Штамм основе Прочность на сдвиг Модель для тонких балок без веб Укрепление
Теоретическая модель была разработана для прогнозирования прочности на сдвиг тонких железобетонных балок без поперечной арматуры. Сдвиговые силы, приложенной к сечению пучка предполагается оказать сопротивление в первую очередь сжатия зону нетронутой конкретные, а не напряженности зоны. Срез поперечного сечения была определена на основе материалов критерии отказа бетона: провал контролируемых сжатия и разрушения контролируемой напряженности. При оценке сдвига потенциала, взаимодействия с нормальных напряжений разработан изгибающий момент в сечении был рассмотрен. Поскольку величина и распределение нормальных напряжений варьироваться в зависимости от деформации изгиба балки, срез пучка определяется как функция изгибных деформаций. Прочность на сдвиг пучка и местонахождении критической секции были определены на пересечении срез и сдвиг кривых спроса. Предложенная модель прочность была проверена сопоставление с предыдущими результатами испытаний ..
Ключевые слова: балки; деформации; недостаточность; сдвига; силы.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Сдвигу тонких железобетонных балок (A / D> 2.5) зависит от различных параметров конструкции. По словам Морша, 1 сдвига провала железобетонных балок без веб укрепление вызвано диагональных напряженности крекинга, которая разрабатывает перпендикулярной к главной оси растяжения стресса. Потому прочности бетона, непосредственно связанных с прочностью на сжатие бетона, прочность на сдвиг в бетонной балки зависит от прочности при сжатии бетона (рис. 1 (а)) .1,2
На основании результатов испытаний 106 железобетонных балок без веб арматуры, Talbot3 показали, что сильные сдвига узких пучков варьироваться в зависимости от количества продольной арматуры, а также прочность на сжатие бетона (рис. 1 (б)). ACI 3184 предлагается улучшенный уравнения прочности на сдвиг для железобетонных балок на основе конкретных прочностью на сжатие и количество продольной арматуры (табл. 1).
Kani5 Проведенные экспериментальные исследования для изучения влияния поперечных пролета до глубины соотношение (A / D) на сдвиг сильные пучков (рис. 1 (с)). По Кани, 5 сдвигу увеличивается / д уменьшается. В лучах с низким / сут, приложенной силы передаются непосредственно на опорах арки действий (сжатие стоек) бетона. Если / д больше, чем 2,5, однако, изгиб действий является доминирующей и прочность на сдвиг пучка не влияет на соотношении г.
В Kani's6 и Леонхардт и Walther's7 экспериментальных исследований было установлено, что сдвиговая преимущества бетонных балок, уменьшаются размеры пучков расти, хотя формы, свойств материала, а также укрепление отношений пучков держали форму. Bazant8 теоретически доказал, что для выполнения условия энергетического баланса, размер эффект должен быть рассмотрен в оценке сдвига сильные хрупких материалов, как бетон.
По имеющимся результатам испытаний отмечалось выше, основные параметры, которые влияют на сдвиг сильные конкретных пучков на сжатие и растяжение сильные бетона, соотношение изгиба арматуры, а / д, а размер пучка. На основании результатов испытаний, текущие правила проектирования ACI 318-024 и BS 8110,9 и многие исследователи в том числе и Zsutty10 Окамура и Higai, 11 предложены различные уравнения дизайна, которые были определены в зависимости от основных параметров проектирования (табл. 1). По Rebeiz, 12 ACI 318-02 могут переоценить сдвига сильные балок из высокопрочного бетона (рис. 1 (а)). С другой стороны, Окамура и уравнение Higai в точно оценивает сдвига сильных лучей. Потому что эти уравнения проекта были разработаны эмпирически, на основе результатов испытаний опертой балки, однако, их применимость к пучков с различной загрузке и граничные условия должны быть рассмотрены.
