Прочность на сдвиг стали Волоконно-железобетонных балок без веб Укрепление
Теоретический подход был использован для прогнозирования прочности на сдвиг стали армированного волокном бетона (FRC) тонкие пучки без веб подкрепления. В пучка FRC, сдвига сила, приложенная к сечению пучка сопротивление и зоны сжатия и растяжения зоны. Сдвига потенциала зоны сжатия определяется решение проблемы взаимодействия с нормального напряжения разработана изгибающий момент в сечении. Сдвига потенциала напряженности зоны был определен решения после взлома прочности FRC. Поскольку величина и распределение нормальных напряжений, варьируются в зависимости от деформации изгиба балки, срез пучка определяется как функция деформации изгиба балки. Прочность на сдвиг пучка была определена на пересечении срез и сдвиг кривых спроса. Предложенная модель прочность была проверена сравнения с существующими результатами.
Ключевые слова: деформации; недостаточность; волокон, арматуры; сдвига.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Как правило, сдвига провала железобетонная балка непосредственно связана с диагональной растяжение крекинга, которая развивается в направлении, перпендикулярном к главной оси растяжения стресса. После растяжения растрескивания, растяжения на поверхности трещины быстро смягчает, что значительно снижает прочность на сдвиг пучка.
В соответствии с действующим экспериментальные результаты, 1,2 добавкой стальных волокон к конкретным эффективно повышает прочность на сдвиг бетона. Это происходит потому, стальных волокон может передавать растягивающие напряжения по поверхности трещины, которая называется трещины преодоления стресса. Благодаря таким свойствам материала стальных волокон, прочность на сдвиг в армированного волокном бетона (FRC) пучка. Кроме того, неспособность режима пучка изменяется на более ductile.2, 3
Кроме того, стальных волокон может предотвратить чрезмерное растяжение диагональных трещин и локализация на растяжение, повреждение трещины. Таким образом, стальных волокон может увеличить эффективную жесткость пучка после диагональной растяжение растрескивания и может уменьшить отклонения луча. По словам аль Khuntia и др., 4 высокопрочного бетона имеет недостаток в том, что она не в хрупкой основе. Стальных волокон может отказов более пластичным за счет увеличения прочности высокопрочных бетона. В результате структурной производительности из высокопрочного бетона может быть увеличено.
В Li и др.. 'S1 экспериментального исследования, было установлено, что прочность материала стали FRC значительное влияние на объем, пропорции и формы стального волокна. Как сдвига сильные железобетонных балок, как прочность на сжатие бетона и количество продольных растягивающих увеличение подкрепления, сдвига преимущества FRC пучков increase.2 5, а сдвиг пролета до глубины увеличивается соотношение сдвига преимущества FRC пучков decrease.6, 7 Таким образом, основные параметры, которые влияют на сдвиг преимущества FRC пучков объему, пропорции и формы стального волокна, прочность на сжатие бетона, соотношение изгиба подкрепление, и сдвиг пролета до углубленного отношения. На основании результатов эксперимента, многие исследователи, в том числе Li и др. al.1 Khuntia и др.., 4 предложенных уравнений дизайна, которые были определены как функции от первичных проектных параметров (табл. 1, рис. 1). Существующие модели сдвига прочность, однако, не позволяют точно предсказать сильные стороны обоих нормальной прочности FRC и высокопрочные FRC beams.4 ACI Комитет рекомендовал модель 5448 Sharma's9, но на основе кода расчетная формула для сдвига преимущества FRC пучков еще не существует ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
В отличие от существующих моделей силы, в настоящем исследовании, теоретического подхода была сделана попытка предсказать сдвига сильные тонких стальных пучков FRC (A / D> 2,5) с прямоугольного поперечного сечения, без веб подкрепления. Деформации сдвига основе модели сила была разработана для решения эффект деформации изгиба балки, а также условия равновесия. Вклад стальной фибры для сдвига сильные балок был также рассмотрен. Предложенная модель была применена сила существующих образцов теста. Результаты показали, что предложенная модель силы предсказал результаты испытаний стали тонкими FRC пучков без Сети укреплению лучше, чем существующие модели прочности сдвига и сделал.
МАТЕРИАЛ ПРОЧНОСТЬ армированного волокном бетона
Армированного волокном бетона материала экспонатов сильные расширения от тех железобетона: прочность на сжатие е '^ ^ к югу ср, прочность на растяжение е ^ ^ к югу см, модуль разрыва е ^ е ^ к югу, и после взлома прочности е ^ ^ к югу ПК (рис. 2). Из-за сильных материала увеличить за счет добавления волокон, пучков FRC показать расширения прочность на сдвиг и способность к рассеянию энергии. После взлома прочности е ^ ^ к югу ПК имеет наиболее существенное влияние на структурные исполнении beams.2 FRC, 4
Как правило, FRC классифицируется как обычных FRC и высокоэффективных FRC (HPFRC), в соответствии с ее растяжение поведения. Обычные FRC сохраняет долю прочности при растяжении после растяжения растрескивания, но он показывает напряжение размягчения поведение, как и другие квази-хрупких материалов. В отличие от FRC, HPFRC экспонатов упрочнения реакция после растяжения трещин. В настоящем исследовании, обычных FRC, который показывает напряжение размягчения поведение после растяжения трещин, изучали.
