Десять лет обучения по черной металлургии Волоконно-железобетонных балок при длительном нагрузок
Девять железобетонных балок с дискретными волокнами стали содержание от 0 до 2% были подвергнут изгибной нагрузки в диапазоне от 0,35 до 0,8 раз изгиб потенциала в течение 10 лет. Долгосрочных прогибов и максимальная ширина трещины были обнаружены уменьшается с увеличением содержания волокна стали, на 34 и 58% соответственно, в конце 10-летний период и в случае 2% содержанием клетчатки. Прогибы и трещины шириной были меньше по нижней устойчивой нагрузок. ACI изменение подхода и эффективных методов прогнозирования модуля долгосрочного прогибов очень хорошо, в то время как скорректированный эффективный модуль метод немного недооценивает то же самое. В четыре-точечную нагрузку, балки показали сокращение жесткости на начальном этапе. После длительной нагрузки, ранее уровень был достигнут, однако, балки выставлены по существу те же самые характеристики прогиба от нагрузки, что и соответствующие те, что были не подвергается продолжительной нагрузки.
Ключевые слова: пучка; растрескиванию; отклонения; жесткость, могущество.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Хотя поведение стали фибробетона (SFRC) пучков на изгиб, сдвиг, кручение и хорошо известна (ACI Комитет 544 1988; Balaguru и Шах 1992), их применение в области все еще остается относительно узким. Отчасти это связано с недостаточным объемом информации о долгосрочной эффективности таких членов, особенно по отношению к эксплуатации.
Сталь волокна, как известно, для оказания помощи в управление отклонением по сообщениям Swamy "и" Аль-Нури (1975) в исследовании, посвященном изгиб поведение SFRC балок под четыре точки погрузки. В другом исследовании по балкам в середине загрузки, Swamy, "Аль-Таан, и Али (1979) к выводу, что дальнейшее присутствие стальных волокон привело к увеличению жесткости балок, в результате существенного снижения отклонений. Kormeling, Reinhardt, и Шах (1980) испытания SFRC пучков с разными объемами продольной арматуры и с различными типами стальных волокон. Они также пришли к выводу, что наличие стальных волокон привело к меньшему отклонения луча. Чтобы предсказать отклонение мгновенной SFRC балки, различные аналитические модели были предложены. Крейг и др.. (1987) предложил метод нахождения кривизны раздел, основанный на совместимости деформаций и равновесие сил и вычислить отклонение методом сопряженных пучка. Soroushian и Reklaoui (1989) также предложил аналогичный метод, в котором они использовали идеализированной зависимости напряжения от деформации для стальных фибробетона ..
Некоторые исследования были проведены по ползучести и усадки поведение стали волокна бетона, в то время как исследования на долгосрочное поведение SFRC балок под устойчивого нагрузки довольно редко. Мальмберг и Skarendahl (1978), с использованием образцов измерения 40 Еще одно исследование Swamy и Theodorakopoulos (1979), с использованием 500 С другой стороны, компрессионный испытаний ползучести проведенного Хауд, Prezeau и Ру (1987), с использованием 150 х 300 мм цилиндрических образцов с конкретным содержанием клетчатки 1%, а к Balaguru и Ramakrishnan (1988), используя такой же тип цилиндрических образцов , но с содержанием клетчатки 0,5%, свидетельствуют об увеличении ползучести штаммов по сравнению с простой конкретных образцов.
