Оценка стали арматуры для штамповки сопротивления сдвигу в Слэб-Column II соединения частей: Восстановление бокового перемещения

Результаты экспериментальных исследований, направленных на оценку сейсмической поведение стали волоконно-железобетонная плита столбцов соединения представлены. Два примерно половина масштаба плиты колонки узлы были испытаны под нагрузкой комбинированных тяжести и боковые перемещения откат оценить способность волоконно подкрепление увеличить прочность соединения сдвига перфорации и деформации потенциала. Подключение одного образца признакам высокопрочных (2300 МПа [334 KSI]) подключили волокна стали в 1,5 объемной доли%, в то время как другие соединения были усилены регулярных сил (1100 МПа [160 KSI]) подключили волокон стали, а также в 1,5% по объему фракции. Два сборочных узлов связи подверглись перемещению циклов до 5% дрейф в сочетании с коэффициентами тяжести сдвига, как большой, как 5 / 8. Хотя связи с проведением регулярных сил крючковатым волокон выставлены существенный сдвиг перфорации ущерба, связанного в конце испытания, никакого существенного ущерба можно было наблюдать в связи с высокой прочностью волокон.

Комбинированные напряжения сдвига в результате прямого сдвига и несбалансированным момента (1 / 3) ... (МПа) (... [PSI]) представляет собой предел, ниже которого вращения мощностью не менее 0,05 рад можно ожидать в связи построена с одной из двух армированных волокном бетона оценку. С точки зрения тяжести коэффициент сдвига, данные показывают, что коэффициент тяжести сдвига в 1 / 2 является безопасным верхним пределом для обеспечения минимального потенциала дрейфа 4% дрейфа ..

Ключевые слова: пробивая сдвига; арматуры; стальных волокон.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Слэб колонки рамных систем широко используются в железобетонную конструкцию из-за их низкой стоимости, гибкости использования пространства, а также архитектурный облик. При использовании в районах с высокой сейсмичностью, плиты колонки кадров в сочетании с боков жестче и сильнее системы, такие как стены или структурных особый момент сопротивления кадров. Хотя как правило, не призвана содействовать бокового сопротивления нагрузки, slabcolumn кадров должен быть способен выдержать тяжесть нагрузки, вступая землетрясения перемещений.

Экспериментальные исследования (Pan и Мол-1988; Хуанг и Мол-1993) и после землетрясения наблюдений (Hueste и Уайт-1997) есть четкие доказательства того, что плиты колонки соединения подвержены штамповки сдвига неудачи под действием землетрясений вызванных деформациями. Кроме того, хорошая корреляция была обнаружена между дрейфа мощности (боковое смещение interstory разделить на историю высота) и интенсивность связи сдвига под воздействием силы тяжести груза, как правило, выражается как отношение прямого сдвига индуцированных тяжести нагрузки и номинальной прочности на сдвиг перфорации. Это соотношение называется соотношением сдвига тяжести.

Для учета взаимосвязи между созданием дрейфа и коэффициент тяжести сдвига в плите колонки кадров, раздел R21.13.6 из ACI Строительный кодекс (ACI Комитет 318 2008) включает в себя снос против сдвига коэффициент тяжести диаграмма взаимодействия ФК "?? ФК "?? для определения поперечной арматуры необходимо в связи (рис. 1). Для коэффициент тяжести сдвига 0,3, 2% дрейфа потенциала как предполагается, в то время как коэффициент тяжести сдвига в 1 / 2 соответствует 1 потенциала дрейфа%. Кроме того, стресс основе проверки могут быть проведены, в которой объединенные напряжения сдвига в результате прямого сдвига и несбалансированным момент рассчитывается и по сравнению с номинальной прочности на сдвиг соединения. На практике, однако, применение этих методов часто приводит к использованию поперечной арматуры в соединениях плит колонки кадров находится в сейсмоактивного регионов.

Хотя некоторые типы поперечной арматуры в slabcolumn соединения были исследованы, такие, как изогнутых составных стержней, shearheads и обручи (см., например, Элстнер и Hognestad [1956], Корли и Хокинс [1968], Хокинс и др.. [ 1974], Ханна и др.. [1975], ислам и парк [1976] и др. Робертсон. [2002]), сдвиг стержень арматуры (Дилгер и Гали 1981) стала предпочтительным вариантом для инженеров-строителей и подрядчиков, и в прошлом несколько лет. В этом исследовании, однако, альтернативное решение укрепление Ведется расследование, которое заключается в использовании разрывных хаотически ориентированных волокон стали в слое колонки связи региона.

По сведениям авторов, Диаз и Дуррани (1991), только исследователей, что до этого исследования, оценка использования фибробетона в плите колонки соединения подвергались комбинированной нагрузки тяжести и боковые откат перемещения. В своем исследовании три внутренних и три внешних узлов связи были протестированы в соответствии сравнительно низкий показатель тяжести сдвига (примерно 0,2). Сталь гофрированные волокон в объеме соотношения 0,38, 0,76 и 1,11% были использованы. Все три внешних узлов связи, а также внутренней связи ни с 0,76%, или на 1,11% объемной доли волокна, смогли сохранить дрейфа циклов до 7% сноса. С другой стороны, внутренняя связь с 0,38% по объему часть стальных волокон удалось путем штамповки на 6% дрейфа.

