Разработка / сращивания Длина арматурных прутков
Эта статья представляет собой уравнение для расчета необходимого развития / длина соединения арматурных прутков. Уравнение основано на предыдущие исследования по связи между нормальной прочности бетона (СНБ) и высокопрочного бетона (HSC) и арматуры. Предыдущий предлагаемого уравнения для прогнозирования прочности был изменен, чтобы учесть влияние ребра свойства арматуры. Кроме того, новый параметр для учета влияния поперечной арматуры (TR) на прочность была введена. Сравнение между результатами 284 имеющихся тестов в тех случаях, НСК и HSC показывает, что новые предлагаемые модели очень хорошо коррелирует с результатами теста. С помощью предложенного уравнения для прочности, уравнение для расчета развития / сращивания длина была получена. Уравнения требует предоставления некоторое количество TR по развитию / сращивание длины. Предоставляя расчетной стоимости TR, предлагаемых развития / сращивание длины приведет к адекватной пластичности для пучков с сращивания баров. Предлагаемая процедура хорошо коррелирует с результатами теста ..
Ключевые слова: связь; бетона; развития длины арматуры; ребра; соединения; поперечной арматуры.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Недавние исследования в области связи между бетоном и арматурой, привели к значительному улучшению наших знаний о связи поведения. Влияние примесей микрокремнезема и высокой дальности-водоредуцирующему на прочность, связь керамзитобетонных и высокопрочный бетон (HSC), а также влияние ребра свойства арматурного проката были широко исследованы. Используя результаты этих исследований, новых арматурных сталей с улучшенными свойствами ребра были manufactured.1, 2 исследования также привели в некоторых новых полу-аналитических и эмпирических моделей для прогнозирования связи strength.1-6 новых арматурных сталей с улучшенной связи сил и новых предлагаемых моделей для расчета развития / сращивание длины даст в сокращении стальной арматуры в конструкции, особенно в перегруженных соединений луч-столбец бетонных конструкций. Заторов стали бары создало серьезные проблемы в строительстве HSC конструктивные элементы с малыми размерами.
Пластичности пучков с сращивания бары и другая проблема, которая была в центре внимания в последние годы. Экспериментальные исследования, проведенные Azizinamini др. al.7, 8 показали, что требования ACI кодекса о пластичности изгиб балок с сращивания баров не может быть удовлетворена, поскольку из хрупкого поведения связь провал. Было показано, что некоторое количество поперечной арматуры (TR) необходимы для обеспечения пластичности requirements.8 оздоровительный эффект РТ на прочность также studied.3, 8
Что касается влияния примеси кремнезема дыма и высокой дальности-водоредуцирующему, Есть некоторые противоречия в различных studies.9-12 Существуют также противоречия, когда прочность легкого бетона по сравнению с нормальным concrete.13-16 В обсуждения 12 первых автор объяснил причины противоречий. Было показано, что микрокремнезема не имеет отрицательного влияния на прочность. Кроме того, прочность легких бетонов не может быть меньше, чем у нормальных concrete.16
В случае HSC, было показано, что большинство кода положения и предложенные уравнений ранее представленных для нормальной прочности бетона (НБК) переоценивать прочность ГСК. Это привело к выводу, что прочность связи ГСК меньше, чем у NSC.17 Чтобы сравнить результаты с теми, ННЦ ГСК, мимо исследователи использовали нормированная прочность по отношению к квадратному корню из конкретных прочность на сжатие, то есть , п / (F '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ 17, где и равно ^ югу Ь е ^ к югу S ^ / ^ С конкретными прочность на сжатие. ^ К югу Ь является бар, е ^ с ^ к югу является стресс арматурного проката в связи с тем, г ^ к югу Ь является бар диаметре, и L является встроенный длина стержня в бетон. В двух отдельных дискуссий, 12,18 было показано, что противоречие между результатами различных исследований по прочности из-за следующих проблем:
1. Конкретные прочности при сжатии образцов, как правило, различные в каждом исследовании. Именно по этой причине исследователи использовали нормированные сильные связи, как упоминалось ранее, и сравнил их в различных испытаний. Как уже было показано, 19 однако, нормированная прочность не могут быть независимыми от конкретных прочность на сжатие;
2. В натурных испытаний пучка, распределение напряжений сцепления влияет на связь strength.5, 6 Этот эффект не был, по мнению многих исследователей, и
3. Разброс в связи приводит испытание на прочность естественно значительным. Таким образом, число образцов, испытанных в прошлом исследователей не было достаточно, чтобы иметь возможность достичь приемлемого заключение. В полу-аналитического исследования, проведенного Эсфахани и Rangan, 5,6,19,20 было показано, что, в зависимости от развития / сращивание длины арматурного проката, стоимость п / (F '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ для HSC может быть больше или меньше, чем у НБК. Для коротких длин, нормированного значения п / (F '^ с ^ к югу) ^ SUP 1 / 2 ^ ГСК, как правило, больше, чем NSC.19 С увеличением развития / сращивание длины, величина U / (F '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ уменьшается HSC за счет уменьшения равномерности распределения напряжений связи за арматурного проката встроенные в HSC. Для большей длины, значение ц / (С '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ может быть меньше в случае HSC.
