Сеизмична Oценка by Строителен Инженер

Съвременни методи за сеизмична оценка усилване и възстановяване на оценка, стоманобетонни конструкции доц. д-р инж. Йордан Милев 0888 630 173 j.milev@yoda-bg.com 1

Общи положения на методите за сеизмична оценка Лекция 1

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Основни теми в лекцията

1. Гранични състояния и сеизмичен хазарт 1 2. Събиране на информация за конструкцията 3. Методи за анализ на конструкцията

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

1. Гранични състояния и сеизмичен хазарт

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Гранични състояния съгласно ЕС 8 част 3 Гранично състояние - Близко до разрушаване (NC). Конструкцията е тежко повредена, с ниска остатъчна носимоспособност и коравина за хоризонтални натоварвания, въпреки че вертикалните елементи са все още в състояние да поемат вертикални товари. Поголямата част от неконструктивните елементи са се разрушили. Налице са големи остатъчни премествания. Конструкцията е пред разрушаване и вероятно не би преживяла следващо земетресение, дори със средна интензивност. Гранично състояние - Значителни повреди (SD). Конструкцията е значително повредена, с някаква останала носимоспособност за хоризонтални въздействия и якост и вертикалните елементи са годни да понасят вертикални товари. Неконструктивните компоненти са повредени, макар че преградните стени и пълнежите не са депланирани. Налице са средно големи постоянни премествания. Конструкцията може да понесе афтършокове със средна интензивност. Конструкцията е в състояние, при което ремонт е икономически нецелесъобразен. Гранично състояние - Ограничени повреди (DL). Конструкцията е леко повредена, конструктивните елементи не са достигнали пластични деформации и са запазили своите якостни и коравинни свойства. Неконструктивните елементи като преградни стени и пълнежи са с видими разпределени пукнатини, но отстраняването на повредите е икономически целесъобразно. Постоянните премествания са незначителни. Укрепващи мерки не са необходими. Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмичен хазарт – EC8 (нови сгради) Вероятностна дефиниция: Сеизмичен хазарт за дадена площадка е стойността на максималното ускорение на земната основа ag (PGA), (PGA) с дадена вероятност P [%], [%] да бъде надминато за определен период от време T [год.], или с референтен период на повторяемост ТR. За крайни гранични състояния (EC8): Максимално сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ) с вероятност PNCR = 10% да бъде надминато за период от T 50 години или с референтен T=50 ф период на повторяемост ТNCR=475 г. За гранично състояние за ограничаване на повредите(EC8): р д ( ) Максимално сеизмично у ускорение р на земната основа agR (РСУ)с вероятност PDLR = 10% да бъде надминато за период от T=10 години или с референтен период на повторяемост Т DLR =95 г. agR - РСУ – Рефернтно сеизмично ускорение

Сеизмичен хазарт – NAD към EC8-3 Вероятностна еро ос а деф дефиниция: ц Сеизмичен Се з е хазарт азар за даде дадена а площадка е стойността на максималното ускорение на земната основа ag (PGA), с дадена вероятност P [%], да бъде надминато за определен период от време T [год.], или с референтен период на повторяемост ТR. За гранично състояние SD (NAD): Максимално сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ) с вероятност P = 10% да бъде надминато за период от T=50 години или с референтен период на повторяемост ТR=475 475 г. г За гранично състояние DL (NAD): Максимално сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ)с вероятност P = 10% да бъде надминато за период от T=10 години или с референтен период на повторяемост Т R =95 г. agR - РСУ – Рефернтно сеизмично ускорение Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмичен хазарт – EC8-3 За гранично ра о с състояние с о е NC C ((EC8-3) C8 3) : Максимално а с ал о сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ) с вероятност P = 2% да бъде надминато за период от T=50 години или с референтен период на повторяемост ТR=2 475 г. За гранично състояние SD (EC8-3): Максимално сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ) с вероятност P = 10% да бъде надминато за период от T=50 години или с референтен период на повторяемост ТR=475 475 г. г За гранично състояние DL (EC8-3): Максимално сеизмично ускорение на земната основа agR (РСУ)с вероятност P = 20% да бъде надминато за период от T=50 години или с референтен период на повторяемост Т R =225 г. agR - РСУ – Рефернтно сеизмично ускорение Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Национално приложение за България – крайни гранични състояния

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Национално приложение за България – ограничаване на повредите

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмична карта на България – Наредба 2

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмична карта на България – ЕС8

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмичен хазарт за граничните състояния съгласно ЕС 8 част 3 Срязваща сила в основата NC – 2% за 50 г. TR=2 475 г. SD – 10% за 50 г. TR=475 475 г. DL – 20% за 50 г. TR=225 г. IO – 50% за 50 г.

Използване Запазен живот

Стабилна конструкция

Х Хоризонтални премествания Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Изисквания за поведение на конструкцията – ЕС8=3 Сзмичен хазарт (рефеиерентен период на повторяемост на проектното въздействие)

Изисквано поведение

TR=2475 години (2% за 50 години) Не се изисква от NAD

Близко до разрушаван е(NC) тежки повреди, много ниска остатъчна якост &коравина, големи остатъчни премествания, но още стои, животът на хората е запазен

TR=475 години (10% за 50 години)

Значителни повреди (SD) – значителни повреди, конструкцията има някаква остатъчна якост &коравина, неконструктивните елементи са разрушени , неикономически изгодно е да се поправя

TR=225 години (20% за 50 години) – EC8-3

Ограничени повреди (LD)само леки повреди по конструкцията, повредите по неконструктивните елементи е икономически целесъобразно да бъдат отстранени

TR= 95 години (10% за 10 години) - NAD

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

2. Събиране на информация за конструкцията

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Източници за събиране на информация за сградата

налична документация конкретно за въпросната сграда; съответни допълнителни източници на информация (т.е. стари норми и стандарти); полеви изследвания (в повечето случаи на обекта); лабораторни измервания и изпитвания;

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Необходима информация а) Определяне на конструктивната система и нейното съответствие на критериите за регулярност в ЕС8; b)) Определяне р д на вида д на фу фундирането д р на сградата. р д с) Определяне на условията на земната основа, съгласно ЕС8 d) Информация за общите размери и характеристиките на напречното сечение на елементите на сградата и механичните характеристики и състоянието на вложените материали. р е) Информация за дефекти на материалите и неподходящо детайлиране;. f) Информация за критерия за сеизмично проектиране, използван в първоначалния проект, в това число и стойността на коефициента q за редуциране на въздействието, д , ако е приложим. р g) Описание на настоящото и/или планираното предназначение на сградата (с определяне на нейния клас на значимост, както е описано в ЕС8. h) Преоценка на приложените въздействия, като се вземе предвид предназначението р д на сградата. р д i) Информация за вида и големината на предишни и настоящи повреди на конструкцията, ако има такива, включително по-рано предприети мерки за възстановяване.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Ниво на достоверност на събраната информация ф (KL – knowledge k l d level) l l) • Ограничено р ниво на познаване на сградата р д ((KL1 – limited knowledge) • Нормално ниво на познаване на сградата (KL2 – normal k knowledge) l d ) • Пълно ниво на познаване на сградата (KL3 – full knowledge) ow edge)

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Факторите, които определят подходящото ниво на информация ф (KL1 (KL1, KL2 или KL3)

i) Геометрия: геометричните свойства на конструктивната система и на тези неконструктивни елементи (например панели с пълнежна зидария), които могат да повлияят върху реагирането на конструкцията. ii) Детайли: те включват количеството и детайлирането на армировката в стоманобетона, връзките между стоманените елементи, връзката между подовите диафрагми и конструктивните елементи елементи, устойчиви на хоризонтални въздействия, свързващия разтвор на зидарията и естеството на всички усилващи елементи в зидарията. iii)

Материали: механичните свойства на вложените материали.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Нива на информация и съответните методи за анализ

KL3

Детайли 1) Възпроизвеждащо В проектиране и от ограничено обследване на място

1) От непълни ориори гинални детайлни конструктивни чертежи с ограничено обследване на място 2) От цялостно заснемане

KL2

или и

KL1

Геометрия

1) От оригинални и конструкттивни черте ежи с части ично заснем мане на пре едставителн ни елементи

Нива

или

2) От разширено обследване на място 1) От оригиналните детайлни конструктивни чертежи с ограничено обследване на място

или

Материали 1) Съгласно С стандартите от времето на строителството

Анализи М Метод на хоризонталните сили – LF или Спектра Спектра2) От ограничено лен изпитване на място анализ MRS 1) От оригинални проектни спецификации с ограничено Всички изпитване на място

CF CFKL1=1.35

CFKL2=1.20

или

2) От разширено изпитване на място 1) От оригинални протоколи от тестове с ограничено изпитване на място всички

или

CFKL3=1.0

2) От комплексно изпитване на място

2) От комплексно обследване на място Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Понятия, свързани с геометрията Конструктивни чертежи - документи, които описват геометрията на конструкцията, дават възможност за установяване на конструктивните елементи и техните размери, както и конструктивната система, предвидена да поема както вертикални, така и хоризонтални натоварвания. Детайлни конструктивни чертежи - документи, които описват геометрията на конструкцията, дават възможност за установяване на конструктивните елементи и техните размери, както и конструктивната система, предвидена да поема както вертикални така и хоризонтални натоварвания. Освен това те съдържат и информация за детайлите. Визуално заснемане - Процедура за проверка на съответствието между действителната геометрия на конструкцията и тази в наличните конструктивни чертежи. Трябва да се извършат геометрични измервания на избрани елементи. Възможни конструктивни промени, възникнали по време на строителството или по-късно, подлежат на цялостно заснемане. Цялостно заснемане - Процедура, в резултат на която, се изработват конструктивни чертежи, които описват геометрията на конструкцията, дават възможност за установяване на конструктивните елементи и техните размери както и конструктивната система, предвидена да поема, както вертикални така и хоризонтални натоварвания. Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Понятия, свързани с детайлите

Възпроизвеждащо проектиране - процедура, в резултат на която се определя количеството и р разположението на надлъжната д и напречна р армировка р р във всички елементи, участващи във формирането на носимоспособността на сградата за вертикални и хоризонтални въздействия. Проектът трябва да се изпълни на базата на нормативните документи и степента на практическите знания използвани по времето на строителството. Ограничено обследване на място - процедура за проверка на съответствието на действителните детайли на конструкцията с тези в наличните детайлни конструктивни чертежи или с резултатите от възпроизвеждащото проектиране, Разширено и комплексно обследване на място - процедури, които се използват когато няма налични оригинални детайлни конструктивни чертежи.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Понятия, свързани с материалите

Разрушителни и безразрушителни изпитвания -Могат да се прилагат безразрушителни методи д за изпитване ((като изпитване със склерометър р р на Schmidt). ) Тези изпитвания не трябва да се прилагат самостоятелно, а само в комбинация с разрушителни изпитвания. Ограничени изпитвания на място - процедура за допълване на информацията за характеристиките р р на материалите, р , получена у или от стандартите, д р , д действали по време р на строителството, или от оригиналните проектни спецификации, или от оригиналните доклади от проведени изпитвания. Ако стойностите от изпитванията са по-ниски от стойностите, според стандартите действали по време на строителството, е необходимо да се извършат р разширени р р изпитвания на място. Разширени и подробни изпитвания на място - процедура за получаване на информация, когато не са налични нито оригинални проектни спецификации, нито доклади от изпитвания.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Минимални изисквания за различните нива на обследване б и изпитване

Обследване (на детайлите) Ниво на обследване и изпитване О Ограничено

Изпитване (на материалите)

За всеки тип главни елементи (греди, колони, стени) Процент на проверените елементи Проби от материалите на едно в детайли етажно ниво 20 1

Разширено

Подробно (комплексно)

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Визуално обследване

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Дефекти в носещата конструкция

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Безразрушително изпитване със склерометър тип Schmidt-N S h idt N

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Екипировка тип Hilti за вадене на пробни тела

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Тариране на склерометър тип Schmidt Schmidt-N N

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Пробни тела за лабораторно изпитване

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Изпитване на пробни тела

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сканиране на армировката с Hilti Feroscan

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Резултати от сканиране на армировката с Hilti Feroscan F

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Локално разкритие на армировката

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Колометричен тест за оценка на карбонизацията на бетоновото покритие

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Изпитване на зидария на място

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Изваждане на зидарийни пробни тела

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Лабораторно изпитване на огъване на зидарийни тела

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Лабораторно изпитване на натиск на зидарийни тела

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Локално разкритие на фундаменти

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Изпитване на пробни тела от земната основа

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

3 Методи за анализ 3.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Методи д на анализ -

Метод д на хоризонталните р сили ((линеен)) с линеен спектър р на реагиране;

