Железобетонная стойка св 110 5: Железобетонная вибрированная стойка СВ 110-5

Стойка СВ 110-5, цена, размеры, технические характеристики

СВ 110-3,5 по стандарту: Серия 3.407.1-143

Стойки железобетонные СВ 110-3,5 повсеместно используют в различных сферах строительства и теплоэнергетики. Без этих элементов многие направления не могут быть освоены в полной мере, так как высокая прочность и надежность железобетона пока не нашла своей достойной замены. Именно поэтому стойки СВ 110-3,5 для опор ЛЭП применяют в обязательном порядке. Это конические железобетонные столбы переменного сечения, которые используют для опоры линий электропередач.

Применение только деревянных опор экономически не оправдано, так как дерево даже со специальной обработкой служит не так долго, как железобетон, при этом стоит отметить, что данный материал может быть использован на «сложных» грунтах и в агрессивных условиях эксплуатации.

1.Варианты написания маркировки изделий.

Стойки СВ 110-3,5 , изготавливаемые из железобетона, изготавливают согласно Серии 3.407.1-143 все условия обязательны к соблюдению. Маркировка включает специальное обозначение, где указывают тип изделия и его размерные группы. Написание строго не регламентируется и может быть выполнено несколькими вариантами:

1. СВ 110-3,5.

2.Основная сфера применения.

Железобетонные стойки вибрированные СВ 110-3,5 разрабатывают и используют при прокладке и обустройстве линий электропередач напряжением от 0,4-10 кВт, а также при проведении монтажных работ осветительных электросетей. Применять данные изделия можно в различных средах, в том числе в условиях повышенной сейсмоактивности (вплоть до 7-9 баллов по шкале Рихтера), а также в ветреных районах l-lV типа, а также в условиях гололеда.

Заглублять переходные стойки СВ 110-3,5 можно в различные грунты, в том числе с повышенной кислотностью. Так как стойки проходят специальную обработку, то они служат достаточно долго, не разрушаясь и не теряя своих эксплуатационных характеристик. СВ 110-3,5 применяют для таких типов опор, как анкерно-угловые и промежуточные, на которые подвешивают провода воздушных ЛЭП.

Железобетонные столбы воспринимают существенные нагрузки, в основном это вырывающие деформации, поэтому для технологии изготовления данных элементов используют специальные бетоны, а также для соблюдения требований по прочности и долговечности стойки СВ 110-3,5 изготавливают унифицированными. Заявлен срок эксплуатации вибрированных стоек не менее чем 50-75 лет. Кроме этого, железобетонные стойки в зависимости от условий и требований проекта совместно используют такие изделия, как анкера цилиндрические АЦ-1 и плиты опорно-анкерные тип П.

3.Обозначение маркировки изделий.

Стойки железобетонные для опор ЛЭП СВ 110-3,5 маркируют согласно действующему Стандарту – Серии 3.407.1-143 указывают:

1. СВ — стойка железобетонная;

2. 110- длина , указывается в дц;

3. 3, 5- изгибающий момент, в тс*м.

Дополнительно должны быть указаны такие параметры, как:

1. Расчетный изгибающий момент;

2. Геометрический объем – 0,5698 ;

3. Масса изделия – 1125 ;

4. Объем бетона на одну стойку составляет 0,45 .

Маркировка наносится на боковую сторону стойки несмываемой черной краской, дополнительно наносят дату изготовления партии, товарный знак производителя и массу элемента.

4.Материалы и характеристика изделий.

Стойки железобетонные изготавливают по технологии вибропрессования. За счет высокого уплотнения бетонной смеси, изделия получают с высокими прочностными характеристиками. В качестве сырья используют тяжелые бетоны, мелкофракционный песок и гранитный щебень. Все это позволяет повысить морозостойкость и надежность стоек СВ 110-3,5 при длительной эксплуатации.

Основные характеристики бетона по ГОСТ 26633, а также в соответствии с установленными требованиями ТУ 5863-002-00113557-94:

1. Марка по прочности на сжатие – М300;

2. Класс бетона по прочности – не менее В25;

3. Морозостойкость – 200 циклов замораживания-размораживания, применение может осуществляться в условиях критически низких температур, до -55 градусов по Цельсию включительно;

4. Водонепроницаемость – марка W4, дополнительно выполняют гидрофобную защиту.

Для обеспечения прочности СВ 110-3,5 армируют согласно ГОСТ 23613-79. В качестве арматуры используют предварительно напряженные стальные прутки класса А-III, Ат-I, Ат-VI, Ат-V диаметром 10-14 мм. (некорродирующий металл для внешних петель и закладных деталей – болты, при помощи которых крепят изделия к фундаменту). В нижней части изделия используется проволочная арматура с обратной конусностью. Сталь и бетон обрабатывают специальными антикоррозионными составами.

5.Хранение и транспортировка.

Стойки вибрированные СВ 110-3,5 транспортируют при помощи спецтранспорта. Все торцы должны быть ориентированы в одну сторону. Машинная норма составляет – 17 изделий. При перевозке все элементы надежно фиксируют и прокладывают деревянными досками. Хранят стойки в штабелях, также прокладывая послойно деревянные доски или подкладки.

Уважаемые покупатели! Сайт носит информационный характер.
Указанные на сайте информация не являются публичной офертой (ст.435 ГК РФ).
Стоимость и наличие товара просьба уточнять в офисе продаж или по телефону 8 (800) 500-22-52

ЖБИ (СВ 95/110/164) — ЭнергоЖбиКомплект

Дополнительно с информацией о продукции можно ознакомиться здесь

Стойки железобетонные вибрированные СВ применяются в качестве опор воздушных линий электропередач под напряжение 0,4…10 кВ, в качестве опор уличного освещения городов и поселков. Наша организация предлагает продукцию следующих  видов: Опора СВ 95-2, стойка СВ 95-3, опора СВ 110-3,5, стойка СВ 110-5, стойка СВ 164-12, приставки ПТ-43-22.

Стойки СВ могут быть установлены в любом климатическом регионе, они легко выдерживают суровые погодные условия, такие как повышенная влажность, сильные морозы (вплоть до минус 55 градусов), сильные ветра. Именно поэтому Стойки СВ для ЛЭП производятся из тяжелого бетона класса не менее В30 (марка М400), а предварительно напряженная арматура должна быть изготовлена из стали класса Ат-V диаметром 12 мм.

Стойки СВ для ЛЭП обозначают марками. Каждая марка представляет собой буквенно-цифровую группу, разделенную дефисами. В первой группе содержится обозначение типа стойки — стойка вибрированная и ее длина, указанная в дециметрах. Во второй группе приводят несущую способность железобетонной стойки СВ для ЛЭП. Несущая способность характеризуется величиной расчетного изгибающего момента, указывается в кН м. и округляется до целого числа.

Опора СВ 95-2 (стойка марки СВ 95-2) на сегодняшний день довольно широко используется при строительстве воздушных ЛЭП. Данная стойка имеет изделия, предназначенные для крепежа необходимых конструкций и выполнения присоединения деталей заземления (закладные). Изготавливается стойка данной марки в полном соответствии с требованиями, обозначенными в ТУ, а также в ГОСТ.

Применяются опоры СВ 95-2 также и в качестве опор для организации освещения. При изготовлении виброопор  используется особый тяжёлый бетон, который имеет класс В30 по прочности при сжатии. Приёмка опор из железобетона осуществляется партиями в соответствии с определёнными требованиями действующего стандарта. В такую партию включаются стойки, принадлежащие к одной марке и изготавливающиеся в последовательном порядке одним предприятием-производителем из одинаковых материалов с использованием одной и той же соответствующей технологии.

Железобетонная опора СВ 95-2 имеет длительный эксплуатационный период и является очень надёжной.   

В процессе строительства воздушных линий электропередач применяется опора СВ 95-3 (называемая также стойка марки СВ 95-3). Данные стойки оснащены закладными изделиями, которые предназначаются для выполнения крепления определённых конструкций и осуществления присоединения необходимых деталей заземления. Изготовление стоек производится в соответствии с указанными в ГОСТ и ТУ требованиями.  

Используются опоры СВ 95-3 и при прокладке освещения. Виброопоры изготавливаются из специального тяжёлого бетона с классом прочности на сжатие В30. Железобетонные опоры принимаются партиями с учётом соответствующих требований действующего стандарта. В каждую партию включены стойки железобетонные, принадлежащие к одной марке, изготавливаемые последовательно фирмой-производителем при использовании одной определённой технологии, а также применении одинаковых исходных материалов.

Выполненная из железобетона опора СВ 95-3 является высоконадёжной и отличается длительным периодом эксплуатации.

Стойка железобетонная СВ95-2/СВ95-3

При строительстве воздушных ЛЭП  используется опора (стойка) СВ 110-3,5, изготавливаемая в соответствии с установленными требованиями, которые указываются в ГОСТ и ТУ. Стойки СВ110-3,5 обладают особыми закладными изделиями, необходимыми для крепления используемых конструкций и для выполнения присоединения соответствующих деталей заземления.

Также применяют опоры СВ 110-3,5 и при необходимости организации освещения (в качестве опор). При изготовлении виброопор используется тяжёлого бетон, имеющий класс прочности на сжатие, обозначенный В30. Согласно установленным правилам соответствующего действующего стандарта приёмка опор, изготавливаемых из железобетона, осуществляется партиями, состоящими из стоек одной марки, которые изготовлены одним предприятием в последовательном порядке при использовании единой технологии и исходных одинаковых материалов.

Из преимуществ, которые имеет опора СВ 110-3,5, следует отметить её высокую надёжность и продолжительный период эксплуатац

Железобетонная опора СВ 110-5, которая применяется при строительстве воздушных ЛЭП, изготавливается с учётом требований, обозначенных  в  ТУ, а также ГОСТ. Стойка СВ 110-5, так же как и стойка СВ110-2-2А оснащена закладными изделиями, используемыми для крепления к опоре определённых конструкций и присоединения к ней соответствующих элементов заземления.

Для производства виброопор необходим специальный тяжёлый бетон, имеющий класс прочности на сжатие, обозначаемый В30. Имеются определённые правила, в соответствии с которыми проводится приёмка опор, изготовленных из железобетона. По действующему стандарту принимаются они партиями, в которых содержатся стойки одной марки, последовательного изготовления одним заводом-производителем. При изготовлении таких опор должен использоваться одинаковый материал, а также технология производства.

Опора СВ 110-5 – надёжная составляющая воздушной ЛЭП, имеющая длительный эксплуатационный период .

Стойка железобетонная СВ 110-5/СВ110-3,5

Железобетонные приставки предназначены для опор линий электропередачи напряжением 0,38, 6-10, 20 и 35 кВ, а также воздушных линий телеграфной и телефонной связи.
Приставка ПТ-43  изготавливается в соответствии с ТУ 5863-006-00113557-94 и в соответствии с рабочими чертежами типовых конструкций серии 3.407-57/87.
Приставки ПТ можно использоватьпри температуре воздуха до минус 55°С включительно, в I-V районах по скоростному напору ветра, в I-IV районах по толщине стенки гололеда, в обычных условиях строительства и на площадках с сейсмичностью до 7 баллов включительно.

