INTRODUCCIÓN: Desde hace tiempo se ha reconocido que nuestros enfoques codificados para el diseño sísmico tienen una relación relativamente débil con el desempeño esperado. El diseño se basa en una simulación estática "instantánea" "instantánea" del evento dinámico, utilizando métodos extrapolados extrapolados a partir de enfoques percibe como adecuada y conservadora para el diseño de carga de gravedad. Una diferencia entre los efectos de las cargas majar gravedad y respuesta sísmica es que la resistencia final nunca debe ser desarrollado bajo carga de gravedad, si bien es casi seguro que será desarrollado bajo la respuesta sísmica, por lo general a una leve! de excitación que puede ser una fracción de la leve diseño! de ataque sísmico. Además, aunque la respuesta sísmica dúctil implica una mayor dependencia de los desplazamientos que las fuerzas, todavía, como una cuestión de conveniencia conveniencia y de la tradición, el diseño de los niveles de fuerza especificada, y tratar a los desplazamientos de una manera relativamente superficial. Cuando el enfoque de diseño se basa en considerar cuidadosamente la filosofía, como en el enfoque de diseño de capacidad por primera vez en Nueva Zelanda y poco a poco siendo aceptado en muchas otras regiones sísmicas, excelentes resultados son de esperarse debido a que el diseño de la estructura es relativamente relativamente insensible insensible a las diversas hipótesis hipótesis formuladas. Parece, sin embargo, que los enormes aproximaciones involucradas en el diseño sísmico son quizás cada vez menos apreciado, en lugar de más, ya que las técnicas analíticas sofisticadas becorne lo especifican las normas y aceptado en la práctica del diseño cornrnon, como rnatter de rutina. En el Estados Unidos, y 1 sospechoso otra parte, esto ha dado lugar a una tendencia a que las funciones de análisis y diseño que ser separados, y realizada por diferentes especialistas. El analista es responsable para el modelado de la estructura y de ejecutar el análisis fuerza lateral - típicamente un proceso de análisis modal 3-D. Los resultados del análisis se presentan al diseñador que determina tamaños rnernber, cantidades de refuerzo (si construcción de concreto reforzado) reforzado) y aspectos que detallan. El analista es típicamente más involucrados involucrados en el proceso de análisis de la simulación correcta de características de los miembros, con los peligros potenciales. El resultado de la separación de diseño y análisis tiende a ser que el análisis conduce el proceso de diseño, en lugar de a la inversa, lo que podría parece ser más apropiada. También hay espacio para examinar curren! Diseño y la práctica que detalla, eh mu de los cuales también se extrapola a partir de consideraciones de carga por gravedad. En ocasiones, este proceso puede llevarnos en direcciones que no son apropiados para el comportamiento sísmico. Incluso cuando dogmas de desempeño estructural se basan en características puramente dinámicos, como la absorción de energía en virtud de la respuesta cíclica, las direcciones que estamos acostumbrados a tomar no son necesariamente los mejores para la supervivencia y el control de daños En este trabajo, Sorne de los procedimientos de diseño y análisis seisrnic aceptados se identifican como 'rnyths' o 'falacias' - un overstaternent tal vez, para rnake un tema bastante seca parece más interesante. Sin embargo, una critica! Exarnination de las bases de nuestros procesos de diseño es siempre el caso, ya que el origen de estos son a menudo oscura, y se pierde en la historia de la práctica del diseño, o peor, en código minutos cornrnittee. Sorne de los puntos que se harán son bien conocidos, otros tal vez no tanto. 2. EL ELÁSTICO SPECfRAL ANÁLISIS FALACIA. La base fundamental de diseño sísmico sigue siendo el supuesto de que un (elástico o modificado) espectro de respuesta de aceleración elástica ofrece los mejores medios para establecer el rendimiento requerido de una estructura. Las limitaciones del enfoque son bien conocidos, y aceptadas debido a la comodidad de diseño, y debido a la falta de un altemativo
