Прямая перемещения основе сейсмических Дизайн несвязанных Стены после напряженной Кирпичный
После натянутый выставки кладки стен желательно сейсмических характеристик из-за увеличения в плоскости прочность и отсутствие остаточных бокового смещения при заключении сейсмических нагрузок. Прямое смещение основе дизайна (DDBD) подход призван обеспечить метод, который структура может быть направлена на достижение предопределенного уровня поперечной деформации при предопределенных уровня интенсивности землетрясений. Эта статья подробно разработке процедуры DDBD для оказания помощи в разработке несвязанных после натянутый кладки структурных стен. Уровень Начальное предварительное сухожилия, показано, что значительное влияние на ответ стены и руководящие указания для принятия этого выбора. Приемлемого корреляция продемонстрирована, когда результаты метода по сравнению с фактическими данными, полученными от предыдущего тестирования таблице покачал три полномасштабных бетонные стены каменной кладки. В заключительной части документа, представляя дизайн пример, который свидетельствует о шагах, связанные с применением этого подхода к фактической структурой стены и демонстрирует простоту метода ..
Ключевые слова: кладки; после натяжения; сейсмических дизайн; shearwalls.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ Исследования и ЗНАЧЕНИЕ
Использование несвязанных после натяжения в структурной системы противостоять боковых сил из-за землетрясения была впервые предложена Пристли и Tao.1 С тех пор этот подход был использован для разработки конкретных зданий, 2 бетонные стены каменной кладки, 3,4 сталь момент кадров, 5,6 и глины кирпичной кладки walls.7
В случае несвязанных после натянутый кладки стен, боковые результаты нагрузки в горизонтальных трещин, образующихся на границе раздела базы стены и фундамент. Открытие горизонтальный шов приводит к стене качания и сокращения в системе жесткость. Хотя термин качалки не является строго корректным, так как напрягаемой стали обеспечивает восстановление сил в системе, это захват общее поведение системы. Несвязанных после натяжения позволяет повысить напряжение сухожилия из-за качалки необходимо усреднить по всей длине сухожилия, тем самым позволяя сухожилий оставаться упругой во время больших боковых смещений стены. При условии, что сухожилия остаются упругими и сохранить достаточный уровень предварительного напряжения обеспечить восстановление сил, стена будет возвращаться в исходное вертикальное выравнивание по завершении боковой загрузкой. Такое поведение описывается как самоцентрирующейся или selfcorrecting и нелинейных упругих сил реагирования перемещений часто называют флаг формы гистерезиса. Открытие базы трещины результатов в отсутствие деформации растяжения в кладке, сведение к минимуму ущерба и предоставление больших возможностей перемещения.
В настоящем документе описывается методика для пост-натянутой кладки стен, на основе прямого перемещения основе дизайна (DDBD) метод, предложенный первоначально Priestley.8 Хотя краткая справочная метода приводится в настоящем документе основное внимание уделяется развитию метода включить posttensioned кладки стен, а не расследования основы этого подхода. В настоящем документе содержатся ссылки на предыдущие исследования, которое провели моделирование конечных элементов (МКЭ) пост-натянутой конкретные кладки walls.9 модели была подтверждена в отношении результатов от крупных циклических тестирования стене и используется для составления набора данных для ответа 25 стены конструкции, имеющие пропорции он вл в диапазоне от 0,87 и 4,33 и осевого соотношения сил от 0,03 до 0,22. Осевой т соотношение сил / т 'представляет собой соотношение между сжимающих напряжений на стену базы в связи с осевой нагрузки и предварительного напряжения и прочности при сжатии кладки.
После краткого резюме в общих чертах подход DDBD, аспекты, касающиеся применения процедуры несвязанных после натянутый кладки строительства обсуждаются. К ним относятся выбор перемещения мишеней, доходность перемещения, эквивалентного вязкого трения, Начальное предварительное, и ограничивают сухожилия деформированного состояния. Краткое сравнение пожать таблицы данных испытаний, то при условии, за которыми следуют примеру дизайн и заключительные замечания.
DIRECT ПЕРЕМЕЩЕНИЯ проектирования на основе
Краткий обзор существующих методов
Процедура DDBD была разработана с целью предоставления большего внимания на перемещения во множество состояний производительности предела. Используя этот метод, структура, направленных на достижение предопределенного уровня бокового смещения при воздействии на предопределенный уровень сейсмической интенсивности. DDBD использует понятие эквивалентной линейной системы (ELS) определяется эквивалентное затухание и секущая жесткость оценивается в максимальной реакции представляют реакции нелинейной системы (см. рис. 1). Эта концепция основана на подходе, заменить структуры впервые в Gulkan и Sozen.10 процедуры DDBD была первоначально предложена для одной степени свободы (SDOF) железобетонных columns11 и впоследствии была расширена за счет включения многих степеней свободы системы (MDOF), такие как многоэтажных каркасов зданий, 12 многопролетных мостовых сооружений, 13 и железобетонных структурных walls.14 основные этапы подхода DDBD применительно к структурной системы являются:
Шаг 1: Выбор целевой смещения структура представлена осциллятора SDOF, как показано на рис. 1 (а), имеющие эффективные тэфф массы и эффективная высота тот подвергается боковых сил В. Для систем MDOF, смещение целевой системе шаблон должен быть создан первым. В случае строительства, это предполагает выбор перемещения шаблона в зависимости от высоты, тогда как в случае с мостом, перемещения картины определяется как смещение надстройки. В любом случае, картина цель перемещения определяется со ссылкой на материал либо ограничений или деформаций членов сугробы. Перемещения картины затем характеризуется одним значением перемещения T, которая в случае здание принимается как перемещение в центр сейсмической силы, которая может быть соответствующим образом оценивается в 2 / 3 от высоты здания в большинстве случаев.
Шаг 2: Выбор сейсмических спроса сейсмических спрос на DDBD может быть выражена в спектрах ответ перемещения (DRS) создается для нескольких уровнях затухания, как показано на рис. 1 (б). Хотя смещение спектров ответа от реальных записей землетрясений были использованы для проверки исследования DDBD, дизайн, скорее всего, проходить через использование упрощенных и сглаженные спектры codebased дизайна. Большинство кодов загрузки в настоящее время не предусматривают смещение спектральных ординат прямо, тем самым заставляя дизайнера получить от DRS отображается спектров ответа ускорения (ARS). Преобразование 5% затухают ARS к соответствующему 5% затухают DRS осуществляется по формуле. (1), где Sa5% и SD5% представляют собой ускорение и смещение, соответственно, на 5% за период затухания Т. DRS для уровней эквивалентное затухание уравнения. (2), 15, в котором, по сравнению с другими моделями, было показано, что точная по различным движения грунта records.16 Стоит отметить, что имело обширные последних исследований о прямых поколения DRS в зависимости от магнитуды землетрясения , расстояние до эпицентра, и типа почвы.