Железобетонная опора СВ 164

Опора СВ 164-12 изготавливется в строгом соответствии с требованиями ТУ и ГОСТ. Стойки вибрированные железобетонные могут использоваться также как опоры освещения. Изготовление виброопор осуществляется из тяжелого бетона обладающего классом по прочности на сжатие В30. Приемка железобетонных опор производится партиями согласно требованиям действующего стандарта. Партия состоит из стоек, которые принадлежат одной марке, изготавливаемых последовательно предприятием с применением одной технологии и одинаковых материалов.

Основные свойства

Вибростойки, изготовленные в строгом соответствии нормативным требованиям, отличаются прекрасными эксплуатационно-качественными характеристиками. Они могут быть использованы в качестве опор ЛЭП или для организации освещения улиц, складских площадок, внутридворовых территорий и т.п. в любых климатических зонах. Благодаря высокой морозоустойчивости (F200), низкому уровню водопоглощения (W6-W8) и устойчивости к воздействиям ультрафиолета, щелочей, кислот, масел, агрессивных газов вибрированные стойки способны прослужить свыше 50 лет. При этом опоры СВ 164-12 рассчитаны на удержание в натянутом состоянии от 2-х до 9 проводов.

карта раздела

ЖБИ (СВ 95/110/164)

Многогранные ОГК, ОГКФ, ОГС, ОГСФ

Трубчатые ОТ, ОС

Кронштейны

.

Опоры лэп СВ 110-5 цена 6050 рублей от производителя МилСеп Строй-торг

Опоры лэп СВ 110-5

Железобетонные опоры ЛЭП СВ 110-5 – важнейшие элементы электроэнергетики, предназначенные для того, чтобы устроить и заставить бесперебойно работать воздушные линии электропередач. Благодаря этим конструкциям проводы воздушных линий электропередач удерживаются на определённом расстоянии один от другого и от земли. Таким образом, они выполняют несущую функцию, а также способствуют освещению пространства в ночную пору.

ЖБИ опоры выгодно отличаются от аналогов, изготовленных из других строительных материалов (речь идёт об деревянных и металлических опорах ЛЭП). Железобетон не разрушается в агрессивной среде, безопасен с экологической точки зрения. Такие изделия можно установить даже возле источника грунтовых вод. Среди других плюсов назовём высокую прочность и способностью сопротивляться неблагоприятным климатическим условиям, осадкам и химическим вещества.

Таким образом, возможна длительная эксплуатация опор (60-70 лет) без техосмотра. Холод, землетрясение, ветры – ничего не страшно!

ООО «МилСеП строй-торг» предлагает всем своим клиентам приобрести эту действительно полезную в мировом хозяйстве вещь. Жалеть о покупке не придётся, платить слишком большую цену – тоже. Ну а за высочайшим качеством мы не постоим!

Звоните: +7 (905) 730-72-61 Россия, +375 (29) 639-31-53 Белоруссия

Подробнее с нашим сайтом Вы можете ознакомиться здесь.

Подробнее о способах доставки и оплаты Вы можете ознакомиться здесь.

Подробнее об опорах ЛЭП

ЖБИ опора ЛЭП представляет собой несущий элемент, который находится в составе конструкции линий электропередач. Дело в том, что ЖБИ опора ЛЭП способна выдерживать огромные нагрузки. Она совершено не боится негативного воздействия окружающей среды. И в данном случае обеспечивается прочность и возможность выдерживать нагрузку именно благодаря соединению металла с бетоном. Есть различные виды подобной ЖБИ опоры ЛЭП, у каждого вида свое назначение. Монтировать такие опоры не так просто, так как даже самые простые конструкции очень много весят. И применяется для этих целей специальная техника. 

В основе ЖБИ опоры ЛЭП прочный бетон, он армирован при помощи металлического каркаса. Состав бетонного раствора может быть разным, все зависит от назначения опоры. Есть у такого изделия, как ЖБИ опора ЛЭП свои преимущества. Мы предлагаем опоры, которые не подвержены коррозии, а также негативному воздействию разных агрессивных элементов. Опоры для ЛЭП производятся из смесей бетона, которые называются центрифугированными. Транспортировка подобных опор нами осуществляется на очень высоком уровне. Не каждая компания имеет технику, которая способна транспортировать тяжелые и габаритные опоры. На опоры во время транспортировки, разгрузки и погрузки не должны оказываться никакие механические воздействия. 

Опоры ЛЭП СВ 110-5 из железобетона широко применяются в электроэнергетике. Они служат для обустройства обычных линий электропередач воздушного типа. Такие приспособления позволяют удерживать линии на определенном расстоянии, как друг от друга, так и от земли, что очень важно для обеспечения надежного уровня безопасности. По сути, функция у этих элементов несущая. Также опоры ЛЭП СВ 110-5 позволяют устанавливать освещение, которое ночью обеспечивает видимость пространства. 

Железобетонные конструкции имеют превосходные характеристики и отличаются от других подобных изделий:

• высокой прочностью;
• долговечностью;
• не разрушаются в агрессивной среде;
• экологически безопасны;
• имеют способность противодействовать осадкам;
• не восприимчивы к химическим веществам;
• выдерживают ветра и холод. 

Стойка СВ-110-3,5 цена в Екатеринбурге, опора СВ-110-3,5

Стойка СВ 110-3,5 является наиболее часто используемой в строительстве линий электропередач (0,38 — 6 кВ), обладает оптимальными характеристиками. Компания ООО «АКРОС групп» всегда может предложить Заказчику данные стойки из наличия со склада.

Расшифровка маркировки СВ 110-3,5:

СВ — стойка воздушных ЛЭП;

110 — номинальная длина, дм

3,5 — номинальная изгибающий момент, тс*м

Опора СВ 110-3,5 — это надежная железобетонная конструкция, которая применяется при ремонте и возведении ЛЭП. Изделия обладают отличной устойчивостью к нагрузкам и коррозиям, не требуют заземления и какой-либо дополнительной обработки.

Производство

Изготовление железобетонной опоры осуществляется методом вибрационного прессования. Данная технология позволяет добиться необходимой прочности изделия за счет максимального уплотнения смеси, а следовательно, отсутствия в ней посторонних полостей. Процесс производства, а также качество используемых расходных материалов подвергаются строгому контролю, что гарантирует соответствие продукции требованиям ГОСТ.

Применение и цена стойки СВ 110-3,5

Характеристики опоры позволяют устанавливать это железобетонное изделие в различных грунтах и условиях, в том числе в среде с повышенной кислотностью. Этот тип конструкции подходит для мест, сейсмоактивность которых может доходить до 9 баллов по шкале Рихтера. Изделия применяются в районах с непростым климатом — с гололедами (1-4 типа), сильными ветрами (1-4 типа) и температурой до -55 оС.

Конструкции этой марки широко применяют при возведении ЛЭП напряжением до 35 0,38-6 кВт, а также при установке электросетей уличного освещения.

«АКРОС групп» предлагает выгодные условия на покупку стойки опоры СВ 110-3,5 в Екатеринбурге. Отличные технические характеристики и привлекательные цены делают изделия наиболее востребованными среди продукции аналогиного типа.

Технические характеристики

Стойка СВ 110-3,5 обладает следующими техническими параметрами:

• 
  Длина, дм – 110;
• 
  Расчетный изгибающий момент (или несущая способность), тс*м — 3,5;

Основание:

• 
  Высота, мм – 280;
• 
  Ширина, мм – 170;

Верхняя часть:

• 
  Высота, мм — 165;
• 
  Ширина, мм – 175.

Страница не найдена — ScienceDirect

Бетонная консоль (110): Вкладка для анкерных стержней

TOP 69 Крупнейшая поддержка покупателей СВ в 🇶🇦 Катаре

Компания (размер)	Продукт	Страна
1. 🇳🇴 National Building Products (15)	Опора строительного кронштейна Po Auto Nvocc			Норвегия
2.🇨🇳 I Ming Sanitary Materials Co., Ltd. (13)	ПОДДЕРЖИВАЕТ НОМЕР СПИСКА FDA. B КОД ПРОДУКТА FDA: F SD SNUG ПОЯСНИЧНАЯ ОПОРА, РЕМЕНЬ ДЛЯ ПОЯСНИЧНОЙ ПОДДЕРЖКИ ВЫСОКОЙ СПИНЫ, ОРТЕЗ ДЛЯ КЛЮЧИ, ПОДДЕРЖКА СПИНЫ, брюшной бандаж КОД H. S.: A MSPSLAL NYC	Китай
3. 🇮🇩 PT Ngk Ceramics Indonesia (11)	КЕРАМИЧЕСКИЙ КАТАЛИЗАТОР ДЛЯ АВТОМАТИЧЕСКОГО ВЫПУСКНОГО КОНДИЦИОНЕРА	Индонезия
4. 🇨🇳 Ceva Freight Shanghai Ltd. (11)	ПРОДОЛЬНЫЙ РЫЧАГ В СБОРЕ, Л/П, HS: КРОНШТЕЙН ПЕРЕДН. ОПОРА/ФИКСАТОР HS: SUPPORT SPA WHL CARR HS	Китай
5.🇨🇳 Декоративный материал Foshan Kioro (10)	СТОЛЫ, СТОЛШИНЫ, СИДЕНЬЯ, ОСНОВАНИЯ, СКАМЬИ, СПИНКИ, НОЖКИ, БАЛКИ, РАМЫ, ОПОРНЫЕ СТОЛБЫ, ОПОРНЫЕ БРУСЫ, ОПОРНЫЕ СТОЙКИ И ДЕТАЛИ, КРОНШТЕЙНЫ, КОМПЛЕКТЫ ОБОРУДОВАНИЯ, КОЛПАКИ, ГАЗЛИФТЫ, ТАБЛЕТКИ, КОРОБКИ ССЫЛКА ПО FOB, YANTIAN, SHENZHE	Китай

Исследование гистерезисного поведения встроенных труб из ПВХ, ограниченных высокопрочными железобетонными колоннами

5.1. Предельная несущая способность при сдвиге, рассчитанная по стандартной формуле

В настоящее время отсутствуют сообщения о методах расчета предельной несущей способности колонн из высокопрочного бетона, залитых трубами из ПВХ.Из-за сложного механизма сдвига железобетонных образцов и с учетом низкой прочности на растяжение труб из ПВХ, для облегчения инженерных применений конструкция соответствует действующему в Китае «Кодексу проектирования бетонных конструкций» (GB 50010-2010) [18]. ] является предпочтительным. Формула расчета предела прочности на сдвиг колонны рассчитана для нового типа ограниченной бетонной колонны и сравнена с результатами испытаний.

Испытание показывает, что вид разрушения армированного высокопрочного бетона, ограниченного колонной из труб из ПВХ, представляет собой разрушение бароклинного сдвига, а при разрыве скоба изгибается, и ее прочность проявляется полностью.Согласно действующему стандарту железобетонных конструкций Китая, расчетная формула предельной прочности на сдвиг V выглядит следующим образом:
где λ — коэффициент пролета при сдвиге, f _t — предел прочности бетона на разрыв, b — ширина сечения, h ₀ — эффективная высота сечения, f ₂ yv — предел текучести хомута, A _sv — площадь поперечного сечения хомута, s — шаг хомута, N — осевое давление.