Хотя результаты, полученные Диаз и Дуррани (1991) предоставлять убедительные доказательства способности арматуры волокна для повышения сейсмической поведение плиты колонки соединений, их применение ограничено связи с низким уровнем соотношения сдвига тяжести. Таким образом, исследования, представленные в настоящем документе, была, направленные на изучение возможности укрепления волокна увеличить сопротивление сдвигу перфорации и деформации потенциала плит колонки соединений при воздействии умеренных уровней тяжести сдвига соотношение (примерно до 5 / 8) в сочетании с боковыми откат перемещения .

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Сейсмической поведение плиты колонки соединений построены волоконно-железобетонные малоизвестна. Настоящий документ содержит новую информацию о способности волоконно усиление для повышения прочности на сдвиг перфорации и деформации потенциала плит колонки соединений при воздействии на комбинированной нагрузки тяжести и боковые откат перемещения. В частности, новые данные приводятся в отношении взаимодействия между спросом связи сдвига напряжения и вращение потенциала, а также между коэффициент тяжести сдвига и дрейфа потенциала в фибробетона соединения slabcolumn.

ОПИСАНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Эти исследования сосредоточены на оценке сейсмической поведение фибробетона соединений плиты колонки. Два примерно половина масштаба плиты колонки узлов, образцы su1 и SU2, были протестированы в соответствии моделирование нагрузки тяжести и боковые откат перемещения. Связи в этих двух образцов были построены с два fiberreinforced бетонов, которые привели к наилучшие показатели с точки штамповки сдвига прочность и пластичность в плитах подвергаются монотонно повышенной нагрузкой, как это описано в сопроводительный документ (Cheng и Парра-Монтесинос 2010).

Описание образцов для испытаний

Основные характеристики исследованных образцов приведены в таблице 1. Плиты в каждом образце было 2,74 х 2,74 х 0,1 м (108 х 108 х 4 дюйма), как показано на рис. 2. Плита колонки узлов возлагались поддерживается на столбец базы. В четырех углах пластинки были поддержаны четыре стали вооружений, рассчитанную как ролики удержать вертикальное смещение, позволяя бокового смещения и вращения в направлении нагружения. Сталь C-формы членов, связанных с оружием стали, были прикреплены сверху и снизу плиты через болты удержать вертикальное смещение по периметру плиты (рис. 2).

В каждом столбце узла был 31 см (12 дюймов) квадратного сечения и продлен 89 и 102 см (35 и 40 дюйма) выше и ниже верхней и нижней поверхности плиты, соответственно. Колонке концы были подключены к стальной арматуры для крепления на испытательной установке, в результате чего общая высота история (расстояние между прикладными перемещения и нижней удержал поддержки) примерно в 2,54 м (100 дюймов). откат Поперечное смещение были применены на верхней части колонны через 450 кН (100 кип) гидравлический привод.

Плита Образцы su1 и SU2 с номинально "одинаковых" укрепление макета, был разработан как часть системы пола подвергается равномерной нагрузки тяжести. Интенсивность тяжести нагрузки определяется заставить среднего напряжения сдвига (1 / 6) ... (МПа) (2 ... [PSI]) в критической части связи (D / 2 от колонны лица), где / '^ с ^ к югу? Является конкретным цилиндра силы. Для подключения конфигурации испытания, это напряжение сдвига целевой соответствует коэффициент тяжести сдвига 1 / 2. Эффективного плиты глубине г для укрепления параллельно направлению нагружения составляла 83 мм (3,25 дюйма). Более подробная информация о разработке опытных образцов могут быть найдены в других местах (Cheng и Парра-Монтесинос 2009).

Плита макет арматуры для образцов su1 и SU2 показано на рис. 3. Нету 10М (9,5 мм [3 / 8 дюйма] диаметре), марка 420 (60) баров были выбраны в качестве плиты изгиб арматуры для обоих образцов. Два непрерывных баров нижней прохождения через колонку в каждом главном направлении были предоставлены удовлетворить требования ACI Кодекса в отношении прогрессирующее обрушение, изложенных в разделе 13.3.8.5 (ACI Комитет 318 2008). Кроме того, в верхней укрепление предоставляется в эффективной ширины сляба (ширина колонки 3h, где ч толщина плиты) превысил 50% от общего укрепления предоставляется в колонке полосы, как указано в МСА кодекс Раздел 21.3.6.3 (ACI Комитет 318 2008 ).