По данным предыдущих исследований, 2,4,10 силы FRC зависит от объема V ^ ^ е к югу, форматное соотношение L / D, а также форма волокон. На основании результатов предыдущих экспериментов и вероятностного анализа, Нааман и др. al.10-12 определена прочность на сжатие е '^ ^ ср югу, после взлома прочности е ^ ^ к югу ПК, предел прочности е ^ ^ к югу см, и модуль разрыв F ^ F ^ к югу
^ К югу F 'ср = 1.9V ^ югу Д (L / D) F' ^ с ^ к югу (МПа) (1a)
F ^ югу шт =
е ^ ^ к югу сс = F ^ югу T ^ (1 - V ^ е ^ к югу)
F ^ югу е = 2,5 F ^ ^ к югу см (МПа) (4)
где L = длина волокна, а D = диаметр волокна, связанные с числом волокон выдергиванию на единицу площади; Первая матрица крекинга и В настоящем исследовании, которое основывается на результатах предыдущих исследований Нааман и Reinhardt, 10 , а Представляя фактором формы волокна и конкретные
^ К югу F 'ср = 1.9V ^ югу Д (L / D)
F ^ югу шт =
е ^ ^ к югу сс = F ^ югу T ^ (1 - V ^ е ^ к югу)
, где Межфазного напряжения Как правило, это зависит от прочности на сжатие бетона и волокно shape.4, 13 В настоящее время механизм и величину связи стресса теоретически не уточнил. В данной работе авторы использовали простой волокон стали.
Прочности бетон е ^ ^ т к югу варьируется в зависимости от метода тестирования и настройки. В настоящем исследовании, е ^ к югу т = 0,292 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу (МПа), предложенный Мак-Грегор и др. al.16 был использован.
ДЕФОРМАЦИИ НА ОСНОВЕ срез поперечного сечения
В тонких пучков с высокой сдвига службы к глубине отношений (A / D> 2.5), изгиб трещины развиваются в зоне растяжения до сдвига неудачи пучков. По Zararis и Papadakis17 и Kotsovos и Павлович, 18 зоны сжатия целых конкретных предотвращает сдвига скольжения поверхности трещины. Таким образом, совокупный блокировки и дюбель действий не вносить существенный вклад в сдвиг преимущества beams.18 Елич др. al.19 сообщил, что для пучков без поперечной арматуры, дюбель действия продольной арматуры помещены в один слой, можно пренебречь. В настоящей работе, исходя из результатов предыдущих исследований, 18,20 сопротивления сдвигу тонкого железобетонной балки считалось осуществляется в основном путем сжатия зону нетронутой бетона.
Тем не менее, в пучке FRC, после растяжения растрескивания, растяжения передается через трещины поверхностей связи волокна. В отличие от железобетонных балок, напряженность в зоне FRC пучков может развиваться сопротивления сдвигу по почте взлома прочность на растяжение. Таким образом, общая численность сдвига пучка FRC определяется как сумма е '^ с ^ к югу вклад зоне сжатия и растяжения зоны. Здесь, зоны сжатия зависит от комбинированного сжимающих нормальных и касательных напряжений. Таким образом, взаимодействие между двумя компонентами напряжений следует рассматривать в качестве точной оценки прочности на сдвиг в зоне сжатия (рис. 3).
В этом исследовании, определить механизм разрушения зоны сжатия при совместном подчеркивает, критерии Ренкина неспособность (Chen21) были использованы. Согласно критерии отказа, материал из строя, когда главных напряжений ( ) (рис. 3). Критерии отказа от конкретных определяются как
За невыполнение контролируемых сжатия
... (5а)
За невыполнение контролируемой напряженности
... (5b)
где
В тонких луча, нормальное напряжение в поперечном сечении разработан изгибающий момент. Нормальное напряжение в зависимости от его расстояние от нейтральной оси сечения. Таким образом, допустимый максимум напряжения сдвига в каждой точке, в поперечном сечении может быть определена в зависимости от удаленности от нейтральной оси z.
За невыполнение контролируемых сжатия
... (6а)
За невыполнение контролируемой напряженности
... (6b)
В уравнении. (6), допустимые максимальные напряжения сдвига в каждой точке, в поперечном сечении зависит от сжимающих нормальных напряжений. На сечения изгиб члена, распределения и величины сжимающих нормальных напряжений зависят от кривизны сечения, а также прочность на растяжение изгиб арматуры в растянутой зоне. Таким образом, настоящее исследование было посвящено оценке сдвига потенциала в зависимости от того деформации изгиба, который характеризует степень изгиба ущерб в поперечном сечении.