diseño viable. Un caso se puede decir que esto es una falacia, y que existen altemativas viables de diseño, o se podría desarrollar con relativa facilidad. Para resumir las limitaciones: (1) La respuesta se basa en una "instantánea" de la respuesta estructural, es decir, la respuesta en el momento de cortante en la base de pico para un equivalente de responder elásticamente estructura. Efectos Duración, que tienden a ser período dependiente, con estructuras de periodo corto que sufren un mayor número de ciclos de respuesta de las estructuras a largo perlad no se consideran. Las ventajas de utilizar las reglas de combinación modal para proporcionar una visión Sorne a efectos del modo más altas parece apenas vale la pena cuando éstas tendrán que ser considerado por gran parte empírica! normas más tarde en el proceso de diseño de la capacidad. (2) La relación entre la respuesta de desplazamiento máximo de sistemas elásticos e inelásticos es compleja, y más variable que cornrnonly aceptado. Varias normas, como la 'energía igual' y las reglas 'iguales' de desplazamiento se emplean comúnmente, pero sin mucha consistencia o lógica. Si consideramos un típico espectro de aceleración elástica, como en la figura 1, cuatro zonas distintas pueden ser identificados. En el cero perlad, desplazamientos de systerns elásticos y dúctiles no puede, por definición, estar relacionado. La estructura será sometida a una aceleración máxima del suelo (PGA), independientemente de la capacidad de ductilidad y fallará si se proporciona una fuerza menor que la correspondiente a la PGA. En la creciente portian del espectro de aceleración, desplazamientos de systerns inelásticas son mayores que los de systerns elásticos con equivalen! rigidez inicial, y la relación 'de igual energía "ha SORNE aplicación. En las etapas iniciales de la portian caída del espectro de aceleración, elástica y el desplazamiento inelástico las respuestas son a menudo similares, lo que lleva a la regla "igual desplazamiento". A medida que la flexibilidad estructural aumenta aún más, la regla de "igual-desplazamiento" tiende a ser cada vez más conservadora. En períodos muy largos, esencialmente no hay respuesta estructural a la de movimiento de tierra, y el concepto de un desplazamiento absoluto (independiente del período o ductilidad) puede ser avanzado, en el que el desplazamiento relativo del centro de masa de la estructura es igual a la a bsoluta de desplazamiento máximo del suelo. Diferentes códigos dependen sorprendentemente diferentes relaciones entre desplazamientos elásticos e inelásticos. En los EE.UU., las relaciones entre los factores de reducción de la fuerza sísmica factores de carga (1.4) y los desplazamientos de diseño (4 xo / a En el otro extremo de la incluida en el enfoque Uniform Building Code [I] se puede interpretar en el sentido de que se espera que los desplazamientos inelásticos en alrededor de 50% de los desplazamientos elásticos equivalen!. espectro, muchas central y América del Sur códigos se basan en el enfoque de la misma energía, con una ductilidad base de alrededor de 4. Esto implica el desplazamiento inelástico aproximadamente el 150% de los desplazamientos elásticos equivalentes. Aunque aceptamos la capacidad de desplazamiento a ser más fundamental para la respuesta sísmica de la fuerza, parece que los diferentes grupos de expertos no se ponen de acuerdo en un factor de 3 en cuanto a lo que estos deben ser, a partir de un espectro de aceleración elástica dado. Aunque estos puntos han sido reconocidos y parcialmente considerado en códigos que definen espectros inelásticos con relaciones variables entre las coordenadas elásticos y dúctiles, tales como NZS4203 [2], la confusión es todavía casi universal. (3) El enfoque de la aceleración elástica pone excesivo énfasis en características de rigidez elásticas de la estructura y sus elementos. Como se discute posteriormente, somos menos cuidadosos que debemos ser en la determinación de estas características. La pregunta sigue siendo si mejores alternativas podrían considerarse. 1 creer que pueden, y que una mayor consistencia! enfoque se puede conseguir por inversión completa del proceso de diseño.