В данной работе, поведение SFRC пучков с различным содержанием волокна при различных нагрузках устойчивой в течение 10 лет сообщили. Сравнение наблюдаемых отклонений и аналитических прогнозов сделал. Оба линейных и нелинейных эмпирических формул предлагается прогнозировать долгосрочные (дополнительных) трещины шириной от мгновенной ширины трещин при той же нагрузке. Кроме того, балки были испытаны в прогиб под четыре точки (третья точка) после загрузки устойчивого нагрузки были сняты, а результаты по сравнению с первоначальной пучков проверен Tan, Paramasivam и Тан (1994а, б), которые были не подвергается продолжительной нагрузки.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
В данной работе долгосрочных деформации и растрескивания характеристики железобетонных балок с дискретными волокнами стали при длительном нагрузки в течение 10 лет. Содержание стального волокна варьировалась в пределах от 0 до 2%, в то время как устойчивый уровень нагрузки варьировалась в пределах от 0,35 до 0,8 раз предел прочности при изгибе пучка без стальных волокон. Стальных волокон были найдены для эффективного контроля долгосрочных прогибы и трещины шириной. ACI изменение подхода и эффективных методов модуля (ТЗР) были найдены для прогнозирования долгосрочных прогибов очень хорошо. Эмпирические формулы для прогнозирования долгосрочных ширины трещины, также представлены.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Девять балки, как указано в таблице 1, с различным содержанием стального волокна, которые были уже сообщалось ранее (Tan, Paramasivam и Tan 1994а, б) с тех пор подвергались различным уровень устойчивого нагрузки в течение 10 лет. Каждый луч, с размерами 100 Пучка образцы были изготовлены с помощью обычного портландцемента, природный песок, гранитный щебень 10 мм, максимальный размер, и вода, смешанная доли 1:1.5:2.5:0.5 по весу для достижения конкретных куб прочности на сжатие 40 МПа. Увлеченные конец стальных волокон, 30 мм в длину и 0,5 мм в диаметре, были использованы в качестве волокна подкрепления, в то время как два T10 продольных стальных стержней (10 мм в диаметре) были использованы в качестве подкрепления напряженности и два бара T6 (6 мм в диаметре), а compression укрепление на расстоянии 99 и 24 мм от верхней грани, соответственно, как показано на рис. 1 (а). R6 стремена были также представлены на расстояние 75 мм вдоль балки длиной, чтобы предотвратить его от падения при сдвиге ..
Пять лучей (обозначение А-50, B-50, C-50, D-50, Е-50), что составляет серия I, были брошены с различным содержанием стального волокна от 0 до 2% и подвергаются постоянной нагрузки P ^ S ^ к югу в размере 50% от предельной нагрузки дизайн P ^ и ^ к югу от железобетонной балки без стальных волокон (-50). Значение P ^ ^ к югу у определялась как 23,3 кН на основе британского стандарта BS 8110 (1989). Другие четыре пучков (обозначается C-35, C-59, C-65 и С-80), каждая из которых 1% стали содержанием клетчатки и составляющих серии II, были погружены на 0,35, 0,59, 0,65 и 0,80 раза P ^ к югу и ^ соответственно. Луч С-50 серии я также входит в серии II для облегчения сравнения, как это было армированные волокном 1% и стали подвергаться 0.50P югу ^ и ^. Для имитации равномерной загрузке, стальные листы и бетонные блоки были использованы в качестве весов при квартале точек вдоль балки пролета, как показано на рис. 1 (б).
Долгосрочный поведение
Отклонения были измерены в середине пролета с помощью двух датчиков набрать, расположенные в 10 мм от пучка края по устранению любой луч вращения из-за неравномерного поддерживает и загрузки приложений. Среднее значение этих отклонение измерений с поправкой на движение носителей был взят прогиба в середине пролета. Измерения ширины трещин были проведены с помощью ручного микроскопа с точностью ± 0,02 мм. Мониторинг прогибы и трещины развития проводились на 1 день, 50 дней, 138 дней, 230 дней, 370 дней (1 год), 2284 дней (6,25 лет) и 3678 дней (10 лет) со дня применения устойчивого нагрузок.
Прочность в возрасте характеристик пучков
После удаления устойчивых нагрузок, все серии I пучков (А-50, B-50, C-50, D-50, Е-50) и серии II пучков (C-35, C-50, C-59, C -65, а C-80) были загружены монотонно разрушения под четыре точки загрузки использованием привода МТС 1000 кН потенциала. Отклонения в квартал службы и в середине пролета секции контролировать с помощью линейной переменной дифференциальных преобразователей (LVDTs). Сталь штаммов были также обнаружены на четверть службы и в середине пролета секции использованием тензодатчиков. Датчика и показания тензометрических кормили через портативный регистратор данных с помощью автоматической системы сбора данных. Кроме того, в конкретных штаммов использованием demec датчиков и максимальная ширина взломать с помощью ручного микроскопа измеряли при нагрузке интервалом в 2 кН.