Уравнение (3) используется для расчета образца. Вычисленный результат V _c сравнивался с измеренным значением V _t , как показано на рис. Как видно из таблицы, измеренные значения больше расчетных, а среднее отношение V _t к V _c равно 1,26. Таким образом, возможно и безопаснее использовать текущий стандартный метод расчета для расчета несущей способности на сдвиг нового типа ограниченной бетонной колонны конструкции.Из-за отсутствия экспериментальных данных и сложности проблем сдвига, усовершенствованный метод расчета предельной несущей способности сдвига этого нового типа ограниченной бетонной колонны нуждается в дальнейшем изучении.

Таблица 6

Сравнение предельной несущей способности на сдвиг между испытательным значением и расчетным значением.

(мм)

(мм)

9 H (мм)

(мм)

F _YV (MPA)

V _C (KN)

V _T / V / V _C

1 μ = 1.26
D = 0,098
C. V = 7,8%

9 200

900

4 9 Метод наложения для расчета предельной несущей способности при сдвиге

Проблема сдвига железобетонных образцов очень сложна. Когда речь идет о закладных трубах из ПВХ, расчет несущей способности армированных высокопрочных бетонных колонн закладных труб из ПВХ является более сложным. На основе результатов исследований заполненных бетоном стальных труб и композитных конструкций в стране и за рубежом [19, 20, 21] в этой статье игнорируется сцепление между трубой из ПВХ и высокопрочным бетоном и рассматривается способность к сдвигу. высокопрочные бетонные колонны, встроенные трубы из ПВХ в виде периферийных армированных высокопрочных бетонов и труб из высокопрочного бетона из ПВХ, которые можно разделить на две части: пустые трубы из ПВХ и высокопрочные бетонные сердечники в трубах., как показано в . Формула несущей способности элемента на сдвиг выглядит следующим образом:

где V — предельная несущая способность закладных труб армированных высокопрочных бетонных колонн; В _Т — усилие сдвига труб из ПВХ (или стальных труб) и высокопрочного бетона, а В _Т = В _Т1 + В

В1

+ Т2 8 _T3 , где V _T1 , V _T2 и V _T3 — прочность на сдвиг трубы, способность бетона на сдвиг и осевое давление для бетона. компонента соответственно; и V _rhc — поперечное усилие периферии высокопрочного бетона.

Принудительное упрощение модели.

(1) Прочность на сдвиг труб ПВХ из высокопрочного бетона

В настоящее время системные исследования метода расчета прочности на сдвиг высокопрочных ПВХ-бетонов отсутствуют. Принимая во внимание, что механизм бетона, ограничивающего сердцевину трубы из ПВХ, аналогичен механизму для стальной трубы, установлена ​​модель и метод расчета прочности на сдвиг для высокопрочного бетона из ПВХ, который основан на теории характеристик сдвига в бетоне, ограниченном сталью. трубка.Для упрощения расчетов были сделаны следующие основные допущения в отношении исследования заполненной бетоном стальной трубы:

1. Вкладом окружности трубы из ПВХ в сопротивление сдвигу бетона пренебречь;

2. Труба из ПВХ соответствует критерию текучести фон Мизеса;

3. Осевое давление равномерно распределяется по поперечному сечению образцов.

Предполагается, что труба из ПВХ и стальная труба удовлетворяют критерию текучести фон Мизеса, а прочность на сдвиг f _Ty ≈ 0.6 f _T , где f _T — предел прочности трубы из ПВХ или предел текучести стальной трубы. Когда отношение пролета сдвига λ = 0, труба находится в состоянии чистого сдвига; когда отношение промежутка сдвига λ больше 0,5, повреждение трубы имеет типичные характеристики разрушения при изгибе. Когда труба находится в этих двух особых критических состояниях, расчетная формула несущей способности на сдвиг V _T1 может быть получена по классической механике [12].

VT1={fTyAy2=0,3fTAT(λ=0)1+(r1/r2)28λfTAT(λ≥0,5)

(5)

где V _T1 означает сопротивление сдвигу, которое включает V _P1 как сопротивление сдвигу трубы из ПВХ и V _a1 как сопротивление стальной трубы; A _T — площадь поперечного сечения трубы из ПВХ или площадь поперечного сечения стальной трубы; r ₁ , r ₂ — внутренний и внешний диаметр трубы соответственно; и λ = H / r ₂ , где H – высота трубы. Когда отношение пролета сдвига составляет 0 < λ < 0,5, способность трубы к сдвигу определяется интерполяцией.

Испытания показали, что, когда заполненная бетоном стальная труба достигла предельной несущей способности на сдвиг, значение кольцевой деформации стальной трубы было небольшим, что означает, что сдерживающее воздействие стальной трубы на бетон ядра не было очень замечательно. Следовательно, при расчете прочности на сдвиг бетона ядра можно пренебречь положительным влиянием стальной трубы на улучшение прочности на сдвиг бетона ядра.Измеренная несущая способность бетона со стальным сердечником V _a2 вместе с коэффициентом пролета сдвига показана на рис. Кривая может быть получена с помощью программного обеспечения [12].

Va2={2,4λ+0,3ftAc(λ<0,5)3,0ftAc(λ≥0,5)

(6)

V _a2 тренд вместе с коэффициентом сдвига.

Поскольку прочность трубы из ПВХ низкая, рекомендуется взять нижний предел предела прочности на сдвиг сердечника из ПВХ с кривой отношения промежутка сдвига. Отсутствие данных исследований.Подходящее выражение для подшипника сдвига из ПВХ V _p2 выглядит следующим образом:

Vp2={1,44λ+0,3ftAc(λ<0,5)1,8ftAc(λ≥0,5)

(7)

В тех же условиях , когда эффект осевого давления все еще присутствует в трубчатой ​​бетонной колонне, несущая способность трубчатой ​​бетонной колонны на сдвиг также будет увеличиваться. Дополнительным преимуществом является вклад осевого давления. Значение вклада осевого давления против сдвига выглядит следующим образом:

где Н — осевое давление бетонной трубы ПВХ трубы (стальной трубы).Когда N > 0,4 ​​( F _{T T} A + F + C _C C C ), Возьмите N = 0,4 ( F _T A + F _c A _c ) для расчета несущей способности трубы ПВХ (стальной трубы) на сдвиг бетонных колонн. ξ – коэффициент влияния осевого давления на сдвиговую способность трубобетона.

Распределение осевого давления в замкнутых колоннах из высокопрочного бетона с закладными трубами из ПВХ (стальными трубами) очень сложно.Для упрощения расчета принято, что осевое давление равномерно распределено по всему сечению образца, то есть осевое давление высокопрочной бетонной части трубы ПВХ (стальной трубы) равно Ψ _Тл. N , где Ψ _T – отношение площади высокопрочного бетона трубы, которое относится к отношению площади поперечного сечения A _Tc высокопрочного бетона трубы трубы на общую площадь поперечного сечения A .

Как правило, коэффициент влияния осевого давления ξ способности бетона трубы к сдвигу уменьшается с увеличением коэффициента пролета сдвига λ и коэффициента осевого давления n , а факторы, влияющие на ξ , более сложны. показана кривая коэффициента влияния осевого давления ξ, который представляет собой способность к сдвигу заполненной бетоном стальной трубы. Выражение имеет следующий вид [12]:

ζ={0,05/λ(λ<0,5)0,1(λ≥0,5)

(9)

Кривая изменения коэффициента влияния осевого давления.

Из этого видно, что при коэффициенте пролета сдвига λ > 0,5 изменение несущей способности сдвига высокопрочной бетонной колонны из стальной трубы постепенно стабилизируется, и конкретные значения показаны на . Учитывая ограничение отношения повышенной несущей способности на сдвиг к общей несущей способности на сдвиг при увеличении осевого давления и ввиду упрощения расчета и консервации, рекомендуется бетон ξ стальной трубы (трубы ПВХ) принято за 0.10.

Таблица 7

Значение коэффициента влияния осевого давления.

№.	λ		B (мм)	Форма стремена	F TK (MPA)	N (KN)	V 9 T T (KN)
Примечание
PVC-RH- 1	1. 5	200	200	200	Φ6 @ 60	462	277	480	196.54	163.43	163.43	1.20
PVC-RHC-2	1,5	200	4,80		900	240. 97	167.99	1,43	1.5	200	200	Φ6 @ 60	462	277	480	193.66	163.42	1.19	200	Φ6 @ 60	4,62	277	480	201,21	163,42	1,23

λ	0,1	0,14	0,3	0,4	0,5	0,75
ξ	0. 41	0.41	0,72	0,11	0.11	0,20	0.16	0.15	0.15

(2) Сдвижка высокопрочного бетона

для усиленных высокопрочных бетонных колонн встроенная труба из ПВХ, в дополнение к Под влиянием осевого давления несущая способность внешнего армированного высокопрочного бетона на сдвиг в основном включает несущую способность высокопрочного бетона на сдвиг и несущую способность хомута на сдвиг.Поэтому в этой части используется уравнение (10) для расчета:
где V _rhc – предел прочности на сдвиг высокопрочной бетонной части периферийной арматуры; f _yv — предел текучести хомута; Ψ _T — отношение площадей высокопрочного бетона трубы из ПВХ и стальной трубы; и A _Tc – площадь поперечного сечения трубы из бетона.

(3) Анализ результатов расчета

В соответствии с методом суперпозиции предельная несущая способность армированного высокопрочного бетона, залитого трубой из ПВХ, рассчитывается, как показано на рис. Из него видно, что среднее значение предельной несущей способности армированного высокопрочного бетона с закладкой из поливинилхлоридной трубы составляет 1,18, а коэффициент вариации 7,4 %. Видно, что расчет безопаснее. Формула расчета предельной несущей способности при сдвиге, предложенная вышеприведенной расчетной моделью, может быть использована для прогнозирования предельной несущей способности при сдвиге труб из ПВХ с низкой прочностью в высокопрочных бетонных коротких колоннах.

Таблица 8

Сравнение предельной несущей способности на сдвиг между испытательным значением и расчетным значением.

