Сейсмические характеристики сборного предварительно напряженного железобетона несвязанных столбцов
Shake тестирования таблицы и аналитические исследования проводились с целью исследования сейсмических выполнения несвязанных предварительно напряженных пустотелых бетонных колонн построен с сборных сегментов. Прототип колонке была разработана на базе нынешнего моста спецификаций AASHTO. Одна четвертая модель в натуральную величину столбца была построена матч литья. Shake таблице тестирование, которое состояло из 15 работает на основе 1995 Хиого Намбу (Кобе) землетрясений не проводилось. Образца выполняется очень хорошо практически не остаточного смещения и лишь ограниченные конкретные откола на базе. Параметрическое исследование было проведено с использованием нелинейных двумерных анализ методом конечных элементов пустяковое дело. Уравнение для оценки деформации в напрягаемой нитей предложено не было. Упрощенный метод расчета нагрузки перемещения отношения показали хорошую корреляцию с результатами анализа пустяковое дело. Несвязанных столбцов предварительного напряжения могут быть предназначены для обеспечения отличной возможности дрейфа с ограниченными постоянных перемещений.
Ключевые слова: колонка (ов); сборных; из предварительно напряженного железобетона; сейсмические характеристики, тестирование сейсмостенде; несвязанных.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Применение сборных сегментарных Строительство железобетонных мостов увеличилось из-за своей эффективности и высокого качества. Сборные сегментарных строительства может привести к сокращению сроков строительства, а также ускоренного строительства с сборных элементов, что особенно полезно в городских условиях, где длительные периоды регулирования движения не могут быть разрешены. Кроме того, железобетонных мостов высокого качества требуется меньше обслуживания и, следовательно, жизненного цикла, стоимость сборного сегментарных мосты будут ниже, чем у обычных железобетонных мостов. Чтобы подать заявку сборной сегментарных строительстве моста колонны, практический метод для разработки системы не требуется. Основная цель данного исследования заключалась в изучении сейсмических выполнения несвязанных предварительно напряженных пустотелых бетонных колонн мост построен в сборных сегментов с целями малых остаточных смещений и легкий ремонт после большого землетрясения.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Текущего AASHTO specifications1-3 содержатся ограниченные ориентиры для системы сборных колонке, особенно в высоких сейсмических зонах. Ограниченные исследования в отношении сейсмические характеристики несвязанных предварительно напряженных железобетонных колонн моста available.4-7 Для использования несвязанных предварительно напряженного сборно системы колонке в зонах высокой сейсмичности, практический метод проектирования должны быть разработаны. Оценка деформации изменения в напрягаемой нитей затруднено из-за деформации совместимости колонке раздел больше не действует. Это важно для продвижения конкретной практикой дизайн моста понять поведение этой системы при сейсмических нагрузок.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Образцы дизайна
Дизайн образца на основе полномасштабного прототипа. Прототип колонке была разработана на базе нынешнего моста спецификаций AASHTO.1-3 сечение колонны в Standards8 AASHTO-PCI-Асби был использован для основных аспектов прототип структуры сечения, а также сжатие прочность бетона был 35 МПа (5 KSI). Осевое усилие в связи с надстройкой вес считается 0.05fc?? Ag, где Ь?? является пределом прочности при сжатии бетона, а также Ag является валовой сечения колонны.
Коэффициент масштабирования образец 1 / 4, которая была необходима, чтобы соответствовать способность образца с испытательного оборудования. Спереди и сбоку образца приведены на рис. 1 (а), а в столбце сечения с усилением показан на рис. 1 (б). Нет обычных укрепления суставов пересекает колонну. Пропорции 4 было принято в слабых и тестирования направлении расследования изгибных характеристик колонны. Равнина недеформированном стальной проволоки диаметром 4,04 мм (0,159 дюйма), W2, как описано в МСА 318 Кодекса, 9 был использован вместо обычных арматурной. Деформации для каждого 15,2 мм (0,6 дюйма) напрягаемой прядь 5600, что соответствует 1100 МПа (160 KSI), или 60% от предела прочности нитей, который дал деформации сжатия от 250 соответствует 7,0 МПа (1,0 KSI), или 20% от прочности на сжатие для бетона.
Образцы строительства
Образец был построен матч литья. Максимальный размер бетона 9,5 мм (3 / 8 дюйма) и прочности при сжатии бетона при тестировании в день в течение первого сегмента 38,3 МПа (5,55 KSI). Shear ключи были сделаны в рамках этого сегмента к сегменту совместных чтобы предотвратить соскальзывание. Два тензодатчиков были установлены на напрягаемой нитей в одном месте и в среднем для получения деформации в ходе испытания. Тензорезисторов на нити были расположены в сегменте до сегмента суставов. Основе, сегментов и головы были соединены с эпоксидной adhesive10 для сегментарной мостов. Сразу же после сборки образца, преднапрягающей силы был применен. Давлений и напрягаемой тензодатчиков наблюдали во время предварительного напряжения с помощью избыточного давления и датчиков деформации, соответственно. До предварительного напряжения, натяжение нити испытание было проведено с целью проверки потери, связанные с креслами и измерения давления упирается в силу. Та же система сбора данных была использована для тестирования стол трясти.
