Аналитическая модель для прогнозирования нелинейных изгиб Поведение Коррозия железобетонных балок

Новая аналитическая модель, которая предсказывает нелинейных изгибных поведение как коррозия и вновь построенных железобетонных балок, представлен в настоящем документе. Предыдущие исследования в этой области, рассматриваются, и их основной недостатки будут выделены. В предложенной модели, прогиб железобетонной балки рассчитывается по удлинению арматуры между изгиб трещины, а не от кривизны пучка разделов. Модель объясняет сокращение стали площадь и изменение прочности на сталь до конкретных интерфейс вследствие коррозии. На основе опубликованных данных, новые связи стресс-скольжения модель, которая объясняет изменения прочности в результате коррозии предлагается. Изгибных модель была реализована в компьютерной программе. Экспериментальное исследование проводилось с целью изучения точности модели. Сравнение предсказаний модели с экспериментальными данными показало, что модель правильно предсказывает прогиба от нагрузки кривых и ржавых и вновь построено пучков ..

Ключевые слова: связь; коррозии; отклонения; прогиб.

(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Хотя железобетона (RC) структур зачастую уязвимы для повреждения коррозии стальной арматуры, нет подходящего анализ имеющихся в настоящее время предсказать поведение изгиб RC ржавые балки. Условия, где связь частично сокращены на коррозию стальной арматуры не распространяется на обычные кодексы практики. Это объясняется тем, что задача моделирования влияния частичная потеря связи на сталь до конкретных интерфейс на изгиб поведение RC пучков трудно.

Там были многочисленные экспериментальные исследования поведения RC пучков страдающих от активной corrosion.1-3 модели для прогнозирования времени на коррозионное растрескивание также presented.4-5 Напротив, мало внимания уделяется разработке моделей для нелинейного изгиба поведение RC ржавые балки. Общеизвестно, что отказ от коррозии пучков разрушение при изгибе связи могут возникнуть из-за потери стали крепления на концах beam.6-7 в реальных ситуациях, однако, стальной арматуры, как правило, в течение непрерывного поддерживает. В этом случае, необходимо, чтобы модель поведения RC пучков с частичной потерей связи только в пределах пролета между опорами.

Эта статья предусматривает новые аналитические модели, которая предсказывает нелинейных изгибных поведение как коррозия и вновь построено RC пучков. Обзор предыдущей модели наряду с их основной недостатков предшествовала модель разработки. Допущений, использованных при разработке модели наряду с производными на основные компоненты модели представлены. На основе опубликованных данных, новые связи стресс-скольжения модель, которая предсказывает сильные связи проржавевших пучков на различных уровнях ущерба предлагается. Изгибных модель была реализована в компьютерную программу, чтобы выяснить простоты и практичности.

Экспериментальные исследования проводились с целью изучить надежность модели. В исследование было включено девять испытаний RC балок, 152 Восемь образцов коррозионного повреждения на срок до максимум 33% стали массой, а один образец не ржавые, чтобы служить в качестве контроля. После тестирования на провал, стали купоны были извлечены из ржавых зоны каждого луча, очистить от ржавчины в соответствии с ASTM G1-90, 8 и взвешиваются для измерения потерь стали массовые вследствие коррозии. Сопоставление экспериментальных и прогнозируемых результатов был проведен для изучения точности модели.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Чтобы определить, когда ржавые структур RC должны быть восстановлены, сокращение прочность и жесткость должна быть известна. Обычные методы проектирования не содержат методики расчета предсказать поведение изгиб RC ржавые балки. Таким образом, новые модели, которые могут предсказать прогиба от нагрузки кривых RC пучков страдающих от активной коррозии были разработаны и внедрены в компьютерную программу. Модель учитывает эффектов сокращение стали площадь и изменение прочности в результате коррозии на изгиб поведение RC пучков. Компьютерная программа дает точные прогнозы на изгиб поведение как коррозия и вновь построено RC пучков.

РЕЗЮМЕ предыдущих исследований

Эйр-Nokhasteh модели

Эйр и Nokhasteh9 представил алгебраической формулировки, которая предсказывает, предел прочности RC ржавые балки. Стальной арматуры считалось совершенно несвязанные за разной длины луча. Было обнаружено, что выше критической длины debonded, дробление конкретные предшествовали податливость арматуры даже при железобетонных балок, которые снизили грузоподъемность. Первичного недостатки модели Эйр-Nokhasteh являются:

* Модель упрощает напряженно-деформированное поведение бетона. Исследователи взяли на себя конкретные вести себя как линейно-упругой материала;

* Модель предполагает полную потерю связи между стали и бетона, которые не представляют в полевых условиях. Предполагая, полная потеря связи между стали и бетона изменения поведения с лучом, чтобы связали арки действий, а также

* В модели не могут предсказать всю кривую нагрузки отклонения ржавые балки. Оно может только прогнозировать пучка конечной прочности.

