Сейсмические Поведение Nonseismically Подробная внутренних дел Луч-Wide колонны и стены Beam-соединения

Шесть полномасштабных nonseismically подробную железобетона (RC) напольные пучка всей колонны и стены пучка суставов с нуля до высоких осевых нагрузок на сжатие были протестированы по расследованию поведения сейсмических швов. Квазистатические циклического нагружения, имитируя действия землетрясения, был применен. Эффективность работы каждого теста собрания был рассмотрен с точки зрения боковая нагрузка, дрейф, жесткость, мощность рассеяния энергии, а номинальная совместных напряжения сдвига. Три уровня осевой сжимающей нагрузки колонки были исследованы, чтобы определить, как эта переменная будет влиять на производительность суставов. Все образцы не удалось, прилегающих к совместной коллегии с постепенным ухудшением прочностью и низким достижения структурной жесткости. Низкие достижения жесткость и прочность объясняется скольжения продольных балок, в рамках совместной ядра. Результаты испытаний показали, что внутренний RC пучка всей колонки суставов и пучка стене швы nonseismic дизайн и детализация достигается дрейфа отношение 2,0% без значительного ухудшения прочности.

Ключевые слова: осевая нагрузка сжатия; пучка колонки суставов, железобетонные; сейсмики.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Обширный экспериментальный research1 на пластичных совместных пучка колонки, проведенных в различных странах последние десятилетия дала более глубокое понимание пластичного совместного поведения. Относительно ограниченный база данных доступна в литературе nonseismically подробную суставов, однако, в связи с пластичной подробную суставов. Кроме того, подробные nonseismically швов стен, как широкий колонн редко были изучены. Только экспериментальное изучение таких соединений было проведено Li и др. al.2-3 опыты Li и др. al.2 участвуют два полноценных nonseismically подробную интерьера пучком широких швов колонке расследовать поведение сейсмических швов. Двух переменных изучены в ходе испытания образцов количество совместных поперечной арматуры и круга детали для соединения колонки и балки усиления. Столбец пучка ширине образцов примерно 3. Максимальная номинальная горизонтальные напряжения сдвига в совместном ядро установлено, что с 0.15f 'на основе этих экспериментальных результатов.

Совместных без совместного горизонтальной поперечной арматуры удалось на фактор перемещения пластичности 2, что хорошо согласуется с моделью, предложенной Hakuto al.4 др. Это говорит о том, что для железобетона (RC) напольные суставов без совместного поперечной подкрепления, совместные провал сдвига происходит вокруг фактор перемещения пластичности 2, где совместные напряжение сдвига между 0.11f 'С и 0.17f' С. Из-за наличия совместных поперечной подкрепления, усиленной совместной образца достигла более пластичности в 3 раза ..

Железобетонные конструкции, состоящие из стены, как широкие элементы столбца являются очень распространенными в регионах lowto умеренной сейсмичности и преобладают структурные системы в Сингапуре. BS 81105 код, используемый в Сингапуре не уточняет положения о сейсмической дизайн или детализации структур RC. В связи с этим вызывает глубокую обеспокоенность, что прочность, пластичность, и диссипации энергии потенциал этих структур может быть недостаточно для поддержания earthquakeinduced грузов в регионы с низкой до умеренной сейсмичности. Необходимо для оценки и повышения детализации существующих структур очевидна. Эксперимент, состоящий из шести серийного RC интерьера пучка всей колонки суставов и пучка стене суставов обычно встречаются в структурах, призванных оформлена с подробным nonseismic в Сингапуре была проведена в Nanyang Technological University, Сингапур (НТКУ), чтобы лучше понять поведение сейсмических таких соединений . Уровне осевой нагрузки сжатия, оказываемое на колонны или стены, была изучена в настоящем документе.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Сейсмической поведение nonseismically подробную beamwide столбца и ширина стены суставов и последствий колонке осевых нагрузок на выполнение таких соединений редко были изучены. Это исследование позволяет пробных наблюдений и связанных с ними анализ таких соединений. Знания, полученные в ходе испытания, результаты могут быть использованы для разработки теоретических моделей сейсмических оценки.