... (1)
... (2)
Шаг 3: Расчет структуры эффективного периода только задача перемещения выбранной в шаге 1, и спрос создан в шаге 2, срок действия в ответ максимум достигается, как показано на рис. 1 (б). DRS вводится со значением для Ответ кривой, которая выбрана функция уровня эквивалентного вязкого трения для рассматриваемой системы. Выражения для эквивалентного вязкого трения включают компоненты из-за гистерезисных и вязкого трения и может быть определена как функция пластичности различных материалов и систем. Рисунок 1 (с) иллюстрирует некоторые типичные отношения между гистерезисного затухания и ductility.18
Шаг 4: Расчет дизайн базы сдвига-Once период действия замены структуры получили в шаге 3, эффективная жесткость K ^ ^ эфф югу легко получается по формуле. (3). Эффективной жесткости заменить структура определяется как секущая жесткость в ответ максимум, как показано на рис. 1 (г). Сдвига дизайн базы силу Vb на государственном предел дизайн, то получается путем умножения эффективной жесткости целевой перемещения (уравнение (4) и рис. 1 (г)).
... (3)
... (4)
Шаг 5: структурный анализ и дизайн-С сдвига дизайн базы силу известных, структурный анализ проводится с целью определения требуемой прочности конструктивных элементов. Эти члены, то пропорции соответственно противостоять сейсмическим требованиям по прочности и деформации, а также принципы проектной мощности применяются для обеспечения того, чтобы пластиковые петли место в структуре, где предполагалось.
Упрощенный дизайн выражение для DDBD
Действия, описанные ранее могут быть объединены в следующие выражения для сдвига дизайн базы силы, где переменные 1 (б). Уравнение (5) предполагает линейную связь между спектральными перемещения и период до периода угловой точки, что является разумным сроком обычно возникает в дизайне.
... (5)
Период угловой точки было показано, что функция момент интенсивность и расстояние до сейсмических source.17 2003 NEHRP19 обеспечивает отображаются значения угла период точку для генерации смещение спектров ответа, которые основаны на выражение, которое приходится момент величины. В США, в период угле составляет от 4 до 16 секунд. После периода угловой точки Установлено, смещение угла точка получена непосредственно от подключенного спектрального ускорения. В случае NEHRP 2003, 19 смещение угла получается из уравнения. (6), где Sd1 является подключенного спектрального ускорения в период с 1 второе и г-ускорение силы тяжести.
... (6)
Определение целевых перемещений для несвязанных после натянутый стены
Перед тем как продолжить, чтобы подробно переменных, которые влияют на выбор целевых перемещения, важно отметить, что, как уже упоминалось, несвязанных после натянутый кладки стен следовать "качалки" напряженно-деформированного состояния при боковых сил. В результате, можно предположить, что изменение перемещения с высотой линейно. Следует отметить, что в некоторых случаях выше, эффект режима может повлиять на выбор целевых перемещений, хотя для большинства зданий короткие кладки, это не должно быть серьезной проблемой. Высшее эффекты режиме не рассматриваются в настоящем документе.
В случае кладки стен с несвязанных posttensioning, цель перемещения могут быть установлены на основе трех критериев: (1) кладки сжатия деформации; (2) posttensioning напряжение сухожилия, или (3) непосредственно указанных в плоскости бокового дрейфа соотношение, которое как правило, код, указанный и защищает их от бесструктурных ущерб, например, для строительных услуг и потенциальных воздействия смежных структур. В теории, каждый предельное состояние рассматриваемого может иметь три различных перемещений целевой основе каждой из этих трех критериев. Например, в случае государственной предел работоспособности, три критерии могут быть крайние волокна сжатия дробления, стали напряженности напряжение равно некоторая доля выхода напряжения и дрейфа предела, что бесструктурных элементов страдают не пострадали. Кроме того, для ограничения государственного контроля повреждений, некоторые дробления ног кладки будет разрешено (до ограничиваются возможности деформации кладки, если заключение используется), тогда как некоторые податливость posttensioning стали бы позволили тех пор, пока достаточное восстановить силы при условии обеспечения самоцентрирующейся поведение ..
Перемещение границ на основе деформации кладки сжатия
Отношения между кладки деформации сжатия на базе стены и стены перемещения осложняется открытия горизонтальные трещины базы и нелинейная связь между сухожилия и кладочные штаммов. Подробное обсуждение был опубликован ранее, 9 вместе с презентацией выражение для оценки перемещений стены на стену номинальной силы Это выражение представляется в виде формулы. (7), была получена из кривой данных, полученных от конечных элементов целого ряда пост-натянутой бетонных конструкций кладки стен. Это выражение представляет собой лишь приближение перемещения стенки, но было показано, чтобы обеспечить разумную точность во всем диапазоне эму кладки штаммы 0,0025 до 0,0035 за стенками аспекте соотношения 0,87 до 4,3 и осевого соотношения сил от 0,03 до 0,22. Благоразумие требует при применении уравнения. (7) к стене проекты за пределами этого диапазона. Использование этого уравнения для оценки перемещений стены рекомендуется до более изысканных уравнения осуществляется на основе дальнейшего анализа.
Особый интерес будет применение формулы. (7) для кладки деформации сжатия за 0,0035, что было бы типично для кладки только ..
... (7)
Перемещение границ на основе деформации после натяжения стали напряженности
Деформации в несвязанных после натяжения сухожилий на заданном уровне в плоскости бокового смещения стены состоит из компонентов первоначальной эффективной предварительное напряжение после потери эпидемии и сухожилий удлинение из-за стены качалки erock. Деформированного профиля после кладки стены натянутый может быть аппроксимирована жесткого блока вращающихся вокруг нейтральной оси на стену базы, как это показано на рис. 2. Предыдущие исследования показали, что стресс сухожилия и, следовательно, увеличение деформации является функцией от стены верхней перемещения, которое больше, чем вращение стены базы за счет изгиба деформации. Было также показано, однако, что преобладающий компонент деформации для пост-натянутой кладки стен качает, 9 и, следовательно, есть основания игнорировать изгиба и деформации сдвига в таких расчетах. Принимая во внимание рис. 2 для стены верхней В этом уравнении, с представляет нейтральной оси глубины и ди расстояние между крайними волокна сжатия кладки и я-й сухожилия.