Аналитические соображения
Долгосрочный прогибов
Мгновенной прогибом в середине пролета свободно опертой SFRC пучка с пролетом л по равномерно распределенной нагрузкой со может быть выражена как
... (1)
где E ^ югу ср = модуль упругости железобетона волокна, а также к югу I ^ е ^ = эффективного момента инерции среднего сечения, что, используя формулу Брэнсона (Брансон 1977), дается
... (2)
, где M ^ югу кр = крекинга момент, M ^ югу = максимум прикладной момент, и я ^ ^ г к югу и к югу I ^ кр = момент инерции брутто и трещины разделе, соответственно. Крекинга момент может быть вычислена по теории упругости в соответствии с рекомендацией Комитета МСА 544 (1988), где момент инерции трещины превращаются разделе могут быть оценены в соответствии с Tan, Paramasivam и Tan (1994b), а
... (3)
где Ь = ширина сечения пучка, H = глубина сечения пучка; а, а '= расстояние от сжимающей лицо центроиды растяжение и сжатие баров, соответственно, к югу ^ S ^ и' ^ к югу ы = общая площадь растягивающих и сжимающих баров, соответственно, п = югу E ^ S ^ / E ^ югу ср ^; E п = ^ ^ к югу е / E ^ ^ ср югу и к югу E ^ S ^, Е ^ к югу F = модуля упругости арматуры и стальных волокон, соответственно. Значения ^ югу ^ и '^ ^ е югу могут быть определены в соответствии с Ханнант (1978). Нейтральной оси х может быть определяется с учетом совместимости деформации и равновесие трещины разделе (Tan, Paramasivam и Tan 1994b).
Для определения долгосрочного отклонения, три подхода, а именно, изменение ACI подход, EMM, и корректироваться EMM (AEMM) могут быть использованы.
Модифицированный подход ACI-Для расчета дополнительного времени зависит от отклонения вследствие ползучести и усадки при длительном погрузки, ACI Строительный кодекс (ACI Комитет 318 2002) используется эмпирическая формула, которая дает его в качестве начальной упругой деформации, умноженной на коэффициент является
Коэффициент
... (5)
, где
Для учета влияния арматурной стали волокна, этот коэффициент следует умножить на коэффициент
... (6а)
... (6b)
где V ^ е ^ к югу является содержание стального волокна (или объемной доли) в процентах. Таким образом, дополнительные отклонения из-за устойчивого нагрузок для пучка является SFRC
Эффективный метод модуля-метод расчета полного прогиба в виде суммы "отклонения рассмотрении ползучести эффекты" и "отклонения из-за усадки бетона". Предполагается, что ползучести линейно зависит от напряжения и, что принцип суперпозиции действительный (Мак-Генри-1943; Невилл, Дилгер и Брукс 1983). Рассмотреть эффекты ползучести, он принимает эффективный модуль упругости, что дается как
... (8)
, где т ^ 0 югу = возрастом бетона на момент подачи заявки нагрузки; T = время, когда отклонения должна быть вычислена; которые, согласно МСА 209R (ACI Комитет 209 1982), является
... (9)
где а, б, в экспериментальные константы. Из исследования Tan, Paramasivam и Tan (1994b), значения, б, были созданы, как показано в таблице 2.
Отклонения рассмотрении эффектов ползучести определяется по формуле. (1), где E ^ ^ см. подпункт следует заменить E ^ е ^ к югу, определяется по формуле. (8). Момент инерции преобразуются трещины разделе момент времени ^ I ^ к югу сг, т ^ могут быть приняты в соответствии с Tan, Paramasivam и Tan (1994b), а
... (10)
где х ^ ^ к югу т, п ^ ^ к югу т и п ^ ^ м к югу, соответственно, значения х и п ^ е ^ к югу в момент т, и они могут быть определены таким же образом, как было сказано ранее. Кроме того, термин I ^ е ^ к югу в формуле. (1) должна быть заменена эффективного момента инерции, I ^ к югу E, T ^, в момент времени т, рассчитывается с использованием I ^ к югу сг, т ^ в формуле. (2), чтобы получить отклонения рассмотрении ползучести эффектов.
