土木工程房建专业毕业实习实习报告及土建外文翻译

广西工学院鹿山学院实习报告实习课程名称：毕业实习实习单位：泉州市水利水电工程有限公司实习时间：指导教师：班级：土木L姓名：学号：成绩评定：指导教师签字：二〇年三月六日一、实习目的为使我从实践中对自己将要从事的行业获得一些感性认识，为今后专业知识的学习打下坚实的基础。实习不仅会让我们学到很多在课堂上学不到的知识，还将使我们开阔视野、增长见识，为我们以后更好地把所学知识运用到实际工作中打下坚实的基础。通过生产实习使我更深入地接触专业知识，进一步了解建筑工程技术的重要性。了解建筑物的构造组成，构造原理及构造方法。进一步提高对建筑文化、建筑知识，以及建筑施工，建筑材料的认识，巩固和扩大所学理论知识，提高学习积极性。了解发现施工管理过程中存在的问题，理论和实际相冲突的难点问题并完成实习报告，学会综合运用所学知识，提高分析和解决专业问题的能力。通过这次水利工程实习，我收益匪浅，不仅学到了许多专业知识，而且还从老一辈的水利工程师傅们那学到了许多做人处世的道理，现将实习以来的心得体会总结如下：二、实习内容2013年2月20日，我在泉州市水南安石壁水库除险加固工程项目部工地报到实习，主要承担资料整理工作。其实刚开始的时候，实习对于我来说是很陌生的字眼，因为我十几年的学生生涯没有经历过实习，更未曾踏入过社会。这是第一次实习，我知道自己将接受全面检验各方面的能力：学习、心理、身体、思想等等。就像一块试金石，检验我能否将所学理论知识用到实践中去。这次实习关系到我将来能否顺利的立足于这个充满挑战的社会中。这是我第一次接触社会感到很是兴奋。所以我决定自己一定要好好努力，力争把每件事做得最好。这是我第一次正式与社会接轨踏上工作岗位，开始与以前完全不一样的生活。每天在规定的时间上下班，上班期间要认真准时地完成自己的工作任务，绝不草率敷衍了事。对自己、对工作、对学校的声誉负责。所谓实践是检验真理的唯一标准。通过实习，使我近距离的观察了建筑物的建造过程，学到了很多很实用的具体的建筑施工方面的知识。这些知识往往是我在学校很少接触，很少注意的，但又是十分重要，十分基础的知识。让我更深一步的了解理论与实际的差别。1）实习单位基本情况：泉州市水利水电工程有限公司是水利水电工程施工总承包二级资质。2）实习岗位职责及该岗位在部门机构中的地位和作用1．岗位职责1）负责施工单位内部及与建设单位、勘察单位、设计单位、监理单位材料及设备供应单位、分包单位、其他有关部门之间的文件及资料的收发、传达、管理等工作，应进行规范管理，做到及时收发、认真传达、妥善管理、准确无误。

2）负责所涉及到的工程图纸的收发、登记、传阅、借阅、整理、组卷、保管、移交、归档。

3）参与施工生产管理，做好各类文件资料的及时收集、核查、登记、传阅、借阅、整理、保管等工作。

4）负责施工资料的分类、组卷、归档、移交工作。

5）及时检索和查询、收集、整理、传阅、保存有关工程管理方面的信息。

6）处理好各种公共关系。资料员作用：处理好各种公共关系

1）处理好与项目经理之间责任承包关系。

2）处理好与技术负责人之间的业务直接领导与被领导关系。

3）处理好与技术员、施工员、材料员、质量员、安全员、造价员等之间的关系。

4）处理好与与项目经理部及公司主管部门之间的局部与整体之间的关系。

5）处理好与勘察单位、设计单位、之间的业务往来关系。

6）处理好与监理单位之间的监理与被监理的关系。

7）处理好与城建档案管理部门之间的监督、指导与被监督、指导的关系。通过在建筑工地的实地观察学习,我主要了解了以下内容：实习期间我的主要工作为：（1）参与施工生产管理，做好各类文件资料的及时收集、检查、登记、传阅、借阅、移交、归档等。(2)负责施工资料的分类、组卷、归档、移交工作。（3）文件资料的管理工作。（4）文件资料的分类管理：①按资料的来源不同②按资料归档的对象不同分类③按资料的专业性质不同分类④按资料的内容不同分类⑤按资料形成先后顺序分类等。学习国家相关的规章制度，了解各种工程程序；通过阅读图纸，了解设计的意图、设计方案、施工细部；了解在工程建设中可能发生的实际问题。钢结构焊接球方面：①焊接球及制造焊接球所采用的原材料，其品种、规格、性能等应符合现行国家产品标准和设计要求。②焊接球焊缝应进行无损检验，其质量应符合设计要求，当设计无要求是应按规范中规定的二级质量标准（检验方法：超声波探伤或检查检验报告）。③焊接球直径、圆度、壁厚减薄量等尺寸及允许偏差应符合规范要求。④焊接球表面应无明显波纹及局部凹凸不平不大于1.5㎜。焊缝表面不得有裂纹、焊瘤等缺陷。一级、二级焊缝不得有表面气孔、夹渣、弧坑裂纹、电弧擦伤等缺陷。且一级焊缝不得有咬边、未焊满、根部收缩等缺陷。建筑材料方面：（1）了解水泥、砖、砂子、石子、钢筋等主要材料的规格、标号、特性及使用要求。（2）了解混凝土、砂浆的配合比、标号、生产工艺所用设备以及养护要求。（3）了解有关装饰材料的情况。（4）了解钢结构施工材料。（5）了解钢筋加工情况。主体施工方面：（1）解各施工工种的工艺过程,生产特点以及各工种之间的配合及穿插作业情况。（2）坝体结构施工工序,现浇构件的施工工序。（3）主体工程与安装工程的施工配合及工序要求。（4）土建工程与安装工程的施工配合及工序要求。（5）装修工程的施工过程,施工特点及方法。脚手架的搭设方面：（1）脚手架是为建筑施工而搭设的上料，堆料与施工作业用的临时结构架，是为建筑施工提供工作平台或作业通道的重要设施。对脚手架的基本要求是：宽度满足工人操作，材料堆置和运输的需要，坚固稳定，装拆简便和能多次周转使用。脚手架的种类很多，①按其搭设位置分为外脚手架和里脚手架；②按其所用材料分为木脚手架，竹脚手架和金属脚手架；③按其构造形式分为多立杆式、框式、桥式、吊式、挂式、升降式和用于层间操作的工具式脚手架；④按搭设高度分为高层脚手架和普通脚手架等。（2）金属制作的脚手架，具有多功能的组合方式应用较为广泛，如钢外脚手架常用的扣件式脚手架（由标准的立杆、横杆、斜杆和特制扣件组成的脚手架骨架与脚手板，防护构件,连墙件等组成的，是目前最常用的一种脚手架），碗扣式脚手架（由钢管立杆、横杆、碗扣接头等组成），门式钢管脚手架（由门架、交叉支撑，连接棒、挂扣式脚手板或水平架、锁臂等基本构、配件组成）等。本工程采用的是扣件式脚手架。（3）建筑施工的外脚手架有单排式和双排式。单排式只有一排立柱，横杆的另一端支承在墙上，墙面上的脚手架洞需要修补。外脚手架需与外墙拉结，增加稳定性。拉结件可每隔3步3跨设置1根，拉结件有刚性和柔性的。里脚手架搭设于建筑物内部，用于墙体砌筑或室内装饰施工。里脚手架通常为工具式的，包括折叠式，支柱式，门架式等结构形式，具备轻便灵活，装拆方便等特点。本工程采用外脚手架双排式和里脚手架相结合的方法。实习的安全全要求是：1、实习期间学生应遵守国家法令热爱本职工作，勤奋学习，理论联系实际，遵守实习单位的操作规程，安全第一，预防为主，杜绝事故，发生危情时及时报告。2、注意人身及财产安全，遵守交通规则，防止交通事故，注意饮食卫生，防治疾病传播等。