Спектрален анализ (линеен), с линеен спектър на реагиране;,

Нелинеен статичен (pushover) анализ,

Нелинеен динамичен анализ с акселерограми

Метод с коефициент на поведение – q (q=1.5 за стоманобетонни конструкции освен ако се докаже наличие на достатъчна локална и глобална дуктилност, дуктилност изчислена съгласно съответните изисквания на ЕС 8.) Използват се средни стойности на характеристиките доверителен коефициент CF и на материалите разделени с частен коефициент (γc или γs) Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

П Проектни якости на бетона б

f cd = f ctd =

α cc f cm α ct f ctm

γ c = 1 .5 α cc = 0.85

при проверките на нормалните сечения на монолитни вертикални и наклонени елементи (колони и стени)

α cc = 1.00

във всички останали случаи;

α ct = 1.00

във всички случаи. Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

(γ c CF ) (γ c CF )

Якостни и деформационни характеристики на бетона - 1 f ck (МРа) f ck,cube

12 15

16 20

20 25

Класове по якост на бетон 25 30 35 40 45 50 30 37 45 50 55 60

f cm

f ctm

1,6

1,9

2,2

2,6

2,9

3,2

3,5

3,8

4,1

4,2

4,4

4,6

4,8

5,0

f ctk, 0,05

1,1

1,3

1,5

1,8

2,0

2,2

2,5

2,7

2,9

3,0

3,1

3,2

3,4

3,5

f ctk, 0,95

2,0

2,5

2,9

3,3

3,8

4,2

4,6

4,9

5,3

5,5

5,7

6,0

6,3

6,6

E cm

1,8

1,9

2,0

2,1

2,3

2,4

2,45

2,5 3,2 22 2,2 3,1 1,75 1,8 31 3,1

2,6 3,0 23 2,3 2,9 1,6 1,9 29 2,9

2,7 2,8 24 2,4 2,7 1,45 2,0 27 2,7

2,8 2,8 25 2,5 2,6 1,4 2,2 26 2,6

2,8 2,8 26 2,6 2,6 1,4 2,3 26 2,6

(МРа) (МРа) ((МРа)) (МРа) (МРа)

(GPa) ε c1 ( 0/ 00) ε cu1 ( 0/ 00) ε c2 ( 0/ 00) ε cu2 ( 0/ 00)

ε c3 ( 0/ 00) ε cu3 ( 0/ 00)

2,2 2,25 3,5 20 2,0 3,5 2,0 1,75 35 3,5

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

55 67

60 75

70 85

80 95

90 105

Проектни стойности на якостите на армировъчните стомани

f yd =

f yym

(γ s CF ) Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

γ s = 1.15 46

СТАТИЧЕН НЕЛИНЕЕН АНАЛИЗ (PUSHOVER) Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Стъпка 1

1. Получаване на зависимост между срязващата сила при основата, Vb , и преместването на покрива (Nth етаж ), uN, известна като “крива на поведение” ( pushover curve.)

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Стъпка 2 2. Конвертиране на кривата на поведение (pushover curve ) в “капацитивна крива” (capacity diagram), където

mjj = концентрираната маса на j-тиетаж j φ 1j е ординатата на jth- етаж от първа форма на свободни трептения φ1 , N е броят на етажите ; M* 1 е ефективната ф модална д маса за първа р ф форма р на свободни д трептения. р

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Типична капацитивна ц крива р

Ниво на незабавно използване

Ниво на сигурност

Ниво на предодвратяване на разрушението

Разрушение

Контролиране на повредите

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Ограничена сигурност

Стъпка 3 Конвертиране на еластичния (или проектния) спектътр на реагиране от стандартен формат “псевдоускорение “ , A, за даден период , T n , към D A− където, D е съответната ордината от спектъра на преместванията., наречена “капацитивен спектър” (capacity spectrum or Demand diagram)

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Стъпка 4 Плотиране заедно на “капацитивната крива” и “капацитивния спектър “за да бъдат определени изискванията за преместване (displacement demand). Капацитивния спектър се коригира за еквивалентни стойности на периода, периода Τ eq , и ефективния коефициент на затихване , ζeq .

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Капацитивен спектър и капацитивна крива Еластичен капацитивен спектър

Редуциран капацитивен спектър

Капацитивна крива на конструкцията

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Точка на поведение

Стъпка 5

Конвертиране на изискванията за преместване , получени на Стъпка 4 в глобално преместване на покрива. Изчисляват се и съответните изисквани локални премествания и деформации, които се сравняват с целевите такива за осигуряване на съответнониво на поведение.

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Трансформация на кривата на поведение

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Еквивалентно затихване и еквивалентен период на трептения

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Еквивалентно затихване, съгласно ATC ATC-40 40

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Класове на сградите, съгласно ATC ATC-40 40 Тип A са със стабилно хистерезисно поведение, Тип C са със значително “прищипване “ (pinching) и деградация на хистерезисните примки; Т Типе B са с междинно поведение между А и В. В

Тип A

Тип C Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Процедура A на ATC ATC-40 40 1. Плотиране заедно на “капацитивната крива” и “капацитивния спектър“ с 5%- затихване и двете в A-D формат ; 2 Оценява 2. О се максималното изискване за преместване (displacement (di l d demand d ) Di и съответното му псевдоускорение Ai от капацитивния спектър,, там където “капацитивната крива” и “капацитивния спектър“ се пресичат. Определя се периода T n от еластичния спектър. Конвертира се Di в U i = S d (Tn , ξ = 5% ) 3. Изчислява се дуктилността

μi = U i u y

4. Изчислява се еквивалентния коефициент на затихване ζeq 5. Плотира се “капацитивния спектър“ с ζeq % затихване. Отчита се Dj , където “капацитивната крива” и “капацитивния спектър“ се пресичат; 6. Проверка за сходимост . Ako (Dj-Di)/Di ≤ допуск (=0.05) . Ако има сходимост се зчисляват се и съответните изисквани локални премествания и деформации, съответстващи на Ui. Те се сравняват с целевите такива за осигуряване на съответнониво на поведение. Ако няма сходимост се конвертира Dj в Uj . Полага се Di=Dj 3-6. Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

и Ui=Uj

и се повтарят стъпки 59

Влияние на усилването върху капацитивната крива

Спеектрално усскорение

Редуциран капацитивен спектър – усилена конструкция Редуциран дуц р капацитивен ц спектър – оригинална конструкция Точка на поведение – усилена конструкция Точка на поведение – оригинална конструкция ру

Спектрално преместване

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Параметри на пластичните стави – FEMA 247&248

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Pushover us ove пример р ер

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Pushover пример – зависимости Момент-Кривина за отделните елементи

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Последователност на пластифициране на елементите

Съставил доц. Й.Милев L1_SR_2012

Сеизмична оценка на съществуващи сгради Лекция 2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

1. ОБЩИ ПОЛОЖЕНИЯ

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Какво налага сеизмичната оценка?

• Развитието на: – инженерните изследвания; – методите на проектиране; – промените на нормите; – приложението на нови материали; – нови методи за строителство

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Статистика на повреди в сгради със стоманобетонна носеща конструкция при земетресения - 1

168 сгради в Hachinohe (Tochachi-oki 1968)

4250 сгради в Mexico City (Mexico 1985)

197 сгради р д в Sendai (Miagiken-oki 1968)

A – Големи разрушения B – Средни разрушения C – Малки разрушения D – Никакви разрушения

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Статистика на повреди в сгради със стоманобетонна носеща конструкция при земетресения -2 2 Тохачи-оки (1968 г.)) 5.9%

Мексико (1985 г.)

Миягикен-оки (1978 г.) 7.4%

5.1%

1.9%

6.1%

15.2%

10.3%

14.7%

74.1%

76.4%

4.3%

78.6%

Легенда

Големи повреди и разрушения Ерзинджан (1992 г.)

Кобе (1995 г.) 5.7%

10.9% 9.7%

Средни повреди

5.9% 13.2%

Малки повреди 0.3%

19.1%

Без повреди

75.2%

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Изисквания към нормите за сеизмична оценка • П Проста, бърза б и консервативна процедура е необходима за “отсяване” на преобладаващата част от осигурени сгради; • Подробна, достатъчно коректна и базирана на последните научни изследвания в областта на сеизмичното инженерство процедура е необходима само за случаите, където са установени проблеми.

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Основни характеристики на конструкциите

Коравина; Носеща щ способност;; Дуктилност; K 1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

К Коравина и носеща способност б Fy Fi K= = dy dy

Коравина

Fi идеална(характеристична, идеална(характеристична номинална) носеща способност Fd проектната носеща способност Fo завишена носеща способност (overstrength) Fr остатъчна носеща способност

(

Fi f ck , f yk , cnom , x1,nom , x2,nom ,..., xi,nom ,.., xn,nom

(

F d f cd , f yd , c d , x1, d , x 2 , d ,..., x i , d ,.., x n , d

)

F0 = γ Rd Fd Fr ≈ 0.85 F0 Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Ду л ос Дуктилност Дуктилността е свойството на конструкцията, конструкцията нейните елементи и техните сечения да реагират с големи пластични деформации на силни сеизмични въздействия при запазване на достатъчна остатъчна носеща способност Fr, за да не се достигне до разрушението им.

dm μ= dy

Коефициент на дуктилност

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носеща способност и дуктилност

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Фактори р влияещи щ на сеизмичната оценка ц

• Носеща щ способност • Възможността за пластични деформации без значителна загуба на носеща способност ( (дуктилността ); ) • Конструктивната схема; • Взаимодействието В й почва-конструкция; • Качеството на строителството; • Важността на сградата; • Възрастта на сградата и въздействията, на които е била подложена подложена. Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Параметри при проектиране, изследване и оценка на конструкциите

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

2. ОСНОВНИ ПРИНЦИПИ НА ЯПОНСКИЯ СТАНДАРТ ЗА СЕИЗМИЧНА ОЦЕНКА

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дефиниране на индекса на сеизмична осигуреност Сеизмичен индекс на сградата

I s = E0 S DT

Граничен индекс на сеизмична осигуреност

E0 – базов сеизмичен индекс SD – конструктивен индекс T – индекс на стареене

E0 = φCF

φ – етажен индекс

C – якостен индекс F – дуктилен индекс

I s 0 = Es ZGU Es – базов индекс на сеизмична осигуреност Z – сеизмичен коефициент G – геоложки коефициент U – коефициент на значимост

Определя р се на всеки етаж, за всяко едно от главните направления на конструкцията Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Якостен индекс – C и φ

∑α V

j ujj

j =1

α j ≤ 1 .0

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дефиниция на метода на хоризонталните сили

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Метод на хоризонталните сили - определяне на периодите на срязващата сила при основата Сеизмичната напречна сила в основата Fb за всяко от изследваните хоризонтални направления направления, се определя по следната формула:

Fb = S d (T1 ) ⋅ m ⋅ λ S d (T1 ) е ординатата от изчислителния спектър при период T ; 1

е основен собствен период на сградата за транслационно трептене в разглежданото направление; m е общата маса на конструкцията над основата или над горния край на корав сутерен;

е корекционния коефициент, чиято стойност е равна на λ = 0.85, ако T1 ≤ 2 Тс и сградата има повече от два етажа или λ = 1 във всички останали случаи. Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Метод на хоризонталните сили - разпределение на срязващата сила при основата по височина Хоризонталните сили Fi на нивото на етаж i , определят за всеки от двата равнинни модела по изследваните хоризонтални направления, се определят по формулата:

F ⋅ F i = FF i = b bn

z i mz ii ⋅ mi н

mz ∑ ∑z ∑ j = 1й =1

= F bφ

⋅mj

mi , m j са масите на етажите;

са височините на масите mi, mj над нивото на прилагане zi, zj на сеизмичното въздействие (фундамент или горен край на корав сутерен);

n e броят на етажита на сградата; Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Етажен индекс Базова дефиниция на етажния индекс: За случая на идеализирана система с n степени на свобода , равномерно разпределение на етажни височини, маси и коравини, следователно и с приблизително линейна първа форма на свободни трептения

φ = SDF response story shear = Ce Ci 3(n + i ) 2(2n + 1) Ci = ; φ= 2(2n + 1) 3(n + i )

Модифицирана дефиниция на етажния индекс: По-консервативна По консервативна и може да се прилага и в случаите, случаите когато не са изпълнени изискванията за приблизително линейна първа форма на свободни трептения.