Что касается теоретических моделей, Бажант и Sun13 разработала дизайн на основе уравнения механики разрушения. Nielsen14 и Zararis и Papadakis15 развитых прочность модели, основанные на теории пластичности и упругости, соответственно. Аль-Nahlawi и Wight16 предложил улучшенный стойки и галстук модели, представляя конкретные напряжения отношений. В отличие от других эмпирических моделей, эти модели базируются на прочной теоретической происхождения. Большинство из этих теоретических моделей силы использовали распределение и величину внутренних усилий и напряжений на основе сил равновесия или принцип энергии на провал. Распределение и величину внутренних сил и напряжений, однако, значительно различаются в зависимости от деформации пучка. Поэтому, чтобы правильно оценить прочность на сдвиг луча, как указано в Коллинз и Митчелл, 17 Влияние деформации на распределение сил и величины должны быть решены.
В настоящем исследовании, сдвига модель силы, что рассматривается влияние деформации изгиба балки была разработана. Предложенная модель была использована для оценки сильных сдвига узких пучков (A / D> 2,5) без поперечной арматуры.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
В настоящем исследовании было обнаружено, что распределение и величины нормальных напряжений, которые варьируются в зависимости изгибных деформаций, что существенно влияет на мощность сдвига поперечного сечения балки. На основании выводов, основанных деформации сдвига модель силы была разработана для решения влияние изгибной деформации на сдвиг сильные узких пучков. Предложенная модель была проверена сопоставление с предыдущими результатами. Результаты показали, что предложенная модель предсказывает сильные сдвига пучков лучше, чем нынешние методы дизайна.
ДЕФОРМАЦИИ НА ОСНОВЕ срез поперечного сечения
Как правило, в узкие пучки с высокой / сут (> 2,5), изгиб трещины развиваются в зоне растяжения до сдвига провала пучков. По Kotsovos и Павлович, 18 ширина трещины изгиба как правило, превышает 1 мм (0,03937 дюйма), что значительно портит зоне растяжения. Рейнхардт и Walraven19 сообщил, что напряженность зоны повреждены изгиб трещин не вносить существенный вклад в сопротивление сдвигу лучей. Bazant8 теоретически уточнил, что трещина преодоление разрыва напряжений на поверхности на растяжение, трещины не развиваются большого сопротивления сдвигу. По Zararis и Papadakis15 и Kotsovos и Павлович, 18 зоны сжатия целых конкретных предотвращает сдвига скольжения поверхности трещины. Таким образом, совокупный блокировки вдоль поверхности трещины и дюбель действия продольной арматуры не в значительной степени способствовать прочности на срез beams.18 На основании результатов испытаний, Елич др. al.20 сообщил, что для пучков без поперечной арматуры, дюбель действий от продольной арматуры помещены в один слой, можно пренебречь.
По Tureyen и Frosch, 21 во многих случаях сдвига провала бетонных балок вызывает расщепление между продольной арматуры и бетона в разделе трещинами, что ухудшает дюбель действия продольной арматуры. Таким образом, в настоящем исследовании, за консервативности, сопротивления сдвигу тонкого пучка считалась осуществляется в основном путем сжатия зону нетронутой concrete.18, 22 зона сжатия зависит от комбинированного сжимающих нормальных и касательных напряжений. Таким образом, взаимодействие между двумя компонентами напряжений следует рассматривать в качестве точной оценки сдвига сильные пучков (рис. 2) ..
В настоящем исследовании, определить механизм разрушения зоны сжатия при совместном напряжения, провал Ренкина в criteria25 были использованы. Согласно критерии отказа, материал из строя, когда главное напряжение в результате напряженного состояния достигает прочности материала: когда главный сжимающих напряжений достигает прочности при сжатии бетона е '^ с ^ к югу, отказ контролируемой сжатия происходит, и когда главные растягивающие напряжения достигают предела прочности е '^ ^ т к югу, отказ контролируемой напряженности происходит (рис. 2). Критерии отказа сжатия зоны определяются как
за невыполнение контролируемых сжатия
... (1a)
за невыполнение контролируемой напряженности
... (1b)
где
По словам аль Купфер и др., 26 прочности бетона уменьшается на поперечные напряжения сжатия. В критическом разделе опертой балки, однако, основной сжимающих напряжений Таким образом, предел прочности бетона может быть упрощен е '^ ^ к югу т = F ^ ^ т к югу, где / ^ к югу т = прочности бетона в чистом напряженности. Прочности бетон е ^ ^ т к югу варьируется в зависимости от метода тестирования и настройки. В настоящей работе, ... (МПа), предложенной Мак-Грегор и др. al.27 был использован.
