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AbstractÜblicherweise wird bei der Erdbebenbemessung von durch Stahlbetonwände ausgesteiften Gebäuden entweder die ungerissene Biegesteifigkeit oder ein von dieser durch einen Abminderungsfaktor abgeleiteter Wert zur Berücksichtigung des Zustands II verwendet. Tatsächlich ist die Biegesteifigkeit von Stahlbetonquerschnitten jedoch vom Bewehrungsgrad und von der Normalkraft abhängig. Die Fließverschiebung, bei der sich am Fuß einer Stahlbetonwand ein plastisches Gelenk bildet, ist hingegen fast ausschließlich von ihrer Länge im Grundriss abhängig. Torsionswirkungen infolge Exzentrizität zwischen Massen‐ und Steifigkeitsmittelpunkt werden üblicherweise durch Vergrößerung der Bemessungskräfte der einzelnen Wände berücksichtigt. Den durch die Torsionswirkung vergrößerten Verschiebungen einzelner Wände wird dabei keine Beachtung geschenkt. Da die durch die Verhaltensbeiwerte der Normen implizit vorausgesetzte ertragbare Verformung des Tragsystems zusätzliche Verschiebungen infolge Torsion nicht explizit berücksichtigt, kann es so unter Umständen wegen Überschreitung der maximal möglichen Verformung einzelner Wände zu einem vorzeitigen Versagen kommen. Im vorliegenden Aufsatz wird ein quasi‐händisches Nachweisverfahren vorgestellt, mit dem die explizite Berücksichtigung von torsionsbedingten Verschiebungen möglich ist und bei dem realistische Biegesteifigkeiten für die Wände verwendet werden.Alternative seismic design methodology for reinforced concrete wall buildings incorporating the prediction of wall displacementsTypically the seismic design of reinforced concrete wall buildings uses either the uncracked flexural stiffness, or a value derived from it by multiplication with a reduction factor in order to allow for the influence of cracking. In fact however, the cracked stiffness of RC sections depends on the reinforcing ratio and on the axial load level. The yield deflection at which a plastic hinge will form at the base of a RC wall on the other hand, depends almost exclusively on the length of the wall in plan. Torsional effects due to eccentricity between the centres of mass and rigidity are typically allowed for by increasing the design lateral loads for individual walls. The increase of the deflection of individual walls due to torsional effects is not taken into consideration. Because the structural deformations implied by code force reduction factors do not explicitly allow for the increase of wall deflections due to torsional effects there is a possibility of a premature failure due to the exceedence of the deformation capacity of the critical wall. The paper presents a design methodology using realistic cracked member stiffness and explicitly allowing for additional wall deformations related to torsion.

The 2010–2011 Canterbury earthquake sequence provides a rare opportunity to study the performance of modern structures designed under well-enforced, evolving seismic code provisions and subjected to severe ground shaking. In particular, New Zealand makes widespread use of precast concrete seismic systems, including those that are designed to respond identically to cast-in-place concrete structures (emulative systems) and, in more recent years, those that take advantage of the unique jointed properties of precast construction. New Zealand building construction also makes extensive use of precast elements for gravity systems, floor systems, stairs, and cladding. Although not always classified as part of the primary seismic force-resisting system, these “secondary” elements must undergo the compatible displacements imposed in the earthquake. Damage evaluations for several of these structures subjected to strong shaking provide the ability to examine the differences in seismic performance for systems of distinct design intent and standards, including the performance of secondary elements.

The assumptions and methods of analysis used to define the flexural strength and the available limit curvature of reinforced concrete columns sections are discussed. The results of cyclic moment-curvature analyses of a large range of reinforced concrete column sections, using cyclic stress-strain relationships for the steel and for the concrete, are outlined and the important variables and their influence on the available strength and curvature ductility are identified. Examples of design charts derived from these analytical results are discussed and a flow chart outlining the whole seismic resistance design procedure for bridge piers is introduced. The quantity of confining steel determined using the design charts is compared with the corresponding quantity required by the current New Zealand concrete design code equations. Finally a possible future development is discussed that would lead to an improvement of the code design method used to provide sufficient ductility in the plastic hinges of reinforced concrete columns.