Отклонения из-за усадки бетона, определяется следующим образом, а затем добавил к вышеупомянутым вычислить отклонения дать общее отклонение. Кривизна за усадки бетона в железобетонных асимметрично член может быть найден метод фиктивных растягивающих сил (Брансон 1977) и дается как
... (11)
где е = расстояние между центром тяжести без трещин преобразуется области и стали области, а к югу T ^ S ^ дается как
T ^ югу ы = (A ^ S ^ югу подменю "^ с ^) ^
в котором
... (13)
где Ранее проведенного Tan, Paramasivam и Tan (1994b) дает значения Усадка отклонения для простой балки могут быть рассчитаны как
... (14)
Скорректированная эффективный модуль методу общей т.д. деформация в момент т, в результате начального напряжения к югу ш ^ (т, т ') выражается в виде
... (15)
которое можно переписать в виде
... (16)
где скорректированной эффективный модуль E''^ е ^ к югу выражается в виде
... (17)
в котором Снижение коэффициента выражается как (Бажант 1972)
... (18)
где релаксационные функции R ^ югу Д (т, т ^ к югу 0 ^) можно аппроксимировать (Бажант и Ким 1979)
... (19)
, в которых Соответствующие функции ползучести Ff может быть выражено в целом, а
... (20)
Равновесие сил в момент т дает
... (21)
Величина х ^ к югу T ^ могут быть вычислены по-прежнему основан на равновесии сил и деформаций совместимости. Таким образом, ту же процедуру, что и в EMM следует определить значение I ^ к югу сг, т ^ и, следовательно, I ^ к югу E, T ^. Общее отклонение может быть вычислен по замене E ^ е ^ к югу по E''^ е ^ к югу и к югу I ^ е ^ I ^ к югу E, T ^ в формуле. (1).
Долгосрочный ширины трещины
Краткосрочные трещины шириной W ^ ^, если к югу от пучка SFRC относительно данной нагрузки были сопоставлены линейно, что и железобетонной балки без волокон Tan, Paramasivam и Тан (1995),
W ^ к югу, если = (1 - А ^ 1 ^ к югу V ^ е ^ к югу) ш ^ к югу я ^ (22)
к югу, где А ^ ^ 1 является экспериментальным постоянного учета для волоконно-оптических свойств, кроме содержания стального волокна (объемная доля волокна), и она была определена как 0,22. Из исследования Tan, Paramasivam и Тан (1995), было отмечено, что соотношение долгосрочных (дополнительных) трещины югу ^ W ^ Если в краткосрочной ширина трещины W ^ ^ к югу, если уменьшается содержание клетчатки V ^ подпункт е ^ примерно до 0,5%, а увеличение в дальнейшем. Таким образом, для любого пучка, можно сделать вывод о том, что
... (23)
где с ^ 1 ^ к югу, с ^ 2 ^ к югу, с ^ ^ 3 к югу, и с ^ ^ 4 югу константы, которые могут быть получены с помощью регрессионного анализа экспериментальных результатов. Для V ^ югу е ^> 0,5%, вышеупомянутые отношения могут быть аппроксимированы
... (24)
в которых к югу ^ 2 ^ и К ^ к югу 3 ^ экспериментально полученные константы учета долгосрочных последствий, которые были определены Tan, Paramasivam и Тан (1995), 0,19 и 0,10, соответственно, для балок при длительном загрузки до 370 дней.
TEST РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ
Долгосрочных прогибов и максимальная ширина трещины для пучков девять были оценены в исследовании влияния стали содержанием клетчатки и устойчивого соотношение нагрузки (соотношение постоянной нагрузки на несущую). Кроме того, на изгиб поведение лучей изучалась путем удаления устойчивых нагрузок и загружать их на провал. Пять из этих лучей (А-50 Е-50), сравниваются с идентичный набор пучков, которые были проверены ранее на провал, не будучи подвергнут нагрузок Tan, Paramasivam и Тан (1994а, б).
Долгосрочный прогибы и трещины шириной
Влияние стального волокна контент-Из рис. 2, можно сделать вывод, что общее отклонение, а также долгосрочные (дополнительных) отклонение SFRC пучков уменьшаются с увеличением содержания волокон. Это становится тем более очевидной, как период устойчивого загрузки увеличивается. На 370 дней (приблизительно 1 год), ширина-50 без волокон были отклонены 29% больше, чем луч E-50 с 2% содержанием клетчатки, а на 3678 дней, то эта разница составляет примерно 36%. С точки зрения долгосрочных (дополнительных) отклонения (рис. 2 (б)), соответствующие цифры составляют 41 и 51% соответственно. Таким образом, роль стальных волокон в сдерживании долгосрочных прогиб железобетонных балок был подтвержден.
Рис 2 (с) и (г), в котором сюжет соотношение долгосрочных к мгновенному отклонения по отношению к периоду длительной нагрузки и содержание волокна, соответственно, дальнейшей иллюстрации этого явления. В 3678 дней, коэффициент долгосрочного отклонения для мгновенного отклонения для обычных железобетонных Луч-50 составляет 1,3, а для SFRC Луч E-50 с 2% волокна содержание 1,03, хотя в том же соотношении на 370 дней существенно не отличались между двумя лучами. Таким образом, с течением времени, стальные волокна оказались более эффективным в подавлении долгосрочного отклонения.