φ = base shear story shear = C1 Ci n +1 φ≈ n+i Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Еластопластична идеализация на СЕСС Действителн о Идеализиран о

Пластични стави

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Коефициент на поведение (q) - дефиниция – връзка между носеща способност при провлачване и необходимата дуктилност

Rμ =

Fe d m = =μ Fy d y

αu Rs = = Fd α1 Fy

Fe F y Fe R= . = = Rμ Rs F y Fd Fd

q = R = Rμ Rs Fe S e (T ) Fd = или S d (T ) = q q

d s = d m ≈ qd e Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дуктилен индекс Ду д F

2μ − 1 F= 0.75(1 + 0.05μ ) C E = FC y

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Деградиращ три-линеен хистерезисен модел

Подходящ за моделиране на дуктилни греди и колони

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Три-линеен модел ориентиран към началото на координатната система

Подходящ за моделиране на крехки греди и колони, както и стени Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носеща способност при провлачване и съответните изисквания за дуктилност при ду р деградиращ д р д р щ три-линеен р хистерезисен р модел д

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Опростен модел на етаж от сграда Елемент 1

Елемент 2

h hcl ≤ 2.0

Елемент 3

h hcl > 2.0 Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Проблеми с къси колони

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Напълно разрушен етаж в жилищна сграда със скъсени колони при земетресението в Кобе 1995г

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Приети зависимости сила-преместване за основните носещи елементи, поемащи сеизмичната сила Елемент 1 Елемент 2 Елемент 3

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Гранични относителни премествания – японски норми

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Данни о Да от е експерименти с ер е за сстени е - образц образци

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Данни от експерименти за стени - резултати

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Разрушение на колони при гранични междуетажни премествания р

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Комбинация на индексите - доминират крехки елементи

E0 = φ (C1 + α 2C2 + α 3C3 ) F1 Е0 = φ

(C1F1 ) + (C2 F2 ) (C3 F3 ) 2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

2 34

Комбинация на индексите - доминират дуктилни елементи

Е0 = φ

(C1F1 ) + (C2 F2 ) (C3 F3 ) 2

E0 = φ (C1 + α 2C2 + α 3C3 ) F1 Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Сеизмично нелинейно реагиране на смесена система

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Комбинация на индексите при нелинейно сеизмично реагиране р р

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Конструктивен индекс SD • Варира между 0.4 – 1.2 • Отчита: – Некомпактна ф форма р на сградата р д в план и по височина – Конструктивна ру нерегулярност р у р в план и по височина – Нерегулярност на масите и коравините в план и по височина

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Индекс на стареене T • Варира от 0.5 до 1.0 • Отчита: – Възраст на сградата; – Пукнатини предизвикани от съсъхване и предишни претоварвания; – Премествания от неравномерно слягане на основите; – Стареене на конструктивните материали; – Предишни повреди от пожари; – Евентуална химическа корозия Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Индекс на сеизмична осигуреност Es = 0.8 (за процедурата)

първо

ниво

на

= 0.6 (за второ и трето ниво на процедурата)

Граничен индекс на сеизмична осигуреност

I s0 s 0 = E s ZGU

= 1.0 ((за уусилена конструкция) ру ц ) Z - коефициент, зависещ от сеизмичното райониране Z≥0.7 G - коефициент, ф отчитащ почвените условия, топографските условия и взаимодействието почва-конструкция 0.75≤G≤2.0

Es – базов индекс на сеизмична осигуреност Z – сеизмичен коефициент G – геоложки коефициент U – коефициент на значимост

U - коефициент на значимост, U≥1.0

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

2. ПРОЦЕДУРА НА ЯПОНСКИЯ СТАНДАРТ ЗА СЕИЗМИЧНА ОЦЕНКА

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Обща блок-схема за сеизмична оценка на съществуващи сгради

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Сеизмичен индекс на конструкцията Индексът на сеизмична сигурност у на сградата на всеки етаж, за всяко едно от главните направления на въздействието, Is, се определя като произведение на три индекса:

I s = E0 S d T де о: E0 - базо базов индекс де с наа където: сигурност; Sd - конструктивен индекс T - индекс на стареене

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

(1) сеизмична се з а

Базов индекс E0 Базовият индекс на сеизмична осигуреност, E0, по принцип може да бъде получен като произведение на три индекса:

E0 = CFϕ

((2)) където: C – якостен индекс (индекс на носещата способност); F – дуктилен индекс , различен за различните елементи от различните нива на процедурата ϕ = (n + 1) (n + i ) - етажен индекс; n – брой етажи; i – номер на разглеждания етаж отдолу нагоре; Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за всички нива на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

I НИВО НА ОТСЯВАНЕ (ПЪРВО ( НИВО НА ПРОЦЕДУРАТА) Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Първо ниво на процедурата – единични якости и F

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 2. Класификация на вертикалните елементи и дуктилни у индекси за първо р ниво на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Якостни индекси C fc Csc = . (1,5.∑ Asc ) W 20 fc Cw = . (3,0.∑ Aw1 + 2,0.∑ Aw 2 + 1,0.∑ Aw3 ) W 20 fc Cc = . (1,0.∑ Ac1 + 0,7.∑ Ac 2 ) W 20 f c [MPa ] ; W [N ] ; всички площи mm 2

[

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

(3) (4) (5)

]

Получаване на базовия индекс (комбинация индексите)

E0 = φ (C w + α1Cc ) Fw n +1 φ= n+i

(6)

E0 = φ (Csc + α 2C w + α 3Cc ) Fsc

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

(7) 50

Дефиниция на коефициентите α − първо ниво на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за определяне на E0 за първо ниво на отсяване – на всички етажи и всяко главно направление р

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Отчитане на зиданите стени

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дефиниция на коефициентите α − при отчитане на зидани стени

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

II НИВО НА ОТСЯВАНЕ (ВТОРО ( НИВО НА ПРОЦЕДУРАТА) Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Второ ниво на процедурата - F

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Зависимости сила-преместване за второ ниво на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 3. Класификация на вертикалните елементи и дуктилни у индекси за второ р ниво на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Форми на разрушение на колони – колони и дуктилни колони

колона

дуктилна колона

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на колона за огъващ момент – японски стандарт NEd

(

N max ≥ N Ed > 0,4bc hc f c ⇒ M Rd = 0,8 As f y hc + 0,12bc hc f c

) N N − 0−,4Nb h f max

max

0.4bc hc f c ≥ N Ed > 0 0 ≥ N Ed ≥ N min

c c c

N ⎞ ⇒ M Rd = 0,8 As f y hc + 0,5 N Ed hc ⎛⎜1 − Ed bc hc f c ⎟⎠ ⎝ ⇒ M Rd = 0,8 As f y hc + 0,4 N Ed hc

(8)

N max = bc hc f c + As ,tot f y N min = − As ,tot f y Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Означения към носимоспособност на колона за огъващ момент – японски стандарт

As As,tot bc hc fc fy NEd МRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на цялата армировка в напречното сечение[mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката [МРа] проектна стойност й на нормалната сила (+ при натиск)) [N] носеща способност на колоната за огъващ момент[ Nmm]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на колона за срязваща сила– японски стандарт (уравнение на Arakawa)

⎡ 0,053ρ 0, 23 (18 + f c ) N Ed ⎤ VRd = ⎢ + 0,85 ρ h f yh + 0.1 ⎥ (0,8bc hc ) (9) bc hc ⎦ ⎣ M Ed VEd d + 0.12 As Ash N Ed ρ = 100 ; ρh = ≤ 0,012; ≤ 8 MPa; bc hc bc d ahbc M Ed hcl 1,0 ≤ = ≤ 3,0 VEd d 2d d = hc − 50 [mm] [ ]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Означения към носимоспособност на колона за срязваща – сила стандарт As Ash bc hc d ah fc fy fyh NEd VEd МEd VRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на стремената в едно сечение [mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] полезна височина [mm] разстояние между стремената [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката [МРа] вероятна изчислителна якост на стремената [МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] проектна стойност на срязващата сила (винаги +) [N] проектна стойност й на огъващия момент (+ ( при натиск)) [Nmm] [N ] носеща способност на стената за срязваща сила [N]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дуктилен индекс F за колони с форма на разрушение огъване (дуктилни колони) 2μ − 1 0,75(1 + 0.05μ ) 1 ≤ μ = μ 0 − k1 − k 2 ≤ 5 F=

(10) (11)

bc - ширина на сечението [mm] h c- височина на сечението [mm] μ 0 = 10⎜⎛VRd V − 1⎞⎟ mu ⎝ ⎠ ah - разстояние между стремената [mm] ah < 8d bl ⇒ k1 = 0; ah > 8d bl ⇒ k1 = 2 dbl - най-малкият диаметър на τ V надлъжните железа [mm] k 2 = 30⎛⎜ mu − 0.1⎞⎟ ≥ 0; τ mu = mu fc 0,8bc hc VRd - носеща способност б на колоната ⎝ ⎠ за срязваща сила [N] μ = 1 , ако е изпълнено поне едно от : Vmu - срязваща сила индуцирана при N Ed bc hc f c > 0,4 образуване р у на пластични стави горе и долу в колоната [N]

τ mu f c > 2,0 ρ > 0,01

(12)

hcl hc ≤ 2,0 Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на стена за огъващ момент – японски стандарт NEd

M Rd = As f y lw + 0,5 Asv f yv lw + 0,5 N Ed lw

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

((13))

Означения към носимоспособност на стена за огъващ момент – японски стандарт As Asv

lw fc fy fyv NEd МRd

площ на опънната армировка в усилената зона на стената [mm2] общата площ на армировката в междинната част на стената (без армировката в усилените зони) [mm2] разстояние между центровете на усилените зони [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката в усилените зони [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката в междинната зона [МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] носеща способност на стената за огъващ момент[ Nmm]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на стеназа срязваща сила– японски стандарт (уравнение на Arakawa)

⎡ 0,053ρ 0, 23 (18 + f c ) P⎤ VRd = ⎢ + 0,85 ρ h f yh + 0,1 ⎥ (0,8bel ) bel ⎦ ⎣ M Ed VEd l + 0,12 As Ash P ρ = 100 ; ρ h = ≤ 0,012; ≤ 8 MPa; bel ahbe be h

(14)

M Ed hw Aw 1,0 ≤ = ≤ 3,0 ; be = VEd l 2l l

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Означения към носимоспособност на стена за срязваща сила момент – японски стандарт As Ash be l Aw ah fc fy fyh NEd VEd МEd VRd

площ на опънната армировка в усилената зона на стената [mm2] площ на хоризонталната армировка в едно сечение [mm2] еквивалентна ширина на сечението [mm] дължина на напречното сечение на стената [mm] площ на напречното сечение на стената [mm2] разстояние между хоризонталните железа [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката [МРа] вероятна изчислителна якост на хоризонталните железа [МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] проектна стойност на срязващата сила (винаги +) [N] проектна стойност й на огъващия момент (+ ( при натиск)) [N] носеща способност на стената за срязваща сила [N]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Разяснение за hw и Vmu при стени – стена и дуктилна стена

VRd ≤ Vmu → стена

⇒ Vu = VRd

VRd > Vmu → дуктилна стена ⇒ Vu = Vmu Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Дуктилен индекс F за стени с форма на разрушение о огъване а е (дуктилни ( стени))

VRd ≤ 1.3 ⇒ F = 1.0 Vmu VRd ≥ 1.4 ⇒ F = 2.0 Vmu Vmu

2 M Rd = hw

(15)

VRd - носеща способност на стената за срязваща сила [N] Vmu - срязваща сила индуцирана при образуване на пластична става в стената [N] МRd - носеща способност на стената за огъващ момент[ Nmm]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Комбинация на индексите – II и III ниво

E0 = φ (C1 F1 ) + (C2 F2 ) + (C3 F3 ) 2

E0 = φ (C1 + α 2C2 + α 3C3 ) F1

(16) (17)

Уравнение (17) може да се прилага само, когато има колони с крехка форма на разрушение (къси колони и колони с форма на разрушение от срязване. Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Стойности на α2 и α3 за второ ниво на процедурата

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за определяне на E0 за второ ниво на отсяване – на всички етажи и всяко главно направление р -1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за определяне на E0 за второ ниво на отсяване – на всички етажи и всяко главно направление – 2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

III НИВО НА ОТСЯВАНЕ (ТРЕТО ( НИВО НА ПРОЦЕДУРАТА) Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Допълнителни елементи при III ниво на процедурата

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 4. Класификация на вертикалните елементи и дуктилни у индекси за трето р ниво на отсяване - 1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 4. Класификация на вертикалните елементи и дуктилни у индекси за трето р ниво на отсяване - 2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на греда за огъващ момент – японски стандарт

M Rd = 0.9 As f y d

As fy d МRd

((18))

площ на опънната армировка в гредата [mm2] вероятна изчислителна якост на армировката [МРа] полезна височина [mm] носеща способност на стената за огъващ момент[ Nmm] Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носимоспособност на греда за срязваща сила– японски стандарт (уравнение на Arakawa) ⎡ 0,053ρ 0, 23 (18 + f c ) ⎤ VRd = ⎢ + 0,85 ρ h f yh ⎥ (0,8bh ) ⎣ M Ed VEd d + 0,12 ⎦ As Ash ρ = 100 ; ρ h = ≤ 0,012 bd ah b

(19)

M Ed lcl 1,0 ≤ = ≤ 3,0 VEd d 2d d = hc − 50 [mm]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Означения към носимоспособност на жиеаь за срязваща – сила стандарт As Ash b h d ah fc fy fyh VEd МEd VRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на стремената в едно сечение [mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] полезна височина [mm] разстояние между стремената [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона [МРа] вероятна изчислителна якост на армировката [МРа] вероятна изчислителна якост на стремената [МРа] проектна стойност на срязващата сила (винаги +) [N] проектна стойност на огъващия момент (+ при натиск) [Nmm] носеща способност б на стената за срязваща сила [N]

