Поведение железобетонный мост Железобетонная плита с палубы армированных волокном полимерные бары под действием сосредоточенных нагрузок
Хотя обширной коррозии стальной арматуры является серьезной проблемой в железобетонных плит моста палубе, коррозионно-армированных волокном полимера (FRP) составных стержней обеспечивает отличное усиление альтернативы. В данной работе, поведение края сдержанный плиты железобетонного моста палубе армированные стекла и углерода FRP FRP бары исследована. Шесть полномасштабных палубе плиты 3000 мм Три палубы плиты были укреплены стекла FRP (GFRP) бар, две палубы плиты были усилены с углеродом FRP (углепластика) бар, а остальные плита была усилена стальной арматуры в качестве контроля. Испытания параметров типа арматуры и соотношение в нижней поперечном направлении. Палубе плиты были поддержаны на два стальных балок с шагом 2000 мм центра к центру и подвергали монотонной одной сосредоточенной нагрузки на контактной поверхности площадью 600 625 грузовиков), действующая на центр каждой плиты.
Экспериментальные результаты представлены в виде трещин, отклонения напряжений в бетона и арматуры, конечная мощность и режим отказа. Было отмечено, что режим выхода из строя всех палубе плит бил сдвига грузоподъемностью более чем в три раза дизайн учитываться нагрузки, указанной в канадской Автодорожный мост Дизайн кодекса. Был также сделан вывод, что максимальная измеряемая трещина шириной и отклонения в уровне обслуживания нагрузки были ниже допустимых пределов код. Кроме того, новые эмпирические модели для прогнозирования потенциала пробивая сдвига сдержанный FRP армированных плит моста палубе был введен и сверяются с моделями и экспериментальными результатами других исследователей. Предложенная модель показала, хорошо согласуются с имеющимися результатами испытаний ..
Ключевые слова: бары; мостов; волокон; нагрузок; сдвига; плит.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Армированных волокном полимера (FRP) баров были использованы в качестве арматуры для железобетонных конструкций, в которых широкие коррозии стальной арматуры, как правило привело к значительному ухудшению и реабилитации needs.1 Некоторые из наиболее пострадавших структур в Северной Америке, железобетонных палубы моста, которые подвержены влиянию суровых климатических условиях и частое использование противообледенительной химических веществ. Существует несколько методов, предлагаемых для уменьшения коррозии, но ни одна не была успешной в ликвидации коррозии. FRP бары с коррозионно-природы, благотворно влияющих на повышение долговечности этих мост палубы и обеспечить привлекательную альтернативу для укрепления моста плит палубы.
Обширное исследование, в настоящее время проводятся в Университете Шербрук расследовать поведение железобетонный мост плиты палубы усилены с различными типами FRP составных стержней. Несколько мостов использованием FRP бары в качестве подкрепления для бетонных плит палубы были недавно constructed.1-3 Эти мосты строились в соответствии с методом изгибных дизайна, как это указано в канадском шоссе мост Дизайн Code.4 измеряется напряженность в барах FRP в реальных услуг условия (колеса грузы) через полевые испытания под нагрузкой и удаленного мониторинга этих мост палубы были гораздо меньше, чем ожидаемые значения с использованием вышеупомянутых изгиб дизайн method.1, 2
Исследование сдержанный моста плит палубе усилены с барами FRP, однако, ограничен, и большинство из опубликованных research5-7 относится к изгиб поведение один конец моста плит палубе в четыре точки изгиба установки. Таким образом, было сочтено необходимым расследовать края сдержанный FRP железобетонных плит палубе подвергнуты сосредоточенных нагрузок.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Эта статья исследует поведение пробивая сдвига края сдержанный бетонных плит палубе усилить одного стекла FRP (GFRP) и углерода FRP (углепластика) бар по сравнению с контрольной плитой армированной стали. Кроме того, новая эмпирическая модель для прогнозирования потенциала пробивая сдвиг плит сдержанный палубе подкрепляется укрепление FRP предлагается. Предлагаемая модель является модификацией сдвига уравнения пробивая ACI, и это дает хорошее согласие с результатами теста имеющиеся в литературе.
ИСТОРИЯ
Поведение пробивая сдвига конца выдержанный бетонных плит армированных стальными изучали многие researchers.8-11 Они пришли к выводу, что пробивая сдвига режим отказа сдержанный мост плиты палубы, имея определенный диапазон пролета к глубине отношение и подвергались усиленной нагрузки. Был также сделан вывод, что сила штамповки на бетонной плите может быть значительно повышена, когда ее края сдерживается против движения за развитие всеобъемлющих действий (там, где сосредоточенные нагрузки передаются на опорные фермы через сжатие диагональных направлений и нижней связей натяжения). Величина силы повышения зависит от степени бокового ограничения: жесткие боковые сдержанность, большее повышение. Это позволяет построить более эффективные и менее дорогие плиты моста палубе, чем это было возможно ранее.