Растяжение сухожилия также могут быть определены формулой. (9), где LP представляет несвязанных длины напрягаемой сухожилия ..
... (8)
I = erocklp (9)
Подставляя уравнения. (9) в уравнение. (8), следующее выражение может быть получено, которая касается общего сухожилия деформации
... (10)
Точность выражения. (10) для прогнозирования сухожилия деформации для данной стены вращения показано на рис. 3. Использование данных, полученных от конечных элементов из 25 стен конструкций, соотношение между предполагаемыми деформация сухожилий найти по формуле. (10) и это зафиксировано в МКЭ в заговоре против стены вращения (дрейф) на рис. 3 (а) для сухожилия находится подальше от края сжатия всех стен. Он отметил, что уравнения. (10) переоценивает сухожилия деформации для всех стен, что является результатом взять на себя твердое тело раскачивается и игнорируя влияние прогибы, которые увеличивают сокращения вдоль стены сжатия и, следовательно, уменьшить напряжение сухожилия. Показано, однако, что оценки сухожилия штаммов находится в пределах 10% во всем диапазоне поворота стены, которая считается приемлемым уровнем точности для этой конструкции процедуры.
Уравнение (10) была дополнительно подтверждена в отношении экспериментальных данных, полученных в ходе динамических испытаний после натянутый конкретные кладки стен, высотой 2438 мм (96 дюйма) и длиной 1016 мм (40 дюймов), который был предварительно напряженного с помощью одного 16 мм (5 / 8 дюйма) диаметр tendon.20 рис 3 (б) показывает, сухожилия силу ApsEps Сломанной горизонтальная линия показывает уровень Начальное предварительное. Он отметил, что, как стена поворачивается, есть соответствующее увеличение сухожилия силу. Результат, когда уравнение. (10) применяется также показано на рисунке, и показывает, что разумные предсказания сухожилия силу было получено для данной стены ротации. Уравнение снова видел переоценить сухожилия штамм, который является результатом не считая изгибных деформаций и дополнительные сокращения стены в результате небольшого смягчения общей базы минометов и регионов стены ног во время тестирования.
Дальнейший анализ уравнения. (10) освещаются некоторые вопросы, которые необходимо учитывать при проектировании после натянутый кладки стен. Для стен с несколькими сухожилий, критических сухожилие будет одна позиционируется далеки от зоны сжатия, обеспечивая максимальное значение ди и, следовательно, предельное значение Следуя той же логике, если все другие переменные являются постоянными, крупнейший перемещения стенки достижимыми для штамма данного сухожилия будут получены путем сведения к минимуму ди, что размещение сухожилия у стены центра. При снижении уровня первоначального предварительного напряжения и, следовательно, повышения уровня допустимой деформации качалки, стена дрейфа, которые могут быть размещены до уступая преднапрягающей увеличивается стали. Кроме того, по мере увеличения высоты стен, сухожилия деформации из-за качалки снижает для данной стены перемещения. Кроме того, за счет увеличения длины несвязанных сухожилие, сухожилие удлинение распространяется на более длинный, и напряжение в сухожилии для данного уровня поперечной деформации стен уменьшается.
Несвязанных длины сухожилия, конечно, функция высоты стен. Более глубокое расследование влияния различных входных параметров в формуле. (10) была опубликована previously.21.
Определение доходности смещение после натянутый кладки стен
Это показано на рис. 1 (с), что эквивалентного вязкого трения может быть выражена как функция от стены пластичности, который определяется путем деления цель вытеснения смещение текучести. Выражения для выхода кривизны железобетонных секций были разработаны, признав, что прочность и жесткость, эффективно пропорциональной для данного члена размера и что независимой переменной является доходность curvature.22 Это приводит к серии уравнений кривизны выход раздел, который зависит от размера сечения и деформации укрепление урожая.
Кирпичные стены с несвязанных после натяжения не дают в традиционном смысле. Билинейных ответ "сила-смещение является следствием стены качания, что привело к сокращению в стене жесткости, в отличие от материала уступок. Для стен с большим несвязанных длины сухожилия, можно предположить, что выход сухожилие не может произойти на всех до стены провал из-за каменной кладки дробления. Если стена имеет низкий коэффициент осевой силы, кладочные доходность не может произойти до больших перемещений достигается далеко за пределами стены поднятия.
Пристли и Tao1 предложил эквивалентные доходности для перемещения debonded предварительно напряженных subassemblage балка-колонна равна перемещения получаются при разрыв открыл имеющих длину, равную половине пучка глубины. Применяя этот пост-натянутой кладки стен следует, что эквивалентные доходности смещение происходит, когда база трещины достигла центре стены. Первоначальное исследование с помощью матрицы метода конечных элементов конструкции стен предложил, что это привело в сравнительно небольших перемещений и, следовательно, больших и ductilities unconservative уровни эквивалентного вязкого трения. Рахман и Restrepo23 также предложили аналогичные выражения для кинематических смещение текучести.
Альтернативный подход к предложенному Пристли и Тао был исследован для пост-натянутой кладки стен. Билинейная аппроксимация в ответ сила-смещение было определено для всех стен в МКЭ матрицы, исходя из установленной процедуры, где эквивалентных упругих сдвиговых базы коррелирует с 0.75Vf, как показано на рис. 4. На этом рисунке Номинальная прочность стены была определена в соответствии с кладки Новой Зеландии standard24 а точка, соответствующая кладки сжатия штамм 0,003.