На основании изгиб способность плиты и прикладных тяжести нагрузки, колонна была разработана оставаться упругой протяжении всего испытания. Восемь Нету 16M (16 мм [5 / 8 дюйма] диаметре) Оценка 420 баров были использованы в качестве столбца продольной арматуры, обнесенный Нету 13M (13 мм [1 / 2 дюйма] диаметре) Оценка 420 обручи на 7,5 см ( 3 дюйма) расстояния. Нет связи были размещены в рамках совместного области (пересечение плиты и колонки); тесные связи были размещены 2,5 см (1 дюйм) выше, плиты и 3,2 см (1,25 дюйма) ниже минимального плиты укрепление дна.

Подключение образцов su1 была усилена высокопрочных (2300 МПа [334 KSI]) подключили волокна стали в 1,5 соотношение объема%, в то время как связь образцами SU2 была усилена регулярных сил (1100 МПа [160 KSI]) подключили волокон , а также на 1,5% по объему фракции. В двух образцах испытание, фибробетона использовалось только в 112 см (44 дюймов) квадратных региона в центре плиты. Периметру фибробетона региона, таким образом, находится в четыре раза плиты толщиной от каждого столбца лицо. На основании применяется тяжести нагрузки и ожидаемые плите прочность на изгиб, пик напряжения сдвига комбинированных меньше (1 / 6) ... (МПа) (2 ... [PSI]) Ожидается, что на границе между фибробетона и регулярные конкретных регионах плиты.

ПРОЦЕДУРА ИСПЫТАНИЯ

Имитации нагрузки тяжести, в дополнение к плите собственный вес, был применен через четыре предварительного напряжения натянутой нити на гидравлических домкратов, каждый из которых расположен примерно в середине длины между торцом колонны и плиты края (рис. 2). В силу предварительного напряжения нитей было продиктовано целевой среднего напряжения сдвига в связи критических периметру (1 / 6) ... (МПа) (2 ... [PSI]), где Ь конкретные силы?? была получена в результате испытаний, проведенных цилиндра один день до каждого теста. сдвига соединения тяжести контролируется с помощью датчика нагрузки находится под колонки (рис. 2). После выбора необходимой тяжести нагрузка была достигнута, гидравлическое давление в гидравлических домкратов была заперта. Из-за перераспределения нагрузки в ходе испытаний, в первую очередь из-за растрескивание бетона и укрепление урожайных, связи сдвига было проверено дрейфа между циклами и силы предварительного натяжения нити корректировке, в случае необходимости. Не была сделана попытка сохранить соотношение тяжести сдвига постоянной при применении каждого бокового перемещения цикла ..

Перемещение циклов повышения величины были применены к опытных образцов. Первоначально, пик спроса дрейфа 4% было задумано. Учитывая тот факт, что никакого существенного ущерба было отмечено в протоколе испытания соединений на этом уровне дрейфа, однако, дополнительные циклы дрейфа были применены, в сочетании с увеличением сдвига целевой тяжести соотношение 5 / 8. Применяется боковое смещение истории для образцов su1 и SU2 приведены на рис. 4 (а) и (б), соответственно.

Свойства материалов

Волоконно-железобетона и регулярные конкретных

Оба из армированных волокном бетона были смешаны в Сооружений лаборатории Мичиганского университета конкретные пропорции по весу 1:0.48:1.45:1.55 (тип цемента III: вода: крупного заполнителя: песок). Дробленый известняк с 13 мм (1 / 2 дюйма) максимальный размер был использован. Для всех остальных плиты, бетона с указанным 28-дневного прочности при сжатии 34,5 МПа (5000 фунтов на квадратный дюйм), обеспечивается местными конкретных поставщиков. Размещение очередной конкретные была проведена сразу же после фибробетона был брошен в связи региона.

Прочности на сжатие фибробетона и регулярные конкретные использоваться в панелях оценивали через 10 х 20 см (4 х 8 дюймов) цилиндра испытаний. Сжимающие сильные получить из цилиндра испытаний приведены в таблице 2. Луч образцов с размерами 15 х 15 х 51 см (6 х 6 х 20 дюймов) также были подготовлены для каждого фибробетона материала (три балки для образцов su1 и две балки для образцов SU2). Все пучков были протестированы в соответствии третьей точки погрузки, в соответствии с ASTM 1609-05. Результаты между балками испытания для каждого материала относительно постоянной (соотношение между минимальной и максимальной силы в данной отклонения больше 0,75). Рисунок 5 показывает средние нагрузки и прогиба ответ для пучка образцы соответствующих образцов su1 и SU2. Fiberreinforced бетонных балок соответствующих образцов su1 отчетливо проявляется поведение отклонения упрочнения после первых трещин и до отклонение примерно 0,7 мм (0,027 дюйма) (балки пролета length/730), а затем постепенное снижение прочности.

