Железобетонные балки Глубокая-Shear модель прочности и расчетная формула
Новая модель для определения прочности на сдвиг железобетонных глубокой пучков, предложенные в этой статье. Явные формулы, которая считает, что сдвиг взносов силы предоставляемый стойки и галстук механизма в связи с диагональной конкретные стойки и продольные основные укрепления, а также вертикальные стременах и укрепление горизонтальных Сети, происходит. Коэффициенты каждого взноса калибруются на 240 результатов тестов, имеющих отношение к нормальным и высоким бетон глубокой балки, имеющиеся в литературе. Полученное выражение по сравнению с ACI кодекса и последнее формул и вычислительных процедур, и результаты, как один наиболее подходящий измеряемой сильные сдвига. Расчетная формула Далее предлагается.
Ключевые слова: железобетон; прочность на сдвиг; стремя.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Железобетонные (RC) глубоко пучков используются в качестве структурных элементов loaddistributing такие, как передача балки, куча шапки, фундаментных стен и морских сооружений. Сдвига оценки силы RC пучков был предметом нескольких studies1-5 посвящена определить влияние основных параметров. Из-за малой величины пролета углубленного соотношение сил глубоких пучков обычно контролируется сдвига, чем прочность на изгиб, если нормальное количество продольной арматуры используются. Кроме того, глубокое пучков прочность на сдвиг значительно больше, чем у узких пучков, в силу особых возможностей глубокой пучков в распределении внутренних сил до отказа, а потому, что их разработка механизмов силы передачи отличаются от узких пучков. 6
По данным ACI 318-02,7 глубоких пучков определяются как члены погружен на одно лицо и поддерживается на противоположной грани, так что сжатие стойки могут развиваться между нагрузками и поддерживает. Кроме того, глубокие пучки либо: а) л ^ п ^ к югу / ч = 4,0, или б) / H = 2,0, где л ^ п ^ к югу является явным службы глубокой пучка, ч, общая высота и является сдвиг длины пролета (рис. 1).
Несколько возможных способов железобетонных глубокой провал пучка были определены из tests.4 ,8-10 Из-за различия в характере отказов, определение глубинные механизмы пучка на провал, и оценки их прочности на сдвиг, очень сложны. Методы проектирования имеющихся в настоящее время инженером по анализу и синтезу глубоких пучков включают дизайн, основанный на стресс analysis11, 12 или по рациональному или полу-рациональных стойки и галстук modeling.7 ,13-17 существующих методов проектирования были разработаны и калибруется с помощью нормальной прочности бетона (НБК) результаты тестов, следовательно, их применимость для высокопрочного бетона (HSC) глубоко пучков должны быть assessed.16
Цель этого документа заключается в представлении стойки и галстук модели для определения прочности на сдвиг НСК и HSC глубокой балки. Глубокие модели пучка предлагаемых здесь, основаны на стойку, и галстук условиях механизм равновесия, смягчение "приближенных" учредительных закон простой бетона, а также сопротивление вклад вертикальной и горизонтальной подкрепления Интернете. Достоверность и точность предлагаемой модели является то сравнение с экспериментальными результатами. Данные из общего числа 240 однопролетной верхней загрузкой глубокой пучков составляются и результаты тестов сравниваются с предсказаниями от предложенной модели, упрощенные смягчил модель фермы Мау и Сюй; 11 формулы Сяо в; 14 итерационная процедура Хван, Лу и Ли; 15 и стойки и галстук модели ACI 318-027 и Матаморос и Wong.17 Наконец, чувствительность прочность на сдвиг и эффект сдвига службы к глубине соотношение / ч и цилиндрической прочности бетона е '^ с ^ к югу обсуждаются.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Целью настоящего исследования является решение проблемы глубокой прогнозирования прочности на сдвиг пучка с помощью одного выражения более точные и последовательные (в единый прогноз), чем существующие формулы или утомительно и времени вычислительных затрат. Предлагаемого выражения выделены три основных устойчивых взносов: первый из-за конкретных стойки и нижняя растяжение арматуры, второй горизонтальной веб подкрепление, и третий вертикальной стремена. Расчетная формула, чьи прогнозы адекватно на всякий случай, также предлагается.
МОДЕЛЬ БАЗ
Типичным RC глубокой пучка показана на рис. 1. Пучка загружается два вертикальных сил V ^ п ^ к югу применяться на расстояние от середины ближайших поддержку пластинки. Продольных основные укрепления области к югу ^ S ^ находится на расстоянии (Н - г) от поверхности пучка дна, где г эффективная глубина потока. Пучка вертикально подкрепляется закрытые стремена области ^ ^ VJ югу установлен на горизонтальной шаг сдвига службы равна S ^ V ^ к югу. Укрепление горизонтальных Сети осуществляется баров области ^ ^ к югу привет, поставленных на межстрочный интервал S ^ H ^ к югу.
