Плоских пластин в сейсмических районах: Сравнение Shear Укрепление системы

Четыре полномасштабной плоских образцов плита, две шпильки со сдвигом и два с пластичностью арматуры, были проверены на циклические боковым смещением, чтобы имитировать поведение внутренней связи плиты колонки в плоской пластине с факторинговой тяжести нагрузки 10,5 кН / м ^ SUP 2 ^ (220 кг / м ^ 2 ^ SUP) во время сильного землетрясения. Перфорация произошло для образцов со сдвигом шипов на 2% interstory отношение дрейфа для зарегистрированных несбалансированным моменты, которые были значительно ниже, чем образцов номинальная циклических мощностей в соответствии с МСА 421.1R-99. Хотя образцы с пластичностью подкреплением предназначен для погрузки гравитационного типа только они терпели большие interstory дрейфа, чем особи со сдвигом шипами. Их остаточная грузоподъемность тяжести после циклических боковых смещений до 5% коэффициент дрейфа соответствовала всем верхнего изгиба усиление по образцу ширина достигая предела прочности. Это указывает на очень хорошем защиты от распада и предлагает последовательный метод для плоских пластин в сейсмически опасных районах, при котором оценки переданных момент между плитой и столбца не требуется ..

Ключевые слова: бары; пластичность; изгиб потенциала; interstory дрейфа плит; сейсмических; сдвига; стремена, шпильки.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Во время сильного землетрясения, interstory отношение дрейфа потенциала (боковое смещение разница между двумя последовательными этажи разделены история высота) должно быть ограничено максимум 2,5% (в том числе неупругих деформаций) по стабилизации системы в соответствии с современными сейсмическими коды .1 Известно, что плоские пластины кадров колонки не следует рассматривать в качестве части системы стабилизации, но они должны сопротивляться interstory дрейф без потери несущей способности для тяжести нагрузки. Таким образом, в Северной Америке, плоских пластин в сейсмических районах зачастую предоставляются с поперечной арматуры, дизайн которой предусматривается, что сейсмический момент оценить. Сейсмического момента несбалансированного момента, который передается между колоннами и плоских пластин из-за дрейфа interstory здания во время землетрясения.

Консенсус не достигнут, видимо, существует, однако, о том, как оценивать соотношение между interstory дрейфа и сейсмический момент, что не удивительно, потому что боковой жесткости пластины крайне нелинейный характер. По оценкам сейсмических момент будет варьироваться от дизайнера к дизайнер в зависимости от допущений в отношении изменения жесткости плиты с боковым смещением, а также необходимое количество поперечной арматуры, в свою очередь зависит часть сейсмического момента, который считается переданы эксцентриситета сдвига.

Эта сила метода, основанного обычно вызывает, по крайней мере на 50% больше, чем усиление изгиба в нормальном случае нагрузка тяжести. Подробнее изгиб подкрепление означает увеличение жесткости пластины, что приводит к большей сейсмического момента для данного interstory дрейфа. Больше сейсмический момент требует больше поперечной арматуры для предотвращения перфорации провал.

Одним из путей решения этих вычислительных трудностей описывается Megally и Гали, 2, которые предлагают верхний предел сейсмического момента для проектирования поперечной арматуры, которая основана на нескольких предоставляемой суммы изгиба арматуры в плиту для отрицательных и положительных изгибающий момент, проходящей в течение критического сечения для штамповки на колонну. Они утверждают, что если плита, с помощью сдвига шпильки, может быть показано по расчету противостоять этому верхний предел сейсмический момент без перфорации провал, а затем "плитой колонке связи претерпит существенные дрейфа, не теряя способности для передачи тяжести нагрузки , что позволит избежать развала ". Предложение оправданными в основном на конечные расчеты элементов, однако экспериментальные данные для внутренних колонн очень мало.

Другой способ преодолеть теоретические трудности, с силой метода, основанного будет стремиться к пластичного поведения вместо. Если бы можно было дать плоских пластин же способности, как монолитно-место плит, опирающихся на балки или стены для достижения изгиб потенциала и претерпеть существенные дополнительные возможности отклонения без потерь, то более последовательной и безопасное проектирование сейсмостойких было бы невозможно. Как уже упоминалось, устойчивость зданий в сейсмических районах не должны полагаться на раме действий плоских плит и колонн, потому что такие кадры быстро стать очень гибкие раз плиты укрепления начинает приносить около колонны. Следовательно, оно должно быть возможным и допустимым для разработки плоских пластин для пластичного поведения, а не неопределенного сейсмического момента вызванных interstory дрейфа. Пластичности усиление описанных в номер 3, кажется, перспективной системы для этого подхода. Компоненты пластичности арматуры и типичные расположения показаны на рис. 1.