Экспериментальные исследования

Образцы и испытания установки

Шесть полномасштабных nonseismically подробную интерьера пучка всей колонны и стены пучка суставов разработан на основе BS 81105 Код были построены и испытаны. Эти образцы были характерны как построенный суставов отвлечении от существующих зданий в Сингапуре. Рисунок 1 (а) показывает схематическое размеров образцов C1A, C1B и C1C. Эти интерьера пучком широких швов столбце отношение колонки к ширине пучка примерно 3,56. Соотношение стены до ширины пучка образцов C2A, C2B и C2C примерно 7, как показано на рис. 1 (б). C2 образцов серии была стена с размером поперечного сечения от 1600 х 300 мм (63,0 х 11,8 дюйма) и поперечному сечению пучка размерности 230 х 600 мм (9,1 х 23,6 дюйма), в то время как C1 образцы серий были столбец размерности сечения 820 х 280 мм (32,3 х 11,0 дюйма) и поперечному сечению пучка размерности 230 х 300 мм (9,1 х 11,8 дюйма). Все образцы отвечают критерию тысячная колонна-слабого света. Три уровня осевой loading.0.0, 0,1 и 0,35 Ag f'c. были исследованы для пучка всей колонки суставов и пучка стене суставов ..

Схематический вид загрузки установки приведена на рис. 2. Каждый образец был подвергнут квазистатических обратном циклических нагрузок, которые моделировали нагрузки землетрясения. Обратном горизонтальным способом погрузки был применен к верхней части колонны использованием 1000 кН (224,8 кип) создание долгосрочных ход привода который был установлен на стене реакции. Привод был приколот на конце, чтобы вращения во время тестирования. Эта нагрузка устройство ручной иметь более эффективный контроль за нагрузкой прироста. В нижней части колонки была приколота к сильному полу. Оба пучка концы были связаны с сильным полом стальной ссылки, которые позволили поворотов, а также бесплатный горизонтального перемещения луча. Вертикальное перемещение боку была ограничена обеспечить вертикальную пучков с опорных реакций. Осевой нагрузки сжатия был применен с использованием трех малых гидравлических домкратов помещается между колонки верхний конец и нижний суффикс пучка передачи стали. Четыре резьбовые стержни каждом фиксированном по четырем углам вокруг модульного тестирования, чтобы сбалансировать применяться столбец осевой нагрузки ..

Материалы

Образцы были построены с одинаковыми подкрепления и бросил с 20 Оценка бетона (2,9 KSI [20 МПа]). В Сингапуре, здания предназначены для поддержания высокого уровня осевую нагрузку 0,35. Бетона на сжатие образцов сильные C1A, C1B, C1C, C2A, C2B и C2C на тестирование дни были 18,9, 18,4, 19,2, 19,0, 20,0 и 20,5 МПа (2,7, 2,7, 2,8, 2,8, 2,9 и 3,0 KSI ), соответственно. В связи с ограниченными возможностями в гидравлических домкратов, такие конкретные низкой прочности была использована для достижения намеченной осевой нагрузки. Высокопрочные деформированной арматуры Y10, Y13, Y20, Y22, Y25, Y28, и были использованы в качестве основных баров в тестовом единиц, тогда как мягкая сталь бар R10 использовался как стремена. Свойства арматуры приведены в таблице 1.

Порядок проведения испытаний и измерительные приборы

Осевая нагрузка постепенно применяться к колонне или стене и сбалансированного шагов до того, пока уровень, ХАГ 0.1f "для образцов C1B и C2B или CAG 0.35f" для образцов C1C и C2C, была достигнута. Образцы C1A и C2A были протестированы с нулевой осевой нагрузки. В ходе каждого испытания осевой нагрузки поддерживается ручной настройкой плоские гнезда после каждого шага нагрузки. Боковые нагрузки был применен циклически через привод в квазистатическом моды в верхней части колонны, как показано на рис. 2. Процедура загрузки, состоящий из displacementcontrolled шаги, показан на рис. 3. Часть номера приведены на рис. 3 были целевого соотношения дрейфа.

