Efecto de los detalles de soldadura en la ductilidad de las conexiones de la placa base de columnas de acero

Los resultados de seis dos tercios pruebas a escala en resistentes a momento las placas base de columnas de acero se presentan .Las probetas incorporan Penetración Conjunto completo ( CJP ) y penetración conjunta parcial ( PJP ) de soldadura detalles entre la columna y la placa de base . Los datos de la prueba indican que ambos detalles son resistentes a los fracturas y mantener la columna inelástica articulación a las relaciones de la historia deriva del 6% ? 9 %, lo que supera la típica los criterios de aceptación de la relación de la deriva del 4% para los marcos sísmicamente detalladas momento tan especial. En cinco de los seis pruebas, fracturas iniciados en la Zona Afectada Térmicamente ( ZAT ) en la línea de fusión de la soldadura y la columna brida . En la sexta prueba , fracturas iniciaron en la cara interior de la brida de la columna en el borde superior de la soldar orificio de acceso de los detalles de soldadura CJP . Contrariamente a las expectativas iniciales , los especímenes con el PJP soldaduras exhibieron mayor ductilidad de desplazamiento de las personas con soldaduras CJP . Esto se atribuye a la filete refuerzo que fortalece las soldaduras PJP y les permite mantener tensiones y presiones necesarias para desarrollar al máximo rendimiento en la columna de bridas. Los datos de las pruebas apoyan aún más la adecuación de la FEMA 350 disposiciones para la determinación de la resistencia requerida de las soldaduras basan en la demanda de momento probable con el factor de sobre-resistencia material del Ry D 01:01 y la tensión factor de endurecimiento de Cpr D 01:02 :

Introducción

Conexiones de base de la columna son componentes críticos en el terremoto sistemas estructurales resistentes, ya que deben mantener su capacidad de transferir las fuerzas axiales , fuerzas cortantes y los momentos de la fundación manteniendo al mismo tiempo grandes deformaciones inelásticas . grave daños a los componentes de la placa base de la columna se ha observado en terremotos anteriores , tales como el Northridge 1994 [ 1 ] y 1995 Terremotos de Kobe [ 2 ] . Las pruebas de laboratorio han demostrado la susceptibilidad de las conexiones de la placa de base de la columna a distintas deficiencias modos, incluyendo fractura de la soldadura ( por ejemplo, [ 3 ? 5 ] ), la placa base de rendimiento, fractura de barra de anclaje y el hormigón de trituración [ 6 ] . recientes integradora estudios realizados por Grauvilardell et al. [ 7 ] ilustran aún más la sensibilidad de losestos modos de fallo en la configuración de los sistemas estructurales y datos de la placa base. Estos incluyen, pero no se limitan a , el tipo de la estructura del edificio , tamaño de la placa base y el espesor, la zapata de hormigón fuerza, fuerza varilla de anclaje y la configuración , y los detalles de soldadura. El objetivo de este trabajo es la resistencia a la fractura de dos de soldadura tipos de

conexión entre las columnas de acero y placas de baseen el momento resistente frames. Dado que los resultados del documento hincapié en las capacidades de deformación de los detalles en general , que pueden ser interpretados de manera adecuada en el contexto de diferentes lateral Forzar sistemas de resistencia ( Flux) , incluidos Intermedio y Especiales ? Autor para correspondencia. Tel : . +1 530 752 2605 , fax: +1 530 752 7872 . E - mail: kanvinde@ucdavis.edu (AM Kanvinde ) . Marcos Resistiendo Moment ( IMRFs y SMRFs ) con columna fija bases . De acuerdo con una encuesta informal de la práctica actual de el diseño de estos marcos momento en regiones sísmicas de alta , la más soldaduras comunes entre la columna de bridas y la placa de base son penetración completa ( CJP ) soldaduras de ranura conjuntas o Joint parcial Penetración ( PJP ) soldaduras de ranura con filete de refuerzo. El CJP detalles se consideran a exhibir un comportamiento superior, pero son típicamente más costoso de fabricar. Por otro lado , los detalles son PJP considerado generalmente más susceptibles a fallos por fractura , debido a la falla integrado formado por la brecha sin fusible entre el brida y la placa base, pero son menos costosas de fabricar. aunquedesarrollado previamente por los autores [12] para predecir terremotos La fatiga inducida Ultra Low Cycle (ULCF) en las estructuras de acero. La validación de este modelo para los metales de soldadura y zonas afectadas por el calor (HAZ) es una parte de un conjunto más amplio de objetivos de la presente investigación. La Descripción detallada de la modelización micromecánica está más allá el alcance de este documento, sin embargo, es pertinente mencionar aquí que los modelos micro-mecánicos, cuando validado por los datos de prueba, proporcionar información sobre los efectos locales que desencadenan iniciación de la fractura. Estas ideas pueden ser utilizadas para ampliar los resultados específicos de estos seis pruebas de las recomendaciones más generales sobre el diseño de similares soldar detalles. Esto es parte de un estudio en curso.

