英语原文共 20 页，剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
钢筋混凝土框架结构抗震性能评估
由美国土木工程师协会准会员Bahram M. Shahrooz和 Jack P. Moehle撰写
摘要：
在抗弯钢筋混凝土框架的四分之一比例模型上，进行了一系列地震模拟的实验结果。使用测试结果；检查了一些美国地震设计规定。可以观察到，即使充分提供了漂移能力，设计过程也未能充分预期漂移的幅度。而且，该结构比代码设计力量所要求的强几倍。楼板的贡献，实际的材料强度和详细的要求被认为是超强度的重要来源。评估这些参数对整体性能的影响。
介绍：
在过去的二十年中，高震荡地区的钢筋混凝土框架的设计程序发生了重大变化。许多变化是从1960年代或更早的所谓非延展性框架的观察性能推论得出的。其他的则通过系统的实验室研究得到发展。这些研究的结果是设计规范（统一1982，ACI委员会318 1983），其产生的建筑与过去有很大不同。尽管通常期望较新的建筑物比过去的“非延性”建筑物性能更好，但必须意识到，许多新的比例和细节要求尚未在美国经过剧烈的地震地面运动测试。因此，仍然关注最近建造的钢筋混凝土框架的抗震性能。其中的关注点是实际的刚度，强度和延展性，破坏机制以及双轴横向响应的影响。为了研究这些影响，对六层高，四层，两层，两层，延性抗弯钢筋混凝土框架结构的四分之一比例模型进行了实验研究。根据1982年《统一建筑规范》（UBC）（1982）的要求，结构具有一定的强度和刚度，并且部分和细节均满足1983年ACI建筑规范（ACI-318）的抗震规定（ACI委员会318 1983年） ）和ACI-ASCE委员会352（Comm.352）的连接建议（ACI-ASCE委员会352 1985）。该结构在振动台上进行了测试，基本运动首先平行，然后倾斜到框架的主轴。本文对测试结构进行设计，测试和分析代码设计
1助手教授，民事学系和环境工程辛辛那提大学，741 Baldwin Hall，ML 71，辛辛那提，OH 45221-0071。
2合作教授，民事学系和环境工程加州大学伯克利分校。伯克利CA94720
注意。讨论一直持续到1990年10月1日。在本次专题讨论会中，应针对个别论文进行单独讨论。为了将截止期延长一个月，必须向ASCE期刊经理提出书面要求。该论文的手稿已于1989年2月15日提交审查并可能发表。该论文是《结构工程杂志》第1卷的一部分。116，第5号，1990年5月。copy;ASCE，ISSN 0733-9445 / 90 / 0005-1403 / $ 1.00 $ .15每个
页。24697号文件。 并且通过实验和分析的结果对具体要求进行了评价。
测试结构
该测试结构代表了一个六层高，两格乘两格的钢筋混凝土延性抗弯框架，建造比例为1-4。测试结构的整体几何结构如图1所示。对测试结构的完整比例版本进行了设计，所有相关量均使用长度系数O.25进行了缩放。该设计的细节在其他地方给出（Shahrooz和Moehle 1987）。这里提供摘要。
设计重力载荷包括自重和40 psf（1,915 Pa）的服务活动载荷。使用模态频谱分析确定抗震设计效果。设置设计频谱纵坐标，以使第一模态本身的剪切力等于UBC（统一1982年）对位于4区的延性抗力矩空间框架所要求的设计基础剪切力。三维弹性分析模型，基于柱的总截面构件特性和梁的总未开裂抗弯刚度的一半。(外梁的有效翼缘宽度为b D,内梁的有效翼缘宽度为b 2D,其中b为梁腹板宽度，D为梁深减板厚，通过对“T”截面使用弯曲刚度，近似考虑了板的贡献。) 模态谱响应量沿着结构的两个主轴分别计算。
注释：frame框架 elevation views立面图 plan view俯视图
详细信息（注：1.英寸=25.4毫米）：（a）长向横梁；（b）短向横梁；（c）内柱；和（d）外立柱
注释：wire gauge线规 clear to hoop清除箍