Проведение экспериментов по исследованию возможности конечной циклической дрейфа на внутренних колонн плоских образцов пластины со сдвигом шпильки были Брауном и Дилгер, 4 Дилгер и Цао, 5 и Робертсон и др. al.6 Эти испытания, как представляется, были выполнены с низкой нагрузкой тяжести и завышенным запасом прочности изгиба укрепление, вероятно, чтобы установить предел прочности при сдвиге для циклических обратной загрузки, что может быть достигнуто со сдвигом шипами. Результаты теста могут быть ненадежными более высокой отдачи тяжести или при изгибе укрепление предназначен в балансе с изгибающих моментов.

Экспериментах, описанных в данном документе направлены на покрытие нагрузки до верхнего диапазона возможных загрузки учтены тяжести плоских пластин в офисных зданиях с пролета шириной порядка 7,5 м (25 футов) или меньше. Выбрали сумму изгибных укрепление призван отразить нормальный дизайн.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Последовательный метод для плоских пластин в сейсмических районах представлены и проверены на опыте. Она основана на философии дизайна, что плоские пластины должно быть подробно описано для пластичного поведения для поддержания циклических interstory дрейфа во время сильного землетрясения без коллапса. Образцы со сдвигом шпильки, имитируя североамериканских практике разработки плоских пластин противостоять циклическим несбалансированного момента из-за дрейфа interstory, были также испытаны для сравнения.

МЕТОДИКА

Образцы

Схема испытания приведена на рис. 2. Образцы геометрически идентичные тем, которые используются для гравитационной нагрузки testing.3 Они смоделировали условия на внутренний 300 мм (12 дюйма) квадратных столбца в непрерывной плоской пластины с пролетом шириной 5,8 м (19,0 м), а толщина плиты 180 мм (7,1 дюйма). Колонны выше и ниже плиты были контактный поддержке на их концах для имитации точки contraflexure для изгибающего момента в колоннах из-за введенных бокового смещения здания во время землетрясения. Образцы были прикреплены на испытательном стенде с якоря восемь стержней разбрасыватель пучков для создания 16 равномерно распределенных опорных точек по окружности с радиусом 1215 мм (47,8 дюйма). Этот круг имитирует линию contraflexure для изгибающих моментов в радиальном направлении под воздействием силы тяжести нагрузки в прототип structure.3 Поддержка под плитой были только при условии, между Анкор стержнях 2 и 3, 6 и 7. Ограничения этой установки для моделирования дрейфа interstory обсуждаются в Приложение A..

Все образцы были брошены с нормальной плотности бетона с целевой цилиндра прочности на сжатие 35 МПа (5100 фунтов на квадратный дюйм). Крупного заполнителя в бетоне было подавлено эстонского известняка с максимальным размером 16 мм (0,63 дюйма). Фактические конкретные преимущества в день тестирования и усиление свойства приведены в таблице 1. Испытанию баллонов хранились в тех же условиях, как опытных образцов. Все топ-арматурного проката были предоставлены 180-градусной крючков и номинальной бетона в верхней и нижней арматуры 15 мм (0,6 дюйма).

Колонны 12 симметрично F20 мм арматуры в соответствии с рис. 3 и образцов 17c и 17D были предоставлены пластичности укрепления в соответствии с рис. 4. Стремена были сделаны из холодной натянутый деформированных бары с

Образцы, 18c и 18d было 5 и получили подкрепление концентрированной дно (2 2 Сдвига шипов и способ размещения них были подробно описаны в номер 3. Единственное различие между образцами 18c и 18d был размер изгиб подкрепление, которое показано в таблице 1.

Методика проверки

Образцы первой загрузке с концентрическими вертикальной нагрузке 470 кН (106 койка), соответствующие нормальной нагрузки случае гравитации с учитываться равномерно распределенной нагрузкой 470/5.82 = 14 кН / м ^ SUP 2 ^ (290 кг / м ^ SUP 2 ^). Учитываться тяжесть нагрузки во время землетрясения, как правило, порядка 75% от нормального учитываться тяжесть нагрузки, что дает факторинговой реакции столбца, который был использован в ходе испытания циклической боковой загрузкой, V ^ к югу и ^ = 0,75. 470 = 355 кН (80 койка), соответствующие равномерно распределенной нагрузкой 10,5 кН / м ^ SUP 2 ^ (220 кг / м ^ 2 ^ SUP). Такая нагрузка поддерживалась постоянной в течение циклических испытаний непрерывного регулирования разъем под колонки.