2 . revisión de la literatura

Grauvilardell et al . [ 7 ] reunido una extensa literatura la revisión de la investigación previa sobre las conexiones de base de columna. Dibujo a partir de estudios anteriores germano Grauvilardell et al. , a este estudio se resumen brevemente aquí . Las primeras

bf = Ancho 2TF a espesor de la bridaCpr factor para tener en cuenta el endurecimiento por deformación (tomado como 1.2)"n, m cepa Medido a la iniciación de la formación de cuellos? iniciación relación Deriva máxima sostenida antes de roerinicio? fallo relación Deriva máxima sostenida fracaso antes frágiles¿ratio de Drift y al principio de rendimientoFy fuerza nominal de rendimiento de acero, MPaFy; m límite de elasticidad Medido de acero, MPaFu, m Medido resistencia última del acero, MPaMi Momento en el primer rendimiento, kN mM2% Momento en el 2% de deriva, kN m (fig. 4)Mmáx máximo momento, kN m (fig. 4)Mpr momento esperado calcula asMpr D CprRyFyZx, kNCarga axial Py en primera rendimiento de la columna, NRy factor para tener en cuenta sobre resistencia de materiales, se toma como1.1 de Grado 50 (345 MPa) de aceroTbase espesor de la placa base, mmMódulo de sección plástico ZX gran curva del ejeing, mm3

investigaciones sobre la columna bases examinaron conexiones carga axial [ 13 ? 15 ] y cuestiones perteneciente a la placa de soporte de base en la zapata de hormigón . Posteriores estudios que examinaron la respuesta sísmica de la base conexiones han llevado al desarrollo de la Diseño de acero del AISC Guía 1 [ 16,10 ] . Estos se consideran pruebas [ 6,17 ] que investigó produciendo la placa base, triturar hormigón y fractura varilla de anclaje como control de los mecanismos de fallo en las conexiones de base. Basado en parte en estos estudios , los procedimientos de diseño se han desarrollado [ 18 ] que se utilizan comúnmente en la práctica para el dimensionamiento de los diversos componentes de la conexión de base de la columna , incluyendo tamaño de la placa de base y espesor, y las dimensiones de la barra de anclaje y de configuración . Pocos estudios han investigado específicamente el fracaso de las soldaduras de conexión columnas y placas de base . Sin embargo , soldar fracturas se han observado en pruebas diseñadas para obtener en general características de respuesta del conector de la placa base de la columna . más estudios previos pusieron de relieve la pérdida de fuerza catastrófica debido a la falta de conexión, y pueden no coincidir exactamente reportar datos detallados sobre el preciso instante y la ubicación de la soldadura y la iniciación de la fractura crecimiento subsiguiente antes de la propagación inestable .

Astaneh y Bergsma [ 3 ] realizaron seis pruebas en la base de la columna datos de la placa bajo constantes cargas laterales y axiales cíclicas con el aumento de la amplitud. Las variables clave incluyen la placa base espesores [ Tbase D 06:35 , 12.7 o 19.1 mm] y la carga axial [ 30 % y 100 % de la capacidad de carga permisible ( nominal de diseño fuerza) de la placa de base ] . Todos los experimentos presentados AW6 ? 25 Columna ( Métrica? W150? 37:1 ) Que tiene una anchura ? Espesor relación bf = 2TF D 06:07 (importante en el contexto de este trabajo, ya pandeo local, puede retrasar la fractura de la soldadura ) . Las placas de base eran con el apoyo de una base de hormigón armado con cuatro 19,1 mm pernos de anclaje de diámetro . Todos los seis especímenes mostraron razonablemente comportamiento dúctil , alcanzando proporciones de deriva de al menos 2 % antes de la fractura o pérdida de fuerza . Una relación de la deriva de 2 % es aproximadamente igual a la deriva de piso esperada demanda de momento edificios con estructura de bajo nivel de movimientos de tierra de diseño (por ejemplo, movimientos de tierra con espectral los valores de aceleración que puede ser excedida con una probabilidad de 10 % en 50 años ) . Las dos muestras con planchas delgadas . Tbase D 06:35 mm / exhibió el comportamiento más dúctil , debido a la formación de las líneas de rendimiento estable en la placa base antes de la fractura de las soldaduras . En contraste , las placas de base más gruesas mostraron un comportamiento menos dúctil y han fallado a través de una combinación de lechada de trituración y pernos de anclaje fracturarse. Otra observación interesante fue que las pruebas con cargas axiales mayores mostraron una disminución en la resistencia a la flexión y un aumento de la ductilidad de la conexión de la placa base de la columna . Fahmy et al . [ 4 ] realizaron dos pruebas en la base de la columna conexiones con cargas laterales