Испытательная установка
Схема испытания приведена на рис. 2 и 3. Это тест-системы была разработана в Университете штата Невада-Рено для моделирования структур землетрясения motions.11 вес надстройки применяется центра отверстия гнезда и два резьбовых шпилек стали, а осевая / вертикальная сила, а сила инерции применяется через жесткие ссылки, который подключается к массовой установки. Масса установки занимает 36300 кг (80 KIPS) бетона массы блока и 9080 кг (20 KIPS) от эффективного вращательного массовой информации. Масса буровой установки является удержал структуры в направлении тестирования, который получает его стабильности от образца и фиксированной структуры вне направлении плоскости. Как видно из таблицы встряхнуть и образец движутся вместе, масса установки создает силу инерции, которая включает P-эффект. Динамометр был сделан для измерения силы инерции в ссылке на массового установки. Потенциометры были организованы для измерения абсолютного смещения испытываемого образца на уровне ссылку системы и трясти стол.
Порядок проведения испытаний
Тестирование сейсмостенде был проведен с движением Кобе землетрясения зарегистрированы в Кобе океана метеорологической обсерватории. Тестирование сейсмостенде состоял из 15 трасс, где амплитуда ускорения при движении Кобе был увеличен до отказа. Ускорений пик стол колебался от 0,05 г до 1.27g (в таблице 1), в то время как оригинальный ускорения грунта пик движение Кобе 0.82g.
Наблюдаемое поведение
Таблица 1 приведены результаты измерений пик перегрузок таблицы, максимального смещения, при максимальной силы смещения, остаточные смещения, и отметил, поведение на каждом запуске. Никаких совместных открытия наблюдалось с 1 по Ран Ран 4. В 5-Ран, совместное открытие в нижней части колонки не наблюдалось. После совместного открытия, вел себя как образец качания системы, и большинство из столбца перемещение было вызвано вращением на базе. Первый местных скалывания покрытия конкретных было подтверждено после пробега 11 на южной стороне сегмента 1, тогда как местные скалывания покрытия бетона на северной стороне произошло во время выполнения 12. Скалывания покрытия конкретных была разработана после 13-Ран. Во время бега 14, крышка конкретных на южной стороне полностью spalled из нижней части колонны и поперечной арматуры была разоблачена. Кроме того, крепежной пластиной преднапрягающей нити в центре северной стороне, Strand № 1, выскочил во время выполнения 14 и напрягаемой силу Strand № 1 уже не в силу после выкатились.
Нити номера приведены на рис. 1 (б). Потому что это поведение не было, когда нити были в напряжении, можно сделать вывод о том, что скольжение на клинья в крепежной пластиной произошло во время выполнения 14 и крепежной пластиной выскочил в результате проскальзывание ..
Еще два крепления пластин на северной стороне, пряди № 9 и № 11, выскочил во время выполнения 15 подобно Strand № 1. На рисунке 4 показано крепление пластин после тестирования. После 15-Ран, повреждения основного бетона наблюдается в углах участка. Тест был остановлен после 15-Ран, потому что образец стал нестабильно после выкатились три крепления (пряди № 1, 9 и 11). Нет вне плоскости деформации и кручения наблюдались на протяжении всех трасс, хотя образец не был сдержан исключением того, что система массового буровой установки является фиксированной структуры вне направлении плоскости. Сегмента к сегменту совместных и не колеблются, поскольку сдвига ключи были сделаны в суставах и соединенные с эпоксидным клеем.
Никаких значительных остаточных перемещений наблюдалась на протяжении всех трасс и каждого цикла тряску, которая подразумевает сокращение диссипации энергии по сравнению с обычными железобетонная колонна. Хорошие возможности дрейфа была подтверждена, однако, поскольку никакой концентрации напряжений в нити происходит на базе раздела с помощью unbonding сухожилий. Менее диссипации энергии вызывает больше перемещения, следовательно, применение этой системы должна быть оценена в случае больших перемещений является неприемлемым.
Силы и перемещения истории
"Сила-смещение гистерезисных кривых 5 трасс, 13, 14 и 15 показаны на рис. 5, а также накопленный кривой forcedisplacement гистерезис для всех опытах показано на рис. 6. Бокового смещения была рассчитана путем вычитания абсолютного перемещения стола от абсолютного перемещения колонны. Отрицательный знак указывает на движение в южном направлении. Одновременное открытие может быть подтверждено Ран 5 по изменению жесткости. На 13-Ран, изменение жесткости можно наблюдать примерно 25 мм (1,0 дюйма) смещения, которое было вызвано скалывания покрытия бетоном. Остаточных смещение 3,0 мм (0,12 дюйма) после пробега 15 и малых по всей работает, как ожидалось.