Нагрузка на колонну из 470 кН (106 кип) был введен с шагом около 80 кН (18 койка). Нагрузки, то снизился до 355 кН (80 койка) и циклических вынуждены горизонтальное перемещение было введено в свободной верхней части колонки с помощью двух разъемов, по одному для каждой загрузке направлении. Введенных несбалансированным момент зарегистрировано горизонтальные силы раз колонна высотой 2,0 м (6,6 футов). Interstory отношение дрейфа равна смещения в верхней колонке разделить на высоте колонны.

Первое горизонтальное перемещение соответствовало дрейфа отношение 1,0%, что было увеличено с шагом в 0,5% до конечной отношение дрейфа была достигнута. На каждом уровне дрейф, два полных циклов перемещения были исполнены и загрузкой направление для всех испытанных плит было параллельно с внутренними слоями в верхней и нижней усиление плиты (в слабом направлении плита). Езда на велосипеде была продолжена до чрезмерного перемещения пробивая произошло, но не более, чем 5,0% interstory отношение дрейфа. Остаточного потенциала плит для концентрических монотонная нагрузка тяжести, то испытания.

Отклонение нижней поверхности образцов у колонны и вертикального перемещения колонны были зарегистрированы после каждого завершил два цикла. Любое relativemovement колонны по отношению к нижней поверхности плиты (с указанием штамповки), могут быть обнаружены. После окончательного тестирования, плиты были распилу на две части для отображения внутренних трещин.

Приборы были установлены на всех четырех сторон колонны в нижней части плиты, чтобы столбец наклона в месте соединения с плиты могут быть определены на пике положительных и отрицательных смещений в течение каждого цикла. Это указывает на склонность вращения пластинки колонки связи, которое всегда было меньше, чем дрейф отношение, так как часть дрейфа перемещения была поглощена деформации изгиба колонны.

ПОТЕНЦИАЛ Прогнозы

Общий

Результаты испытаний по сравнению с номинальной мощности в соответствии с образцами КСР-МФП Типовой кодекс 19907 и ACI-421.1R 99,8 КСР-МФП Типовой кодекс 1990 можно считать репрезентативными для европейских строительных норм, так как Еврокод 2 принял разработке положения КСР-МФП Типовой кодекс 1990 для штамповки. Всюду в этой статье, считается, что плоская структура пластины квадратных колонн с шириной менее 4D.

Прогнозы для плоских пластин со сдвигом шпильки в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 19907 и МСА 421.1R-998

Дизайн положения подробно изложены в номер 3, со следующими изменениями для циклического нагружения. Сокращение конкретный вклад в пробивая потенциала для циклических несбалансированной загрузке момент в соответствии с МСА 421.1R-99 приходится на. Уменьшение фактора 0,50 обозначается (*) в выражении. (3) и тот же подход используется в настоящем документе для КСР-МФП Типовой кодекс 1990 в формуле. (1). Верхний предел для номинального концентрических потенциала пробивая со сдвигом шпильки в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990 берется здесь в качестве 1.6V ^ с ^ к югу (как и в первом издании), который предложил сократить на 25% для учета приведенной сдвига strength9 для обратной циклической нагрузки сдвига (уравнение (2)).

Номинальная мощность концентрических пробивая со сдвигом шпильки для циклического нагружения

... (1)

где S Vn1 ограничено

V ^ к югу n1, макс = 0,75 1.6V ^ с ^ к югу (MC 90) (2)

... (3)

где V ^ с ^ к югу является концентрических потенциала штамповки без поперечной арматуры в соответствии с МСА 318-0510 и верхний предел Vn1 зависит от расстояния ы в радиальном направлении от шипов

S

0.5d

Номинальная мощность несбалансированного момента от штамповки в столбце

... (6)

где

W ^ подпункта 1 = D (2, c ^ 2 ^ SUP 4cd 17.8d ^ SUP 2 ^ 2

... (8)

где

... (9)

Номинальная мощность несбалансированным момент из-за сдвига неудачи вне зоны сдвига армированных

... (10)

где W ^ 2 подпункта, е ^ является раздел модуля для эффективного контроля за пределами раздела сдвига studs.3

... (11)

где W ^ 2 ^ к югу является раздел модуля для контроля за раздел сдвига studs.3

Комбинированные концентрических нагрузки тяжести и несбалансированным момент

Суммарная пропускная способность с учетом как КСР-МФП Типовой кодекс 1990 и МСА 421.1R-99 может быть проверено путем взаимодействия формуле

... (12)

Дизайн положения для плоских пластин с пластичностью укрепление

Плита, который устойчив к разделу силы тяжести равномерно распределенной нагрузкой, что вызывает напряжение 1.25fy в верхней и нижней изгиб арматуры. Дизайн положения подробно изложены в номер 3 со следующими изменениями для циклического нагружения (дополнительные комментарии приведены в Приложении B).