В тонких луча, нормальное напряжение в зоне компрессии разработан изгибающий момент. Нормальное напряжение в зависимости от его расстояние от нейтральной оси сечения. Таким образом, из уравнения. (1), допустимое напряжение сдвига максимума в каждой точке в зоне сжатия может быть определена в зависимости от удаленности от нейтральной оси z.
за невыполнение контролируемых сжатия
... (2а)
за невыполнение контролируемой напряженности
... (2b)
В уравнении. (2), допустимое напряжение сдвига максимума в каждой точке в зоне сжатия зависит от сжимающих нормальных напряжений. В поперечном сечении пучка тонких, распределение и величину сжимающих нормальных напряжений зависят от кривизны сечения, а также прочность на растяжение изгиб арматуры в растянутой зоне. Таким образом, настоящее исследование было посвящено оценке сдвига потенциала в зависимости от того деформации изгиба, который характеризует степень изгиба ущерб в поперечном сечении.
На рисунке 3 показана вариации допустимых максимальных касательных напряжений в соответствии с изгибной деформации. Рис 3 (а) и (б) показаны распределения нормальных деформаций и напряжений в трещины разделе, соответственно. Рис 3 (с) и (г) показывают, допустимых напряжений сдвига максимальной контролируемых сжатия (формула (2а)) и контролируемое по напряженности (формула (2, b)), соответственно. В цифрах, Значение
До трещин от изгиба происходит в зоне растяжения (стадия АВ на рис. 3), поперечная сила сопротивляется всему сечению. В этом случае пучок ведет себя упруго и нейтральной оси находится в центре сечения. Срез (в среднем допустимых напряжений сдвига) сечения может быть определена как
за невыполнение контролируемых сжатия
... (3a)
за невыполнение контролируемой напряженности
... (3b)
где Н и г равной глубине и эффективная глубина сечения, соответственно. На стадии AB, потому что кривизна сечения невелика (к югу развивается в поперечном сечении. Таким образом, сдвиг потенциала контролируемых сжатия и растяжения, примерно, как сохранить е '^ с ^ к югу и к югу е ^ ^ т, соответственно, е ^ к югу г = модуль разрыва (... МПа) .4
После изгиба инициирует трещины (этап до н.э.), наклонной трещины растяжения немедленно распространяется на нейтральной оси сечения. Потому что эффективная глубина сопротивление сдвига уменьшается сила, мощность сдвига сечения значительно снижается. После наклонной трещины растяжения достигает нейтральной оси (стадия CD), поперечная сила сопротивляется прежде всего, зона сжатия целых бетона. В настоящей работе, чтобы получить упрощенный дизайн уравнения, средне-нормального напряжения Сдвига потенциала на этапе CD определяется как
за невыполнение контролируемых сжатия
... (4а)
за невыполнение контролируемой напряженности
... (4В)
где с равна глубине сжатия зоны. Как и с
После сжатия смягчение происходит в экстремальных волокна сжатия (к югу Таким образом, мощность сдвига сечения дает только оставшаяся часть, что не произошло сжатие размягчения (0 Сдвига потенциала на этапе DE определяется как
за невыполнение контролируемых сжатия
... (5а)
за невыполнение контролируемой напряженности
... (5b)
Рис 3 (е) показано изменение сдвига потенциала контролируемых сжатия (формула (3, a), (4а) и (5а)) и что управляемый напряжением (формула (3, b), (4, b) и (5b )) в зависимости от кривизны (или сжимающих нормальных деформаций при экстремальных волокна сжатие) сечения. Как видно из этого рисунка, до трещин от изгиба происходит, срез контролируемой напряженности и контролируемое по компрессии примерно одинаково, как F ^ югу T ^ и / '^ с ^ к югу, соответственно. После изгиба растрескивания (этап до н.