Измеренные штаммов для предварительного натяжения нити
Деформация-перемещение "для Пряди № 1, 2, 4 и 9 на рис. 7. Нет данных были доступны для Strand № 1 во время выполнения 15. Результаты анализов, которые будут описаны в разделе аналитическое исследование, также были построены. Резкого снижения напряженности в Strand № 1 в течение 14-Ран можно наблюдать в связи с перемещением -61 мм (-2,4 дюйма). Во время бега 15, резкого сокращения штамм может быть подтверждено в пряди № 2 и № 9. Среднее напряжение, когда произошло скольжение было 10550. Из этих результатов, было принято, что произошло скольжение на штамм 10500. Деформация скольжения должна быть проверена в дальнейших исследований динамических испытаний, загрузки, поскольку оно может быть сбоев структуры и один экземпляр является недостаточным для оценки этого вопроса. Средняя постоянных деформаций нитей № 1, 2 и 9 было примерно 2300. Strand № 4, который был в центре тяжести разделе, не signif-ных сексуальных поведений деформации снижение после тестирования. Таким образом, предварительное напряжение нитей в Сети способствовали снижению остаточных перемещений в конце теста ..
Аналитическое исследование
Аналитическое исследование было проведено с целью расширить рамки этого исследования. Влияние пропорции, Начальное предварительное колонке крест глубинный разрез и осевой силы должны быть охвачены в аналитическом исследовании. Нелинейных пустяковое аналитическую модель, с помощью конечного элемента программы, был откалиброван с результатами теста, а также аналитические модели показали хорошую корреляцию с результатами испытаний. Таким образом, был сделан вывод о том, что пустяковое анализа было достаточно, чтобы провести исследование параметрического для имитации колонн с разными условиями. Основными целями параметрического исследования было установить уравнения для оценки деформации в напрягаемой пряди и упрощенный способ определения момента дрейфа отношений.
Моделирование обзор
Образец был проанализирован как двумерной модели с толщиной в вне направлении плоскости. Eightnode элемент плоского напряженного и фермы элементов применялись для бетона и предварительного напряжения нити, соответственно. Три узла элемента интерфейса между двумя линиями был применен ко всем элементам интерфейса. Selfweight бетона, вес надстройки, преднапрягающей силы были применены к аналитической модели начального состояния. Вес надстройки было наносить с помощью узловых силу с интенсивностью 445 кН (100 KIPS) в верхней части головы. Начальное напряжение в нити для пустяковое анализ 1100 МПа (160 KSI). Для граничных условий, фиксированные ограничения был использован для всех узлов в нижней части фундамента.
Материал нелинейности был рассмотрен как в конкретных и предварительного натяжения нитей. В качестве метода для представления материала нелинейности, учредительных модели, основанной на полной деформации с фиксированными трещины concept12 был выбран. Модель трещины и модель смягчения напряженности не важно для данного исследования, поскольку большинство внутренне перемещенных лиц не было вызвано изгибной деформации столбца, а из-за вращения Одновременное открытие на основе физического результата теста. Поперечной арматуры не моделируется, поскольку разрушение при сдвиге не было проблемой в этом исследовании, эффект удерживающего напряжения, обусловленные поперечной арматуры, однако, был рассмотрен в ограничиваться конкретной модели материала.
Представлять отсутствие связи между конкретным и предварительного напряжения нитей, элемента интерфейса была применена к интерфейсу. Чтобы соответствовать деформации преднапрягающей нитей с колонны вдоль канала, фермы элементов нити были подключены к колонке элементов на всех узлов, элементов интерфейса. Интерфейс элемента был использован для суставу между подходом и нижнего сегмента, где крупные совместные открытия ожидалось. Для других соединений, элемент интерфейса не была применена, поскольку никакого совместного открытие было подтверждено путем тестирования или ожидается. Смешение аналитические модели показан на рис. 8. Подробные описания объектов для моделирования можно найти в номер 13.
Материал учредительных моделей
Фактор силы сокращения прочность на сжатие бетона 0,85 было принято для всех свойств бетона принимать во внимание различие между максимальным напряжением в столбце и конкретные цилиндра образца. Неограниченном конкретные был смоделирован на основе Hognestad model14 для скалывания покрытия бетоном. Неограниченном конкретные модели, показанной на рис. 9 состоит из восходящей кривой параболического до максимальной прочности при сжатии бетона и нисходящей прямой линии. Количество стресса унижающие считалось 15% от сжимающей strength.15 максимальное сжатие штамм был определен как 0,004 и напряжение равно нулю после деформации превысил максимальное напряжение. Только конкретные собственности на рис. 9 был смоделирован с Мандер в model16 учитывать влияние удерживающего напряжения, обусловленные поперечной арматуры и сжатие размягчения. Как напряженности модель для замкнутых и неограниченных бетонов, хрупкие модели недостаточности, которая подразумевает конкретные растягивающие напряжения в нуль сразу после деформации при трещин, был применен.