* Нет конкретный вклад будет использоваться при расчете пробивая Vn1 потенциала, который в соответствии с МСА 318-05 для циклического нагружения балок.

* Верхняя граница пробивая потенциала, Vn1, не более, должна быть уменьшена на 25% к ответственности за сокращения численности сдвига для циклического сдвига обратном stress.9

* Сдвига потенциала за пределами В.Н.2 стремена должны быть сокращены на 25% для опытных образцов, поскольку обратной напряжений сдвига, как правило, происходит.

* Прочность уступая в середине пролета из-за дрейфа interstory следует избегать, потому что плиты отклонения в противном случае увеличение дрейфа для каждого цикла, что быстро приводит к коллапсу плоской пластины. Усиление изгиба плоских пластин в сейсмических районах должно быть спланирована таким образом, по крайней мере в 1,5 раза учитываться тяжесть нагрузки во время землетрясения.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ

Образцы со сдвигом шпильки

Результатов испытаний и прогнозы приведены в таблице 2. Образцы 18c со сдвигом шпильки имел изгиб урожайность V ^ югу у = 814 кН (183 кип) для имитации традиционных дизайн, где значительное количество изгиб арматуры добавил противостоять несбалансированного момента во время землетрясения. Изгибных урожайность дизайн с 470 = 1,56). Половина верхней и нижней укрепление было сосредоточено на ширину (с ^ ^ 2 подпункта 3h) в соответствии с ACI 318-05, раздел 21.12.6.3. При условии концентрических потенциала штамповки (V ^ ^ к югу N1) путем сдвига шпильки с некоторым конкретным вкладом в соответствии с формулой. (3) превысил верхний предел, уравнения. (4), в соответствии с МСА 421.1R-99 на 35% обеспечить максимально возможную мощность сдвига для несбалансированного moment.2

Образцы 18d было сделано для изучения, если пластины со сдвигом шпильки пластичный достаточно, чтобы быть сконструированы так же, как плиты с пластичностью подкрепления. Плита была изгиб потенциала в области дизайна 595 = 536 кН (120 койка), что почти равно вышеупомянутой минимальной нагрузке 1,5 раза дизайн тяжести нагрузки во время землетрясения = 1,5 * 355 = 533 кН (120 кип). Изгибных подкрепление равномерно распределены по образцу ширину и плиты имели одинаковое количество шипов, как сдвига образца 18c.

Образцы, 18c и 18d отображается петли гистерезиса (рис. 6), с виду хорошая способность сопротивляться interstory дрейфа до уровня 3,0%, после чего неуравновешенный момент сократилась до менее чем 80% от своего максимального значения. Упругих несбалансированного момента в соответствии с Aalami11 с изгибной жесткости в разделе трещины из-за негативных изгибающий момент в плите также показано на рис. 6, в котором должное уважение уделяется зарегистрированных упругая колонке (0,5% дрейфа для несбалансированного момент 250 кНм). Очевидно, что неупругие деформации связи плиты колонки начали уже около 0,5% interstory дрейфа для обоих образцов.

Колонна начала пробивать через панели, на 2% коэффициент дрейфа, однако, которые могут быть обнаружены путем перемещения разница между колонкой и нижней части плиты на колонну, как показано на рис. 7. Езда на велосипеде был остановлен на 4 коэффициент дрейфа% из-за колонны, то рыться плиты столько, сколько 28 и 40 мм (1,1 и 1,6 дюйма), соответственно.

Из-за одновременного вертикального движения землей во время землетрясения, мощность нагрузки тяжести плоской пластины должна быть больше, чем необходимо для статической нагрузки. Остаточная емкость для загрузки тяжести этой связи слишком мала, чтобы считать безопасным, особенно для образцов 18d с меньшим количеством изгиб арматуры (рис. 8).

По данным ACI 318-05, доля . Фактическая емкость этого укрепления соответствует несбалансированным моменты 331 и 225 кНм (244 и 166 кип-м) (с подкреплением на текучести) для плит 18c и 18d, соответственно. Зафиксированная максимальная скорость несбалансированным моменты 208 и 156 кНм (153 и 115 кип-м) указывают, что произошло штамповки до низа укрепление полностью активирована.