э.), растяжение распространяется трещины и растягивающие напряжения в растянутой зоне размягчения. Таким образом, мощность сдвига быстро уменьшается. После растяжения крекинга достигает нейтральной оси (стадия CD), срез контролируемой напряженности останавливается сокращается. Как изгибных деформаций и соответствующих нормальных напряжений в увеличении зоны сжатия, сдвига потенциала контролируемой напряженности увеличивается (формула (4, b)). Напротив, сдвиг потенциала контролируемых сжатия уменьшается (формула (4а)). После сжимающих нормальных напряжений на крайних волокна сжатия сечения достигает прочности при сжатии бетона (Этап DE), и сдвиг потенциала контролируемой напряженности и уменьшения сжатия (уравнение
Как показано на рис. 3 (е), срез контролируемой напряженности, как правило, меньше, чем контролируемое по сжатия, независимо от величины изгибных деформаций. Это потому, что предел прочности бетона значительно меньше, чем прочность на сжатие. Если предположить, что на первом этапе работы, среднее нормальное напряжение достигает максимума напряжение рассчитывается как V ^ югу CD = 0.31f '^ с ^ к югу C / D (формула (4, b)), которая меньше, чем срез контролируемых сжатия, V ^ югу CD = 0.39f' ^ к югу C ^ C / D (формула (4а)). Этот результат показывает, что сжатие зоны более чувствительны к растрескиванию, чем растяжение сжатие crushing.1, 16,18 Кроме того, в соответствии с "Аль-Купфер и др., 26 прочности бетона уменьшилась на поперечное напряжение сжатия. По этой причине, в настоящем исследовании, только срез контролируемой напряженности был рассмотрен предсказать сдвига сильных лучей.
Сдвиговой прочности простой балки МОГУТ БЫТЬ сосредоточенной нагрузки
Изгибные деформации пучка изменяется в зависимости от типа нагрузки и граничных условий. В настоящем исследовании, сдвиг преимущества опертой пучков с прямоугольного поперечного сечения, были изучены.
Рис 3 (е) показывает сдвиг кривой потенциала сечения. Сдвиг кривой потенциала приведена зависимость сдвига потенциала сечения в зависимости от кривизны. Сдвиговая прочность сечения определяется на пересечении сдвига кривой мощности и применять силу сдвига кривой (сдвига кривой спроса), которая увеличивается с изгибной деформации. С другой стороны, фактический простой балки при условии сосредоточенной нагрузки в середине пролета, мощность сдвига варьируется в зависимости от местоположения каждого сечения вдоль луча службы при сдвиге спроса равномерно на всех сечений. Таким образом, разрушение при сдвиге должна быть проверена во всех точках пучка (рис. 4). Первое сечение, где сдвига спроса достигает срез становится критической секции. Как показано на рис. 4, потому что сдвиг кривых потенциала сечений (Кривые 1, 2 и 3) определяются постоянно вдоль балки пролета (х \ к югу o1 ^, х ^ ^ o2 к югу, и к югу х ^ ^ O 3), сдвига прочность пучка определяется как одна из минимальных значений (сдвига потенциала на этапе C) сдвига потенциала кривые, рассчитанные на местах вдоль пучка службы.
По этой причине, в настоящем исследовании, только минимальный потенциал сдвига V ^ с ^ к югу каждого сечения был рассмотрен (рис. 4). Чтобы определить прочность на сдвиг и расположение критического сечения, сдвиг потенциала и спроса на эти сечения были определены как функции одного и того же параметра: сжимающих нормальных деформации при сжатии крайней волокна сечения в месте погрузки ^ ^
На месте погрузки пучка, сжимающих нормальных напряжений считалось параболически распространены в зоне компрессии
... (6а)
... (6b)
где с ^ ^ к югу равна глубине сжатия зоны в месте погрузки. В настоящем исследовании, с ^ ^ к югу был определен в зависимости от нормальной деформации при сжатии крайней волокна Момент погрузки, M ^ ^ к югу, могут быть определены в зависимости от
... 7
... 8
Значение Ъ равно ширине пучка и JD ^ ^ к югу равна длине руки в момент погрузки.