Следующие упрощенные эмпирическое выражение было определено для
... (11)
Рисунок 5 показывает сила-смещение ответ стен включая стены МКЭ матрицы. Стены с равными пропорциями были построены на той же оси, вместе с соответствующими билинейная аппроксимация и приравненных к перемещению выход найден по формуле. (11), изображается в виде толстой вертикальной линии. Сравнение доходности эквивалентных перемещения с вершиной билинейная аппроксимация, представляется, что достаточно точную оценку перемещения достигается при использовании приближенного уравнения. Как показано на рис. 1 (с), что эквивалентно гистерезисных затухание для несвязанных posttensioned систем относительно нечувствительны к изменению вязкости за пластичности приблизительно 2. Рисунок 5 показывает, что несвязанные после натянутый кладки стен имеют большой пластичности перемещения, соответствующие относительно большой ductilities. Таким образом, небольшие ошибки при расчете эквивалентной смещение доходности вряд ли существенно повлиять на конечный результат дизайна.
Эквивалентное вязкое затухание
Метод предполагает DDBD представление нелинейно ответы структуры эквивалентно упруго ответ модели одинакового максимального смещения и соответствующий уровень эквивалентного вязкого трения (EVD). Следовательно, выбор уровня EVD является ключом к этой конструкции методом. Недавнее исследование, проведенное Dwairi др. al.18 предлагаемые новые выражения для затухания отношения пластичность, с выражением для несвязанных после натянутый систем, заданных в качестве формулы. (12), где Dwairi др. al.18 отметил, что на более короткие периоды (тэф
... (12)
CRS = 0,30 0,35 (1 - тэф) тэф
CRS = 0,30 тэф
Рисунок 1 (с) показана взаимосвязь между перемещением пластичности и приравненных к гистерезисного затухания получить новые выражения предложенный Dwairi al.18 др. Очевидно, что эквивалентные гистерезисного затухания после натянутый кладки стен ниже, чем условно армированных стен. Это прямой результат несвязанных posttensioning. Эти кривые не включают в себя компонент для вязкого трения, которые должны быть добавлены к гистерезисных компонента показано на рисунке. Типичные значения вязкого трения, принятых для строительных конструкций от 2 до 5%. Недавнее исследование, Пристли и показал, что Grant25 вязкой и гистерезисными затухания компоненты не должны быть добавлены непосредственно с гистерезисного затухания, связанных с секущая жесткость, а вязкого трения связано с первоначальные или касательной жесткости. Пристли и Grant25 установлено, что соответствующий поправочный коэффициент будет применяться к вязкого трения является функцией гистерезиса ли правила и вязкого трения моделируется пропорционально начальной или касательной жесткости.
Для флаг формы гистерезиса правил типичный несвязанных после натянутый кладки и касательной жесткости пропорциональной вязкого трения, который рекомендовал Пристли и Грант, 25 поправочный коэффициент показано в формуле. (13). Поправочный коэффициент в уравнении. (13) используется путем умножения вязкого трения срок (12),? ..
А =
Следует отметить, что другие исследователи выдвинули выражений для оценки EVD для качания блоков, 26 пост-качалки натянутый причалов, 27 качалок и стен с дополнительной энергии dissipators.28
Определение уровня Начальное предварительное
Уровень Начальное предварительное является дизайн переменной, которая требует тщательного рассмотрения. Выбор слишком большое значение покидает стены с небольшими возможностями для того чтобы деформировать, не поддаваясь posttensioning сухожилия, а выбрав значение слишком низкой может привести к недопустимо низкой первоначальной жесткости.
Кладки США code29 (Кирпичный стандартам Объединенного комитета [MSJC]) предусматривает максимальное допустимое напряжение в несвязанных сухожилия после блокировки-офф 0.78fpy (тру равно напряжение сухожилия доходность). Сухожилие стресс уменьшить с течением времени из-за потерь объясняется основном ползучести и усадки стен, с MSJC предлагая значения потерь от 20 до 25% для кладки и глины от 30 до 35% для конкретных кладки. Значения рекомендовано MSJC конкретных кладки было показано, применяется в Новую Зеландию masonry.30 Учитывая эти значения, то маловероятно, что эффективное предварительное напряжение после потери более 60% от предела текучести может быть получена в пост-натянутый кирпичная кладка стен, если сухожилия были restressed на более позднем этапе. Следует отметить, что изначально высокий уровень предварительного напряжения будет существовать, так как большинство потерь могут произойти в течение от 1 до 2 лет.
Это было продемонстрировано в ходе трясти стол тестирование posttensioned бетонные стены каменной кладки, что уровень Начальное предварительное оказывает глубокое воздействие на стене жесткости. Рассмотрим экспериментальные результаты, показанные на рис. 6, полученные в ходе трясти стол тестирование после натянутый бетонной стеной каменной кладки предварительно напряженных с одной сухожилия, высота 2438 мм (96 дюйма) и длиной 1016 мм (40 дюйма) .20 Каждая точка представляет данные максимуму стены регистрироваться в ходе каждого выполняется с использованием той же записи землетрясений, где только переменная Начальное предварительное. Очевидно, что повышение уровня предварительного напряжения снижает ответ смещение дает основания движения. В результате, несмотря на то, что перемещения могут быть размещены до уступая преднапрягающей сухожилие будет уменьшаться по мере уровень Начальное предварительное увеличивается, также будет соответствующее уменьшение перемещения ответ.
Рекомендуемая процедура выбора начального уровня предварительного напряжения заключается в определении максимальной общей сухожилия деформации в данной стене дрейф, а затем работать назад от этой величины для определения суммы первоначального предварительного напряжения, которые могут быть размещены на данной конфигурации стен и дизайн предел государства. Это может быть достигнуто с помощью уравнения. (10) и решения для эпидемии. Дизайн, например, на конец этого документа будет продемонстрировать применение этого подхода.
Определение критериев сухожилия деформации
Есть множество значений общей деформации Есть как минимум две значительные деформации сухожилий ограничения: (1) выход деформации сухожилий, а также (2) деформации, что приводит к полной потере силы после натяжения когда стена возвращается в исходное вертикальное выравнивание. Чтобы лучше понять эти ограничения, рассмотрим рис. 7, который похож на опубликованные previously.1 сухожилий изначально предварительно напряженных до точки 1 на кривой сухожилия стресса и напряжения, соответствующие деформации эпи. Нет потерь предварительного напряжения будет происходить при условии, что сухожилие деформации остается в пределах упругих деформаций в стене качания. Однако, если во время раскачивания стены сухожилия деформации превышает доходность EPY деформации, соответствующей точке 2, и, например, точка 3 будет достигнуто, будут какие-то потери Начальное предварительное на стене самоцентрирующейся. Пункт 4 изображает напряжение, при котором достаточное неупругого деформирования произошло, приведет к полной потере Начальное предварительное раз стены эгоистичным.