Напряженно-деформированного отношения определены в сейсмических Дизайн критериев Caltrans17 был использован для предварительного натяжения нити модели. Идеализированной нелинейной модели может быть выражена формулой. (1) и (2). Рассмотреть проскальзывания преднапрягающей нитей, максимального напряжения был установлен на уровне 10500 на основе результатов испытаний. Postpeak склоне размягчения после 10500 был максимальный уклон, с которым анализ сходится. Склону было решено, что energybased критерий сходимости был доволен терпимости и конкретные распределения напряжений соответствует предыдущем шаге. Без ограничений, аналитические модели показали более пластичности без боковых сил капли
... (1)
... (2)
где кадров является напряжение в напрягаемой нитей, и пс это напряжение в напрягаемой прядей.
Интерфейс элемента
Жесткость элемента интерфейса между конкретным и предварительного напряжения нитей необходимо в двух направлениях: 1) вдоль напрягаемой нити и 2) перпендикулярно предварительного натяжения нитей. Жесткость в направлении вдоль нитей была принята равной нулю основана на предположении, что трение на границе можно пренебречь. С другой стороны, жесткость в перпендикулярном направлении считалось бесконечности.
Интерфейс жесткости между подходом и нижнего сегмента необходимо представлять совместные открытия. Сдвиговой жесткости считалось бесконечности, поскольку совместное скольжение не происходит во время теста. Предел прочности на разрыв не уделялось должного внимания, что подразумевает не жесткость в отношении напряженности. Сжимающие жесткость может быть рассчитана путем деления модуля упругости бетона толщиной элемента интерфейса. Для элемента интерфейса, 27800 МПа (4030 КСИ) был использован в качестве модуля упругости. По мере уменьшения толщины элементов интерфейса подходы нулю, жесткость теоретически обращается в бесконечность. При этом условии, покрытие конкретных откола произошло на небольшое смещение по сравнению с результатов тестирования из-за концентрации напряжений в экстремальных волокна сжатия секции колонны. Чтобы решить эту проблему, уравнение. (3) применяется для расчета эффективного сжатия жесткости. Окамура и Maekawa18 проведены параметрические исследования с использованием трехмерных и двумерных аналитических моделей и получены уравнения.
(3) и уравнения. (4) путем сравнения вертикального перемещения на совместной с трехмерной анализ с тем, от двумерного анализа ..
Толщина первоначально была получена 880 мм (34,6 дюйма), что дало жесткость 31,6 N/mm3 (116 kips/in.3). После анализа была завершена, было установлено, что уравнения в номер 18 были напечатаны неправильно. Исправления уравнений уравнения. (3) и (4) показано в настоящем документе. Модифицированных уравнений при условии толщиной 73,3 мм (2,89 дюйма), соответствующая 380 N/mm3 (1400 kips/in.3). При этом условии, покрытие конкретных spalled на небольшое смещение 8,4 мм (0,33 дюйма). В ходе испытаний, отслаивание произошло во время выполнения 11, где максимальное смещение 23,9 мм (0,94 дюйма). Сравнения показано в следующем разделе.
... (3)
... (4)
где он является эффективная толщина элемента интерфейса; ч толщина основы = 724 мм (28,5 дюйма) для образца; Я0 =; Т1 размер столбцов в перпендикулярном направлении к направлению нагружения, 1016 мм (40 дюйма) для образца; Т2 размерности основе в перпендикулярном направлении к направлению нагружения, 1524 мм (60 дюйма) для образца, а Т0 = T1 2H.
Результат анализа
Пустяковое анализ был проведен методом контроля перемещения. Нагрузка-смещение с конвертом результатов испытаний показана на рис. 10 (а). Результаты испытаний были построены на основе относительного смещения получается путем вычитания абсолютное смещение таблицы из колонки перемещения на уровне системы и связь силы измеряется динамометр. Использование любой толщины показали хорошую корреляцию с результатами испытаний, кроме того, что начальная жесткость по формуле. (3) больше и перемещения на обложке конкретные откола мала вследствие различной исходной жесткости. Кроме того, в силу уменьшаться из-за откола не могут быть подтверждены с аналитической модели с формулой. (3). После покрытия конкретных spalled, что подобное поведение можно наблюдать, если сосредоточиться на жесткость. Потому что общее поведение в обеих моделях был похож, особенно при больших перемещениях, оригинальная модель держали параметрического исследования.