cíclicas. Tanto las pruebas presentados un W10 ? 77 ( W250 ? 115 ) columna. Bf = 2TF D 05:09 / y 69,9 mm de espesor placa base conectada al hormigón armado pagando por cuatro pernos de anclaje 50.8mmdiameter . Las muestras de ensayo eran idénticos excepto por el material de relleno de soldadura utilizado en cada uno , proporcionando de este modo un examen directo del efecto de la soldadura clasificación de dureza metálica ( resistencia frente a la no resistencia calificado) en la respuesta de la base de la columna detalles de la conexión . Ambas muestras tenían PJP ranura soldaduras de filete y se refuerzan soldaduras similares a los utilizados en el presente estudio ( véase la fig . 1 y más adelante) . Se observó soldadura tenacidad a tener un fuerte influencia en la ductilidad . La muestra fabricada con el dureza -rated metal soldado sostenido sobre dos veces la deriva antes de fractura ( aproximadamente el 5 % relación de distorsión de entrepiso ) , en comparación con la muestra con la no - resistencia nominal del metal de soldadura , lo que fracturado en una proporción deriva de aproximadamente 2,5 % . Burda y Itani [ 5 ] realizaron seis pruebas similares a las de los Astaneh y Bergsma [ 3 ], donde se aplicaron cargas laterales cíclicas junto con una carga axial constante de la columna ( 15 % de Py , el rendimiento la fuerza de la columna ) . Todos los ensayos incluyeron una W8 ? 48 ( W200 ? 71 ) columna. Bf = 2TF D 05:09 / con placas base grosor de 19.1 , 25,4 o 31,8 mm que estaban conectados a la del hormigón armado pagando con cuatro varillas de anclaje 38.1mmdiameter . Tres muestras ofreció un detalle con soldaduras de filete alrededor de todo el perímetro de theW8 ? 48 ( W200 ? 71 ) sección transversal para conectar la columna a la placa base, y otros tres tenían CJP soldaduras de ranura , similares a los utilizado en el presente estudio (Fig. 1 ) . Todas las muestras fallaron a través soldar la fractura en los niveles de deriva que van del 2% al 13 % . Similar a la pruebas de Astaneh y Bergsma [ 3 ] , la ductilidad conexión fue mayor para las muestras con las placas de base más delgadas . los especímenes CJP con los detalles de soldadura mostraron una mayor ductilidad que los que tienen los detalles de soldadura de filete , cuando éste fracasó en proporciones deriva entre 2 % y el 9 % y el antiguo fallaron en proporciones de deriva entre 7 % y 13 % . Lee y Goel [ 8 ] realizaron cuatro pruebas en la base de la columna conexiones . Cada uno ofreció un W12 ? 96 ( W310 ? 143 ) columna . bf = 2TF D 06:08 / con carga lateral cíclica aplicada en la dirección de el eje de columna menor flexión y una placa base mm de espesor 57,2 . Las variables clave incluyen el número y tamaño de las varillas de anclaje [seis 50,4 mm de diámetro o cuatro varillas roscadas de diámetro 31,8 mm ] y el material de relleno de soldadura . Todos los cuatro experimentos mostraron fractura la iniciación en las soldaduras entre la columna y la placa base en el relativamente relaciones deriva bajas ( 1,0 % ? 1,5 %), con degradación de la resistencia significativa y el fracaso completo en derivas que van desde 1,0 % a casi el 4,0 % . De las investigaciones previas, cinco probetas tenían detalles de soldadura que son representativos de los que se utilizan actualmente en el diseño sísmicopráctica (dos PJP en [4] y los tres especímenes CJP de [5]).