Рисунок 4 показывает изменения допустимых максимальных касательных напряжений в соответствии с изгибной деформации. Рисунке 4 (а) и (б) показаны распределения нормальных деформаций и напряжений в поперечном сечении, соответственно. Рисунке 4 (с) и (г) показывают, допустимых напряжений сдвига максимальной контролируемых сжатия (уравнение (6а)), и допустимое напряжение сдвига максимальной контролируемой напряженности (уравнение (6b)), соответственно. В цифрах, ^ ^ к югу ср.
До трещин от изгиба происходит в зоне растяжения (стадия АВ на рис. 4), поперечная сила сопротивляется всему сечению. В этом случае пучок ведет себя упруго, и нейтральной оси находится в центре сечения. Срез поперечного сечения могут быть вычислены путем интеграции допустимых максимальных касательных напряжений определены в формуле. (6).
За невыполнение контролируемых сжатия
... (7а)
За невыполнение контролируемой напряженности
... (7б)
где Ь = ширина луча и глубины Н = пучка. На этапе AB, потому что кривизна сечения невелика ( в поперечном сечении. Таким образом, сдвиг потенциала контролируемых сжатия и растяжения, примерно, как сохранить е '^ ^ к югу см. BH и / ^ к югу вв BH ^, соответственно.
После изгиба инициирует трещины (этап до н.э.), наклонной трещины растяжения постепенно распространяется к нейтральной оси сечения и нетронутыми уменьшается регионе. Таким образом, мощность сдвига сечения постепенно уменьшается. После наклонной трещины растяжения достигает нейтральной оси (стадия CD), сдвиг потенциала обеспечивается отдельно сжатия зоны и зоны напряженности. Сдвига потенциала на этапе CD может быть вычислена путем интеграции допустимых максимальных касательных напряжений в зоне сжатия и растяжения, зона: V ^ югу CD = б В настоящей работе, чтобы получить простое уравнение дизайн, среднее нормальное напряжение Сдвига потенциала на этапе CD определяется с помощью среднего нормального напряжения
За невыполнение контролируемых сжатия
... (8а)
За невыполнение контролируемой напряженности
... (8b)
где с = глубина сжатия зоны. Как и с При вычислении Сдвига потенциала зоне растяжения V ^ ^ пт суб определяется с пост-крекинга прочности FRC, е ^ ^ к югу ПК, а также направление растягивающих
V ^ к югу пт = F ^ югу шт ^ [ч - с] B · cot
В настоящем исследовании, для удобства в расчетах, то считалось, что предел прочности при растяжении FRC зоны равномерного качестве эффективного после взлома прочности е ^ ^ к югу ПК (рис. 5). Кроме пучки с очень большой глубине, потому что после взлома прочности существенно не уменьшается после растяжения крекинга, 2,3 F ^ югу шт = е ^ ^ к югу ПК был used4 (рис. 2). Направление растягивающих
Рис 4 (е) показывает изменения сдвига потенциала контролируемых сжатия (уравнение (7а) и (8а)) и контролируемое по напряженности (формула (7b) и (8b)) в зависимости от кривизны (или сжимающих нормальных деформаций по крайней волокна сжатие) сечения. Как показано на этом рисунке, до трещин от изгиба происходит, срез контролируемой напряженности и контролируемое по компрессии примерно одинаково, как F ^ югу вв BH ^ и / '^ ^ к югу см. BH, соответственно. После изгиба растрескивания (этап до н.э.), растяжение распространяется трещины и растягивающие напряжения в растянутой зоне размягчения. Таким образом, мощность сдвига быстро уменьшается. После растяжения крекинга достигает нейтральной оси (стадия CD), срез контролируемой напряженности останавливается сокращается. С другой стороны, мощность сдвига контролируемых сжатия постоянно уменьшается. На стадии CD, а на изгиб увеличивается деформации, нормальное напряжение в зоне сжатия увеличивается. Сжимающих нормальных напряжений увеличивает мощность сдвига контролируемой напряженности (уравнение
(8b)), и уменьшается мощность сдвига контролируемых сжатия (уравнение (8а)) ..
Как показано на рис. 4 (е), срез контролируемой напряженности, как правило, меньше, чем контролируемое по сжатия, независимо от величины изгибных деформаций. Это потому, что предел прочности бетона значительно меньше, чем прочность на сжатие. Если предположить, что среднее нормальное напряжение достигает максимума 0.31f '^ ^ ср югу до н.э. V ^ ^ пт к югу (уравнение (8b)), меньше, чем контролируемое по сжатия, V ^ югу CD = 0.39f' ^ ^ ср югу до н.э. V ^ ^ пт к югу (уравнение . (8а)). Этот результат показывает, что сжатие зоны более чувствительны к растрескиванию растяжение, чем compression.18, 22 По этой причине, в настоящем исследовании, только срез контролируемой напряженности был рассмотрен предсказать сдвига сильные стали FRC пучков.