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Форми на разрушение на греди

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Пластични стави в колоните

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Пластични стави в гредите

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Носеща способност на клоните

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за определяне на E0 за второ ниво на отсяване – на всички етажи и всяко главно направление р -1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Блок-схема за определяне на E0 за второ ниво на отсяване – на всички етажи и всяко главно направление р -2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

КОНСТРУКТИВЕН ИНДЕКС Д И ИНДЕКС Д НА СТАРЕЕНЕ Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 5, Фактори, които се оценяват при определяне на Sd

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Обяснения към Таблица 5 - 1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Обяснения към Таблица 5 - 2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Обяснения към Таблица 5 - 3

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Обяснения към Таблица 5 - 4

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Определяне на Sd Първо ниво на отсяване

S d = q1a .q1b ...............q1k

q1i = [1 − (1 − Gi )Ri ]

q1h = [1.2 − (1 − Gh )Rh ]

(20) i = a, b, c, d , e, f , g , i, j , k

Второ и трето ниво на отсяване

S d = q2 a .q2b ...............q2 о

q2i = [1 − (1 − Gi )Ri ]

q2 h = [1.2 − (1 − Gh )Rh ]

(21) i = a, b, c, d , e, f , g , i, j , k , l , m, n, o

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 6, Фактори за инспекция при определяне на Т – първо ниво на отсяване -1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 6, Фактори за инспекция при определяне на Т – първо ниво на отсяване -1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 6, Фактори за инспекция при определяне на Т – първо ниво на отсяване -1

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Таблица 7, Фактори за инспекция при определяне на Т – второ и трето ниво на отсяване

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Определяне на Т Първо ниво на отсяване

Т = минималната стойност от Таблица 6

Второ и трето ниво на отсяване

Т = (Т1 + Т 2 + .... + Т i + .... + Т N ) N Ti = (1 − p1 )( . 1 − p2 )

(22)

i = 1,2....., N

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

ГРАНИЧНА СТОЙНОСТ НА ИНДЕКСА Д НА СЕИЗМИЧНА ОСИГУРЕНОСТ Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

100

Индекс на сеизмична осигуреност Es = 0.8 (за процедурата))

първо

ниво

на

= 0.6 (за второ и трето ниво на процедурата)

Индекс на сеизмична осигуреност

I s 0 = Es ZGU

Z - коефициент, зависещ от сеизмичното райониране Z≥0.7 G - коефициент, отчитащ почвените условия, топографските условия и взаимодействието почва-конструкция 0.75≤G≤2.0 V - коефициент на значимост, V≥1.0

Es – базов индекс д на сеизмична осигуреност Z – сеизмичен коефициент G – геоложки коефициент U – коефициент на значимост

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

101

Геоложки коефициент G

В общия случай G=1,0. В случаи на сгради на възвишения, хълмове и др. G=1,1. При фундиране върху насип G=0,75 G=0 75

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

102

Коефициент на значимост U (от ЕС 8) Клас на значимост I II

III

Описание на сградите Сгради с малка значимост за обществена С б безопасност, например селскостопански сгради и др. Обикновени сгради, р д , не принадлежащи р д щ към другите категории Сгради, чиято сеизмична носеща способност е от значение, от гледна точка на последиците от пълно разрушаване, например училища, зали, културни институции и др. Сгради, чиято цялост по време на земетресения е от жизнено значение за защита щ на населението, например болници, противопожарна охрана, електроцентрали и др.

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Коефициент на значимост (U γI) 0.8 10 1.0

12 1.2

1.4

103

ПРИМЕРИ

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

104

Разпределение на индекса на сеизмична осигуреност за съществуващи и повредени сгради

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

105

Сеизмични индекси на повредени училищни сгради от земетресението Tochaci-oki T h i ki (1978) Големи повреди

Инд декс на сеизм мична осигурееност, Is

Средни повреди Малки или никакви повреди

Училищни сгради У Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

106

Сеизмични индекси на повредени сгради от земетресението Miyagi-ken Mi i k (1978) – второ ниво

Is – индекс (нап правление N--S)

Разрушение Големи повреди Малки или никакви М повреди

Is – индекс (направление E-W) Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

107

Is – и индекс (напр равление N-S S)

Сеизмични индекси на повредени сгради от земетресението Miyagi-ken Mi i k (1968) – трето ниво

Разрушение Големи повреди Малки или никакви повреди

Is – индекс (направление E-W) Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

108

Сеизмични индекси на повредени сгради в M i city Mexico it от земетресението през 1985 г. Големи повреди Средни повреди

Is – индеккс (направлен ние N-S)

Малки или никакви повреди

Is – индекс (направление E-W)

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

109

IIs – индекс (наапречно напраавление )

Сеизмични индекси на повредени сгради в E i Erzincan от земетресението през 1992 г.

Разрушение и големи повреди Средни и малки повреди Малки и никакви повреди

Is – индекс ((надлъжно направление) р )

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

110

ПРИМЕР ОТ ЯПОНСКИЯ СТАНДАРТ Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

111

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

112

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

113

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

114

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

115

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

116

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

117

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

118

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

119

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

120

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

121

ПРИМЕР УЧИЛИЩНА СГРАДА В БЪЛГАРИЯ - I Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

122

3000

2800 2

280 00

2700

Разрез

4200 Y1

2500 Y2

4200 Y3

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

123

План на типова плоча B3

B3 B1

B2 B2

4200

2500

4200

B3 4000

4000

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

4000

124

4200

Y2 2

2500

4200

План на плоча над сутерена

4000

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

4000

125

Армировъчни детайли C2 & C4 d@ @ 200

440

1220 230

350

230

310

d6@ 200

B eam s (S upport)4d18 1200

B eam s (S pan) 2d12

170 250

310

170 250

300

4d12

220

170 250

C1 & C3 d6@ 200

4d18

250

4d18

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

250

126

Рамки в направление EW FRAME LINE Y2 & Y3 B2 B2

B1G1D

280

270

C2 400

FRAME LINE Y1 & Y4 B2 B2

400

B1G1D

280 0

280

270

C1 400

Съставил 400 доц. Й.Милев 400 L2_SR_2012

C1 400

400

127

Рамки в направление NS

FRAME LINE X1 & (X2)

FRAME LINES X3,X4,X5,X6 & (X7)

B1(B2)

B2(B1)

C3(C1)

C4(C2) 420

250

C4(C2) 420

C3(C1)

280

270

B1(B2)

C1(C3) 420

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

C2(C4) 250

C2(C4) C1(C3) 420

128

I ниво на процедурата – якостен индекс

Direction

Story

Type

N-S

3rd 2nd 1st

Columns Columns Columns

ΣA [cm2] σ [Mpa] fc/20*ΣA*σu [kN] 19250 19250 19250

0.7 0.7 07 0.7

1010.625 1010.625 1010 625 1010.625

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

W [kN]

3450 8050 12750

0.293 0.126 0 079 0.079

129

I ниво на процедурата – сеизмичен индекс и индекс на сеизмична осигуреност

Direction

Story

Type

N-S N S

3rd 2nd 1st

Columns Columns Columns

0.293 0.126 0.079

φ 0.667 0.800 1.000

F 1.000 1.000 1.000

Εο 0.195 0.100 0.079

1.000 1.000 1.000

0.195 0.100 0.079

Direction

Story

Iso

N-S N S

3rd 2nd 1st

0.8 0.8 0.8

0.7 0.7 0.7

1 1 1

0.560 0.560 0.560

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

130

II ниво на процедурата – якостен и дуктилен индекс

Direction N-S

Story 3rd 2nd 1st

W [kN] 3450 8050 12750

Story 3rd 2nd 1st

Group 1 - C1 Flexural columns ΣVu [kN] C 264.580 0.077 393.260 0.049 385.900 0.030

Group 1 - C1 Flexural columns F μ 5 3.2 5 3.2 5 3.2

Group 3 - C2&C4 Flexural columns ΣVu [kN] C 211.260 0.061 293.700 0.036 362.320 0.028

Group 3 - C2&C4 Flexural columns m F 5 3.2 5 3.2 5 3.2

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Group 3 - C3 Flexural columns ΣVu [kN] C 77.000 0.022 111.000 0.014 136.760 0.011

Group 3 - C3 Flexural columns m F 5 3.2 5 3.2 5 3.2 131

II ниво на процедурата – сеизмичен индекс и индекс на сеизмична осигуреност Direction Story 3rd N-S 2nd 1st

Direction N-S

Story 3rd 2nd 1st

φ 0 667 0.667 0.800 1.000

Es 0.6 0.6 0.6

Εο

Sd 0.342 0 342 0.253 0.221

Z 0.7 0.7 0.7

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

1.000 1 000 1.000 1.000

G 1 1 1

U 1 1 1

0.342 0 342 0.253 0.221

Iso 0.42 0.42 0.42

132

SAP 2000 33-D Model

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

133

Pushover – NS Direction

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

134

FEMA 273&274 evaluation - NS direction Sa/g

0.2

5% demand sepctra 10% demand sepctra 15% demand sepctra 20% demand sepctra Capacity spectra Demand curve

0.15

0.1

0.05

Sd [cm] 0 0

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

5 135

Нелинейно изследване във времето – неусилена конструкция

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

136

Стратегия за усилване – увеличаване на дуктилността T'=1/2sec

SA Elastic Demand

Spectral A Acceleration Sa

T'= 1sec

Reduced Demand

Performance point

T' 2sec T'= 2 D

F G

C B

T'= 3sec

H A

5.1

10.2

15.2

20.3

25.4

30.5

Spectral Diplacem ent Sd

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

137

Pushover – NS direction (у (усилена)) (усилена

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

138

FEMA 273&274 evaluation - NS direction (усилена усилена)) Sa/g

0.2

5% demand sepctra 10% demand sepctra 15% demand sepctra 20% demand sepctra Capacity spectra Demand curve

0.15

0.1

0.05 Performance point: dp = 3.9 cm ap = 0.055g

Sd [cm]

0 0

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

139

Нелинейно изследване д във времето р – усилена конструкция

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

140

ПРИМЕР УЧИЛИЩНА СГРАДА В БЪЛГАРИЯ – II (I НИВО НА ПРОЦЕДУРАТА

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

141

Пространствен модел на сградата на 76 СОУ - София

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

142

План на типов етаж от сградата на 76 ОУ в София

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

143

Якостен индекс д за колони по направление р X-1 Direction Story

Type

[mm] K1 380 K2 250 K3 380 K4 250 Columns K5 380 K6 300 K7 300 K8 250 K1 K2 K3 Columns K4 K5 K6 K7 K8 K1

A c1

[mm] 380 250 380

[mm ]

250 380 300 300 250

Колони по X ΣA брой

H/D

σu

Σ A* σ u

[Mpa]

[kN]

C ci

144400 17 62500 6 144400 2

[mm] 2454800 375000 288800

[mm] 3850 3850 3850

10.1316 15.4 10.1316

0.7 0.7 0.7

[kN] 1718.36 262.5 202.16

62500 20 144400 1 90000 16 90000 2 62500 3

1250000 144400 1440000 180000 187500

3850 3850 3850 3850 3850

15.4 10.1316 12.83 12.83 15.4

0.7 0.7 0.7 0.7 0.7

875 7818.26 101.08 1008 126 131.25

380

380 144400 17

2454800

3850

10.1316

0.7

1718.36

250 380 250 380 300 300 250 380

62500 6 375000 3850 144400 2 288800 3850 62500 20 1250000 3850 144400 1 144400 3850 90000 16 1440000 3850 90000 2 180000 3850 62500 3 187500 3850 Съставил доц. Й.Милев 144400 17 2454800 3850L2_SR_2012

15.4 10 1316 10.1316 15.4 10.1316 12.83 12 83 12.83 15.4 10 1316

0.7 07 0.7 0.7 0.7 0.7 07 0.7 0.7 07

262.5 202 16 202.16 875 5431.86 0.81 101.08 1008 126 131.25 144 1718 36

0.57

Якостен индекс д за колони по направление р X-2

Direction Story

Type

K8 K1 K2 K3 K4 Columns K5 K6 K7 K8 K1 K2 K3 K4 Columns K5 K6 K7 K8

[mm] 250 380 250 380 250 380 300 300 250 380 250 380 250 380 300 300 250

A c1

Колони по X ΣA брой

H/D

σu

15.4 10.1316 15.4 10 1316 10.1316 15.4 10.1316 12.83 12 83 12.83 15.4 10.1316 15.4 10 1316 10.1316 15.4 10.1316 12.83 12 83 12.83 15.4

[Mpa]] [M 0.7 0.7 0.7 07 0.7 0.7 0.7 0.7 07 0.7 0.7 0.7 0.7 07 0.7 0.7 0.7 0.7 07 0.7 0.7