figura 1. Dibujos que ilustra (a) CJP soldadura detalle y (b) PJP soldadura detalle

Sin embargo, dadas las diferencias en los otros experimentos (columna tamaño, la presencia de la carga axial, espesor de la placa de base, el número y tamaño de los pernos de anclaje, y la historia de carga), el impacto de soldadura detalles sobre el rendimiento no se puede evaluar con precisión. las pruebas presentado en este documento complementar los datos existentes al proporcionar una comparación controlada entre conexiones de la placa base con CJP frente PJP detalles de soldadura. Además, las pruebas evalúan el efecto de los carga la historia (cíclica general versus falla cercana) en la fractura respuesta. Con la atención cuidadosa atención a la documentación de la fractura comportamiento, las pruebas proporcionan datos para validar micromecánica Modelos de fractura, que pueden ser utilizados para el futuro paramétrica estudios teniendo en cuenta diversas variables de diseño y efectos de carga.

figura 2 . Que ilustra la configuración de pruebas placa base de la columna Esquema: (a) vista en alzado y ( b ) vista en planta de la placa base. aplastamiento

3 . Análisis experimental de las conexiones de base de columna

Como se muestra en la figura . 2 , la muestra de ensayo consta de un W8 ? 67 ( W200 ? 100 , ? A992 Gr . 50 345 MPa ) y una columna en voladizo 457 ? 457 ? 57:2 mm ( A572 Gr . 50 ? 345 MPa ) placa base que es apoyado en una placa base de acero rígido y cargados transversalmente por un actuador hidráulico . Debido a las limitaciones en la permisible fuerzas en el laboratorio de pruebas , se eligieron las dimensiones de la probeta para ser más o menos dos tercios de los que un primero de manera más realista de tamaño columna de suelo. Esta escala muestra produjo las fuerzas más grandes que la instalación de pruebas podría soportar con seguridad . El espécimen fue cargado en la dirección del eje principal con columna de flexión carga aplicada 1,75 m por encima de la base para representar aproximadamente el punto de inflexión en la historia parte inferior de un momento de base fija marco ( más o menos de la altura 2/3rd historia). Para mayor claridad , el sistema de retención sistema a condición de evitar deformaciones laterales ( fuera de plano ) se no se muestra en la figura 2 .La sección transversal de la columna tiene un ancho de ala ? Relación de espesor de bf = 2TF D 4:04 , que es significativamente menor que el valor límite de bf = 2TF D 52 = p Fy D 07:35 (para Fy D de acero 345 MPa ) permitió por las disposiciones sísmicas [ 9 ] . Esta sección fue muy compacto seleccionado para permitir la formación de una región de bisagra de plástico en el columna sin pandeo local, manteniendo con ello gran momento exigir a las soldaduras en todas las pruebas. Esto contrasta a las columnas con secciones menos compactos , donde tiende pandeo locales para limitar la demanda de momento en las soldaduras . La placa base también fue proporcionada para desarrollar la columna momento requerido completa fuerza, por FEMA 350 [ 11 ] , con deformaciones limitadas en la placa base. La placa base de la columna se une a un 102 mm de espesor placa de acero A325 fundación con tornillos de alta resistencia pretensados , lo que resulta en una condición de contorno de base fija . La fundación de espesor placa se utiliza para excluir otros modos de fallo ( tal como el hormigón. o placa de base produciendo ) y de ese modo aislar fractura de soldadura como el modo de fallo de gobierno . Por lo tanto , la intención de las pruebas es para proporcionar una evaluación del límite superior de la tensión y la tensión exigencias impuestas por la bisagra de flexión de la base de la columna .

Las variables de la prueba considerados y resultados de la prueba son seleccionados resumen en la Tabla 1 . La variable primaria de prueba es el tipo de soldadura detalle , CJP o PJP , como se muestra en la figura . 1 . Como se discutió anteriormente , los detalles fueron seleccionados en base a un estudio de la práctica del diseño actuar para los sistemas de SMRF . En el detalle CJP ( Fig. 1a ) , las bridas de la columna fueron soldada a la placa base con soldaduras de ranura de dos caras que necesario un orificio de acceso de soldadura en el alma de la columna . La columna web era filete soldada a la placa base . Las soldaduras de las bridas eran