Это приводит к уменьшению жесткости стены и стены раздвижные может инициировать. Дрейфа в которой это происходит, однако, зачастую крупные и вряд ли будет провал критерий многоэтажных стены с длинными несвязанных длины сухожилия ..
Сопоставление DDBD метод и данные испытаний
Метод DDBD для пост-натянутой кладки стен были сопоставлены с данными, полученными во время трясти стол тестирование три прямоугольных после натянутый бетонные стены каменной кладки сообщили previously.20 Это исследование было первым для проверки posttensioned стен на вибростенде, поэтому это Первая попытка проверки DDBD метод качания систем с использованием фактических данных динамических испытаний. Все три стены, высотой 2438 мм (96 дюйма) длиной 1829, 1016 и 813 мм (72, 40 и 32 дюйма) для 1 Стены, 2 и 3, соответственно.
Ниже описывается алгоритм оценки, занятых в процессе сопоставления. Для всех записей землетрясения применительно к каждой стене, максимальная Перемещения и силу в системе центра масс были найдены путем линейной интерполяции значений, измеренных в верхней стенке и базы. В результате эффективной жесткости Keff поэтому могут быть найдены. Эквивалентной линейной структуры (ELS) имел массу несущие в себе элементы как вследствие кладки стен и массовых блоков, смещение, равное Таким образом, срок действия могут быть рассчитаны. Смещение текучести каждой стены оценивается по формуле. (11), что позволило пластичности, а затем затухание (уравнение (12) и (13)) должны быть получены для каждого пика смещения. Максимальный срок действия для всех трех стен составляла менее 1 секунды. В уравнении. (12), уровень вязкого трения Вязкого трения к поправочный коэффициент был оценен для каждого теста со смещением пика и соответствующего пластичности по формуле.
Упругих спектров ответа перемещения были получены с использованием ускорение истории, записанные на встряска поверхности стола во время тестирования. Ввод смещения спектров с расчетными срока действия и затухания в результате перемещения предсказал ELS. Отношения тест для перемещения ELS три стены приведены на рис. 8, а также среднее значение и стандартное отклонение каждого набора данных. В среднем соотношение показано на хорошем уровне, однако, имеется значительный разброс в данных по всем трем стенам, в результате чего в относительно больших отклонений. Максимальная погрешность составила 57%, а в результате недооценки Уолл-1 перемещения. Кроме того, стоит отметить, что крупнейшие ошибки в предсказании перемещения были на низком уровне пластичности, где эффективная жесткость очень высока, и срок действия очень низкий. Крупнейшие ошибки произошли в котором проходит пик пластичности варьировала от 1,57 до 1,68. Соответствующие смещения пика колебалась от 3,8 до 4,6 мм (от 0,15 до 0,18 дюйма).
В то время как погрешность в 50% кажется большой, в случае Уолл-2, предсказал смещение 2,7 мм (0,106 дюйма) и записанные перемещения 4,1 мм (0,16 дюйма). Ясно, что при таком низком уровне реакции, такие различия сочтено разумным. Кроме того, гласит, что генерируются значительные уровни пластичности привели в хорошем согласии с DDBD, за исключением одного случая. Например, почти все стены 1 работает, четыре стены 2 бежит, и две стены 3 работает генерируется большой пластичности уровнях, имея хорошее совпадение результатов испытаний и DDBD ..
Твердых точек данных на рис. 8 (б) изображают перемещений получаются при Wall 2 подвергался той же записи землетрясений при варьировании уровня предварительного напряжения. Полученный результат согласуется с уровнем рассеянного наблюдается полный набор данных.
Точной оценки уровня эквивалентного вязкого трения присущие пост-натянутой кладки стен необходимо обеспечить точные результаты получаются от метода DDBD. Как было отмечено ранее, в углубленное расследование EVD для этого настенного типа выходит за рамки настоящего исследования. Следовательно, выражение для EVD, недавно разработанной Dwairi др. al.18 был применен, в результате чего приемлемый уровень точности, когда перемещения были сопоставлены с результатами трясти стол тестирования.
Уровень разброса присутствуют в данных, приведенных на рис. 8 не был неожиданным. Использование времени истории анализ и обширный набор записей землетрясения, Dwairi др. al.18 продемонстрировали одинаковые уровни изменения, но, в среднем, вполне приемлемый результат. Важно также помнить, что этот метод попытки разработать структуру для достижения определенного уровня эффективности с точки зрения перемещения. Самой распространенной альтернативой, forcebased дизайн, не дает указание производительности. Расследование программы структурной стен с использованием как силовых и перемещения проектирования на основе был проведен Kowalsky.14 Использование эквивалентной боковой силы (ELF) метод перемещения профилей для различных конструкций стен были сопоставлены с динамическими неупругих timehistory анализ . Стены же были разработаны с использованием DDBD. В целом, результаты, полученные DDBD Было показано, что в соответствии с полученными из анализа времени истории. ELF метод был продемонстрирован обеспечить разумные результаты для некоторых конструкций стен, но перемещения свыше 300% от времени истории результаты не были редкостью.
В любом случае, изменения в реальных перемещений получены из структур, призванных в соответствии с DDBD следует рассматривать в дизайне. С помощью данных, представленных в этой работе, а также до work14, 18, связанных с изменением соотношения между фактическими и предсказал перемещений, пользователь может принимать соответствующие решения в отношении выбора целевых перемещений ..
ДИЗАЙН ПРИМЕР
В следующем примере конструкция представлена чтобы продемонстрировать применение этого подхода DDBD для кладки стен с несвязанных сухожилий. Например стены высотой 9 м (354 дюймов), длина 3 м (118 дюймов), и толщиной 190 мм (7,5 дюйма), как показано на рис. 9. Текучести подкрепление после натяжения 900 МПа (131 KSI), тогда как прочность на сжатие кладки 18 МПа (2,6 KSI). После натяжения сухожилий, T1 и T2, сгруппированы в двух местах показано на рисунке, и предполагается, что несвязанные длина 9,5 м (374 дюймов). Стены имеют осевой нагрузкой 200 кН (45 койка), а также инерции массы 50000 кг (110000 фунтов).
