбца database.14 На основе проведенного исследования обобщены в настоящей работе, можно сделать следующие выводы сделал:
* Простое выражение в замкнутой форме, которые могут быть использованы для оценки дрейфа потенциала железобетонных колонн был представлен. С помощью этого простого выражения, дрейф потенциала колонн удовлетворяющих главы 21 Положения ACI 318-0820 были оценены в консервативным образом, когда их л / ч значения больше 2. Таким образом, это выражение рекомендуется для использования в основе оценки выполнения землетрясения техники;
* Изучение предлагаемого метода с 135 столбце результатов теста показали, что дрейф потенциала железобетонные колонны существенно повлиял P- В результате дрейфа потенциала уменьшается по мере осевая нагрузка увеличивается, а л / ч увеличилась. Интересно также отметить, что большой потенциал дрейфа были получены при низких осевых нагрузок, независимо от L / ч колонны, поскольку P-
* На основе исследований сообщили в настоящем документе, дизайн рекомендации по несколько улучшить положения главы 21 или комментарии по ACI 318-0820, которые были признаны удовлетворительными в большинстве случаев. Для обеспечения достаточного потенциала деформации бетона колонны, рекомендуется ограничить уровни осевой нагрузки при больших L / ч (рис. 16). Важно признать, что это исследование в первую очередь сосредоточены на железобетонные колонны, чье поведение регулируется прогиб. Потому что разрушение при сдвиге не учитывать при анализе методов, используемых для оценки потенциала деформации, прочность на сдвиг столбцов с очень малым L / ч должен быть рассмотрен непосредственно в конструкции.
Нотация
^ К югу г = площадь поперечного сечения колонны
^ К югу с = площадь поперечного сечения продольной арматуры в
^ К югу ш = общая площадь поперечного сечения удерживающего укрепление
^ Ш к югу, ACI = общая площадь поперечного сечения удерживающего подкрепление, указанных в главе 21 МСА 318-0820
е = M / P = эксцентричность осевой нагрузки
f'c = сжатие прочность бетона
F ^ югу у = текучести укрепление
А = общая глубина колонн
L = высота консольного колонке
л ^ к югу р = пластического шарнира длины
M ^ югу макс = максимальная мощность момент колонна
M ^ югу п = номинальная мощность момента, как в ACI 318-0820
P = осевой нагрузки, приложенной к колонке
P ^ югу ° С = 0.85f? (К югу ^ г ^ - ^ к югу й ^) е ^ ^ к югу у ^ к югу й = номинальная осевой нагрузкой в соответствии ACI 318-0820
V = боковая нагрузка, действующая на колонке
[Прямая фи] = кривизны
[Прямая фи] ^ югу е ^ = упругой кривизны
[Прямая фи] ^ югу р = пластиковых кривизны
[Прямая фи] ^ к югу и ^ = максимальная кривизна в столбце
[Прямая фи] ^ югу у = выход кривизны
Ссылки
1. Yalcin, C., и Saatcioglu, М., "Неупругие Анализ железобетонных колонн," Компьютеры и сооружений, V. 77, № 5, июль 2000, с. 539-555.
2. Вехбе, Н. И.; Саиди, MS, и Сандерс, DH, "Эффекты конфайнмента и вспышек на сейсмических Выполнение железобетонные колонны моста, Доклад № CCEER-97-2, Научно-исследовательские работы и развития центра, Университет Невады, Рено Н.В., сентябрь 1997, 399 с.
3. Зан, Ф.; Парк, R.; и Пристли, MJN, "Проектирование железобетонных колонн моста на прочность и пластичность," Research Report 86-7, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, март 1986 , 330 с.
4. Уотсон, S.; Zahn, Англии, а также Парк Р., Ограничиваясь Арматура железобетонные колонны, "Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 120, № 6, июнь 1994, с. 1798-1824.
5. Уотсон, S., и парк Р., имитации сейсмических исследований Нагрузка на железобетонных колонн, "Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 120, № 6, июнь 1994, с. 1825-1849.