Qiniciación Relación máxima desviación sostenida antes de la iniciación de la grieta. El 6% informado para la prueba n º 2 se refiere al primer impulso a la tracción de la carga cerca de fallo.Qfracaso Deriva en el punto de rotura frágil. Para la carga general, cíclico, los resultados se pueden interpretar de la siguiente manera: Para la prueba # 1, fractura total de la brida se produjo durante el segundo ciclo de los ciclos de deriva 5,0% a una deformación de 3,1% deriva. Para la prueba # 2, fractura total se presentó durante la carga cíclica en general adjunta.M2%? Momento en el 2% deriva (ver fig. 4).Mmax? Momento máximo (ver fig. 4).Mpr? CprRyFyZx; Cpr D 01:02; Ry D 01:01; Fy límite elástico nominal D.Norma Energy? La energía total disipada antes de la rotura frágil normalizado por mi? Y.Relación de la energía? Energía disipada por el protocolo de carga falla cerca dividido por la energía total disipada.

figura 4. Curva de carga deformación Representante indicando los valores fundamentales y los estados límite para (a) Prueba # 4? cíclica general de protocolo de carga y (b) Prueba # 2? falla cercana (negro line) anexado por el general protocolo de carga cíclica (línea gris).

figura 5. (a) la iniciación de grietas en la esquina de la brida en la ZAC, Prueba # 4 (b) de esquina reentrante en el orificio de acceso de soldadura activación iniciación de la fractura y el fracaso subsiguiente, Test # 3.

en las esquinas de brida (Fig. 5a). La grieta iniciada se observó a creciendo de manera constante como la carga progresó . La iniciación y el crecimiento de la grieta dúctil no produjo ningún cambio perceptible en la curva de deformación de carga ( consulte la fig. 4 ) . Crecimiento de la grieta Estable seguido por un número considerable de ciclos ( aproximadamente 10 ? 15 ) hasta que la creciente fisura dúctil finalmente provocó una repentina el fracaso en los niveles de deriva en el rango de 5 % ? 9 % .La inspección post -test de las superficies de fractura de pruebas # 1 , 4 y 6 indica que las grietas iniciadas y crecieron dúctil desgarrando las esquinas de brida y la transición a una frágil rotura de fractura que se cortó por completo la brida de la columna . en la Prueba n º 3 , dúctil fisuras se iniciaron tanto en las esquinas de brida y en la web / intersección en la parte superior del agujero de acceso de soldadura brida , y rotura frágil propaga a partir de la grieta en el acceso de soldadura agujero hacia el ala de la columna (Fig. 5b ) . En las muestras de CJP ,

la propagación de las grietas quebradizas es arrestado por el orificio de acceso de soldaduradespués de cortar la brida (Fig. 5b ) , sin embargo , para las pruebas de la PJP fisura se propaga en parte o en su totalidad a través de la web. . figura 6 muestra una fotografía de un espécimen PJP ( Prueba # 5 ) después de grieta frágil propagación . Para el Ensayo # 2 , sometido a la historia de carga de falla cercana (Fig. 4b ) ,Se observó iniciación de la fractura dúctil en ambas esquinas de la brida de la tensión durante el pulso inicial unidireccional a 6 % deriva . En los ciclos posteriores de la protocolo de carga cerca de fallo , fracturar iniciado en las cuatro esquinas , aunque el crecimiento de la grieta dúctil siendo algo limitada . Las grietas crecieron rápidamente en los cuatro extremos de las alas durante el protocolo de carga cíclica general posterior,dando lugar a una fractura brida total durante su primer ciclo de la deriva del 6%.

figura 6. Prueba # 5 (PJP) al fracaso, lo que ilustra la propagación de grietas a través de web.

3.2. Los resultados experimentalesLa Tabla 1 resume los datos de las pruebas correspondientes a dúctil grieta iniciación,? iniciación y propagación de la fractura completa, denota como ? fracaso. Los resultados de la prueba también se presentan gráficamente en la figura. 7a, b, donde los marcadores cuadrados y redondos se superponen al

Figura 7. Lugar de iniciación de la fractura, se indica mediante marcadores cuadrados, y la brida totales fractura, indicado por los marcadores círculo para (a) Pruebas # 1, 3, 4, 5, y 6, en general cíclicos carga de historia y (b) Prueba # 2, la historia de carga de falla cercana. Las etiquetas de texto indican etiqueta de la muestra y el momento de base en kN m.