Cabe señalar que, aunque muchos investigadores han discutido diseño basado en el desplazamiento, los procesos descritos son, de hecho, aún basado en la fuerza. Moehle [3], por ejemplo, habla sobre los méritos relativos de diseño y basada desplazamiento basado en la ductilidad, pero en su comparación, el punto de partida sigue siendo una fuerza dada y la rigidez (y por tanto tiempo) con ser la diferencia si desplazamientos o ductilidades se comprueban. Como reconoció Moehle, cuando se lleva a cabo correctamente, los dos enfoques son directamente equivalentes. En el enfoque descrito a continuación, la fuerza y la rigidez son el producto final del proceso de diseño, en lugar del punto de partida. El procedimiento se ilustra inicialmente por referencia a la simple puente muelle de varias columnas se muestra en la Figura 2, para los que el diseño de desplazamiento basado es comparativamente sencillo. Un conjunto de espectros de respuesta elástica de desplazamiento para diferentes niveles de equivalen! Se requiere amortiguamiento viscoso, como se muestra en la Figura 3 (a). Estos pueden ser generados en mucho de la misma manera espectros de respuesta de aceleración como elástica. La forma, con una región de resonancia, como se muestra en la Figura 3 (a) con la reducción de respuesta de desplazamiento en periodos de grandes es característica de los espectros de desplazamiento, como puede verse en el ejemplo en la Figura 3 (b). La secuencia de operaciones comprende los siguientes pasos: l. Una estimación inicial para el desplazamiento de fluencia estructural lly está hecho. Dado que los resultados finales no son particularmente sensibles al valor supuesto, t;. Y podría haber basado en un ángulo de deriva típica de aproximadamente eY = 0,005. Para un diseño ser apropiado.
de
los
edificios,
un
valor
inferior
le
otorga
en
general
2. El lirnit a la rotación de plástico aceptable de critica! bisagras se detennined. Esta será una función de la importancia de la estructura, y también la geometría de la sección, y leve aceptable! de refuerzo transversal. Para el doblado puente de la Figura 2, se supone que las bisagras para desarrollar en la parte superior e inferior de las columnas. 3 El máximo aceptable estructural de plástico desplazamiento t;.. P en el centro de la fuerza sísmica, correspondiente al límite de rotación de plástico de la más critica! bisagra se encontraron a partir de consideraciones de los mecanismos de deformación. . 4 una primera estimación del desplazamiento total de la estructura es, pues, aceptable. . 5 se hace una estimación de la amortiguación estructural efectiva, basado en la ductilidad leve implícita Y de la Figura 4, donde se dan las curvas basa en típica características de histéresis para estructuras con bisagras de viga o bisagras de columna, respectivamente. 6. Con referencia a los espectros de respuesta elástica para el sitio (por ejemplo, Figura 3a), el período de respuesta eficaz puede ahora ser estimado. La rigidez efectiva de la estructura de sustituto a la máxima respuesta de este modo se puede encontrar desde
as
(1)
y la resistencia de la estructura de rendimiento requerida, o la capacidad cortante basal es.
7. With a knowledge of the required shear capacity, the member sizes can now be proportioned, and an initial estímate of reinforcement made. The elastic stiffness can thus be calculated, and a refined estímate of the yield displacement obtained. 8. The total displacement, structure ductility, and hence effective structural damping are thus revised, and steps 4 - 7 repeated until a stable and satisfactory solution is obtained. Individual flexura] strength requirements for potential plastic hinges are finalized, based on statics. The approach outlined above has considerable flexibility, since plastic hinge rotational capacity can be related to transverse detailing (or vice versa), and the design is not dictatedby somewhat arbitrary decisions about force-reduction factors.
Al parecer, este rnethod del diseño basado en displacernent también se podría aplicar a rnulti pisos frarne o edificios de muros de cortante, siempre assurnptions adicionales SORNE se hacen. Los dos se critica! piezas ofinforrnation requerida son (1) la relación entre la distorsión de entrepiso maxirnurn y el desplazamiento estructural a la altura del centro de fuerza sísmica; y (2) la forma del vector de fuerza lateral que se aplica. Estos aspectos se ilustran en la Figura 5 para una trama idealizada de n pisos cada uno de la misma altura h. El
centro de la fuerza sísmica es approxirnately a 2/3 de la Beight edificio, y el desplazamiento máximo a la altura de lesiones cerebrales traumáticas por lo tanto se puede expresar como.