Арматурная сталь

Сталь панелей, используемых в образцы su1 и SU2 были заказаны и отправлены вместе. Все арматура были сделаны из 420 Оценка (60) стали. Результаты испытаний на растяжение на плите арматурной стали приведены в таблице 2.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ

Целом поведение

Образцы su1-нагрузки и смещение "для образца su1, с высокой прочностью крючковатым волокон в 1,5 объемной доли%, как показано на рис. 6 (а). Как можно видеть, выставлены образцы поведения стабильной гистерезиса до 4% дрейфа при воздействии сдвиговых целевой тяжести отношение 1 / 2, поведения, которые доминировали на изгиб ответ плиты. показания Тензометрические указал изгиб податливость слое для дрейфа циклов превышает 2%. Соединение данных вращения, однако, предположить, что изгиб плиты уступая начало в нижней сугробы (около 1%). На 4% дрейфа плит изгиб уступая распространилась поперек на расстоянии 4H из каждого столбца боковой грани, где ч толщина плиты. На этом уровне перемещения, лишь незначительные повреждения, которая наблюдалась в связи региона, которая характеризуется несколько узких изгиб трещины.

Применяется коэффициент сдвига связи с образцами su1 было проверено в отношении целевой показатель в 1 / 2 в начале каждого цикла перемещения и силы предварительного натяжения нити корректировке, в случае необходимости. Как показано на рис. 7 (а), изменения в связи сдвига произошло в ходе каждого цикла перемещения за счет перераспределения сил в связи с вертикальной оружия стальную плиту углы. Снижение тяжести сдвига стал особенно важно во время последнего цикла дрейфа, что привело к снижению до 50% в связи сдвига тяжести во время циклов на 4% дрейфа. По завершении каждого цикла нагружения, однако, применяются гравитационные ножницы был близок к заданной величиной.

Потому что мало повреждений было отмечено образцами su1 в конце 4% дрейфа цикла при сдвиге целевой тяжести отношение 1 / 2, было принято решение об увеличении сдвига целевой тяжести соотношение 5 / 8 и применять дополнительные циклов нагружения, а показано на рис. 4 (а). Нагрузки по сравнению с дрейфом ответ на это второе испытание образцов su1 показано на рис. 6 (б). Как можно видеть, гистерезис поведение образцов su1 под сдвига целевой тяжести отношение 5 / 8 была аналогична по 1 / 2 коэффициент сдвига цели. Относительно большой петли гистерезиса до 5% дрейфа на таком высоком сдвига соединения служат четким указанием на больших деформаций и способность к рассеянию энергии. Как и в тест по 1 / 2 коэффициент сдвига тяжести, сокращение в связи сдвига было отмечено в ходе применения бокового смещения (рис. 7 (б)). Это уменьшение сдвига составляла от 10% за цикл на 3% дрейф на 30% за цикл на 5% дрейфа. В конце испытания образцов su1 показали незначительный ущерб в связи региона.

Для оценки остаточного потенциала сдвига штамповка su1 образцов, монотонно увеличилась вертикальная нагрузка была применена на плите после завершения цикла бокового смещения. Это было достигнуто за счет увеличения силы в четыре предварительного натяжения нитей связана с плиты. Максимальное усилие, приложенное к плите был ограничен потенциал загрузки системы (445 кН [100 KIPS]), что привело к Пиковое усилие сдвига связи 334 кН (75 KIPS). Это соединение сдвига соответствует среднее напряжение сдвига около (1 / 3) ... (МПа) (4 ... [PSI]), или коэффициент тяжести сдвига 1,0. Плита образца su1 тогда распилу после завершения испытаний. Хотя некоторые незначительные наклонной трещины были найдены вблизи связи региона, наиболее серьезный ущерб был в форме изгибных трещин.

Образцы SU2-Некоторые проблемы возникли в ходе испытания образцов SU2, связь которых была усилена 1,5% объемной доли регулярных сил крючковатым волокон стали. Во-первых, система сбора данных, остановил запись данных в течение первого цикла на 4% дрейфа. Потому что система была возобновлена по завершении второго цикла на 4% дрейфа, третьего цикла на 4% дрейф был применен для записи образец поведения в течение одного полного цикла на этот дрейф уровне. Еще одна проблема, возникших в ходе испытаний образцов SU2 было связано с пин-связи на базе колонке. В образце процесса установки стального листа был включен сдерживать большие повороты контактный связи в нижней части колонны. Этот стальной пластины случайно оставленные на месте во время испытаний, в результате чего вращательная удержать на базе колонке сугробы больше 2,5%. После завершения испытаний, несколько циклов перемещения на различных уровнях дрейфа были применены с учетом и без стального листа количественно ее влияние на измеряемую нагрузку.

Было установлено, что удержать представленной стальной пластине привело к увеличению боковой силы до 35% в течение циклов в 4 и 5% дрейф под сдвига целевой тяжести отношение 1 / 2. Эта сила разница возросла до 45%, если образец был подвергнут сдвига целевой тяжести отношение 5 / 8. Нагрузки и дрейф ответ был соответствующим образом скорректирован. Подробная информация о коррекции нагрузки истории образца SU2 можно найти в другом месте (Cheng и Парра-Монтесинос 2009) ..