Desplazamiento historia de carga para indicar la ocurrencia de fractura iniciación y fractura completa, respectivamente. Los datos de fractura iniciación en la Tabla 1 se refiere a la mayor desviación sostenida antes de la iniciación, mientras que los datos para la fractura completa incluye tanto al máximo de la deriva y el ciclo de la deriva sostenida antes de la fractura y la tendencia a la rotura. Por ejemplo, para la Prueba # 1, iniciación de la fractura se produce durante el primer ciclo de 3 % a la deriva y la fractura completase produce durante el segundo ciclo de 5 % a la deriva en una proporción deriva de 3,1 % . Otro índice de resistencia de la fractura es la norma de la energía, que es la energía total disipada por la muestra antes de la fractura, normalizado por el producto del momento de fluencia y el rendimiento de la deriva. Mi? A / a. Total de energía disipada se calcula a través de una sencilla técnica de integración numérica trapezoidal. La última columna del cuadro incluye el desglose de la energía disipada durante el cerca de fallo de carga a la energía total disipada para la Prueba # 2. También se incluye en la Tabla 1 es una comparación entre el predicho resistencia a la rotura de la conexión de base (asociados con la columna articulación, por FEMA 350 [11]) y el experimental correspondiente

mediciones . Esta comparación tiene implicaciones , que son se describe a continuación , para el diseño de la capacidad de las soldaduras y otras crítico componentes de la conexión . Además de la resistencia a la rotura , niveles de fuerza en una deriva del 2% (que son generalmente más bajos que el resistencia a la rotura ) se informó ( ver fig. 4 para un ejemplo ) , a reflejar las demandas momento en terremotos a nivel de diseño. La esperadaLa resistencia se determina de acuerdo con las disposiciones de la FEMA 350 ( véase la Tabla 1 nota al pie) para determinar las demandas de momento para el diseño de haz ? conexiones de la columna . Los 350 procedimientos de FEMA para ajustar el límite elástico de acero espera ( a través del factor de Ry ) y endurecimiento por deformación ( a través del factor de Cpr ) en la determinación de la la fuerza requerida . Por grado 50 ( 345 MPa ) de acero , la esperada la fuerza es igual a 1,3 . Cpr ? Ry D 01:02 ? 01:01 / veces la nominal momento plástico de las columnas .Haciendo referencia a la Tabla 1 y las figuras . 4 a 8 , las principales observaciones de las pruebas son los siguientes : ? Todos los especímenes sostenidos niveles de deriva de 5 % ? 8 % antes exhibir cualquier tipo de deterioro de la carga? Deformación respuesta . En las seis pruebas , el inicio del deterioro fue repentina y se corresponde con un fallo de conexión completo . Este estable comportamiento hasta el 5 % ? 8 % deriva excede el terremoto esperado demandas deriva de aproximadamente el 2% de nivel de diseño sismo cargas y el 4% ? 5 % para un máximo de terremotos considerados ( por Krawinkler et al . [ 20 ] ) . Por otra parte , ninguno de los especímenes mostró iniciación de la fractura antes de los ciclos de deriva 3 % , lo que indica que los detalles de soldadura considerados pueden prevenir iniciación de la fractura durante las cargas sísmicas a nivel de diseño. Los resultados previos de Fahmy et al . [ 4] y Burda y Itani [ 5 ] indican resultados similares . ? Cinco de los seis especímenes ( incluyendo ambos especímenes PJP ) muestran fracturar la iniciación y el fracaso en la ZAC en la línea de fusión entre la soldadura y el ala de la columna , como se ilustra en la figura 5a . Mientras se espera para los especímenes CJP , este comportamiento fue no se espera para los especímenes PJP , donde

iniciación de la fractura se espera que ocurra en el fallo inicial formado por la ONU- parte fusionada entre el ala de la columna y la placa de base . Sin embargo , los resultados de la prueba indican claramente que la combinación de la fuerza adicional proporcionada por el refuerzo de soldadura en ángulo recto(con el área combinada de garganta 25 % más grande que la columna brida) de brida y la tenacidad de soldadura eran suficientes para resistir fracturar en la raíz de la soldadura y para concentrar produciendo en el brida de la columna . ? En general, los especímenes con las soldaduras PJP obtuvieron mejores resultados que los con soldaduras CJP , con los detalles PJP mantener desviaciones tan grandes como 8 % ? 9 % antes de la falla , en comparación con 5 % ? 6 % derivas para las pruebas con el detalle de CJP . Esto se atribuye a la concentración de estrés y las tensiones en la línea de fusión y ZAC de la columna, creado por el orificio de acceso de soldadura en el CJP especímenes (Fig. 5b ) .La concentración de las cepas se ve agravada por el hecho de que material en la HAZ es generalmente menos dúctil que ya sea la padres metal común o metal de soldadura [ 21,22 ] . Cabe señalar que la gran diferencia en las derivas sostenidos entre el PJP y