Для получения результатов тестирования, что объяснить большинство наблюдений качественно, контрольно-измерительных приборов, таких как привод, тензодатчики, линейных переменным преобразователей (LVDTs), а также перемещения преобразователи были установлены на всех образцов в ходе испытания установки. Поведение арматуры контролировали тензодатчиков, установленных на баров перед заливкой образца на местах, как показано на рис. 4. Цифры 5 (а) и (б) показать механизм перемещения преобразователей и LVDTs эта мера деформации сдвига балок и суставов и прогибы балок и колонн, соответственно. Преобразователей и LVDTs были установлены на стальной скобки.

ОПИСАНИЕ ИСПЫТАНИЯ ПОВЕДЕНИЕ

ответы нагрузки перемещения гистерезиса

Теоретических боковой силы C1 образцов 19,2 кН (4,3 кип) был рассчитан на основе теоретических изгиб лучей, используя подход, предписанные в NZS 3101 Code6 с фактическими сильные материала и полагая фактор силы сокращения 1,0. Цифры 6 (а) (с) показывают, нагрузка-смещение петли гистерезиса C1 образцов с отношением колонки к ширине пучка примерно 3,56. Петли гистерезиса показали ухудшение жесткости и несущей способности при повторных циклов в связи с растрескивание бетона и податливость арматурной стали. Низкие достижения жесткость и прочность объясняется скольжения пучка продольных балок, в рамках совместной ядра. Образцы C1B C1C и достигли своего пика силы в первом цикле в дрейф отношение 2,0%. Образцы C1A получить своего пика в силу дрейфа отношение 3,0%, тогда как в этот дрейф отношение, сопротивление образцов C1B и C1C начал падать по этому вопросу. На следующем соотношении дрейфа 4%, пик боковых нагрузках достигается путем Образцы C1B C1C и только 71,1% и 74,2% от максимального значения записанные каждого образца, соответственно.

Испытания были прекращены, в этой точке. На этот дрейф отношение, однако, образцами C1A не страдают какой-либо значительное падение в свои силы. Как показано на рис. 6 (а) (с), только максимальной боковой нагрузки достигается путем образцов C1A превысил свои теоретические боковые нагрузки рассчитывается на основе измеренного свойства материала. Сжатие подкрепление в лучах Образцы C1B и C1C достигли растяжения в дрейф отношение 1,33% в связи с ухудшением связи, что существенно сократило потенциал изгибающий момент лучей получены образцы C1B и C1C. Связь ухудшения образцами C1B и C1C, что может быть связано с наличием колонке осевой нагрузки в этих образцах, привело к меньшей максимальной боковой нагрузки, полученные этими образцами, чем образцов C1A. В общем, образцы из серии C1 с отношением колонке до ширины пучка около 3,56 иллюстрированный ограниченной характеристик рассеяния энергии при соотношении дрейфа была увеличена постепенно на протяжении всего испытания. Их диссипацию энергии, были самыми большими в дрейф отношение 3,0%.

Ограниченной энергии рассеялись после дрейфа отношение 3,0%, как показано на рис. 6 (а) (с). Нижний предел прочности при изгибе пучков, чем у колонны в результате значительного ущерба пучка. Кроме того, рассеяние энергии образцов в основном способствовали лучами ..

Теоретических боковой силы C2 образцов 145,0 кН (32,6 кип) был рассчитан на основе теоретических изгиб пучков с использованием подхода, предписанные в NZS 3101 Code6 с фактическими сильные материала и полагая фактор силы сокращения 1,0. Цифры 6 (г) (е) иллюстрации нагрузка-смещение петли гистерезиса C2 образцов с отношением от стены до ширины пучка около 7. Все три образца достигли своего пика силы в первом цикле в дрейф отношение 3,0%. На следующем соотношении дрейфа 4%, прочности образцов C2B и C2C упал на 9,2% и 9,0% соответственно. На этот дрейф отношение, однако, образцами C2A не страдать значительное снижение прочности. Образцы C2A получить более высокую максимальную история поперечной силы, чем образцы C2B и C2C. Как показано на рис. 6 (г) (F), образцы C2B C2C и не достигли своей теоретической боковой потенциала рассчитывается на основе измеренного свойства материала в положительной или отрицательной стороны нагрузки, в то время как образца C2A достигла своего теоретического потенциала боковой в обоих направлениях.