В последнее время Цзо и Darwin2 предложил статистически обоснованных выражение для расчета прочности на СНБ и HSC. Выражение включает эффект TR и ребра свойства арматуры на прочность. Это выражение хорошо согласуется с имеющимися результатами. Влияние TR на прочность также изучали Эсфахани и Rangan.3 Основываясь на исследовании, они изменили свои предыдущие equation5 включить эффект TR по облигациям strength.3 Azizinamini др. al.7, 8 показали важность TR на прочность и пластичность балок сращивания баров. Они изображали, что ACI кодекса пластичности требованиям изгиб лучи не могут быть удовлетворены в пучках с сращивания баров, если некоторые TR предоставляется по сращивания bars.8 Кроме того, они предложили уравнение для расчета TR вместе сращивания баров, необходимых для силы и пластичность изгиб балки. Esfahani18 обсудили возможное влияние различных параметров на пластичность изгиба балок с сращивания баров. Было показано, что необходимое количество TR застраховать соответствующие пластичности может зависеть от других связей parameters.18.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
В настоящем документе рассматривается влияние различных параметров на прочность и пластичность лучей. Предыдущий equation5 для расчета прочности из сращивания баров и развития длины изменяется. Модифицированного уравнения приходится эффект ребра свойства арматуры на прочность. На основе предложенного уравнения, простое уравнение для прогнозирования соединения / развитие длины вложенных баров происходит. Для предотвращения хрупкого разрушения связи вдоль соединения / развитие длина, необходимая сумма TR вычисляется. Количество TR изменения с покрова, разработка / сращивание длины, относительная площадь ребра стальной арматуры, бетона на сжатие и продольный диаметр бар. Уравнение может быть использовано для НБК и HSC.
РАНЕЕ EQUATONS ПО BOND CALCUATION ПРОЧНОСТЬ
На основании исследований Эсфахани и Rangan, 5,6,19 уравнения для расчета прочности между бетоном и арматурой в случаях НБК и HSC был представлен. Уравнение имеет вид
... (1)
где
... (2)
... (3)
... (4)
где C ^ ^ к югу мед является медиана C ^ х ^ к югу, к югу C ^ у ^, и (C ^ S ^ югу г ^ к югу Ь) / 2 и C является минимумом C ^ югу х ^, C ^ у ^ к югу, и (C ^ югу S ^ г ^ к югу Ь) / 2. C ^ х ^ к югу и к югу C ^ у ^ являются покрытие сбоку и снизу покрытия арматурных прутков в мм, соответственно, к югу C ^ S ^ является расстояние между сращивания баров в мм; г ^ к югу Ь это панель, диаметр мм, L это длина соединений в мм и f'c является прочность на сжатие бетона в МПа.
Параметров у и ^ с ^ к югу в формуле. (1) приведены на рис. 1. У прочности является эквивалентом равномерного напряженного связи вдоль арматурного проката на провал. Во время эксперимента, стоимость облигации у сила измеряется с помощью уравнения и = ^ к югу Ь е ^ к югу S ^ / (к югу У местных прочность ^ с ^ к югу является максимальное напряжение связи вдоль арматурного проката на провал. В уравнении. (1), выражения (1 1 / M) / (1,85 0,024 [радикальных] M) и (0,88 +0,12 [C ^ ^ к югу мед / C]) приходится распределения напряжений сцепления по арматурного проката и влияние различных чехлы на прочность, соответственно.
Уравнение (1) впоследствии modified3 включить влияние TR на прочность. Модифицированное уравнение имеет вид
... (5)
, где ^ ^ т к югу есть площадь поперечного арматурного проката в мм2, а S является расстояние между TR в мм.
Уравнение (5) могут применяться к случаям, когда сращивания может быть ограничена или TR неограниченном (без TR) в обоих случаях НБК и HSC. Сопоставление результатов испытаний и расчетных значений показал, что уравнение. (5) хорошо коррелировала с тестом results.3
Уравнение (1) и (5) были основаны на частично трещины толстые Tepfers цилиндр теории и перемещения theory.21 частично трещины теория была использована для расчета максимальных напряжений связи (местная прочность связи) и ^ с ^ к югу вдоль соединения длины. 5,19 перемещения теория была использована для учета распределения напряжений сцепления соединения strength.5 Было показано, что максимальное напряжение U связи югу ^ с ^ и распределение напряжений в сцеплении на сращивание длины различны в НБК и HSC.5 , 19 Как уже говорилось ранее, и видел в формуле. (1) к (4), прочность бетона имеет три основных воздействие на прочность:
1. Увеличение конкретные прочности без трещин цилиндра вокруг арматурного проката увеличивается у местных прочность ^ с ^ к югу;
2. Увеличение несущей способности конкретных перед ребрами арматуры уменьшает угол
3. Увеличение прочности бетона уменьшается равномерность распределения напряжений по связи арматура, и, следовательно, уменьшается эквивалентной равномерной у стресс связи = ^ к югу Ь е ^ к югу S ^ / ^ Поэтому нормированные у прочность / (С '^ с ^ к югу) ^ SUP 1 / 2 ^ в случае HSC больше для коротких длин и небольших долго крепления lengths.5, 18,19
Хотя результаты испытаний показали, что у нормированная прочность / (С '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ в короткий увеличения длины с увеличением прочности бетона, 19 было также видно, что для конкретных преимуществ более 70 МПа с добавками микрокремнезема высокого диапазона-водоредуцирующему, и малые агрегаты, п / (F '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ не может расти с конкретными strength.11, 18,22 Ранее он был reported10, что наличие примеси кремнезема дыма и высокой дальности waterreducing примесей вызвало у / (С '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ к снижению случае HSC. Последние испытания, однако, показали, что эти добавки не могут быть основными факторами в уменьшении п / (F '^ к югу с ^) ^ SUP 1 / 2 ^ .9,11 сокращение п / (F' ^ с суб ^) ^ SUP 1 / 2 ^ в случае HSC из мелких размеров агрегатов может быть объяснено теории механики разрушения в бетоне, в которых конкретные считается квазихрупкое material.23 Такое поведение конкретных предотвращает внезапное сжатие или растяжение неудачи и приводит к "смягчению" поведение в ответ нагрузки и деформации.