В данной модели предполагается, что отказ регулируется дробления диагональная распорка сжимающих пунктир на рис. 2, подкрепленной веб подкрепления. Формирование стойкой свидетельствует тот вид наклонных трещин на глубокой балки. Предложенная модель предполагает, что сдвиговые номинальной прочности глубоких пучков V ^ югу п ^ определяется суммой двух независимых сопротивление взносов
V ^ к югу п ^ = V ^ с ^ к югу V ^ югу W ^ (1)
где V ^ с ^ к югу является сдвига вклад силы предоставляемый стойки и галстук механизма в связи с диагональной стойки сжатия и продольного основные стали, а к югу V ^ W ^ является сдвига определяется вклад в Сети подкрепления.
Стойка-И-TIE МЕХАНИЗМ
Стойки и галстук механизм приводит к следующим уравнениям равновесия (рис. 2)
T ^ югу ы = C ^ C ^ югу sin
V ^ к югу с ^ = C ^ C ^ югу cos
... (4)
где вращательного равновесия (уравнение (4)) написано около O, T ^ S ^ югу это сила, действующая на продольных основной арматуры (рис. 2), к югу C ^ C ^ является сжатие силой в наклонные стойки (рис. . 2),
... (5)
где ш ^ л ^ к югу ширина верхней пластины подшипника.
Strut нагрузки
Уравнения. (3) и (4) обеспечить
... (6)
Глубокие пучки очень похож на двойной кронштейнов для геометрии, погрузка соглашения и отказа modes.18 Следовательно, исходя из предположения, Хвана, Лу, и Ли, 19 шириной л сжатия стойки (рис. 2) предполагается, что
л = Ы (7)
, где для имитации ситуации, когда не удается глубокой пучка при сдвиге, но держит резерв изгибных потенциала, 15 А выводится из классической теории изгиба на один усиленный разделе
... (8)
с п отношения стали конкретные модули упругости (к югу = E ^ S ^ / E ^ к югу с ^) и глубокий пучка). Предполагая, E ^ югу ы = 200000 МПа и Е к югу с = 4700 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу, 7 л может быть выражена как п = 42,6 / [квадратный корень из F]' ^ к югу с ^.
Уравнение (6), используя формулу. (5), (7), и тригонометрических отношений, дает
... (9)
Простые выражения для
JD =, где D - Ы / 3 рычага, а к обеспечивается формулой. (8), или Siao13
0.9d, где это рычаг рукой.
(9) получается для глубоких балок без веб подкрепление, но он также используется в следующих глубоких балок с веб арматуры, в зависимости от того, что Хван, Лу, и Lee15 сделал для
Предел прочности на сдвиг вклад V ^ с ^ к югу
На основе модели Хван, Лу, и Ли, 15 стойки площадь поперечного сечения принимается равной Ы и максимальное значение силы сжатия C ^ C ^ югу вычисляется как
C ^ C ^ югу =-
где
с
... (14)
Из уравнения. (14) проверяется при 5,8 / [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу (13) можно записать в виде
... (15)
Средний предел прочности на сдвиг в сдвиговом службы дается
... (16)
Уравнение (16), используя формулу. (3), дает
... (17)
и формула. (17), по формуле. (7) и (12), дает
V ^ к югу с ^ =-k
Значение (18) не известно, потому что она является функцией от неизвестных деформации Для оценки следует, что ег может быть выражена как
Конкретных элементов стойки выбрасывать в соответствии с основными направлениями могут быть двумерных растяжение-сжатие ( Это напряженное состояние неизвестно, потому что обе сжимающие и растягивающие напряжения в случае неудачи, Известно, однако, что для простого бетона на рассмотрении, чьи размягчения поведение будет определяться, прочность при растяжении в двухосных режима ниже прочности бетон загружен в одноосных режима, е ^ ^ к югу карат . Таким образом, максимальное значение, которое можно взять на себя Введя предельное значение конкретных растяжении, достигнутый
... (19)
Чтобы избежать двойного выражения для
используется, где
... (21)
Изменение формулы. (19) к (20) коэффициенты. Следовательно, аппроксимирующих предельное значение V ^ с ^ к югу (уравнение (18)), V * ^ к югу с Нт ^, дается
Потому что у * ^ к югу с Нт ^ представляет собой верхний предел V ^ с ^ к югу, последняя может быть получена за счет сокращения V * ^ к югу с Нт ^, то есть
V ^ к югу с = к югу с ^ 1 ^ • ^ ^ к югу с Нт ^ (23)
где с суб 1 ^ (
V ^ к югу с = к югу с ^ 1 ^ k
(9).