Скорректирована боковой нагрузки и дрейф ответ на SU2 образцов показана на рис. 8 (). Как видно, реакция была аналогична образца su1 до 4% дрейфа при воздействии сдвиговых целевой тяжести отношение 1 / 2. Прочность уступая образцами SU2 был впервые обнаружен на основе данных тензометрических во время первого цикла на 1,5% дрейфа. На 4% дрейфа, уступая распространилась поперек в течение примерно 4H из каждого столбца боковой грани, а с образцами su1. При повторном отрицательный полупериод на 4% дрейфа, однако, сила образцов SU2 упал почти на 20%. Это считалось, были вызваны начала штамповки сдвига связанных с ущербом. Дальнейшее увеличение дрейфа от 4% до 5% привело к сравнительно незначительное снижение в силу в первой половине цикла в отрицательном направлении нагрузки. После проведения повторил цикл на 5% дрейфа, дополнительное снижение силы произошло в отрицательном направлении нагрузки.

Образцы SU2 удалось сохранить применяется тяжести нагрузки, направленные на 1 / 2 коэффициент сдвига тяжести, вплоть до 5% дрейфа. Как показано на рис. 9 (а), применяются тяжести нагрузки больше или равна целевое значение для дрифта уровне до 4%. Для больших сугробов, однако, применяется тяжести нагрузка снизилась ниже целевого значения.

После цикла до 5% дрейфа была завершена образцов SU2, применяется коэффициент тяжести сдвига был увеличен до 5 / 8 и дальнейшего перемещения циклы были применены (рис. 4 (б)). В соответствии с этим коэффициент сдвига тяжести, боковое сопротивление было существенно ниже, чем это наблюдалось во время испытаний в рамках 1 / 2 коэффициент сдвига цели, особенно в отрицательном направлении нагрузки (рис. 8 (б)). SU2 образца, однако, был еще в состоянии поддерживать применяется тяжести сдвига в течение цикла до 3% дрейфа (рис. 9 (б)). Для циклов нагружения до 4, и 5% дрейф, снижение тяжести применяются для сдвига сугробы больше 3,5% было отмечено, похож на предыдущий тест по 1 / 2 тяжести сдвига. Это уменьшение тяжести нагрузки стала тяжелой в течение цикла на 5% дрейфа. В конце теста, соединение образца SU2 выставлены обширные перфорации сдвига ущерба, связанного и некоторые конкретные откола, как показано на рис. 10.

Для оценки остаточного потенциала сдвига штамповка связи с образцами SU2, соединение сдвига была увеличена примерно до 200 кН (45 KIPS) после завершения цикла бокового смещения. Это поперечная сила соответствует коэффициент тяжести сдвига 0,68. Тот факт, что подключение образцов SU2 был способен выдержать такой высокий коэффициент сдвига тяжести показало, что он все еще обладал адекватной нагрузки тяжести пропускной способности, хотя значительный сдвиг перфорации ущерба, связанного можно было наблюдать в конце испытания.

Подключение вращений

Подключение поворотов были измерены при помощи линейных потенциометров вдоль оси плиты, параллельной загрузки направлении, на расстоянии 1, d из колонки лица. Первоначальное применение тяжести нагрузки (1 / 2 тяжести сдвига коэффициент) привело к повороту около 0,0025 рад по обе стороны плиты. Соединений себя упруго до вращения около 0,005 рад. Для испытания образцов su1 под сдвига целевой тяжести 1 / 2, максимальное вращение соединения составляет приблизительно 0,05 рад, что произошло на 4% дрейфа, а пик вращения 0,065 рад был измеряться в ходе испытания под 5 / 8 целевых коэффициент тяжести сдвига. Реакция образцов SU2 относительно аналогично образцов su1 с точки зрения связи вращений. На 5% дрейф под сдвига целевой показатель тяжести либо 1 / 2 или 5 / 8, максимальное вращение соединения составляет приблизительно 0,06 рад.

Комбинированные напряжения сдвига в результате прямого сдвига и несбалансированным момент

Касательные напряжения за счет комбинированного прямого сдвига V и несбалансированного момента M ^ ^ иЬ югу были рассчитаны с использованием "Эксцентрик Shear модели" в разделе 11.11.7.2 от ACI Строительный кодекс (ACI Комитет 318 2008), который основан на работе Di Стейсио и Ван Бурен (1960), Мо (1961), и Хансон и Хансон (1968). В этой модели, общее напряжение сдвига в связи определяется суммированием напряжения сдвига в результате прямого сдвига V и касательное напряжение в связи с эксцентричным сдвига, которое предполагается передать часть АВ несбалансированного момента M ^ югу иЬ ^ следующим

... (1)

, где ^ с ^ к югу есть площадь критического сечения соединения; критического сечения в месте рассматривается и J ^ с ^ к югу является раздел имущества, которое считается эквивалентным полярного момента инерции. Как можно заметить из уравнения. (1), распределение напряжения сдвига несбалансированного момента передачи предполагается изменяется линейно вдоль критической параллельной секции для загрузки направлении.