N (KN)

V _T / V / V _{TC TC}

9 900 9002. 97

9999

9

1.14

№.	F 9 F TK TK (MPA)	F YV (MPA)	A TC (мм 2 )	V T (Kn)	V TC TC (KN)	Примечание
PVC-RHC-1	4. 62	277	287	480	10 562.97	196.54	175.47	175.47	1,12	μ = 1.18 D = 0,087 4 C. V = 7,4%
PVC-RHC-2	4,80	277	900	900	240.97	180.97	1,33	PVC-RHC-3	4,62		277	480	4973.89	193.66	144.02	1.13
4,62	277	277		10 562. 96	2012	2012

Численное расследование и дизайн железобетонной сдвиговой стены с настроенными жидкостными демпферами нескольких столбцов

Настроенный жидкостный многоколонный демпфер (TLMCD) представляет собой разновидность настроенного жидкостного демпфера столбцов (TLCD), который включает несколько вертикальных столбцов.Предлагается новая система демпфирования, в которой TLMCD встраиваются в системы стен жесткости из железобетона, называемая настроенным жидкостным демпфером (TLWD), дополняющая традиционный конструктивный компонент возможностями рассеивания энергии. Целью данного исследования является оценка компромиссов между снижением энергопотребления и прочностью при проектировании TLWD и демонстрация перспективности систем TLWD в высотных зданиях с помощью вертикально распределенных приложений. Это делается путем исследования производительности предлагаемого TLWD с помощью конечно-элементной модели (FEM) упрощенного представления 42-этажного здания, оснащенного многофункциональным компонентом.Модель прочности для TLWD разработана для обеспечения более быстрой оценки производительности более сложных моделей. Результаты МКЭ используются для проверки прочностной модели и показывают, что модель можно использовать консервативно при оценке прочностных характеристик. Вопросы проектирования обсуждаются на основе упрощенного представления. В частности, для улучшения смягчающих характеристик при сохранении прочности установлено, что предпочтительнее однослойное расположение вертикальных колонн, при этом инерция распределяется между большим количеством меньших по размеру колонн.Предлагаемый TLWD численно оценивается на более реалистичной системе, состоящей из представления 42-этажного здания с несколькими степенями свободы при стохастическом ветровом воздействии. Результаты моделирования показывают, что TLWD, используемый в конфигурации с вертикальным распределением по всему зданию, может использоваться для смягчения вибраций, превосходя традиционную систему TLCD с геометрическими ограничениями при реализации расчетного ветра 20°. Результаты численного моделирования также подтвердили конструктивные соображения, установленные посредством упрощенного представления.

1. Введение

Высокопрочные и легкие материалы в сочетании с передовыми технологиями строительства позволили проектировать более высокие и гибкие высотные конструкции, но сделали их уязвимыми для чрезмерных движений, которые могут вызвать дискомфорт во время повседневных операций, и проблемы безопасности от опасные природные явления [1]. Решением является интеграция дополнительных стратегий демпфирования, включая пассивные, полуактивные и активные системы [2]. Среди этих стратегий пассивные системы в настоящее время широко приняты сообществом инженеров-строителей из-за их низкой стоимости и известной долгосрочной механической прочности и надежности.

Интерес к этой статье представляет использование настроенных массовых демпферов (TMD), системы смягчения вибрации, которая рассеивает энергию за счет инерции [3]. Настроенный демпфер столба жидкости (TLCD) представляет собой вариант TMD, предложенный Sakai et al. [4, 5], который состоит из частично заполненного водой U-образного резервуара и внутреннего отверстия для создания гидродинамической потери напора в дополнение к трению внутренней поверхности при выплескивании жидкости [6]. Технология рассматривается как привлекательная альтернатива из-за простоты установки, низких требований к обслуживанию, экономичности и высокой механической прочности [7, 8].В последние десятилетия концепция TLCD была хорошо изучена с точки зрения оптимизации конструкции [9, 10], а также с применением для смягчения последствий многих опасностей [11, 12]. Однако TLCD требуют значительного пространства для реализации [12] и эффективны только в ограниченном диапазоне частот. Цао и др. изучали разновидность TLCD, называемую регулируемым жидкостным демпфером с несколькими колонками (TLMCD), которая состоит из нескольких вертикальных колонок, соединенных горизонтальной трубкой [13]. TLMCD может настраиваться на нескольких частотах и ​​обеспечивает улучшенную производительность в ограниченной геометрии.

Недавно авторы предложили внедрить систему TLMCD внутри железобетонной (ЖБ) стены сдвига, называемую настроенным жидкостным демпфером стены (TLWD), с намерением улучшить возможности ослабления вибрации компонентов сдвига стены [13]. Преимущество TLWD заключается в обеспечении геометрически ограниченного и распределенного места для интеграции систем TLMCD с возможностью многочастотной настройки. Другие предлагали аналогичные системы. Йе и др. изучали монолитные полые плиты перекрытий, оснащенные внутренним регулируемым жидким демпфером, увеличивающим коэффициент конструкционного демпфирования примерно на 2% [14].Матиа и Гат исследовали упругую балку с заполненной жидкостью сетью параллельных каналов, и результаты моделирования показали, что взаимодействие жидкости и твердого тела снижает движение конструкции [15]. Насколько известно авторам, ни один из них не изучал интеграцию систем TLCD в компоненты стены сдвига RC.

Предыдущая работа авторов [13] была сосредоточена на разработке и проверке аналитической модели для систем TLMCD. В этой статье исследование распространяется на систему TLWD, тогда как перфорированные отверстия в стенках сдвига RC используются для интеграции TLMCD.Увеличение высоты и длины перфорированных отверстий может увеличить структурное демпфирование за счет увеличения размера внутреннего TLMCD, а также может значительно снизить прочностные характеристики и характеристики поперечного движения железобетонной сдвиговой стены, но с менее значительным неблагоприятным воздействием на предельную способность к изгибу. [16–18]. Здесь исследуются функции прочности и смягчения в рамках заданных геометрических ограничений для удовлетворения требований как к прочности, так и к характеристикам движения, а также изучается компромисс между прочностью и рассеиванием энергии.

Остальная часть статьи организована следующим образом. Раздел 2 описывает аналитические и численные модели, использованные при проведении исследования. Это включает в себя предлагаемую упрощенную модель прочности. В разделе 3 проводятся параметрические исследования для упрощенной конструкции, оборудованной TLWD. Раздел 4 проверяет предложенную модель прочности и, кроме того, параметрическую оценку путем проведения дополнительного моделирования с использованием проверенной модели. Результаты обоих разделов 3 и 4 используются для определения проектных соображений для реализации системы TLWD.Раздел 5 проверяет результаты, демонстрируя предлагаемый TLWD на 42-этажном здании. Раздел 6 завершает статью.

2. Модели

В этом разделе представлены модели, использованные при проведении численного исследования. Он начинается с презентации аналитической модели TLMCD, разработанной в предыдущей работе [13], за которой следует упрощенная аналитическая модель для оценки прочности TLWD. После этого описывается методология моделирования методом конечных элементов, а затем методология численного моделирования в MATLAB.

2.1. Модель TLMCD

TLMCD состоит из нескольких вертикальных колонн, соединенных горизонтальной трубкой, снабженной несколькими отверстиями, расположенными между соседними вертикальными колоннами. На рис. 1(a) представлена ​​схема TLMCD, а на рис. 1(b) показана система TLWD. На рис. 1(а) – ускорение, передаваемое от пола, x _i – смещение поверхности жидкости в i -м столбе, A – площадь поперечного сечения вертикального столба, h — начальная вертикальная высота поверхности жидкости (одинаковая для каждого столбца), l _i — горизонтальное межцентровое расстояние между i -м и i   +  1-м столбцом, составляет отношение площади поперечного сечения вертикальной колонны к горизонтальной трубе, а ψ _i — коэффициент блокировки отверстия i .

Нелинейная динамическая модель для TLMCD может быть получена с использованием уравнений Лагранжа [13]. Начиная с тобой скорости жидкости в колонке I -й столбец, T Time, а Q OI , Q , и Q EI сила демпфирования, сила трения между жидкостью и внутренней поверхностью колонн и сила инерции жидкости соответственно, кинематическая энергия T и потенциальная энергия V приняты как ρ _l – плотность жидкости. Аналитическая модель основана на следующих допущениях: (1) все вертикальные колонны идентичны по геометрии, (2) сжатие жидкости и диффузия на границе раздела жидкость-воздух пренебрежимо малы, что приводит к постоянному общему объему жидкости при колебаниях, и (3) характерные размеры поперечных сечений колонн значительно меньше общей длины трубы, что обеспечивает равномерное движение поверхности жидкости по поперечным сечениям. TLMCD N -столбца можно рассматривать как N -1 степень свободы (DOF), позволяя смещению последнего столбца зависеть от смещений других столбцов с использованием предполагаемого кинематического ограничения.Следует отметить, что аналитическая модель становится моделью обычного TLCD для N   =   2. Предполагается, что демпфирующая сила Q _oi пропорциональна квадрату скорости жидкости [9]. Энергия, рассеиваемая силами демпфирования ORIFICE W O 9077 O 9079 O может быть написано как

Q

OI на I -й DOF и выбранная коэффициент потери головы Модель η написана как [ 19]

В дополнение к эффекту потери напора, вызванному дроссельными блоками, сопротивление трения между жидкостью и поверхностью внутренней трубы вызывает эффект потери напора при трении. Для математической наглядности предполагается, что сила трения пропорциональна скорости жидкости. Выражение для энергии, рассеиваемой силой трения Вт _f , можно записать как где μ — коэффициент потери напора из-за сопротивления трения. Математическое выражение для силы трения Q _fi за малую единицу времени для i -й степени свободы выражается как

здания из-за внешнего возбуждения.Поскольку при колебаниях масса жидкости остается постоянной, сила инерции Q _ei на i -й степени свободы определяется исключительно вкладом движения жидкости в горизонтальной трубе. Энергия, рассеиваемая силой инерции Вт _e , может быть записана как

2.2. Модель прочности TLWD

Разработана аналитическая модель прочности для TLWD, обеспечивающая быстрое численное моделирование представлений MDOF.Уравнения прочности стены при сдвиге из ACI 318-14 [20] используются для расчета прочности TLWD с заданным профилем заложения TLMCD. Модель прочности построена на учете только пустот, вызванных вертикальными колоннами. Потребуется специальная схема армирования, чтобы справиться с пустотой, вызванной горизонтальной трубой, которая оставлена ​​​​на будущее. Боковая жесткость K , номинальная прочность на сдвиг N N N N м _{3 N} и номинальная осевая прочность 9 P _N считается целями силы.Момент инерции TLWD вдоль плоскостного направления можно записать где — ширина сечения стены, — длина стены, А _и — площадь и -го вертикального столба, — расстояние нейтральной оси к центру и -го круглого проема, N — количество вертикальных колонн, r — радиус проемов. Величина жесткости k стены жесткости по отношению к секции, установленной выше, обратно пропорциональна ее прогибу под действием единичной точечной нагрузки, приложенной сверху.Полный прогиб TLWD определяется из суммы прогиба сдвига и прогиба момента , определяемого как [21]

Величины и для TLWD, подвергаемого единичной горизонтальной нагрузке, можно рассчитать как для консольной стены, где высота стены E 9147 E C C C Модуль молодых, г — модуль сдвига, — это соотношение Пуассона, является соотношением на сжатие, и = T _{T -NA — это площадь поперечного сечения TLWD, полученной путем вычитания площади поперечного сечения вертикальных колонн NA из площади поперечного сечения геометрии стены. Сильна сдвига V N N} NWD состоит из суммирования крепления сдвига из бетона V C C и что из поперечного подкрепления 71477 S :

Прочность на сдвиг значения изменяются на основе упрощенного метода из раздела 11.5.4.5 ACI-318 с использованием понижающего коэффициента: с выражениями для V _c и V _s , записанными как d 8 глубина поперечного сечения, принятая за 0.8 из анализа совместимости штаммов [20]. — площадь поперечного сечения поперечной арматуры, f _y — предел текучести стальной арматуры, а s — межцентровое расстояние поперечной арматуры. Значение P ​​ _n определяется двумя случаями разрушения, а именно разрушением бетона и выпучиванием стальной арматуры. Из АКИ 318-14, Р _н принимается сумма осевой несущей способности бетона и стальной арматуры, где — площадь поперечного сечения продольной арматуры. Влияние осевой нагрузки и изгибающего момента учитываются при осевом изгибающем взаимодействии M _n , показанном для TLWD с 8 колоннами на рис. 2, в предположении эквивалентного прямоугольного распределения сжимающего напряжения для бетона и Закон пластичности стальной арматуры.