figura 8. Crecimiento de la grieta dúctil antes de la iniciación de la fractura en el Ensayo # 4 (a) foto grieta en la brida de punta, (b) superficie de fractura de la sección de brida.

los especímenes CJP observados en estas pruebas es probablemente una función de la reducción de tamaño de la columna relativa en las muestras debido a CJP el orificio de acceso de soldadura. Para estas pruebas con el W8 ? 67 ( W200 ? 100 ), el mm de ancho agujero de acceso de soldadura norma 31.8 del CJP detalle

reduce el área de sección transversal de la columna por 10 % . Sin embargo , para columnas más grandes , de la zona de los orificios de acceso en relación con la área de la sección transversal completa será generalmente menor, y por lo tanto, CJP detalles soldadura pueden funcionar mejor que la observada en estas pruebas . ? Fractura iniciación en la parte superior del orificio de acceso en el interior de la brida de prueba # 3 (Fig. 5b ) es probablemente causado por el esfuerzo / deformación concentración introducida por la esquina reentrante del acceso agujero, y una tenacidad materiales locales rebajado debido a la llama - el corte del agujero de acceso . Agrietamiento similares a los orificios de acceso de soldadura se informó anteriormente en las pruebas realizadas por Krawinkler et al. [23].? En todas las pruebas, se observó un retraso significativo entre la iniciación de grietas y fallas dúctiles completa. Como se mencionó anteriormente, el crecimiento de la grieta dúctil durante este período no afectó visiblemente la carga? respuesta deformación de los especímenes . Para los cinco especímenes para los que fractura iniciación se produjo en la ZAC en la línea de fusión entre el soldadura y la brida de la columna, la grieta propagan entre0,2 y 0,6 pulgadas a lo largo de la superficie de la brida exterior antes de quebradizo fracturarse. La figura 8a muestra el crecimiento de la grieta justo antes de la fractura frágil (Prueba # 4), y la fig. 8b muestra un representante la fotografía de la superficie de fractura brida correspondiente, indicando el crecimiento a través del espesor de la grieta dúctil antes de que éste pase a una fractura por fragilidad.El tipo de protocolo de carga no parece tener un efecto significativo sobre el modo de fallo o la ductilidad de los especímenes. Prueba # 2 , que contó con la carga de falla cercana Protocolo anexo por el protocolo de carga cíclica en general, ductilidad fractura expuesta ( con respecto a la fractura completa )similar a la de las otras muestras de CJP . Esto a pesar del el inicio temprano de la fractura en la prueba # 2 durante la falla cercana parte del protocolo de carga.En general , la energía disipada por los especímenes es proporcional a las derivas observados en la fractura completa , ser – todo porque hay poca degradación en las propiedades de muestras hasta el punto de fractura completa y desde el espécimen configuración - ración y los detalles son similares . Para la prueba # 2 , aproximadamente el 50 % de los la energía se disipa durante la carga de culpa próximo. ? El bf = relación 2TF baja ( D4.4 ) para el W8 ? 67 ( W200 ? 100 ) columna inhibe pandeo local a la deriva final demandas de 5 % ? 6 % . Prueba # 5 , con un detalle de soldadura PJP y muy grande derivas constantes , mostraron pandeo local del patín durante el 8 % deriva ciclos. Por lo tanto , las pruebas tienen éxito en proporcionar un límite superior - atado del momento columna inelástica demandas de la base de la columna placas . Sin embargo , el efecto de pandeo local en la respuesta de los secciones con mayores bf = 2TF relaciones se desconoce. Para estas pruebas de control, 350 disposiciones FEMA [ 11 ] para calcular el momento de la columna probable subestima la la demanda de momento máximo en alrededor de 4 % a 19 % ( véase la columna de Mmáx = Mpr coeficientes de la Tabla 1 ). Sin embargo, las demandas calculados no exceder los instantes medidos en 2 % proporciones de deriva ( véase la columna de M2 % = Mpr relaciones de la Tabla 1 ) por aproximadamente el 20% . Por lo tanto , la FEMA 350 predicciones parecen razonables y conservadora para estimar

