钢筋混凝土框架的抗震性能评估外文翻译资料

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钢筋混凝土框架的抗震性能评估

作者：巴林M.Shahrooz ¹和Jack P. Moehle ，^2位
准会员，ASCE

摘要：介绍了钢筋混凝土框架在四分之一比例模型上进行一系列地震模拟试验的结果。使用测试结果，检查了一些美国地震设计规定。从结果来看，即使充分提供了漂移能力，设计过程也未能充分预估漂移的幅度。此外，该结构比代码设计要求的强度强几倍。楼板的贡献，实际材料强度，和详细要求被确定为超强度的重要来源。评估了这些参数对总体性能的影响。介绍

在过去的二十年中，高地震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。虽然较新的建筑普遍预计比他们有更好的非延性表现 。必须意识到，与过去的同行相比，许多新的比例和细部构造要求尚未在美国经过严重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。其中的问题是实际的刚度，强度和延展性，破坏机理以及双轴横向响应的影响。为了研究这些影响，对六层，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》，结构被设计为具有强度和刚度（UBC）（1982），以及满足1983 ACI建筑规范 （ACI-318）（ACI委员会318 1983）的抗震规定以及ACI-ASCE委员会352（Comm。352）（ACI-ASCE）的连接建议的比例和细节352委员会（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。本文记录了测试结构的设计，测试和分析。代码设计通过实验和分析结果评估详细要求。

Asst. Prof., Dept, of Civ. and Envir. Engrg., Univ, of Cincinnati, 741 Baldwin Hall, ML 71, Cincinnati, OH 45221-0071.

Assoc. Prof., Dept, of Civ. Engrg., Univ, of California at Berkeley, Berkeley, CA 94720.

。

注意。讨论开放至1990年10月1日。在本次研讨会上，应针对个别论文进行单独讨论。为了将截止日期延长一个月，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每页。24697号文件。

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。针对测试结构的完整比例版本进行了设计，并使用0.25的长度因子对所有相关量进行了缩放。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。设置设计光谱纵坐标，以使第一模态基本剪力等于UBC （统一 1982）对位于4区的延性抗力矩空间框架所要求的设计基本剪力。确定地震作用的方法是使用三个尺寸的弹性分析模型，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。（对于平板梁的贡献大约是通过对“ T”形截面使用挠曲刚度来考虑的，该截面的有效翼缘宽度为外梁的^ D，b 2D对于内部梁，其中b是梁腹板宽度，D是梁深度减去楼板厚度。）模态光谱响应量是独立计算的，用于沿结构的两个主轴输入。

图1试验结构（注:1英寸=25.4毫米）

6/16“清除箍

图。2.典型细节（注：1英寸= 25.4毫米）：（a）长向光束；（b）短向光束；（c）内柱；和（d）外立柱

使用CQC方法将沿给定轴的静态模态量合并（Wilson和Der Kiureghian 1981）。计算得出的基本剪切系数（无负载系数）分别为平行于长边方向和垂直于长边方向的0.13W和0.12W，其中W是结构的自重。在这两个方向上计算的屋顶位移分别为0.00092 H和0.00056 H，其中H为总结构高度。计算出的最大层间漂移为0.0012 h和0.001h，其中h为层间高度。

选择成员的比例和细节以符合ACI-318附录A（ACI委员会318 1983）的抗震规定。连接设计遵循ACI-ASCE委员会352的建议（ACI-ASCE委员会352 1985）。设计混凝土强度为4,000 psi（27.6 MPa），所有钢筋均复制60级钢[最小屈服应力为60 ksi（414 MPa）]。典型的柱和梁详细信息如图2所示。[＃1和＃2钢筋的直径分别为0.178英寸（4.52毫米）和0.25英寸（6.35毫米）。]纵向钢筋比率在0.41％之间变化沿长方向延伸的光束为0.66％，沿短方向延伸的光束为0.36％至0.72％。外柱和内柱的总钢面积分别等于总面积的1.5％和2.3％。纵柱的纵向钢筋在整个高度上都是连续的，但中央柱除外，在中央柱中，钢筋被拼接在第一层和第二层之间以及第三层和第四层之间。使用Sivakumar等人的建议（1983)确定搭接接头长度（13英寸或330毫米）。

假定在构件端部形成挠性铰链，再加上重力载荷，则 梁的最大名义剪切应力在2.4 V/J和4.22V/J之间，而圆柱的最大名义剪应力在3.9 V/A和5.8 V/A之间。接头处柱与梁抗弯强度之和的比率在1.6到2.8之间，而Comm352建议的最小值为1.4。设计接头的剪应力范围为11.0V/T和13.1V/T之间，内部接头为3.5V/T,对于外部接头为2.5V、T和6.6 V/T弯角接头。这些值与推荐的17V和12.8V和10.2V（ACI-ASCE委员会352 1985）设计强度相比（标称强度由强度缩减因子减少的0.85）。

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°角施加单向水平基本运动。振动台的输入信号模拟了1940年El Centro记录（用于单轴测试ECOU，EC17U和EC49U，以及双轴测试EC48U），1978年Miyagi-Ken-Oki S00E记录（用于双轴测试M063B）的加速度历史记录，以及的

表1。极值

表1.极值

^一个屋顶位移，在括号中的数值英寸值表示为总高度的百分比。

^b层间位移，以英寸为单位的值，带括号的值表示为层间高度的百分比。

^c基本剪切力，以千磅为单位的值，带括号的值表示为总重量的百分比。

^d基本力矩，单位为基点。

注意：1英寸= 25.4毫米；1千磅= 4450 N.

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（用于双轴试验MX35B），其强度低于以前的试验，其他地方也有报道（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为大致一致。对于测试MX35B，墨西哥城纪录是由三个因素，以便有效地确定试验结构并达到目标破坏状态。

总共126个数据通道记录了振动台的运动，地板的水平加速度和相对位移以及选定的梁和柱纵梁上的应变。每个数据通道以0.005秒的间隔数字记录数据。

测试结构的响应

表1总结了峰值响应量。以下小节总结了一般响应观察结果。

图。5. EC49U测试期间的屋顶位移基准剪切关系（注：1英寸= 25.4毫米，t kip = 4,450 N）

对单向测试的响应

在EC08U和EC 17U每次测试后观察到的损坏没有显示出明显的开裂，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，但两个测试的最大响应量（表1）仍超过了特性设计值。

最后的单轴测试（EC49U）具有0.49 g的相对较高的峰值基本加速度。顶板位移，顶板加速度和基础剪力随时间的变化如图4所示。基础剪力和顶板位移之间的磁滞关系（图5）显得不稳定，

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