Влияние длительной нагрузки уровня рис 3 (а) и (б) показывают, что для всех SFRC пучков с тем же содержанием волокна 1,0%, и общее отклонение и долгосрочного отклонения увеличилось с увеличением постоянного уровня нагрузки. Поведение становится все более очевидным с периодом нагрузки. Прогибы балок C-50 и C-59 были очень близки друг к другу, как устойчивый уровень нагрузки отличаются лишь 9% от предела прочности. Резкое увеличение прогибов для балок С-80 и С-65 по сравнению с луч C-59 может быть связано с чрезмерной трещин и недостаточной волокна стали в аресте трещин. Следует отметить, что соотношение долгосрочных отклонения к мгновенному отклонения (рис. 3 (с) и (г)) приводит к уменьшению как устойчивый показатель нагрузки увеличивается, хотя абсолютные долгосрочные отклонения увеличилось с большим устойчивого соотношение нагрузки .
Сравнение с теоретическими предсказаниями-Отклонения при длительном загрузки были рассчитаны для всех пучков в конце 10 лет, с использованием трех подходов упоминалось ранее, а по сравнению с наблюдаемым результатам. Рисунок 4 сравнение экспериментальных результатов с предсказаниями на изменение подхода ACI. Как и оригинальный подход МСА, долгосрочный коэффициент отклонения были приняты, будут оставаться постоянными в периоды устойчивого загрузки превышает 5 лет. В целом, прогноз консервативным, и ближе соглашения для пучков с более высоким содержанием волокна стали. Наибольшее отклонение наблюдаемых значений в 10 лет от теоретических значений составляет около 17% для Луч-50 (без волокон). Для пучков с 1% содержанием клетчатки, при различных уровнях нагрузки устойчивый, прогноз показывает, хорошо согласуется с наблюдаемым результатам, особенно для пучков подвергнут нагрузки ниже уровня обслуживания нагрузки 0.59P югу ^ и ^. В случае пучка C-59, при длительном полезной нагрузки, предсказать результат на всякий случай ..
EMM также предсказал экспериментальные результаты хорошо, как показано на рис. 5. Для серии I, максимальное отклонение составляет около 10% в Луч-50 составляет 10 лет. Для серии II, ширина C-59 показывает, наибольшее отклонение примерно 16%. В целом, однако, предсказанных значений больше, чем экспериментальные значения, и тем самым консервативным.
Сопоставление прогнозов AEMM, а результаты испытаний показана на рис. 6. За исключением Балки B-50 и D-50, все остальные пучков показали достаточно хорошее согласие с теорией. В целом, экспериментальные значения несколько выше теоретическими. Это может быть из-за стальных волокон понесли бы потери напряжения передачи способности поперек трещины с возрастом (Banthia и Krishnadev 1990; Banthia и Голубь 1989), в котором не были учтены в теории.
Трещины на развитие рис 7 (а) и (б) сравнить максимальная ширина трещины серии I и II пучков, соответственно. Увеличение ширины трещин кажется, стабилизируются на более раннем возрасте, для пучков с высоким содержанием клетчатки или тех, кто подвергается ниже устойчивого уровня нагрузки. Например, пучки с более чем 1,5% содержанием клетчатки (то есть, D-50 и Е-50) выставлены практически без увеличения ширины трещин после 1 год, тогда как в странах с низким содержанием волокна наблюдался рост трещины шириной до 5 или более лет. Максимальная ширина трещины увеличились на 24% Луч-50 из 370 дней (или 1 год) до 3678 дней (или 10 лет), а рост составлял лишь 7% для луча E-50. Ожидается, что это, как стальной фибры преодоления трещин надежно удерживаться от трещин продолжает расширяться с возрастом. На рис. 7 (б), ширина C-35 выставлены постоянной ширины трещины максимум протяжении всей своей истории нагрузки из-за низкого уровня устойчивого нагрузки.