на рисунке 2, ε CU представляет собой предельную степень сжимания бетона, ε S S S — это штамм армирования стали, ε C — это штамм бетона , ε _y — предел текучести стальной арматуры, β — отношение глубины прямоугольного блока напряжений к нейтральной оси, C _c — усилие сжатия от бетона , C _s — сила сжатия от стальной арматуры, а T _s — сила растяжения от стальной арматуры.Значение для M _n с учетом приложенной осевой нагрузки N _u можно рассчитать с помощью уравнений (17)–(21) на основе распределения деформации при равновесии сил: где и соответственно , деформация сжатия и растяжения арматурного стержня на глубине и -го с , и – соответственно глубина -го и -го арматурного стержня при сжатии и растяжении, E _s модуль стали, – площадь поперечного сечения арматурного стержня на глубине и -го, а A _cb – площадь сжатого блока.

Эта модель прочности TLWD будет проверена в Разделе 4 с использованием данных, полученных в результате численного моделирования.

2.3. Модель конечных элементов

Модель конечных элементов TLWD создана для проверки прочностной модели TLWD. Модель пластичности повреждения бетона (CDPM) в ABAQUS используется для моделирования номинальной прочности TLWD. CDPM рассматривает как механизмы разрушения при растяжении, так и разрушения при сжатии на основе моделей, предложенных Lubliner et al. [22] и Ли и Февенс [23].В CDPM пять следующих параметров характеризуют поведение напряжение-деформация и повреждение неупругой деформации и деформации растрескивания. Угол расширения ψ определяет угол наклонной поверхности по отношению к гидростатической оси. Эксцентриситет ε определяет форму гиперболы и может быть рассчитан как отношение прочности на растяжение к прочности на сжатие [24]. Параметр F 0 / F / F / F / F C 0 C 0 C 0 C 0 C 0 F

B 0 B 0 к одноосному направлению F _{C 0} , рекомендуется как 1. 16 в [25]. Параметр K _c определяет форму поперечного сечения при разрушении в девиаторной плоскости, рекомендуемое значение 0,67 в [25]. Параметр вязкости μ используется для уменьшения временного интервала во избежание расхождения. Для невязкоупругих материалов, таких как бетон, значение должно быть как можно меньше [24]. Параметры, используемые при характеристике СМОК приведены в таблице 1.

Отношение напряженности сжимания сжимания характеризуются после модели HSU и HSU [26]. Соотношение напряжение-деформация, представленное на рисунке 3(а), зависит исключительно от , где — сжимающее напряжение, — сжимающая деформация в конце линейной фазы, а — сжимающая деформация при пиковом напряжении.

Взаимосвязь напряжения и деформации при растяжении бетона охарактеризована с использованием модели жесткости при растяжении Наяля и Рашида [27], модифицированной Wahalathantri et al. [28]. Поведение при растяжении, представленное на рисунке 3(b), является линейным до достижения средней прочности на раскалывание , соответствующей деформации растрескивания .После этого напряжение уменьшается с различной скоростью после достижения 0,77, что соответствует 1,25, 0,45, что соответствует 4, и 0,1, что соответствует 8,7, деформация трещинообразования и средняя прочность на раскалывание записываются как

. быть билинейно упруго-идеально пластичным с идентичным поведением напряжения-деформации при растяжении и сжатии, как показано на рисунке 3(c). , и – соответственно предел текучести, деформация текучести и модуль Юнга стальной арматуры. Связь между стальной арматурой и бетоном предполагается идеальной:

Бетон и стальная арматура моделируются с использованием линейных 8-узловых линейных твердотельных элементов и линейных 2D-элементов фермы с 2 узлами. Используется метод ограничения встроенной области, в котором бетонная и стальная арматура моделируется как вмещающая и встроенная области соответственно. Встроенные TLMCD моделируются как вертикальные пустоты, заполненные жидкостью. Для достижения конвергенции проводится исследование чувствительности сетки. Размер бетонных элементов определяется как 50 × 80 ×110 мм ³ (ширина × длина × высота), а длина стальной сетки составляет 150 мм, всего около 85000 элементов.

2.4. Модель численного моделирования

После проверки TLWD с использованием модели конечных элементов TLWD будет численно смоделирован в среде MATLAB. Уравнение движения конструкции, оснащенной TLWD, можно записать в виде где M , C и K — матрицы системы масс, демпфирования и жесткости соответственно, x — вектор смещения, точка Оботает проводное время, F F D D — это демпфирующие силы, порожденные TLWD, F E E — это вектора возбуждения силы, а E D E _e — соответствующие матрицы расположения сил. Формулировка уравнения (25) в пространстве состояний записывается следующим образом: где X — вектор состояния, A — матрица состояния, а B _d и B _e 8 — входные данные. вектор. Согласно [13], симметричный столбец N- TLWD может быть упрощен до линейной системы, имеющей N /2 равных попарных собственных частот, и может быть настроен путем регулировки расстояния между столбцами. Матрица жесткости системы K , матрица масс M и матрица демпфирования C связанной конструкции SDOF могут быть записаны как s — коэффициенты структурного демпфирования.Следует отметить, что коэффициенты линейного демпфирования TLCD принимаются равными 0 в матрице линейного демпфирования C , поскольку сила демпфирования TLCD пропорциональна квадрату скорости (уравнения (4) и (7)). Вектор состояния определен для связанной системы SDOF. Явная формулировка с дискретным временем используется для решения уравнения в пространстве состояний: где e — экспоненциальная функция, а I — единичная матрица.

3. Исследование производительности: секция с одной стенкой

В этом разделе предварительно исследуются характеристики движения и прочности TLWD на упрощенной системе SDOF и геометрии одинарной железобетонной стенки соответственно.Исследование начинается с параметрического исследования конфигурации TLMCD для инженерии движения. Затем следует исследование стратегий заделки для оптимизации производительности по отношению как к движению, так и к силе путем сравнения численных результатов и результатов FEM. После этого результаты анализа методом конечных элементов используются для проверки упрощенной аналитической модели на прочность. Затем проверенная модель используется для дальнейшего изучения компромиссов между движением и силовыми показателями.

В основу системы SDOF положено представление 42-этажного жилого дома (корпус 1А) [29], оборудованного TLWD.Обратите внимание, что поведение системы SDOF не полностью соответствует поведению системы с несколькими степенями свободы (MDOF). Структурная масса m _s и основная частота ω _s получены из литературы [29]. Коэффициенты структурного демпфирования получены при коэффициенте естественного демпфирования 5%. Схема системы SDOF показана на рисунке 4, а параметры модели приведены в таблице 2. Вертикальные столбы жидкости в прикрепленном TLWD расположены на равном расстоянии друг от друга, а первая мода вибрации настроена на основную частоту конструкции.TLWD представляет собой сборку множества TLMCD, занимающих эквивалентное поперечное сечение.

Оценка силы предполагает, что TLMCDS встраиваются в межстрочной стене на уровне земли от здания 1А [29]. Стенка, показанная на рисунке 5, имеет высоту  = 4167 мм, длину  = 5334 мм и ширину  = 610 мм. Он армирован с коэффициентом продольного армирования 1,39% и поперечным армированием 0,58%. Прочность бетона на сжатие f _c ′ и предел текучести стальной арматуры f _y приняты равными 55,16 МПа и 413,69 МПа соответственно.

Передаточные функции и выбраны в качестве основных целей производительности движения.Они соответствуют усилению характеристик смещения и ускорения в частотной области соответственно. Они оцениваются численно из устойчивого государственного ответа, используя

номинальный сдвиг V N , изгиб м м N P ​​ _N выбираются в качестве основного целевые показатели прочности, смоделированные с помощью анализа проталкивания с контролируемым перемещением на конечной стадии.Для одного и того же поперечного сечения стенки используются тонкие и короткие геометрии стенок, чтобы раздельно достичь режимов разрушения при изгибе и сдвиге. Среди них M _n определяется на основе сбалансированного взаимодействия осевого момента из анализа совместимости деформации с приблизительным отношением осевой нагрузки  = 0,36.

3.1. Характеристики движения

Характеристики TLMCD сначала исследуются на однослойных конфигурациях (т. е. все колонны расположены вдоль одной и той же горизонтальной линии на рис. 5), при этом общая геометрия ограничена геометрией сдвиговой стены.Параметрические исследования количества колонн N и их диаметра D проведены с D , выраженными в зависимости от толщины стенки. Используется гармоническое возбуждение с частотой от 0,8 ω _с до 1,2 ω _с . Отношение частот настройки f и коэффициент потерь напора η регулируются для получения оптимальных передаточных функций H ₁ ( ω )| _{вариант} и H ₂ ( ω )| _{вариант} . Оба H ₁ ( ω )| _{вариант} и H ₂ ( ω )| _opt по различным значениям для D и N представлены на рисунках 6 и 7 соответственно. В таблицах 3 и 4 приведено соответствующее отношение массы эквивалентного ТЛМКД к массе конструкции, оптимальная частота настройки f | _опт , оптимальный коэффициент потери напора η | _опт приняты постоянными на всем протяжении ТЛМКД и энергия, рассеиваемая по циклу Вт _d , при каждом D и N соответственно.

0 5 10 N  (%) f  | опт η | opt W d (кДж) x l | макс. (мм) 2 0.71 0,987 10,2 11,91 162 4 0,93 0,985 3,14 21,49 145 6 1,27 0,982 1,85 32,26 124 124 8 1.62 0,979 1.23 44.02 44.02 105 1.97 0.976 0.93 56,35 93 12 2,33 0,973 0,74 68,29 82 девяносто одна тысяча восемьсот шестьдесят два

Результаты показывают, что увеличение диаметра или числа столбцов, имеет положительное влияние на смягчающие способности, как и следовало ожидать, за счет увеличения массы жидкости. Корпуса с меньшим диаметром колонны уменьшают максимальные общие силы демпфирования, но приводят к большему вытеснению жидкости x _l | _max в вертикальных столбцах, как показано в таблице 3.Точно так же усиление рассеяния энергии наблюдается из результатов, перечисленных в таблице 4, когда число столбцов увеличивается с 2 до 8. Это происходит главным образом потому, что увеличенная масса в основной моде способствует более высокой общей силе демпфирования.

В целом, результаты подтверждают, что смягчающие характеристики TLWD могут быть улучшены за счет добавления жидкой массы, но для этого есть физический предел, поскольку увеличение жидкой массы приводит к уменьшению площади поперечного сечения бетона, что приведет к потеря в силе.В разделе 3.2 рассматриваются стратегии, встроенные в TLMCD, для оптимизации производительности по отношению как к движению, так и к силе.