使用CQC方法（Wilson和Der Kiureghian 1981）将沿给定轴的虚拟模态量合并。计算的基本剪切系数（无负载系数）分别为0.13W和0.12W平行和横向。其中w为结构自重。两个方向的计算顶板位移分别为0.00092H和0.00056H,其中H为结构总高度。计算得到的层间最大漂移量分别为0.0012h和0.0010h,其中h为层间高度
为了满足ACI-318 (ACI委员会318 1983)附录A的地震预测要求，选择了构件的比例和细节。连接设计遵循ACI-ASCE委员会352建议(ACI-ASCE委员会352 1985)。设计混凝土强度为4,000 psi (27.6 MPa)，所有钢筋均为复制60级钢[最小屈服应力为60 ksi (414 MPa)]。典型的柱和梁的细节如图2所示。[#1和#2的直径是0.178英寸。(4.52 毫米)及0.25英寸(6.35毫米)。[]长向跨梁的纵,向配筋率在0.41%和0.66%之间变化，短向跨梁的纵向配筋率在0.36%和0.72%之间变化。外柱和内柱的总钢面积分别为总建筑面积的1.5%和2.3%。除中柱外，纵梁在整个高度上是连续的，中柱的纵梁在一层和二层之间， 三层和四层之间搭接长度(13英寸或330毫米)已确定。使用Sivakumar等人的建议（1983）。使用Sivakumar等人(1983)的建议。
假定在构件端部形成弯曲铰链，加上考虑重力载荷，最大公称剪应力范围为2.4梁为4.22,柱为3.9至5.8。柱和梁在连接处的抗弯强度之比 1.6和2.8,而通讯中心建议的最低值为1.4。
- 设计节点剪应力范围:内节点为11.0~和13.1外节点为3.5和 13.1,角节点为2.5和6.6。这些数值与推荐的(ACLASCE委员会352 1985)设计强度(名义强度降低了0.85)分别为17和12.8、10.2 相比较。
测试和仪器说明
测试包括在进行不同强度的地震模拟之前和之后进行的低振幅自由振动测试。地震模拟分两个阶段进行。平行于长方向框架或相对于框架主轴成45°角的方向应用单向水平基础运动。振动台的输入信号模拟了1940年El Centro记录的加速度历史记录（用于ECOU，ECi 7U和EC49U单轴测试，以及EC48U双轴测试），1978年Miyagi-Ken-Oki SOOE记录（用于M0 63B双轴测试）和
表格1极端值
顶板位移，以英寸为单位的数值，附加数值以总高度的百分比表示。 层间位移值，以英寸为单位，括号内数值以层间高度百分比表示。
注释：acceleration加速度 displacement位移
图3.典型的输入加速度和位移：（a）测试EC49U；（b）测试M063B;和（c）测试MX35B
如表1所示。1985年SCT墨西哥城S60E记录（用于双轴测试MX35B），其强度低于以前的测试强度，并记录在其他地方（Shahrooz和Moehle 1987）。代表比例缩放后的原型记录的典型表加速度历史记录在图3中。除最终测试外，原型记录的持续时间压缩了两倍，因此基本运动和比例模型的频率成分将大致一致。对于测试MX35B，墨西哥城的记录压缩了三倍，以有效地“恢复”测试结构并达到目标损坏状态。
总共126个数据通道记录了振动台的运动
地板的纬向加速度和相对位移，以及选定的梁和柱纵梁上的应变。对于每个数据通道，以O. 005秒的间隔数字记录数据。
测试结构的响应
峰值响应量总结为表1中的内容。以下小节概述了一般响应观察结果。
注释：roof displacement屋顶位移 roof acceleration 屋顶加速度 base shear基础剪力
图4 测试EC49U期间的响应历史记录
屋顶位移
图5测试EC49U期间的屋顶位移与基础的剪切关系
对单向测试的响应
在每次测试EC08U和ECl 7U之后观察到的损坏没有发现明显的开裂，并且峰值增强应变低于屈服应变。尽管这些测试的强度较低至中等，并且损坏程度有限，但两种测试的最大响应量（表1）超过了特性设计值
最后一次单轴试验(EC49U)的峰值基加速度相对较高，为0.49 g。顶板位移、顶板加速度、基底剪力随时间的变化如图4所示。基底剪力与顶板位移之间的滞回关系(图5)不稳定，有效侧移刚度降低，压痕明显。峰值响应量(表1)明显超过特征设计值