donde K s 1 define la no-uniforrnity de la deriva hasta la altura del edificio y a es la rotación rnaxirnurn aceptable de. las bisagras de plástico y por lo tanto el ángulo de deriva historia maximurn. Sobre la base de los análisis inelásticos de marcos, Paulay y Priestley [4) recomrnend que la distribución de la deriva se debe asumir para ser el que se muestra en la Figura 5 (c), cuando la deriva en la mitad inferior de las historias es igual al doble del deriva media en el leve techo!. Assurning además que esta distribución también se puede aplicar a la cornponent plástico de la deriva, la ecuación (3) se puede simplificar a
Se sugiere que las estimaciones mejoradas de la deriva de plástico se pueden obtener por análisis elástico de una estructura de sustituto [5), donde la rigidez de los miembros que contienen bisagras se reduce en proporción a su ductilidad esperado. Por lo tanto, si bisagras de haz. se
espera
que
tengan
ductilidades
de
rotación
de
µ6
=
7
(que
podría corresponder a una ductilidad estructura de desplazamiento de µ ∆ µ lfl = 4), entonces la rigidez apropiada para los bearns en el análisis elástico sería K µ= Ke / = 0,14 Ke. El adecuación del diseño de lo que se puede comprobar mediante un análisis elástico lateral de la estructura sustituto. Si la forma desplazada inelástica se puede aproximar por la Figura 5 (c), se deduce que el vector de fuerzas de inercia laterales para ser aplicada a la estructura también debe tener la misma forma. El enfoque de diseño basado en el desplazamiento descrito anteriormente parece atractiva en Principie, pero tendrá que ser revisado por los ejemplos específicos que cubren una amplia gama de tipos estructurales y períodos.
En la introducción de este documento, se señaló que los análisis estructurales para fines de diseño se han vuelto más sofisticados en los últimos años, con las consecuencias que las funciones de análisis y diseño se separan con frecuencia y llevadas a cabo por diferentes personas. La razón para el aumento de la sofisticación de los análisis se principalmente relacionada con la disponibilidad de potentes ordenadores en lugar de una insuficiencia percibida de antes, y técnicas de análisis de sirnpler. Aunque el análisis modal 3-D es sin duda útil en estructuras con geometría inusual o irregular, es dudoso si produce mejores resultados que los obtenidos de los métodos más simples dicen análisis lateral simple basado en una distribución de la fuerza lateral asumido. El mito de que aquí, entonces, es que el refinamiento del análisis produce resultados más precisos ". Es conveniente considerar el perfeccionamiento del proceso de análisis a la luz de las aproximaciones que aún permanecen. Análisis modal elástico se basa esencialmente en la aproximación igual-desplazamiento, ya que no es factible el uso de diferentes factores de reducción de la fuerza-asociados con diferentes modos de respuesta elástica. Como se ha indicado anteriormente con referencia a la Figura 1, esto es apropiado para una banda relativamente estrecha de los períodos.
Perfiles de deflexión de los análisis modales elásticas tienden a subestimar los niveles de deriva en los pisos inferiores de un edificio. Como se señaló anteriormente, se considera que un acuerdo podría mejorarse mediante el uso de un enfoque estructura sustituto. Análisis elásticos generalmente se basan en aproximaciones de miembro de rigidez que deben ser considerados bruto, incluso en el rango elástico. Como ejemplo de esto, Jet nosotros consideramos que las columnas del piso inferior del marco se muestra en la figura 5 (a) son de hormigón armado de 600 x 600 columnas, reforzado con 8 - D28 barras de límite elástico 455 MPa. Resistencia del hormigón es ( F’c= 31 Mpa Será normal en el análisis de suponer que todas las tres columnas en la leve más bajo! Tienen la misma rigidez, aunque es posible la columna central puede ser asignado ligeramente mayor rigidez debido al aumento de la carga axial. 1t parecería ser imposible asignar diferentes rigideces a las dos columnas exteriores, cuando se considera la respuesta multi-modal. Por el bien del argumento, se supone que las columnas exteriores llevan cargas de gravedad de P (D + L) = 0.2 f’c Ag. y que las fuerzas axiales sísmicas del P E = ±0.2 F c A g se puede esperar. La figura 6 muestra las relaciones momento-curvatura para las columnas de compresión y tensión, incluyendo los efectos de variar la fuerza axial como los aumentos laterales cortante en la base, y la relación suponiendo una fuerza axial constante de p = 0,2 F’c Ag El inicio de la primera rendimiento de armadura de tracción, y también se toma nota logro de un esfuerzo de compresión de fe = 0,003. Tomando la condición de rendimiento para corresponder a una curvatura de aproximadamente 0,0084 / m (que es el punto de fluencia para un bilineal aproximación a la P = 0.2 F’c Ag curva) nos encontramos con que el rigidez efectiva de la columna de la compresión es más de. el doble que la de la columna de la tensión. Como consecuencia de ello, la distribución de las fuerzas elásticas en los pisos inferiores es Iikely a ser sustancialmente diferente de la predicha por el análisis elástico 'refinado'. Tenga en cuenta, sin