Размягчения поведения бетона по каким-либо ужесточения механизмов, таких, как совокупные преодоления в зоне процесса разрушения бетона (рис. 3) ..
Совокупный размер влияет на это поведение. Результаты тестов и предлагаемых моделей конкретных механики разрушения показали, что с ростом совокупного размера, твердости конкретных increases.23 Таким образом, HSC совокупный малогабаритных более хрупким, чем обычного бетона, который широко используется во многих экспериментальных исследованиях. Хрупкости HSC совокупный малого размера может быть причиной снижения п / (F '^ с ^ к югу) ^ SUP 1 / 2 ^.
Экспериментальные исследования для конкретных преимуществ более 70 МПа сделал с малогабаритным aggregates7 показали, что уравнения. (2) больше подходит для местных связей strength.18 Большинство результатов испытаний на HSC представленные Azizinamini др. al.7 коррелировала лучше с выражением. (1) при и ^ с ^ к югу была рассчитана по формуле. (2), а не формула. (3) .18 Поэтому консервативные использовать только формулы. (2) для расчета и ^ с ^ к югу на все случаи НБК и HSC. Позже в этой статье, уравнения. (1) будет изменен с целью включения воздействия ребра свойств стального проката и TR на расчетах прочности. Для всех конкретных преимуществ, однако, уравнения. (2) будет использоваться для расчета и ^ с ^ к югу.
Новая попытка была сделана Цзо и Darwin2 получить уравнения для расчета прочности связи, разработка и сращивание длины. Они предложили статистически обоснованных выражение прогнозировать прочность и необходимости развития / сращивание длины. Их предлагается выражения, хорошо коррелировали с результатами других исследований испытания даются
... (6)
... (7)
где
т ^ к югу г = 0,28 9.6Rr;
T ^ Sub D = 0.78d ^ югу Ь 0,22;
^ К югу б = одной сращивания бар, in.2;
л ^ Sub D = соединения или развития длина, дюйм;
с ^ ^ к югу мин, с ^ к югу макс = минимальное или максимальное значение С югу ^ S ^ или СВ (с ^ ^ к югу макс / с ^ ^ к югу мин = 3,5), дюйм;
C ^ югу ы = мин (с ^ ^ к югу си 0,25 дюйма, с ^ ^ к югу S0), дюйм;
с ^ ^ к югу си = 1 / 2 четких расстояния между стойками, дюйм;
с ^ ^ к югу S0, CB = сбоку или снизу крышку арматура, дюйм, а также
f'c = прочность бетона на сжатие, фунтов на квадратный дюйм; f'c 1 / 4, бар.
В настоящем исследовании, представленном выражения Цзо и Darwin2 используются для прогнозирования и сравнить сильные связи из разных серий испытаний. Полученные результаты сравниваются с данными, рассчитанного с использованием предложенных уравнений, которые будут представлены в настоящем документе.
BOND ПРОЧНОСТЬ промежуточными РАЗВИТИЯ ДЛИН
В уравнении. (5), выражение (1 ^ к югу 0.28A т ^ / S), что составляет влияния TR на прочность развития длины / сшивания не зависит от конкретной толщины покрытия и диаметра продольных стержней арматуры. Было показано, 24,25 однако, что напряжение в TR зависит от состояния растрескивания слоя бетона. Для покрытия noncracked напряжение в TR незначительна, поэтому наличие TR не может увеличить прочность значительно. После конкретные трещин покрытия, растягивающие напряжения перехода от конкретного к TR. При больших значениях C / D ^ Ь к югу, сила передается большой. В этом случае, при наличии достаточных к югу ^ ^ т / S не используется, TR не может быть в состоянии противостоять растягивающие силы передаются от конкретного к стали, и она не сразу же после уступок. Таким образом, малое значение ^ ^ к югу т / S не может увеличить прочность, где C / D ^ к югу Ь велика, и выражение 0.28A 1 ^ ^ к югу т / S может не быть в силе. Иными словами, для более высокое значение C / D ^ к югу Ь, большее значение ^ ^ к югу т / S требуется, чтобы иметь возможность увеличить прочность.
Это рассуждение приводит рассмотреть отношение (к югу ^ ^ т / S) / (C / D ^ к югу Ь), а не к югу ^ ^ т / S и ранее, для оценки влияния TR на прочность . Другой параметр, который целесообразно рассмотреть вопрос является (^ ^ к югу т / S) / (C / Ab), где ^ к югу Ь есть площадь продольного стержня со специальной югу ^ Ь диаметром ..