demandas momento en las conexiones de base durante la etapa de diseño acontecimientos .4 . Resumen y conclusiones Este trabajo presenta los resultados de seis dos tercios pruebas a escala de columna especímenes de conexión de base objeto de tipo terremoto carga cíclica . El objetivo principal de este trabajo es examinar la efecto de detalles de soldadura en la respuesta de las conexiones de base de la columna cargado en el eje mayor flexión . El complemento de datos anterior estudios ( Fahmy et al . [ 4 ] , Burda y Itani [ 5 ] , y Astaneh Bergsma [ 3 ] , Lee y Goel [ 8 ] ) por proporcionar datos adicionales aevaluar y comparar la resistencia a la fractura de las conexiones de base con CJP y PJP detalles de soldadura. En ambos casos , una clasificación de dureza de relleno se utilizó metal. Cualitativamente , todos los experimentos siguen una secuencia similar de acontecimientos . Grietas dúctil inician típicamente en proporciones de columna de deriva 3 % ? 5 % en la zona afectada térmicamente en la línea de fusión de la columna brida y la ranura de soldadura . A continuación carga cíclica , la dúctil grietas crecen a alrededor de 0,2 ? 0,6 pulgadas de longitud , hasta que se propagan inestable por rotura frágil en proporciones de 5 % de deriva ? 9 % . La iniciación y el crecimiento de desgarro dúctil no afecta al desplazamiento de carga respuesta hasta que se produce rotura frágil . Estos resultados son generalmente consistente con los datos publicados anteriormente y cumplir con el mínimo requisitos de ductilidad para el diseño sísmico como se deduce de la AISC Provisiones Sísmicas ( AISC [ 9 ] ) .Se observaron las muestras con soldaduras PJP filete reforzados para ser más dúctil que aquellos con soldaduras CJP . Considerando que el PJP Se esperaba que las soldaduras a la fractura de la falla incorporado en el un- parte cerrada entre el ala de la columna y la placa base, fractura se observó en la parte superior de la soldadura en la ZAC de la columna brida . Esto se atribuye a la resistencia y tenacidad en la soldadura raíz de las soldaduras PJP reforzados , lo que permitió el desarrollo de un ala de la columna totalmente producido y la tensión endurecido . Por otro parte, los detalles CJP tendían a concentrar el esfuerzo en plástico la sección reducida producida por el orificio de acceso de soldadura , de tal modo la reducción de su ductilidad . Además , uno de los cuatro especímenes CJP iniciación de la fractura exhibido en y de propagación desde la zona de la concentración de tensión / deformación creado en la parte superior del acceso de soldadura geometría del agujero en la interfaz web / brida de la columna . En resumen , los datos experimentales de las seis pruebas indican que las CJP y PJP columna detalles de soldadura de base , comúnmente utilizados para el diseño de las regiones sísmicas altas , puede sostener deformaciones que son suficientes para el diseño sísmico. Esta conclusión se basa en la pruebas en las que ala de la columna de pandeo y cediendo placa base Se han impedido a través de la utilización de columnas y la base más fuertesplacas . Aunque estas pruebas se cree que permitirán límite inferior límites en el rendimiento de soldadura , los impactos potenciales de la columna local brida de pandeo o deformaciones de la placa de base adyacentes a la soldadura no debe ser descartado . Los experimentos descritos en este documento proporcionar información valiosa sobre la respuesta de la columna detalles comunes; sin embargo, están limitados en tamaño , configuración y no puede representar a

todos los efectos pertinentes, propiedades de los materiales y límites condiciones que surgen en el diseño y la construcción práctica . en marcha trabajar por los autores a investigar tales efectos a través de pruebas y los análisis de fractura de elementos finitos de las placas base de columnas es en curso .

Agradecimientos

La investigación presentada en este documento fue financiada por la National Science Foundation (NSF), bajo el número de concesión CMS 0.421.492, la E. Brown Jr. Network George de Ingeniería SísmicaSimulación (NEES), el Departamento de Defensa (DOD) y la McNair Scholars Program de la Universidad de California, Davis. La apoyo conocedor de la Universidad de California, Berkeley Personal de laboratorio NEES, y la ayuda diligente de Jorge Camacho, un investigador de pregrado en la Universidad de California, Davis, se agradece.