[[mm ] [mm] [mm] 62500 3 187500 3850 144400 17 2454800 3850 62500 6 375000 3850 144400 2 288800 3850 62500 20 1250000 3850 144400 1 144400 3850 90000 16 1440000 3850 90000 2 180000 3850 62500 3 187500 3850 144400 8 1155200 3850 62500 4 250000 3850 144400 2 288800 3850 62500 5 312500 3850 144400 1 144400 3850 90000 2 180000 3850 90000 2 180000 3850 62500 3 187500 3850 Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

Σ A* σ u

C ci

[kN] k [kN] k 131.25 1718.36 262.5 202 16 202.16 875 3048.24 1.45 101.08 1008 126 131.25 808.64 175 202 16 202.16 218.75 662.88 2.85 101.08 126 126 131.25 145

Якостен индекс за зидани стени по направление X Стени по X

Direction Story Type

ΣA

σu

Σ A* σ u

2 [Mpa] [kN] [kN] mm 380 29580 11240400 0.15 1686.06 Walls 250 21330 5332500 0.15 799.875 7818.26 120 20800 2496000 0.15 374.4

C wi

mm mm

380 Walls 250 120 380 W ll 250 Walls 120 Walls

29580 21330 20800 29580 21330

11240400 5332500 2496000 11240400 5332500

0.15 0 15 0.15 0.15 0.15 0 15 0.15

20800 2496000

0.15

1686.06 5431.86 86 799 875 5431 799.875 374.4 1686.06 799 875 3048.24 799.875 3048 24 374.4

380 14080 5350400 250 17280 4320000

0.15 0.15

802.56 648

Съставил доц. Й.Милев L2_SR_2012

662 88 662.88

0.37

0 53 0.53

0 94 0.94 2.19 146

Проверка на сеизмичния индекс

Сеизмичен индекс

Direction Story

C ci

C wi

колони стени

X X X

1 2 3

0.57 0.81 1.45

0.37 0.53 0.94

2.85

2.19

Direction X X X X

φ =(n+1)/(n+i)

Eo=φ(C w + α 3 C c ) F w

1.000 0.833 0.714 0.625

0.8 0.8 0.8 0.8

0.519 0.623 0.951 1.807

0.9 0.9 0.9 0.9

0.8 0.8 0.8 0.8

0.37 0.45 0.68 1.30

Проверка ≤ / ≥ Story Is 1 0.37 < 2 0.45 < 0 68 0.68 > 3 4 Съставил1.30 > доц. Й.Милев L2_SR_2012

I so 0.50 0.50 0 50 0.50 0.50

NO NO OK OK

147

Съвременни методи за сеизмично усилване на сгради Лекция 3

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Хоризонтаална сила

Стратегии за сеизмично усилване Точка на реагиране, при проектно сеизмично въздействие

След усилване

ц за преместване р Капацитет

Преди усилване

Преместване

Хоризонталлна сила

а) Увеличаване на якостта

След усилване

Точка на реагиране, при проектно сеизмично въздействие Капацитет за преместване

Преди усилване

Преместване

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012 b) Увеличаване на дуктилността

Българска практика в сеизмичното усилване на сгради със стоманобетонна носеща конструкция

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманобетонов кожух – българска р практика

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманен кожух – българска практика

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Съвременни методи за сеизмично усилване

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Основни техники за сеизмично усилване - 1 Пълнежна стена

Стоманени връзки

Стени, отстрани на колоната

Отделяне на неносеща стена от колоните

а) Усилване на стоманобетонни рамки Заварени мрежи

Стоманен кожух у

Стоманен кожух

Карбонови нишки

Пълнежен разтвор (б (бетон) )

СЕЧЕНИЕ

Фуга 3-5 cm ИЗГЛЕД

b) Съставил Усилванедоц. на Й.Милев колони с- кожух L3_SR_2012

Основни техники за сеизмично усилване 2

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване с пълнежна стена

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване с вграждане на стоманена рамка съществуващ бетон

2) анкерни болтове в р ф р рамка р периферната

пълнежен бетон

1)анкери в бетона

съществуваща рамка

връзки

периферна стоманена рамка

връзки

стоманен панел

връзки с “shear panel”

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

стоманена рамка връзка със съществуващия бетон

връзки

Анкериране на новата конструкция

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Бетониране на новата конструкция

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Поведение на рамки, усилени с вграждане на ст. бет. стена

Силаа [ton]

якост на монолитна стена

якост на неусилената рамка

Съставил доц. Й.Милев -

Преместване [mm] L3_SR_2012

Поведение на рамки, усилени със стоманени връзки

връзки

връзки връзки панел

връзки

панел

Етаж жна срязваща сила

връзки панел връзки връзки усилване само с периферна рамка неусилена рамка

Относително етажно преместване [%] Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Зависимости сила-преместване на рамки, усилени по различни пълнежна стена

връзки

Етажна сряззваща силаа Е

монолитна стена

пълнежна зидария (бетонни блокове пълнежна стена

сглобяеми панели

неусилена рамка

Относително етажно преместване [%] Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Хистерезисно поведение на усилени рамки (S (Sugano&Fujimura &F ji 1980)

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Пукнатини в рамка усилена със стоманена връзка – Y Yamamot0&Kiyota-1983) t0&Ki t 1983)

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Поведение на усилени рамки усилени със стоманени връзки (Aoki (A ki 1990)

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване с рамки с дисипиращи елементи (Katsumata – 1989)

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Примери за усилване на рамки, чрез вграждане на нови конструкции

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Сеизмично усилена училищна сграда в Токио (със стоманени връзки)

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване чрез изграждане на нови външни конструкции

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Примери за усилване чрез изграждане на нови външни конструкции

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Сеизмично усилване на сграда на Т Токийския й университет

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманобетонови кожуси – японска практика

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманобетонов кожух – увеличаване на носещата способност на срязване и дуктилността

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Еттажна срязвааща сила

Поведение на колони, усилени със стоманобетоонов кожух

неусилена колона Относително етажно преместване [%]

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманобетонов кожух – увеличаване на носещата способност на огъване

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Стоманени кожуси – японска практика

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Видове стоманени кожуси

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Конструиране на стоманени кожуси

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Кожух с въглеродни нишки

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Кожуси у - примери р р

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване на елементи работещи на огъване и срязване с карбонови нишки

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Ограничаване на напречните деформации ф

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Хистерезисно поведение на неусилена и усилена с карбонови нишки колона

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Етажна сряязваща силла Е

Зависимости сила-преместване на колони, усилени с различни кожуси стоманен кожух (без фуга в краищата) стени от страни с об е сстени сглобяеми е от страни бетонов кожух

неусилена колона

карбонови стоманен кожух нишки

Съставил доц. Й.Милев Относително етажно преместване [%] L3_SR_2012

Методи за сеизмично усилване на сгради базирани на полимерни материали

Glass Fiber Carbon Fiber(CRF)

Aramid Fiber

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Полиестерни ивици

Характеристики на някои полимерни материали за сеизмично усилване на сгради 4000

Carbon Fiber(CBF) Aramid Fiber Steel Polyester Belt or Sheet

Stress (M MPa)

3000

2000

1000

0 0

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Strain (%)40

Работни диаграми на усилени призми с въглеродни нишки и полиестерни ивици Carbon Fiber ((CRF))

Полиестерни р ивици ц

σ(MPa)

Concrete Prism Carbon Fiber Prism

Suden crash

0 0

ε(%) 8

Concrete Prism SRF Prism

0 0

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

ε(%) 8

Статичен знакопроменив експеримент с усилена с полиестерни ивици колона

Междуетажно преместване 1.5%

Междуетажно преместване 4%

8% Съставил доц. Й.Милев Междуетажно преместване L3_SR_2012

50 %

Хистерезисно поведение на неусилена и усилена с полиестерни ивици колона 300

Bare specimen SRF Retrofitted Element

Q[kN]

200

100 -1/25

-1/50

-1/100

δ[mm]

0 -60

-50

-40

-30

-20

-10

10 1/100

20 1/50

40 1/25

γ[rad]

-100

-200

-300

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Динамичен експеримент на усилена с полиестерни ивици сграда

неусилена конструкция

Съставил доц. Й.Милевусилена L3_SR_2012

конструкция

Технология на изпълнението на сеизмично усилване с полиестерни ивици

Колона преди р усиването

Полагане на лепилото и полиестерната ивица

Г Готова колона

Довършителни работи Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване със сеизмична изолация ц

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване със сеизмична изолация – пример 1

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усилване със сеизмична изолация – пример 2

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Изпълнение на усилване със сеизмична изолация

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усиване с виброгасящи устройства

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усиване с виброгасящи устройства – пример 1

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Усиване с виброгасящи устройства – пример 2

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Цена на сеизмичните усилвания според японския опит

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Срок за изпълнение на сеизмичните усилвания според японския опит

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Експеримент в УАСГ

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Статичен знакопроменлив експеримент със стоманобетонни колони, усилени с въглеродна тъкан (Август-Септември 2003) Армиране и план на

Индуктивни ду датчици д ц

образците

на неусилен елемент

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Електросъпротивителни р р датчици на усилен елемент

Експериментална установка

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Неусилен елемент

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Елемент, у усилен с въглеродни р нишки

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

Предварителни р д р общи щ резултати р у 150

100

Си ила[kN]

-50

-100 100

-150 -100 100

Неусилен елемент Усилен елемент 4 - MBrace -80 80

-60 60

-40 40

-20 20

Преместване [mm]

Съставил доц. Й.Милев L3_SR_2012

100

Проектиране на различните методи за усилване Лекция 4

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Усилване с кожуси

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Основни типове стоманобетонови и стоманени кожуси

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Стоманобетонов кожух

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Оразмеряване на кожух за увеличаване на носещата способност б на срязване – японски стандарт

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

(

N max ≥ N Ed > 0.4bc hc f c1 ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.12bc hc f c1 0.4bc hc f c1 ≥ N Ed > 0 0 ≥ N Ed ≥ N min

)

⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.5 N Ed hc ⎛⎜1 − ⎝ ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.4 N Ed hc

N max − N Ed N max − 0.4bc hc f c1 N Ed

⎞ bc hc f c1 ⎟⎠

N max = bc hc f c1 + As ,tot f y1 N min = − As ,tot f y1 As As,tot bc hc fc1

fy1

NEd МRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на цялата армировка в напречното сечение[mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона на стария р елемнт [[МРа]] вероятна изчислителна якост на армировката на стария елемент[МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] носеща способност на колоната за огъващ момент[ Nmm] Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

⎡ 0.053ρ 2 0.23 (18 + f c1 ) N Ed ⎤ + 0.85 ρ h f yh + ρ h 2 f yh 2 + 0.1 VRd = ⎢ ⎥ (0.8bc 2 hc 2 ) bc 2 hc 2 ⎦ ⎣ M Ed VEd d 2 + 0.12 As Ash Ash 2 ρ 2 = 100 ; ρh = ; ρh2 = ; ρ h + ρ h 2 ≤ 0.012 bc 2 d 2 ah bc 2 ah 2bc 2 2h M Ed N Ed ≤ 8 MPa; 1.0 ≤ = cl ≤ 3.0 VEd d 2 d2 bc 2 hc 2 d = hc − 50 [mm]; d 2 = hc − 50 + tc [mm]

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Оразмеряване на кожух за увеличаване на носещата способност б на огъване – японски стандарт

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

(

N max ≥ N Ed > 0.4bc 2 hc 2 f c1 ⇒ M Rd = 0.8 As f y1 g + 0.8 As 2 f y 2 g 2 + 0.12bc 2 hc 2 f c1 ⇒ M Rd = 0.8 As f y1 g + 0.8 As 2 f y 2 g 2 + 0.5 N Ed hc 2 ⎛⎜1 − ⎝ ⇒ M Rd = 0.8 As f y1 g + 0.8 As 2 f y 2 g 2 + 0.4 N Ed hc 2

0.4bc 2 hc 2 f c1 ≥ N Ed > 0 0 ≥ N Ed ≥ N mini

N max − N Ed max − 0.4bc 2 hc 2 f c1

N Ed

⎞ bc 2 hc 2 f c1 ⎟⎠

N max = bc 2 hc 2 f c1 + As ,tot ,1 f y1 + As ,tot , 2 f y 2 N min = −(As ,tot ,1 f y1 + As ,tot , 2 f y 2 ) As As,tot bc hc fc1

fy1

NEd МRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на цялата армировка в напречното сечение[mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона на стария р елемнт [[МРа]] вероятна изчислителна якост на армировката на стария елемент[МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] носеща способност на колоната за огъващ момент[ Nmm] Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Стоманен кожух

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на стоманен кожух за увеличаване на носещата способност на срязване

ρ w2

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

2tbs = bc 2 X s 11

(

N max ≥ N Ed > 0.4bc hc f c1 ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.12bc hc f c1 0.4bc hc f c1 ≥ N Ed > 0 0 ≥ N Ed ≥ N min