Ниже приводятся критерии рассматриваются в данном случае: 1) Для государственной предел работоспособности, штаммов кладки не должна превышать 0,003; и 2) для предельного состояния предел, стена для достижения дрейф 2% и сухожилия, чтобы оставаться в пределах упругих деформаций. 5% затухают спектров перемещения ответ на два предельных состояний определяется период угловой точки Т = 4 сек и угловые смещения точки соответственно. Угловая жесткость пропорциональной вязкого трения в размере 5% предполагалось.
Ultimate предельное состояние
Предельное состояние предел считается изначально, так как критерии эффективности государственной этот предел будет определять уровень Начальное предварительное. Цель перемещения на стену верхней части для вращения 2% составляет 180 мм (7,1 дюйма). Используя формулу. (11), что эквивалентно перемещению доход за эту стену, можно оценить как 11,1 мм (0,44 дюйма), в результате чего пластичность 16,2 и уровень EVD на 10,5% (уравнение (12) и (13) и полагая тэф = 1 второе). Цель перемещения в центр сейсмической силы определяется умножением отношение целевой дрейфа на высоту до центра сейсмических сил, что дает значение 120 мм (4,7 дюйма). Общая высота стены был умножен на 2 / 3, чтобы определить центр сейсмической силы на основе треугольной распределение сил. Хотя это приближение, было показано, что достаточно точны, особенно для стен, имеющих высоту, превышающую две stories.31 сдвига дизайн базе 208 кН (46,8 кип) рассчитывается по формуле. (5), предоставляя необходимую прочность момент 1247 кН * м (920 кип * м).
Как сдвига дизайн базы и целевых перемещения, как известно, срок действия рассчитывается и оказалось равным 1,1 секунды, проверяя, что правильное значение коэффициента CRS в формуле. (12) был использован в определении уровня эквивалентного вязкого трения ..
Для обеспечения максимального уровня Начальное предварительное и уменьшить напрягаемой области стали, уровень сухожилия деформации при дрейфа предел должен быть максимальным, поэтому стены будут сконструированы таким образом, что крайняя сухожилия деформации 0,0045) в дрейф предела. Начальной деформации из-за эпидемии предварительного напряжения может быть определена путем применения формулы. (10) для сухожилия t1 и предполагая, что нейтральный глубине оси равен 0.1lw. Значение для РПИ 0,00155 (0.35fpy) получается, и, как следствие, деформации сухожилий T2 в стене дрейф 2% находится на равную 0,00366.
Момент равновесия может быть применен для решения в области стальных требуется по формуле. (14), где Aps и Eps являются напрягаемой области стали и модуль упругости, соответственно, в то время как индекс цифрами обозначены отдельные сухожилия. Длина эквивалентного прямоугольного блока стресс был найден с использованием предыдущих предположении с = 0.1lw и Если предположить, что равные площади стали помещены в двух местах сухожилия, момент равновесия обеспечивает требуемой области стали 425 мм2 (0,66 in.2) в каждой точке.
... (14)
Применение силы равновесия, нейтральной оси оказалось равным 423 мм (16,7 дюйма), что больше, чем 0.1lw или 300 мм (11,8 дюйма) предполагалось изначально. Использование пересмотренного значения с, дальнейшее итерации обеспечивает сходимость решения в пределах 2%, при этом следующие результаты: эпи = 0,00181 (0.40fpy), , и Д = 445 мм2 (0,69 in.2) (на каждом месте сухожилие).
Работоспособность предельное состояние
Учитывая состояние работоспособности предела, стены верхней перемещении на кладки штамм 0,003 находится по формуле. (7) и дает значение 52 мм (2,0 дюйма). Следует отметить, что уравнения. (7) требует кладки напряжений в качестве входной переменной, которое было найдено в использовании начального уровня предварительного напряжения и сухожилий области получены ранее. Цель, рассчитывается по вновь предполагая эффективная высота стены составляет 2 / 3 фактической высоты стены, давая перемещение 35 мм (1,4 дюйма). Впоследствии, пластичность 4,7, 10,1% эквивалентного вязкого трения, а также базы сдвига 63 кН (14,2 KIPS) и нужный момент силы 380 кН * м (280 кип * м) определяются. Срок действия вновь проверил в целях обеспечения его больше или равна 1, и второе, что правильное уравнение для CRS в формуле. (12) была использована.
В качестве исходного сухожилия штамм был обнаружен ранее, уравнение. (10) может быть использована для определения деформации в каждом сухожилие на этом уровне перемещения стенки. Опять же, полагая с = 0.1lw, значения в каждом месте. Итерации нейтральной оси глубины снова требуется, в результате стали площадью 58 мм2 (0,09 in.2) найден. Крайний предел государственного результаты в крупнейших необходимых напрягаемой области стали и, следовательно, регулирует стенок конструкции.
ДИЗАЙН зданий разной длины WALL
Для зданий, состоящий из нескольких стенах той же длины, подход иллюстрирует пример дизайна может применяться непосредственно, без изменений. Инженер должен, конечно, иметь в виду, что сдвиговая дизайн базы силу получены будет применяться в отношении всего здания, при условии, что вся масса здания был использован для определения силы базе сдвига в формуле. (5).
Когда здание состоит из нескольких стен разной длины, как это часто бывает, он будет иметь важное значение для определения первой стены, которая будет регулировать выбор целевых перемещения для каждого предельного состояния. Полагая, что все стены одинаковой высоты, стены критической оценки целевой перемещения будет длинной стене здания. Полагая, что все стены связаны между собой через пол-плиты, перемещение каждой стены будут затем то же в любой момент времени. Каждая стена, однако, будет иметь различные перемещения выход (уравнение (11)) и, как следствие, различные эквивалентные затухания (уравнение (12) и (13)). В этом случае отдельные стены затухания значения должны быть объединены для получения системы величина затухания. Предыдущие исследования показали, что сочетание индивидуального стены затухания значения в единую систему, затухание должно быть сделано со ссылкой на площади стены length.14 После этого DDBD доходов в общем порядке с применением формулы. (5). Общая база сдвига затем распределяются по каждой стене в здании пропорционально квадрату длины стены, 14, и каждый стена предназначена самостоятельно ..
ВЫВОДЫ
В настоящем документе представлены методика для кладки стен posttensioned в рамках существующего метода DDBD. Хотя внимание было направлено на каменные стены, этот метод может быть применен к posttensioned бетонных стен.