Для образца su1, крупнейший комбинированных напряжения сдвига в процессе испытаний в рамках целевой тяжести сдвига в соотношении 1 / 2 составил 0,36 ... (МПа) (4,25 ... [PSI]), рассчитанные на 4% дрейфа. Для испытаний в рамках 5 / 8 целевой показатель сдвига тяжести, пик напряжения сдвига было 0,38 ... (МПа) (4,57 ... [PSI]), которая была также рассчитана на 4% дрейфа. Для образца SU2, пик комбинированных напряжения сдвига в сдвиговых целевой тяжести отношение 1 / 2 была немного больше, чем для образцов su1 0,38 ... (МПа) (4,61 ... [PSI]), который был получен на 4% дрейфа. С другой стороны, пиковое напряжение сдвига 0,34 ... (МПа) (4,06 ... [PSI]) был рассчитан на 3% под снос 5 / 8 целевой показатель сдвига тяжести. Пик напряжения сдвига в следующих циклах существенно снизились, особенно в связи с потерей жесткости связи и момент потенциала.

Подключение напряжения сдвига по сравнению с вращением взаимодействия

Чтобы оценить влияние пересмотр неупругих поворотов на подключение прочности на сдвиг перфорации и деформации потенциала, значения сдвига стресс-вращения на конечной получены в результате испытаний образцов su1 и SU2 были сравнению с теми, испытания плит под монотонное увеличение нагрузки описаны в сопроводительный документ (Cheng и Парра-Монтесинос 2010), (рис. 11). Эти плиты образцы S7 и S8, и S9 и S10 для волоконно-армированные бетоны с 1,5% объемной доли регулярных сил и высокопрочных волокон крючковатым стали, соответственно. Следует отметить, что соотношение изгиба укрепление образцами su1 и SU2 (0,57%) было приблизительно равным, что плиты подвергаются монотонной нагрузки, выставлены существенного изгибные, дающий (образцы S8 и S10), позволяющая устранение эффекта изгиба армирования на сдвиговых взаимодействия стресс-вращения этих четырех образцов. С другой стороны, укрепление отношение образцами S7 и S9, которые демонстрировали ограничены или не приносит до штамповки разрушение при сдвиге, составило 0,83% ..

В образцах при боковых откат перемещения, максимального напряжения сдвига рассчитывается по эксцентричной модели сдвига не обязательно соответствовать максимальной применяется дрейфа или соединения ротации. В образце su1, максимальное напряжение сдвига и вращения наблюдались на 4% дрейфа и 5% дрейфа, соответственно, в рамках целевой сдвига тяжести отношение 5 / 8. Таким образом, два значения приведены на рис. 11 наряду со средним значением. В образце SU2, максимальное напряжение сдвига была рассчитана на 4% дрейф под сдвига целевой тяжести отношение 1 / 2, в то время как максимальное вращение произошло на 5% дрейф под сдвига целевой тяжести отношение 5 / 8. Эти два значения также приведены на рис. 11, а среднее значение.

Как показано на рис. 11, средний пик напряжения сдвига вращения значение для образцов su1 и те, для S9 и S10 образцы показывают почти линейную зависимость между напряжением сдвига и плиты ротации. Поскольку ни одна неудача произошла с образцами su1, данных в соответствии с данной особи могут быть приняты в качестве нижней границы. Аналогичную тенденцию можно рассматривать при построении результаты Образцы S7, S8, а SU2, но с более выраженное снижение прочности с увеличением в порядке ротации. В целом, результаты тестов на рис. 11 показывают, что при комбинированном напряжений сдвига, меньше или равна (1 / 3) ... (МПа) (4 ... [PSI]), вращения мощностью не менее 0,05 рад можно ожидать в связи построена с одной из двух армированных волокном бетона оценку.

Влияние гравитации коэффициент сдвига на дрейф потенциала

Чтобы сравнить действие силы тяжести коэффициент сдвига на дрейф потенциала в фибробетона образцов, что в очередной конкретный интерьер плиты столбцов соединения, рис. 12 показана зависимость дрейфа по сравнению тяжести сдвиг соотношения Образцы su1 и SU2, наряду с данными испытаний железобетонных плит соединения колонки без поперечной арматуры (Дуррани и Ду 1992; Хокинс и др.. 1974, ислам и парк 1976; Пан и Мол 1988 Робертсон и Дуррани 1990 Робертсон и Джонсон 2006 Робертсон и др.. 2002; Симондс и др.. 1976; Уэй и Дуррани 1990 и Zee и Мол-1984). Три точки показаны для каждого из двух образцов, испытания, соответствующие связи сдвига отношения оцениваются по 3, 4 и 5% дрейфа. За исключением сдвига соотношение на уровне 5% дрейфа для образцов SU2, все данные точки соответствуют поперечным испытаниям перемещенных лиц в соответствии сдвига целевой тяжести отношение 5 / 8. Стоит отметить, что связь образцами su1 не показали каких-либо признаков бедствия на протяжении всего испытания. Также, несмотря на ущерб, причиненный связи образцами SU2, было способно к передаче применяются тяжести нагрузки по всей циклов соответствующих точек данных на рис.