WEB УКРЕПЛЕНИЯ МЕХАНИЗМА
Экспериментальные испытания на глубоких пучков доказать, что максимальное сопротивление всегда получается после продолжительных растрескивания балки. В этом состоянии, горизонтальная арматура Сети, вероятно, подвергается напряжениям ниже его предела текучести е ^ ^ к югу YH и некоторых слоев армирования может быть даже неэффективными в напряжении. Аналогичным образом, вполне вероятно, что стремена, выступающей в качестве вертикального укрепления Сети достигают предела текучести F ^ ^ уу к югу в центральном регионе сдвига службы, а вблизи поддержку, которую они подвергаются меньших напряжениях. Следовательно, она может быть изначально предполагалось, что средняя растяжения е ^ ^ к югу ГИМ в горизонтальном укрепление Сети равна д ^ ^ 1 подпункта е ^ ^ YH к югу, к югу с д ^ 1 ^
При этом предполагается, что сжатие силой в наклонной стойкой, в присутствии или отсутствии веб арматуры, C ^ ^ к югу непрерывного или C ^ C ^ к югу, соответственно, будут действовать в обоих случаях на той же линии (рис. 2 и рис . 3 (а) и (б)). Из-за этого коллинеарности, скалярное разница между C югу ^ ^ и непрерывного C ^ C ^ югу просто равна вклад C ^ югу W ^ (= C ^ югу непрерывной ^ - C ^ C ^ к югу), предоставленных горизонтальной и вертикальной подкрепления Сети к стойке силу.
Сила сдвига V ^ W ^ к югу, проведенного на основе веб-подкрепление только должна быть равна векторной сумме (рис. 3 (б)) в силу сжатия C ^ W ^ к югу, в связи с наличием веб арматуры, горизонтальной усилие на горизонтальной Сети укреплению д югу ^ 1 ^ к югу ^ H ^ е ^ ^ к югу YH и усилие на вертикальной стремена д ^ ^ 2 югу V ^ ^ подпункта е ^ ^ уу к югу, где
... (25)
... (26)
где т равно числу горизонтальных веб армирующих слоев, включая верхний и р равно числу стремена сдвига промежуток времени (рис. 1). Таким образом, V ^ W ^ югу = д ^ 1 ^ к югу югу ^ H ^ е ^ ^ к югу YH cot подкрепление дается
... (27)
Уравнение (27), по формуле. (25) и (26), становится
... (28)
где Можно предположить, с хорошим приближением, что м · S ^ H ^ югу = Л и Р ° S ^ V = к югу (рис. 1), поэтому уравнение. (28) становится
... (29)
Очевидно, что для глубоких балок без горизонтальных укрепление Сети, прочность на сдвиг в связи с веб-подкрепление к югу V ^ W ^ сводится только к второй член в правой части уравнения. (29).
Прочность на сдвиг ВЫРАЖЕНИЯ
Параметрические выражения для вычисления номинальной прочности на сдвиг глубоких пучков получается из уравнения. (1) по формуле. (24) и (29)
... (30)
где с суб 2 ^ = д ^ 1 ^ к югу / с ^ 1 ^ к югу; с ^ к югу 3 = Q ^ 2 ^ к югу / к югу с ^ ^ 1, а к, (8), (9) и (21).
Уравнение (30) является функцией трех неизвестных параметров с ^ 1 ^ к югу, с ^ 2 ^ к югу, а к югу с ^ ^ 3, которые будут определены на основе экспериментальных результатов. Двести сорок глубокой пучков были отобраны из 15 следующие исследования: Кларк, 25-де-Пайва и ЗИС; 3 Kong, Робинс, и Коул; 4 Смит и Vantsiotis; 5 Субеди; 9 Fang, HORNG и Chen; Chen 26 27; Tan и др..; 28-31 Фостер и Гилберт; 16 Гонконг и др..; 32 Ох, и Шин, 6 и др. Мацуо al.33 При выборе этих данных тестирования, авторы рассматривали только глубокой балки,:), не потерпеть неудачу в прогиб или ношение режимах. Последний режим следует избегать правильно разработке глубоких подробнее пучка, б) было сдвига службы углубленного соотношение / ч меньше, чем 2,0 и эффективная длина углубленного соотношение л ^ ^ к югу п / ч меньше, чем 4,0 (по данным ACI 318 - 02), в) просто поддерживать и было нагрузок и реакций применяются через опорные пластины, ширина которых предусмотрено в соответствующих документах, г) была равномерно распределенных веб подкрепления. Горизонтальные и вертикальные укрепления сети или любой из них может присутствовать ..
Оригинальные этикетки таким образом отобранных глубоких пучков приведены в таблице 1, по имени исследователей. Коэффициенты с ^ 2 ^ к югу и с ^ ^ к югу 3 в формуле. (30) определяется путем минимизации коэффициента вариации (COV), который рассчитывается как отношение стандартного отклонения (STD) и среднего (AVG) от соотношения прочности на сдвиг измеряется в экспериментах и номинальной прочности на сдвиг ( V ^ к югу ехр ^ / V ^ п ^ к югу) и используя уравнение. (9) для Кроме того, коэффициент с ^ 1 ^ к югу выбрано с целью сделать AVG равным 1,0. Значения с ^ к югу 1 = 0,76, с ^ к югу 2 = 0,25, а к югу с ^ 3 = 0,35 были найдены, следовательно, уравнение. (30) становится
... (31)
Для испытания 240 глубоких балок, уравнения. (31) дает значение COV по 0,19.