Для произвольного места на карте х ^ о ^ к югу, где изгиб инициирует трещины (рис. 5 (б)), отношения между моментами на месте к югу х ^ о ^ и погрузки может быть определена как Mx югу ^ O ^ / х ^ о ^ к югу = M ^ ^ к югу / A. На стадии Б, отношения между моментом M ^ ^ к югу хо и нормальной деформации при сжатии крайней волокна сечения
... (9)
где
При дальнейшем нагрузки, изгиб трещины, которые положили начало в точке х ^ о ^ к югу, распространяется на нейтральной оси в точке х ^ 1 ^ к югу (рис. 5 (с)). По данным предыдущих опытов Мак-Грегор и др. al.27 и Amara28 на опертой пучков без поперечной арматуры, когда изгиб инициирует трещины, растяжения наклонной трещины быстро распространяется к нейтральной оси сечения без значительного увеличения приложенной силы. В настоящем исследовании, на основе Макгрегор и др. л. Испытание железобетонных балок, предполагалось, что после изгиба начинает трещать по крайней напряженности волокна, дополнительные применили силу ... (МПа) необходимо внести на растяжение трещины достичь нейтральной оси.
На этапе C при растяжении трещины достигает нейтральной оси, отношения между моменты в тех местах, х ^ о ^ к югу, х ^ 1 ^ к югу, и погрузки (M ^ югу хо ^ M ^ ^ к югу x1, а также M ^ югу ^) может быть определена как
... (10)
Моменты в тех местах, х ^ ^ к югу о и х ^ 1 ^ к югу определяются как
... (11а)
... (11b)
где в точке х ^ 1 ^ к югу. с ^ ^ к югу x1 определяется в зависимости от крайней деформации сжатия На этапе C при растяжении трещины достигает нейтральной оси, нормальное напряжение в месте х ^ 1 ^ к югу примерно распределены линейно, как показано на рис. 5 (с). В настоящей работе, чтобы получить силу упрощенная модель, средний угол растяжение трещин в растянутой зоне считалось 45 degrees.1 Таким образом, х ^ 1 к югу = х ^ о ^ к югу ч - с ^ к югу x1 ^.
Из уравнения. (7) через (11), нормальной деформации
... (12)
Тогда, расположение трещин х ^ о ^ к югу может быть определена как функция
... (13)
Как показано на рис. 3 (е), срез поперечного сечения достигает своего минимального значения V ^ с ^ к югу, в то время, когда растягивающие трещины достигает нейтральной оси (стадия C). Используя формулу. (4b), минимальная емкость сдвига пучка определяется как
... (14)
где Поскольку х ^ о ^ к югу является функцией определяется как функция от Таким образом, ряд минимальных сдвига потенциала (уравнение (14)) в разных местах могут быть определены как функции
По Бажант, 8 сдвиговой прочности железобетонной балки зависит от ее размера. Для решения размерный эффект, минимальная емкость сдвига пучка была пересмотрена, с использованием размерный эффект фактора
... (15)
На рисунке 4 показана кривая минимальной возможности сдвига (уравнение (15)) представляет серию из минимальных возможностей сдвига в различных местах, х ^ ^ к югу o1, х ^ ^ o2 к югу, и к югу х ^ ^ O3. Для демонстрации, простой балки были использованы: а = 1800 мм (70,9 дюйма), D = 560 мм (22,1 дюйма), Ь = 400 мм (15,8 дюйма), = 40 МПа (5,8 КСИ), а / к югу ^ у ^ = 500 МПа (72,6 KSI). Рисунок 4 показывает также сдвига кривой спроса представляющих поперечная сила растет с изгибной деформации. Разрушение при сдвиге происходит в том месте, где сдвига кривой спроса пересекает кривую минимальных возможностей сдвига в первый раз. В простой балки при условии сосредоточенной нагрузки, так как сдвиг спроса равномерно во всех поперечных сечениях, сдвиг кривой спроса может быть определена функция
... (17)
Рисунок 4 показывает, прочность на сдвиг пучка, которая была определена на пересечении сдвиг спроса и сдвиг кривых мощности. Прочность на сдвиг был 1,28 МПа (0,186 KSI). Сжимающие прогибы на месте погрузки и критической секции были 4 ^, соответственно. В уравнении. (15), среднее нормальное напряжение был использован для разработки упрощенного прочность модели. Для исследования точности этого приближения, срез был пересчитан с помощью нелинейного распределения напряжений в формуле. (6b).