На дрейфа отношение 2,0%, образцы C2B и C2C выставлены значительное ухудшение связи, которая сократила изгибающий момент емкость пучков. Из-за ухудшения связей объясняется наличием колонны осевой нагрузки, максимальное боковое сопротивление образцов C2B и C2C были меньше, чем у образца C2A. Как и C1 образцов, C2 образцов с отношением от стены до ширины пучка около 7 показали ограниченные характеристики диссипации энергии. C2 образцов достигается наибольшее рассеяние энергии в дрейф отношение 3,0%. Значительные связи скольжения в рамках совместного области ядра C2 образцов в результате защемления петли гистерезиса, что приводит к ограниченным потенциалом рассеяния энергии и показано на рис. 6 (г) (F) ..

Крекинг моделей

Трещины моделей образцов из двух групп отличались друг от друга. Поведение C1 образцов контролировался изгиб механизм слабого света. В отличие от образцов из серии C2 выставлены значительные трещины на боковой поверхности колонны.

Рисунок 7 иллюстрирует образование трещин структур, которые имели место в ходе эксперимента на образцах C1A, C1B и C1C. Для C1 образцов, большинство из трещины ущерба была сосредоточена в лучах у колонны. Крупнейших изгиб трещины произошло на границе пучка заканчивается. К концу испытания, эти трещины были чрезмерными и баров пучка изгибных было замечено, что поскользнулся в рамках совместной из-за потери связи. Это может привести к постепенному ухудшению прочностью и низким достижения структурной жесткости образца в процессе дрейфа соотношение 3,0 и 4,0%. Диагональ изгиб трещины были обнаружены на пучке нижней и верхней всех образцов во время дрейфа отношение 0,4%. Было отмечено, что трещины в пучки распространяются быстро, когда дрейф соотношение увеличилось до 1,0%. Когда дрейфа отношение 1,33% было достигнуто, трещины были обнаружены быстро распространяться на пучке сверху. Трещины в нижней пучка всех экземпляров распространяется быстро на снос отношение 3,0%, а в конечном счете встретился с образованием трещин вдоль луча сверху.

Наличие осевой нагрузки сжатия имели явное влияние на растрескивание образец в колонку образцов. В ходе испытания, не были обнаружены трещины на колоннах образцов C1B и C1C, а изгиб трещины были обнаружены на колонку образцов C1A в дрейф отношение 3,0%. Присутствие колонны осевых нагрузок образцами C1B и C1C помогли закрыться трещин, образовавшихся по столбцам этих образцов и задержки их появления. Бонд расщепления трещин вдоль пучка продольных балок, у всех образцов начали происходить в дрейф отношение 4,0%. Нет сдвига наблюдались трещины в торчали соединение всех образцов во время испытаний из-за толстого слоя бетона на совместном основных ..

Типичные крекинга модели C2 образцов приведены на рис. 8. Все образцы получили тяжелые трещин на боковой поверхности колонны, как показано на рис. 8. Эти трещины начали быстро развиваться в дрейф соотношение 2,0 и 3,0%. Наличие осевой нагрузки сжатия оказали значительное влияние на растрескивание моделей. Меньше трещин наблюдаются на боковой поверхности колонки образца C2C по сравнению с образцами C2A и C2B. Осевой нагрузки сжатия помогла закрыть эти трещины и задержки их появления. Образцы C2A, C2B и C2C были аналогичные модели крекинга. Когда дрейфа отношение 0,67% был превышен, изгиб трещины были обнаружены на луч вниз. Наклонные трещины сдвига на дно пучка, которые были сформированы в дрейф отношение 1,0%, как считалось, расширения таких изгиб трещины. Заметно было, что изгиб трещины на балках распространяются быстро, когда дрейф соотношение увеличилось до 1,0% уровне. Когда дрейфа отношение 1,33% было достигнуто несколько диагональные трещины были обнаружены в общей зоне основного и изгиб трещины на балках были обнаружены распространяться быстрыми темпами.