3.2. Стратегии внедрения

Исследование прочностных характеристик проводится при различных встроенных конфигурациях TLMCD, предназначенных для получения аналогичных характеристик смягчения последствий при различных оптимальных конфигурациях TLMCD. Сначала изучаются однослойные конфигурации TLMCD. Эти конфигурации, предназначенные для произвольного обслуживания H ₁ | _max и H ₂ | _{максимум} константа на 6.7, наряду с прочности сдвига V N , прочность на осей изгиба м N N P ​​ _{3 N и жесткость K стены, полученной из анализ конечных элементов, перечислены в таблице 5. Результаты показывают, что достижение эффективности смягчения последствий с помощью стратегии распределенной колонны увеличивает прочность на сдвиг и прочность на изгиб в осевом направлении, но снижает прочность в осевом направлении и жесткость в поперечном направлении, хотя и с незначительным уменьшением изменений в вариациях. .В целом, распространяя TLMCD более 12 столбцов вместо 6 провоцированных снижение бетонной площади A C C} 1,5%, с V N 9147 и M _N Увеличение примерно на 9,7% и 7,8%, P ​​ _n и k снижение примерно на 3,1% и 1%.

70107

0 25 0.5 D N (%) H 1 | макс V л М н Р п к (10 3 + кН) (10 3 KN · M) (10 3 KN) (10 3 KN / M) 6 1,26 6,7 6,47 109,8 177,4 3748 0,45 8 1,31 6,7 6,83 114,9 175,8 3808 0.42 10 1.37 6.7 6.9 6.98 118. 3 172.7 172.7 3709 0.37 12 1.4 6.7 7.1 7.1 7.1 118.4 171.8 171.8 171.8 3710 Следующие, влияние распространения инерции через различное количество слоев труб на прочность TLWD. Это исследование выполнено для многослойных конфигураций, показанных на рисунке 8 (одно-, двух- и трехслойные конфигурации), с конфигурациями TLMCD, предназначенными для поддержания постоянной общей площади поперечного сечения для каждой конфигурации и путем оптимизации их конструкции для произвольного обслуживание H 1 | макс. и H 2  | максимум константа на 7.9. Таблица 6 списков прочностных значений 71478 N N , M N , P ​​ P ​​ 3 N и K и K и K и K и K в соответствии с каждой конфигурацией. Результаты показывают, что в то время как осевая прочность и поперечная жесткость остаются неизменными из-за постоянной площади поперечного сечения бетона, распределение жидкой массы среди дополнительных слоев отрицательно влияет как на сдвиг, так и на осевой изгиб, при этом прочность на осевой изгиб значительно снижается (27.46%) между однослойной и трехслойной конфигурациями. Это можно объяснить большей площадью, занимаемой трубами по ширине стены, что приводит к концентрации напряжений в самом тонком поперечном сечении бетона вокруг средней части стены. Это показано методом МКЭ на рис. 9. При численном анализе трещины в бетоне сначала наблюдались на средних участках между слоями, а затем распространялись на внешнюю поверхность. Стадия разрушения достигалась сразу после образования вертикальных скользящих трещин.Аналогичная картина отказов также наблюдалась в однослойной конфигурации, но при более высоких пороговых значениях она соответствовала таблице 6. N	(%)	H 1 | макс	V л (10 3 кН)	М л (10 3 кН · м)	Р п ( 10 3  кН)	K (10 3  кН/м)
4	0,43	7,84	8,61	134,4	198,6	4277
2	0,23	4	0,43	7,84	7,95	115,5	198,8	4255
3	0,19	4	0,43	7,84	7,64	97,5	198,8	4242
+

И наконец, эффект распределения Отдельные TLMCD в направлении в плоскости проверяются на эффективность смягчения последствий. Исследуемые встроенные геометрические формы имеют постоянное количество колонн, но компоновки разделены на n TLMCD, как показано на рисунке 10, где прочность бетона аппроксимируется постоянной для всех конфигураций (т. е. без учета изменений в горизонтальной трубе) и свойств. оптимизированы для минимизации максимального значения передаточных функций. В таблице 7 перечислены результаты. Исследование показывает, что использование схемы с одним TLMCD дает значительно более высокие возможности смягчения последствий, связанные с более длинным горизонтальным расстоянием между противоположными столбцами.Поскольку длина TLMCD ограничена размером стенки сдвига, частота настройки зависит только от отношения площади колонны к площади горизонтальной трубы. Разъединенные TLMCD имеют большее значение , что приводит к меньшей объединенной жидкой массе.

9147 D 5 N девяносто одна тысяча восемьсот шестьдесят два N (%) F | опт η | опт H 1 | макс. H 2 | макс. 0.33 1 16 1,47 0,981 0,41 0,25 6,64 6,68 0,33 2 8 0,8 0,989 1,42 0,28 8,04 8,07 0,33 4 4 0,62 0,993 4,66 0,28 8,94 8,88

4.Конструкция TLWD

В этом разделе результаты исследования производительности, представленные в предыдущем разделе, используются для проверки аналитической модели прочности TLWD. После этого аналитическая модель прочности TLWD используется для дальнейшего исследования компромиссов между движением и прочностными характеристиками при проектировании TLWD. Наконец, обсуждаются возможные стратегии проектирования, основанные на результатах.

4.1. Валидация модели прочности TLWD

Аналитическая модель, разработанная в разделе 2.2 подтверждается с использованием данных МКЭ из исследования профиля однослойной заделки. Результаты FEM и аналитической модели обобщены в таблице 8 с конфигурациями, ранжированными по прочности, полученной из FEM, где положительный знак в разнице представляет собой консервативную оценку прочности по аналитической модели. Хотя аналитическая модель иногда переоценивает боковую жесткость, она обычно дает консервативную оценку прочностных характеристик. Это может быть связано с тем, что геометрия стен в МКЭ полностью зафиксирована в нижней части фундаментов, что приводит к не полностью ограниченному граничному условию в нижней части секций стены.Кроме того, модель предполагает, что бетон не обладает сопротивлением растяжению и что бетон разрушается при ε _c  = 0,003, наряду с аппроксимацией параболического распределения напряжений. Можно наблюдать приблизительно постоянную 15-процентную разницу в осевой нагрузке, связанную с максимальным напряжением в бетоне, принятым равным 0,85. Тем не менее, аналитическая модель в целом сохраняет аналогичный ранг прочности, что может быть полезно на этапе проектирования. В целом, точность модели прочности считается приемлемой для проведения дальнейших исследований, которые потребовали бы много времени с использованием FEM, в частности, для приложения MDOF, представленного в разделе 4.2.

Н D 0 5 FEM 0 5 8 -5,7 0,45 1,4 -11,6 0,33 -5,8 -1,0 9. 57 -0,1 девяносто одна тысяча восемьсот шестьдесят-две V л (10 3 кН девяносто одна тысяча триста сорок-одна) М н , (10 3 KN · M) P ​​ N N N (10 3 KN) K (10 3 KN / M) Analytical Diff (%) Analytical Diff (%) Diff (%) FEM Analytical Diff (%) FEM Analytical Diff (%) 0. 5 6,28 6,15 +2,1 105 106 -1,0 169 144 14,9 3563 3767 8 6,84 6,74 +1,5 114 108 +5,6 176 149 15,3 3808 3754 10 0.45 6,56 6,15 +6,3 114 106 +7,4 169 143 15,4 3656 4081 12 7,59 7,29 +4,0 126 109 13,3 182 153 15,6 3833 4057 16 0.26 7,12 6,41 +10 115 110 +4,2 186 156 16,3 4104 4143 2 0,21 9,33 +2,5 138 114 16,5 200 170 15,1 4545 4551

4.2. Компромиссы между движением и силой

Характеристики TLWD по отношению к движению и силе исследуются в широком диапазоне конфигураций с использованием проверенной аналитической модели прочности. В каждой конфигурации встроенный TLMCD настраивается на минимизацию максимальной передаточной функции (т. е. сохраняет примерно равными H ₁ | _max и H ₂  | _max ), собранные в соответствии с производительностью метрическая H _1,2 | _{максимум} .Согласно выводам, изложенным в разделе 4.1, исследование ограничено одноуровневыми схемами и схемами с одним TLMCD. Прочность на осевой изгиб M _n получена при сбалансированном осевом изгибном взаимодействии . На рис. 11 представлены результаты исследования нескольких конфигураций, где уменьшение H _1,2 | _max на рисунке 11(a) является желаемой характеристикой, а прочность на рисунках 11(b)–11(e) – нет. Можно наблюдать очевидный компромисс между движением и силовыми показателями.Тем не менее, выигрыш в уменьшении движения незначительно уменьшается, в то время как потеря в прочности незначительно увеличивается с увеличением N и D , что показывает, что характеристики движения могут быть существенно улучшены за счет конструкции системы TLWD при минимизации неблагоприятного воздействия на прочность. Прочность на сдвиг V _n наиболее чувствительна к изменениям конфигураций, при этом общее изменение прочности среди всех конфигураций составляет 47 %, в то время как другие компоненты прочности n и k максимально различаются только на 12%, 24% и 26% соответственно.

4.3. Вопросы проектирования

Результаты параметрического исследования, представленного в разделе 4. 2, наряду с расширенным исследованием, проведенным с использованием проверенной модели прочности, указывают на следующие соображения при проектировании системы TLWD. Во-первых, эффективность смягчения обычно достигается за счет добавления жидкой массы в TLWD и реализации конструкций TLMCD с более длинными горизонтальными расстояниями между противоположными колоннами, что дает лучшую производительность. Во-вторых, чтобы удовлетворить требования прочности, система TLMCD должна быть размещена в одном слое внутри стены, если это возможно, поскольку распределение жидкой массы по ширине стенки оказывает значительное отрицательное влияние на прочность на сдвиг и осевой изгиб.В-третьих, использование множества меньших колонн имеет преимущество перед меньшим количеством более крупных колонн в ограниченной среде TLWD с точки зрения прочности, за исключением осевой прочности из-за спровоцированного уменьшения площади поперечного сечения бетона по сравнению с аналогичными характеристиками смягчения последствий. В-четвертых, предлагаемая аналитическая модель прочности может быть использована для быстрого исследования различных конструктивных конфигураций, тогда как модель, как правило, дает консервативные оценки прочности. В-пятых, существует тривиальный компромисс между движением и силовыми характеристиками при проектировании TLWD, но изменение геометрии TLMCD не влияет пропорционально как на движение, так и на силовые характеристики, поэтому указывает на точку равновесия в зависимости от требований к конструкции.В-шестых, при настройке геометрии системы TLMCD необходимо уделять особое внимание прочности на сдвиг, поскольку она очень чувствительна к выбранной конфигурации и представляет собой ключевое конструктивное свойство при проектировании стены сдвига.

5. Пример высотного здания

В этом разделе производительность TLWD проверяется численно на реалистичном высотном здании, подверженном стохастическим воздействиям ветра. Оцениваются двигательные и силовые показатели с анализом силы с использованием предложенной аналитической модели.