Прочность на сдвиг, чтобы просто при поддержке FRC BEAM
Изгибные деформации пучка изменяется в зависимости от типа нагрузки и граничных условий. В настоящем исследовании, сдвиг сильные стороны просто при поддержке пучков с прямоугольного поперечного сечения, были изучены.
Рис 4 (е) представляет собой сдвиг кривой потенциала сечения пучка, который показывает изменение сдвига потенциала в соответствии с изгибной деформации. В сечении, прочность на сдвиг будет определяться на пересечении сдвига кривой мощности и применять силу сдвига кривой (сдвиг кривой спроса), которая увеличивается с изгибной деформации. С другой стороны, в фактическом предметный пучок сосредоточенной нагрузки в середине пролета, мощность сдвига варьируется в зависимости от местоположения каждого сечения вдоль луча службы в то время как сдвиг спроса является равномерной. Таким образом, разрушение при сдвиге должны быть рассмотрены во всех точках пучка (рис. 6). Первое сечение, где сдвига спроса достигает срез становится критической секции. Срез критического сечения считается прочность на сдвиг пучка. Как показано на рис. 6, так как сдвиг потенциала сечений определяются постоянно вдоль балки пролета, прочность на сдвиг пучка определяется как одна из минимальных значений сдвига потенциала V ^ югу C ^ (C1, C2 и C3), рассчитанные в местах, вдоль балки пролета (х \ к югу o1 ^, х ^ ^ o2 к югу, и к югу х ^ ^ O3).
Таким образом, только минимальный потенциал сдвига (стадия C) в каждом сечении был рассмотрен (рис. 6). Для определения местоположения критического сечения, минимальный потенциал сдвига всех сечений должны быть определены в зависимости от общих параметров. В настоящем исследовании, минимальная емкость сдвига каждого сечения определяется как функция сжатия нормальной деформации при сжатии крайней волокна сечения в месте погрузки,
На месте погрузки пучка, сжимающих нормальных напряжений считалось параболически распространены в зоне компрессии
... (10а)
... (10b)
где с суб = глубина сжатия зоны в месте погрузки. В данном исследовании, с ^ ^ к югу был определен в зависимости от крайних сжатие Приложение). Момент погрузки M ^ ^ к югу может быть определена как функция
... (11)
JD, где ^ о ^ к югу = длина руки в момент погрузки (= JD ок ^ ^ к югу JD ^ югу та ^) (см. рис. и уравнение. (A2), в приложении).
В произвольном месте, х ^ о ^ к югу, где изгиб инициирует трещины (рис. 7 (а)), отношения между моментами на месте к югу х ^ о ^ и погрузки может быть определена как M югу ^ хо ^ / х ^ о ^ к югу = M ^ ^ к югу / A. На этапе B, M ^ ^ хо югу достигает крекинга момент M ^ о ^ к югу. Отношения между моментом M ^ ^ хо югу и нормальной деформации при сжатии крайней волокна сечения
... (12)
где
Рис 7 (б) показывает, что изгиб трещины, которые положили начало в точке х ^ о ^ к югу, распространяется на нейтральной оси в точке х ^ ^ 1 подпункта (стадия C). По данным предыдущих опытов Мак-Грегор и др. al.16 и Amara23 на опертой пучков без поперечной арматуры, когда изгиб инициирует трещины, растяжения наклонной трещины быстро распространяется к нейтральной оси сечения без значительного увеличения приложенной силы. В настоящем исследовании, на основе Макгрегор и др. л. Результат теста на железобетонных балок, предполагалось, что после изгиба начинает трещать по крайней напряженности волокна, дополнительные применили силу в 0,05 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ BD (МПа) необходимо внести на растяжение трещины достичь нейтральной оси. г равна эффективная глубина луча. В случае стали FRC балки, больше дополнительных сил будет необходимо в связи с расширенной прочности стали FRC. Таким образом, расчетное значение 0,05 [квадратный корень] ^ C ^ югу BD (МПа) будет недооценивать сдвига сильные стали FRC пучков ..