12. Таким образом, консервативные принимать данные, показанные на рисунке, как способность испытания соединения ..

Как показано на рис. 12, точки, соответствующие два фибробетона образцы находятся правее и выше других тестовых данных соответствует аналогичным дрейфует неудачи и отношения тяжести сдвига, соответственно. Таким образом, эти данные показывают, что использование любого из этих регулярных сил или высокопрочной арматуры, крючковатым стали в 1,5% объемной доли обладает потенциалом для значительного увеличения или силы сдвига штамповки, или дрейфа потенциала, или как по сравнению с наблюдаемым в очередной конкретных Плита колонки соединений. Ограниченные данные показывают, что испытания на коэффициент тяжести сдвига 1 / 2, дрейф потенциала 4% можно ожидать, в то время дрейфа потенциала 5% можно было бы ожидать на соотношение тяжести сдвига примерно 0,35.

РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ

Результаты испытаний двух волоконно-железобетонная плита колонки соединений при комбинированном тяжести нагрузки и боковое смещение откат представлены. Подключение образцов su1 была усилена высокопрочных (2300 МПа [334 KSI]) подключили волокна стали в 1,5 объемной доли%, тогда как численность регулярных (1100 МПа [160 KSI]) подключили волокон стали, а также на 1,5% по объему фракции, были использованы в связи SU2 образца.

Из приведенных результатов, следующие выводы можно сделать:

1. Сталь волокном является эффективным в повышении пробивая сопротивление деформации сдвига и возможностей slabcolumn соединений при комбинированном тяжести нагрузки и боковое смещение откат. Две испытательные образцы были подвергнуты дрейфа циклов до 5% дрейфа и соотношение тяжести сдвига выше, чем 5 / 8. Пик связи напряжения сдвига спроса составляла примерно 0,38 ... (МПа) (4,6 ... [PSI]) как для опытных образцов, рассчитанные на 4% дрейфа.

2. Комбинированные напряжения сдвига в результате прямого сдвига и несбалансированным момента (1 / 3) ... (МПа) (4 ... [PSI]) представляет собой предел, ниже которого вращения мощностью не менее 0,05 рад можно ожидать в связи построена с одной из двух армированных волокном бетона оценку. С точки зрения тяжести коэффициент сдвига, данные показывают, что коэффициент тяжести сдвига в 1 / 2 должно быть достаточным для обеспечения возможности дрейфа порядка 4% дрейфа.

Авторы

Это исследование было организовано Национальным научным фондом США, как часть сети сейсмостойкого строительства моделирование (Nees) в рамках программы, грант № 0421180 CMS. Мнения, высказанные в настоящем документе, являются мнениями авторов и не обязательно отражают точку зрения авторов.

Ссылки

ACI Комитет 318, 2008, "Строительный кодекс Требования к железобетона (ACI 318-08) и Комментарии" Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 473 с.

C 1609 / C 1609 м-05, 2005, "Стандартный метод испытаний для изгиб Выполнение фибробетона (с помощью пучка с третьей-Пойнт загрузка), ASTM International, Коншохокен Уэст, штат Пенсильвания, 8 с.

Cheng, M.-Y. и Парра-Монтесинос, ГДж, 2009, "штамповка Shear прочностных и деформационных Пропускная способность армированного волокном Слэб-Column соединения при землетрясении типа Загрузка" Доклад UMCEE 09-01, Департамент гражданской и экологической инженерии Мичиганского университета, Ann Arbor, MI, 334 с.

Cheng, M.-Y. и Парра-Монтесинос, ГДж, 2010, "Сталь волокном для штамповки сопротивления сдвигу в Слэб-Column Connections, часть I: монотонно повышенной нагрузкой," Структурные ACI Journal, V 107, № 1, Январь-февраль, с. 101-109.

Корли, РГ, а Хокинс, М., 1968, "Shearhead Арматура Плиты", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 65, № 10, октябрь, с. 811-824.

Di Стейсио Дж., Ван Бурен, М., 1960, "Передача изгибающего момента между плоской плиты перекрытия и колонны," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 57, № 9, сентябрь, с. 299-314.

Диас, AJ, и Дуррани, AJ, 1991, "сейсмостойкости армированных волокном Слэб-Column соединения", доклад № 43, структурных исследований на Райс, Университет Райс, Хьюстон, Техас, май, стр. 144.

Дилгер, W.; Биркли, G.; и Митчелл Д., 2005, "Влияние на изгиб Армирование Штамповка сопротивления сдвигу", штамповка Shear в железобетонных плит, SP-232, М. Поляк, под ред. Американский институт бетона, Фармингтон, М., с. 57-74.

Дилгер, WH и Гали, А., 1981, "поперечной арматуры для бетонных плит," Журнал структурной отдела ASCE, В. 107, № 12, с. 2403-2420.