... (18)
В результате сдвига сила 1,30 МПа (0,189 KSI), который был близок к сдвигу 1,28 МПа (0,186 КСИ) предсказал, используя среднее нормальное напряжение. Этот результат показывает, что уравнение. (15), используя среднее нормальное напряжение, не может предсказать сдвига преимущества бетонных балок с достаточной точностью.
В настоящем исследовании, прочность на сдвиг в поперечном сечении определяется как мощность сдвига контролируемых растяжение крекинга, который происходит в направлении, перпендикулярном нынешние главные растягивающие оси. Потому что поверхность разрушения растяжение растрескивания распространяется вдоль луча пядь, срез сжатия зоны должна быть рассчитана по наклонной поверхности переменного неудачи на рис. 6. Потому что изгибных деформаций и соответствующих нормальных напряжений меняется вдоль поверхности неудачи, однако, трудно вычислить сдвиг потенциала зоны сжатия. В настоящей работе, чтобы получить силу упрощенная модель, мощность сдвига креста аб раздел считаются идентичными, что и наклонной поверхности переменного провал.
Влияние конструктивных параметров и ПРОВЕРКИ
Последствий проектных параметров (прочность на сжатие бетона, процента армирования, а / г) по предложенной модели сил, были изучены. Для этого исследования Mphonde, 29 Ахмад и Lue, 30 и Леонхардт и Walther's7 образцов были использованы. Для сравнения образцов с одинаковыми размерами и свойствами были отобраны. В таблице 2, размеры и свойства образцов, и параметры, используемые в предлагаемой модели силы были представлены в деталях.
Как показано на рис. 7 (а), сдвиг сильных лучей возрастает с увеличением прочности при сжатии бетона, но не пропорционально увеличению прочности бетона. В предложенной модели сил (уравнение (12) к (17)), прочность на сдвиг пучка зависит главным образом от глубины зоны сжатия и прочности бетона. Высокопрочный бетон повышает предел прочности бетона, 2, но уменьшает глубину зоны сжатия. По этой причине, вопреки ожиданиям, прочность на сдвиг пучка существенно не увеличится. На рис. 7 (б), как отношение изгиб увеличивается арматуры, сдвига увеличивает прочность. Это потому, что глубина зоны сжатия увеличивается по мере увеличения процента армирования. На рис. 7 (с), а / д увеличивается, прочность на сдвиг немного уменьшается. В рамках предлагаемого метода проектирования, этот результат был представлен размерный эффект фактора Как показано на рис. 7, предложенная модель предсказывает, точно силы воздействия на проектные параметры сдвига сильных опытных образцов ..
Для проверки предложенной модели сила была применена к образцам, которые были испытаны в предыдущих экспериментах. В сравнении, 400 образцов, испытанных на 29 исследователей used.5 ,7,8,29-54 Эти образцы были подвергнуты одного или двух точечных нагрузок на середине пролета. Размеров и свойств образцов приведены в таблице 3. Образцы имели широкий спектр услуг по проектированию параметры: 0,26 ), а 69 Глубокие пучки с малым / сут (> 2,5) были исключены в этом исследовании.