На основании предыдущих экспериментальных испытаний Data1 ,26-30, содержащий только TR на стыке прочности прогнозируется по формуле. (1) и (2). Эти результаты в таблицу и представлены в таблице 1. Отношения между и ^ к югу тест ^ / и ^ ^ к югу известково и (суб ^ ^ т / S) / (C / D ^ к югу Ь), а также (к югу ^ T ^ ^ ^ к югу б / CS ) приведены на рис. 4 и 5 соответственно.
Сопоставление рис. 4 и 5 показывают, что параметр (к югу ^ т ^ ^ ^ к югу б / CS) приводит к лучшей корреляции между измеренным и расчетным значениям. Наиболее подходят для линии связи между и ^ к югу тест ^ / и ^ ^ известково к югу и к югу ^ т ^ ^ ^ к югу б / CS должна включать в себя точки (0, 1). В этом случае, по югу ^ T ^ Ab / C ^ югу ы = 0, авторы и ^ ^ к югу испытаний / и ^ к югу известково = 1. Линии, представляет собой наилучший показано на рис. 5 и имеет вид
... (8)
В уравнении. (8), к югу ^ т ^ и ^ к югу Ь в мм2, а C и S в мм. Используя формулу. (1) и (8), сращивание силы выражается
... (9)
Как уже упоминалось, еще один параметр, который влияет на прочность это ребро свойства арматуры. Уравнение (9) следует изменить, чтобы включить этот эффект. Недавно, Дарвин и др. al.1 представлены результаты испытаний с использованием арматуры с высокой относительной области ребра Р. Таким образом, если TR используется, бары с более высокой относительной области ребра R Эти результаты использованы здесь для учета влияния R в уравнении прочность. На рисунке 6 показано соотношение и ^ к югу тест ^ / и ^ ^ к югу известково по формуле. (1) и тесты с R Наилучшим образом подходит для результаты представлены на рис. 6 дается
... (10)
Исходя из этого, уравнения. (8), изменить и включить в ребро эффекты, как следует
... (11)
в которой / ^ к югу R = 1 для R
Используя формулу. (11), прочность рассчитывается
... (12)
Сравнение уравнения. (12), а также результаты 284 тестов представлены в таблице 2. Это включает в себя результаты тестов на связь в развитии длины и соединений в НБК и HSC. Эти испытания были отобраны из литературы, используя следующие ограничения:
* C / D ^ к югу Ь
* Балки с двумя или более длины развития и сращивания баров;
* Сращивания расположен близко к нижней части света;
* Прочность напряжения в арматурного проката при отказе менее чем предел текучести и
* Отказ был обусловлен связью.
Результаты тестирования приведены в таблице 2 делятся на четыре группы: сращивания не ограничиваются TR, промежуточными ограничена TR, развития протяженности, а также испытания HSC соединения. Для каждой группы, среднее значение и стандартное отклонение для тестирования / расчетные значения приведены. Кроме того, среднее значение и стандартное отклонение для тестирования / расчетные значения сочетание различных группах. Для сращивания не ограничиваются TR (группа 1), среднее значение 1,000, со стандартным отклонением 0,077. Для соединения 174 тестов в группах 1 и 2, среднее значение 1,017, со стандартным отклонением 0,093. Для проведения испытаний на развитие длины (группа 3), среднее значение 1,017, со стандартным отклонением 0,138. Он отметил, что прочность связи в развитии длин близка к таковой в сростков. Среднее значение и ^ ^ к югу испытаний / и ^ ^ к югу известково для испытаний 206 групп 1, 2 и 3, 1,017, со стандартным отклонением 0,101. Группа включает в себя 4а результаты испытаний соединений в HSC пучков. За 62 испытаний, проведенных др. Azizinamini и др., 7,36 среднее значение 0,952, со стандартным отклонением 0,071.
Для испытаний 268 групп от 1 до 4, a с НБК и HSC, среднее значение 1,002, со стандартным отклонением 0,099. Результаты испытаний (группа 4, b) с HSC получены Эсфахани и Rangan5 и Хуанг, Leu и Hwang17 показали выше прочности связи по сравнению с результатами, приведенными в Azizinamini др. al.7, 36 По этим двум серии испытаний, среднего значения и ^ ^ к югу испытаний / и ^ ^ к югу известково являются 1,32 и 1,37, соответственно. Для всех 284 результатов, включая испытания, проведенные Эсфахани и Rangan5 и Хуанг, Leu, и Хуанг, 17 среднее значение тест, рассчитанный сильные облигаций 1,02 со стандартным отклонением 0,128. Таблица 2 также представляет среднее значение и стандартное отклонение значения для уравнения. (6) предложенный Цзо и Darwin.2 Для уравнения. (6), среднее значение тест, рассчитанный сильные связи составляет 0,97, со стандартным отклонением 0,139. Сравнение показывает, что уравнения. (12) предсказывает прочность более точно, чем уравнение. (6) ..
Таблица 2 также включает в себя результаты, рассчитанные по выражению (уравнение (6)) предложенный Цзо и Darwin.2 Сравнение уравнения. (12) и (6) для различных комбинаций тест групп представлены в таблице 2. Для всех тестовых групп, формула. (12) коррелирует лучше с результатами теста по сравнению с формулой. (6). Значения ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу в колонке 4 таблицы 2, обсуждаются в следующем разделе этого документа.