6. Шейх, SA, и Хури, СС, "Performance Подход, основанный для проектирования Ограничиваясь стали в Tied Столбцы", ACI Структурные Journal, В. 94, № 4, июль-август 1997, с. 421-431.
7. Saatcioglu М., Разви, SR, "Смещение основе Дизайн железобетонных колонн для конфайнмента", ACI Структурные Journal, В. 99, № 1, январь-февраль 2002, с. 3-11.
8. Пэ, S., "сейсмические характеристики натурных железобетонных колонн," Кандидатская диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, декабрь 2005, 311 с.
9. Пэ, S,; Мизес, А. М. и Байрак О., "Неупругие выпучивания арматуры," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 131, № 2, февраль 2005, с. 314-321.
10. Alsiwat, JM, и Saatcioglu, М., "Укрепление Анкоридж Купон по Монотонные Загрузка" Журнал строительной техники, ASCE, В. 118, № 9, сентябрь 1992, с. 2421-2438.
11. Lehman, DE, а Мол, ДП, "Сейсмическая Выполнение Ну-замкнутых железобетонные колонны моста," равный Доклад 1998-01, Инженерного колледжа Калифорнийского университета в Беркли, Беркли, Калифорния, декабрь 2000, 286 с.
12. Пэ, S., и Байрак О., "сейсмические характеристики натурных железобетонных колонн," Структурные ACI Journal, V. 105, № 2, март-апрель 2008, с. 123-133.
13. Пэ, S., и Байрак О., "Пластик Длина петли железобетонных колонн," Структурные ACI Journal, V. 105, № 3, май-июнь 2008, с. 290-300.
14. Структурные производительности базы данных, Университет штата Вашингтон, <a target="_blank" href="http://www.ce.washington.edu/~peera1/" rel="nofollow"> www.ce.washington.edu/ ~ peera1 / </ A>.
15. Байрак О., "Сейсмическая Выполнение прямолинейно замкнутых Высокая прочность бетона колонны", Кандидатская диссертация, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 1999, 339 с.
16. Saatcioglu М., Ozcebe, Г., "Отклик железобетонных колонн для имитации сейсмических нагрузок", ACI Структурные Journal, В. 86, № 1, январь-февраль 1989, с. 3-12.
17. Пуйоль, S.; S 461-466.
18. Ковалски, МЮ, "Деформация предельных состояний по круговой железобетонные колонны моста," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 126, № 8, август 2000, с. 869-878.
19. Шейх, SA, и Хури, СС, "замкнутые бетонных столбов с заглушками", ACI Структурные Journal, В. 90, № 4, июль-август 1993, с. 414-431.
20. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-08) и Комментарии" Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2008, 423 с.
21. Шейх, SA; Шах, Д. и Хури, Столбцы С.С., "удержание высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, В. 91, № 1, январь-февраль 1994, с. 100-111.
22. Байрак О., и шейх, SA ", высокопрочного бетона Колонны под имитации землетрясения Загрузка", ACI Структурные Journal, В. 94, № 6, ноябрь-декабрь 1997, с. 708-722.
23. L 2000, с. 591-601.
24. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, М. Джон и сыновья ", Нью-Йорк, 1975, 769 с.
25. Берри, член парламента, и Эберхард, MO, "Практическая модель производительность для адвокатов Устойчивость" Журнал строительной техники, ASCE, В. 131, № 7, июль 2005, с. 1060-1070.
26. Azizinamini, A.; Корли, РГ и Johal, Л., "Эффекты поперечной арматуры по сейсмическим Выполнение Столбцы", ACI Структурные Journal, В. 89, № 4, июль-август 1992, с. 442-450.
27. Galeota, D.; Giammatteo, М. и Марина Р., сейсмостойкости высокие колонны прочности бетона ", документ № 1390, XI Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Акапулько, Мексика, 1996.
28. Канда, M.; Шираи, N.; Адачи, H.; и Сато, T., "Аналитическое исследование упругопластического гистерезисного поведения железобетонных Участники" Труды Института Японии бетона, V. 10, 1988, стр. . 257-264.