Это было показано ранее, используя комбинацию метода конечных элементов и структурные данные испытаний, которые качалки является самым распространенным способом деформации для этого настенного типа. Это позволило вывод простой связи между деформацией сухожилия и стены перемещений. Выражение для предсказания перемещения стенки для кладки напряженность в отношениях между 0,0025 и 0,0035 был разработан ранее и был применен метод DDBD.
Эмпирические выражения для прогнозирования урожайности эквивалентной перемещение несвязанных после натянутый кладки стен была получена путем применения билинейных приближений к целому ряду стены сила-смещение ответов. Использование этого выражения ограничен до стены конструкции в пределах которые рассматривались в рамках данных ПЭМ множество.
Уровень Начальное предварительное было показано, что значительное влияние на стене перемещений. Было рекомендовано, чтобы этот проект переменной определяется на основе максимально желаемых сухожилия деформации в данный перемещения стенки при условии, что в результате начального уровня предварительного напряжения находится в пределах код определены границы учета потерь предварительного напряжения.
Определение надлежащего уровня EVD для пост-натянутой кладки стен имеет важное значение для точности такой конструкции методом. Хотя не было предпринято попыток в рамках нынешнего исследования по расследованию EVD уровнях пост-натянутой кирпичные стены, наиболее развитых в последнее время выражение для несвязанных posttensioned системы был использован с методом DDBD прогнозировать смещение три прямоугольных после натянутый бетонные стены каменной кладки испытаны ранее на вибростенде. DDBD цели для разработки структуры для достижения предопределенных уровня структурных ответ. Когда этот метод по сравнению с трясти стол испытаний, в результате соотношение хорошо в среднем, хотя существуют значительные разброс данных при низких уровнях перемещения ответ. Соглашения на более высоких уровнях пластичности как правило, гораздо лучше. Следует отметить, что общие силовых дизайн (FBD) методы не дают никаких указаний на производительность. Предыдущие исследования показали, что смещения полученных методом ELF могут отличаться от результатов времени истории анализ более 300%.
И наконец, численный пример был представлен для демонстрации использования предлагаемого метода DDBD для пост-натянутой кладки стен. Предельное состояние лимит был рассмотрен на начальном этапе, который определяется уровнем начальных предварительного напряжения. Состояние работоспособности предел был впоследствии проверяется на соответствие.
Авторы
Авторы хотели бы выразить признательность Государственного университета Северной Каролины (NCSU), Национальной Ассоциации Бетон Кирпичный (NCMA), Уитмен Кирпичный, Адамс Продукты, из Университета Окленда, и Фулбрайта Новой Зеландии. Особая благодарность для технического персонала лаборатории NCSU построенных объектов, в том числе J. Аткинсон, Б. Данливи, Л. Нельсон. Авторы также благодарят рецензентов за их кропотливый, вдумчивый просмотр рукописи и предложения, которые, несомненно, улучшили качество бумаги.
Нотация
^ К югу пс = площадь предварительного напряжения стали
= эквивалентный прямоугольного напряжения блока сжатия длины зоны
C ^ югу RS = коэффициент эквивалентное затухание определены в формуле. (12)
с = расстояние от крайней волокна сжатие изгиб нейтральной оси
г ^ к югу я = расстояние от крайней волокна сжатия тяжести-го предварительного напряжения сухожилия
E ^ югу пс = напрягаемой стальной модуль упругости
е '^ м к югу = кладки предел прочности при сжатии
^ е м к югу = осевое напряжение кладки
F ^ югу ру = текучести стали напрягаемой
F ^ югу себе = эффективное напряжение в напрягаемой стали после потери
G = ускорение силы тяжести
ч ^ е ^ к югу = эквивалентная высота стены
К ^ к югу эфф = эффективной жесткости заменить структуру
К ^ к югу я = исходных структурных жесткости
л ^ к югу р = несвязанных длины сухожилия
к югу л ^ ш = длина стены
м ^ к югу эфф = эффективная масса заменить структуру
Sa = спектральное ускорение
Sd = спектральные перемещения
T = структурных период
T ^ югу с = спектральных период угловой точки
T ^ югу эфф = эффективный период замены структуры
V = боковая сила
V ^ к югу б = дизайн базы сдвига
V ^ к югу F = номинальная прочность стены
V ^ к югу у = стены эквивалентно доходности перемещения
Ссылки
1. Пристли, MJN, и Тао, JR, "сейсмического отклика сборного предварительно напряженного железобетона Рамки с частично Debonded сухожилия," PCI Journal, V. 38, № 1, январь-февраль 1993, с. 58-69.
2. Пристли, MJN; Шритарана, S.; Конли, JR и Pampanin, S., "Предварительные результаты и выводы из PRESSS пятиэтажном сборного железобетона испытательном корпусе," PCI Journal, V. 44, № 6, ноябрь - Декабрь 1999, с. 42-67.
3. Лаурсен, PT, и Ingham, JM, "Структурные Тестирование крупномасштабных после напряженной Бетонные стены Кирпичные" Журнал строительной техники, ASCE, В. 130, № 10, 2004, с. 1497-1505.
4. Холден, T.; Рестрепо, J.; и Мандер, J., "сейсмические характеристики железобетонных и предварительно напряженных железобетонных стен," Журнал строительной техники, ASCE, В. 129, № 3, 2003, с. 286-296 .
5. Ricles, JM; Заузе, R.; Гарлок, MM; и Чжао, C., "Пост-напряженной сейсмической устойчивостью соединения для стальных рам," Журнал строительной техники, ASCE, В. 127, № 2, февраль 2001 , с. 113-121.
6. Христопулос, C.; Filiatrault, A.; Uang, CM, а Фолс, B., "Пост-напряженной водобойные Соединения Момент-стойкой стали Рамы," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 128, № 9, Сентябрь 2002, с. 1111-1120.
7. Rosenboom О.А., Ковалски, МЮ, "Обратные In-Plane циклических Поведение после напряженной Клей стены из кирпичной кладки," Журнал строительной техники, ASCE, В. 130, № 5, май 2004, с. 787-798.
8. Пристли, MJN, "Мифы и заблуждения в Землетрясение инженерно-Конфликты между Дизайн и реальность", "Вестник Новой Зеландии Национальное общество по проектированию сейсмостойких сооружений, V. 26, № 3, сентябрь 1993, с. 329-341.
9. Wight, GD, "Сейсмическая Выполнение после напряженной Бетонные стены Кирпичные системы", кандидатская диссертация, Университет Окленда, Окленд, Новая Зеландия, 2006, 439 с.