Кернс-Чжао модели

Кэрнс и Zhao10 разработали модели для RC пучков с открытыми подкрепления. Четыре различных видов отказов были представлены, а именно изгиб, сдвиг, дробления бетона на растяжение лицо вблизи концов видимая длина стержня, и конец якорной стоянки. 50% сокращение численности был найден за усиленного пучка (1,5% подкрепление), подвергаются более 90% от диапазона измерения. Однако, под усиленный пучка (0,5% подкрепление), находящегося на аналогичной пропорции пролета (90% от диапазона), без снижения прочности в сообщении. Первичного недостатки модели Кернс-Чжао следующие:

* Модель предполагает полную потерю связи между стали и бетона, который изменяет поведение с лучом, чтобы связали арки действий;

* Модель может только прогнозировать пучка силы и не способна предсказывать деформации пучка до или после податливость стальной арматуры.

Родригес и др.. Традиционный подход

Родригес и др. al.11 проверили применимости методов, описанных в обычные кодексы практики для определения силы RC ржавые балки. Исследователи пришли к выводу, что постоянное значение предела прочности ржавые пучка, можно оценить с помощью обычных железобетонных модели, рассматривающие приведенной области производства стали и бетона. Первичного недостатки Родригес и др.. обычного подхода являются:

* Пренебрегая вкладом бетона недооценивает предел прочности RC ржавые балки; и

* Традиционные методы не предсказывают общий изгиб поведение RC балок и не учитывают связи повреждений, вызываемых коррозией.

На сегодняшний день нет подходящих анализа можно точно предсказать поведение изгиб RC пучков страдающих от активной коррозии. Единой модели, которые могут предсказать нагрузки отклонения кривых и ржавых и uncorroded пучков требуется.

Концепции модели

В предложенной модели, прогиб железобетонной балки рассчитывается по удлинению арматуры между изгиб трещины, а не от кривизны пучка разделов. Как показано на рис. 1, луч моделируется как ряд элементов, каждый из которых имеет длину, равную средней стабилизировалась трещины расстояния. Предполагается, что каждый элемент подвергается чистой изгибающий момент, который постоянно вдоль элемента длины. Элемент предполагается, что ни одной трещины на его середину, что инициирует, когда применяется момент превышает крекинга момент. После трещин, высокие растягивающие напряжения в арматуре находится на середине элемента, то есть на трещины место, где напряженность в конкретных равна нулю. С середины и до конца элемент некоторых растягивающие силы передаются из стали бетона связи напряжений. Это сокращает деформации стали и относительное удлинение в рамках каждого элемента и, таким образом луч повороты и отклонения сводятся ..

Для пучка с л длины пролета, имеющих среднее расстояние между трещиной с ^ ^ м к югу, количество трещин п элементов в пределах половины балки пролета определяется

... (1)

Использование численного интегрирования,

... (2)

, где кривизна элемента я,

... (3)

Удлинение арматуры между концами элементов я может быть выражена

е ^ к югу я =

После трещин от изгиба, глубина нейтральной оси, может изменяться в пределах длины элемента, а момент возрастает, скольжения между стальными и конкретные увеличивается и глубина нейтральной оси подойдет глубина трещины раздела ( в середине элемента) .12,13 Объединяя уравнения. (2), (3) и (4), предполагая, что нейтральная ось глубины по длине элемента постоянна и равна трещины значения секции,

... (5)

МАТЕРИАЛ МОДЕЛИРОВАНИЕ

Бетон

Рис 2 () показывает, предполагается, напряженно-деформированного отношения бетона. Связь между напряжением и деформацией бетона при сжатии часто описывается параболической relationship.14

... (6)

Напряженно-деформированное отношение конкретных напряженности предполагается линейно-упругой и растягивающие напряжения в бетоне после трещин от изгиба не учитываются. В соответствии с CSA A23.3-94, 15 отношений между разрывом прочность бетона F ^ г ^ к югу и бетона на сжатие силы F '^ с ^ к югу дается

F ^ югу г = 0,6 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа (7)

Стальной арматуры

Напряженно-деформированное отношение арматуры показано на рис. 2 (б) является идеализированной быть линейной упруго-пластического упрочнения с postyield штамм 1% .16

... (8)

STEEL УДЛИНЕНИЕ РАМКАХ ЭЛЕМЕНТ

Типичным элементе с трещинами на рис. 3 (а). На трещины, силы натяжения за счет приложенного момента осуществляется путем растяжения арматуры. Между трещины и конец элемента, часть растягивающей силы передается бетона связи. Следовательно, напряжения и деформации в растянутой арматуры будет варьироваться в пределах элемента, как показано на рис. 3 (б) и (с), соответственно.