Можно заметить, что с ^ 2 ^ к югу значение, имея в виду усиление горизонтальных вклад Сети, составляет около 71% с ^ ^ 3 югу значение, имея в виду усиление вертикальной вклад Интернете. В соответствии с результатами других исследований, 4,6,29 это означает, что вклад укрепление горизонтальных веб-предел прочности на сдвиг глубоких пучков является менее эффективным, то вертикальное армирование Сети один.
Сводя к минимуму уравнения. (30) и для ^ ^ 3 к югу, и COV значения были получены в (табл. 2). Следует подчеркнуть, что все выражения Это предполагает, что предлагаемый механическая модель для вычисления предела прочности на сдвиг глубоких пучков довольно чувствительны к метод оценки
Существующие модели
Для оценки достоверности предлагаемой модели в связи с тем существует, сдвиг формулы силы и процедур, предусмотренных Мау и Сюй; 11 Сяо, 14 Хван, Лу, и Ли; 15 ACI 318-02 Кодекса; 7 и Матаморос и Wong17 рассматриваются.
Мау и Hsu11-предел прочности на сдвиг дается
... (32)
с ограничениями, с = 0,12. Коэффициент К, представляющий эффект сдвига службы, дается
...
... (33)
K = 0 для / ч> 2,0
, где г ^ к югу V = D - D 'глубина эффективным элементом сдвига, с д' расстояние от внешней сжимающей волокна к центру верхней стали сжатия. Если нет высококачественной стали, Л 'берется 0.1d. Соотношение горизонтальной арматуры, Вертикального армирования
Siao14-предел прочности на сдвиг дается
V ^ к югу п ^ ^ = 1.8f югу T ^ (34)
где F ^ T ^ югу является допустимой конкретные растяжения. Есть два различных выражения F ^ ^ т к югу, для двух различных случаях без трещин (случай 1) и трещины (случай 2) бетона. В случае, 1
F ^ югу т = 0,58 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу [1 п (р ^ H ^ югу грех SUP ^ 2 ^ (35)
к югу, где р ^ H ^, р ^ ^ V югу являются стальные соотношения горизонтальной и вертикальной укрепление Сети, соответственно, В случае 2
е ^ ^ к югу т = F ^ югу у ^ (р ^ H ^ югу грех SUP ^ 2 ^
где / ^ у ^ к югу является сталь выход в Сети подкрепления.
Прочность на сдвиг обеспечивается формулой. (34) по формуле. (35) или (36), в зависимости от того, что больше.
Хван, Лу, и Lee15-Эти авторы предложили итерационной процедуры, что происходит от стойки и галстук концепции и удовлетворить равновесия, совместимости и учредительных законов трещинами железобетона.
МСА 318-027-срез глубоких пучков, рассчитывается по методике, основанной на стойки и галстук модели, описанной в Приложении А ACI 318-02.7 Для практического расчета ACI 318-02 прочность на сдвиг, стойки и галстук модели реквизитам, указанным в Кодексе номер A.2, 34 были выбраны. По этой ссылке, номинальная сила сдвига V ^ п ^ к югу рассчитывается как минимум следующих предельных поперечных сил, ведущих к глубокой провал пучка кризиса strutandtie один член:
1. Лицом к югу ^ 1 ^ узловых зоне выше пластины (точка на рис. 4)
V ^ к югу A1 = 0,80 · 0.85f '^ к югу с ^ л ^ к югу р б (37)
где л ^ к югу р ширина опорные плиты;
2. Лицо B ^ 1 ^ к югу от узловой зоны под опорной плиты (точка B на рис. 4)
V ^ к югу B1 = 0.85f '^ к югу с ^ л ^ к югу Ь Ь (38)
где л ^ к югу Ь ширина опорных пластин;
3. Галстук н.э. на дне
V ^ к югу Д. = ^ к югу S ^ е ^ ^ у, к югу tan
где
4. Лицом к югу 2 ^ ^ С-С-T7 узловые зоны (рис. 4)
V ^ к югу A2 = 0,80 · 0.85f '^ к югу C ^ W ^ ^ т к югу btan
где ш к югу ^ г ^ является эффективным галстук шириной (= 2 (Н - г));
5. Strut до н.э. и лицом к югу B ^ 2 ^ ГК-C7 узловые зоны B (рис. 4)
V ^ к югу B2 = 0.85f '^ к югу с ^ г ^ ^ к югу btan
, где г ^ ^ к югу глубина верхней горизонтальной стойки сжатия до н.э.;
6. Strut АВ и лицом к югу ^ ^ 3 из сквозных узловые зоны (рис. 4)
V ^ к югу A3 = 0,80 · 0.85f '^ с ^ к югу sin
7. Strut АВ и лицом к югу B ^ 3 ^ о КТС узловые зоны B (рис. 4)
V ^ к югу B3 = 0.85f '^ с ^ к югу sin
Глубокий пучка нормальной поперечной силы V ^ п ^ к югу для ACI 318-02, выбранного в качестве минимального значения среди тех, вычисленной по формуле. (37) к (43), также не должны превышать следующих value7
V ^ к югу п, макс = 0.83bd [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу (в МПа) (44)
И наконец, номинальные Н. прочности на сдвиг дается V ^ ^ к югу п / бул.