实习主要工作任务我们这次实习的主要任务就是看懂实习工地的建筑类型，了解工程的性质，规模，建筑结构特点与施工条件等内容，了解不同机械设备的操作范围和规程，多多请教了解看到的不知道的知识。尽量争取参与并了解工程开工前和施工中的各项准备工作，参与进入施工现场的材料，收集有关技术资料，整理施工实习日记，做好实习收尾工作。我们还应该去了解或者熟悉工地上常用的机械设备的性能。带着各种各样的疑问，我们一边参观一边询问着，尝试了解常用的机械设备。为了了解不同机械设备的操作范围和规程，针对在施工现场看到的“双锥反转出料搅拌机”，操作的师傅细心的告诉我们它是目前在建筑工程中应用较广的一种自落式搅拌机，主要按重力机理进行搅拌作业。观察我们可以看到搅拌筒内壁焊有弧形叶片，当搅拌筒绕水平轴旋转时，叶片不断将物料提升到一定高度，然后自由落下，互相掺合。主要用于一般骨料塑性混凝土的搅拌。还有混凝土工程结构混凝土的强度等级必须符合设计要求。用于检查结构构件混凝土强度的试件，应在混凝土的浇筑地点随机抽取。三、实习总结：紧张的半月的毕业实习生活就要结束了，在这半个月里我还是有不少的收获。这次实习让我深刻体会到读书固然是增长知识开阔眼界的途径，但是多一些实践，徜徉于实施当中，触摸一下社会的脉搏，给自己定个位，也是一种绝好的提高自身综合素质的选择。在工地上所见所闻,更加激发了我对本专业的热爱和憧憬,也深深体会到要在建筑这个行业上有所作为必须付出更多的努力,不仅仅是在论上,更是在实际的应用中.与此同时,我也深深的体会到一份责任,希望能够通过自己的努力,为祖国的大建设添砖增瓦,实现自身的价值。实习对于我们将要走入社会的学生来说是一次熟悉社会,了解社会的好机会.经过这次实习活动，让我从实践中对这门自己即将从事的行业获得了一个感性认识，为今后专业的学习打下坚实的基础。他不仅让我们学到了很多在课堂上根本就学不到的知识，还使我们开阔了视野，增长了见识，为我们以后更好把所学的知识运用到实际工作中打下坚实的基础。通过本次生产实习使我更深入地接触专业知识，进一步了解合理控制建筑施工管理过程中存在的问题和理论与实际相冲突的难点问题，并通过撰写实习报告，使我学会综合运用所学知识，提高了分析和解决专业问题的能力。由于是第一次做施工资料，刚开始的时候根本就没有头绪，东问西问才慢慢的上路，一开始的时候许多资料都没按顺序进行编制，后来知道了才慢慢补以前没做的，不管是隐蔽资料、质检资料、质保资料、安全资料等等心理都没有十分明确的概念，每样资料的表格格式都很多，究竟在什么时候该填什么表格都不太清楚，还好相邻的几个项目部和监理等身边的长辈都是有问必答，好多时候都是他们主动提醒我又该做什么资料了我才知道；相关的软件也是临到要用的时候才买来边做边学，由于在这个工程的业主对某些资料要求比较严格，许多资料造成反复的次数较多，虽然资料有点华而不实，但是作为业主的硬条款，要想拿到工程款就得按别人说的做；慢慢的也适应，别人的要求从理论和规范的角度看是很有道理的！通过这半个月的工作实习，我找出了工作中的不足，以便在以后的工作中加以克服，同时还需要多看书，认真学习好规范规程及有关文件资料，掌握好专业知识，提高自己的工作能力，加强工作责任感，及时做好个人的各项工作。总之，在今后的工作中，我将不断的总结与反省，不断地鞭策自己并充实能量，提高自身素质与业务水平，以适应时代和企业的发展，与公司共同进步、共同成长。另外，在这次毕业实习环节中，我也发现自己存在的一些不足和缺点，主要有以下两点：一、专业知识掌握的不够全面。尽管在学校认真学习了专业知识，但是当前所掌握的知识面不够广，尚不能轻松胜任水利工程工作，因此，尽管在不久的将来走上工作岗位，但我应该将所从事的工作看作是新的学习的开始，只是在实践中学习，才会掌握更多专业知识和技能。二、专业实践阅历远不够丰富。由于专业实习时间较少，因此很难将所学知识运用与实践中去，通过实践所获取的阅历更是很短缺。所以，今后我们在工作岗位上，一定要抓住机会，多向从事水利工程的前辈学习，同时要转换学习方法和态度，改变以往过于依赖老师的被动吸收学习方式，应主动积极基于性能的抗震设计方法和复合屈曲约束支撑框架的性能摘要屈曲约束支撑框架的概念相对较为新颖，近年来它的应用在美国、日本和台湾得到增强。然而，对于一般实践的详细设计规则当前还处于发展阶段。从2002年夏开始，密歇根大学的研究者已经开始和台湾地震工程研究中心的队伍展开合作，在设计、分析和应用模拟动力测试方法对这种框架进行全方位测试等方面进行联合研究。选定的结构是由混凝土灌注的钢管圆柱、钢梁和复合屈曲约束支撑组成的三层三跨的框架。这种框架是应用密歇根大学最近发展的基于能量的塑性设计程序设计而成的。这种方法利用了选定的目标作业份额（对这个框架在50年中2.0%到10%荷载50年设计范围中的2.5%到2%）和总体的屈曲原理。由于在端部连接和支撑的钢壳之间设计空隙的更多精确控制的需要，屈曲约束支撑框架是对这种最新成熟设计方法的最好候选者。这篇文章简要介绍了由密歇根大学研究的基于能力原理的设计方法和由台湾地震工程研究中心的科研小组为计算框架底部剪力的设计计算结果而采用的基于位移的设计程序模式，并对两种方法对于一次台湾地震而设计的框架无弹性响应结果进行了对比。同样的框架也在美国进行了设计，并依据美国的标准在地面运动下进行了分析。由密歇根大学设计的框架对台湾和美国的地面运动都基本符合动力响应。介绍屈曲约束支撑极好的地震反应激励了台湾地震工程研究中心的实验计划，也鼓励了密歇根大学的研究者们对分析和设计之间结合的进一步研究。在这个计划中，屈曲约束支撑为2003年10月在台湾地震工程研究中心进行模拟动力荷载实验的三层三跨框架提供了最基本的抗力结构。原型建筑的结构布置如图一a所示，实验框架的立面如图一b所示。针对实验目的，假定这些跨中的两个能够抵抗作用在一个三层建筑原型的全部地震力。地震力作用的框架在图一a中用粗线表示。图一:（a）圆形建筑的平面布置图（b）测试框架图测试框架描述本框架通过两个互相分离的机构来抵抗地震荷载。最基本的抵抗力由框架中主要跨（图一b）的屈曲约束支撑来提供。这一跨被设计为一个完全的支撑框架，而所有的梁柱连接和支撑与柱间的连接作为最简单的连接。在每一个地震作用的框架中，支撑被设计为抵抗地震作用力的80%，剩余的20%有外侧的两跨来抵抗。外侧两跨作为瞬间框架，同时外侧梁柱接头作为瞬间连接。所有柱子都由混凝土灌注钢管组成。内外侧柱子采用不同的型材，随着建筑物高度的增加尺寸保持不变。梁上采用大法兰。各层采用不同尺寸的梁，而在同一层上的所有跨都采用相同尺寸的梁。屈曲约束支撑的特性屈曲约束支撑的特色是在混凝土灌注钢管中插入一个钢芯（图二a）钢芯和混凝土灌注钢管由于钢芯表面的脱胶材料而保持相互分离。灌注的混凝土和钢管的作用是防止钢芯屈曲，以至于在大位移撤消后支撑有一个很好的荷载位移响应。脱胶材料能够保证作用在屈曲支撑上的力仅仅由钢芯承载，而不会作用在周围材料上。在台湾的地震工程研究中心，各种不同配置的屈曲约束支撑在大周期轴力作用下进行试验，从而挑选出最适宜实验框架的配置（图二a）一个挑选出的屈曲约束支撑的配置对应的典型荷载位移响应如图二b所示。