Распределение напряжений в сцеплении предполагается равномерной в элементе с трещинами с направлением связи стресса вспять в середине между концами элемента (рис. 4).

Формула, связывающая и Бартлетт, 17 парка и Paulay18), и выражается следующим образом

... (9)

Таким образом, стали стресс F ^ S ^ к югу в любой точке на расстоянии х

... (10)

Поскольку значение напряжение связи между трещиной и конец элемента считается постоянным, стали стресс в любой точке на расстоянии х по

... (11)

Изменение относительного удлинения стали де по длине дх дается

=

Таким образом, стали удлинение в preyield стадии суб е ^ е ^ в элементе с трещинами дается

... (13)

Объединяя уравнения. (11) и (13), стали удлинение в preyield стадии суб е ^ е ^ имеет вид

... (14)

После податливость стальной арматуры, в трещину, облигаций будет ухудшаться, поскольку приносит стали простирается вдоль элемента и в то же время некоторые растягивающей силы будут переведены на конкретный окружающих undebonded регионов. Когда дали области на сталь охватывает весь элемент, все связи, будут потеряны. В этом случае верхняя граница стали удлинение рассчитывается путем умножения стали налегать на трещины (максимальная стали деформации в элементе), умноженной на длину элемента (уравнение (15)). Потому что в стадии postyield уровня напряжений в арматуре больше стали уступая стресс, нижняя граница стали удлинение в postyield этапе равно растяжения стали при уступая (уравнение (16)), которая является вычисляются по замене F ^ югу тах = F ^ югу у ^ в формуле. (14).

... (15)

... (16)

При е ^ к югу тах превышает е ^ у ^ к югу, фактическое удлинение стали колеблется в пределах верхней и нижней границ приведены в формуле. (15) и (16), соответственно. Это зависит в основном от качества связи на сталь до конкретных интерфейсом и максимальной деформации стали в элемент, который соответствует F ^ югу тах. В нынешней модели стали относительное удлинение в элементе с трещинами в postyield стадии суб е ^ р идеализируется в упругих и пластмассовых деталей. Упругого компонента равна стали относительное удлинение при уступая е ^ ^ еу югу определяется формулой. (16), в то время как пластиковые компоненты е ^ ^ к югу Pinc вычисляется путем умножения дополнительных пластической деформации стали (F ^ югу тах - Ф ^ к югу у ^) / E ^ югу зр ^ раз длина элемента, который равен на среднее расстояние трещины с ^ ^ м к югу.

... (17)

Объединяя уравнения. (14) и (17), стали относительное удлинение в пределах элемента я, е ^ ^ я к югу, в обоих preyield и postyield этапы, дается

... (18)

Предлагаемая модель BOND СТРЕСС-SLIP

Когда внешний момент M ^ ^ к югу доб элемента меньше, чем крекинга момент M ^ о ^ к югу, арматурной стали и бетона тот же штамм, то есть скольжения равен нулю, и нет связи напряжения generated.19 После трещин от изгиба, перемещения стали подпункта е ^ с ^ и конкретные е ^ с ^ к югу от трещин и на полпути между двумя соседними изгиб трещины (то есть, в течение половины длины элементе с трещинами) различны. Скольжения х годах между стали и бетона равна относительное смещение к югу е ^ с ^ - е ^ с ^ к югу .19 В стабилизировалась крекинга состоянии, средний конкретные штамм в течение половины длины трещины элемента не будет превышать растрескивание бетона деформации Таким образом, конкретные удлинение в пределах половины длины трещины элемент считается равной произведению растрескивание бетона штамм раз половины среднего расстояния трещины 1/2s югу ^ м ^ ^ Потому что стали relongation в течение половины длины элементе с трещинами я равна 1/2e югу ^ я ^ проскальзывать между сталь и бетон в пределах половины длины элемента я дается.