embargo, que sería relativamente sencillo tener en cuenta estos efectos en una equivalen! Aproximación fuerza lateral, y que las consecuencias de este cambio de rigidez parecerían ser bastante insignificante si se utilizó un enfoque de "estructura sustituto. Es tal vez de interés señalar que el uso de la regla de redistribución 30%, los niveles de fuerza predichos por análisis constante rigidez de la columna de la tensión se podrían reducir en 30% de la media de la tensión y la capacidad de columna de compresión, lo que resulta en una resistencia mínima perrnissible de 600 kNm para la columna de la tensión, o alrededor de 15% superior a la capacidad. Diseño basado en rigidez variable sería, sin embargo, no requiere ninguna redistribución más allá de que, naturalmente, resultante de la diferencia de rigidez. Es también debe tenerse en cuenta que el límite de la redistribución del 30% se fija para evitar la demanda de ductilidad excesiva. Aunque se verá que la columna de la tensión hace, de hecho, el rendimiento alcance a una curvatura 16% más baja que la P = 0,2 (caso, el inicio de la trituración (muy conservadoramente estimado en Fe = 0,003) se produce a una curvatura más de. el doble que para el P = 0.2 f’c Ag (columna, y más de tres veces la de la columna de la compresión. curvaturas finales son afectados de forma similar. Así, al menos la medida en que la columna de la tensión se Concemed, el límite de 30% a la redistribución parecen muy poco razonable y la critica! condición es probable que sea la columna de la compresión, cuya demanda de ductilidad que imaginamos ser reducido por el proceso de redistribución (aquí aparece otra falacia).
El énfasis del diseño actual en diseño basada en la fuerza, junto con la aprobación general de la aproximación igual desplazamiento nos lleva a la conclusión natural de que requiere
fuerza, S, y la demanda de ductilidad de desplazamiento, expresión.
µ ∆ están
relacionadas por la
S. µ ∆ = CONSTANTE (5) para una estructura determinada o critica! elemento, con la advertencia de que de costumbre para cortas estructuras de época, la aproximación puede ser inapropiado. La falacia de esta observación se hace evidente cuando invertimos la lógica. Consideramos que estamos diseñando un elemento estructural, por ejemplo una columna de puente, y decidimos que, como se ha diseñado, la capacidad de ductilidad (y por tanto en un sentido más básico de la capacidad de desplazamiento) es inadecuada. Como consecuencia de ello, decidimos aumentar la fuerza para reducir.
la capacidad de ductilidad. Hacemos esto mediante el aumento de la cuantía de armadura longitudinal, y mantener el tamaño de sección constante. ¿Realmente hemos mejorado algo? Probablemente no - la aproximación igual cilindrada todavía dice que necesitamos la misma capacidad de desplazamiento máximo, a pesar de que la demanda de ductilidad al parecer ha reducido, y ciertamente no está claro que el aumento de la cuantía de armadura longitudinal se ha incrementado el desplazamiento final. De hecho, es más probable que todo lo contrario. Figura 7 parcelas de los resultados ofvarying cuantía de armadura longitudinal para columnas circulares con una relación de carga axial 0.1 Ag. Resultados para capacidad de momento, rigidez, capacidad de ductilidad y desplazamiento final se expresan en forma adimensional por referencia al valor correspondiente a un "estándar" longitudinal relación de P1 = 0,0015. K se puede ver que como p 1 se incrementa, la última capacidad de momento (M ¡) aumenta casi proporcionalmente, pero la capacidad de desplazamiento máxima reduce en cierta medida (en alrededor de 10% en p 1 = 0,03), y el capacidad de ductilidad reduce aún más. Por supuesto, el argumento también contiene un error, ya que la rigidez () ha aumentado casi tanto como la fuerza tiene, y por lo tanto la período habrá cambiado. Sin embargo, es poco probable que esta variación de la rigidez se
han incluido en los cálculos originales, y el aumento requerido en último desplazamiento no ha sido claramente alcanzado. Incluso puede ser razonablemente argumentado que si estábamos preocupados por la ductilidad y la capacidad de desplazamiento, habríamos estado mejor si la reducción de la cuantía de armadura, y por lo tanto la fuerza. 5. EL MITO DE ENERGÍA Uno de los mitos más generalizados en la ingeniería sísmica es que la absorción de energía se debe maximizar para obtener respuesta sísmica óptima. En este mito, que se supone que debemos luchar por la obtención de las características de histéresis en la mayor aproximación de respuesta elástica / plástica perfectamente posible. Aunque hay situaciones, particularmente aquellos que involucran muy cortos estructuras período en el que este es, de hecho, deseable, hay muchos casos en los que mejor respuesta se puede conseguir con las formas de bucle aparentemente menos deseables. Figura 8 compara tres formas idealizadas de bucle de histéresis - elasticfperfectly-plástico, degradantes modelo rigidez típica de una bisagra de la columna de hormigón armado [6] y la característica elástica bilineal teóricamente adecuado para una rótula plástica con tendones de pretensado sin unión [7]. Respuesta se muestra con y sin efectos P- ∆ .