На этапе C, когда растягивающие трещины достигает нейтральной оси, отношения между моменты в тех местах, х ^ о ^ к югу, х ^ 1 ^ к югу, и погрузки (M ^ югу хо ^ M ^ югу x1 ^ и M ^ югу ^) может быть определена как
... (13)
Моменты в тех местах, х ^ ^ к югу о и х ^ 1 ^ к югу определяются как
M ^ югу хо = M ^ о ^ к югу 0,05 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ ^ к югу BDX о ^ (14а)
... (14, б)
где юлианский югу ^ x1 = длина момент руку на место х ^ ^ 1 подпункта (= JD югу ^ ^ c1 JD ^ ^ к югу T1); JD югу ^ c1 = расстояние от нейтральной оси до центра тяжести результирующего сжатия силу (= 2 / 3 ° C ^ ^ к югу x1); JD югу ^ T1 = расстояние от нейтральной оси до центра тяжести результирующей силы растяжения (см. рис. и уравнение. (A-2) в приложении ); в точке х ^ 1 ^ к югу, которая определяется в зависимости от крайней деформации сжатия Поскольку место проведения х ^ 1 ^ к югу прилегает к месту х ^ о ^ к югу, где последние растяжение инициирует трещины нормального напряжения в месте х ^ 1 ^ к югу примерно распределены линейно, как показано на рис. 7 (б). Направление наклонной трещины растяжения зависит от граничного условия и распределения напряжений. В настоящей работе, чтобы получить простой метод проектирования, средний угол растяжение трещин в растянутой зоне считалось degrees.4 45, 22 Таким образом, х ^ 1 к югу = х ^ о ^ к югу ч - с ^ к югу x1 ^ (рис.
Из уравнения. (11) через (14), деформации сжатия в экстремальных волокна сжатия в точке х ^ 1 ^ к югу, к югу
... (15)
Тогда, расположение трещин хо начала может быть определена как функция
... (16)
Как показано на рис. 4 (е), срез поперечного сечения становится своего минимального значения V ^ C ^ к югу, когда растягивающие трещины достигает нейтральной оси (стадия C). Используя формулу. (8) и (9), минимальная емкость сдвига пучка определяется
... (17)
где Поскольку х ^ о ^ к югу является функцией определяется как функция от Таким образом, ряд минимальных сдвига потенциала (уравнение (17)) в разных местах могут быть определены как функции
По Бажант, 24 сдвиговой прочности железобетонной балки зависит от ее размера. Для решения размерный эффект, минимальная емкость сдвига пучка была пересмотрена, с использованием размерный эффект фактора
... (18)
Размерного эффекта в зоне растяжения было направлено с помощью В этом исследовании, просто,
На рисунке 6 показана кривая минимальной возможности сдвига (уравнение (18)) представляет серию из минимальных возможностей сдвига в различных местах, х ^ ^ к югу o1, х ^ ^ o2 к югу, и к югу х ^ ^ O3. Для демонстрации, типичный просто-балки были использованы: а = 1800 мм (70,9 дюйма), Н = 603 мм (24,8 дюйма), D = 600 мм (23,6 дюйма), Ь = 400 мм (15,7 дюйма ), 2 / 3. Рисунок 6 также показывает сдвиг кривой спроса представляющих поперечной силы увеличилась на изгиб деформации. Разрушение при сдвиге происходит в том месте, где сдвига кривой спроса пересекает кривую сдвига потенциала (или минимум сдвига кривой мощности) в первый раз. Сила сдвига (сдвиг кривой спроса) развивается сечение простой балки при условии сосредоточенной нагрузки может быть определена как
... (20)
Рисунок 6 показывает, прочность на сдвиг вышеупомянутых пучка, который был определен на пересечении сдвиг спроса и сдвиг кривых мощности. Прочность на сдвиг был 357,0 кН (80,3 кип) и сжимающих прогибы были ^ ^ -4 SUP. В настоящем исследовании, средняя нормального напряжения был использован для разработки дизайна уравнения с простой форме (уравнение (18)). Для исследования точности этого приближения, сдвига потенциала была рассчитана с помощью нелинейно распределенных нормальных напряжений
... (21)
В результате сдвига сила 361,3 кН (81,2 кип), что близко к сдвигу предсказал, используя среднее нормальное напряжение. Этот результат показывает, что уравнение. (18) с использованием средних нормальных напряжений не может предсказать сдвига потенциала FRC пучков с разумной точностью.
В предложенной модели прочности на сдвиг, после взлома прочности FRC предполагалось, должен быть однородным, как эффективное значение / ^ ^ к югу шт. Когда растяжения превышает предел прочности штамм, однако, предел прочности на разрыв не может быть обеспечена (рис. 2). На основании результатов испытаний образцов с 1% стали FRC, Maalej Li25 и сообщил, что предел прочности штамм FRC Если максимальная растяжения в критической
... (22)
Кроме пучки с очень большой глубине, однако, максимальный растяжения не столь велико, что она может превышать
Как показано на рис. 8, сдвиг потенциала на этапе C должны быть определены на наклонной поверхности провал ак. В настоящем исследовании, для удобства в расчетах, срез креста аб раздел считаются идентичными, что и наклонной поверхности переменного провал.