Образцы с пластичностью укрепление

Результатов испытаний и прогнозы приведены в таблице 3. Образца 17D был разработан в соответствии с гипотезой о том, что неравномерное момент не обязательно должен быть оценена, если пластинки с пластичностью арматура предназначена для тяжести нагрузки по меньшей мере равным 1,5 раза учитываться фактическая нагрузка тяжести во время землетрясения. Изгибных урожайность была V ^ югу у = 613 кН (138 кип) и изгиб потенциала в области дизайна, 0,9 * 613 = 552 кН (124 койка), был немного больше, чем в 1,5 раза применяется тяжести нагрузка = 1,5 * 355 = 533 кН (120 кип). Изгибных подкрепление равномерно распределены по образцу ширину и стремена были разработаны в балансе с V югу ^ у ^.

Образцы 17c имел изгиб потенциала V ^ югу у = 733 кН (165 койка), что примерно на 20% больше, чем для плит 17D, чтобы изучить, если имеются дополнительные возможности изгиба пластинки бы улучшить поведение во время interstory дрейфа. Изгибных подкрепление равномерно распределены и стремена были в данном случае предназначен для загрузки 1.15Vy, соответствующие всем верхнего изгиба усиление по образцу ширина достигая предела прочности.

Петли гистерезиса, показывают, упругая примерно 1,5% дрейфа соотношение Образцы 17c и 17D (рис. 9) и стабильной производительности до дрейфа соотношении 3%, но пробивая провал начал на 2,5% дрейфа отношение (рис. 7). Тем не менее, postpunching поведение проявляли постоянный рост потенциала тяжести нагрузки с ростом колонке смещения (рис. 8). Остаточная грузоподъемность тяжести после велосипеде на 5% коэффициент дрейфа превысила номинальную емкость образцов, соответствующих всем верхнего изгиба укрепление достигая предела прочности, 1.15Vy, что указывает на очень высокий уровень безопасности против распада (табл. 3, столбец 7).

Фактической урожайности раз 1/0.6 верхней и нижней усиление внутри (с ^ ^ 2 подпункта 3h) соответствует несбалансированным момент 171 кНм (126 кип-м) для плит. Зафиксированная максимальная скорость несбалансированным моменты 256 и 232 кНм (189 и 171 кип-м) показывают, что эффективная ширина может быть больше (с ^ ^ 2 подпункта 3h) для плит с пластичностью подкрепления.

ОБСУЖДЕНИЕ

Образцы со сдвигом шпильки

Результаты испытаний образцов, 18c и 18d выявить трудности, с силой метода, основанного на проектирование от циклических interstory дрейфа. Ключевые вопросы:

1. Как определить реалистичные сейсмического момента в результате осуществления определенной конечной interstory дрейфа в том числе неупругих деформаций, а также

2. Как разработать поперечной арматуры, так что плита может сопротивляться циклической сейсмического момента без риска для краха.

Петли гистерезиса на рис. 6 показывают неупругое поведение плиты колонки подключение, для которого конкретные деградации, как представляется, главная причина. Поэтому представляется, трудно дать надежный ответ на первый вопрос. Тогда второй вопрос не имеет хороший ответ, потому что даже если бы удалось правильно предсказать циклических сейсмический момент, который вызывает штамповки провал, это не поможет дизайнер тех пор, пока сейсмический момент не могут быть оценены с уверенностью.

Два вопроса избежать ACI 318-05. Раздел 21.11.5 разрешений, дающая плоскую раму пластины считается способным к сопротивлению interstory дрейфа во время землетрясения, если поперечной арматуры мощностью Vs распространяется по крайней мере 4H из колонки, где лицо

V ^ к югу ы = 3,5 [радикальных] е '^ к югу C ^ * 4 (CD) г фунтов на квадратный дюйм, дюйм

[Асимптотически =] 0,29 [радикальных] е '^ к югу C ^ * 4 (CD) МПа, м

Это поперечной арматуры бы, в самом деле с Ву = 355 кН (80 койка), дают Плиты 18c и 18d циклических несбалансированного момента потенциала 118 кНм (87 кип-м) в соответствии с МСА 421.1R-99. Этот момент уровень уже был достигнут примерно в 1% дрейфа для двух образцов (рис. 6). Количество поперечной арматуры определяется код Таким образом, представляется недостаточным, когда нагрузка от собственного веса велика.