В нескольких исследованиях было сделано для изучения поведения пробивая сдвига FRP железобетонных плит палубы. Хасан и др. al.12 изучал поведение двух полномасштабных моделей часть палубы шоссейный мост армированные плиты FRP усиление при наличии сосредоточенных нагрузок. Каждая модель состоит из трех непрерывных пролетов 1,8 м каждая и две консоли, с габаритными размерами 7,2 Они обнаружили, что неисполнение было вызвано штамповки сдвига на гораздо более высокую нагрузку, чем предельная нагрузка конструкции, указанные в канадских Автодорожный мост Дизайн кодекса (CHBDC) .4 Они также пришли к выводу, что наличие верхнего армирования плит непрерывного мост палубе незначительным воздействие на способность сдвига штамповки.
Khanna, муфтий, и Bakht13 испытания полномасштабной модели, которая была 12 метров, опираясь на два стальных балок с шагом 2000 мм центра к центру под действием сосредоточенных нагрузок. Палубе плита была разделена на четыре 3 м в длину сегментов. Первый сегмент, содержащиеся изотропной арматурной стали в два слоя. Второй содержит лишь нижний слой арматуры. Третий содержал только нижней поперечной стальной прокат. Последний сегмент содержит только нижней поперечной GFRP бруски же осевой жесткости, как у стальной арматуры в третий сегмент. Их испытания на четыре сегмента, подтверждают, что: 1) только нижней поперечной арматуры влияет на несущую способность железобетонной плиты палубы, и 2) жесткость нижней поперечной арматуры, а не его силы, имеет чрезвычайно важное значение .
В 2000 году Рахман, Кингсли, и Kobayashi14 испытания полномасштабной модели моста палубе плиты армированной сетки из углепластика с армирования 0,3%. Размеры плиты были 6 м в длину, 6 м в ширину и 185 мм. Оно было поддержано на три стальных балок с шагом 2 м центра к центру. Модель имела два 2 м непрерывных пролетов и консолей 1 м с обеих сторон. Плита была загружена на шесть позиций в три этапа (каждый этап на две позиции). Они пришли к выводу, что в целом поведение плиты под нагрузкой услуг является удовлетворительным, отклонение было небольшим (около L/800), и подчеркивает в подкрепление около 7% своей прочности. Отказов бил сдвига и минимальной конечной грузоподъемностью плиты более чем в пять раз максимальной нагрузке на колесо 100 кН.
Matthys и Taerwe15 изучали поведение пробивая сдвига просто при поддержке армированных бетонных плит с различными типами решеток FRP. В большинстве плит, скольжения баров произошло, что приводит к повышению прогибов на провал. Результаты также показали, что увеличение процента армирования сеток FRP увеличил нагрузку пробивая провал. В 2003 году Оспина, Александр, и Cheng16 изучается поведение пробивая сдвига четыре столбца интерьера поддержке двустороннего бетонных плит армированных FRP арматуры и сеток. Их результаты испытаний показывают, что провал штамповки зависит от жесткости упругого ковра FRP и его характеристики связи.
Можно отметить, по сравнению с предыдущим studies15, 16, что увеличение процента армирования сеток FRP увеличил нагрузку пробивая строя сразу двух направлениях просто при поддержке плит. Кроме того, в нижней поперечной арматуры влияет на несущую способность железобетонных палубе slab.12, 13 Необходимы дополнительные исследования, однако, исследовать влияние армирования и, следовательно, изгибной жесткости нижней поперечной арматуры на пробивая сдвига поведение сдержанный FRP железобетонные плиты моста палубе.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Свойства материалов
Плиты были построены normalweight использованием товарного бетона в среднем конкретные прочности на сжатие 45 МПа. Прочности бетона на сжатие был определен на основе среднего значения результатов испытаний, проведенных на три 150 Углепластика и GFRP панелей, используемых в данном исследовании были песчаные поверхности, покрытой для повышения связи и передачи силы между стойками и бетона. Слитки изготовлены из непрерывных продольных волокон пропитанной термореактивной в винилэфирные смолы с типичным содержанием волокна 73%, как показано на рис. 1. Деформированных стальных стержней Нету 10М (D ^ к югу б = 11,33 мм), были использованы в укреплении контроля палубе плиты. Два типа баров GFRP были использованы: Тип 1 (старый продукт) и типа 2 (усовершенствованный продукт). Тип 2 GFRP баров были более высокую прочность и жесткость по сравнению с 1-го типа. Механических свойств арматуры были определены путем проведения испытания на растяжение на репрезентативных образцов в соответствии с ACI-440.3R 04,17 характеристики углепластика, GFRP и стальной арматуры, используемые в данном исследовании приведены в таблице 1 ..
Испытательные образцы
В общей сложности шесть полноразмерных плит моста палубе были построены и испытаны на провал. Плиты были палубе 3000 мм Ширина и толщина плит палубы были выбраны представителями наиболее распространенных размеров железобетонного моста палубе плит в Канаде. Хотя длина панели был выбран включать пораженные участки плиты на нагрузка на колесо, в этой области предполагается, должны основываться на наружный диаметр клина, которое будет сформировано в течение пробивая провал. Диаметр этого клина примерно равна балки spacing18 в 2,0 м. Кроме того, благодаря тестовой системе, длина панели (3,0 м) было рассчитано, чтобы избежать одностороннего сдвига до штамповки провал. Три палубы плиты были усилены с барами GFRP (G-S1, S2 G-и G-S3), две палубы плиты были усилены с барами углепластика (C-S1 и C-S2), а последняя плита (сталь) была усилена с стальных стержней, как контроль плиты.