)

⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.5 N Ed hc ⎛⎜1 − ⎝ ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc + 0.4 N Ed hc

N max − N Ed N max − 0.4bc hc f c1 N Ed

⎞ bc hc f c1 ⎟⎠

N max = bc hc f c1 + As ,tot f y1 N min = − As ,tot f y1 As As,tot bc hc fc1

fy1

NEd МRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на цялата армировка в напречното сечение[mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона на стария р елемнт [[МРа]] вероятна изчислителна якост на армировката на стария елемент[МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] носеща способност на колоната за огъващ момент[ Nmm] Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

⎡ 0.053ρ 2 0.23 (18 + f c1 ) N Ed ⎤ + 0.85 ρ h f yh + ρ h 2 f yh 2 + 0.1 VRd = ⎢ ⎥ (0.8bc 2 hc 2 ) bc 2 hc 2 ⎦ ⎣ M Ed VEd d 2 + 0.12 2t As Ash ρ 2 = 100 ; ρh = ; ρh2 = ; ρ h + ρ h 2 ≤ 0.012 bc 2 d 2 ah bc 2 bc 2 2h M Ed N Ed ≤ 8 MPa; 1.0 ≤ = cl ≤ 3.0 VEd d 2 d2 bc 2 hc 2 d = hc − 50 [mm]; d 2 = hc − 50 + tc [mm]

η=

Nu (bC hc f c1 )

η h = 0.4 + ρ w 2σ w 2 20 ≤ 0.7 η ≤ ηh Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Оразмеряване на кожух за увеличаване на носещата способност б на огъване – японски стандарт

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

(

N max ≥ N Ed > 0.4bc 2 hc 2 f c1 ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc 2 + 0.12bc 2 hc 2 f c1

N max − N Ed max − 0.4bc 2 hc 2 f c1

N ⎞ ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc 2 + 0.5 N Ed hc 2 ⎛⎜1 − Ed bc 2 hc 2 f c1 ⎟⎠ ⎝ ⇒ M Rd = 0.8 As f y1hc 2 + 0.4 N Ed hc 2

0.4bc 2 hc 2 f c1 ≥ N Ed > 0 0 ≥ N Ed ≥ N min

N max = bc 2 hc 2 f c1 + As ,tot f y1 N min = − As ,tot f y1 As As,tot bc hc fc1

fy1

NEd МRd

площ на опънната армировка [mm2] площ на цялата армировка в напречното сечение[mm2] ширина на сечението [mm] височина на сечението [mm] вероятна изчислителна якост на натиск на бетона на стария р елемнт [[МРа]] вероятна изчислителна якост на армировката на стария елемент[МРа] проектна стойност на нормалната сила (+ при натиск) [N] носеща способност на колоната за огъващ момент[ Nmm] Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на кожух от външно залепена полимерна армировка от въглеродни нишки за увеличаване на носещата способност на срязване

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

⎡ 0.053ρ 0.23 (18 + f c1 ) N Ed ⎤ VRd = ⎢ + 0.85 ρ h f yh + ρ wf σ fd + 0.1 ⎥ (0.8bc hc ) bc hc ⎦ ⎣ M Ed VEd d + 0.12 2nt f As Ash ρ = 100 ; ρh = ; ρ wf = ; ρ h f yh + ρ wf σ fd ≤ 9.8MPa bc d ahbc bc N Ed M Ed 2hcl ≤ 7.8 MPa; MP 1.0 ≤ = ≤ 3.0 bc hc VEd d 2 d d = hc − 50 [mm]; d 2 = hc − 50 + tc [mm]

[(

( ) )]

σ fd = min E fd ε fd ; 2 3 σ f E ffd = 2.30 ×105 MPa

ε fd = 0.0070 σ f = 3400MPa или 2900MPa Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Сеизмично усилване с вградени стоманобетонни стени и стоманени връзки

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Вградени стоманобетонни стени

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Различни видове вградени стоманобетонни стени

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на стоманобетонни вградени стени

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на вградени стени

ТИП 1

Форма на разрушение Разрушение на панела

Срязване

ТИП 2

Разрушаване на връзката

срязване

Разрушение на колоната

срязване или огъване

Проектна носеща способност

по-малкото от

срязване на връзката срязване или огъване

ТИП 3

Огъване няма Провлачване при огъване

Дуктилен индекс Означения Носеща способност на срязване на стената Редукционен коефициент ф 0.8÷1.0 Носеща способност на срязване на панела

при срязване при огъване Носеща способност на срязване на анкерите

Съставил доц. Й.Милев Носеща способност на срязване или Носеща- способност на хоризонтално срязване на22 огъване на колоната L4_SR_2012колоните

Разрушение ТИП 1

По - малкото от : wVsu = βVsu ; wVsu = wVsu' + 2αVc f wVsu' = max⎛⎜ ρ h f yh ; c 2 + 0.5 ρ h f yh ⎞⎟t wl ' 20 ⎝ ⎠ β = 0.8 ÷ 0.9 при анкери само по гредите β = 1.0 при анкери по цялята периферия

α = 1.0 срязване на колоната α = 0.7 разрушавне от огъване на колоната F = 1.0 Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Форма на разрушение ТИП 2 wVsu = V j + Vc p + αVc

α = 1.0 разрушение от срязване α = 0.7 разрушение от огъване F = 1.0 10 Vc p = K minτ 0bc hc K min = 0.34

(0.52 +

bc ) hc

τ 0 = 1.02 + 0.1 f c1 + 0.85σ [MPa], ако 0 ≤ σ < (0.33f c11 - 2.86) τ 0 = 0.22 f c1 + 0.49σ [MPa], ако (0.33f c1 - 2.86) ≤ σ < 0.66 f c1 σ = ρ tot f y1 + σ 0 ; ρ tot = Atot b h ; σ 0 = N Ed b h c c

c c

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Форма на разрушение ТИП 3

wVsu = wVmu − за цялата стена + колоните F = 2.0

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Тангенциални напрежения във вградени стени τ w = VEd t l ≤ τ D w w τ D = 0.16 f c1 for F = 3.0 τ D = 0.20 f c1 for F = 2.0 τ D = 0.25 f c1 for F = 11.00 βVmu' ≥ VEd β = 0.8 ÷ 1.0 Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Вградени стоманени връзки

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на усилване със стоманени връзки

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Проектиране на стоманени връзки

ТИП 1

Форма на разрушение

ТИП 2

Срязване Провлачване/изкълчване

Разрушение на връзката Разрушение на колоната

срязване или огъване

Проектна носеща способност

по-малкото от

ТИП 3

Разрушаване на връзката

Огъване няма

срязване на връзката

провлачване при огъване

срязване или огъване

при срязване при огъване Носеща способност на срязване на стената

Носеща способност на срязване на анкерите

Носеща способност на връзката

Носеща способност на хор. срязване на колоните

Носеща способност на срязване или доц. Й.Милев огъване на колоната Съставил (по-малката) от двете

Носеща способност на огъване на системата

L4_SR_2012

Форма на разрушение ТИП 1 sVsu = sVu + 2Vc sVu = ( N c + N t ) cosθ

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Форма на разрушение ТИП 2

sVsu = V j + Vc + Vc p

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Форма на разрушение ТИП 3

l b

M u = min( i (Tu , N u )l [N.mm] [N ]

Tu = N1 + f y As ,tot

[N]

N u = 0.8 f c1bc hc + f y As ,tot − N 2 > 0 Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

[N] 32

Условие за достигане на едновременно пластифициране на натиснат и опънат прът от връзката 2 ⎡⎛ ⎞⎤ λ ⎛ ⎞ σ c ≤ f cr = ⎢⎜1 - 0.4⎜ ⎟ ⎟⎥ f y ⎝ Λ ⎠ ⎟⎠⎥⎦ ⎢⎣⎜⎝

⎛λ⎞ σ c ≤ f cr = 0.6 f y ⎜ ⎟ ⎝Λ⎠

λ ≤ Λ [MPa]

λ > Λ [MPa]

2 π E Λ= 0 .6 f y

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Анкериране на новата конструкция

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Бетониране на новата конструкция

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Конструктивни изисквания към дюбелите и свързващите болтове

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Якост на срязване на анкерите (японски стандарт) VRd ,an = min (VRd ,an1 ;VRd ,an 2 ) Лепилни (адхезионни) и дюбелни(механични) анкери - le ,an ≥ 7 d an VRd ,an1 = 0.7 f y ,an ≤ 250 MPa Aan

VRd ,an 2 Aan

= 3 Ec f c ≤ 250 MPa

Дюбелни(механични) анкери - 4d an ≤ le ,an < 7 d an VRd ,an1 = 0.7 f y ,an ≤ 300 MPa Aan

VRd ,an 2

= 4 Ec f c ≤ 300 MPa

Aan Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Пример за проектиране на кожуси

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

NEd=1414kN As=1963.5mm2 ρ=0.595% ρw=0.056% 0 056% ⎛ N M u = 0.8 As f y hc + 0.5 N Ed hc ⎜1 − Ed ⎜ bhc f c 1 ⎝

⎞ ⎟= ⎟ ⎠

3 ⎞ ⎛ 1412 . 10 ⎟= = 0,8.1963,5.(343 + 49).600 + 0,5.1412.10 .600⎜1 − ⎜ 600.600.17,7 ⎟ ⎝ ⎠ 3

= 699.10 6 Nmm 2 = 699kNm Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Vmu = 699.2 / 2,4 = 582kN VRd

⎡ 0.053ρ 0.23 (18 + f c ) N Ed ⎤ + 0.85 ρ h f yh + 0.1 =⎢ ⎥bc j = bc hc ⎥⎦ ⎢⎣ M Ed (VEd d ) + 0.12

⎡ 0.053.0,595 0.23 (18 + 17,7 ) 1412.10 3 ⎤ −2 =⎢ + 0.85 0,056.10 .294 + 0,1. ⎥ 600.481 = + 600 . 600 120 55 0 . 12 ⎥⎦ ⎢⎣

= 423259 N = 423,2kN < Vmu = 582kN ⇒ F = 1,0 10

Целта е да се достигне F = 2,5 , като за целта се приема: μ = 3,0 2μ − 1 2. 3 − 1 = = 2,59 > 2,50 0,75(1 + 0,05μ ) 0,75(1 + 0,05.3) ⎛μ ⎞ ⎛ 3,0 ⎞ reqV Rd = ⎜ + 0,9 ⎟Vmu = ⎜ + 0,9 ⎟582 = 698,4kN ⎝ 10 ⎠ ⎝ 10 ⎠

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

2.50,3 = 0,00042 ρh = 800 .300 2.50,3 ρ h2 = = 0,00017 800 .750 1963,5 ρ= .100 = 0,31% 800 .800

VRd

⎡ 0.053ρ 0.23 (18 + f c ) N =⎢ + 0.85 ρ h f yh + ρ h2 f yh2 + 0.1 Ed bc2 hc2 ⎢⎣ M Ed (VEd d ) + 0.12

⎤ ⎥ 0,8bc2 hc2 = ⎥⎦

⎡ 0.053.0,310.23 (18 + 17,7 ) 1412.10 3 ⎤ 2 =⎢ + 0.85 0.00042.294 + 0,00017.294 + 0.1 ⎥ 0,8.800 = 120 75 + 0.12 800.800 ⎥⎦ ⎢⎣

= 724.103 N = 724kN > reqVRd = 698,4kN Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

2.50,3 ρh = = 0,00051 660.300 2 .6 ρ h2 = = 0,018 → Приема се ρ h2 = 0,012 660 1963,5 ρ= .100 = 0,45% 660.660 Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

⎛ ⎞ N Ed ⎟= M ub = 0.8 As f y hc2 + 0.5 N Ed hc2 ⎜1 − ⎜ bhc f c ⎟ 2 1 ⎠ ⎝ 3 ⎞ ⎛ 1412 . 10 ⎟= = 0,8.1963,5.392.660 + 0,5.1412.103.660⎜1 − ⎜ 660.660.17,7 ⎟ ⎝ ⎠ = 787.10 6 Nmm 2 = 787kNm Vmu = (M ut + M ub ) / hcl = (712 + 787 ) / 2,4 = 624,5kN

reqVRd

⎛μ ⎞ ⎛ 3,0 ⎞ = ⎜ + 0,9 ⎟Vmu = ⎜ + 0,9 ⎟624,5 = 749,4kN ⎝ 10 ⎠ ⎝ 10 ⎠

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

VRd

⎡ 0.053ρ 0.23 (18 + f c ) N Ed + 0.85 ρ h f yh + 0.1 =⎢ bc2 hc2 ⎢⎣ M Ed (VEd d ) + 0.12

⎤ ⎥ 0,8bc2 hc2 = ⎥⎦

⎡ 0.053.0,45 0.23 (18 + 17,7 ) 1412.10 3 ⎤ 2 + 0.85 0.012.259 + 0.1 =⎢ ⎥ 0,8.660 = 120 61 + 0.12 800.800 ⎥⎦ ⎢⎣