正如看到的，得到了整个的滞后线圈和完美的能量扩散。然而，要注意的是压缩的屈服荷载要比拉伸的高出10%左右。这一点要在框架设计中进行说明。图二：（a）采用的屈曲约束支撑结构（b）屈曲约束支撑的典型荷载位移响应设计要素为满足一般的性能要求，依据不同的设计程序设计了三个原型框架来进行对比。第一个框架由台湾的地震工程研究中心的科研小组设计，这个框架的底部剪力计算依据基于位移的多模式抗震设计程序，这个指导方针还在2002年规定了台湾的抗震设计规则。这个框架是根据弹性方法设计的。第二个框架（密歇根大学设计的第一个框架）由密歇根大学的团队设计。他们的底部剪力假定了台湾地震工程研究中心的结果，但他们采用了最近形成的塑性设计方法。第三个框架（密歇根大学的第二个框架）在计算底部剪力时采用了由密歇根大学研究的基于能量的简单程序。框架的设计采用了同密歇根大学第一个框架一样的塑性设计方法。基本设计参数由台湾地震工程研究中心的科研小组依据2002年起草的台湾抗震设计规则选定。每一层的地震作用平均的分配到到两个抗震框架上。作用在每层上的地震作用如下，一层和二层：714千磅三层564千磅。为了计算原型建筑的设计底部剪力采用了两种不同的性能标准，并把其中较大的结果作为实验框架的设计依据。根据第一个性能标准（保护准则），当建筑遭受在未来50年超过10%的地震烈度（10/50）时，最大顶部位移设定为0.02弧度。根据第二个性能标准（预防准则），在建筑物遭受2/50的地震作用时，最大顶部位移设定为0.025弧度。10/50和2/50这些地震事件会通过适当的因素进行测量来表示为真实的地面运动。这种测量是通过在周期为一秒的SDOF系统中考虑5%的衰减模拟加速度谱线进行的。这些测量因素同样由相同的加速度谱线决定，并与台湾地震规则中规定的在坚硬的岩石场地10/50和2/50的地震事件相关规则相对应。这两个测试结果分别有0.461g和0.622g的地震加速度。根据框架的设计原则和简单性能分析，整个底部剪力将被分配到三个楼层上。每层上的力将按下面公式进行计算。(1)mi和δi分别表示各层的质量和位移，Vd表示总的设计底部剪力。各层的地震力的相对值如下：一层：0.11二层：0.365三层：0.525设计底部剪力台湾设计方案这一部分将简单介绍台湾地震工程研究中心对底部剪力的设计，更加详细的介绍会在其他地方看到（文献1）。第一步，将框架理想化为有三个自由度的MDOF体系。三种模式的模型影响因素以及模型的质量和模型各层的位移都将进行计算。对于这个特殊的框架，由于第二和第三中模式的贡献率（MCF分别为0.008和0.002）相对于第一模式（MCF=0.99）来说无关紧要，所以只把第一模式作为实验目标。因此，在第一模式下的第三楼层位移将被作为与模型目标顶部位移相关的有效系统位移δeff。第二步，计算框架第一模式的延展性。因为支撑框架承受了80%的地震作用，所以有效系统的屈曲位移根据支撑点的屈曲位移计算，再增加25%作为瞬间框架的影响。根据各层的最大位移，计算各层的延展性，然后取平均值作为系统的有效延展性。采用这种延展性和有效目标位移δeff，系统的有效周期将通过非弹性地面运动谱线得出。根据这个时间周期，计算出系统相应的有效坚硬度Keff。最后，目标位移点的底部剪力通过δeff和Keff的简单相乘计算出。根据假设在5%拉力下的线性荷载位移曲线和计算出的延展度，最终的底部剪力可以简化为屈服底部剪力。屈服底部剪力作为框架的设计底部剪力（Vd）。两个性能标准中，第二个标准的底部剪力起支配作用，等于415千磅。密歇根大学设计方案采用密歇根大学研究的程序对底部剪力进行重新计算（文献2,3）。其中地震对结构顶点弹性输入能量的一小部分等于结构达到最大目标位移所需的能量。这个程序的简单介绍如下。图三：倒塌预防准则的理性框架响应首先，用理性的三线性曲线来模拟最大底部剪力和位移的关系，如图三所示。这个三线性曲线是分别根据支撑框架的最大底部剪力剖面图和瞬间框架得到的。这些剖面图是理性的弹塑性响应曲线。支撑框架的屈服点最大位移可以根据框架的几何构造计算出。正如前面提到的假定支撑框架在这一点承受未知设计底部剪力Vd的80%。根据过去的分析结果，瞬间框架的最大屈服位移假定为2%，承受剩余设计底部剪力的20%。将这两个双线性曲线叠加得到整个框架位移荷载的三线性曲线（如图三所示）。根据这个曲线计算出框架的延展度μ。第二部，根据弹性SDOF系统，利用Housner给出的公式计算出最大输入能量，公式如下所示：（2）M和Sv分别表示总质量和模拟线谱速率。然而，对于非弹性系统，这个公式就需要进行改良（如图四a所示）。因此，在公式（2）中添加修正因子γ将理性弹塑性系统添加到选定的目标位移中，如图四a中所示。通过采用这个修正因子，并将Sv转化为线谱加速度Ceg，模型所需能量Em可表示为下式所示，（3）W和T分别表示系统的质量和基本周期，Ce表示最大的联合底部剪力。根据IBC2000（文献5）的抗震规定，三层框架的T可以估计为0.37秒。用这个周期，可以从台湾抗震规则草图（2002）给定的设计响应谱线得到Ce。γ可以根据Leelataviwat提出的γ-μ-T关系（如图四b所示）得到。图四：（a）弹性、非弹性能量的输入（b）周期能量修正因素改良的输入能量Em等于作用在框架上的地震作用,如图四a所示的位移。为这个目的，假定了双线性荷载位移关系图（如图四a所示）和随框架高度线性分配的楼层位移。如上所述，可以得到各层的地震力分配。根据这个能量平衡方程，得到设计底部剪力Vd.依据台湾所采用的方法，由第二准则（在2/50地震作用下有2.5%的位移）计算得到的等于340千磅，需要注意它比台湾采用的方法得到的计算结果小。13thWorldConferenceonEarthquakeEngineeringVancouver,B.C.,CanadaAugust1-6,2004PaperNo.497PERFORMANCE-BASEDSEISMICDESIGNANDBEHAVIOROFACOMPOSITEBUCKLINGRESTRAINEDBRACEDFRAMEPrabuddhaDASGUPTA1,SubhashC.GOEL2,GustavoPARRA-MONTESINOS3,andK.C.TSAI4SUMMARYTheconceptofBucklingRestrainedBracedFramesisrelativelynewandrecentlytheirusehasincreasedintheU.S.,JapanandTaiwan.However,detaileddesignprovisionsforcommonpracticearecurrentlyunderdevelopment.Sincethesummerof2002,researchersattheUniversityofMichigan(UM)havebeenworkingcooperativelyinajointstudywithresearchteamattheNationalCenterforResearchonEarthquakeEngineering(NCREE),Taiwan,involvingdesign,analysisandfullscaletestingofsuchaframebypseudo-dynamicmethod.Theselectedstructureisathreestory,threebayframeconsistingofconcrete-filled-tube(CFT)columns,steelbeams,andcompositebucklingrestrainedbraces.TheframewasdesignedusinganEnergy-BasedPlasticDesignprocedurerecentlydevelopedbyco-authorGoelatUM.Themethodutilizedselectedtargetdrifts(2.0%for10%in50yearand2.5%for2%in50yeardesignspectraforthisframe)andglobalyieldmechanism.Becauseoftheneedformoreprecisecontrolofdesignclearancesbetweentheendconnectionsandsteelcasingofthebraces,bucklingrestrainedbracedframesareexcellentcandidatesforapplicationofthisnewlydevelopeddesignmethodology.Thepaperbrieflypresentstheenergy-basedapproachdevelopedatUMaswellasamodaldisplacementbaseddesignprocedureadoptedbytheresearchteamatNCREEforcalculationofdesignbaseshearfortheframe.ResultsfrominelasticresponseanalysesofframesdeignedbythetwomethodsforaTaiwanearthquakearecompared.ThesameframewasalsodesignedforaU.S.locationandanalyzedundergroundmotionsscaledforU.S.standards.TheframesdesignedbytheUMapproachexhibitedsatisfactorydynamicresponsesforbothTaiwanandU.S.groundmotions.INTRODUCTIONExcellentseismicbehaviorofbucklingrestrainedbraces(BRBs)(Tsai[1])encouragedanexperimentalprogramattheNationalCenterforResearchonEarthquakeEngineering(NCREE),Taiwan,inconjunctionwithanalysisanddesignstudiesbyresearchersintheU.S.attheUniversityofMichigan.In1Ph.D.Candidate,UniversityofMichigan,AnnArbor,MI2Professor,UniversityofMichigan,AnnArbor,MI3AssistantProfessor,UniversityofMichigan,AnnArbor,MI4Professor,NationalTaiwanUniversity,Taiwanthisprogram,theBRBsprovidetheprimaryseismicresistancemechanismtoa3-story3-bayframe,testedunderpseudo-dynamicloadingatNCREEinOctober2003.GenerallayoutoftheprototypebuildingisshowninFigure1a,whileaviewofthetestframeisshowninFigure1b.Fordesignpurpose,twoofsuchframeswereassumedtoresistthetotalseismicforcefora3-storyprototypebuilding.TheseismicframesareindicatedbythicklinesinFigure1a.DESCRIPTIONOFTESTFRAMETheframewasdesignedtoresisttheseismicloadingthroughtwoseparatemechanisms.Theprimaryresistanceisprovidedbybucklingrestrainedbracesinthecentralbayoftheframe(Figure1b).Thisbayisdesignedtoactasapurelybracedframewithallbeam-to-columnandbrace-to-columnconnectionsmadeassimple(pinned)connections.Thebracesaredesignedtoresist80%ofthetotalseismicforceforeachseismicframe,while20%oftheloadisresistedbythetwoexternalbays,designedasmomentframeswithmomentconnectionsatthejointsofexteriorbeamsandcolumns.Allcolumnsaremadeofconcretefilledtubes.Differentsectionsarechosenforinteriorandexteriorcolumns,whilekeepingthesamesizealongthebuildingheight.Wideflangesectionsareusedforbeams.Differentbeamsizesareusedatdifferentfloors,whilekeepingthesamesizeinallthebaysateachfloor.4@23ft6@ft3@23ft(a)(b)Figure1:(a)Layoutoftheprototypebuilding,(b)ViewofthetestframeBUCKLINGRESTRAINEDBRACEPROPERTIESBucklingrestrainedbracesaretypicallymadebyencasingasteelcorememberinaconcretefilledsteeltube(Figure2a).Thesteelcoreiskeptseparatedfromtheconcretefilledtubebyalayerofunbondingmaterialappliedonthesurfaceofthesteelcore.Theroleofconcreteencasingandsteeltubeistopreventbucklingofthesteelcore,sothatawellformedload-displacementresponseofthebraceisachievedunderlargedisplacementreversals.TheunbondingmaterialensuresthattheforcecomingintotheBRBiscarriedbythecoreonly,withoutengagingtheencasingmaterial.DifferentconfigurationsofBRBsweretestedatNCREEunderlargereversedcyclicaxialloadingandanoptimumconfigurationwasselectedforuseinthetestframe(Tsai[1])(Figure2a).Atypicalload-displacementresponseobtainedfromtheselectedBRBconfigurationisshowninFigure2b.Ascanbeseen,fullhystereticloopsandexcellentenergydissipationwereachieved.However,itistobenotedthattheyieldloadreachedincompressionwasabout10%higherthanthatreachedintension.Thisneedstobeaccountedforwhiledesigningtheframe.Seismicframe3@13ftBRBs4@23ft6@23ft3@23ft(a)(b)Figure2:(a)ConfigurationoftheBRBadopted,and(b)Typicalload-displacementbehaviorofaBRB(FromTsai[1])DESIGNCONSIDERATIONSAcomparativestudyispresentedonthebehaviorofthreeprototypeframesdesignedtomeetcommonperformancecriteriathroughdifferentdesignprocedures.ThefirstframewasdesignedbytheresearchteamatNCREE.Forthisframe,calculationofbaseshearwasdonefollowingamulti-modaldisplacement-basedseismicdesign(DSD)procedureandtheguidelinesstipulatedinthe2002DraftTaiwanSeismicDesignCode.Designofthatframewasdonebyelasticmethod.ThesecondframewasdesignedbytheteamatUniversityofMichigan.Inthiscase,samebaseshearascalculatedbytheNCREEteamwasassumed.However,aplasticdesignprocedure,recentlydevelopedbyGoel,wasadoptedtodesigntheframe(UMFrame1).Thethirdframe(UMFrame2)wasdesignedforabaseshearcalculatedbyfollowingasimpleenergy-basedproceduredevelopedatUM(Leelataviwat[2],Lee[3]).FramedesignwasdonebytheplasticdesignmethodasusedforUMFrame1.ThebasicdesignparameterswereselectedbytheresearchteamatNCREEfollowingthe2002DraftTaiwanSeismicDesigncode.Totalseismicweightofeachfloorwasdividedequallybetweenthetwoseismicframes.Theseismicweightsappliedoneachframewereasfollows,1stand2ndFloor:714kips,and3rdFloor:564kipsInordertocalculatethedesignbaseshearfortheprototypebuilding,twoperformancecriteriawereconsideredandtheonethatresultedinhigherdesignbaseshearwaschosenforthedesignofthetestframe.Inthefirstperformancecriterion(LifeSafety),maximumroofdriftwassetat0.02radianwhenthebuildingissubjectedtoanearthquakethathasa10%probabilityofexceedancein50years(10/50).Inthesecondperformancecriterion(CollapsePrevention),maximumroofdriftwassetat0.025radianfora2/50seismicevent.Arealgroundmotiontimehistorywasscaledbyappropriatefactorstorepresentthe10/50and2/50events.Scalingwasdonebyconsideringthe5%dampedPseudoSpectralAcceleration(PSA)ofaSDOFsystemwithperiodT=1sec.ThescalingfactorsweredeterminedbyequatingthisspectralaccelerationtothecorrespondingvaluesprescribedinthedraftTaiwanseismiccodefor10/50and2/50eventsatahardrocksite.ThetworesultingtimehistorieshavePGAvaluesof0.461gand0.622g,respectively.Forthepurposeofframedesignandforperformingthepush-overanalysis,thetotalbaseshearneedstobedistributedoverthethreefloorlevels.Theforceati-thfloorwascalculatedbyusingthefollowingequation:NdiiiiiiVmmFΣ1,(1)whereiimandarethemassandtargetdisplacement,respectively,ofthei-thfloor,anddVisthetotaldesignbaseshear.Therelativefloorforcesobtainedareasfollows:1stFloor:0.11,2ndFloor:0.365,and3rdFloor:0.525DESIGNBASESHEARTaiwanDesignAbriefdescriptionoftheNCREEproceduretoarriveatthedesignbaseshearispresentedinthissection.Adetaileddescriptionofthisprocedurecanbefoundelsewhere(Tsai[1]).Inthefirststep,theframewasidealizedasaMDOFsystemwiththreedegreesoffreedom.ModalContributionFactors(MCF)forthethreemodes,aswellastheirmodalmassesandmodalstorydrifts,werethencomputed.Since,forthisparticularframe,thecontributionsfromthe2ndand3rdmodes(MCF=0.008and0.002,respectively)wereinsignificantcomparedtothecontributionfromthe1stmode(MCF=0.99)(Tsai[1]),onlythe1stmodewasconsideredfordesignpurposes.Thus,thethreefloordisplacementsofthe1stmodewereusedtoobtainaneffectivesystemdisplacementeffassociatedwiththemodaltargetroofdrift.Inthenextstep,theductilitydemandforthe1stmodeoftheframewascomputed.Because80%oftheseismicforcewastobecarriedbythebracedframe,yielddriftoftheeffectivesystemwascomputedbasedonthedriftatthepointofbraceyieldingandincreasedby25%toaccountforthecontributionfromthemomentframe.Fromthetargetmaximumstorydrifts,ductilitydemandforeachstorywascalculatedandasimpleaveragewastakenastheeffectiveductilitydemandforthesystem.Usingthisductilitydemand,andfromtheeffectivetargetdisplacementeff,theeffectivetimeperiodofthesystemwasobtainedfromtheinelasticdisplacementspectrumofthegroundmotionconsidered.CorrespondingeffectivestiffnesseffKvalueofthesystemwascomputedfromthistimeperiod.Finally,thebaseshearrequiredatthepointoftargetdriftwascomputedbysimplymultiplyingeffKbyeff.Thisultimatebaseshearwasreducedtotheyieldbaseshearbyassumingabi-linearloaddisplacementcurvewithastrainhardeningof5%andtheductilitydemandascomputedearlier.Thisyieldbaseshearservedasthedesignbaseshear(Vd)oftheframe.Ofthetwoperformancecriteria,thebaseshearcomputedfromthesecondcriteriongovernedandwasequalto415kips.UMDesignThebaseshearwasre-calculatedbyusingaproceduredevelopedatUM(Leelataviwat[2],Lee[3]),whereafractionofthepeakelasticinputenergyofanearthquaketoastructureisequatedtotheenergyneededbythestructureingettingpusheduptothemaximumtargetdisplacement.Theprocedureisbrieflydescribedbelow.Inthefirststep,thebaseshear-roofdisplacementprofileoftheframewasmodeledbyanidealizedtrilinearcurve,asshowninFigure3.Thistri-linearcurvewasobtainedbyconsideringthebaseshear-roofdisplacementprofilesofthebracedframeandthemomentframeseparately.Bothoftheseprofileswereidealizedbyelastic-perfectlyplasticresponses.Roofdriftofthebracedframeatyieldpointcanbeeasilycalculatedfromthegeometryoftheframe.Asmentionedearlier,thebaseshearcarriedbythebracedframeatthispointwasassumedas80