29. L 2000, с. 591-601.
30. Матаморос, AB, и S
31. Mo, YL и Ван, SJ, "Сейсмическая Поведение RC Колонны с различными конфигурациями Tie," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 126, № 10, октябрь 2000, с. 1122-1130.
32. Muguruma, H.; Ватанабэ, F.; и Комуро, T., "Применение высоких прочности бетона железобетонных ковкого колонна," Труды Института Японии бетона, V. 11, 1989, с. 309-316.
33. Оно, T., и Нишиока, T., "Экспериментальные исследования по поглощению энергии в Колонный Железобетонные конструкции", Труды JSCE, В. 1, № 2, октябрь 1984, с. 137-147.
34. Paultre, P.; L Август 2001, с. 490-501.
35. Saatcioglu М., Grira, М., "удержание железобетонных колонн с сварная арматура сетках", ACI Структурные Journal, V. 96, № 1, январь-февраль 1999, с. 29-39.
36. Сакаи, Ю.; Hibi, J.; Отани, S.; и Аояма, H., "Экспериментальное исследование на изгиб Поведение железобетонных колонн Использование высокопрочного бетона," Труды Института Японии бетона, V. 12, 1990 , с. 323-330.
37. Soesianawati, MT; Парк, R.; и Пристли, MJN, "Limited Дизайн пластичность железобетонных колонн," Научно-исследовательский доклад 86-10, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, март 1986, 208 стр. .
38. Сугано, S., "Сейсмическая Поведение железобетонных колонн которые использовали Ultra-High-бетон", документ № 1383, XI Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Акапулько, Мексика, 1996.
39. Танака, H., и парк, Р. Г. Влияние бокового Ограничиваясь Армирование ковкого Поведение железобетонных колонн, "Research Report 90-2, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, июнь 1990, 458 с.
40. Thomson, J., и Уоллес, J., "Поперечная нагрузка Поведение железобетонных колонн Построенный Использование высокопрочных материалов", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, сентябрь-октябрь 1994, с. 605-615.
41. Уотсон, S., и парк, Р., "Проектирование железобетонных конструкций с ограниченной пластичности", 89-04 Research Report, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия, январь 1989, 232 с.
42. Колонны Сяо Ю., и Мартиросян, A., "сейсмические характеристики высокопрочного бетона," Журнал структурной инженерии, ASCE, март 1998, с. 241-251.
43. Международный кодекс Совета (МТП), "Международный кодекс строительство" Falls Church, В. А., 2006, 663 с.
44. Международная конференция строительных служащих (ВКС), "единые строительные нормы, том 2-структурные положения инженерного проектирования", Whittier, CA, 1997, 492 с.
45. Li, B., и парк Р., Ограничиваясь Усиление для высокопрочных бетонных Столбцы ", ACI Структурные Journal, В. 101, № 3, май-июнь 2004, с. 314-324.
Входящие в состав МСА Sungjin Bae является Инженер по Bechtel Corporation, Фредерик, штат Мэриленд. Он получил степень бакалавра и магистра в Университете Ханьян, Сеул, Корея, и степень доктора философии в Университете штата Техас в Остине, Остин, штат Техас. Он является членом комитета ACI 209, ползучести и усадки бетона и совместной ACI-ASCE Комитет 441, железобетонных колонн. Его исследовательские интересы включают поведение железобетонные колонны подвергались комбинированной осевой нагрузки и изгиб, испытания крупных железобетонных колонн и производительность проектирования на основе конкретных столбцов.
Входящие в состав МСА Огузханского Байрак является адъюнкт-профессор в Департаменте по гражданским, архитектуры, и инженерной экологии и занимает Чарльз Элмер Роу стипендий по инженерии в Университете штата Техас в Остине. Он также является директором Phil М. Ferguson зданий и сооружений лаборатории. Он является членом комитетов МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-441 ASCE комитетов, железобетонные колонны, и 445, сдвига и кручения.