1 Einleitung Da mit dem in [1] beschriebenen quasi-händischen Verfahren mit vertretbarem Aufwand nur Nachweise in den Hauptrichtungen möglich sind, stellt sich die Frage, ob die diesem Verfahren zugrunde liegende Annahme, dass ein Torsionsmoment ausschließlich durch die quer zur Beanspruchungsrichtung wirksamen Wände aufgenommen wird, bei gleichzeitiger Erdbebeneinwirkung in beiden Hauptrichtungen nicht zu unsicheren Ergebnissen führt. Aufgrund der ideal elastisch-plastischen Vereinfachung des Wandverhaltens würde ja nach dem Erreichen der Fließverschiebung aller Wände sowohl die Translations-als auch die Torsionssteifigkeit verloren gehen. Durch Vergleichsrechnungen mit der Software ETABS [2] wurde dieser Fragestellung nachgegangen. Für zwei stark vereinfachte fünfgeschossige Gebäude wurde zunächst der Tragsicherheits-(= Verformungs-)Nachweis mit dem in [1] beschriebenen Verfahren getrennt für beide Hauptrichtungen geführt, wobei das eine Gebäude im Grundriss symmetrisch angeordnete Aussteifungswände aufweist und beim anderen die Wände in einer Hauptrichtung unsymmetrisch angeordnet sind. Anschließend wurde das Gebäude mittels inelastisch-statischer Push-Over-Analyse mit der Software ETABS berechnet, um den Nachweis ausreichender möglicher Verformungen zu bestätigen, und zwar zunächst jeweils parallel zu einer Hauptrichtung und anschließend unter 45° zu den Hauptrichtungen. Schließlich wurde noch die Kraft-Verschiebungskurve für eine Wand mit dem nichtlinearen Finite-Element-Programm ATENA 5 [3] berechnet, um so die in den Berechnungen verwendete Sekantensteifigkeit zu überprüfen. 2 Beschreibung der Beispielgebäude Das in [1] beschriebene quasi-händische Verfahren wurde in einer EXCEL Rechentabelle implementiert und auf zwei stark vereinfachte Beispielgebäude angewendet. Ausgegangen wurde von einem fünfgeschossigen Bürogebäude, dessen symmetrischer Grundriss in Bild 1a dargestellt ist. Die Geschosshöhe beträgt 2,5 m, die Stahlbetonwände haben Abmessungen von 20 × 250 cm 2 und sind am Wandfuß eingespannt. Die Stützen sind Pendelstützen und dienen nur der Vertikallastenabtragung. Die Decken lagern ohne Unterzüge auf den vertikalen Elementen. Die Biegesteifigkeit der Decke wird vernachlässigt. Als Vertikallast in der außergewöhnlichen Lastfallkombination wurden 10 kN/m 2 angesetzt (Eigengewicht der Wände inklusive). Damit ergaben sich die Normalkräfte N Ed am Wandfuß zu 974 kN (Wände in X-Richtung) bzw. 545 kN (Wände in Y-Richtung). Das Gesamtgewicht des Gebäudes ergibt sich zu 10 000 kN. Das zweite Beispielgebäude ist in Bild 1b dargestellt und gleicht geometrisch dem symmetrischen Gebäude, mit dem einzigen Unterschied, dass die Wände in Y-Richtung unterschiedlich lang sind. Die unregelmäßige Verteilung der Steifigkeit in Y-Richtung führt dazu, dass eine Exzentrizität zwischen dem Massen-(CM) und dem Steifigkeitsmittelpunkt (CS) entsteht, die zu einer Torsionswirkung In [1] wird ein Bemessungsverfahren für durch Erdbeben beanspruchte Tragwerke vorgestellt, mit dem die explizite Berücksichtigung von torsionsbedingt...