Сравнивая результат анализа исходной модели результатам испытаний в основном (отрицательном) направлении, небольшое различие в смещении -25 мм (-1,0 дюйма) можно наблюдать. Это потому, что покрытие бетона в модели полностью spalled на эффективное удаление элемента, а постепенно spalled в тесте. На перемещение -51 мм (-2,0 дюйма), где напрягаемой нитей дали в анализе (8600), сила модели соответствуют с теста хорошо. В ходе испытаний, средняя нагрузка преднапрягающей нитей напряженности полкой 8300 на перемещение 51 мм (2,0 дюйма).
Хотя проскальзывание Strand № 1 произошло в связи с перемещением -61 мм (-2,4 дюйма) в ходе испытания, жесткости в обоих моделей и испытаний был тот же, пока смещение -89 мм (-3,5 дюйма) , где напряжение в напрягаемой нитей 10500 достигнуто в процессе анализа. В положительном направлении, то точка скольжения при анализе был похож на том месте, где произошло первое проскальзывание в ходе испытания. Жесткость только после проскальзывания на анализ более плоские, чем теста, потому что напряжение в нити не было смоделировать резко измениться.
Критическая точка должна быть определена для параметрического исследования. Он был консервативным, чтобы определить, как неспособность момент, когда напряжение в напрягаемой нитей достигнуто 10500, так как образец показал еще пластичности. Это определение критическая точка будет применяться для параметрического исследования. Обратите внимание, что 10500 основан на один физический тест. Таким образом, величина носит противоречивый характер и должна быть проверена в дальнейших исследованиях.
Параметрических ИССЛЕДОВАНИЕ
Аналитическая модель и параметры
Параметрическое исследование было проведено с нелинейного анализа пустяковое дело. Коэффициент масштабирования аналитические модели 1 / 4, который идентичен образца. Таблица 2 показывает анализ дел. Начальное напряжение в напрягаемой нитей была выбрана на 20, 40 и 60% от предела прочности (1860 МПа [270 KSI]), что соответствует 7, 13 и 20% футбольного клуба?? Ag, соответственно. Высоты колонны 1,83, 3,66, 5,49 и 9,14 м (6,0, 12,0, 18,0 и 30,0 м), что соответствует пропорции 4, 8, 12 и 20, соответственно. Глубины секций 0,46 и 0,91 м (1,5 и 3,0 м), где толщина фланца не изменилось, но глубина в Сети увеличилось. Осевое усилие в связи с надстройкой вес был установлен на уровне 445, 890 и 1334 кН (100, 200 и 300 KIPS), что соответствует 5, 10 и 15% футбольного клуба?? Ag, соответственно.
Результаты анализов
Момент-дрейф отношений с Случаи 1 до 3 приведены на рис. 10 (б) сравнить влияние начальных предварительного напряжения. Моменты совместного открытия и охватывают конкретные откола пострадали от начальных напряжений в напрягаемой прядей. Урожайность и неудачи моменты были почти одинаковы для всех случаев, где урожайность и неудачи были определены в качестве первого течения и скольжения преднапрягающей нити, соответственно. Жесткость до совместного открытия и после покрытия конкретных откола был идентичен для всех случаев и максимальный дрейф увеличился Начальное предварительное уменьшилось. Из этого результата, можно было бы контролировать дрейфа потенциала для реальных структур. На практике, дизайнеры могут изменять производительность колонны, выбрав начальное напряжение в напрягаемой прядей. Эти наблюдения были замечены во всех пропорций.
Рис 10 (с) по сравнению делам 1, 16 и 17, чтобы определить влияние осевой силы. Момент мощность возросла осевое усилие увеличилось. В примере 17, крышка конкретные отслаивание и совместные открытия происходили почти тот же момент, когда осевое усилие на 15% в разделе потенциала. Такое поведение следует избегать по фактической структуры отложить конкретные дробления, даже если данный момент мощность увеличивается с рассмотрением дизайн для государственной службы предела. Такое поведение связано с начальной сжимающие напряжения в бетоне. Сжимающие напряжения в бетоне из-за первоначального напрягаемой силу 0.6fpu было 6,9 МПа (1,0 КСИ), что соответствует 20% от сжимающей силы Ь??. Сжимающих напряжений в связи с тяжестью осевой силы 5 и 15% футбольного клуба?? Дело в 1 "и" Кейс 17, соответственно. Таким образом, 35% ФК "?? это общее напряжение сжатия перед загрузкой в случае 17, а 25% ФК "?? был стресс для случая 1. На основании результатов, предлагается для дизайна, что первоначальный осевое усилие в том числе преднапрягающей силы и применяются мертвой нагрузки не должна превышать 25% от ФК потенциала раздел?? Ag отложить конкретные откола ..