Поскольку г ^ ^ к югу и 5 была выполнена. Термин D 'в блок-схема диагонального сжимающей силы в АБ наклонной стойкой рассчитывается введения два узла равновесия
... (45)
где V ^ ^ к югу A3 и V ^ ^ к югу B3 получаются из уравнения. (42) и (43). Другой термин, D на рис. 5 диагональная сжимающая сила, при выходе из строя до н.э. горизонтальные стойки
... (46)
Матаморос и Wong17-общая численность сдвига определяется
... (47)
где tan фундаментной плитой и Н ^ ^ к югу вдвое больше расстояния между центром тяжести основного армирования и в нижней части света), к югу уу ^ и ^ ^ к югу YH являются текучести вертикального и горизонтального армирования, соответственно. Следующие ограничения применяются к формуле. (47): срок 0,3 / (A / D) имеет верхний предел 0.85sin И наконец, номинальные V ^ прочности на сдвиг к югу п ^ определяется V ^ ^ N югу / б ^ г ^ к югу.
МОДЕЛЬ НАДЕЖНОСТИ
Сдвига V ^ силы к югу от п ^ 240 считается глубокой балки, показано в таблице 1, были оценены с помощью выражения предоставляемый Матаморос и Wong17 (уравнение (47)), и предложенная формула (формула (31 )). Номинальной прочности на сдвиг V ^ п ^ к югу по сравнению с экспериментальными V прочности на сдвиг к югу ^ ^ ехр приведены на рис. 6 для обеих моделей. AVG и COV значения экспериментальных V сдвига сильные ^ ^ ехр югу до номинального V сдвига сильные ^ п ^ к югу отношений, сообщили на рисунке. Предлагаемая формула предсказывает глубокой прочности на сдвиг пучка более равномерно, чем формула Матаморос и Вонг, потому что COV получены с предлагаемой формуле 24% ниже (рис. 6).
Полученные результаты с точки зрения прочности на сдвиг с предлагаемым выражение (уравнение (31)) на 240 образцах были также по сравнению с результатами, полученными от Siao's14 формула (уравнение (34)): в то время как Сяо формула дает AVG = 0,95 и 0,34 COV = формула. (31) обеспечивает AVG = 1,00 и 0,19 = COV, подчеркивая свою надежность.
Для сравнения с ACI 318-02, только 223 пучков были приняты во внимание. Семнадцать образцы были исключены из общего числа, поскольку это положение ACI A.2.6 требует, чтобы угол между осями любой стойки и любая связь ввода одного узла ( и 17 образцов не удовлетворяет этому условию. Номинальной Н. прочности на сдвиг по сравнению с экспериментальными V прочности на сдвиг к югу ^ ^ ехр приведены на рис. 7 по процедуре ACI (рис. 7 (а)) и предлагаемого выражение (рис. 7 (б)). 223 соотношения V ^ югу ехр ^ / V ^ п ^ к югу получить ACI 318-02 итерационной процедуры (рис. 5 и уравнение. (37) к (44)) и предлагаемого выражения (уравнение (31)) являются определен по отношению к / ч и / '^ с ^ к югу на рис. 8 и 9, соответственно. Можно заметить, что для ACI кодекса, соотношение (V ^ югу ехр ^ / V ^ п ^ к югу) разбросаны в широком диапазоне (рис. 8 (а) и 9 ()). В частности, ACI кодекса весьма консервативна в прогнозировании прочности на сдвиг для пучков с малым широм пролетных общая глубина отношений (см. рис.
8 ()). С другой стороны, разброс от простого предлагаемого выражения (уравнение (31)) является очень низким и едиными для общего / ч и / '^ с ^ к югу диапазоне (рис. 8 (б) и 9 (б), соответственно, ). Консервативный дизайн формуле получен непосредственно из уравнения. (31) предлагается в следующем разделе ..
По сравнению с формулой Мау и Hsu11 (уравнение (32)) выполняется только для набора 190 образцов подписал со знаком плюс или на этикетке или на имя следователя в таблице 1. Пятьдесят образцы не были рассмотрены, поскольку их общая площадь горизонтальной арматуры, в том числе общая площадь горизонтальной стремена, давая (32), не предусмотрено представление докладов, отражающих испытаний. Участок V ^ п ^ к югу значениями, полученными Мау и Сюй по сравнению с V ^ ^ ехр югу показано на рис. 10 совместно с AVG и COV ценностей. Для рассмотрел 190 глубоких балок, предлагаемого уравнения. (31) приводит к: AVG = 1,028 и 0,175 = COV. По сравнению с соответствующим значениям, указанным на рис. 10 подчеркивается, что выражение Мау и Сюй результаты немного менее последовательно, чем предлагаемые один, но, в общем, ведет к нелегальным прогнозов.