FRP пять железобетонных плит палубы идентичных укрепление GFRP (№ 16 на 200 мм) по всем направлениям, за исключением основных направления вниз. Для нижней арматуры в главном направлении, плита G-S1 был усилен типа 2 (усовершенствованный продукт) № 16 (D ^ к югу б = 15,9 мм) GFRP арматурных сталей с подкреплением в соотношении 1% (№ 16 в 125 мм). Второй плиты, G-S2, была усилена типа 1 (старый продукт) № 16 (D ^ к югу б = 15,9 мм) GFRP бары с подкреплением соотношении 2% (два № 16 на 125 мм). Хотя Слэб G-S3 была усилена № 19 (D ^ подпункта б = 19 мм) GFRP бары с армирования 1,2% (№ 19 на 150 мм). Плиты C-S1 и S2 C-были укреплены № 10 (D ^ подпункта б = 9,5 мм) углепластика арматуры с арматурой соотношения 0,34 и 0,68%, (№ 10 на 125 мм и два № 10 на 125 мм), соответственно. Контроль плита была усилена минимальное соотношение арматурной стали на 0,3% (№ 10М на 200 мм) во всех направлениях, как это определено эмпирическим путем дизайн (п. 8.18.4.2) в CHBDC.4 нижней поперечной укрепление отношений использовали для FRP железобетонных плит палубы были выбраны для получения некоторых плит с более низким, а некоторые с большей изгибной жесткости, чем контрольные панели.
Минимальной нижней ясно крышка 25 мм была использована, как это указано в пункте 16.4.4 (35 ± 10 мм) в CHBDC для FRP железобетонных плит палубы. То же самое дно ясно покрытия был использован в борьбе плиты для сравнения ..
Типичные размеры, осевая жесткость, а также детали арматуру из стальных и FRP железобетонных плит палубе, показаны на рис. 2 и в таблице 2.
Измерительные приборы
Для каждой плиты, несколько электрических тензометров были использованы для измерения деформаций арматуры (верхний и нижний) и верхней поверхности бетон вокруг площадки нагружения. Кроме того, два тензодатчиков были использованы для измерения напряжения в промежуточной диафрагмы стали. Семь линейных переменным преобразователей (LVDTs) были установлены для измерения прогибов в разных местах на палубе, плиты и опорные фермы. Кроме того, один высокоточных LVDT (0,001 мм) была установлена на позиции первого трещины для измерения ширины трещины. Модуль сбора данных контролируется компьютер был использован для записи показаний датчиков деформации, LVDTs и нагрузки клетки.
Испытание установки и процедуры
Для имитации моста плит палубе с заделанными краями, ранее лабораторные тесты проводились на палубе плит, которые были монолитно поданных с несущие стальные балки использованием сварных стальных studs.13, 18 Этот тест применяется установка ограничения на количество плит, которые могут быть проверены из-за высокая стоимость и трудозатраты, необходимые для изготовления и испытания прототипов палубе плиты. В настоящей работе, новые испытания установки для крепления плиты к краям опорные фермы была разработана. Палубе плита была поддержана на два стальных балок с шагом 2000 мм центра к центру. Плита была прикреплена к верхний фланец стальной балки через два отверстия в каждом краю использованием 25 мм в диаметре стальные болты и два канала стали. Двумя рядами отверстий расстоянии 180 мм друг от друга с шагом 250 мм, как показано на рис. 3. Для обеспечения равного и единообразного края прижимную силу, все болты были связаны руки-использованием момент ранчо в равной крутящий момент 160 Н · м. Кроме того, 3 мм неопрена толщиной панели была использована между стальных профилей (канал и верхний фланец балки) и бетонной плите.
Эти стальные болты заменить сдвига шпильки, которые обеспечивают края пресечения плиты в продольном и поперечном направлениях. Эта установка является экономичным и не требует много труда и времени по сравнению с монолитными один. Три стальных поперечных рам, расположенных на расстоянии 1500 мм, были использованы для галстука опорных ферм и для предотвращения всякого бокового движения. Палубе плит были испытаны до разрушения с помощью одного сосредоточенной нагрузки на контактной поверхности площадью в 600 пластины. Во всех тестах, сосредоточенной нагрузки был применен по 60 мм толщиной стального листа в течение 10 мм неопрена толщиной панели. Нагрузка монотонно применяется при нагрузке регулируемой скоростью 5 кН / мин для достижения отказа от 2 до 3 ч. Перед испытанием на провал, палуба плиты были precracked через нагрузку до 250 кН (примерно в два раза крекинга нагрузки) и разгрузки до нуля. На двух различных этапах загрузки, образование трещин на нижней поверхности палубы плиты были отмечены и записаны.