S ^ югу я =

Предлагаемого связи стресс-скольжения модель показана на рис. 5. Эта модель основана на КСР-МФП Code19 модель монотонной нагрузки, но максимум напряжений сцепления Наклон восходящей ветви кривой напряжение связи скольжения рассчитывается исходя из предположения, что стоимость стали стресс в конце элемента происходит так же, как новые трещины вот-вот форме, т. е. / ^ с ^ к югу на конец элемента равна п ^ г ^ к югу е ^ г ^ к югу, где п ^ г ^ к югу является модульной отношения стали конкретным и е ^ г ^ к югу является разрывной прочности бетона. Как будет показано в следующем разделе, максимальное напряжение связи Все остальные параметры используются для определения отношения связи стресс-скольжения, принятые в соответствии с рекомендациями КСР-МФП Code.19 Модель Эти параметры приведены в таблице 1.

... (20)

Максимальное напряжение связи

Uncorroded части пучка На основании экспериментальных работ, Кемп и Wilhelm20 предлагаемой формуле. (21), для определения максимального напряжения связь армированных бетонных балок с деформированными стальных стержней. Максимальное напряжение, связь uncorroded часть пучка .

... (21)

Коррозия части пучка На основании экспериментальных работ, Saifullah и Clark21 предложил эмпирическую R-фактор для прогнозирования изменения прочности вызванные коррозией стальной арматуры. Этот фактор прогнозирует увеличение первоначального облигацию до коррозионного растрескивания и уменьшение связей как средства массовой процентов стали потери в результате коррозии л ^ ^ м к югу увеличивается.

R = ^ ^ к югу 1 ^ 2 ^ к югу м ^ ^ к югу л (22)

Значения ^ 1 ^ к югу и к югу 2 ^ ^ зависят от плотности тока использоваться, чтобы вызвать коррозию и приведены в таблице 2. Как правило, вклад в стременах прочность не зависит от уровня коррозии, индуцированной в изгибе reinforcement.22 Это означает, что вклад в стременах прочности, если uncorroded, не будет зависеть от коррозии изгиб укрепление . Таким образом, максимальное напряжение, связь ржавые часть пучка

... (23)

MEAN Треск лопастей

Уравнение (24) предложенный Code23 КСР-МФП Модель будет использоваться для определения среднего расстояния трещины.

... (24)

... (26)

... (27)

Уравнение (26) следует, что коэффициент В данном примере коэффициент

... (28)

STEEL СТРЕСС на середине ЭЛЕМЕНТ

Три основные допущения при расчете стали стресс в середине элемента:

* Сечение подвергается деформации только в осевом направлении;

* Штаммов равномерной по всей ширине пучка, а также

* Штаммов изменяется линейно по глубине потока.

Требования к совместимости

Деформаций и напряжений, распределение по глубине пучка в середине элемента показана на рис. 6. Деформаций

... (29)

... (30)

... (31)

Равновесие требования

В любом разделе, напряжений, при интегрировании по разделу, необходимо добавить до введенных секционные сил. Другими словами, результирующее осевое усилие и изгибающий момент в любом сечении вдоль луча длина должна быть равна нулю и M ^ югу доб ^, соответственно. В данном примере, факторы стресса блока Для кривой параболического напряженно-деформированного и для пучка с постоянной ширины, с условиями

... (32)

... (33)

Принимая во внимание уравнение. (29) через (31), уравнения равновесия в preyield этапе

... (34)

... (35)

и в postyield этапе

... (36)

... (37)

Следует отметить, что если внешний момент M ^ ^ к югу доб больше крекинга момент M ^ о ^ к югу, растяжения в бетоне член (34) и (35) равен нулю. Кроме того, если напряжение в арматурной стали сжатия превышает доходность деформации, термин

...

в формуле. (36) и (37) следует заменить термин

...

В соответствии с CSA стандартам, 15 крекинга момент M ^ о ^ к югу дается

... (38)

Валового момент инерции I ^ г ^ к югу, а расстояние между тяжести и напряженности крайней волокна пучка у ^ к югу T ^ могут быть вычислены из кустовых размеров и свойств материалов, используя принципы механики деформируемого твердого тела.

Численные процедуры стали прогнозирования стресса

При заданном значении внешнего изгибающего момента M ^ югу доб ^ растяжения стали в середине элемент может быть рассчитана следующим образом

* Предположим, деформации при сжатии крайней волокна конкретных

* Расчет факторов стресса блока (32) и уравнения. (33);

* Расчет глубины нейтральной оси, что удовлетворяет уравнению. (34) или уравнения. (36);

* Расчет внутреннего изгибающий момент, который равен левой части уравнения. (35) или в левой части уравнения. (37);

* Сравните расчетный внутренний момент применяется внешний момент M ^ югу доб ^;

* Путем проб и ошибок, пересмотреть предположить значения

* Расчет напряжения стали в середине элемента / ^ к югу тах по формуле. (8).