ПРОЕКТ УРАВНЕНИЕ прогнозировать развитие / SPLICE ДЛИНА
Уравнение (12) может быть выражен в терминах максимальных растягивающих сил в укреплении бар
... (13)
В уравнении. (13), параметр M, данное уравнение. (4) зависит от развития / соединения длиной L. Таким образом, развитие / L длина соединения могут быть рассчитаны только по формуле. (13) в рамках процесса проб и ошибок. Это не может быть подходящим методом расчета на практике. В дальнейшем, на основе соответствующих предположение, простые уравнения для расчета развития / длина соединения будут выведены из уравнения. (13).
Уравнение (13) может быть задана
... (14)
где
... (15)
... (16)
Из уравнения. (14), максимальное усилие натяжения в арматурного проката рассчитывается
T =
Для и ^ с ^ к югу, уравнение. (2), включить в уравнение. (17), то переставить следующим
... (18)
Уравнение (18) может быть задана
T = (^ к югу 3 ^ [радикальных] е '^ с ^ к югу L) (подпункт 1 ^ ^ ^ ^ к югу 2) (19)
где
... (20)
Развития / сращивания требуемой длины, чтобы противостоять растягивающие силы Т может быть задана
... (21)
Значение ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу в формуле. (21) зависит от развития / продолжительность соединения и количество TR (уравнение (15) и (16)). Для целей проектирования, количество TR может рассматриваться как произвольное значение. Для каждого произвольное значение, определенное значение развития / L длина соединения не требуется. В дальнейшем будет показано, что произвольное значение может быть определяется с учетом стоимости 1 ^ ^ к югу ^ 2 ^ к югу, как константа. Это приведет к простое уравнение для расчета необходимого развития / сращивание длины.
В уравнении. (14), параметр ^ 2 ^ к югу, как определяется формулой. (16) счета за влияние к югу C ^ ^ мед / C и TR на прочность. Предыдущие исследования показали, что при адекватной TR используется, равномерности распределения напряжений связи и, следовательно, прочность, увеличивается. Существует ограничение, однако, по влиянию TR на прочность. Многие экспериментальные исследования были проведены для определения максимального эффективного значения TR. Из-за взаимодействия различных параметров, однако, не соответствующее значение до сих пор не предложили.
В уравнении. (14), параметр ^ ^ 1 к югу счетов за влияние связей распределения напряжений по арматурного проката на прочность. Как развития / увеличивает продолжительность соединения, равномерность распределения напряжений связи и, следовательно, стоимость 1 ^ ^ к югу, уменьшается. С другой стороны, TR увеличивается равномерность распределения напряжений связи и прочность. Таким образом, снижение стоимости 1 ^ ^ к югу и, следовательно, прочность связи в более длинный, может быть компенсировано за счет увеличения количества TR. Исходя из этого, целесообразно, чтобы сохранить множество а ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу от постоянной точки зрения дизайна. Это не только приведет к аналогичным распределения напряжений в связи арматуры в разных случаях, но также приведет к простое уравнение для расчета необходимого развития / сращивание длины. Кроме того, можно застраховать соответствующие пластичности, применяя постоянное значение для ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, и минимальное количество TR. Для получения соответствующих постоянное значение для ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, колеблется от практических результатов эксперимента изучали ..
Для всех тестов с TR приведены в таблице 2, значения ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу рассчитываются как показано на рисунке. Средняя стоимость 1 ^ ^ к югу ^ 2 ^ к югу составляет 0,85. Использование ^ ^ 1 подпункта 2 ^ к югу = 0,85 в формуле. (21) приводит к следующей формуле для вычисления длины связи
... (22)
где
... (23)
Уравнение (22) просто вычисляет развития / соединения длиной L. Расчетная длина, однако, должна удовлетворять уравнению ^ ^ 1 подпункта 2 ^ к югу = 0,85, в которых ^ 1 ^ к югу зависит от L. Подставляя. (15) и (16) для ^ ^ 1 к югу и к югу ^ 2 ^ и приравняв его результаты в 0,85
... (24)
Результаты испытаний показывают, что при TR используется величина M гораздо меньше, чем 30. По Эсфахани и Rangan, 39 M
^ к югу 1 ^ = 0,52 (1 1 / M) (25)
Используя формулу. (25) для ^ ^ 1 подпункта 2 ^ к югу = 0,85 приводит к
... (26)
Уравнение (26) упрощается до получения параметра е ^ к югу R ^ ^ ^ к югу т ^ к югу Ь / CS следующим
... (27)
Таким образом, к югу ^ ^ т / S может быть вычислена по
... (28)
В результате, потребовало разработки / сращивание длины к сопротивлению нагрузки T может быть просто рассчитывается по формуле. (22), когда соответствующие TR рассчитывается по формуле. (28) осуществляется по развитию / сращивание длины.
Уравнение (28) была получена на основе предположения о постоянном значении 0,85 за 1 ^ ^ к югу ^ 2 ^ к югу. Как говорилось ранее, равномерности распределения напряжений сцепления на развитие / длина соединения в основном зависит от величины ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу. Для постоянного значения ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, распределение напряжений сцепления должны быть аналогичны в разных случаях. Это может привести подобное поведение облигаций и пучка пластичности. Следует отметить, что это можно считать еще и постоянной значение для ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу. В этом случае коэффициент 1,63 в формуле. (28) будет меняться соответственно. Очевидно, что большее значение ^ ^ 1 к югу ^ 2 ^ к югу результаты в меньшей соединения / длина L развития и большее значение TR ^ ^ к югу т / S. Согласно результатам анализа, представленные в настоящем документе, любые предположения на постоянное значение ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу является приемлемым. Значение ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, однако, должно быть ограничено максимальным и минимальным значениями. Максимальное значение необходимо потому, что тот факт, что эффект TR ^ югу T ^ / S по прочности ограничен.