ПРОВЕРКА НА ПРОЧНОСТЬ Предлагаемая модель
Для проверки предложенной модели сила была применена к образцам, которые были испытаны в предыдущих экспериментах. По сравнению, 95 FRC стали и стальных армированных волокном раствором (МАВ) образцов, испытанных на девять исследователей used.1-3, 6,7,14,26,27 Эти образцы были подвергнуты одну или две точки нагрузки на в середине пролета. Размеров и свойств образцов приведены в таблице 2. Образцы имели широкий спектр проектных параметров, соотношение изгиба арматуры, прочность на сжатие бетона, сдвиг пролета к глубине коэффициент луча, а также размер, объем, пропорции и форма волокна: 1,1 дюймов); 0 Глубокие пучки с малым сдвига службы к глубине отношений (A / D
В рамках предлагаемого метода проектирования, прочностью на разрыв (Г югу шт ^ е ^ ^ к югу см, а / ^ ^ е к югу) стальных образцов FRC были определены формулой. (2b) (3b) и (4). Для образцов стали FRM, модуль разрыва F ^ F ^ югу получить изгиб был использован. Поскольку результаты прямых испытаний напряженности не были представлены, однако, предел прочности е ^ ^ к югу вв стали FRM была рассчитана с использованием расщепления прочности е ^ ^ к югу зр получить от раскола испытаниями баллона: п ^ к югу сс = (2 / 3 ) е ^ ^ к югу зр .9 В связи стресса стали FRM, 9 и в таблице 2, сдвиг сильные предсказывали предложенного метода по сравнению с результатами предыдущих экспериментов. Среднее значение соотношения результатов тестирования сильные предсказать с помощью предложенного метода был 1,00, со стандартным отклонением 11,8%. Как показано на рисунке, предложенный метод проектирования применима как стали FRC и FRM. Предложенная модель силы точно предсказал сдвига преимущества высокопрочных образцов FRC (е '^ к югу с ^> 50 МПа [7,3 KSI]), а также нормальной прочности образцов FRC ..
Простая модель ЧИСЛЕННОСТЬ И ЭФФЕКТ проектных параметров
В предложенной модели прочности, прочности на срез просто-балки определяется на пересечении кривой потенциала (уравнение (18)) и кривой спроса (уравнение (20)), а также расположение критического сечения варьируется в зависимости от конструктивных параметров. С другой стороны, на основе исследования существующих экспериментальных результатов, Крефельд и Thurston29 предложил расположение критического сечения следующим
х ^ к югу 1 = 0.6A для 2
х ^ к югу 1 = - 2D на а / д> 5 (23b)
Если эти значения использовать для нахождения критического сечения, предлагаемая модель сила может быть значительно упрощена. Ссылка местоположение может быть определено как х ^ о ^ к югу = 0.6A - почетный югу ^ ^ x1 при 2 > 5. Прочность на сдвиг пучка может быть непосредственно оценена по формуле. (15) и (18), не используя сдвиг спроса и сдвиг кривых мощности.
Для проверки, упрощенная модель силы по формуле. (23) был применен образцов представлены в таблице 2. Как показано в таблице 2, среднее значение соотношения результатов тестирования сильные предсказать с помощью предложенного метода составила 1,04 со стандартным отклонением 12,8% для стали FRC и FRM. Прочность отношений предсказал другими researchers1, 2,4,6,9,30 приведены на рис. 1.
На рис. 10, влияние конструктивных параметров (прочность на сжатие бетона, процента армирования, а также соотношение объемов волокна) на сдвиг сильные пучков были изучены. Для этого исследования, Li и др.. 'S1 и Лим и др.. S26 образцов были использованы. Для сравнения образцов с одинаковыми размерами и свойствами были отобраны. В таблице 3, размеры и свойства образцов и параметры, используемые в предлагаемой модели силы были представлены в деталях. Как показано на рис. 10 (а), как прочность на сжатие конкретных увеличении сдвига увеличивает прочность. В предложенной модели прочность, прочность на сдвиг пучка зависит от прочности бетона. Высокая прочность на сжатие конкретных повышает предел прочности бетона, что увеличивает прочность на сдвиг пучка. На рис. 10 (б), с увеличением процента армирования, сдвиг увеличивает прочность. В рамках предлагаемого метода, прочность на сдвиг связан с глубины зоны сжатия. По мере увеличения процента армирования, глубина увеличивается зона сжатия.
Кроме того, прочность на сдвиг увеличивается пропорционально в зависимости от соотношения объемов волокна (рис. 10 (с)). Это происходит потому, postcracking прочности увеличивается FRC, как соотношение объемов увеличения стального волокна. В таблице 3 представлены вклад сжатия зоны общей прочности на сдвиг. В S4 с образцами стальных волокон 2% объема, вклад зоны сжатия только 43% от общей прочности на сдвиг. Как показано на рис. 10 и в таблице 3, предложенная модель силы точно предсказать изменения прочности на сдвиг в соответствии с конструктивными параметрами. Тем не менее, Sharma's9 уравнения рекомендовал МСА Комитет 5448 не правильно оценить изменения прочности на сдвиг ..