Ограниченная новые трещины наблюдались на дно пучка, тогда как более трещины образовались в общей зоне основного после дрейфа отношение 1,33% было достигнуто. Значительное количество новых трещин в верхней части, если луч дрейфа коэффициент был увеличен до 2,0% и 3,0% соответственно. Как показано на рис. 8, трещин на боковой поверхности 1600 мм (63 дюймов) длинная колонна агрессивно распространяется в ходе испытания. Эти трещины были начаты в дрейф отношение 0,67% и они развивались быстро, как дрейф соотношение увеличилось до 1,33 и 2,0%. Эти трещины, которые образовались в основном в нижней части колонны, были вызваны закрепленными концами момент пучков, поворачиваться вокруг длинная колонна. Сдвиговых трещин на торцевой столбца, как показано на рис. 8, считалось, что расширение этих трещин, образовавшихся в столбце. На дрейфа отношение 4,0%, дробление бетона при фиксированной конце лучей из-за изгиба наблюдалось ..

Распределение стали деформаций вдоль пучка

Цифры 9 (а) (F) показывают, измеряется напряжение распределения вдоль луча верхней продольной решеткой. Было отмечено, что распределение деформаций по укреплению существенно различаться с увеличением боковой нагрузки. Деградации крепления сопротивление пучка баров прохождения совместных произошло в C1 образцов, дрейф соотношение увеличилось до дрейфа отношение 1 / 150. Таким образом, сжимающего в сжимающие арматуры сократились и изменились к напряженности, как показано на рис. 9 (а) (с). В отличие от образцов C2 отображается по-прежнему хорошая устойчивость крепления характерные до дрейфа отношение 2,0%, как указано на рис. 9 (г) (F). Со ссылкой на эти деформации профиля, уступая в продольных балок, направил в общей зоне ядра, что указывает на ухудшение связи в этих образцах. Первый выход в пучке продольной арматуры большинство образцов было отмечено в дрейф отношение 1,33%. Крупнейших растяжения образца C2A был обнаружен на границе пучка колонки, тогда как для образцов C2B и C2C, было в рамках совместного области.

Во внутренних соединений пучка колонки, чрезвычайно высокие связи напряжений может быть разработан, когда кадр RC поддерживает большое неупругих деформаций из-за сейсмических движений. Луч баров может быть принужден давать напряженности в один столбец лицо подвергается большим сжимающих напряжений на противоположной грани колонны. Кроме того, доходность по проникновения пучка бар с любой лицом интерьера колонке, могут значительно уменьшить эффективную длину крепления панели и увеличение деформаций. Таким образом, предел для отношения бар диаметром в колонке глубины предназначен для обеспечения того, чтобы луч бар не скользят преждевременно в рамках совместной основной в процессе циклического обратном неупругих смещений. В настоящее время в практике Новой Зеландии, 6 она регулируется, что

... (1)

где дБ диаметр пучка баров; почетный столбец глубины; В американской практике, 7 однако, менее строгое регулирование применяется

... (2)

Бонд условие определяется в основном отношением пучка и диаметра колонки бар к колонне и пучка глубинах. Отношение диаметра пучка бар на колонку глубина у всех образцов, дБ / HC = 1 / 22, не удовлетворяет требования определяется NZS 31016, как показано в таблице 2. Следовательно, нет ничего удивительного в том, что произошло ухудшение связи вдоль луча барах дрейфа отношение 4%.