Рис 8 () показывает соотношение долгосрочных к мгновенной ширины трещины в различные моменты времени после загрузки по различным содержанием волокна стали и под постоянной нагрузки от 0,5 С ^ к югу и ^ (серия I пучков). Нелинейного регрессионного анализа осуществляется по результатам теста, так железобетона и SFRC пучков после 10 лет дает значения коэффициентов в уравнении. (23), с ^ к югу 1 = 0,03, с ^ к югу 2 = 0,04, с ^ к югу 3 = 0,253, а к югу с ^ 4 = 0,120, с коэффициентом корреляции 0,99. Если полученные уравнения применяются к серии II пучков, которые были подвергнуты различным устойчивый уровень нагрузки, близких и консервативной прогнозирования наблюдаемых трещин шириной максимум наблюдается, как показано на рис. 8 (). Это подтверждает надежность уравнения. (23) в прогнозировании долгосрочных ширины трещины.
Хотя предыдущие исследования Tan, Paramasivam и Тан (1995) показали, что в долгосрочной перспективе в целях текущее отношение ширины трещины становится постоянной, после 140 дней, соотношение наблюдалось увеличение на небольшую величину после 140 дней. В случае стальных волокон превышает 0,5%, линейного регрессионного анализа результатов испытаний серии I пучков после 10 лет (как показано на рис. 8 (б)) дает значения коэффициентов К югу ^ 2 ^ и К ^ подпункт 3 ^ в формуле. (24) как 0,276 и 0,120, соответственно, коэффициент корреляции 0,94. Это полученных линейная зависимость также предсказал результаты тестирования максимальная ширина трещины серии II пучков очень хорошо.
Предел прочности при изгибе в возрасте пучков
Изгиб результаты проверки в возрасте пучков (А-50, B-50, C-50, D-50, Е-50) сравниваются с данными из оригинальной серии балок (АО, BO, CO, DO, а также Е. О.), которые были идентичны в возрасте лучей в геометрической и свойства материалов, но не подвергается продолжительной нагрузки. Полученные результаты сравниваются в таблице 3. В целом, чем выше содержание волокон, тем выше потенциал изгиба балок. Несмотря на 10 лет устойчивого загрузки, однако, предел прочности пучка остается достаточно похожи.
Прогиба от нагрузки кривые балки сравниваются на рис. 9. Оригинальные серии балок выставлены три этапа. На начальном этапе, пучок проявляли высокую жесткость, особенно для тех, с повышенным содержанием клетчатки. После растрескивания бревна, жесткость была сокращена, и кривые выровнял после растяжения укрепление дали. В случае возрасте балки, три этапа поведения наблюдались. На первом этапе, балки была довольно низкой жесткостью по сравнению с соответствующим них в оригинальной серии из-за эффекта устойчивого нагрузки. Поскольку нагрузка возросла, однако, балки быстро вернулись к ранее отклоненного положения под действием постоянной нагрузки. После этого пучка жесткость была почти такой же по сравнению с соответствующим пучка в оригинальной серии. Как и в оригинальной балки, кривые выровнял после уступая растяжение арматуры. Все пучков не удалось, наконец, путем дробления бетона при сжатии.
На рис. 10, по сравнению с максимальной нагрузкой отношение ширины трещины были построены для оригинальных и в возрасте пучков (серия I), как они грузились на провал. Максимальная ширина трещины была довольно большой для Луч-50 (без волокон) по сравнению с пучков волокон, особенно после основного баров укрепление дали. Таким образом, стальной фибры помогали в сдерживании роста трещины даже после 10 лет, особенно после растяжения укрепление дали.
Нагрузки по сравнению с-смещение кривых в возрасте серии II пучков (C-35, C-50, C-59, C-65, C-80) приведены на рис. 11 (а). Балки, которые были подвергнуты высшей устойчивого нагрузки показали меньшую жесткость и прочность. Кроме того, высшие устойчивого нагрузки, тем больше максимальная ширина трещины (рис. 11 (б)).
ВЫВОДЫ
Из экспериментальных и аналитических исследований, проведенных на SFRC пучков при длительном нагрузки в течение 10 лет, следующие выводы можно сделать вывод:
1. Кроме того стальной фибры для бетона эффективной в сдерживании долгосрочных отклонения и расширение запретительного трещины. Эффект является более очевидным с течением времени. Сталь волокна могут быть видели в качестве растяжение арматуры;
2. ACI изменение подхода и EMM предсказал результаты тестирования достаточно хорошо, даже после того, лучи были погружены на 10 лет. Они могут быть использованы для практического дизайна SFRC лучей;
3. Хотя AEMM, не является консервативной, этот подход может быть улучшено, если один счет для эффекта старения стальных волокон (то есть потери стресс-передачи возможность со временем). Такой изысканный подход, однако, может оказаться ненужным для проектирования цели;
4. Увеличение максимальной ширины трещин может быть связано с мгновенной ширины трещины, в зависимости от содержания волокна стали, а также
5. За исключением остаточной деформации и снижение первоначальной жесткости из-за устойчивого погрузки, в возрасте пучков показали такое же поведение прогиба от нагрузки, как у нерегулярный пучков испытания до как с точки зрения прочности и жесткости.