Наконец, по сравнению с итерационной процедуре Хван, Лу, и Lee15 выполняется. Эти авторы рассчитали прочности на сдвиг для 123 глубоких пучков других авторов ,3-5, 26,27, но только 92 (подписали со звездой в таблице 1) из этих пучков были рассмотрены, потому что только имеющие Сети укреплению учитываются в настоящем документе. Для этих 92 пучков, AVG и COV из V ^ югу ехр ^ / V ^ п ^ к югу результат: AVG = 1,163 и 0,154 = COV из процедуры Хван, Лу, и Ли, и AVG = 1,098 и 0,110 = COV от уравнения. (31). Кроме того, по сравнению с утомительным итерационная процедура Хван, Лу, и Ли, простые конкретные результаты прочности на сдвиг более последовательное выражение (равномерной в прогнозе).
Расчетная формула
Сдвига выражение силы предложенной модели (уравнение (31)) приводит к последовательной прогнозирования результатов, так как COV экспериментально измеренные до computedshearstrength отношений является самой низкой во всех рассмотренных случаях. Тем не менее, она не может быть использована для разработки, как AVG вышеупомянутого соотношения, в точности равна единице, и, следовательно, не связана с безопасностью в среднем прогнозе. Поскольку значение AVG может быть изменен путем умножения уравнения. (31), фактор, не изменяя значение COV уравнение. (31) предназначен обеспечить расчетная формула для прочности на сдвиг. Расчетная формула выбрана так, что он может быть помечен как "характерные" в соответствии с Eurocode21 правил, то есть, так что остается только статистически 5% особей на небезопасных стороны. Эта формула получается путем умножения уравнения. (31) на коэффициент 0,72, что является 0,05 fractile соответствующего распределения статистики
... (48)
где к, (8), (9) и (21). Для 240 RC испытания глубоких пучков рассмотрел уравнение. (48) приводит к югу V ^ ехр ^ / V ^ югу N, D ^ AVG по 1,40. Отношение V ^ к югу ехр ^ / V ^ югу N, D ^ по сравнению с / ч, на рис. 11 на 223 глубоких пучков уже рассмотрел для ACI 318-02 (рис. 8 (а)). Из сопоставления рис. 8 (а) и 11, это можно сделать, что предсказание расчетная формула (уравнение (48)) приводит к достаточно равномерной запас прочности, в то время как процедура ACI кодекса приводит к overconservative прогнозы для пучков с низким / ч. Аналогично, лучшие результаты получаются из уравнения. (48) с учетом влияния прочности бетона.
ВЫВОДЫ
На основе анализа механических глубокой прочности на сдвиг пучка и экспериментальной по сравнению с 240 образцов в литературе, следующие выводы можно сделать:
1. Согласованная модель для прогнозирования прочности на сдвиг нормальной и конкретные высокопрочных пучков глубокого получается супер-постановку сдвига вклад силы стойка-andtie механизма в связи с диагональной конкретные стойка и продольной арматуры, а также сдвиг вклад силы из-за Сети подкрепления;
2. Предложенная модель для вычисления глубокой прочности на сдвиг пучка приводит к выражению одного прочности на сдвиг, который является более надежным, чем другие существования, потому что, помимо того, что наиболее точные над крупнейшим пучков образцы до сих пор считается, он обеспечивает низкий COV стоимости, , то есть наибольшее единообразия в прогнозе. Таким образом, следует, что предлагаемый механической модели, на котором это выражение основан, в соответствии с фактической механического поведения;
3. Достаточно консервативный дизайн формула (уравнение (48)) вытекает из упомянутых свободное выражение их;
4. ACI 318-02 метод расчета прочности на сдвиг глубоких пучков является весьма трудоемким, чтобы применить (рис. 5 и уравнение. (37) к (44)) в связи с простым дизайном предлагаемая формула (уравнение (48)), и может привести к очень более консервативных прогнозов сдвига прочность;
5. Предлагаемого выражения и формула очень адекватно учитывать сдвиг пролета углубленного отношения и прочность бетона, а также
6. В глубокой балки, укрепление горизонтальных веб менее эффективной в обеспечении прочности на сдвиг, чем вертикальное армирование Интернете.