TEST РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ
Результаты испытаний представлены в виде трещин, прогибов, деформаций арматуры и бетона, конечная мощность и режим отказа. В таблице 3 приводится краткая информация о результатах испытаний. В ходе последующего обсуждения, разработки полезной нагрузки P ^ ^ сер к югу от палубы плит был взят 1,4 коэффициент воздействия, а также 0,9 является сочетание живой груз factor.4 Хотя дизайн учитываться нагрузки был взят 1,4 0 кН) и перегрузки (от 0 до 250 кН) этап был пропущен из большинства графов для простоты.
Крекинг поведения и трещины
Общей модели трещины при напряженности лицом испытания плит палубы были аналогичными. Крекинга нагрузки варьировались от 115 до 145 кН. Для всех плит, первые трещины от напряжения лицом плит произошло при нагрузке выше, чем полезной нагрузки (P ^ югу сер = 110,25 кН). Первые трещины появились непосредственно под загруженной области и были ориентированы в продольном направлении параллельных опорных балок. Последующие трещины, распространяющиеся в радиальном направлении от загруженной области. Меньше трещин шириной более широкие наблюдались в слое армированной стали, по сравнению с палубы плит армированных FRP бары, где более трещин с меньшей шириной не наблюдалось. Это указывает на различие в характеристиках связи между сталью и FRP песок покрытием баров. Песок покрытием поверхности FRP бары, которые зависят от клеевого соединения, в результате равномерно распределены тонкие трещины вдоль стержня длины, тогда как стальной прокат с деформированными ребристой поверхности, которая зависит главным образом от механической прочности, в результате более широкого трещин.
Значения измеренных ширин трещин, перечисленных в таблице 3 были те, на уровне услуг нагрузки для второго цикла нагрузки (после раскрытия трещин), и можно отметить, что измеренные ширины трещин на обслуживание уровня нагрузки на шесть плит палубе колебался от 0,25 до 0,39 мм, которые были меньше допустимых кодов limits.19, 20
На рисунке 4 представлена зависимость измеренной ширины трещины (в нижней части поверхностного натяжения при загруженной области) от приложенной нагрузки для испытания плит. Разгрузке не была включена в график для простоты. FRP железобетонных плит палубы аналогичных линейных поведение ширины трещин до уровня нагрузки в размере 60 до 80% от конечной потенциала плит. Этот уровень нагрузки считается нагрузка при наклонной трещины сдвига были сформированы. С такой нагрузкой на уровень выше, изменение ширины трещины с грузом, как правило, нелинейный характер.
Для углепластика железобетонных плит на палубе уровень обслуживания нагрузки, то можно отметить, что плиты C-S1 была максимальная ширина трещины (0,39 мм), а плита C-S2 была минимальная ширина трещины (0,25 мм), что означает, что увеличение армирования на 100% снизилась трещины на 35%. В GFRP железобетонных плит палубе (G-S1, S2 G-и G-S3), однако, можно отметить, что разница между максимальной и минимальной измеренной ширины трещины был очень мал (0,06 мм), что означает, что увеличение соотношение GFRP укрепление более чем на 100% имели незначительное влияние на трещины на обслуживание уровня нагрузки на эти три сдержанный испытания плит.
Отклонение характеристики
Нагрузки максимальный прогиб "для испытания плит палубе (LVDT 1) вблизи от приложенной нагрузки, показаны на рис. 5. Нагрузка-смещение кривых FRP железобетонных плит палубы были билинейной. Первая часть до растрескивания нагрузки представляет поведение без трещин плит использованием грубая инертность конкретные сечения, а вторая часть представляет собой трещины плиты с ограниченной инерции. Нагрузка-смещение кривой контроль плиты, однако, был линейным до растрескивания нагрузки (125 кН), то изменилось к нелинейному поведению до разрушения вследствие растрескивания бетона и приносит стальной арматуры.
Можно отметить также из рис. 5, что все FRP железобетонных плит палубы очень похожи отклонения поведения до разрушения. Это свидетельствует о том, что укрепление отношение (то есть, изгибной жесткости подкрепления) не оказывает существенного влияния отклонения поведения сдержанная плит. Таблица 3 показывает, что отклонения в служебной нагрузки (P ^ югу сер = 110,25 кН) на шесть плит палубе колебался от 0,81 до 1,22 мм, которые были меньше, чем допустимая limits.4
Деформации в арматуры и бетона
Рисунок 6 показывает максимальное измеряемое напряжение в нижней поперечной арматуры (арматура калибровочных № 4), а также в верхней поверхности бетона (конкретные Нету калибровочных 3) по сравнению с приложенной нагрузки. Для FRP железобетонных плит, штаммы после раскрытия трещин конкретных изменяется линейно с увеличением нагрузки до разрушения. Максимальные напряжения в нижней поперечной арматуры, а также в связи с тем конкретные измеряли в слое армированной стали. Это было обусловлено уступая стальной арматуры. Таблица 3 показывает, что измеренные деформации в служебной нагрузки (110,25 кН) находились в диапазоне от 177 до 624 и -165 до -217 микродеформации в арматурой и бетоном, соответственно. На учтены расчетным нагрузкам (208,25 кН), эти значения находились в диапазоне от 978 до 2330 и -437 до -642 микродеформации, соответственно. Соотношение напряжений на служебной нагрузки со штаммами в связи с тем примерно 5 и 10% для баров и бетона, соответственно. При неудаче, деформаций в арматуре FRP были меньше, чем гарантирована штаммов баров FRP (примерно от 40 до 80%), чего и следовало ожидать из-за режима штамповки сдвига провал ..