Влияние истории нагружения на ИЗГИБАЕМЫХ ПОВЕДЕНИЕ

Поведение пучка после его загрузки на уровень длительной нагрузки P ^ ^ к югу повторно, что превышает крекинга нагрузки P ^ о ^ к югу и разгружались перед перезагрузки снова неудача на рис. 7. Пучка первой загруженной в точку Б, которая находится на уровне постоянной нагрузки. Нагрузка будет удален. Во время разгрузки из точки B, линия ВО описывает случай полного выздоровления штаммов, линии BD параллельно АО "ссылается на дело, идеальной неупругих разгрузки, а также линии BE касается конкретного случая, который лежит между двумя бывшими случаях для разгрузки и reloading.24 наклона линии BE, к югу ^ ^, представляет собой определенную ценность между склонах линии BO, к югу ^ е ^ и BD, к югу ^ г ^ и приведен в формуле. (39) и (40) .24 за точку B, нагрузка-смещение кривой будет следовать тем же путем, как луч, который не был выгружен.

К югу ^ ^ ^ =

Для пучка с незначительными изгиб трещины, P ^ югу повторно ^ [асимптотически =] P ^ о ^ к югу, взыскание может считаться полной. Для сильно трещины пучка P ^ югу повторно ^ [асимптотически =] P ^ у ^ к югу, нет восстановления неупругих деформаций. В промежутке между этими двумя случаями, некоторое оживление неупругих деформаций происходит за счет закрытия трещин на изгиб при разгрузке и, следовательно, величина Уравнение (39) и (40) будут использоваться для учета влияния погрузочно-разгрузочных цикл нагрузка-смещение кривой пучков коррозии под постоянной нагрузки.

МОДЕЛЬ ПРОЦЕДУРЫ предсказать LOAD кривой зависимости прогиба

Модель процедуры, используемые для прогнозирования нагрузки отклонение кривой коррозия или вновь построенных пучка можно резюмировать следующим образом:

* Оценка максимальное напряжение связи

* Оценка числа п элементов на основе среднего расстояния трещины с ^ ^ м к югу;

* Для заданной нагрузке P, вычислить внешнего изгибающего момента M ^ югу доб ^ в середине каждого элемента с помощью структурного анализа;

* Расчет стали напряжение в середине каждого элемента / ^ к югу тах;

* Расчет стали относительное удлинение в рамках каждого элемента е ^ ^ я к югу;

* Расчет

* Повторите процедуру для нового значения нагрузки до конкретных достигает своего дробления деформации, а также

* Участок полная кривая прогиба от нагрузки.

Модель была реализована в компьютерной программе. Блок-схема процедуры основные программы показан на рис. 8.

Экспериментальное исследование точности модели

Для изучения точности модели, девять идентичных RC пучков, каждый размером 152 х 254 х 3200 мм, были протестированы. Растягивающих арматурной стали состоит из двух № 15 Оценка 60 стальных стержней, имеющих выход и пределы прочности 450 и 585 МПа, соответственно. Два 8 мм в диаметре прутки, имеющих выход и конечной сильные стороны 340 и 500 МПа, соответственно, были использованы в качестве сжатия арматурной стали. Прочность на сжатие бетона, в среднем, 40 ± 1,7 МПа, в то время как конкретные деформации при измельчении коррозии, 50, 110, 210 и 310 дней, используя текущий уровень плотности 150 мкА / см ^ 2 ^ SUP. Четыре балки, CN-50, CN-110, CN-210 и CN-310, держали выгружается в коррозионного воздействия, а остальные четыре балки, CS-50, CS-110, CS-210 и CS-310 были коррозии под постоянной нагрузки с приложенным моментом 20 кН · м (примерно 60% от уступая момент контроля пучка).

Коррозия была ограничена постоянной регионе момента пучка с тем чтобы обеспечить чистый изгиб режим отказа будет доминировать. После коррозионного воздействия, все образцы были протестированы в соответствии четыре точки изгиба с общей службы 3000 мм и сдвига службы 1000 мм. Подробная информация опытных образцов и испытаний установки приведены в другой publication.25.