Предлагаемая теория вычисления предела прочности на сдвиг глубокой пучков довольно чувствительны к метод оценки
Авторы
Поддержка этого исследования dell'Istruzione Ministero, dell'Universit
Нотация
^ H ^ к югу, к югу ^ привет = общая площадь горизонтальной укрепление Сети и г-м слое, соответственно,
^ К югу ы = общая площадь продольной основные укрепления
V ^ ^ к югу, к югу ^ VJ = общая площадь вертикального укрепления Сети и /-го слоя, соответственно,
= сдвига длины пролета
'= четкие длина пролета среза (уравнение (5))
B = ширина пучка глубокой
C ^ C ^ к югу, к югу C ^ ХО ^ C ^ югу ш = силы сжатия в наклонных стойка глубокой пучка без, с, а также веб подкрепление только, соответственно,
с ^ к югу I (I = 1,2,3) ^ д ^ к югу I (I = 1,2) = констант
D = эффективная глубина глубокая балка
E ^ с ^ к югу, к югу E ^ S ^ = модули упругости бетона и стали, соответственно,
е ^ ^ к югу карат = предел прочности бетона
е '^ к югу с = цилиндрической бетон прочность на сжатие
е ^ ^ к югу ГИМ, е ^ к югу SVM = прочной стали стресс средних значений по горизонтали и вертикали подкрепления, соответственно,
F ^ югу YH ^ е ^ к югу уу = текучести горизонтальных и вертикальных веб подкрепления, соответственно,
А = общая глубина глубокой пучка
А = безразмерный (по отношению к г) глубина сжатая зона
л = ширина наклонной стойкой
л ^ к югу п = четкие службы глубокой пучка
м, р = количество горизонтальных и вертикальных веб армирующих слоев, соответственно,
п = соотношение стали конкретные модули упругости
S ^ H ^ к югу, с ^ V = югу горизонтальных и вертикальных расстояний укрепление Сети, соответственно,
T ^ югу ы = уступая действий по укреплению основных продольных
V ^ с ^ к югу, к югу V ^ п ^ V ^ югу ш = поперечной силы несут глубокий пучка без, с, а также веб подкрепление только, соответственно,
V ^ к югу с ^, у * ^ к югу с Нт = стойки и галстук механизм вклад в прочность на сдвиг и предельного значения, соответственно,
V ^ к югу п ^ V ^ югу N, D ^ V ^ югу ехр = номинальная, дизайн, и измеряется сдвиг сильные, соответственно,
к югу V ^ W ^ = общий вклад в укрепление веб прочность на сдвиг
W ^ югу л ^ W ^ югу Ь = ширина несущих и опорные плиты, соответственно,
Ссылки
1. Руссо, Г.; Цингоне, Г. и Puleri Г., изгиб-Shear Модель взаимодействия для продольно Железобетонная балка, "Структурные ACI Journal, В. 88, № 1, январь-февраль 1991, с. 60-68.
2. Руссо, Г., Puleri Г., Стеррап эффективности железобетонных балок при изгибе и сдвиге ", ACI Структурные Journal, В. 94, № 3, май-июнь 1997, с. 451-476.
3. де-Пайва, HAR, и ЗИС, CP, "Сила и поведение глубоконеупругой пучков в Shear" Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 91, № ST5, октябрь 1965, с. 19-41.
4. Гонконг, FK; Робинс, PJ и Коул, DF, "Web Усиление влияния на глубокой балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 67, № 12, декабрь 1970, с. 1010-1017.
5. Смит, К., и Vantsiotis А.С., "Прочность на сдвиг глубокой балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 79, № 3, май-июнь 1982, с. 201-213.
6. Ах, JK, и Шин, Ю, "Прочность на сдвиг армированных высокопрочных бетонных Глубокая Балки", ACI Структурные Journal, В. 98, № 2, март-апрель 2001, с. 164-173.
7. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.
8. Субеди, Н. К.; Варди, А. Е. и Kubota, N., "Железобетонные балки Глубокая-Некоторые результаты тестов," Журнал конкретных исследований, V. 38, № 137, декабрь 1986, с. 206-219.
9. Субеди, Н. К., "Железобетонные балки Глубокая: метод анализа", Труды ICE Journal, Часть 2, В. 85, март 1988, с. 1-30.
10. Ramakrishnan В., Ananthanarayana Ю., "Предел прочности глубокой балки на сдвиг", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 65, № 2, февраль 1968, с. 87-98.
11. Мау, ST, и Hsu, TC, "Формула Прочность на сдвиг глубокой балки," Структурные ACI Journal, В. 86, № 5, сентябрь-октябрь 1989, с. 516-523.
12. Мау, ST, и Hsu, TC, "Прочность на сдвиг прогноза для глубокой балки с веб усиление", ACI Структурные Journal, В. 84, № 6, ноябрь-декабрь 1987, с. 513-523.
13. Сяо, ВБ, "Strut-и-Tie модель Шир Поведение в глубоких Балки и Пайл Шапки В противном случае в диагонали Расщепление", ACI Структурные Journal, В. 90, № 4, июль-август 1993, с. 356-363.
14. Сяо ВБ, "Прочность на сдвиг коротких Усиление бетонных стен, Консоли и глубокой балки," Структурные ACI Journal, В. 91, № 2, март-апрель 1994, с. 123-132.
15. Хван, SJ; Лу, WY, и Ли, HJ, "Shear Прогнозирование прочности для глубокой балки," Структурные ACI Journal, В. 97, № 3, май-июнь 2000, с. 367-376.