Максимальное измеренное напряжение в нижней продольной арматуры (калибровочные № 10) приведены на рис. 7. Видно, что измеренные деформации на уровне обслуживания нагрузки были в диапазоне от 30 до 195 микродеформации, которые были примерно от 15 до 30% от измеряемой деформации в нижней поперечной арматуры на том же уровне нагрузки. Это означает, что нижней продольной арматуры имеет небольшой эффект по сравнению с нижней арматуры в поперечном направлении. Деформаций в нижней поперечной арматуры по продольном направлении на различных уровнях нагрузки для одного из испытанных плит (G-S2), представлены на рис. 8, и можно отметить, что увеличение расстояния колеи от загруженной области снизили напряженность в нижней поперечной арматуры. Кроме того, максимальное измеряемое штаммов не были зарегистрированы в соответствии с загруженной области; они были записаны по периметру загруженной области из-за высоких радиальных моментов, которые вызывают высшего штаммов разработки первого по периметру площадки нагружения ..
Ultimate мощность и режим отказа
Все проверенные плиты палубы неудачу в пробивая сдвига вокруг площадки нагружения. Верхняя поверхность зоне разрушения имели эллиптическую форму, проходящей через углы площадки нагружения. На нижней поверхности была примерно круглую форму с диаметром, равным расстоянию между двумя фермами. Неспособность пробивая сдвига верхней и нижней поверхностях плит палубе показано на рис. 9. Неспособность нагрузки 691, 740, 712, 732, 674 и 799 кН для стали, G-S1, S2 G-, G-S3, C-S1, и C-S2 плиты, соответственно. Эти наблюдаемые значения грузоподъемности более чем в три раза дизайн учитываться нагрузка 208,25 кН рекомендовано CHBDC.4 Кроме того, эти значения выше, чем штамповка потенциала рекомендовано Торберн и муфтий, 21, как они пришли к выводу, что плита предназначена для Конечная мощность пробивки 500 кН, можно ожидать, чтобы отвлечь минимально условиях служебной нагрузки.
Для GFRP железобетонных плит палубы G-S1, S2 G-и G-S3, укрепление отношения не влияют на конечную пропускную способность. Слэб G-S2, с самой высокой изгибной жесткости (армирования), самый низкий потенциал штамповки. Это может быть связано с уменьшением модуля упругости и низкий характеристики связи типа 1 (старый продукт) GFRP панелей, используемых в этой плите.
Для углепластика железобетонных плит палубы C-S1 и C-S2 с усиленным изгибной жесткости 415 и 830 Н / мм ^ 2 ^ SUP, соответственно, можно отметить, что увеличение усиления на 100% увеличил предельные примерно на 15 %.
Перфорация НОЖНИЦЫ МОДЕЛИ ДЛЯ FRP-железобетонных плит
Существует недостаток дизайна и разработки моделей прогнозирования, связанные с силой пробивая сдвига из бетонных плит палубе армированные FRP составных стержней. Текущие рекомендации Code22 МСА и британских Standards23 были эмпирически для плит армированных стальной арматуры, как это показано, как следует
V ^ к югу с МСА = 0,33 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ б ^ о ^ к югу D (СИ) 22 (1)
где / '^ с ^ к югу является указанный прочность на сжатие бетона, Ь ^ о ^ к югу является критическим по периметру на расстоянии D / 2 от загруженной области, г является средняя глубина изгиба плиты.
... (2)
где / ^ ^ ск югу является характерным конкретные прочность на сжатие, средняя глубина изгиба плиты.
Из-за различий между FRP и стальной арматуры в терминах модуля упругости и связи характеристики, применение этих уравнений на FRP железобетонных плит под вопросом, и он не может быть непосредственно использована для прогнозирования пробивая потенциала плит армированных FRP укрепления барах или grids.16 несколько попыток разработки эмпирических моделей для прогнозирования прочность на сдвиг перфорации волокнита железобетонные плиты были недавно представлены различные researchers.15, 16,24
Эль-Гандур, Pilakoutas и Waldron24 внес изменения в ACI code22 уравнения добавить срок (E ^ ^ к югу FRP / E ^ югу S ^) ^ SUP 1 / 3 ^
... (3)
где E ^ югу FRP ^ и Е ^ ^ к югу с, модуль упругости FRP и стали, соответственно, остальные параметры определяются в соответствии с формулой. (1).