= 898.10 3 N = 898kN > reqVRd = 749,4kN N Ed 1412.10 3 η= = = 0,22 < 0,40 bc hc f c 600.600.17,7

Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Тегло на m2 tf= σt= Efd=

(

300 g/m / 2 0,167 mm 3400 N/mm2 2,3x105 N/mm2

)

σ fd = min (E fd .ε fd , (2 / 3)σ f ) = min 2,3.10 5.0,7.10 −2 , (2 / 3).3400 = = min(1610, 2266.67 ) = 1610 N / mm 2

Pwf = VRd

0,167.3.2 = 0,00167 600

0, 23 ⎫⎪ ⎪⎧ 0,053.Pt (18 + Fc1 ) =⎨ + 0,85 Pw .σ wy + Pwf .σ fd + 0,1.σ 0 ⎬.0,8.bc .hc = ( ) M / V . d + 0 , 12 ⎪⎩ ⎪⎭

⎧⎪ 0,053.0,56 t0, 23 (18 + 17,7 ) ⎫⎪ =⎨ + 0,85 0,0007.294 + 0,00167.1610 + 0,1.3,9⎬.0,8.600 2 = 120 / 55 + 0,12 ⎪⎩ ⎪⎭ = 737000 N = 737 kN > req VRd = 712kN → OK Съставил доц. Й.Милев L4_SR_2012

Сграда на ВиК, гр. Перник

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Кофражен план на типов етаж

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Пукнатини в неносещи щурцове над врати

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Пукнатини в неносещи преградни стени

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Сериозни повреди в зидани преградни стени

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Пукнатина, вероятно само в мазилката на носеща стоманобетонна стълбищна стна (шайба)

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилена сграда – 3D и напречен разрез

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилена сграда – надлъжен разрез

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилена сграда – детайли

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилена сграда - изпълнение Дивотино и Перник

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилване на фундаменти

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Материали

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Материали за замонолитващ разтвор

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Производство на замонолитващ разтвор

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Изпълнение – I етап

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Изпълнение – II етап

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Основни детайли

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Възстановяване на некоректно изпълнена връзка – Д й тип 1 Детайл

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Възстановяване на некоректно изпълнена връзка – Детайл тип 2

Съставил доц. Й.Милев - L4_SR_2012

Усилване с външно залепена полимерна армировка Лекция 5

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Материали

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Replark на Mitsubishi Chemicals

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Зависимости напрежения напрежения-деформации деформации за различните видове полимерни матреиали

Напрежеение (MPa)

4000

CRFP AFRP GFRP Стомана

3000

2000

1000

0 0

Д ф Деформации (%)

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Материални характеристики на нишките на системата Replark Тип материал

Тип 20 Тип 30 Тип MM Тип MM2 Тип HM

E fu ε fu

Модул на еластичност [N/mm2]

Опъна якост [N/mm2]

Гранична деформация при скъсване [%]

Напр. сеч. Напр сеч за единица ширина [cm2/m]

Тегло за един. площ [g/m2]

230 000 230 000 390 000 440 000 640 000

3400 3400 2900 2400 1900

> 1.5 >1.5 >0.75 >0.55 >0.30

1.11 1.67 1.65 1.63 1.43

200 300 300 300 300

- еластичния модул на FRP в гранично състояние, по главната посока на влакната, който зависи от вида на FRP материала; - гранична деформация на FRP на опън, която зависи от вида на FRP материала;

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Изисквания към основата (бетон)

Не се допуска изчисляване и конструиране на усилване с външно залепена армировка от FRP, по изложените по-долу методики, без да е доказано изчислително съпротивление на сцепление с основата τ ≥ 1.5MPa b

При доказано изчислително съпротивление на сцепление с основата

1.0 ≤ τ ≤ 1.5MPa

b , може да бъде прилагано р уусилване с външно залепена армировка р р от FRP, след вземане на мерки за подобряване на адхезионната й якост и прилагане на редуцирани стойности на изчислителните характеристики на FRP, доказани теоретико-експериментално.

В никакъв случай у не се допуска у бъде прилагане р на уусилване с външно залепена армировка р р от FRP при доказано изчислително съпротивление на сцепление с основата ,

τ b < 1.0MPa

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Коефициенти за сигурност по материал на различните полимерни материали Вид на FRP CFRP AFRP GFRP

Приложение от тип А(1) 1.20 1.25 1.30

Приложение от тип В(1) 1.35 1.45 1.50

1) Приложение на външно залепените FRP под действието на нормален контрол на качеството. За случая на мокро полагане се изисква завишен качествен контрол; 2) Полагане по какъвто и да е начин в условията на затруднени условия на работната площадка. За случая на мокро полагане се изисква нормален контрол на качеството. Съставил доц. Й.Милев 7 L5_SR_2012

Елементи подложени на огъване

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Усилване на стоманобетонни греди греди, подложени на огъване с FRP

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Първоначална ситуация

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

1 2 .bx b 0 + (α s − 1). As 2 .( x0 − d 2 ) = α s . As1.(d − x0 ) ⇒ x 2 α s = Еs / Ec I 02

ε co

b.x03 2 2 = + (α s − 1). As 2 .(x0 − d 2 ) + α s . As1 .(d − x0 ) 3

M o . xo = Ec .I co

h − x0 ε 0 = ε С0. x0

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Форми на разрушение в гранично състояние - пълно съвместно действие а) Провлачване на армировката с последващо разрушаване на FRP. За сравнително ниски коефициенти на армиране със стомана и FRP, FRP разрушение от огъване може да се достигне с провлачване на опънната стоманена армировка, последвано от разрушаване от опън на FRP (виж фигура 4.3) . б) Провлачване на армировката с последващо разрушаване на бетона. Носещата способност на огъване може да се достигне с провлачване на опънната стоманена армировка, последвано от разрушаване на бетона в натисковаата зона, докато усилването с FRP е незасегнато (виж фигура 4.3). 4 3) в) Разрушаване на бетона. За сравнително високи коефициенти на армиране, разрушение на стоманобетона може да се достигне с разрушаване на бетона в натисковата зона, преди провлачване на армировката. Тази форма на разрушение е крехка и определено непредсказуема. Усилването с FRP в този случай е от малко значение и затова трябва да се обърне внимание на средствата за увеличение на носещата способност на бетона в натисковата зона (например ограничение на напречните деформации). Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Форми на разрушение в гранично състояние - загуба на съвместно действие

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Изчислителен модел по нормални сечения сечения, съгласно EUROCODE 2 за FRP

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Провлачане на стоманата с последващо разрушение на бетона

0.85ψf cd bx + As 2 Es ε s 2 = As1 f yd + A f E fu ε f ⇒ x ψ = 0.85

δ G = 0.4

x − d2 ε s 2 = ε cu x

(E ε s

≤ f yd

)

ε fu h−x ε f = εcu − ε0 ≤ ε fud = γf x d − x f yd ε s1 = ε cu ≥ x Es M RD = As1 f yd (d − δG x ) + A f E f ε f (h − δG x ) + As 2 E s ε s 2 (δG x − d 2 ) Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Провлачване на армировката, последвано от разрушаване на FRP

ε cu ⇒ ε c ; ε f = ε ffud ⎧ 1000 ⎞ ⎛ ⎪⎪1000ε c ⎜ 0.5 − 12 ε c ⎟ ⎝ ⎠ ψ =⎨ 2 ⎪1 − ⎪⎩ 3000ε c

ε c ≤ 0.002 0.002 ≤ ε c ≤ 0.0035

⎧ 8 − 1000ε c ⎪⎪ 4(6 − 1000ε ) c δG = ⎨ 1000ε c (3000ε c − 4) + 2 ⎪ ⎪⎩ 2000ε c (3000ε c − 2) Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

ε c ≤ 0.002 0.002 ≤ ε c ≤ 0.0035 18

Конструиране на външно залепена армировка от FRP в елементи подложени д на огъване

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Елементи подложени на срязване

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Схемаи на усилване на стоманобетоненни елементи за срязване

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Изчислителен модел

VRd = min(VRd ,cw + V fd , VRd ,max )

V fd = 0.9ε fd ,e E fu ρ f bw d ((cot θ + cot α ) sin α ε fk ,e - изчислителна стойност на ефективната деформация в FRP γf = 0.8.ε fe - коефициент ф на армиране р р с FRP,, равен р на 2t f sin α / bw за непрекъснато р приложена р

ε fd ,e = ε fk ,e ρf

напречна армировка с дебелина tf, или (2t f / bw )(b f / s f ) за FRP усилването във вид на ивици или плат с ширина b f през разстояние s f (дискретно усилване); E fu - еластичния модул на FRP в гранично състояние, състояние по главната посока на влакната, влакната който зависи от вида на FRP материала и се дава от фирма Mitsubishi Chemicls; θ - ъгълът на наклонените пукнатини към оста на елемента,който се приема за равен на 45o α - ъгъл между главната посока на влакната и надлъжната ос елемента Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Напълно обвити със затворен кожух (и правилно закотвени) CFRP разрушаване на FRP):

(доминиращо

0.30

⎛ f 23 ⎞ ε fe = 0.17⎜ ck ⎟ ε fu ⎜ E fu ρ f ⎟ ⎝ ⎠ С Странично или U U-оформени ф FRP отворени кожуси : 0.30 0.30 2 2 ⎛ ⎞ ⎛ ⎛ 3 ⎞ 3 ⎞ ⎜ ⎟ f f 3 − ε fe = min⎜ 0.65⎜ ck ⎟ .10 ;0.17⎜ ck ⎟ ε fu ⎟ ⎜ E ffu ρ f ⎟ ⎜ E ffu ρ f ⎟ ⎜ ⎟ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠ Напълно обвити със затворен кожух (и правилно закотвени) AFRP (доминиращо разрушаване на FRP): ⎛ f 23 ε fe = 0.048⎜ ck ⎜ E fu ρ f ⎝

⎞ ⎟ ⎟ ⎠

0.47

ε fu

E fu - еластичния модул на FRP в гранично състояние, по главната посока на влакната, който зависи от вида на FRP материала и се дава от фирма Mitsubishi Chemicals [GPa]; ε fu - гранична деформация на FRP на опън, която зависи от вида на FRP материала и се дава от се дава от фирма Mitsubishi Chemicls; Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Конструиране на външно залепена армировка от FRP в елементи подложени на срязване

s f ,max l h lc

⎧ 0.2l ⎪ ≤ min ⎨ 5h ⎪0.4l c ⎩

- светъл отвор на елемента; - височина на напречното сечение; - дължина на конзолата (за случая на конзола). Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Ограничаване на напречните деформации в колони

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Усилване на натоварени стоманобетонни колони чрез ограничаване на напречните деформации

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Работна диаграма на бетона при осов натиск (с и без ограничаване на напречните деформации(модел на Mander)

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Ограничаване р на напречните р деформации д ф р ц с FRP

Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Модел на Spoelstra-Monti

f cc = Esec, sec u ε cu ≥ f c 0 Esec,u =

Ec 0 1 + 2βε fud ,e

⎡ Ecc (Ec 0 − Esec,u ) ⎤ ε cu = ε c 0 [1 + 5(α1α 2 − 1)]⎢ ⎥ ⎢⎣ Esec,u (Ec 0 − Ecc ) ⎥⎦ α 1α 2 f ck Ecc = ε c 0 [1 + 5(α 1α 2 − 1)]

1−

Ecc Ec 0

Ec 0 1 − f c0 ε c0 ⎛ ⎞ σ σ α 1 = ⎜⎜ 2.254 ⋅ 1 + 7.94 ⋅ L. max − 2 ⋅ L. max − 1.254 ⎟⎟ f c0 f c0 ⎝ ⎠ 2

β=

⎛

⎛h⎞ ⎝b⎠

h b

⎞ σ L ,max

α 2 = 1 − ⎜ 0.6⎜ ⎟ − 1.4 + 0.8 ⎟ ⎜ ⎟ ⎝

1 2

⎠

f c0

σ L ,max = ρ f E fu ε fud ,e Kръгло сечение, усилено с ивици с ширина bf през разстояние sf

Правоъгълно сечение

⎡ (s f − b f )⎤ ⎡ (b − 2 R ) − (h − 2 R ) ⎤ k = 1 − e ⎢1 − ⎥ ke = 1 − ⎢ ⎥ 2 Съставил 2 D доц. Й.Милев ⎣ ⎦ 3 bh − (4 − π )R 2

⎣

[

]

⎦

L5_SR_2012

Ec 0 - начален Е-модул на бетона; f ck - якост на натиск на бетонa; ε c 0 = 0.002 - деформация на бетона съответстваща на f ck ; ρ f - коефициент на армиране с FRP, равен на за непрекъснато приложена напречна