Нотация
^ К югу S ^, '^ к югу ы = общей площади растяжение и сжатие баров, соответственно,
E ^ югу ср = модуль упругости железобетона волокна
E ^ югу ср ^ (T ^ югу 0) = модуль упругости железобетона волокна на момент подачи заявления загрузки
E ^ подпункта е ^ = эффективный модуль упругости
E ^ подпункта е ^ (T, T ^ югу 0) = эффективный модуль упругости в момент т с постоянной нагрузки в момент времени T ^ ^ к югу 0
E''^ подпункта е ^ (T, T ^ югу 0 ^) = возраст скорректированные эффективный модуль упругости в момент т с постоянной нагрузки в момент времени T ^ ^ к югу 0
E ^ югу F = модуль упругости стальной фибры
E ^ югу ы = модуль упругости стержней арматуры
эксцентриситет е = фиктивных сжимающая сила
I ^ о ^ к югу, к югу I ^ сг, т = момент инерции преобразуются трещины раздел на момент подачи заявления нагрузки и в момент т, соответственно
I ^ е ^ к югу, к югу I ^ E, T = эффективного момента инерции на момент подачи заявления нагрузки и в момент т, соответственно
I ^ к югу г = валовой момент инерции сечения пучка
L = четкие службы простой балки
M ^ югу = применяться момент в разделе момент максимального
M ^ югу кр = крекинга момент
R ^ югу Д (т, т ^ к югу 0) = релаксации функции в момент т стали конкретные волокна с грузом в момент времени T ^ ^ к югу 0
T ^ югу ы = сила натяжения в барах арматуры
T = время после загрузки или время после начала сушки, дней
т '= время начала сушки дней
т ^ к югу 0 = время при применении нагрузки, дней
V ^ к югу F = стали содержанием клетчатки или объемная доля стальных волокон
W = равномерно распределенной нагрузкой
[Прямая фи] ^ югу е = коэффициент ползучести железобетона волокна
[Прямая фи] ^ югу Д (т, т ^ к югу 0) = коэффициент ползучести железобетона волокна в момент т в связи с постоянной длительной нагрузки в момент времени T ^ ^ к югу 0
[Прямая фи] ^ югу ш = деформации кривизны
Ссылки
ACI Комитет 209, 1982, "Прогнозирование ползучести, усадка, и температурные эффекты в бетонных конструкций (ACI 209R-82)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 92 с.
ACI Комитет 318, 2002, "Строительный кодекс Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 443 с.
ACI Комитет 544, 1988, "Дизайн Вопросы стали армированного волокном бетона (ACI 544.4R-88)," Структурные ACI Journal, В. 85, № 5, сентябрь-октябрь, с. 563-580.
Balaguru, PN и Ramakrishnan В., 1988, "Свойства армированного волокном бетона: Работоспособность, Поведение при длительном нагружении и Air-Void характеристики", ACI материалы Journal, В. 85, № 3, MayJune, стр. . 189-196.
Balaguru, PN и Шаха, SP, 1992, армированных волокном композиты Цемент, McGraw-Hill книги Ко, Нью-Йорк, 530 с.
Banthia, N., и Krishnadev, MR, 1990, "Сталь-Fiber цементной матрицы нагрузки Отдых Исследования с использованием ходового винта Testing Machine," Экспериментальная техника, V. 14, № 2, март-апрель, стр. 41. -44.
Banthia, N., и Голубь, М., 1989, "Загрузка Отдых в стальных волокон в цементе матриц," Международный журнал Цемент композиты и легкого бетона, V. 11, № 4, ноябрь, с. 229-234 .
Бажант, ZP, 1972, "Прогнозирование ползучести бетона воздействию Использование AgeAdjusted эффективный модуль Метод", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 69, № 4, апрель, с. 212-217.