Предварительное напряжение нитей поведение
Рисунок 11 (а) показывает напряжение дрейфа отношения дел с 1 по 3 для предварительного натяжения нитей напряженности фланец с различными начальными предварительные напряжения. Деформации дрейфа отношения можно рассматривать как линейные, хотя и незначительные изменения градиента наблюдается в точках, где совместные открыл. Склонах были одинаковыми для всех трех случаях. Большинство колонке смещение произошло за счет ротации совместного открытия на базе колонки, поэтому удлинения напрягаемой нитей была линейной в дрейф. Рисунок 11 (б) показывает сравнение делам 1, 4, 7, 10 и 13 для предварительного натяжения нитей напряженности фланец с тем же начальным предварительного напряжения. Отношения можно рассматривать как линейное для всех случаев. По мере увеличения пропорции, наклон уменьшается. Кроме того, оно может быть установлено, что большую часть глубины дает меньший наклон, и менее дрейфа потенциала на основе сопоставления между случаями, 1 и 13.
Если предположить, что наклон отношения деформации дрейфа вполне линейных уравнение. (5) была разработана ссылкой на формулу. (9-18) 2 для оценки напряжений в напрягаемой нитей на конечной условие из стандартной Specifications.2, 19 В формуле. (5), C является постоянной и срок C (ди - тс) / LP является наклон линейной зависимости на рис. 11 (а). Параметров в уравнении. (5), изображенная на рис. 12.
... (5)
пс, где это напряжение в нити, микродеформации (); ре является эффективное напряжение в нити после потери или деформации перед погрузкой микродеформации (); ди глубина каждой пряди; тс-толщина фланца, при сжатии; LP это длина нити, С-коэффициент представляет линейную зависимость = 1050000; и х = дрейфа отношение перемещения / высота колонны.
Значение С был рассчитан с использованием склонах по делам о преступлениях от 1 до 15, где склон был получен путем деления разности начальной деформации и максимального напряжения по максимальному дрейфа. Результат расчета показан в таблице 3. Средние значения C были 1036000, 1073000 и 827000 для предварительного натяжения нитей напряженности фланец, в Сети, и сжатие фланец, соответственно. Значение С, почти постоянно напрягаемой нитей напряженности фланца и в Сети, в то время как значение для предварительного напряжения нитей при сжатии фланец колебалась от 58 до 209% от среднего уровня. Причина изменения в том, что склон был слишком мал, чтобы пренебречь градиентом изменения на совместном открытии. Поскольку среднее значение для предварительного натяжения нитей при сжатии фланец близка к другой средние значения и будет иметь меньшее влияние на данный момент мощность, в среднем предварительного натяжения нитей напряженности фланца и в веб-1 ,050,000-был взят Значение C для всех случаев ..
Чтобы проверить справедливость соотношения. (5), результаты анализов были пустяковое дело по сравнению с результатами по формуле. (5). Сравнение для случая 1 на рис. 13, где предел деформации в формуле. (5) не применяется для того, чтобы сравнить результаты до максимального дрейфа от анализов. Уравнение (5) показали хорошую корреляцию с аналитическим результатом, который может быть применен для всех остальных случаях. В тех случаях, исследовали, можно сделать вывод, что уравнение. (5) имеет достаточную точность в плане оценки напряжений в напрягаемой прядей.
В уравнении. (5), тс-толщина фланца при сжатии, которая представляет собой упрощенный способ определения глубины нейтральной оси. Для твердых прямоугольного сечения, тс будут заменены нейтральными глубине оси предполагая напрягаемой нить имеет yielded.2 Для круглого или шестигранного сечения, прямоугольного сечения с эквивалентной площади могут быть использованы. Однако, справедливости формулы. (5) для разделов, кроме прямоугольных пустотелого профиля, необходимо подтвердить в дальнейших исследованиях, если это желательно применять формулу. (5) на колонны с разных разделов. Длина нитей, LP, может быть половину фактической длины для столбца в изгиб.
Упрощенный метод расчета момент дрейфа отношения
Преимущество использования формулы. (5) является то, что напряжение в напрягаемой нити легко найти на различных сугробы, которая включает в себя влияние вращения на базе. Таким образом, можно оценить момент дрейфа отношения без предварительного анализа.
Потому что напрягаемой силы и осевое усилие, как известно, сжимающей силы, действующей на бетон может быть найден из равновесия сил. Только неизвестны значение, чтобы вычислить моменты различных дрейфует является результирующей расположение сжимающей силы. Идеализированной концепции взаимосвязи между местом результативным и дрейфа с билинейной модели показан на рис. 14 (а), где результирующая расположение определяется как расстояние от центра тяжести сечения. Склона изменения должны происходить при совместном открытии, однако, было пренебречь в билинейной модели на предположении, что сказывается на отношениях момент дрейфа будут невелики.
На рис. 14 (а), точки C (первая приносит нитей) и D (отказ) может быть найдена по формуле. (5). Дрейфует на урожайность и неудачи могут быть рассчитаны путем подстановки значений деформаций преднапрягающей нитей, пс, в уравнение. (5). В упрощенного метода, деформации при уступая было 8600 с сейсмической Дизайн Criteria17 и деформации при неудача 10500 от результата теста. Обратите внимание, что 10500 базируется на 1860 МПа (270 КСИ) пряди и один эксперимент. Для определения деформации при разрушении для практики, проведение дальнейших исследований не требуется. Для расчета доходности или провал момента, расположение результирующего считалась в центре сжатия фланца по той причине, что сжатие распределения напряжений находится в пределах пояса для всех результатов анализов пустяковое дело. Пойнт (совместное открытие) на рис. 14 (а) необходимы, чтобы определить начальный наклон. Момент и дрейфа на совместном открытии могут быть получены путем подсчета тех, когда напряжение в крайней волокна напряжение равно нулю, пренебрегая прочности на эпоксидный клей.
Методика расчета по упрощенной методике приводится в следующих шагов:
Шаг 1: Вычислить момент и дрейфа на совместном открытии в том числе сдвиговые перемещения.
Шаг 2: Определить отношения между результирующей расположение сжимающей силы и дрейфа (рис. 14 (а)), в предположении, что отношения билинейно и максимальное значение результирующего месте расстояние от центра тяжести раздел в центр сжатия фланца.
Шаг 3: Определите моменты в точках B на рис. 14 (а), урожайность и неудачи. Предварительного напряжения сил может быть вычислена по формуле. (5) с формулой. (1) и (2). Сжимающей силы могут быть рассчитаны с помощью равновесия сил, а затем моменты могут быть определены.
Сравнение результатов от этого упрощенного способа, чтобы результаты анализа пустяковое дело по делам о преступлениях с 1 по 3 на рис. 14 (б). Упрощенный метод имеет хорошую корреляцию с аналитическими результатами. Предположение о том, что результирующая расположение сжимающая сила была центром фланец дал стабильные результаты во всех случаях, а также соотношения моментов выхода и указывает на неспособность тех пустяковое анализов от 0,89 до 0,99. Кроме того, можно сделать вывод, что полученный результат с упрощенной метод близок к тесту результат, потому что пустяковое анализ показал хорошую корреляцию с результатом испытания. Таким образом, предположение может быть приемлемым для конструкторских целей.
Дальнейших исследований
Необходимо проверить напрягаемой нитей с динамической нагрузки и уточнить деформация скольжения. Желательно проверить несколько образцов в поддержку справедливости формулы. (5) и упрощенный метод, предложенный в настоящей работе. Для сегментарной строительства, пустотелого профиля является хорошим решением для снижения веса сегмента, однако, расследование обоснованности предложенного уравнения на разделы, кроме полые прямоугольного сечения будет иметь важное значение для улучшения положения конкретных практика. Применение предлагаемого метода для моделирования производительности на другие исследования, касающиеся несвязанных после натянутый структуры является одним из методов. Кроме того, методология для доступа сухожилиях, должны быть разработаны реальные мосты вместо сухожилий.
ВЫВОДЫ
Следующие выводы на основе экспериментальных наблюдений и результатов анализа. Выводы на основе экспериментальных наблюдений заключаются в следующем:
1. Образца показали хорошие пластичности с существенно не остаточного смещения и лишь ограниченное откола на базе. Ущерб конкретным могут быть легко восстановлены.
2. Скольжение нитей напрягаемой произошло на штамм 10500. В результате проскальзывание, крепления пластин выскочил.
3. Напрягаемой нити в центре тяжести секции работали хорошо, даже после проверки и способствовали снижению остаточных перемещений в конце испытания. В ходе испытаний проведено 17% от напрягаемой силы в центре тяжести сечения.
4. Сегмента к сегменту суставов, помимо базы колонны оставались закрытыми. Совместное открытие и конкретные откола произошло у подножия колонны.
Выводы на основе результатов анализа заключаются в следующем:
1. Калибровка модели для анализа было пустяковое хорошую корреляцию с тестом.
2. Несвязанных предварительно напряженных железобетонных колонн с разными условиями были оценены параметрического исследования и показали хороший потенциал дрейфа во всех случаях.
3. Этот факт и приносит моменты не были затронуты Начальное предварительное и пропорции. На практике, дизайнеры могут контролировать производительность колонны путем изменения начального напряжения в напрягаемой прядей.
4. Уравнение для оценки деформации в напрягаемой нитей с точки зрения дрейфа предложено не было. Уравнения показали хорошую корреляцию с аналитическим результатом.
5. Упрощенный метод расчета момент дрейфа отношений предложено не было. Момент дрейфа было установлено связи с достаточной точностью для целей проектирования с помощью упрощенного метода.