注释：frame框架 bottom view仰视图 top view 俯视图
图6典型裂纹模式（在EC49U测试之后）（a）框架3外部视图；（b）
框架4外观；（c）一楼板（d）四楼楼板
中央的加固立柱和一楼纵向梁中的中立柱的最大应变约为屈服应变的4倍。观察到在一楼拐角附近的梁上有轻微的混凝土剥落，并且在附近的下部楼板梁中开裂的裂缝最大为0.016英寸（0.41毫米）在平板中也观察到了广泛的开裂，在第一层和第四层的顶部和底部平板表面上最明显。靠近接缝的梁顶部的裂缝通常很好地延伸到平板中（图6），这表明当梁在负弯矩作用下弯曲时，平板与梁一起起拉伸作用。短向翼梁梁在接头附近出现了扭转扭曲的倾斜裂纹（图6），这显然是由于平板薄膜力偏心地作用在梁上。这些扭转裂纹的大多数方向表明，平板膜的受力大于受拉力。此外，顶梁纵筋中测得的应变通常比底筋小几倍；这意味着负弯曲时梁的弯曲强度要比正弯曲时大得多，这可能是平板的结果对负弯矩阻力的贡献。以负弯矩弯曲的梁的近似有效翼缘宽度。
根据测得的应变和构筑成梁-柱节点的单元的平衡要求，估算应力（拉力板）（Shahrooz和Moehle 1987）。计算得出的内部横梁的平均有效翼缘宽度为28英寸（711毫米），大约相当于悬臂板的宽度，等于横梁两侧的1.5个长方向梁深度。该值对应于其他人通过实验和分析获得的值（Pantazopoulou等，1988； Qi 1986）。
注释roof displacement屋顶位移 long direction长方向 short direction 短方向
图7测试MX35B期间的响应历史记录
图8测试MX35B期间的屋顶位移与基础的剪切关系
估计的同样（Shahrooz和莫勒1987). 中测试EC49U，最大值 剪力在的第一层内部联合到达大约21Y7::. 峰值计算剪应力在一楼的转角连接是7v
对双轴测试的响应
第一次双轴地震模拟（EC48B）具有相似的强度与之前的单轴测试（EC49U）相同，但具有单向基本运动f与结构主轴成45°角作用。最大响应（Ta;ble 1）和损坏与先前测试中观察到的相似。
第二次双轴模拟(MO63B)(图3)显著增加响应(表1)和损伤。扭转响应清晰可见，顶板扭转达0.045 rad。第一、第二和第三层柱的几个位置出现了主要裂缝和剥落，地基处的钢筋被拉紧到最大6e在两个主要方向的- -些外部接缝处形成对角裂缝。
作为最后的测试，该结构经受了SCT Mex ico城市记录的传真(图3)在响应历史中可见（图7）。从基础剪力屋顶位移关系可以明显看出非弹性响应（图8）。最大响应（表1）往往比之前的测试更高。在梁的末端和靠近基脚水平的柱子处发生大范围的破裂和剥落。在第二和第四层中，接缝附近的剥落暴露了纵梁的加固。对角裂纹发生在多个接缝处，大部分壳混凝土在一个外部接缝处剥落。第四层内部接缝处和基脚处的钢筋分别拉紧到1ley和7Ey。
设计评估
在下文中，对基本运动相对于预期设计运动的强度进行了简短评论。对这些运动的结构响应进行了评估，以便可以估计设计程序的有效性。
基本运动强度
使用三个标准来评估基本运动的强度。这些方法包括傅立叶振幅谱，线性弹性响应谱和侯斯纳谱强度（Shahrooz和Moehle 1987）。根据对这些标准的整体评估，将EC08U和EC17U分别分为强度运动“低”和“中度”，这归因于频谱强度更大以及结构频率接近频率范围在最高频谱加速度中，EC49U，EC48B和M063B测试中的基本运动被识别为罕见的“设计”地震，最终测试模拟了SCT-墨西哥城的记录（MX35B）被认为是不寻常的激励。
漂移
公认的是，在地震反应期间持续发生的横向漂移是非结构性和结构性破坏的主要原因（Freeman 1980； Algan 1983）。研究（Freeman，1980年）表明，非结构性分区的大坝年龄发
剩余内容已隐藏，支付完成后下载完整资料
资料编号：[246200]，资料为PDF文档或Word文档，PDF文档可免费转换为Word
以上是毕业论文外文翻译，课题毕业论文、任务书、文献综述、开题报告、程序设计、图纸设计等资料可联系客服协助查找。