Распределение стали деформаций вдоль колонки

Было отмечено, что штаммы вдоль колонны стальных стержней в С1 образцы были очень малы, это предложение было поддержано небольшой изгиб трещины наблюдаются на колонну в ходе испытания. Когда луч достиг прочность на изгиб, колонна была еще в упругой области, что свидетельствует о сильной колонка слабого пучка ответ. Таким образом, соотношение колонны на прочность на изгиб предел прочности при изгибе пучка были большими.

Как и C1 образцов, измеренные деформации продольной арматуры из образцов C2 никогда не превышала предел упругости. Наличие сжимающей осевой нагрузки столбец имел очевидное влияние на штаммов баров колонки стали. Меньшие деформации растяжения образца C2C, чем образцы C2A и C2B были замечены в ходе испытания. Нет связи наблюдалось значительное ухудшение вдоль колонны баров всех испытанных образцов, так как колонна была еще в пределах своей упругой области.

ОБСУЖДЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ ИСПЫТАНИЯ

Разложение interstory дрейфа

Общий дрейф interstory зарегистрированы в верхней части колонны состояли из нескольких компонентов. Основных компонентов состоит из бокового смещения из-за пучка изгиб, ширина сдвига, а в колонке изгибных деформаций, а также сжато-изогнутого стержня совместных искажения сдвига. Данные, захваченные LVDTs установлены на образцах, были использованы для получения различных источников деформации после процедуры, описанные в Wu.8 В целом, общая рассчитывается боковых смещений, способствующих компоненты были меньше, чем измеряется interstory дрейфа. Бесчисленных бокового смещения в С2 образцы могут быть отнесены главным образом из-за трещины скалывания произошло за пределами пластического шарнира в пучке, которые не измеряются в ходе испытания.

Для C1 образцов, колонка деформации могли способствовать общим водоизмещением, но это было сравнительно незначительным на протяжении всего испытания образцов C1A, C1B и C1C. Вклад в общий дрейф изгиба балок была преобладающей, она способствовала более чем 50% от interstory дрейфа. Это соответствует модели видимой трещины на тест единицы, в которых напряжение изгиба трещины в пучке и вертикальные трещины вдоль луча колонки интерфейсов доминирующей трещины, как показано на рис. 7. Деформации сдвига в пучке была относительно незначительной по сравнению с деформацией изгиба балки. В связи с трехмерной природы образца, преобразователи размещены по диагонали совместной коллегии не могли захватить совместной деформации сдвига. Он объяснил свой вклад в общий дрейф от совместных образцов C1A, C1B и C1C в дрейф отношение 4,0% составляет примерно 1,0%.

Вклад в общий дрейф изгиба балок, балок сдвига столбца изгиба, а также совместные образца C2B на 4% коэффициент дрейфа были 39,0%, 2,5%, 9,2% и 0,0% соответственно. Вклад в общий дрейф изгиба балок был преимущественного она варьировала от 26,6 до 39,0%. В связи с трехмерной природы образца, преобразователи размещены по диагонали совместной коллегии не могли захватить совместной деформации сдвига. Она пояснила, нулевой вклад в общий дрейф от сустава. Образцы C2C показал аналогичные тенденции, образцами C2B, где вклад в общий дрейф изгиба балок, балок сдвига столбца изгиба, а также на совместной 4 коэффициент дрейфа% были 36,1%, 4,0%, 5,0% и 0,0% соответственно. Вклад в общий дрейф пучка изгиба образца C2C был predominant.it колебалась от 23,2 до 36,1%. Для образца C2A, прогибы луча и колонки были основными источниками бокового смещения, оба из которых способствовали в общей сложности более 50% от interstory дрейфа. Наличие осевой нагрузки сжатия очевидно, сводится изгибных деформаций колонны образцов ..