Дуррани, AJ, а Du Ю., 1992 ", сейсмостойкости Слэб-Column соединения в существующих неподатливый плоских зданий", технический отчет NCEER-92-0010, Национальный центр по исследованию землетрясений инженерия, Университет штата Нью- -Йорк, Буффало, штат Нью-Йорк, май, стр. 75.

Элстнер, RC, и Hognestad Е., 1956 ", предел прочности при сдвиге из железобетонных плит", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 1, январь, с. 29-58.

Ханна, С. Н.; Митчелл, Д. и Хокинс, М., 1975, "Слэб-Column содержащих соединения поперечной арматуры и передача высокой интенсивности обратном Moments," Доклад С. 75-1 отдела структуры и механики, факультет гражданского строительства, Университет штата Вашингтон, Сиэтл, штат Вашингтон, август, 94 с.

Хансон, NW, и Хэнсон, М., 1968, "Shear и момент передачи между бетонных плит и колонн," Бюллетень D129, Департамента развития научных исследований и разработок Лаборатории, портландцемент Ассоциации Skokie, IL, 16 с.

Хокинс Н.М., Митчелл, Д. и Шеу, MS, 1974, "Циклические Поведение шести железобетонная плита-Column Образцы Перенос Момент и ножницы," Отчет 1973-74 по проекту Г. И. NSF-38717, Департамент строительства, Университет штата Вашингтон, Сиэтл, штат Вашингтон, Сентябрь, 50 с.

Hueste, MBD, и Уайт, Д. К., 1997, "Оценка Четыре-Строй железобетонное здание повреждено во время землетрясения Нортридж," Землетрясение Spectra, Т. 13, № 3, с. 387-414.

Хван, S.-J., а Мол, ДП, 1993, "Экспериментальное исследование плоских структур в вертикальных и горизонтальных нагрузок, Доклад № UCB / EERC-93/03, сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр, Университет штата Калифорния Беркли, Беркли, Калифорния, 278 с.

Ислам, S., и парк, Р., 1976, "Испытания плит-Column Связи с Shear и несбалансированного изгиб," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 102, № ST3, с. 549-569.

Moe, J., 1961, "ножницы прочности железобетонных плит и Фундамент под действием сосредоточенных нагрузок", бюллетень D47, Департамента развития научных исследований и разработок Лаборатории, портландцемент Ассоциации Skokie, IL, 130 с.

Пан А.А., Мол, ДП, 1988, "Железобетонные плоские пластины при поперечном Нагрузки: экспериментальное исследование в том числе двухосных действие, Доклад № UCB/EERC-88/16, сейсмостойкого строительства исследовательского центра Калифорнийского университета в Беркли, Беркли, Калифорния, октябрь, 262 с.

Робертсон, IN, и Дуррани, AJ, 1990, "сейсмической реакции соединения в неопределенных плоской плиты Элементы конструкции", доклад № 41, структурных исследований на Райс, Университета Райс в Хьюстоне, штат Техас, июль, стр. 266.

Робертсон, В; Каваи, T.; Ли, J., и Джонсон, Г., 2002, "Циклические испытания плит-Column Соединения с поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 99, № 5, сентябрь - октябрь, с. 605-613.

Робертсон, IN, и Джонсон, Г., 2006, "Циклические Боковая загрузка Nonductile Слэб-Column подключения ACI Структурные Journal, В. 103, № 3, май-июнь, с. 356-364.

Симондс, DW; Митчелл, Д. и Хокинс, М., 1976, "Слэб-Column соединений под действием высоких Ножницы Интенсивность и передача обратном Moments," Доклад С. 76-2 отдела структуры и механики, факультет гражданского строительства университета Вашингтон, Сиэтл, штат Вашингтон, Октябрь, 80 с.

Уэй, EH, и Дуррани, AJ, 1990, "сейсмического отклика Слэб-Column Связи с Shear столиц", доклад № 42, структурных исследований на Райс, Университета Райс в Хьюстоне, штат Техас, октябрь, 156 с.

Zee, HL, а Мол, ДП, 1984, "Поведение интерьера и экстерьера плоские связности плиты, подвергнутого неупругого Восстановление нагрузки", доклад № UCB/EERC-84/07, сейсмостойкого строительства Научно-исследовательский центр, Университет Калифорнии в Беркли, Беркли , CA, август, стр. 130.

Мин Юань Чэн Инженер по Кари Kopzcynski и компания, Bellevue, WA. Он получил диплом бакалавра в области морской инженерии Национальной ВС-Ят-Сена университет, Тайвань, его MS в строительстве от National Cheng Kung University, Тайнань, Тайвань, а также докторскую степень в строительстве из Мичиганского университета, Ann Arbor, MI .

Входящие в состав МСА Густаво J. Парра-Монтесинос является адъюнкт-профессором в университете штата Мичиган. Он является секретарем комитета ACI 335, композитный и гибридных структур, а также членом Комитета ACI изданий; комитетов МСА 318, Железобетона Строительный кодекс, а также совместное ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных бетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают поведения и дизайна из железобетона, фибробетона и композиционных steelconcrete структур.