16. Фостер, SJ, и Гилберт, RI, "Экспериментальные исследования по высокопрочных бетонных Глубокая Балки", ACI Структурные Journal, В. 95, № 4, июль-август 1998, с. 382-390.
17. Матаморос, AB, и Вонг, KH, "Дизайн опертой балки Глубокая Использование Strut-и-Tie модели", ACI Структурные Journal, В. 100, № 6, ноябрь-декабрь 2003, с. 704-712.
18. Kriz, LB и Ратс, CH, "Связи в сборных железобетонных конструкций-Сила Консоли", PCI Journal, V. 10, № 1, февраль 1965, с. 16-61.
19. Хван, SJ; Лу, WY, и Ли, HJ, "Shear Прогнозирование прочности железобетонных Консоли", ACI Структурные Journal, В. 97, № 4, июль-август 2000, с. 543-552.
20. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, John Wiley
21. ENV 1992-1-1 ", Еврокод 2-дизайн Бетон StructuresPart 1-1: Общие правила и правила для зданий", Европейским комитетом по нормализации ЕКС, 1992, 203 с.
22. Бортолотти, L., "Взаимозависимость конкретных параметров прочности" ACI Журнал материалы, V. 87, № 1, январь-февраль 1990, с. 25-26.
23. Oluokun, F., "Прогнозирование Прочность бетона от его прочности при сжатии: оценка существующих отношений на нормальный вес бетона", ACI материалы Journal, В. 88, № 3, май-июнь 1991, с. 225-239.
24. DM 9.1.1996 ", Norme tecniche в ил calcolo, L'esecuzione ред Ира collaudo делле strutture в Cemento Армато Normale электронной precompresso в электронной ле strutture metalliche," Gazzetta Ufficiale Repubblica Italiana делла, № 29 дель 5.2.1996, Серия Generale, 137 с. (на итальянском)
25. Кларк, А. П. Диагональ Напряженность в железобетонных балок, "ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 48, № 10, октябрь 1951, с. 145-156.
26. Fang, И. К.; HORNG, К. L и Chen, JC, "Shear поведение высокопрочных бетонных Тонкие-Web Балки," Национальный доклад научного совета проект № 82-0410-E006-110, Тайвань, 1993, 145 с. ( по-китайски)
27. Chen JC, "Shear Поведение Просто поддерживаемые Тонкие-Web Глубокая Балки Использование высокопрочного бетона", тезис мастера, Департамент строительства, National Cheng Kung University, г. Тайнань, Тайвань, 1994, 156 с. (На китайском)
28. Tan, KH; Kong, FK; Дэн, S.; и Гуан, Л., высокопрочный бетон с глубокой балки Эффективное Span и Shear Span Вариации ", ACI Структурные Journal, В. 92, № 4, июль-август . 1995, с. 395-405.
29. Tan, KH; Kong, FK; Дэн, S.; и Weng; LW, "Эффект веб Армирование высокопрочного бетона Глубокая Балки", ACI Структурные Journal, В. 94, № 5, сентябрь-октябрь 1997, с. 572-582.
30. Tan, KH; Дэн, S.; Kong, FK, и Лу, HY, "Main стали Напряжение в средней прочности бетона Глубокая и коротких балок", ACI Структурные Journal, В. 94, № 6, ноябрь-декабрь 1997, с. 752-768.
31. Tan, KH, и Лу, HY, "Shear поведении при больших Железобетонные балки Глубокая и Кодекс сравнения", ACI Структурные Journal, V. 96, № 5, сентябрь-октябрь 1999, с. 836-845.
32. Гонконг, С. Г., Ким, DJ, Ким, С. и Гонконг, НК ", сдвиговой прочности железобетонных Глубокая пучков с Отказ Конец Анкоридж," Структурные ACI Journal, В. 99, № 1, январь-февраль 2002, с. 12-22.
33. Мацуо, M.; Lertsrisakulrat, T.; Янагава, A.; и Нива, J., "Влияние поперечной арматуры на механическое поведение RC Глубокие балки", Труды I конгресс FIB на железобетонных конструкций в 21 веке, сессия 13 , Осака, Япония, 2002, с. 199-206.
34. Коллинз, член парламента, и Митчелл Д., предварительно напряженных железобетонных конструкций, Prentice Hall Инк, Englewood Cliffs, NJ, 1991, 766 с.
Входящие в состав МСА Гаэтано Руссо профессор структурного анализа, начальник департамента гражданского строительства, а также проректор по созданию Университета Удине, Италия. Его исследовательские интересы включают нелинейного поведения железобетонных конструкций.
Раффаэле Venir Инженер-строитель, кто сотрудничает с Департаментом строительный университет Удине. Его исследовательские интересы включают сдвига поведения в железобетонных членов и стойки и галстук для моделирования разрывных регионов.
Маргарита Полетта является аспирант в строительстве в Удине университета. Ее исследовательские интересы включают связь поведения в железобетонных конструкциях, а также strutandtie моделирование nonflexural членов.