Минимальное значение, необходимых для обеспечения минимального пластичности для изгибных членов. Дальнейшие экспериментальные исследования необходимы, чтобы иметь возможность определить максимальное и минимальное значения ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу. Предлагаемое значение 0,85, что на основе предыдущих данных испытаний является разумным и целесообразным, однако ..
РАСЧЕТ развития / SPLICE ДЛИНА (ДИЗАЙН РЕЗЮМЕ)
Необходимости развития / сращивание длины дал
... (22)
где / ^ с ^ к югу является растягивающие напряжения в арматурного проката на провал. Скромным подсчетам, F ^ югу S ^ можно заменить на / ^ у ^ к югу, которая также обеспечивает запас прочности. ^ К югу Ь есть площадь продольной арматурного проката, а также
... (23)
Развития / сращивания длина L рассчитывается по формуле. (22) необходимы следующие значения TR, которые будут использоваться
... (28)
где / ^ к югу R = 1 для баров с R
В таблице 3 представлены развития / сращивание длины рассчитывается по формуле. (22) со значениями TR в соответствии с формулой. (28). Все значения на основе параметров и измерять прочности связи проведенных испытаний Дарвина и др. al.1 контрольных значений L, ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, и к югу ^ т ^ / S приведены в колонках 2 через 4 таблицы 3. Ь и ^ ^ т к югу / S в колонках 5 и 7 были рассчитаны по формуле. (22), используя постоянную величину ^ 1 ^ к югу ^ к югу 2 = 0,85. Значение находится в пределах 0,85 диапазонов значений в разных опытах, как видел в колонке 3. Расчетные значения L и ^ ^ т к югу / S сравнимы с тестовыми данными. Например, фактические значения L, ^ ^ т к югу / S, а ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу испытаний в 2,1-8S0 являются 610 мм, 0,82 мм и 0,75, соответственно. Использование вышеупомянутой процедуры расчета развития / сращивание длины предлагаемого постоянного значения ^ 1 ^ к югу ^ к югу 2 = 0,85, Ь и ^ ^ к югу т / с, 538 и 1,30 мм соответственно. Сопоставление результатов испытаний и расчетных значений L и ^ ^ к югу т / S показывает, что уравнения.
(22) и (28) приведет к сокращению развития / сращивания длину, чем испытания, и с большим значением TR. Преимущество предлагаемой процедуры является то, что во всех случаях значения TR рассчитаны на основе тех же значение для ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу. Как уже упоминалось ранее, за те же значения ^ ^ 1 подпункта 2 ^ ^ к югу, распределение напряжений по связи арматурного проката является аналогичной. Это может привести к аналогичным пластичности для изгиба балок различной сращивания баров ..
ВЫВОДЫ
Эта статья представляет собой уравнение для расчета необходимого развития / сращивание длины. Предлагается уравнение простой, практичной и точной. На основе анализа и результатов испытаний, то необходимо предоставить некоторое количество TR над развитием / сращивание длины. Уравнение был представлен расчет необходимого количества TR для каждого развития / сращивание длины. Основные параметры, влияющие на прочность были приняты во внимание в предлагаемом уравнений. Влияние ребра свойства арматурного проката на прочность была изучены и включены в эти уравнения. Утверждается, что порядок, обеспечить значение для TR по развитию / сращивания длина может рационально доходность к адекватной пластичности для пучков с сращивания баров.
На основании результатов этого исследования, следующие выводы:
1. Предлагаемого уравнения прочность может точно объяснить свойства ребра арматуры на прочность;
2. Предлагаемого уравнения прочность, которая рассматривает влияние TR улучшает прогнозирование прочности значительно. На основании результатов испытаний 284, среднее значение измерений, рассчитанный отношение прочности связи является 1,021, со стандартным отклонением 0,128. Эти значения показывают, что для всех случаев, уравнение очень хорошо коррелирует с результатами теста, а также
3. Предлагаемого уравнения для расчета развития / сращивание длины требует обеспечения номинальной стоимости TR по развитию / сращивание длины. Эта процедура может оказаться адекватным выходом пластичности для пучков с сращивания баров. Предлагаемая процедура очень хорошо коррелирует с результатами теста. Дальнейшие исследования, однако, рекомендуется проверить прочность и пластичность пучков с сращивания баров с помощью предложенных значений L и ^ ^ к югу т / S.
Нотация
^ К югу Ь = площадь продольной арматурного проката
^ ^ К югу т = площадь поперечного один арматурного проката
C = минимум [C ^ х ^ к югу, к югу C ^ у ^, (C ^ югу S ^ г ^ к югу Ь) / 2]
C ^ югу мед = медиана [C ^ х ^ к югу, к югу C ^ у ^, (C ^ югу S ^ г ^ к югу Ь) / 2]
C ^ югу ы = расстояние между сращивания баров
C ^ югу х = боковой крышки
C ^ югу у = нижней крышке
г ^ к югу б = прутка диаметром
е '^ к югу с = сжатие прочность бетона
F ^ югу R = коэффициент включить влияние относительной площади ребра на прочность
ф = предел текучести поперечной арматуры
L = развития / длина соединения
R = относительная площадь ребра = прогнозируемых ребра области нормали к оси бар / (нормальный по периметру бара
S = шаг поперечной арматуры
U, U ^ югу известково = рассчитывается прочность
и ^ к югу с = местных прочность
и ^ к югу тест = измеряется прочность
Ссылки
1. Дарвина, D.; Толен, мл; Idun, Е. К. и Цзо, J., "сращивания Прочность Высокая относительная площадь ребер арматуры", ACI Структурные Journal, V. 93, № 1, январь-февраль 1996, с. 95-107.