Коррозии образцов без нагрузки, CN-50, CN-110, CN-210 и CN-310, была максимальной стали потери массы 9,2, 14,8, 24,8 и 33,0%, а средний стали потери массы 8,9, 14,2, 22,2, и 31,6% соответственно. Коррозии образцов под нагрузкой, CS-50, CS-110, CS-210, КС-310, имели максимальные потери массы стали на 10,9, 18,5, 25,2 и 31,5%, а средний стали потери массы 9,7, 15,4, 22,8, и 30,0% соответственно. Максимальной потери массы стали, были использованы для определения снижения стали области, а средние потери стали массой были использованы для определения изменения прочности.

Все образцы были проанализированы с помощью компьютерной программы, а также модели предсказания были сопоставлены с результатами эксперимента. Экспериментальных и предсказал прогиба от нагрузки кривые контроля пучка, коррозии образцов без нагрузки, а также образцы коррозии под нагрузкой приведены на рис. 9, 10 и 11, соответственно. В таблице 3 приведены значения экспериментальных и предсказал результаты вместе с процент ошибок между ними.

Из рис. 9 до 11, то очевидно, что нагрузка-смещение кривых предсказывали нынешней модели находятся в хорошем согласии с экспериментальными кривыми. Из таблицы 3, можно видеть, что все предсказанные урожайности и конечной нагрузки находятся в пределах 5% ошибки группы. Средние значения процент ошибок при урожайности и конечной прогибы -1,2 и -5%, при этом соответствующие стандартные отклонения от 13 до 18%, соответственно. Различия между экспериментальной и предсказал результаты могут быть отнесены к изменению текучести стали или изменения в конкретных дробления деформации. В общем, очевидно, что модель дает разумные прогнозы на изгиб поведение проржавевших и uncorroded RC пучков в обоих preyield и postyield этапов.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

На основании этого исследования можно сделать следующие выводы сделал:

1. Новой модели, которая предсказывает нелинейные flexuralbehavior как коррозия и вновь построено RC пучков, разработанные в этой статье. Модели составляет воздействия коррозии на стальной области и о передаче груза от стали к конкретному между изгиб трещины. Эффект от погрузочно-разгрузочных цикла на изгиб поведение также принимаются во внимание;

2. Луч моделируется как ряд элементов, основанных Weather.co.ua исполнился среднее расстояние между трещиной. Отклонение луча рассчитывается по удлинению арматуры между изгиб трещины;

3. На основе опубликованных данных, новые связи стресс-скольжения modelthat счета для изменения прочности в результате коррозии предлагается, а также

4. Изгибных модель была реализована в computerprogram. точность модели была рассмотрена сравнения предсказаний модели с результатами экспериментальных исследований, проведенных авторами. Сравнение предсказанных и экспериментальных результатов показало очень хорошее совпадение.

Авторы

Эта работа выполнена при частичной поддержке финансирования научных исследований из сети центров передового опыта ISIS Канады по интеллектуальным зондирования для инновационных структур и естественным наукам и инженерным исследованиям Совета (СЕНТИ). Авторы выражают благодарность к Строительная техника в Университете Ватерлоо за их помощь на протяжении всего экспериментального этапа.

Нотация

^ ^ 1 к югу и к югу ^ 2 = переменных, которые зависят от текущего уровня плотности

^ ^ К югу CEF = площадь эффективную зону заливки бетона, является площадь конкретных окружающих прочной стали с той же тяжести, как сталь

^ ^ К югу с = площадь растяжение арматуры

'^ К югу с = площадь сжатия арматурной стали

^ К югу т = площадь поперечного сечения из стремени

B = ширина конкретные разделе

C = четкие бетона

с = глубину нейтральной оси элемента я измеряется от верхней грани пучка

с ^ к югу с = меньше конкретных четких покрытия с половиной бар интервал

D = глубина растяжение арматуры измеряется от верхней грани пучка

D '= глубина сжатия арматурной стали измеряется от верхней грани пучка

г ^ к югу Ь = диаметр прочной стали арматурного проката

де = изменение относительного удлинения стали более длиной Ах стали арматурного проката

д ^ к югу ы = изменения стали напряжений по длине дх стали арматурного проката

E ^ к югу с модулем = Юнга конкретных

E ^ югу ы = модуля стальной арматуры до дающий (preyield этап)

е ^ к югу с ^ = водоизмещение конкретных

е ^ е ^ к югу = стали относительное удлинение в пределах элемента, когда / ^ к югу тах

е ^ к югу еу = стали относительное удлинение в пределах элемента на уступая

е ^ к югу я = удлинение стальной арматуры между концами элементов я

е ^ к югу р = стали относительное удлинение в пределах элемента, когда / ^ к югу тах