10. Gulkan П., Sozen, MA, "Неупругие Ответы железобетонных конструкций для землетрясений движений", ACI ЖУРНАЛ, Труды Т. 71, № 12, декабрь 1974, с. 604-610.
11. Ковалски, МДж; Пристли, MJN и МакРей, штат Джорджия, "Смещение основании Дизайн RC колонны моста в сейсмических районах", журнал инженерных землетрясения и структурной динамики, V. 24, No 12, декабрь 1995, с. 1623 - 1643.
12. Пристли, MJN и Ковалски, МЮ, "Прямые перемещения проектирования на основе бетона Здания," Вестник Новой Зеландии общества сейсмостойкого строительства, В. 33, № 4, 2000, с. 421-444.
13. Ковалски, МЮ, "Перемещение Подход, основанный на сейсмических Дизайн непрерывных железобетонных мостов," Журнал инженерной землетрясения и структурной динамики, V. 31, № 3, март 2002, с. 719-747.
14. Ковалски, МЮ, "RC Структурные Стены разработанные в соответствии с UBC и перемещению методов, основанных на" Журнал строительной техники, ASCE, В. 127, № 5, май 2001, с. 506-516.
15. Еврокод 8, "Структуры в сейсмических районах-Design, часть 1, общая и Строительство", Комиссия европейских сообществ, Брюссель, Бельгия, май 1988 года.
16. Лин, YY, и Чжан, KC, "Исследование о затухании фактор снижения зданий под землей Землетрясение Движения" Журнал строительной техники, ASCE, В. 129, № 2, 2003, с. 206-214.
17. Faccioli, E.; Паолуччи, R.; и Рей, J., "Смещение спектров течение длительного времени," Землетрясение Spectra, V. 20, № 2, май 2004, с. 347-376.
18. Dwairi, ТМ; Ковалски, МДж, а Нау, JM, "эквивалентное затухание в поддержку прямого перемещения основе дизайна" Журнал сейсмостойкого строительства, V. 11, № 3, август 2007, с. 1-19.
19. NEHRP "Рекомендуемые положения сейсмической правил для новых зданий и других сооружений, часть 1-положения (ФЕМА 450)," Строительство сейсмических Совета безопасности, Вашингтон, DC, 2003.
20. Wight, GD; Ingham, JM и Ковалски, МЮ, "Shaketable Тестирование прямоугольных после напряженной Бетонные стены Кирпичные", ACI Структурные Journal, В. 103, № 4, июль-август 2006, с. 587-595.
21. Ковалски, MJ, и Wight, GD, "Прямые перемещения основе дизайна несвязанных после натянутый кирпичные стены," 8 США по национальной конференции по сейсмостойкого строительства, Сан-Франциско, Калифорния, 18-22 апреля 2006, 10 с.
22. Пристли, MJN, мифы и заблуждения в сейсмостойких сооружений, Revisited, IUSS Пресс, Павии, Италия, 2003, 121 с.
23. Рахман А., Рестрепо, J., "сейсмостойких зданий сборного железобетона: Сейсмическая Выполнение Консольные Стены предварительно напряженного использования несвязанных сухожилия," Научно-исследовательский доклад 2000-5, Департамент строительства, Университет Кентербери, Крайстчерч, Новая Зеландия.
24. NZS 4230:2004, "Проектирование железобетонных конструкций Кирпичный," Стандарты Новой Зеландии, Веллингтон, Новая Зеландия, 2004.
25. Пристли, MJN, и Грант, DN, "вязкого трения в сейсмических проектирования и анализа", журнал сейсмостойкого строительства, т. 9, Специальный выпуск 2, 2005, с. 229-255.
26. Пристли, MJN; Seible, F.; и Кальви, М., "Сейсмическая Дизайн и модернизации мостов," John Wiley
27. Мандер, JB, и Cheng, C., "сейсмостойкости мост Пирс основании ущерб Дизайн избежании", Национальный центр по исследованию землетрясений инженерия, Университет штата Нью-Йорк в Буффало, Буффало, штат Нью-Йорк, декабрь 1997, 109 с.
28. Торансо, Л.; Карр, AJ и Рестрепо, СО, "Смещение основании Дизайн Рокинг Стены Включение гистерезисных диссипаторами энергии", 7-й Международный семинар по Сейсмическая изоляция, пассивное рассеяние энергии и активного контроля колебаний конструкций, Ассизи, Италия, 2 - 5 октября 2001, 10 с.
29. Кирпичный стандартам Объединенного комитета, "Строительный кодекс Требования к кирпичных строений (ACI 530-05/ASCE 5-05/TMS 402-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 176 с.
30. Лаурсен, PT; Wight, GD и Ингам, JM, "Оценка ползучести и усадки Потери в пост-напряженной бетона масонство", ACI журнал Материалы, В. 103, № 6, ноябрь-декабрь 2006, с. 427-435.
31. Paulay, T., и Пристли, MJN, сейсмическая Дизайн железобетонных и каменных зданий, John Wiley
Гэвин D. Уайт является инженера-конструктора на VSL Australia Pty ООО Он получил докторскую степень в Университете Auckland, Auckland, Новая Зеландия. Его научные интересы включают в себя использование после натяжения улучшить сейсмические характеристики бетонных стен кирпичной кладки.
Входящие в состав МСА Mervyn J. Ковалски является адъюнкт-профессор кафедры гражданского, строительству и инженерной экологии в Государственном Университете Северной Каролины, Роли, штат Северная Каролина Он является членом комитетов МСА 213, керамзитобетонные и бетон, 341, сейсмостойкость бетона мостов, 374, производительность основе сейсмических Дизайн бетонных зданий, а также совместное ACI-ASCE-TMS 530 комитетов, Кирпичный стандартов; 530E, сейсмических и 530F, изгиб и осевые нагрузки. Его исследовательские интересы включают инженерно землетрясения и сейсмические дизайн бетонных и кирпичных конструкций.
Входящие в состав МСА Джейсон М. Ингам является адъюнкт-профессор в Департаменте гражданской и экологической инженерии, Университет Окленда. Он получил докторскую степень в структурной инженерии в Калифорнийском университете Сан-Диего, Ла-Хойя, Калифорния Его исследовательские интересы включают усиленный и предварительно напряженных железобетонных и каменных конструкций.