2. Цзо, J., и Дарвин, Д. ", для сращивания прочности обычных и высокой относительной ребер района бары в норме и высокопрочный бетон", ACI Структурные Journal, В. 97, № 4, июль-август 2000, с. 630-641.
3. Эсфахани, MR, и Rangan Б. В. Влияние поперечной арматуры по прочности прочности при растяжении сращивания ", цементных и бетонных композитов, В. 22, 2000, с. 159-163.
4. Эсфахани, MR, и Rangan Б. В. Оценка предлагаемых изменений в AS3600 прочности положения ", австралийский журнал зданий и сооружений, т. 2, № 1, 1999, с. 31-36.
5. Эсфахани, MR, и Rangan, Б. В. ", связь между нормальной прочности и высокопрочный бетон (HSC) и арматуры в соединений в пучках", ACI Структурные Journal, В. 95, № 3, май-июнь 1998, с. 272-280.
6. Эсфахани, MR, и Rangan, Б. В. ", связь между высокопрочный бетон (HPC) и арматуры в сращивания пучков", высокопрочный бетон, Труды третьей КАНМЕТ / ACI Международной конференции по высокопрочный бетон, SP- 172, В. М. Malhotra, под ред. американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1997, с. 971-992.
7. Azizinamini, A.; Павел, R.; Хатфилд, E.; и Гош, SK, "Поведение Lap-сращивания арматуры уложенные в высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, V. 96, № 5, сентябрь -октябре 1999, с. 826-836.
8. Azizinamini, A.; Дарвина, D.; Eligehausen, R.; Павел, R.; и Гош, SK ", предлагаемые изменения в ACI 318-95 развития напряженности и Lap для сращивания для высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, V . 96, № 6, ноябрь-декабрь 1999, с. 922-927.
9. Gjorv, О.; Монтерио, PJM и Мехта, ПК, "Влияние конденсированного микрокремнезема на железобетонных Бонд", ACI Журнал материалы, V. 87, № 6, ноябрь-декабрь 1990, с. 573-580.
10. Хван, S.-J., Ли, Y.-Y. и Ли, C.-S., "Влияние микрокремнезема на прочность для сращивания деформированных Батончики высокопрочный бетон", ACI Структурные Journal, В. 91, № 3, май-июнь 1994, с. 294-302.
11. Эсфахани, MR, "Влияние микрокремнезема, суперпластификатор и прочности бетона в железобетонных Бонда," Труды Третьей международной конференции по бетону в тяжелых условиях, Ванкувер, Канада, июнь 2001, с. 1303-1310.
12. Эсфахани, MR, обсуждение "Бонд прочность арматуры в высокопрочный бетон: Роль микрокремнезема, Кастинг Положение и Суперпластификатор Дозировка", по Хамад и Итани МСА Журнал материалы, V. 96, № 4, июль-август . 1999, с. 510-511.
13. Berge, О. ", железобетонных конструкций в легких бетонов", кандидатская диссертация, Технологический университет Чалмерса отдела железобетонных конструкций, публикация 81:3, Гетеборг, 1981.
14. Мор, А. "железобетонных Бонда в высокопрочного легкого бетона," ACI журнал Материалы, В. 89, № 1, январь-февраль 1992, с. 76-82.
15. Кларк, JL, и Birjandi, FK, "Прочность Тесты для ребристые Бары в керамзитобетонных," Журнал конкретных исследований, т. 45, № 163, 1993, с. 79-87.
16. Эсфахани, MR "Локальная прочность арматурных прутков уложенные в керамзитобетонных", Труды Второй международный симпозиум по структурной керамзитобетонных, Норвегия, 2000, с. 197-203.
17. Хван, S.-J.; лей, Y.-R. и Хуанг, H.-L., "Прочность Бонд деформированных Батончики высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, V. 93, № 1 , январь-февраль 1996, с. 11-20.
18. Эсфахани, MR, дискуссии на тему "Поведение Lap-сращивания арматуры уложенные в высокопрочного бетона", по Azizinamini, Павел, Хатфилд, и Гоша, ACI Структурные Journal, В. 97, № 4, июль-август 2000, p. 669.
19. Эсфахани, MR, и Rangan, Б. В., "Локальная прочность арматурных прутков в нормальной прочности и высокопрочный бетон (HSC)," Структурные ACI Journal, В. 95, № 2, март-апрель 1998, с. 96-106.
20. Эсфахани, MR, и Rangan Б.В., "Усиление железобетонных Бонда в нормальных и высоких прочности бетона," Международная конференция по высокопроизводительных высокого прочности бетона (HPHSC), Перт, Австралия, август 1998, с. 367-378.