%ofthetotaldesignbaseshearVd,whichisanunknownatthisstage.Basedonpastanalysisresults,roofdriftofthemomentframeatyieldwasassumedas2%,carryingtheremaining20%ofthetotalbaseshear.Thesetwobi-linearcurvesweresuperimposedtoobtainthetrilinearload-displacementcurveofthewholeframe(Figure3).Thistri-linearcurvewasfurthersimplifiedtoabi-linearcurve(Figure3)byequatingtheareasunderthetwocurves.Thedesignductilitydemandfortheframewascalculatedfromthiscurve.00.811.200.511.522.53RoofDrift(%)BaseShear/VdFigure3:IdealizedframeresponsesforCollapsePreventioncriterionInthenextstep,thepeakinputenergywascalculatedbyconsideringanelasticSDOFsystemandbyusingtheequationgivenbyHousner[4],asshownbelow,221EMSv,(2)whereMandSvarethetotalmassandthepseudospectralvelocityofthesystem,respectively.However,foraninelasticsystem,thisequationneedstobemodified(Figure4a).Thus,amodificationfactorwasappliedtoEqn.(2)toestimatetheenergyneededtopushtheidealizedelastic-perfectlyplasticsystemtotheselectedtargetdisplacement,asshowninFigure4a.ApplyingthismodificationfactorandconvertingSvtospectralaccelerationCge,themodifiedrequiredenergy,mE,canbere-writtenas,2221⎥⎦⎤⎢⎣⎡meCTEWg,(3)whereWandTarethetotalweightandthefundamentalperiodofthesystem,respectively.eCisthemaximumbaseshearcoefficient.FollowingtheseismicprovisionsofIBC2000[5],thevalueofTforthe3-storyframewasestimatedas0.37sec.Usingthisperiod,eCwasobtainedfromthedesignresponsespectragivenintheDraftTaiwanSeismicCode(2002)forthetwoconsideredhazardlevels.Thevalueofwasobtainedfromthe−−Trelationship(Figure4b)proposedbyLeelataviwat[2].Themodifiedinputenergy,mEisthenequatedtothetotalworkdonebytheseismicforcesappliedtotheframeasitispushedtothetargetdriftasshowninFigure4a.Forthispurpose,abi-linearloaddisplacementbehavior(Figure4a)andalineardistributionofthefloordisplacementsalongtheheightoftheframewereassumed.Adistributionoffloorforces,asmentionedearlier,wasalsoassumed.FromthisIdealizedtri-linearcurveSimplifiedbi-linearcurveBraceyieldingMomentframeyieldingBaseShear/Vd%RoofDrift00.811.200.511.522.53Period(sec)=2=6=5=4=3energybalanceequation,designbasesheardVwasobtained.AswiththeTaiwanmethod,thebaseshearcomputedfromthesecondcriterion(2.5%driftfor2/50earthquake)governedandwasequalto340kips,whichissignificantlysmallerthanthatobtainedfromtheTaiwanmethod.(a)(b)Figure4:(a)Energyinputinelasticandinelasticsystems,(b)EnergymodificationfactorsagainstperiodUMPLASTICDESIGNMETHODOLOGYTheresearchteamattheUniversityofMichiganadoptedasimpleplasticdesignproceduretodesignthetestframe.Designsofthebracingpartandthemomentframeweredoneindependentlyfromeachotherwithan80-20%sharingoftotalbaseshearbetweenthetwocomponents.MaterialPropertiesMaterialpropertiesusedforthedesignandanalysisoftheframewerekeptthesameasthoseusedintheTaiwandesign.Allsteelsections:corememberofthebraces,wideflangebeamsandsteeltubesoftheCFTcolumns,hadnominalyieldstrengthof50ksiwithbi-linearstress-straincurves.Strainhardeningratiosof4%forbeamsandcolumns,and2%forthebracememberswereconsidered.