Megally и Ghali2 предложил ниже минимального размера сдвига шипов, чем по ACI 318-05, раздел 21.11.5. Они предложили также верхний предел несбалансированного момента проектирования поперечной арматуры. Предельное значение зависит от нескольких сумму в верхней и нижней усиление изгиба в пределах ширины (с ^ ^ к югу 2 г) на колонке. Если их метод применяется к Образцы 18c и 18d, то поперечной арматуры должен быть рассчитан на долю фактического предела прочности верхней и нижней подкрепление в пределах ширины [C ^ 2 ^ к югу г]). Именно таким образом ожидается, что плита будет поддерживать значительный дрейф и не потерять способность передавать тяжести нагрузки.

Конструкция из двух образцов выполнил вышеупомянутые требования, поскольку фактическая номинальная мощность несбалансированного момента от штамповки для образцов 373 кНм (275 кип-м) в присутствии тяжести нагрузки 355 кН (80 койка), если верхний предел сила штамповки сдвига для концентрических загрузки в соответствии с МСА 421.1R-99 увеличивается на 25% для циклических interstory drift.2 предлагаемого метода проектирования, однако, представляется нереалистичным из-за большой разницы между теорией и результатами тестов в связи с дрейфом потенциала и возможностей для штамповки несбалансированного момента, а также остаточной грузоподъемности тяжести. (Значение меньше единицы в строках 9 и 18 Таблица 2 показывает, что испытание возможностей было меньше, чем предсказано потенциала.)

Таблица 2 показывает, предсказал циклических потенциала штамповки в соответствии с МСА 421.1R-99 для образцов, 18c и 18d небезопасно, а. Похоже, что должное внимание уделялось ни тем выводом, что перфорации обычно возникает, когда кривизна потенциала плита exceeded12, ни тот факт, что циклического нагружения сдвига приведет к деградации силы. С другой стороны, версия КСР-МФП Типовой кодекс 1990, изменения в настоящем документе, дает консервативную оценку несбалансированным моментов, вызванных штамповки, потому что разумный верхний предел 1.6Vc номинальной концентрических потенциала пробивая со сдвигом шпильки для монотонных нагрузка сводится здесь на 25%, для циклических обратной загрузки сдвига (уравнение (2)). Поэтому неудивительно, что Megally и Ghali2 рекомендовать, что "верхний предел прочности на сдвиг перфорации в соответствии с МСА 421.1R-99 для монотонных загрузки сдвига быть отменены для циклических обратной загрузки сдвига плит со сдвигом шипов", (впоследствии выбрано " увеличился на 25%, если Ву / FV ^ к югу с = 1 ").

Предлагается снизить на 25% верхнего предела для монотонных 1.6Vc загрузки КСР по-МФП Типовой кодекс 1990 года, однако, может оказаться недостаточно для удовлетворения возросшего числа нагрузки ухудшилось. Угрозу обрушения возрастает с увеличением напряжения сдвига от тяжести нагрузки, которая, в действительности, будет колебаться в связи с возбуждением плиты на одновременное вертикальное движение грунта при землетрясении. После сдвиговых трещин начинается в столбце передачи нагрузки от плиты к колонне опирается на наклонные стойки сжатия от колонны края первые два или три периферических линий сдвига шипов вокруг колонны. Хорошо известно, что такие стойки сжатия резко ухудшиться для повторного отменил касательное напряжение, которое в конечном счете приведет к сдвигу провал.

Interstory дрейфа потенциала плоских пластин часто связано с отношением Ву / FVC в литературе. Это соотношение было 0,67 для образцов, 18c и 18d и 0,65 для образцов, 17c и 17D (с / принять равным единице, и с ВК в соответствии с МСА 318-05). Megally и Ghali2 указать циклических дрейфа потенциала для образцов со сдвигом шпильки приблизительно 4,5% для Ву / FVC = 0,67, что кажется слишком оптимистичными в свете квазистатических циклических испытаний образцов, 18c и 18d представлены в настоящем документе.

Образцы, 18c и 18d еще раз продемонстрировать, что если штамповки из строя во время циклического нагружения, а затем отказ зоны вокруг колонны становится таким большим, при наличии сдвига шпильки, что способность концентрированной нижней укрепление чтобы предотвратить прогрессирующее обрушение кажется сомнительным, что должно быть видно из распилу образца 18c на рис. 10.