е ^ к югу Pinc = пластиковых компонентов стали относительное удлинение в пределах элемента

е ^ к югу ртах = верхняя граница стали относительное удлинение в пределах элемента

е ^ к югу ы = перемещение арматуры

F ^ к югу с = сжимающей силы несут бетона при сжатии

F ^ югу карат = напряжение сил осуществляется на конкретных при растяжении

F ^ югу ы = сила натяжения осуществляется путем растяжения арматуры

^ К югу F 'ы = сжимающей силы осуществляется путем сжатия арматурной стали

F ^ к югу с = напряжение в бетоне на сжатие самом верху слой пучка

е '^ к югу с = прочности бетона сжатие

F ^ югу карат = растягивающие напряжения в бетоне при экстремальных нижнем слое пучка

F ^ югу макс = стали напряжение в середине элемента

F ^ югу мин = стали напряжение в конце элемента

F ^ югу г = разрыв прочность бетона

F ^ югу ы = стали стресс

F ^ югу су = предел прочности стали

F ^ югу у = стали текучести

е ^ у, к югу = текучести стремена

ч = высота конкретные сечения

I ^ к югу г = валовой момент инерции поперечного сечения пучка

К югу ^ ^ = фактическая жесткость балки при погрузочно-разгрузочных цикла

К югу ^ е ^ = жесткость пучка в случае полного восстановления штаммов

К югу ^ г = валовой жесткость пучка

L = пролета пучка

M ^ югу кр = крекинга момент конкретных разделе

M ^ югу доб = внешний изгибающий момент в связи с нагрузках

м ^ к югу л = процентов стали потери массы вследствие коррозии

п = число элементов в половине пучка службы

п ^ к югу г = модульные отношения стали конкретные

P = значение данного приложенной нагрузки

P ^ югу кр = крекинга нагрузки пучка

P ^ югу повторно = уровень нагрузки, при которой луч выгружается

P ^ к югу и ^ = предел прочности пучка

P ^ югу у ^ = предел нагрузки пучка

R = коэффициент, характеризующий изменение прочности вследствие коррозии

S = проскальзывать между сталь и бетон

S ^ 1 ^ к югу и к югу S ^ 2 = переменных, которые зависят от условий связи

S ^ югу б = расстояние между продольной арматуры

S ^ югу я = проскальзывать между стали и бетона в элемент я

S ^ югу м = среднее расстояние между трещинами

S ^ югу ы = расстояние между стремена

х ^ к югу я = расстояние между опорами и центральной части элемента я

у ^ к югу т = расстояние между центром тяжести сечения и волокна крайней напряженности конкретных

Ссылки

1. Аль-Сулеймани, ГДж; Kaleemullah, M.; Basunbul, И. А. и Rasheeduzzafar, "Влияние коррозии и трещин на поведение Бонда и прочность железобетонных Участники" ACI Структурные Journal, V. 87, № 2, март - Апрель 1990, с. 220-231.

2. Родригес, Дж. Ортега, Л. М. и Casal, J., "несущей способности железобетонных конструкций с Коррозия арматуры," Строительство и строительные материалы Journal, V. 10, № 5, 1997, с. 239-248.

3. Mangat, PS, и Elgarf, MS, "Прочность на изгиб бетонных пучков с разъедает усиление", ACI Структурные Journal, V. 96, № 1, январь-февраль 1999, с. 149-158.

4. Бажант, ZP, "Физическая модель коррозии стали в бетоне моря структуры теории," Журнал структурной отдела ASCE, 1979, с. 1137-1153.

5. Уэйерс, RE, "срок службы Модель для железобетонных конструкций в хлоридно-Ладена среды", ACI журнал Материалы, В. 95, № 4, май-июнь 1998, с. 445-453.

6. Uomoto. T.; Цудзи, К. и Kakizawa, T., "Ухудшение механизма бетонных конструкций вследствие коррозии арматурных прутков," Труды Института Японии бетона, V. 6, 1984, с. 163-170.

7. Татибана, Ю.; Маэда, К. и Kajikawa, М., "механическое поведение RC Балки, пострадавших в результате коррозии арматуры," Третий международный симпозиум по коррозии арматуры в бетонных конструкций, Великобритания, 1990, с. 178-187.

8. ASTM G1-90, "Стандарт практики для подготовки, очистки и оценки коррозии образцов испытаний", ASTM International, Запад Коншохокен, Пенсильвания, 1999, стр. 8.

9. Эйр, JR, и Nokhasteh, З., "Поведение бетонных балок с открытыми арматуры," Труды Института гражданских инженеров, сооружений и зданий, 94 В., 1992, с. 197-203.