Matthys и Taerwe15 внес изменение уравнения британских Standard23 уравнения, как показано, как следует
... (4)
где (2).
Оспина, Александр, и Cheng16 предложил дополнительные модификации формулы. (4), как показано, как следует
... (5)
в котором все символы и критических периметру связанных с уравнением. (5), так же, как в формуле. (4).
ПРОЕКТ УРАВНЕНИЕ ДИЗАЙН
Хьюитт и Batchelor9 сообщил, что запретительные плиты с ребрами движение развивается сил, которые привели к усилению разрушающей нагрузки. Они также отметили, что увеличение разрушающая нагрузка зависит от величины ограничения, предоставляемых системой. Limaye25 к выводу, что поперечные ограничения на палубе плиты в зависимости от осевой жесткости удерживающей системы, которые могут быть предоставлены одному или более из следующих действий: 1) нижней поперечной арматуры, 2) поперечную жесткость в основном верхней фланцы балок, 3) боковой жесткости в конце пучка в конце плит, 4) в плоскости жесткости на палубе плиты в соседней панели и 5) внешние ограничения осевой предоставляемый кросс-фреймах и ремни. Другие исследователи, 17,24 однако, к выводу, что стали диафрагм-видимому, не оказывают существенное влияние на несущую провал штамповки и боковых сдержанность осуществляется наиболее эффективно ремни.
Продольных сдержанность также оказывает большое влияние на нагрузку провал штамповки, и это может быть достигнуто с прилегающих к ней районах на палубе плиты в продольном направлении и / или с краю пучка по краям плиты. Newhook18 и Ньюхук Mufti26 и сообщил, что пробивая нагрузки в центре плиты (вдали от свободного края) было примерно 20% выше, чем штамповка нагрузки у свободного края плиты. Они также пришли к выводу, что существование краю пучка в конце палубы плит была эффективной в обеспечении в плоскости продольной сдержанность.
Все предыдущие уравнений (уравнения (1) к (5)) предлагается просто поддерживает двустороннюю бетонных плит и никто из них приходится действие поперечных и продольных сдерживанию плиты на пробивая потенциала. Последнее две модели определяется уравнений (уравнения (4) и (5)) рассматривается только влияние изгибной жесткости арматурного проката в обоих направлениях.
Из анализа результатов испытаний в литературе FRP железобетонные плиты моста палубе, было обнаружено, что наиболее важными факторами, которые влияют на запретительный, а следовательно, пробивая потенциала мост палубы плиты являются изгибной жесткости нижней поперечной арматуры, а в плоскости жесткость плиты в соседней панели в поперечном и продольном направлениях. Кроме того, наличие краю пучка на свободном конце пластинки был эффективным в плане предоставления в плоскости продольной сдержанность. Таким образом, предлагаемый здесь уравнение принимает во внимание эти факторы, которые дают лучшее согласие с экспериментальными результатами. Это уравнение представляет собой модификацию уравнения ACI, добавляя эффекты изгибной жесткости основного укрепление дна, и эффект непрерывности в продольном и / или в поперечном направлении, как показано, как следует
V ^ к югу с "Предлагаемые = V ^ к югу с МСА ^
V ^ к югу с "Предлагаемые = 0,33 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ б ^ о ^ к югу d
где N представляет собой преемственность влияние плит на пробивая потенциала,
N = 0 (один пролет плиты в обоих направлениях);
= 1 (для плиты непрерывной вдоль одного направления);
= 2 (для плит непрерывного вдоль двух направлениях);
и (
... (8)
где (1).
Чтобы сделать это легко и просто для дизайнеров и практикующих инженеров, которые хорошо знакомы с уравнением ACI (уравнение (1)) для стальных армированных плит, предлагаемая модель внес изменения факторов исходного уравнения.
Сравнение результатам испытаний
Рисунок 10 дает конечной мощности испытания плит палубе по сравнению с прогнозами по формуле. (3), (4), (5), и предлагаемые уравнения (уравнение (7)). Можно отметить, что предложенная модель дает прогноз на ближайший экспериментальных результатов.
Предлагаемого уравнения была также использована для анализа три натурных испытаний из волокнита железобетонные плиты палубы сообщил Аль Хассан и др.; 12 Khanna, муфтий и Бахт; 13 и Рахман, Кингсли, и Kobayashi.14
Все экспериментальные испытания неудачу в пробивая сдвига и сравнения теоретических по сравнению с экспериментальными нагрузки провал представлены в таблице 4. Среднее, стандартное отклонение, коэффициент вариации значений по сравнению с теоретической экспериментальной разрушающая нагрузка, также представлены в таблице 4. Сравнение показывает, что предложенная модель может предсказать, с хорошей точностью, нагрузка пробивая провал сдержанный FRP армированных плит моста палубе.