Образцы с пластичностью укрепление

Хотя Плиты 17D и 17c с пластичностью подкрепление же или ниже, изгиб качестве Плиты 18d и 18c, соответственно, они проявили жесткий ответ на interstory дрейфа, вероятно, потому, стержней отсталых конкретные деградации у колонны. Упругого поведения с точностью до 1,5% коэффициент дрейфа составляет примерно 2% дрейфа соотношение прототип структуры (Приложение B).

Изгибных укрепление 17D плит был разработан для 1,5 раза применяется тяжести нагрузку 355 кН (80 койка), тогда как 17c плит был разработан для 1,8 раза, что нагрузки. Рисунок 7 показывает, что разница в поведении до 4% дрейфа отношение двух плит было незначительным. Таким образом, как представляется, никаких преимуществ с обеспечением более изгиб усиление, чем требуется для 1,5 раза учитываться тяжесть нагрузки во время землетрясения для плоских пластин с пластичностью подкрепления.

Даже если штамповки также во время циклических испытаний образцов с пластичностью арматуры, стержней действовал как очень безопасный коллапсов предотвращения укрепления, которые несли тяжесть нагрузки на разрушение сдвигом зоне недалеко от колонны. Это может быть видно из рис. 11, что свидетельствует о распилу образца 17D после завершения тестирования остаточных грузоподъемность тяжести. Следует отметить, что образец осуществляется зарегистрированных нагрузки тяжести пика, несмотря на это конкретные близко к колонне был полностью разрушен.

ВЫВОДЫ

Плита колонки соединения плоских пластин с поперечной арматуры, традиционно, который устойчив к оценкам несбалансированным момента наложено в связи с interstory дрейфа во время землетрясения. Эта сила метода, основанного, однако, не обязательно защитить от краха структуры. Образцов со сдвигом шпильки в настоящем докладе отображается жесткости деградации уже на 0,5% коэффициент дрейфа и не в пробивая с низкой остаточной емкости для гравитационной нагрузки после циклической боковой загрузкой. Плиты были разработаны в соответствии с существующими североамериканских provisions2, 8 противостоять значительно больше циклических несбалансированным моментов, чем вызывает штамповки. Таким образом, как будто эти положения не обращать должное внимание на тот факт, что перфорации обычно возникает, когда кривизна потенциала slab12 превышен, и что неоднократные обращения напряжения сдвига на плите колонки связи не может не вызывать конкретные деградации, как из которых в конечном итоге может привести к перфорации провал, независимо от суммы при условии сдвига шипами.

Образцов с пластичностью арматуры в нынешние испытания себя упруго примерно 1,5% дрейфа соотношение (что соответствует примерно 2% дрейфа соотношение прототип структуры). Их остаточная грузоподъемность тяжести не было, пострадавших в результате циклических боковой загрузкой, но ни шипов, ни сдвига пластичности подкрепление может предотвратить ухудшение бетон в столбце. Форма перфорации Поэтому в конечном итоге должно произойти с пластичностью, а также усиление, но стержней выступать в качестве надежного усиление подвески, которые могут моста через зоне разрушения в пластичных образом из-за присутствия в стремя клетках, которые обеспечивают равномерную прочность на сдвиг конкретные вне локальной зоны недостаточности, которая объясняет очень коллапсов безопасного поведения.

Неопределенность с действующим метод для плоских пластин в сейсмических районах, устраняется благодаря пластичности подкрепления, так как дизайн, то полагается на способность slabcolumn связи сопротивляться, без распада, большие боковые введенных циклического перемещения плоской пластины, чем ожидалось, во время крупное землетрясение. Дизайн принцип очень простой и прямой, будучи основан на welldefined конечной изгибной потенциала плиты под воздействием силы тяжести загрузки вместо неопределенного сейсмического момента.

Авторы

Автор хотел бы выразить свою искреннюю благодарность консалтинговые фирмы WSP Sweden AB и Koppartackan Б. финансирования испытаний, К. Arvidsson за ценные советы и плодотворные дискуссии, Дж. Пелло в Таллиннском техническом университете в Эстонии по детальному проектированию испытания установка и хорошо выполнены испытания, и, наконец, Fundia Armering АВ и HALFENDEHA Швеции за стремя клетки и сдвига шпильки, соответственно, бесплатно.

Нотация

^ V югу = общая площадь сдвига шипов на периферические линии вокруг колонны

с = ширина квадратных колонке

C ^ 2 югу = ширина прямоугольной параллельных столбца L2

D = эффективная глубина, м (дюймы)

е '^ к югу с = прочность на сжатие бетона, измеренная на стандартных цилиндров

F ^ югу т = расщепления прочности конкретных

F ^ к югу и ^ = предел прочности арматурной стали

F ^ югу V = номинальная прочность на сдвиг в соответствии с конкретными MC 90

...