Consideremos en primer lugar la respuesta sin efectos P- ∆ . Si la respuesta es en el dominio 'igual-desplazamiento "de la figura 1, los desplazamientos de respuesta pico de los tres systerns es probable que sean muy similares, si cada uno tiene la misma rigidez inicial. En realidad, los desplazamientos del sistema EPP será en promedio un poco más pequeña que las otras dos, pero la diferencia no será grande. Supongamos que una deriva máxima de 2%, que
corresponde a un factor de ductilidad de desplazamiento de µ ∆ =5 Se obtiene. Después de terremoto TBE, la deriva residual del sistema de PPE podría ser tan alta como 1,6%, la de la bisagra de la columna aproximadamente 0,9%, y el sistema bilineal de la figura 8 (c) se retomo a su posición inicial. ¿Qué sistema ha exhibido una mejor respuesta? lt es por lo menos discutible tBAT desplazamientos residuales son en última instancia, más importante que los desplazamientos máximos, dada la dificultad de enderezar 'un edificio doblada después de una eartbquake. Consideremos ahora la influencia de bysteresis forma de bucle en la respuesta no es afectada por los efectos P- ∆ . MacRae ratber ha demostrado de manera convincente [8] tBAT la tendencia a la inestabilidad bajo P-4 está fuertemente relacionada con la forma del bucle. En la Figura 8, la influencia delP-4 momentos en la forma respuesta inelástica se muestra por líneas de trazos. Con el bucle de PPE de la figura S (a), la respuesta en un instante dado de la respuesta sísmica ha dado lugar a una deformación residual correspondiente al punto B. La estructura oscilará con la rigidez elástica sobre este punto hasta aceleración de respuesta suficiente para desarrollar la resistencia a la fluencia a desarrollar. Como se verá en la Figura 8 (a), la aceleración requerida para que el sistema alcance la línea superior de fluencia es mucho menor que la de la línea de menor rendimiento. Por tanto, es probable que la plasticidad, se desarrollará en la dirección de aumentar, en lugar de reducir el desplazamiento residual. Con una larga duración y una forma de bucle PPE, el sistema es inherentemente inestable bajo P- ∆ efectos. Con el modelo de rigidez degradante de la figura 8 (b), y una deformación residual correspondiente al punto B, la línea de producción más baja está más cerca de la línea de aceleración de cero, y por tanto es más probable que se obtengan de la línea superior de fluencia. El sistema es por lo tanto inherentemente estable, ya que las probabilidades de favor deformación inelástica disminuyeron serie residual. MacRae [8] ha demostrado la validez de este argumento con un número muy grande de inelástico de historia de tiempo dinámico analiza. Puesto que el sistema en la Figura S (e) es elástica no lineal, no hay desplazamientos residuales que deben ser considerados, y el sistema es estable para P- ∆ efectos. También hay que señalar que para estructuras más largas de época, donde es probable que se significan! P- ∆ efectos, la regla de desplazamiento igual indicaría que la P- ∆ efectos son poco probable que aumente significativamente el desplazamiento máximo de los sistemas estables de manera significativa. Esto también es apoyado por el análisis tiempo-historia. Para el sistema de PPE, que como se ha señalado es inherentemente inestable, ni la igualdad de desplazamiento ni reglas iguales de energía se pueden aplicar, ya que el incremento en el desplazamiento máximo y residual está fuertemente influenciada por la duración del registro terremoto. Uno no debe, por supuesto, descartar el valor de absorción de energía de histéresis. Sin embargo, es evidente que se ha exagerado énfasis actual en la forma de bucle. Estructuras de acero, con características de deformación que se aproximan EPP bucles, tienen una mayor tendencia a la respuesta de la deformación indeseable que el equivalente estructuras de hormigón armado.