р р сд дебелина tf, или (2t f / h )(b f / s f ) за FRP у усилването във вид д на ивици ц или плат армировка с ширина b f през разстояние s f ; E fu - еластичния модул на FRP в гранично състояние, по главната посока на влакната, който зависи от вида на FRP материала и се дава от фирма Mitsubishi Chemicls; ε fu - гранична деформация на FRP на опън, която зависи от вида на FRP материала и се дава от фирма Mitsubishi Chemicls;

ε fud ,e

ε fu ,e = γf

ε fu ,e = 0.9ε fu Съставил доц. Й.Милев L5_SR_2012

Примери на изпълнение в България на външно залепени кожуси от FRP

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Експеримент в УАСГ - Призми

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Резултати от експеримент в УАСГ призми

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Експеримент в УАСГ - Цилиндри

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Резултати от експеримент в УАСГ цилиндри

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Експеримент в УАСГ – Колона (опитна постановка)

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Експеримент в УАСГ – Колона (разрушение базов образец)

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Експеримент в УАСГ – Колона (разрушение усилен образец)

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Резултати от експеримент в УАСГ Колона

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Офис сграда в Пещера

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Хотел Феста Берцело

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

ВУЗФ Павлово

4 December 2012

МЕЖДУНАРОДНА ЮБИЛЕЙНА НАУЧНОПРИЛОЖНА КОНФЕРЕНЦИЯ УАСГ 2012

Усилване на зидани конструкции Лекция 6

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

ПРОБЛЕМИ ПРИ СГРАДИ С НЕАРМИРАНИ ЗИДАНИ КОНСТРУКЦИИ

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Типична съвременна българска сграда със зидани преградни стени

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Напълно разрушена сграда с носеща неармирана зидана конструкция (Турция 1999 г.) ( )

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Повредени сгради с преградни стени от неармирана зидария (Турция 1999 г.) ‐ (Т 1999 ) 1

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Повредени сгради с преградни стени от неармирана зидария (Турция 1999 г.) ‐ ( ) 2

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Неотчетени нерегулярност в план и по‐ голяма коравина на сградата

център на масите ц р

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Неотчетено скъсяване на колоните Неотчетено скъсяване на колоните

MT + M B MT + M M * VD = ; VD = lc l0 Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

ИЗСЛЕДВАНЕ НА РАМКИ С ПЪЛНЕЖНА ЗИДАРИЯ В РАВНИНАТА ИМ

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Моделиране на пълнежната зидария за линейно изследване по норми изследване по норми

w ≈ 0.25dm

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Форми на разрушение в равнината им на рамки с пълнежна зидария рамки с пълнежна 1) Разрушение от срязване на опънатата колона в резултат на огъващ момент; 2) Хоризонтално срязване на зидарията по свързващия разтвор, най‐често разтвор, най често близо до средата на панела по близо до средата на панела по височина; 3) Диагонално напукване от главни опънни напрежения, последвано от разрушение по натисков диагонал; последвано от разрушение по натисков 4) Разрушаване на ограничителните колони от срязване или огъване.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Разрушение от хоризонтално срязване по разтвора на зидарията ‐ д р схема

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Разрушение от хоризонтално срязване по разтвора на зидарията – д р уравнения за един отвор ур д р V f = τ 0lmt + μRs sin θ

V f = Rs cos θ = (lm d m )Rs ⇒ hm lm ≈ h l

τ0 Rs = d mt 1 − μ (h l ) ⇒ τ 0 = 0,03 f m μ = 0,3 ⇒ Rs =

⇒

0,03 f m d mt 1− 0,3(h l ) Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Разрушение от хоризонтално срязване по разтвора на зидарията – д р за случая на n у отвора р Срязваща сила при основата инициализираща хоризонтално срязване в панела: n

Vb = ∑ Rsi cos θ i i =1

За случая на n отвора с една и съща дължина:

n0,03 f m Vb = lm t 1 0,3(h l ) 1− След иницииране на хоризонтално срязване колоните също се включват в работа : n +1

2 4 n +1 V p = ∑ (M ct + M cc )i + Vb ≈ ∑ M ci h i =1 i =1 he Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Разрушение по натисков диагонал – емпирични за с ос зависимости

2 Rc = ztf m sec θ 3

π ⎛ 4 Ec I c hm ⎞ ⎟⎟ z = ⎜⎜ 2 ⎝ Emt sin 2θ ⎠

1 4

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Дуктилност на рамки с пълнежна зидария

μ = 1 + Δ p Δ y ; Δ y1 ≈ 3Δ y 2n μ1 =

Δ y1 + Δ p Δy

Δ y + 2n(Δ p 3) Δy

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

2 = 1 + n(μ − 1) 3 16

УСИЛВАНЕ НА ЗИДАНИ КОНСТРУКЦИИ

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Характерни случаи на повреди от сеизмични въздействия в сградите в сградите със зидани стени отделяне отделяне на надлъжните от напречните стени; частично разместване на междуетажните и покривната конструкции; поява на вертикални, хоризонтални, диагонални и кръстообразни пукнатини в стените; разрушаване на ъглите на стените с образуване на значителни по размери пукнатини; наклоняване и издуване на стените; напукване и частични разрушения на преградните стени; поява на хоризонтални и наклонени пукнатини в тухлени колони между отвори, надзидове, фронтони, ф корнизи, комини и др.; разрушаване или напукване на тухлени и каменни колони.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на стени с наклонени кръстообразни, хоризонтални и хаотично разположени пукнатини ‐ 1

стремена : d10 през 200mm мрежи: от d6 през 100mm в двете направления, направления свързани с връзки от d6

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на стени с наклонени кръстообразни, хоризонтални и хаотично разположени пукнатини ‐ 2 Усилването на стени с наклонени кръстообразни, хоризонтални и хаотично разположени пукнатини се извършва, като стените се обхващат щ от д двете страни р с армиран р р торкретбетон, р р , който д да осигури ур възстановяването на коравината им и поемането на възникващите в тях усилия. Това усилване се изпълнява, като от двете страни на стената се поставя армировъчна мрежа и на пластове се нанася торкретбетон б или циментов разтвор под налягане, не по‐малко от 10 атмосфери. Минималната марка на торкретбетона е Б20. Циментовият разтвор се изпълнява с минимална марка на цимента 350. Дебелината на покритието се определя по изчисление, но не трябва да е по‐голяма от 6 cm Нанася се на пластове с дебелина до 3cm .

⎛ Rb ⎞ n. Asm N = 0,017γ m Rsh ⎜⎜ 0,7 Am + γ c Ab ⎟⎟ + γ s Rs A c.b Rm ⎠ ⎝

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на стени с наклонени кръстообразни, хоризонтални и хаотично разположени пукнатини ‐ 3 γ m, γb и γ s

са коефициентите за условие на работа на зидарията, торкретбетона и армировката; ms = 0,7(0,6 ) за заварени мрежи ;

Rsh , Rbn , Rm , Rs

са съответно изчислителните съпротивления на срязване на зидарията, на натиск на торкретбетона, натиск на зидарията и на опън на армировката;

Am , Ab и A

съответно площите на хоризонталното сечение на зидарията, на торкретбетона и на усилената стена, включваща зидарията и торкретбетона;

Asm

площта на сечението на един вертикален прът от мрежата;

n c b

брой на мрежите; разстоянието между вертикалните пръти на армировъчната мрежа; общата дебелина на усилената стена.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на стени с наклонени кръстообразни, хоризонтални и хаотично разположени пукнатини ‐ 4 Коефициентът на условие на работа γ m се приема в зависимост от степента на разрушаване на зидарията: − при ненапукана зидария от плътни тухли - 1,0; − при силно напукана зидария с кръстообразни пукнатини - 0,3; − при р напукани у с единични пукнатини у зидарии, р уусилени с торкретбетон р р - 0,7. Коефициентът за условие на работа за торкретбетона γ b за различните марки се приема: − − − −

за Б20 или В15 - 1,40; за Б25 или В20 - 1,50; за Б30 или В25 - 1,65; за Б40 или В30 - 1,70.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване при пукнатини в зидарията в местата на опиране р на щурц щурцовете над д отвори р

стремена : d10 през d10 200 200mm мрежи: от d6 през 100mm в двете направления, свързани д р , р с връзки от d6

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Възстановяване на носещи стени чрез презиждане Не се допуска усилване с армиран р р торкретбетон р р на напукани носещи тухлени зидове, изпълнени с тухли с хоризонтални кухини, преминаващи успоредно или напречно на зида /тип четворки/. При възстановяване на носещи стени чрез презиждане задължително да се вземат всички необходими мерки за пренасяне на натоварването от лежащата над тях конструкция върху временни опори, а така също и за необходимото им пространствено укрепване Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Възстановяване на зидани стени с местни повреди Армирането се изпълнява с хоризонтални мрежи d8 чрез 50‐70mm в надлъжно направление и d6 през 120mm в напречно направление, поставени през 4÷5 реда по височина на зида. При раззиждане на участъка за възстановяване, през 4‐5 реда се оставят вдлъбнатини в здравата зидария, върху които се опират надлъжните и поне един напречен прът от армировъчната мрежа. Преди П започване на изпълнението на новата зидария, контактната повърхност от съществуващия зид обилно се измива с вода под налягане. Новата зидария д р се изпълнява на циментен разтвор с марка, не по‐ниска от M5

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на напукани стени с наклонени мрежести пукнатини в пукнатини в ъглите

Извършва се чрез двустранното обхващане на напукания ъгъл с армиран торкретбетон. Усилването се прави на разстояние не по‐малко от 50cm след най‐отдалечената от ъгъла пукнатина и обхваща б здравата стена на разстояние 1m от усилвания ъгъл .

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилването на междупрозоречни колони с наклонени и кръстообразни пукнатини б

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на междупрозоречни колони с хоризонтални пукнатини с външен стоманен скелет Скелетът се изчислява за поемане на пълното вертикално натоварване, приложено върху колоната Външните рамена на вертикалните колоната. ъглови профили продължават по стената на разстояние най‐малко 50cm след пукнатината, като в краищата си се свързват два по два помежду си с болтове с диаметър, не по‐малък от 12mm. Подпрозоречната зидария се проверява на местен натиск под напречните ъглови профили, предаващи вертикалното натоварване. Преди монтажа на стоманения скелет пукнатините се почистват, измиват се с вода под налягане и се инжектират с циментен разтвор. Заготовката на стоманения скелет се прави по мярка от място. Пробиват се отворите д окончателния монтаж,, за болтовете. След стоманеният скелет се грундира и боядисва. Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Възстановяване на нарушени връзки между надлъжни и напречни стени ‐ 1

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Възстановяване на нарушени връзки между надлъжни и напречни стени ‐ 2

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Пространствено укрепване с външен стоманен скелет на сгради с носещи тухлени стени при р д щ у р появата на вертикални пукнатини в ъглите

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на стени с наклонени пукнатини и у вертикални отклонения до 40mm Усилват се чрез стоманобетонни пиластри и хоризонтални пояси . Пиластрите са през 1,20 ‐ 1,50m , а поясите ‐ през не повече от 4,0m. Въpxy тухлената зидария от двете й страни се нанася армиран торкретбетон. Преди усилването пукнатините се запълват с циментен разтвор. Стени, чието отклонение на върха превишава 40mm, се презиждат.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Изграждане на нови сеизмични пояси в сгради с носещи тухлени зидове щ у д

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Изграждане на нови сеизмични пояси в сгради с носещи тухлени зидове в покривна конструкция тухлени зидове в покривна конструкция

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Изграждане на нови сеизмични пояси от стоманени профили в сгради с носещи тухлени зидове ф

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Изграждане на нови сеизмични пояси в сгради с носещи тухлени зидове и дървена подова щ у д д р д конструкция При р етажни сгради р д сд дървена р подова д конструкция ру ц изпълнението протича р в следната д последователност: 1) Демонтира се подовата и таванска обшивка с широчина 1m по периметъра на помещението; 2) От двете страни на усилваните стени се отстранява мазилката на широчина 50cm отгоре и отдолу на подовата конструкция; 3) Разкриват се хоризонталните и вертикални фуги на зидарията на дълбочина 1,0 ÷ 1,5cm; 4) Пробиват се отвори с размери, кратни на размерите на тухлите от зида /20 ÷ 25 cm/, в който ще се изпълнят съединителните стоманобетонни дюбели; 5) След обилно измиване с вода на oтворите и обработените повърхности се монтира армироката на дюбелите и поясите; 6) Кофрира се и се бетонира/ клас В15/. Необходимо е да се предвижда и анкериране на дървените греди към новоизлетия стоманобетонов пояс, например с ивична стомана.

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Усилване на съществуващите тухлени шайби между стоманобетонни колони б

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

Вграждане на вертикални и хоризонтални стоманобетонни пояси и колони б

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012

УСИЛВАНЕ НА ЗИДАНИ И ДРУГИ КОНСТРУКЦИИ В ДИВОТИНО

Съставил доц. Й.Милев ‐ L6_SR_2012