21. Tepfers Р., Теория Бонд Применительно к Перекрываемое растяжение сращивания Арматура Деформированные Бруски ", публикация № 73:2 отдела железобетонных конструкций, Технологический университет Чалмерса, Гетеборг, 1973, 328 с.
22. Эсфахани, MR, и Rangan Б. В. Влияние химических добавок на усиление железобетонных Бонд, "II Международная конференция по высоким конкретных действий, а также производительности и качества бетонных конструкций, Бразилия, июнь 1999, стр. 8.
23. Шах, SP; Шварц, SE и Оуян, C., Механика разрушения бетона: Применение механики разрушения для бетона, камня и других квази-хрупких материалов, Wiley-Interscience, 1995, 592 с.
24. Рейнолдс, GC, и Биби, AW, "Прочность деформированных бары," Труды Международной конференции по Бонд в бетоне, Пейсли, Шотландия, июнь 1982, с. 434-445.
25. Морита, S., и Фуджи, С. "Бонд Емкость Деформированные Бруски вследствие расщепления Ближайшие Бетон", Труды международной конференции по Бонд в бетоне, Пейсли, Шотландия, июнь 1982, с. 331-341.
26. Rezansoff, T.; Akanni, A.; и Спарлинг, B., "Предел сращивания Lap при статическом нагружении: Обзор Предложено ACI 318 положений кодекса," Структурные ACI Journal, В. 90, № 4, июль-август . 1993, с. 374-384.
27. Ferguson, ТЧ и Брин, JE, "Lapped сращивания обеспечивает высокую прочность арматуры", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 62, № 9, сентябрь 1965, с. 1063-1078.
28. Ferguson, ТЧ и Кришнасвами, CN, "Предел Lap сращивания-Часть 2: Проектирование Рекомендация для подпорной стенки соединений и больших сростков Бар," Научно-исследовательский отчет № 113-3, Центр по шоссе, Университет штата Техас в Остине, Остин, Техас, апрель 1971, 60 с.
29. Хестер, CJ; Salamizavaregh, S.; Дарвина, D.; и МакКейб, SL, "Бонд из эпоксидным покрытием Усиление: сращивания", ACI Структурные Journal, В. 90, № 1, январь-февраль 1993, с. 89-102.
30. Томпсон, MA; Jirsa, JO; Брин, JE, а Meinheit, DF, "Поведение нескольких сростков Lap в широких слоев", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 2, февраль 1979, с. 227-248.
31. Чинн, J.; Ferguson, ТЧ, и Томпсон, JN, "Lapped соединений в железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 52, № 10, октябрь 1955, с. 201-213.
32. Чемберлин, SJ, "Расстояние между сращивания Бары в пучках", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 54, № 2, февраль 1958, с. 689-697.
33. Ferguson, ТЧ и Брисеньо, Е. А. Прочность Lap сращивания-Часть 1: Сохранение настенного типа, меняющегося Момент зоны "Доклад исследований Нету 113-2, Центр по шоссе, Университет Техаса в Остине, Остин, Техас, Июль 1969, 31 с.
34. Трис, РА и Jirsa, JO, "Бонд прочность эпоксидным покрытием Арматура", ACI журнал Материалы, В. 86, № 2, март-апрель 1989, с. 167-174.
35. Чой, OC; Hadje-Гаффари, H.; Дарвина, D.; и МакКейб, SL, "Бонд из эпоксидным покрытием Усиление: Бар Параметры", ACI журнал Материалы, В. 88, № 2, март-апрель 1991, с. 207-217.
36. Azizinamini, A.; Старк, M.; Роллер, JJ, и Гош, С. К. Бонд Выполнение арматуры уложенные в высокопрочного бетона ", ACI Структурные Journal, В. 90, № 5, сентябрь-октябрь 1993, с. 554-561.
37. Кемп, EL; Вильгельм, WJ; Chen, Нью-Джерси, и Алка, RB, "Исследование параметров, влияющих на поведение Бонда с видом на создание дизайна Критерии," Инженерная опытной станции, West Virginia University, Morgantown, W.Va., В. 1, ноябрь 1977, 212 с.
38. Кемп, EL; Вильгельм, WJ; Chen, Нью-Джерси, и Алка, RB, "Исследование параметров, влияющих на поведение Бонда с видом на создание дизайна Критерии," Инженерная опытной станции, West Virginia University, Morgantown, W.Va., V. 2, ноябрь 1977, 181 с.
39. Эсфахани, MR, и Rangan Б. В. Исследования по связи между бетона и арматуры, "Доклад исследования № 1 / 96, Технологический университет Кертин, Перт, Австралия, март 1996, 315 с.
М. Реза Эсфахани является доцент кафедры гражданского строительства на Фирдоуси университет, Мешхеде и Ираном. Он получил степень магистра по Тегеранский университет, Тегеран, Иран, и степень доктора философии от Университета Кертин, Перт, Западная Австралия. Его исследовательские интересы включают железобетонных связи поведения, железобетонные колонны и shearwalls, прочности бетона, а также поведение железобетонных члены укрепить fiberreinforced укрепление полимера.
Входящие в состав МСА М. Реза Kianoush профессор гражданского строительства в Райерсон университета в Торонто, Онтарио, Канада. Он получил докторскую степень в Университете Альберты, Альберта, Канада в 1986 году. Он является членом комитета ACI 350, инженерной экологии бетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают аналитического моделирования железобетонных конструкций при сейсмических нагрузок.