ВЫВОДЫ
В общей сложности шесть полный размер палубе плит, 3000 мм На одном этаже, плита была усилена арматурной стали и пять плит палубы были укреплены GFRP углепластика и баров. Переменные типа и количества укрепление FRP в нижнем поперечном направлении (от 1,0 до 2,0% для GFRP и 0,34 до 0,68% для углепластика). Палубе плиты были протестированы в соответствии монотонной концентрированной нагрузки, действующей в центре плиты. Палубе плиты были поддержаны на два стальных балок с шагом 2000 мм центра к центру. Предложен новый метод для сдерживания концы деки, плит был разработан болтовых соединений бетонных плит с опорной балки стали через отверстия в плитах развивать боковых сил, которые привели к повышению разрушающей нагрузки. Новое уравнение для прогнозирования пробивая потенциала сдержанный плиты палубы усилены с барами FRP также представил. На основании экспериментальных и теоретических результатов, следующие выводы можно сделать:
1. Пробивая сдвига был режим отказа testedrestrained плиты палубы;
2. Грузоподъемности испытанных плит палубе weremore чем в три раза учтены расчетным нагрузкам (208,25 кН), как указано в CHBDC;
3. Максимальное измеренное отклонение на службу loadlevel было меньше 1,5 мм, что значительно ниже допустимых пределов код. Кроме того, эти плиты палубы, увеличение соотношения укрепление FRP имеет незначительное влияние на отклонения поведения;
4. Для всех испытанных плит палубе, записанные крекинга нагрузки была выше, чем полезной нагрузки. Для precracked плит, однако, максимальная измеряемая трещина шириной на уровне эксплуатации нагрузки были меньше, чем 0,4 мм, что ниже допустимых пределов кода;
5. Максимальное измеренное штаммов на службу loadlevels (110,25 кН) колебался от 177 до 624 и -165 до -217 микродеформации в арматурой и бетоном, соответственно. Соотношение напряжений на служебной нагрузки на штаммов при отказе менее чем за 5 и 10% для баров и бетона, соответственно;
6. Общее поведение две плиты палубы withminimum укрепление отношений-C-S1 (углепластика № 10 с шагом 125 мм дает усиление отношение 0,34%) и G-S1 (GFRP № 16 с шагом 125 мм дает усиление отношение 1,0%) в рамках услуги нагрузки является удовлетворительным с кодами предельных значений прогибов, деформаций, трещин, а предельная нагрузка, а также
7. Предлагаемого уравнения не может предсказать, с хорошей точностью, нагрузка пробивая провал сдержанный FRP армированных плит моста палубе.
Авторы
Авторы признают, финансовой поддержки, полученной от естествознания и техники Научно-исследовательского совета Канады (СЕНТИ), Фонд Квебека залить La Recherche ан природы и Technologie (FQRNT), а также сети центров передового опыта по интеллектуальным зондирования для инновационных структур ISIS- Канада. Авторы благодарят Министерство транспорта Квебека (Департамент структуры). Авторы также благодарят Pultrall Инк (Тетфорд мин, Квебек) за щедро предоставленные FRP материалов. Особая благодарность F. Ntacorigira, техник на факультете гражданского строительства университета Шербрука, за помощь в изготовлении и испытании плит.
Ссылки
1. Эль-Salakawy, EF; Benmokrane, B.; и Desgagn -870.
2. Эль-Salakawy, EF и Benmokrane, B., "Проектирование и тестирование шоссе бетонных настилов мостов Усиленный стекла и углерода FRP бары," Поле применения FRP Усиление: тематические исследования, SP-215, С. и А. Rizkalla Нанни, ред. американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2003, с. 37-54.
3. Benmokrane Б., Эль-Salakawy, EF; Desgagn 90.
4. CAN/CSA-S6-00, "Канадский Автодорожный мост Дизайн кодекс", канадский стандартный Ассоциации Рексдейл, Онтарио, Канада, 2000, 374 с.
5. Michaluk, CR; Rizkalla, SH; Тадрос, Г. и Benmokrane, B., "Поведение при изгибе односторонних бетонных плит Опираясь волокнита подкрепление", ACI структурных Journal, В. 95, № 3, май- Июнь 1998, с. 353-365.
6. Деиц, DH; Харик, IE и Gesund, H., "В одну сторону плиты, армированной стекловолокном Усиленный Полимерные арматуры", армированного волокном полимерные Арматура железобетонных конструкций, Четвертый международный симпозиум, SP-188, CW Долан, SH Rizkalla, А. Нанни, ред. американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1999, с. 279-286.
7. Эль-Salakawy Э., Benmokrane, B., "Работоспособность железобетонный мост Железобетонная плита с палубы армированных волокном композитных полимерных бары," Структурные ACI Journal, В. 101, № 5, сентябрь-октябрь 2004, с. 727-735.
8. Тейлор Р., Hayes, B., "Некоторые Испытания Влияние пограничного ограничений по перфорации Shear в железобетонных плит," Журнал конкретных исследований, V. 17, 1965, с. 39-44.
9. Хьюитт, BE, и Батчелор, B., "штамповка Прочность на сдвиг сдержанного Плиты," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 101, № ST9, сентябрь 1975, с. 1837-1853.