Los debates anteriores han en gran parte relacionada con temas de análisis. Sin embargo, está claro que muchos aspectos de diseño y detallado podrían también llevar los critica! revisar. El resto de este documento se examinan algunas cuestiones específicamente relacionadas con el diseño de hormigón armado, aunque más pudieron ser identificados, tanto con hormigón armado, y con respecto a los materiales.
Una de las falacias más extendidas se refiere a la manera en que distribuimos refuerzo en vigas de marcos resistentes a momento dúctiles. Mediante el uso de redistribución de momentos, con frecuencia terminan con las demandas de momento positivo y negativo que son iguales, o casi. A continuación, colocamos un refuerzo en dos bandas, como el clase arriba y abajo, respectivamente, de la viga, como se muestra en la Figura 9 (a), en opinión errónea de que esto proporciona la distribución más eficiente. Wong et al. [9] han demostrado que esencialmente la misma capacidad de momento se puede lograr mediante la distribución de la
cantidad total de refuerzo por los lados de la viga, como se muestra en la Figura 9 (b). La Figura 10 compara la flexura! fuerza de las distribuciones alternativas de la Figura 9, como un función de la cuantía de armadura mecánica p F Y /f’c’ donde p = A /bh es la relación total de refuerzo. s la diferencias insignificante.
de
fuerza
entre
las
distribuciones
son
Hay, sin embargo, buenas razones para adoptar la distribución de la figura 9 (b). La congestión en las uniones viga-columna de marco de dos vías se facilita considerablemente, una mayor proporción de la fuerza de corte articulación puede estar asociada con el puntal de hormigón diagonal, lo que reduce la demanda de refuerzo de corte articulaciones y flexura! sobre resistencia resultante de st-en-el endurecimiento de refuerzo se reduce. Este último punto podría ser aprovechada mediante la reducción de la relación de sobreresistencia utilizado para desarrollar fuerzas en los miembros en el proceso de diseño de la capacidad, lo que resulta en eficiencias de diseño. La eficiencia del diseño también se podría mejorar más el uso adecuado de los factores de
reducción de la fuerza en las ecuaciones de diseño de capacidad de base, que puede ser por lo general indica como donde s. es la fuerza nominal de una acción en particular (flexión, cizalladura, etc), Sr es la fuerza requerida para que la acción resultante frorn los assurnptions de análisis básicos, R / J, es un factor de reducción de la fuerza aplicada a s. para proporcionar una fuerza confiable, RJ>. y r /> 0 son arnplification dynarnic factores y factores de sobre-resistencia, que a su vez se relacionan con la assurnptions análisis, la eficiencia del diseño y de la acción considerada. Actualmente en diseño seisrnic, asociamos un factor de reducción de resistencia a la flexura básico! la fuerza de las bisagras de plástico, pero no a rnernbers o acciones protegidas por la capacidad principies de diseño, sobre la base de conservatisrn percibida en los valores de w, y Rp 0 especificado actualmente.
Al parecer, la rnay lógica así se han invertido. Está claro que no necesitamos una flexura! factor de reducción de resistencia para las bisagras de plástico, ya que las variaciones en la fuerza srnall frorn el valor especificado sólo se traducirá en variaciones srnall en dernand ductilidad. Como se señaló en relación con la Figura 7, el aumento del contenido reinforcernent, que es el resultado final de la aplicación de una flexura! factor de reducción de resistencia, no rnay irnprove seguridad general. Sin embargo, si se quiere proscribir totalmente deforrnation inelástica no dúctiles (por ejemplo, corte) tenemos un alto grado de assurity que la fuerza confiable de que rnode no se puede sobrepasar. Si creemos factores de reducción de resistencia necesitan ser asociado con esa acción (por ejemplo, cizalla) como resultado de la posible nonconservatisrn de ecuaciones de diseño, o posible material de understrength, entonces deben ser utilizados en la capacidad proceso de diseño. Si se considera el producto de W, RP0 a ser tal que ningún se necesita el factor de reducción de resistencia, este irnplies que w, r /> 0 es demasiado alto, y debe ser reducida. Esta rnay parece ser un rnatter de sernantics, ya que el resultado final sería probablemente poco 9ifferent en la práctica del diseño actual. Sin embargo, si el diseño es para ser perrnitted de conformidad con los procesos analíticos más avanzados (por ejemplo, análisis tirne-historia para determinar las influencias dynarnic esperados una vez que la fuerza de las bisagras de plástico se ha deterrnined), entonces los valores de para w, y rnight RFLO becorne deterrnined por los resultados del proceso de análisis. En este caso, sería mejor tener la la variabilidad de la resistencia de diseño correctamente asociada con los pararneters correctas. Por supuesto, el proceso podría sirnplified mucho si lo hicimos acabar con los factores de reducción de resistencia cornpletely, como es el caso en el diseño japonés. El valor de rp tanto, sería inherente en las ecuaciones para la fuerza. Es difícil ver que perderíamos rnuch en el proceso.