5.1. Численная модель

Для моделирования используется 42-этажный жилой дом из железобетона (корпус 1А) [29]. Он состоит из шести центрально расположенных основных стен вдоль направления восток-запад, окруженных по периметру бетонными колоннами. Стены имеют постоянную длину, но их ширина меняется по высоте конструкции. Геометрии и свойства материалов, а также детали армирования можно найти в литературе [29]. Здесь восточно-западное направление здания моделируется как система сдвига сосредоточенной массы.Фундаментальный коэффициент демпфирования здания принимается равным 2% с демпфированием, пропорциональным жесткости. Динамические свойства здания, используемого в симуляции, в таблице Таблица 9.

5 Этаж 0 5 1 0 5 4 5 4 0 9 5 18 Высота (м) Масса (10 3 кг) Жесткость (10 3 KN / M) Этаж Высота (м) Масса (M) (10 3 кг) жесткости (10 3 кн / м) 4. 16 1189 11492 22 3,25 893 946 2 3,25 1099 7861 23 3,25 893 883 3 3.25 1099 6 225 6 225 325 893 893 821 821 1099 4532 25 3.25 843 762 5 3,25 +1099 3677 26 3,25 843 741 6 3,25 1041 3155 27 3,25 843 721 7 3,25 1041 2797 28 3,25 843 702 8 3.25 1 041 2536 29 3,25 810 685 9 3,25 1 041 2336 30 3,25 810 669 10 3. 25 1041 2177 2177 31 31 810 654 654 11 325 1000 1 970 32 3.25 810 640 12 3,25 1000 1784 33 3,25 810 624 13 3,25 1000 +1615 34 3.25 777 609 609 325 1000 1 460 35 35 777 594 594 15 3.25 1 000 1315 36 3,25 777 580 16 3,25 934 1 256 37 3,25 777 567 17 3. 25 934 934 1,205 38 325 777 557 557 557 934 1,159 39 3.25 777 547 По 19 3,25 934 1118 40 3,25 777 538 20 3,25 934 тысячу восемьдесят одна 41 3,25 777 530 21 3,25 893 +1012 42 3,25 872 521

Искусственные ветра скорость состоит из двух составляющих: установившейся средней скорости и флуктуирующей скорости из-за аэродинамической турбулентности:

Установившаяся средняя скорость определяется на основе степенного закона профиля ветра [30] следующим образом: где V ₀ — 3-секундная скорость порыва ветра, полученная из карт опасностей в ASCE 7–16 [31], V _{рельеф местности} — средняя скорость для iven местности, и – скорости сдвига строительной площадки и открытой местности, и – шероховатость поверхности строительной площадки и открытой местности, соответственно. Многомерный стохастический гауссовский процесс с кросс-спектральной функцией плотности используется для моделирования турбулентности [32] следующим образом: частота, а z – высота этажей. Функция когерентности между точками i и j в уравнении (32) определяется как

. с помощью разложения Холецкого: где H (Ω) — нижняя треугольная матрица с обычно сложными недиагональными элементами.После разложения матрицы стохастическая флуктуирующая скорость ветра может быть получена с помощью следующего ряда: где случайная фаза находится в диапазоне от 0 до 2 π ; фаза и частота двойной индексации задаются как где Ω _c — верхняя частота среза, а N _Ω — общее количество случайных частотных точек.

Ветровая нагрузка преобразуется из скорости ветра в сосредоточенные силы, приложенные к перекрытиям здания [30] с использованием где ρ — плотность воздуха, A _p — проектируемая площадь, подверженная ветровому давлению, C _D — коэффициент аэродинамического сопротивления конструкции. Для простоты пренебрегают поперечными ветровыми силами и вихреобразованием, и предполагается, что реакция конструкции, направленная вдоль ветра, преобладает над движением. Всего произведено 20 ветровых реализаций для пригородного района по II категории заселенности (жилой дом) [31] с вероятностью превышения 7 % через 50 лет. На Рисунке 12 представлены типичные графики реализации скорости ветра V (Рисунок 12(a)) и соответствующей нагрузки (Рисунок 12(b)) на верхнем этаже здания с использованием входных параметров, перечисленных в Таблице 10.

C D D 5 — — 0 Параметры Значение Блок V + 0 49 м / с г + 0 0,07 — 0,3 — Ω гр + 20 π + рад / с Н + Ω 2 13 — ρ воздух 1. 225 кг / м 3 1.4

5.2. TLWD Design

В следующих численных исследованиях рассматриваются три оптимально настроенные конфигурации TLWD: TLWD1 имеет 2-колонный TLCD с диаметром поперечного сечения столбца D   =  0,5, TLWD2 имеет диаметр сечения D   =  0.5, а TLWD3 имеет 12-колоночный TLMCD с диаметром поперечного сечения столбца D   =  0,37. TLWD1 выбран для имитации распределенной системы TLCD, TLWD2 выбран для улучшения TLWD1 за счет дополнительной инерции, а TLWD3 выбран из таблицы 5 и работает аналогично TLWD2 для уменьшения движения, обеспечивая минимальное снижение прочности. Упрощенная модель прочности используется для расчета снижения силы в параметрах V N , м N

,

P ​​ _N и K , вызванные интеграцией TLMCD. В этом числовом примере TLWD распределены по вертикали в пределах 20 верхних этажей (с 23-го по 42-й этаж включительно). Параметры стены сдвига, включая ширину стенки, коэффициент продольного армирования и коэффициент поперечного армирования ρ _t , перечислены в таблице 11 вместе с результирующим снижением прочности.

0 0 покрытие (мм) (%) ρ т (% ) TLWD1 TLWD2 TLWD3 V л М н Р п к V л М л Р п к V л М н Р л к 23–25 610 2. 4 0,9 23,9 4,9 6,1 15,1 38,3 4,9 18,7 24,4 36,2 3,5 20,5 23,9 26-30 533 2,7 0,6 0,6 26.1 2 27,0 31-36 533 1,8 0,6 26,1 4,2 7,4 17,3 45,0 4,2 22,1 27,9 41,4 2,7 23.9 23.9 27.0 37-42 533 533 1.4 0.6 26.1 3.4 7.4 17.3 45.0 3.4 29.2 22.2 27.9 27.9 41.4 41,4 21 24.1 27.0

Сравнение сокращений прочности показывает, что TLWD1 дает значительно более сильную стенку сдвига, за исключением осевого — прочность на изгиб по сравнению с TLWD3. Однако эффект внедрения TLMCD на прочность на осевой изгиб не является существенным, с максимальным зарегистрированным снижением на 5,1%. Конфигурация TLWD3 дает улучшение прочности по сравнению с TLWD2.Тем не менее, различия в снижении прочности между обеими конфигурациями находятся в пределах 3,6%. В целом, добавление большего количества площадей поперечного сечения колонны в стенку сдвига (TLWD1 по сравнению с TLWD2) оказывает неблагоприятное влияние на прочность, в то время как распределение площадей поперечного сечения со стенкой (TLWD2 по сравнению с TLWD3) повышает прочность, что согласуется с выводами в разделе 5.1.

5.3. Характеристики движения

Для численного исследования характеристик движения предполагается, что все TLWD имеют одинаковую геометрию и динамические свойства, и они моделируются как один эквивалентный TLWD на каждом этаже с максимум тремя TLMCD на межэтажную стену.Размещение TLWD сначала исследуется с использованием конфигурации TLWD2 и выбирается, потому что оно принимает геометрию TLCD (TLWD1), но с дополнительной инерцией. Рассматриваются четыре вертикальных распределения, при этом TLWD устанавливаются на верхних 5, верхних 10, верхних 15 и верхних 20 этажах. На рис. 13 показаны аппроксимированные нормальные распределения максимальных структурных реакций при 20 реализациях ветра. Таблица 12 перечислены средний дрифт μ

D D D и ускоренные ответы μ A , стандартное отклонение дрейфа Σ _D и отсрочки ускорения Σ A , а вероятность превышения порога ускорения P ​​ _a .Результаты показывают, что для этого конкретного здания увеличение количества TLWD на большем количестве этажей приводит к незначительному уменьшению выигрыша в уменьшении ускорения, а использование TLWD не оказывает существенного влияния на межэтажный дрейф. В случае управления ускорением необходимо использовать TLWD, по крайней мере, на последних десяти этажах, чтобы гарантировать, что конструкция существенно не превысит порог ускорения 40 мг, где 40 мг соответствует приемлемой характеристике движения для важных конструкций при редких ветра [33]. Также можно отметить, что производительность при дрейфе всегда удовлетворительная, даже в неуправляемом случае. Исходя из этих результатов, расположение TLWD на верхних 15 этажах выбрано для продолжения численного исследования.

P ​​ P ​​ A (%) (%) 0 5 Безпротрозное 0,9 μ д (мм) σ д (мм) μ (мг ) Σ (MG) 10.7 1,3 36,6 6,02 28,6 Топ 5 этаж 10,1 1,2 32,9 5,06 8,03 Топ 10 этаж 10,1 1.2 31 31 4.55 2.4 2.4 9,8 9. 8 1.2 4,28 0,9 Топ 20 этаж 9.8 1.2 29.9 29.6 4.18 4.18 4.18 0.6

Производительность смягчения для TLWDS1-3 в настоящее время оценивается против условного TLCD, установленного на вершине здания. Чтобы обеспечить справедливое сравнение, емкость TLCD равна емкости TLWD1 за счет ограничения его геометрии, где его горизонтальная длина равна длине одного встроенного TLMCD, а площадь его вертикальных столбцов равна сумме всех одиночных столбцов. площади каждого TLMCD.Обратите внимание, что такая геометрия TLCD может быть непрактичной и просто используется для оценки производительности. На рис. 14 показаны согласованные нормальные распределения максимальных структурных реакций при 20 реализациях ветра, а на рис. 15 представлены профили откликов с использованием усредненных максимальных структурных реакций. Таблица 13 перечислены средний дрифт μ D D и отсрочки ускорения μ , стандартное отклонение дрейфа Σ _D и ускорения ответов σ A , а вероятность превышения порога ускорения P ​​ _a .

P ​​ P ​​ A (%) 94 (%) 9009 5 0 μ д (мм) σ д (мм) μ (мг ) Σ (MG) 10.7 1.3 36,6 6,02 28,6 TLWD1 10,1 1,2 31,2 4,35 2,2 TLWD2 9,8 1,2 29,9 4,28 0. 9 TLWD3 9.8 9.8 1,2 30 4.18 4.18 0,8 TLCD 10.1 1.2 30.8 4.27 1.6

Результаты показывают, что конфигурации TLWD2 и TLWD3 успешно снижают среднее максимальное ускорение неуправляемого случая на 18% и немного превосходят его по производительности. большое пространство в верхней части здания. Перекрестное сравнение TLWD показывает, что TLWD2 и TLWD3 немного превосходят TLWD1 примерно на 4,2% с точки зрения уменьшения ускорения. Тем не менее, это улучшение в смягчении удерживает максимальное ускорение движения конструкции ниже порога производительности по крайней мере в 99% случаев.Проверка профилей дрейфа и ускорения пола также показывает, что TLWD2 и TLWD3 превосходят TLWD1 и TLCD. Это улучшение производительности, в частности, в отношении TLWD1, согласуется с выводами, сделанными в разделе 5. 2.