F ^ югу V1 = номинальная один конец сдвига прочность бетона в соответствии с МСА 318-05. 0,17 МПа; 2 атм.

е ^ ^ к югу у = предел текучести арматурной стали

F ^ югу уу = текучести поперечной арматуры

Н = толщина плиты

L = ширина пролета, измеренная центра к центру опоры

L ^ югу 1 = ширина пролета в направлении, что моменты в настоящее время определяется

L ^ 2 югу = ширина пролета поперек L1

M ^ югу N1 = номинальная мощность несбалансированного момента от штамповки в столбце

M ^ югу N2 = номинальная мощность несбалансированным момент из-за сдвига провал внешней поперечной арматуры

M ^ югу иЬ = несбалансированного момента

м ^ к югу у ^ = изгибающий момент на единицу ширины на усиление выход

S = расстояние в радиальном направлении сдвига шпильки

д ^ к югу у = равномерно распределена нагрузка от собственного веса, который вызывает уступая всего усиление изгиба

V ^ к югу с = номинальная мощность концентрических штамповки без поперечной арматуры

V ^ к югу N1 = номинальная мощность концентрических пробивая в зоне сдвига армированных

V ^ к югу N2 = номинальная мощность концентрических сдвига вне зоны сдвига армированных

V ^ к югу полосой = поперечная сила в плоской полосы пластины

V ^ к югу и ^ = учитываться реакция колонке

V ^ к югу у = столбец реакции под воздействием силы тяжести нагрузки, которая вызывает выход сверху и снизу по укреплению эффективная ширина полосы плоской пластины; колонке реакция, когда все высшие усиление изгиба по всей ширине доходности исследуемого образца

W ^ подпункта 1 = разделе модуля (= J ^ югу х ^ / г) в разделе управления в колонке (уравнение (7) и (9))

W ^ 2 югу = разделе модуля управления разделе пределами поперечной арматуры (ACI 318-05)

W ^ 2 подпункта, е = разделе модуля эффективного сечения длиной управления (и ^ ^ к югу эффектов 4p. Г) за пределами укрепления сдвига (MC 90)

отклонения

Ссылки

1. ASCE, "Минимальные нагрузки конструкции для зданий и сооружений (ASCE 7-98)," Американское общество гражданских инженеров, Рестон, В. А., 2000, 330 с.

2. Megally, S., и Гали, A., "штамповка Shear Дизайн сейсмостойких Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 97, № 5, сентябрь-октябрь 2000, с. 720-730.

3. Бромсом, CE, "Пластичность плоских пластин: Сравнение Shear Укрепление системы", ACI Структурные Journal, В. 104, № 6, ноябрь-декабрь 2007, с. 703-711.

4. Браун, С. и Дилгер, WH ", сейсмического отклика плоские связности Колонка плиты," Труды II, Канадское общество Гражданское строительство Ежегодная конференция, Виннипег, MB, Канада, 1994, с. 388-397.

5. Дилгер, WH, и Цао, H., "Поведение Слэб-Column соединения при обратном циклического нагружения," Труды 2-й Международной конференции высотных зданий, Нанкин, Китай, 21-23 марта, 1992, с. 420 -424.

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

7. Комитет Евро-дю-Бетон Интернационал ", КСР-МФП Типовой кодекс 1990," Вестник d'информации № 213/214, Лозанна, Швейцария, 1993, 437 с.

8. ACI Комитет 421 ", поперечной арматуры для плит (ACI 421.1R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 15 с.

9. Хокинс Н.М., Митчелл, Д. и Ханна, SH, "Влияние поперечной арматуры на обратном циклических Поведение Загрузка Флэт структуры плиты", Canadian Journal гражданского строительства, 1975, с. 572-582.

10. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.

11. Aalami, B., "Миг-Rotation Связь между колонны и плиты", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 69, № 5, май 1972, с. 263-269.

12. Бромсом, CE, "Бетон плоских плит и опор. Метод проектирования для перфорации и детали для пластичности", кандидатская диссертация, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 2005, 114 с.

Карл Эрик Бромсом является старшим консультантом WSP Sweden AB, Стокгольм, Швеция. Он получил степень магистра и докторскую степень в Королевском технологическом институте (KTH), Стокгольм, Швеция. Его исследовательские интересы включают дизайн плоской пластине структур с акцентом на возможности штамповки, пластичность, и защиты от случайных нагрузок.