10. Кэрнс, J, и Чжао, MA, "Сила Оценка коррозии Поврежденные армированные плиты и балки," Труды Института гражданских инженеров, сооружений и зданий, В. 99, 1993, с. 141-154.

11. Родригес, Дж. Ортега, LM; Casal, J.; и Diez, J., "Защита от коррозии арматуры и срок службы бетонных конструкций," Седьмая Международная конференция по долговечности строительных материалов и компонентов, Сджостром, ред., Стокгольм, Швеция, том 1, 1996, с. 117-126.

12. Бахман, H., "Влияние сдвига и вращения на Бонд Пропускная способность железобетонных балок," Публикации Международной ассоциации мостостроения и строительной техники, Цюрих, В. 30, 1970, с. 11-28.

13. Дюпон ", Д. и Vandewalle Л.," Crack модель SFRC Балки из продольных арматуры, "Международная конференция по композиты в строительстве (CCC-2003), Козенца, Италия, 2003, с. 519-523.

14. Коллинз, член парламента, и Митчелл Д., предварительно напряженного железобетона Основы, Канады предварительно напряженного железобетона институт (CPCI), Оттава, Онтарио, Канада, 1987.

15. CAN / CSA 23.3-94, "Проектирование железобетонных конструкций зданий", Канадская ассоциация стандартов, Рексдейл, Онтарио, Канада, 1994.

16. Эль-Тавила, S.; Ogunc, C.; Okeil, A.; и Shahawy, М., "Статические и усталость Анализ RC Балки укрепляясь углепластика слоистый пластик," Журнал композиты для строительства, ASCE, V. 5, № . 4, 2001, с. 258-267.

17. Мак-Грегор, JG, и Бартлетт, FM, железобетон, механики и дизайна, Prentice Hall Канада Инк, Онтарио, Канада, 1997, 939 с.

18. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, М. Джон и сыновья ", Нью-Йорк, 1975, 800 с.

19. Комит Евро-International-дю-Бетон "(КСР)" КСР-МФП Типовой кодекс Дизайн кодекса, "Томас Телфорд, Лондон, Великобритания, 1991.

20. Кемп, EL, и Вильгельм, WJ, "Исследование параметров, влияющих на Бонд крекинг", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 1, январь 1979, с. 47-71.

21. Saifullah М., Кларк, Л. А. Влияние скорости коррозии на прочность в Коррозия арматуры, "Седьмая Международная конференция по Коррозия и защита от коррозии стали в бетоне, Р. Свами, под ред. Шеффилд Academic Press., Шеффилд, с. 591-602.

22. Родригес, Дж. Ортега, Л. М. и Casal, J., "Коррозия арматуры и срок службы железобетонных конструкций: от коррозии и облигаций Ухудшение" Международная конференция по бетону без границ ", Оденсе, Дания, т. 2, 1994 , с. 315-326.

23. Комит Евро-International-дю-Бетон "(КСР)" КСР-МФП Модель структуры Codefor бетона, "3rd Edition, Париж, Франция, 1978.

24. Брэнсон, DE, деформации железобетонных конструкций, McGraw-Hill, Inc, 1977, 546 с.

25. Эль Maaddawy, T.; Soudki, К. и ботвы, T., "долгосрочные показатели поврежденных коррозией железобетонных балок," Структурные ACI журнал. (В печати)

Тамер Эль Maaddawy является докторской парень в строительный отдел Университет Ватерлоо, Онтарио, Канада. Он получил степень бакалавра и магистра в области строительной техники из Университета Айн-Шамс, Египет и защитил докторскую диссертацию в несущие конструкции из Университета Ватерлоо. Его исследовательские интересы включают прочность, оценки результатов деятельности, реабилитации и аналитического моделирования железобетонных конструкций.

Входящие в состав МСА Халед Soudki является Канада заведующая кафедрой профессор инновационных структурных реабилитации в университете Ватерлоо. Он является членом комитетов МСА 222, коррозии металлов в бетоне; 440, армированных полимерных арматуры; 546, Ремонт бетонных и совместных ACI-ASCE Комитет 550, сборных железобетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают коррозии, долговечность, восстановления и укрепления бетонных конструкций с использованием волоконно-армированные полимерных композитов.

Тимоти Топпер является заслуженный почетный профессор кафедры строительства в университете Ватерлоо. Его исследовательские интересы включают усталость поведение металлов и их компонентов, а также строительных материалов и их долговечности работы.