Shear diseño de hormigón armado está tan lleno de rnyths, falacias y contradicciones que es difícil saber por dónde empezar en un exarnination de diseño actual. Tal vez el rnyth básico, y que el centro de nuestras inconsistencias en el diseño a cortante es el de cizalladura en sí. Se ha argumentado que atamos a nosotros mismos en nudos intelectuales mediante la
separación de flexión y cortante, y considerando thern entidades esencialmente independientes. Teoría de campo Cornpression desarrollado por Collins et al. [10] es un atternpt de integrar las acciones. Atternpts similares se han rnade en otra parte [11] Los rernains hecho, sin embargo, que es muy conveniente separar la flexura! y acciones de cizallamiento, y también que los enfoques más fundamentales son no sólo frorn inconveniente un punto de vista de diseño, pero también no producen notablemente mejor concordancia con los resultados experimentales, particularmente cuando se considera la resistencia al cizallamiento de rnernbers lineales dúctiles característicos de estructuras enmarcadas. Nuestra comprensión de los rnechanisms de transferencia de cortante en regiones bisagra de plástico parece particularmente débil. Si consideramos una bisagra haz adyacente a una columna, como se muestra en la Figura 11, el supuesto de diseño es que los mecanismos de corte de concreto SUEH enclavamiento como agregado, la acción pasador y transferencia de corte cornpression son poco fiable, debido a la presencia potencial de una flexura profundidad completa! romper (ver Figura LL (a)) y por lo tanto cizallamiento rnust ser transferido en su totalidad por una armadura rnechanisrn 45 °, con la participación reinforcernent transversal, como se muestra en la Figura 11 (b). Un poco de reflexión revela que las dos mitades de este assurnption (gran grieta profundidad total; mechanisrn truss) son rnutually incompatible. El rnechanisrn braguero de la figura ll (b), ya sea basado en 45 ° o Sorne otro ángulo, se basa en la developrnent de puntales diagonales cornpression, estabilizadas por tensión vertical en los estribos o ataduras, y los cambios en la tensión y cornpression resultantes viga longitudinal en la "nodos" forrned por intersección de las fuerzas de unión y diagonales. Si no se realiza un corte vertical en cualquier posición, a la vertical cornponent de las fuerzas cornpression diagonales continuas través de la sección rnust igualar la fuerza de corte transferido por el rnechanisrn truss. En la sección crítica en la cara colurnn, hay una flexura profundidad completa! grieta forrned por la acción inelástica en los dos sentido contrario de la respuesta. Como consecuencia, no puede haber ninguna fuerza cornpression diagonales que cruzan esta sección, y la cizalla realizado por el rnust rnechanism truss también ser cero. Esta aparente y obvio, dilernma ha sido "racionalizada" por la afirmación de que la intersección de las grietas diagonales, que se muestra en la figura ll (a) permite que las grietas se dilaten y se cierran en la sección rniddle del Bearn, perrnitting así puntales diagonales para cornpression desarrollarse. Hay dos preocupaciones a la adopción de esta solución: en primer lugar, si cornpression diagonal se puede desarrollar a través de esta grieta, entonces tal vez la assurnption que Ve = O no debe ser hecho desde por lo menos parte de la razón para descartar Ve ha sido elirninated. En segundo lugar, la assurnption de cornpression diagonal implica una reducción a la aparente flexura! resistencia de la sección. Considere equilibriurn de las resultantes de tensiones en la figura ll (b). La resultante de las fuerzas diagonales cornpression puede assurned para actuar en rnidheight. Si se supone una cercha 45 ° sus cornponents verticales y horizontales rnust tanto ser igual a V como se muestra. ! La flexura fuerza actúa cornpression en o cerca del centro de reinforcernent cornpression. Sin la cornpression diagonal, la capacidad es rnornent.