6. Заключение

В этом исследовании была исследована многофункциональная стена сдвига, называемая регулируемым жидкостным демпфером (TLWD), способная смягчать вибрации. TLWD состоит из настроенной системы жидкостного многоколонного демпфера (TLMCD), встроенной в железобетонный компонент стены сдвига.Цель статьи состояла в том, чтобы оценить компромисс между движением и силовыми характеристиками при разработке TLWD. Чтобы обеспечить быструю оценку прочностных свойств в представлениях с несколькими степенями свободы, была предложена упрощенная аналитическая модель прочности на основе ACI 318–14, которая была проверена с помощью моделирования методом конечных элементов, проведенного на упрощенном представлении 42-этажного здания. Анализ конечных элементов в сочетании с численным моделированием упрощенного представления был использован для определения проектных соображений.В частности, было обнаружено, что распределение жидкой массы между большим количеством одиночных колонн по сравнению с однослойной конфигурацией было предпочтительным для минимизации снижения прочности при одновременном улучшении смягчения последствий.

После этого было проведено численное моделирование более реалистичного представления 42-этажного здания, подверженного 20 стохастическим ветровым нагрузкам. Во-первых, TLWD были последовательно добавлены, начиная с верхнего этажа здания, чтобы обеспечить эффективность смягчения последствий вертикального распределения TLWD.Результаты показали уменьшение предельного выигрыша в эффективности смягчения последствий. Дальнейшее моделирование было проведено для сравнения трех различных конфигураций TLMCD, установленных на последних 15 этажах. Результаты показали, что добавление инерции жидкости через дополнительные колонны (TLWD1 по сравнению с TLWD2) снизило прочность при одновременном увеличении способности смягчения, а распределение инерции жидкости через дополнительные колонны меньшего размера (TLWD2 по сравнению с TLWD3) увеличило прочность, а также увеличило возможности смягчения, тем самым подтверждая конструктивные соображения, установленные с помощью упрощенное представление. Использование TLWD показало значительный выигрыш в смягчении по сравнению с неконтролируемым случаем, в частности, в уменьшении ускорения. TLWD также превзошли, хотя и незначительно, TLCD с геометрическими ограничениями, установленный в верхней части конструкции и занимающий заметно большее пространство. Использование распределенной жидкостной инерции (TLWD3) продемонстрировало наилучшие характеристики смягчения последствий.

В целом, это исследование продемонстрировало потенциал системы TLWD как пассивной системы снижения энергопотребления. В то время как распределенная система TLWD использует более высокую общую массу жидкости по сравнению с обычным TLCD, установленным на верхнем этаже, ее преимущество заключается в ограничении системы рассеивания энергии существующим конструктивным элементом, что устраняет необходимость использования выделенной области в здании в качестве при условии, что прочность конструкции может быть обеспечена.Предлагаемый TLWD практически осуществим из-за низких требований к техническому обслуживанию, экономической эффективности и высокой механической прочности TLMCD. Производительность системы TLWD потенциально может быть улучшена за счет оптимизации конструкции на каждом этаже или за счет интеграции полуактивных возможностей путем активного управления соотношением блоков отверстий. Эти исследования оставлены для будущей работы.

Доступность данных

Данные, подтверждающие результаты этого исследования, можно получить у соответствующего автора по запросу.

Раскрытие информации

Любые мнения, результаты и выводы или рекомендации, выраженные в этом исследовании, принадлежат авторам и не обязательно отражают точку зрения Национального научного фонда.

Конфликт интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

Благодарности

Эта работа была частично поддержана Национальным научным фондом в рамках гранта №. СММИ-1562992.

Экспериментальное циклическое поведение сборных гибридных соединений балка-колонна со сварными элементами | Международный журнал бетонных конструкций и материалов

«Экспериментальное исследование влияния сталефибробетона на поведение наружных соединений балки и колонны, подвергающихся циклической нагрузке»

Журнал, Материалы,

Vol.67, № 11, ноябрь 1970 г., стр. 857–867.

2. Балагуру, П.Н., и Шах С.П., 1992, «Fiber

Армированные цементные композиты», Mc-Graw Hill New

York.

3. Баяси З., Р. Бхаттачарья и М. Поузи. «Fiber

железобетон: основы и достижения»,

Proceedions, Symposium on Advances in

Concrete Materials, Bradley University, 1989, стр. 1-1

до 1-27.

4. Баяси З.и Х. Кайзер. «Стальные волокна в качестве гасителей трещин

в бетоне». The Indian Concrete Journal,

, будет опубликован в апреле 2001 г.

5. Chalisgaonkar Rajendra, Computer Aided Concrete

Mix Design, Allied Publishers Pvt. Ltd.

6. Энглекирк Роберт Э., Сейсмостойкое проектирование железобетонных и сборных железобетонных конструкций

, John Wiley

& Sons, Inc.

Соединения с колонной, подвергнутые

нагрузкам типа землетрясений», журнал ACI, июль-

август 1985 г., стр.нет. 492-499.

8. Эхсани Р. Мохаммад и Аламеддин Фадель,

«Рекомендации по проектированию высокопрочных железобетонных соединений

типа 2», ACI Structural

Journal, Vol.-88, May-June 1991, pg. нет. 277-291

9. Филиатро Андре, Пино Сильвен и Худ Жюль,

«Сейсмические характеристики армированных бетонных соединений, разработанных согласно нормам,

», ACI Structural Journal,

Vol.-92, сентябрь-октябрь 1985 г., стр.нет. 543-551

10. Fillatrault Andre, ladicani karim и Massicotte

Bruno, «Сейсмические характеристики фибробетонных соединений, спроектированных по нормам

», журнал ACI Structural

, Vol.-91, сентябрь-октябрь, стр. 1994 . нет.

564-571

11. Ганесан Н. и Индира П.В. «Латекс-модифицированная сталь

Армированные волокнами бетонные соединения балки и колонны

, подвергающиеся циклическим нагрузкам», ICJ Structural Journal,

Vol.-74, июль-2000, с. нет. 416-420

12. Грегор С.С., Фшер и. Victor C.Li, «Деформация

Поведение армированного волокном полимера

Инженерно-цементный композит (ECC) Изгиб

Элементы при обратной циклической нагрузке

Условия», ACI Structural Journal, январь-февраль

№ 520-532

13. Гимарайнш Гилсон, Крегер Майкл Э. и Йирса Джеймс

О., «Оценка положений о совместном сдвиге для внутренних соединений балки-колонны-перекрытия

с использованием высокопрочных материалов

», Структурный журнал ACI, Vol.-89,

январь-февраль 1992, с. №89-98.

14. Hannant DJ, 1978 «Фиброцементы и фиброцементы

бетонов», John Wiley & Sons, Нью-Йорк, 219 стр.

) Четвертое переиздание, октябрь

2001 г. , Бюро индийских стандартов, Нью-Дели.

16. IS:4031-1988, «Метод физических испытаний гидравлического цемента

», Бюро индийских стандартов, Нью

Дели.

17. IS: 1893 (Часть 1): 2002, Критерии сейсмостойкости

Устойчивое проектирование конструкций Часть 1 Общие положения

Помещения и здания. (Пятая редакция), Бюро

индийских стандартов, Нью-Дели.

18. IS: 13920: 1993, Детализация ковких железобетонных конструкций

, подверженных сейсмическим воздействиям –

Кодекс практики 2002-03, Бюро индийских стандартов

, Нью-Дели.

19.IS:10262-1982 Рекомендуемые руководящие принципы для

Расчет бетонной смеси Пятое издание, март 1998 г.,

Бюро индийских стандартов, Нью-Дели.

20. IS: 2386-1963, Методы испытаний заполнителя для бетона

, Бюро индийских стандартов, Нью-Дели.

21. IS: 383-1979, Спецификация для крупного и мелкого заполнителя

из природных источников для бетона, Бюро

индийских стандартов, Нью-Дели.

22.ЯВЛЯЕТСЯ. 516-1959 Методы испытаний на прочность бетона

, Бюро индийских стандартов, Нью-Дели.

23. IS 5816-1970 Методы испытаний на растяжение при разделении

Прочность бетонного цилиндра, Бюро индийских стандартов

, Нью-Дели.

24. Джонстон, К. «Бетон, армированный волокнами».

Значение испытаний и свойств бетона и

Материал для изготовления бетона, ASTM STP 169C, 1994,

стр.547-561.

25. Кришна Раджу Н., Басавараджайах Б.С., «Сжатие

Прочность и несущая способность стального волокна

Железобетон», ICJ, июнь 1977 г., стр. нет. 183-

188.

26. Кукрея С.Б., Каушик С.К., Канчи М.Б. и Jain

OP, ICJ, июль 1980 г., с. № 184-189.

27. ЛЕОН, Р.Т., Прочность на сдвиг и гистерезисное поведение

соединений балки-колонны, ACI Structural Journal, V.87,

No.1, январь-февраль 1990 г., стр. 3-11. (Глава 1)

28. Махаджан М.А., 2004, «Исследование соединения балка-колонна

с использованием высокопрочного бетона при циклическом нагружении

» Диссертация М. Э., Прикладная

Кафедра механики, С.В.Н.И.Т. Сурат.

29. МАКГРЕГОР, Дж.Г., Механика железобетона

и проектирование, Prentice Hall Inc., 1988.

30. МЭЙФИЛД, Б., КОНГ, К.Ф. и БЕННИСОН, А.

Детали угловых соединений в конструкционном легком бетоне,

Журнал Американского института бетона, май 1971 г.,

Vol.65, № 5, стр. 366-372.

31. Майкл Г., 2001 г., «Применение железобетона из стальной фибры

в соединениях сейсмостойкой балки-колонны

», М.С. диссертации, факультет штата Сан-Диего

Университета Калифорнии.

32. Modhera C.D., 2001, «Некоторые исследования частично отвердевшего фибробетона

при длительном температурном цикле

с использованием концепции саморасщепления», доктор философии.

Диссертации, инженерно-строительный факультет, И.ЭТО.

Бомбей.

33. Невилл А. М., Свойства бетона, Pearson

Education Asia Pvt. ООО, Англия.

34. Натараджа М. С., Дхаг Н. и Гупта А.П., «ICJ, July

1998, pg. № 353-356

35. NILSON, IHE, LOSBERG, R. Железобетон

углы и соединения, подверженные изгибающему моменту,

Journal of Structural Division, ASCE, июнь 1976 г.,

Vol.102, No.ST6 , стр. 1229-1253.

36. Parra-Montesions Gustavo J., Peterfreund Sean W. and

Ho Chao Shih, «Высокоустойчивая к повреждениям балка —

Соединения колонн за счет использования высокоэффективных

Цементных композитов, армированных волокном» 6

, ACI

Structural Journal, май-июнь 2005 г., с. нет. 487-496.

37. Парги А.М., 2006 г., «Экспериментальное исследование поведения

поведения внешнего соединения балки-колонны

, подвергнутого циклической нагрузке», М.Технологии, Диссертации,

Кафедра прикладной механики, С.В.Н.И.Т.Сурат.

38. Паулей Томас, «Критерии равновесия для соединений железобетонных балок и колонн

», журнал ACI структурный

, ноябрь-декабрь 1989 г.