Авторы
Исследования в данной работе был профинансирован за счет субсидии PC мост Лтд в Токио, Япония. Финансовую поддержку PC мост Лтд является благодарностью. Dywidag-Systems International, США (DSI) является благодарностью за пожертвование от напрягаемой прядей. Генеральный Technologies, Inc (ГТИ), признается за пожертвование крепления системы предварительного натяжения нитей и технической поддержки. Sika Corporation, США признали за техническую помощь и пожертвования эпоксидный клей используется в связи сборных сегментов.
Ссылки
1. AASHTO "Руководство Спецификация для проектирования и строительства Сегментные железобетонных мостов", Американской ассоциации по шоссе государства и перевозки должностных лиц, Вашингтон, DC, 1999.
2. AASHTO, "Стандартные спецификации для автодорожных мостов", семнадцатый выпуск, Американской ассоциации государственного дорожного хозяйства и транспорта должностных лиц, Вашингтон, DC, 2002.
3. AASHTO ", LRFD мост проектной документации", второе издание, Американская ассоциация государственного дорожного хозяйства и транспорта должностных лиц, Вашингтон, DC, 1998.
4. Хьюс, J., и Пристли, MJN, "Сейсмическая Дизайн и исполнение сборного железобетона Сегментные колонны моста," SSRP-2001/25, Университет Калифорнии, Сан Диего, Калифорния, 2001.
5. Кван, WP, и Биллингтон, SL, "несвязанная после напряженной бетона Пирс моста. I: Монотонные и циклические анализ" Журнал мостов, ASCE, V. 8, № 2, март-апрель 2003, с. 92-101.
6. Кван, WP, и Биллингтон, SL, "несвязанная после напряженной бетона Пирс моста. II: анализ сейсмической активности," Журнал мостов, ASCE, V. 8, № 2, март-апрель 2003, с. 102-111.
7. Махин, S.; Сакаи, J.; и Чон, H., "Использование частично предварительно напряженных железобетонных колонн для уменьшения последствий землетрясения Остаточные смещения мостов," Пятая Национальная конференция по сейсмической мостов и дорог, 2006.
8. AASHTO-PCI-Асби ", Сегментные балки Стандартный Box для Span-на-Span и сбалансированное Консольные строительства" Edition II, ноябрь 2002.
9. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 443 с.
10. Sika Corporation, "Sikadur 31, SBA Низкая-Set, продукт Data Sheet", пятое издание, 2003.
11. Лапласа, P.; Сандерс, D.; Саиди, M.; Дуглас Б., и Эль-Azazy, S., "Производительность бетонных моста Колонны под Shake Таблица возбуждения", ACI Структурные Journal, В. 102, № 3, май-июнь 2005, с. 438-444.
12. ТНО Строительство и исследования "ДИАНА выпуска Руководство Пользователя 7,2", 2000.
13. Ямасита, Р., Сандерс, D., "Shake Таблица Тестирование и аналитическое исследование несвязанных предварительно напряженного Холлоу бетон, изготовленный на колонны с Сборные сегменты, Доклад № CCEER 05-9, Университет Невады, Рено, Невада, 2005.
14. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, John Wiley
15. Саиди, М., "Гистерезис модели железобетона," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 108, № ST5, май 1982, с. 1077-1087.
16. Мандер, Дж. Пристли, MJN и Парк Р., "Теоретические модели напряженно-деформированного для замкнутых Бетон," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 114, № 8, 1988, с. 1804-1826.
17. Колтранс, "Сейсмическая Версия Дизайн Критерии 1,3", февраль 2004.
18. Окамура, H., и Maekawa, К., "Нелинейный анализ и Учредительный Модели из железобетона," Gihodo, Япония, 1991.
19. Harajli, М., "О Стресс в несвязанных сухожилий и Ultimate: критическая оценка и предлагаемые изменения", ACI Структурные Journal, В. 103, № 6, ноябрь-декабрь 2006, с. 803-812.
ACI член Ре Ямасита это мост Engineer на заморского департамента, PC мост Лтд, Токио, Япония. Его исследовательские интересы включают проектирование и строительство предварительно напряженных железобетонных конструкций. Он получил степень бакалавра Университета Нихон в Токио, Япония, а также степень магистра в Университете штата Невада-Рено, Рено, штат Невада.
Дэвид Х. Сандерс, ВВСКИ, является профессор гражданского и экологического инжиниринга в Университете штата Невада-Рено. Он является председателем технического комитета ACI Активный отдых и бывший председатель Комитета МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов и совместной ACI-ASCE Комитет 445, сдвига и кручения. Он является членом комитетов МСА 318, Железобетона строительного кодекса и совместной ACI-ASCE Комитет 423, предварительно напряженного железобетона. Его научные интересы охватывают все аспекты структурного реагирования с особым упором на сейсмической реакции мостов.