10. Fang, И. К.; Уорли, Дж. Бернс, NH и Клингнер, RE, "Поведение изотропные железобетонный мост палуб, на стальные балки," Журнал композиты строительства, ASCE, В. 116, № 3, март 1990 , с. 659-678.
11. Гуан, JS, и Морли, КТ, "штамповка Shear Поведение Сдержанная железобетонных плит", ACI Структурные Journal, В. 89, № 1, январь-февраль 1992, с. 13-19.
12. Хасан, T.; Rizkalla, S.; Абдельрахман, A.; и Тадрос Г., армированного волокном полимерные Арматура для моста палубы, "Canadian Journal гражданского строительства, V. 27, 2000, с. 839-849.
13. Khanna, OS; муфтий А.А., и Бахт, B., "Экспериментальное изучение роли Усиление в прочности бетонных плит палубы", Canadian Journal гражданского строительства, V. 27, 2000, с. 475-480.
14. Рахман, А. H.; Кингсли, К. Ю., и Кобаяси. К., "Обслуживание и Ultimate нагрузки Поведение настилов мостов Усиленный углерода FRP Grid," Журнал композиты строительства, ASCE, Т. 4, № 1, февраль 2000, с. 16-23.
15. Matthys, S., и Taerwe Л., "Бетонные плиты Усиленный FRP Сетки-II: штамповка сопротивления" Журнал композиты для строительства, ASCE, Т. 4, № 3, август 2000, с. 154-161 .
16. Оспина, CE, Александр, SDB и Cheng, JJ, "штамповка двусторонней бетонные плиты с армированной волокном полимерные арматуры или сетках", ACI Структурные Journal, В. 100, № 5, сентябрь-октябрь 2003, с. 589-598.
17. ACI Комитет 440 "Руководство по методам испытаний армированных волокном полимеров (FRPS) для укрепления или усиления железобетонных конструкций (ACI 440.3R-04)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2004, 40 с.
18. Ньюхук, ДП, "Поведение стали свободной бетонных настилов мостов плиты при статическом нагружении условия", кандидатская диссертация, DalTech, Dalhousie университет, Галифакс, Новая Шотландия, Канада, 1997, 196 с.
19. ACI Комитет 440 "Руководство по проектированию и строительству железобетонных с FRP бары (ACI 440.1R-03)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2003, 42 с.
20. CSA S806-02, "Проектирование и строительство зданий и сооружений компонентов с Fibre Железобетонная полимеров", канадский стандартный Ассоциации Рексдейл, Онтарио, Канада, 2002, 177 с.
21. Торберн, J., и муфтий, А. А., "Разработка рекомендаций по Внешне сдержанный шоссе Палубы мост", журнал мостов, ASCE, V. 6, № 4, с. 243-249.
22. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 430 с.
23. Британский институт стандартов, "Структурные использования бетона, BS8110: Часть 1-кодекс для проектирования и строительства", Лондон, 1997, 172 с.
24. Эль-Гандур, AW; Pilakoutas, К. и Уолдрон П., "Новый подход к перфорации Shear прогнозирования пропускной способности армированных полимерных железобетонных плоских плит", армированного волокном полимерные Арматура железобетонных конструкций, 4-й Международный симпозиум, SP- 188, CW Долан, SH Rizkalla, А. Нанни, ред. американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1999, с. 135-144.
25. Limaye В.Н., "Сталь-Фри-Бридж Палубы при циклическом нагружении: Изучение трещин и прочность деградации", кандидатская диссертация, DalTech, Dalhousie университет, Галифакс, Новая Шотландия, Канада, 2004, 316 с.
26. Ньюхук, ДП, и муфтий А. А., армированного волокном бетона палубе плиты без арматуры-Half-промышленных испытаний и математическая формулировка, "Научно-исследовательский отчет № 1, Технический университет в Новой Шотландии, Галифакс, Новая Шотландия, Канада, 1995, 46 с.
Шериф Эль-Гамаль докторант кафедры гражданского инженерного университета Шербрука, Шербрук, Квебек, Канада. Он получил степень бакалавра и магистра в области строительной техники из Menoufiya университет, Египет. Его исследовательские интересы включают крупномасштабных экспериментальных испытаний и моделирования конечных элементов железобетонных конструкций и разработка дизайна положения армированных волокном полимер-железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА Эхаб Эль-Salakawy является научно-исследовательским доцент кафедры гражданского инженерного университета Шербрука. Его исследовательские интересы включают крупномасштабных экспериментальных испытаний и моделирования конечных элементов железобетонных конструкций, строительство и восстановление железобетонных конструкций армированных волокнами полимерных композитов армированных.
Входящие в состав МСА Брахим Benmokrane является СЕНТИ заведующая кафедрой профессор FRP Арматура железобетонных конструкций в Департаменте строительства в Universite Шербрука. Он является руководителем проекта в ISIS Канада сети центров передового опыта по интеллектуальным зондирования для инновационных структур. Его исследовательские интересы включают приложения и долговечность передовых композиционных материалов в гражданских сооружений и структурных мониторинга здоровья с волоконно-оптическими датчиками.