Additionally,a10%overstrengthwasconsideredfortheexpectedyieldstrengthofsteelforthebeamsandcolumns.However,nooverstrengthwasconsideredforthebracemembers,becausethematerialforthebraceswastobetestedbeforetheirfabricationinordertogetanaccuratemeasureofitsstrength,anditseffectwastobeincorporatedbyadjustingthecross-sectionalareasofthebraces.TheconcreteusedfortheCFTcolumnswasassumedtohaveastrengthof5000psi.DesignofMomentFrameThemomentframewasdesignedfor20%ofthetotalbaseshear,tobecarriedbytheexteriorcolumnsandtheexteriorbeams.ThedesignoftheframewasdonefollowingtheguidelinesprovidedinarelatedresearchbyLeelataviwat[2]andLee[3],andusingtheproposedplasticdesignmethodology.Designsofthecolumnsandbeamsweredonesimultaneouslytobalancethemembercapacities,sothatadesiredyieldmechanismisachieved.Thedesignstepsaredescribedbelow.Asafirststep,adesiredfailuremechanismwasselected.Theassumedfailuremechanismconsistedofbeam-columnjunctionsdevelopingplastichingesonlyinthebeamsatallthreefloors,andaplastichingeatthebaseofeachcolumn(Figure5a).Thus,strongcolumn-weakbeamphilosophywasfollowed.Itshouldbementionedthatthedesignstrengthofthecolumnswascalculatedonlyfromthesteeltubesection,neglectingthecontributionfromtheconcretecore.ΔyΔeuΔmaBaseShear2E1MSDriftΔCyWCeWEEEpγPeriod(sec)Aninitialrequiredstrengthofthecolumnsectionwasestimatedfromtheconsiderationofavoidingthepossibilityofastorymechanisminthefirststory.Thiswasdonebyconsideringthebasesheartoberesistedbyastorymechanisminthefirststory,i.e.,thecolumnsinthefirststoryformingplastichingesatbothends(Figure5b).Minimumrequiredflexuralcapacityofthecolumnswasobtainedbyequatingtheoverturningmomentduetotheshearcarriedbythecolumnstothecombineddesigncapacityoftheplastichingesattheendsofthecolumns.A10%marginofsafetywasalsoconsidered.Asquaretubularsectionwithstrengthgreaterthantherequiredstrengthwasthenassignedtothecolumns.Sincethesamecolumnsectionwascontinuedalongthefullheight,storymechanismsintheupperstorieswereautomaticallyavoided.Requiredflexuralstrengthsforthebeamswerecalculatedinthenextstep.Beamstrengthsweredeterminedbyassumingascenariowherethemomentframeisacteduponbyitsfullshareofbaseshear,distributedatthethreefloorsasdescribedearlier,andhavingdevelopedplastichingesinallthreebeamsandatthebaseofthecolumns(Figure5c).Thus,thetotalresistingmomentprovidedbythecapacityoftheplastichingesinthebeamsandcolumnbaseswasequatedtothetotaloverturningmomentoftheappliedfloorforces.This,however,producedonlyoneequation,whereasthreebeamstrengthsneededtobedetermined.Thiswasdealtwithbyassumingtheflexuralcapacitiesofthebeamsatthethreefloorstobeproportionaltotheappliedstoryshears(Figure5c).Therequiredflexuralstrengthsofthebeamswerethencalculatedandavailablewideflangesectionswithstrengthsclosesttotherequiredstrengthswereselected.(a)(b)(c)Figure5:(a)Momentframeyieldmechanism,(b)Minimumcolumnstrengthfromstorymechanism,and(c)MomentdemandsonbeamsAsalaststep,theexpectedbeamstrengthswithstrainhardeningandtheappliedfloorforceswereusedtocalculateth