В настоящей работе предлагается метод был применен просто при поддержке пучков при условии сосредоточенных нагрузок на середине пролета, которые были типичными для установки испытания на сдвиг испытаний. Следует отметить, однако, что прочность на сдвиг пучка может существенно варьироваться в зависимости от поддержки и условиям загрузки. В будущем, необходимо провести дополнительное исследование, чтобы изучить влияние поддержки и условия нагрузки на касательные сильные стали волоконно-железобетонных балок.
ВЫВОДЫ
В железобетонных тонкие лучи, сдвига применяется сила сопротивления основном сжатия зону нетронутой конкретные, а не напряженности зоны. С другой стороны, в волоконно-железобетонных балок, потому что после взлома прочности разработан волокон, применяемых сдвига сила сопротивления также напряженность зоны. В настоящем исследовании, общая численность сдвига определяется как сумма вкладов зоны сжатия и растяжения зоны. Вклад зоне компрессии был оценен рассматривает взаимодействие с сжимающих напряжений разработан изгибающий момент. Вклад растянутой зоне была оценена с учетом эффекта после взлома прочности FRC. Величина и распределение сжимающих напряжений в зоне сжатия зависит от изгибной деформации, что влияет на срез поперечного сечения. Таким образом, в предлагаемом методе, сдвиг кривой потенциала определяется как функция деформации изгиба. При использовании потенциала кривой, улучшенный метод проектирования прогнозировать прочность на сдвиг пучков была разработана.
Предложенная модель была проверена прочность сопоставление с результатами существующих экспериментов на сталь FRC и FRM образцов. Упрощенные модели сил была также разработана для практики дизайна ..
Авторы
Эта работа была поддержана преддокторант стипендиальной программы Корейской научно-исследовательского фонда (КРФ).
Ссылки
1. Li, VC; Уорд, R.; и Хамза, М., "Сталь и синтетических волокон в качестве поперечной арматуры", ACI журнал Материалы, В. 89, № 5, сентябрь-октябрь 1992, с. 499-508.
2. Нараянан, Р. и Дарвиш, IYS, "Применение стальных волокон в качестве поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 84, № 3, май-июнь 1987, с. 216-227.
3. Мансур, MA; Онг KCG и Paramsivam П., "Прочность на сдвиг волокнистых бетонных балок без стремян," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 112, № 9, 1986, с. 2066-2079.
4. Khuntia, M.; Stojadinovic, B.; и Goel, SC, "Прочность на сдвиг нормальной и высокопрочного армированного волокном бетона балок без стремян," Структурные ACI Journal, V. 96, № 2, март-апрель 1999, с. 282-289.
5. Noghabai, К., "Балки из фибробетона в среза и изгиба; эксперимент и модели" Журнал строительной техники, ASCE, В. 126, № 2, 2000, с. 243-251.
6. Ашур, SA; Hasanain, Г. С., и Вафа, FF, "Shear поведение высокопрочных Волоконно-железобетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 89, № 2, март-апрель 1992, с. 176-184.
7. Батсон, G.; Дженкинс, E.; и Spatney Р., стальной фибры, как поперечной арматуры в пучках ", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 69, № 10, октябрь 1972, с. 640-644.
8. ACI Комитет 544 ", Вопросы проектирования для стальной армированного волокном бетона (ACI 544.4R-88)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1988, 18 с.
9. Шарма, А. К. Прочность на сдвиг стали волоконно железобетонных балок, "ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 4, июль-август 1986, с. 624-628.
10. Нееман, AE, и Reinhardt, HW, "с высоким содержанием клетчатки эффективности армированного цемента композиты: HPFRCC 4", RILEM Труды Pro 30, Публикации RILEM SARL, 2003, с. 95-113.
11. Фанелла Д.А., Нааман, AE, "напряженно-деформированного свойства армированного волокном раствора при сжатии," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 3, май-июнь 1985, с. 475-482.
12. Нееман, AE, "Прочность, пластичность, энергии и отклонения упрочнения FRC композиты," Известия МПМ Международное рабочее совещание по ковкого армированного волокном Цементные композиты (DRFCC)-приложений и оценки (DFRCC-2002), Япония бетона институт октября 2002, с. 33-57.
13. Нееман, AE, и Наджм, H., "Бонд-Слип Механизмы стальной фибры в бетоне", ACI журнал Материалы, В. 88, № 2, март-апрель 1991, с. 135-145.
14. Swamy, RN, и Баия, HM, "Эффективность стальных волокон в качестве поперечной арматуры," Бетон International, V. 7, № 3, март 1985, с. 35-40.