Диссипации энергии потенциала

Полная энергия рассеивается из образцов C2A, C2B и C2C примерно 50,1, 51,2 и 45,1 кНм (443,7, 453,5, 399,5 кип в.), Соответственно, на снос отношение 4,0%. По сравнению с образцами C2A и C2B, диссипация энергии потенциала образцов C2C была менее благоприятной, хотя и диссипации энергии в целом постоянно увеличивается на протяжении всего испытания. Колонке осевой нагрузки уровень существенно не влияют на способность к рассеянию энергии образцов. Кроме того, столбец осевой нагрузки уровне лишь незначительно повлияли на способность к рассеянию энергии образцов C1A, C1B и C1C с колонки пучка ширине примерно 3,56.

Номинальное напряжение сдвига совместных

Для оценки максимальной совместной напряжения сдвига, совместное усилие сдвига была рассчитана

V ^ к югу JH = T C'c C's - V ^ ^ к югу коллег (3)

где C'c и С являются сжимающей силы несут конкретные и верхней балкой арматуры, соответственно, и Т силы натяжения индуцированных верхней балкой баров, как показано на рис. 10,9

Максимальная совместных напряжения сдвига может быть рассчитана как follows9

... (4)

где Нс столбец глубину, и Ъ эффективная ширина шва как они определены в рис. 11,9

Максимальное напряжение сдвига совместных коэффициент а рассчитывается по следующей формуле

... (5)

По NZS 3101,6 интерьера суставов пучка столбец с nonseismic детализации, максимальное совместных напряжение сдвига между 0.11f 'С и С 0.17f, как показано в таблице 3. Это хорошо коррелирует с экспериментальных результатов образцов с колонной к ширине пучка примерно 3,56. Это согласуется с аналогичными результатами испытаний, проведенных Ли и др. al.2, 3 в НТУ, когда образцы, которые балка-колонна ширине около 3, были проверены с нулевой столбец осевой нагрузки. На основании ограниченных данных испытаний, используя меньшее значение NZS диапазоне, с 6 0.11f, дает оценку снизу для максимального напряжения сдвига nonseismically подробную соединения с соотношением колонке до ширины пучка в пределах от 0 до 3,56. Эффекты колонны осевой нагрузки уровне не были значимыми в сравнении образцов C1A, C1B и C1C, а значение достигнутого одинаковым во всех образцах. Известно, что колонна прочность на изгиб, чтобы луч изгиба соотношение сил существенно повлиять на глобальном, так и локального поведения образцов.

Как показано в таблице 3, столбец прочность на изгиб, чтобы луч изгиба соотношение прочности образцов C1A, C1B и C1C были 4,62, 5,23 и 6,36, соответственно, которые удовлетворяют тысячная колонна-слабого пучка критерия. Провал пучка в слабых пучка тысячная колонна комбинация могла бы переопределить эффект колонны осевой нагрузки. Это замечание было поддержано из-за отсутствия основных диагональные трещины сдвига в C1, как луч отказа является основной причиной ..

ВЫВОДЫ

Целью настоящего исследования посвящена оценке RC интерьера пучка всей колонки суставов, которые часто встречаются в рамке структур с подробным nonseismic в Сингапуре, и последствия колонке осевых нагрузок на сейсмических поведение таких соединений. Исследования показали, что соединения достигается дрейфа отношение 2,0% без значительного ухудшения прочности. Низкий достижение жесткость и прочность объясняется за счет скольжения продольных балок, в рамках совместной ядра. Сделан вывод о том, что такое внутренний RC пучка широкий столбец соединения с nonseismic дизайн и детализация, возможно, также обладают присущей пластичности, чтобы адекватно реагировать на неожиданные умеренных землетрясений.

Для подробного nonseismically RC интерьера пучком широких швов столбца, столбец пучка ширине примерно 3,56 при нулевой, ХАГ 0.1f, и ПНП 0.35f обратился с осевой нагрузкой сжатия, максимальная номинальная горизонтальных касательных напряжений в совместных основных составляла примерно 0,11 f'c. Осевая нагрузка сжатия существенно не влияют на жесткость, диссипация энергии потенциала, а максимальная номинальная горизонтальных напряжений сдвига. Провал пучка в слабом луче / сочетание сильного колонке мог перезаписаны влияние осевой нагрузки сжатия. Максимальная номинальная горизонтальных касательных напряжений, хорошо коррелируют с NZS 3101,6 который предложил, что для внутренних соединений пучка столбец с nonseismic детализации, максимальное совместных напряжение сдвига между 0.11f 'С и С 0.17f. Это согласуется с выводами, сделанными Li и др. al.2, 3 На основании ограниченных данных испытаний, тем меньше значение NZS 3101 диапазоне, с 6 0.11f "может быть использован для нижняя граница для максимального напряжения сдвига результаты тестов.