Бажант, ZP, а Ким, С. С., 1979, "Приближенное функции релаксации для бетона," Журнал структурного подразделения, ASCE, V. 105, № ST12, декабрь, с. 2695-2705.
Брэнсон, DE, 1977, Деформации железобетонных конструкций, McGrawHill книги Ко, Нью-Йорк, 546 с.
Британский стандарт BS 8110, 1989, "Структурные использования бетона, часть 1. Кодекс практики по проектированию и строительству" Британский стандарт учреждение, Лондон, 126 с.
Крейг, RJ; Decker, J.; Домбровский, Л., Jr; Laurencelle, R.; и Федорович, J., 1987, "неупругое поведение Железобетонная фибробетон," Журнал строительной техники, ASCE, В. 113, № 4, апрель, с. 802-817.
Гали, А., Фавр, Р., 1986, железобетонных конструкций: напряжений и деформаций, Чепмен и зал ООО, Лондон, с. 9-10.
Ханнант, DJ, 1978, Fibre Цементы и Fibre бетона, John Wiley
Уд, J.; Prezeau, A.; и Ру, Р., 1987, "Ползучесть бетона, содержащих волокна и микрокремнезема", армированного волокном бетона свойства и применение, SP-105, Шах С. и Г. Б. Батсон, ред. Американские Бетонные институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, с. 101-118.
Kormeling, HA; Reinhardt, HW и Шах, SP, 1980 ", статические и усталостные свойства бетонных балок Усиленный Бары и волокна", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 77, № 1, январь-февраль, с. 36-43.
Мальмберг, B., и Skarendahl А., 1978, "Метод изучения Крекинг фибробетона при стесненном усадка", испытаний и методов испытаний по Fibre цементных композитов, Строительство Пресс, Ланкастер, с. 173-179.
Мак-Генри Д., 1943, "Новый аспект ползучесть бетона и его применение для проектирования", ASTM Труды, т. 43, с. 1069-1086.
Невилл, AM; Дилгер, WH и Брукс, JJ, 1983, Ползучесть равнины и Железобетона, строительство Пресс, Longman Инк, Нью-Йорк, 361 с.
Soroushian П., Reklaoui А., 1989, "Дизайн изгиб железобетонных балок Включение стальных волокон", армированного волокном цементы и бетоны: последние события, Elsevier Science Publishers ООО, графство Эссекс, Великобритания, с. 454-466.
Swamy, RN, и "Аль-Нури, К., 1975," Поведение при изгибе волокна бетона с обычными арматуру, "Материалы, RILEM симпозиум по армированного цемента и бетона, Лондон, сентябрь 1975, Строительство Пресс Limited, Ланкастер, стр. . 187-196.
Свами, RN "Аль-Таан, S.; и Али, ЮАР, 1979," Стальные волокна для контроля трещин и отражения, "Бетон International, т. 1, № 8, август, с. 41-49.
Swamy, RN, и Theodorakopoulos Д. Д., 1979, "Поведение при изгибе Ползучесть армированного цемента композиты," Международный журнал цементных композитов, В. 1, № 1, с. 37-49.
Tan, KH; Paramasivam, P.; и Tan, KC, 1994а, "мгновенное и долгосрочное Отклонения стали волоконно железобетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 91, № 4., Июль-август, с . 384-393.
Tan, KH; Paramasivam, P.; и Tan, KC, 1994b ", ползучести и усадки Отклонения RC Балки стальными волокнами," Журнал материалы в области строительства, ASCE, V. 6, № 4, ноябрь, стр. . 394-414.
Tan, KH; Paramasivam, P.; и Tan, KC, 1995, "Крекинг характеристик армирующих волокон стали бетонных балок в кратко-и долгосрочной Нагрузки", журнал перспективных материалов на основе цемента, т. 2, с. 127 - 137.
Входящие в состав МСА Цзян Хве Tan является адъюнкт-профессор гражданского строительства, Национальный университет Сингапура, Сингапур. Он получил Мэн из Национального университета Сингапура и степень доктора философии в Университете Токио. Он является членом комитета ACI 440, армированных волокнами полимерных усиление. Его исследовательские интересы включают армированных волокном полимерных систем, структурных композитов, а также структурных укрепления.
Mithun Kumar Саха является исследователь и аспирант в Департаменте строительства в Национальном университете Сингапура. Его исследовательские интересы включают долгосрочные деформации и растрескивания армированных волокном полимер-укрепление балок под устойчивого грузов в тропическом климате.