15. LaFraugh, RW, и Мустафа, SE, "Экспериментальное исследование применения стальной фибры для поперечной арматуры", технический отчет, конкретный Associates технологии, Такома, штат Вашингтон, январь 1975, стр. 52.
16. Мак-Грегор, JG; Sozen, MA; и ЗИС, CP, "Сила и поведения из предварительно напряженного бетона Балки с веб-Укрепление," Университет штата Иллинойс строительный исследований структурных исследований серии 210, г. Урбана, штат Иллинойс, август 1960.
17. Zararis, ДП, и Пападакис, GC, "Диагональ Shear отказов и размерного эффекта в RC балок без веб Усиление" Журнал строительной техники, ASCE, В. 127, № 7, 2001, с. 733-742.
18. Kotsovos, MD, и Павлович, MN, Ultimate Дизайн Limit-государство железобетонных конструкций: Новый подход, Томас Телфорд, Лондон, 1998, 208 с.
19. Елич И., Павлович, MN и Kotsovos, MD, "Изучение Дюбель действий железобетонных балок," Журнал конкретных исследований, апрель 1999, с. 131-141.
20. Tureyen А. К., Frosch, RJ, "прочности бетона Shear: другой стороны," Структурные ACI Journal, В. 100, № 5, сентябрь-октябрь 2003, с. 609-615.
21. Chen, WF, пластичности в железобетоне, McGraw-Hill, Нью-Йорк, 1982, 474 с.
22. Морша Е., Der Eisenbetonbau, Сена Anwendung унд Theorie, 1 Edition, Im Selbstverlag дер Firma, Neustadt, 1902, 119 с.
23. Амара, КБ "Гриффит моделью энергетического баланса Crack-прогноза роста в железобетоне," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 122, № 7, 1996, с. 683-689.
24. Бажант, ZP ", ГРП Трасс Модель: Размер эффект в Shear Разрушение железобетона," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 123, № 12, 1997, с. 1276-1288.
25. Maalej М., Li, VC, "изгиб / Прочность на соотношение сил в Engineered Цементные композиты" Журнал материалы в области строительства, ASCE, V. 6, № 4, 1994, с. 513-528.
26. Лим, TY; Paramsivam, P.; и Ли, SL, "Момент Shear и способность армированных стальными Волоконно-бетонные балки," Журнал конкретных исследований, V. 39, № 140, 1987, с. 148-160.
27. Шин, SW; Ах, J., и Гоша, СК "Shear Поведение Лаборатория-Sized высокопрочных бетонных балок Усиленный Бары и стальных волокон", армированного волокном бетона: достижения и инновации, SP-142, СО Daniel и СП Шах, американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1994, с. 181-200.
28. Мурти, DSR, и Venkatacharyulu, T., "Белка железобетонных балок, Shear группы," Труды Международного симпозиума по армированного волокном бетона, 1987, с. 286-298.
29. Krefeld, WJ и Терстон, CW, "Изучение сдвига и диагонали Сила натяжения опертой железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 63, № 2, март-апрель 1966, с. 451-476.
30. Квак, Ю.; Эберхард, М. О., Ким. В., а Ким, J., "Прочность на сдвиг стали Волоконно-железобетонных балок без стремян," Структурные ACI Journal, В. 99, № 4, июль-август 2002, с. 530-538.
Входящие в состав МСА Kyoung-Кью Чой научный сотрудник профессор Университета Нью-Мексико, Альбукерке, Н. Mex. Он получил BE, MS, и докторскую степень по архитектуре из Сеульского национального университета, Сеул, Корея. Его исследовательские интересы включают прочность на сдвиг и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.
Hong-Gun парк доцент кафедры архитектурного проектирования в Сеульском национальном университете. Он получил BE и магистра архитектуры в Сеульском национальном университете и защитил докторскую диссертацию в гражданской технике в Университете штата Техас в Остине, Остин, Техас Его исследовательские интересы включают анализ методом конечных элементов и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.
Джеймс К. Уайт, ВВСКИ, является профессор гражданского строительства в Мичиганский университет, Анн Арбор, штат Мичиган Он является председателем комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс, а также является членом Совместного ACI-352 ASCE комитетов, суставов и соединений в монолитных железобетонных конструкций, а также 445, сдвига и кручения.
Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений из железобетонных конструкций.
Механические Анкоридж во внешней шарниры Луч-Column подвергавшимся циклического нагружения
Факторы, влияющие на прочность элементов разработаны с использованием Strut-и-Tie Модели
Влияние коррозии арматуры на ковкого Поведение железобетонных балок
Решетка поперечной арматуры для плит-Column соединения
Сейсмические Поведение Shear-критических железобетонный каркас: Экспериментальное исследование
Аналитические оценки моста Колонны с двойной блокировки Спирали
Натурных испытаний в сборные по всей глубине сборного железобетона системы палубе Группа мост