Авторы

Финансовой помощи, предоставленной Строительство

Нотация

^ К югу г = валовой площадь поперечного сечения колонки

Ь к югу J = эффективное ширина шва

Ь к югу W ^ = ширина пучка

DR = история дрейфа отношение

f'c = прочности бетона сжатие

F ^ югу у = текучести укрепление

ч ^ к югу с = колонке глубины

I ^ к югу г = момент инерции без трещин на основе валового конкретные области

V ^ к югу с = столбец поперечной силы

V ^ к югу JH = совместное усилие сдвига

V ^ к югу JH = номинальное напряжение сдвига совместных

Ссылки

1. Ким Дж., Лафаве, JM, "Ключевые параметры влияют на поведение Совместное Shear железобетона (RC) Луч-Column соединения", инженерных сооружений, V. 29, № 12, 2007, с. 2523-2539.

2. Li, B.; Ву, Ю. Н., и Пан, T.-C., "Сейсмическая Поведение Nonseismically Подробная внутренних дел Луч-Wide Колонка Joints.Part I: Экспериментальные результаты и наблюдаемое поведение", ACI Структурные Journal, В. 99, № . 6, ноябрь-декабрь 2002, с. 791-802.

3. Li, B.; Ву, Ю. Н., и Пан, T.-C., "Сейсмическая Поведение Nonseismically Подробная внутренних дел Луч-Wide II Joints.Part Рубрика: Сравнение теоретической и аналитических исследований", ACI Структурные Journal, В. 100, № . 1, январь-февраль 2003, с. 56-65.

4. Hakuto, S.; Парк, R.; и Танака, H., "сейсмические нагрузки тест на интерьера и экстерьера Луч-Column Суставы не соответствующими стандартам Укрепление Подробности", ACI Структурные Journal, В. 97, № 1, январь-февраль . 2000, с. 11-24.

5. BS 8110, "Структурные использования бетона, часть 1. Кодекс практики по проектированию и строительству" Британский стандарт 1997.

6. NZS 3101, "Стандартный железобетонных конструкций (1998): Часть 1.The Дизайн железобетонных конструкций", 1998.

7. Совместное ACI-ASCE Комитет 352 ", рекомендации по проектированию пучка-Column соединений в монолитных железобетонных конструкций (ACI 352R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 37 с.

8. Ву, М., "Экспериментальное и аналитическое исследование железобетонных внутренних дел Луч-Wide Колонка Разъемы сейсмические характеристики", диссертации, Nanyang Technological University, Сингапур, 2001.

9. Paulay, T., и Пристли, MJN, сейсмическая Дизайн железобетонных зданий Кирпичный, Джон Уилли

Входящие в состав МСА Бинг Li является адъюнкт-профессором на факультете гражданской и экологической инженерии в Nanyang Technological University, Сингапур. Он получил докторскую степень в Университете Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия. Его исследовательские интересы включают железобетонных и сборных железобетонных конструкций, в частности, дизайн землетрясения и доменного устойчивых структур.

Цзо-Чиен Пан профессор, декан инженерного колледжа в Nanyang технологический университет. Он получил докторскую степень в Университете Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния. Его исследовательские интересы включают оценку ущерба, причиненного зданиям подвергаются динамической нагрузки и вибрации изоляция для зданий и оборудования.

Као Нгок Тхань Чан является кандидат кандидата в училище гражданской и экологической инженерии в Nanyang технологический университет, где он получил BEng. Его исследовательские интересы включают железобетонных конструкций, в частности, проектирование сейсмостойких сооружений.