На рис. 8 и в таблице 3, сдвиг сильные предсказывали предложенного метода по сравнению с результатами предыдущих экспериментов. Среднее значение соотношения результатов тестирования сильные предсказать с помощью предложенного метода был 0,96, со стандартным отклонением 10,0%. Этот результат показывает, что предложенная модель силы может точно предсказать, сильные тонкие железобетонных балок. Как показано на рис. 8 (а), предложенная модель предсказывает, точно силы сдвига сильных образцов с высокой прочности бетона (е '^ к югу с ^> 60 МПа [8,7 KSI]), а также тех, кто normalstrength бетона. В большинстве случаев, ACI 318 недооценивать сдвига сильных лучей. В тех случаях, высокой прочности бетона (е '^ ^ к югу с 60 МПа [8,7 KSI]) и низким коэффициентом усиления (
УПРОЩЕННАЯ МОДЕЛЬ НА ПРОЧНОСТЬ
В предложенной модели прочность, прочность на сдвиг от простой балки определяется на пересечении кривой потенциала (уравнение (15)) и кривой спроса (уравнение (17)), а также расположение критического сечения изменяется в соответствии с конструктивными параметрами. На рис. 9, места проведения критических секций x1 измеряется от опытных образцов и прогнозов по предложенной модели сил (уравнение (12), (13), (15), (16) и (17)) сравниваются. В этом сравнении, Крефельд и Thurston's47 образцов представлены в таблице 3 были использованы. Как видно из рисунка, коэффициент расположения критической секции эффективного пучка глубина увеличивается с / D. Предложенная модель силы и существующий дизайн values14, 47 показать эту тенденцию. В настоящем исследовании, расчетное значение (уравнение (19)) предложенный Krefeld и Thurston47 был использован для разработки упрощенной модели прочность
х ^ к югу 1 = 0.6A для 2
х ^ к югу 1 = - 2D на а / д> 5 (19, б)
Если эти значения использовать для нахождения критического сечения, предлагаемая модель сила может быть значительно упрощена. Ссылка месте х ^ о ^ к югу [= х ^ ^ 1 к югу - почетный югу x1 ^ ^] вычисляется как х ^ о ^ к югу = 0.6A - почетный югу ^ ^ x1 при 2 к югу о = - 2D - почетный югу x1 ^ ^ для / г> 5. Прочность на сдвиг пучка может быть непосредственно оценена по формуле. (12), (15) и (16), без сдвига спроса и сдвиг кривых мощности.
Для проверки, упрощенная модель силы по формуле. (18) был применен к испытаний образцов представлены в таблице 3. Как показано в таблице 3 и рис. 10, среднее значение соотношения результатов тестирования сильные предсказал по упрощенной модели сила 0,98 со стандартным отклонением 12,3%. Напротив, средние значения соотношения результатов тестирования сильные предсказал существующих методов проектирования (Zsutty, 10 Окамура и Higai, 11 ACI 318,4 Zararis и Пападакис, 15 Бажант и вс, 13 Ким, Пак, 23 и CSA24) были 1,16, 1,08, 1,30, 1,06, 1,15, 1,07 и 1,33, соответственно. Стандартные отклонения были 26,1, 16,4, 32,4, 19,2, 19,3, 15,8 и 22,7% соответственно. Кроме Окамура и Higai11 и Ким, Пак, 23 этих существующих уравнения показывают большие отклонения в пределах / D = 3,0.
В настоящем исследовании, предложенная модель была применена сила, чтобы просто поддерживает пучков при условии сосредоточенных нагрузок на середине пролета, которые были типичными для установки испытания на сдвиг испытаний. Для применения предлагаемой модели для пучков с различной загрузке и поддержка условий, предложенных уравнений дизайн должен быть модифицирован. В будущем, необходимо провести дополнительное исследование для расследования применимости предложенной модели сил пучков с различными погрузки и условия поддержки.
ВЫВОДЫ
В случае тонких железобетонных балок, применяемых поперечной силы сопротивляется главным образом сжатия зону нетронутой конкретные, а не напряженности зоны. В зоне сжатия, напряжения сдвига и нормального напряжения, разработанные изгиб сосуществовать момент. Поэтому, чтобы правильно оценить прочность на сдвиг пучка, взаимодействие между сжимающих нормальных напряжений и напряжения сдвига должны быть рассмотрены. Величина и распределение нормальных напряжений зависит от изгибной деформации, что влияет на прочность на сдвиг в поперечном сечении. В настоящем исследовании, срез поперечного сечения определяется как функция изгибных деформаций. С помощью срез, улучшенная модель силы для прогнозирования сильных сдвиговых балок и расположение критического сечения была разработана. Предложенная модель была проверена прочность сопоставление с результатами существующих экспериментов на опертой балки. Упрощенная модель силы была также разработана для проектирования практике. Основных выводов данного исследования можно резюмировать следующим образом:.
1. Сжатия зоны подвергаются комбинированному сжимающие напряжения и напряжения сдвига не удается ни в контролируемом режиме сжатия или в режиме контролируемой напряженности. Как правило, режим контролируемой напряженности преобладает;
2. Как глубина зоны сжатия и величины сжимающих нормальных уменьшить стресс, прочность на сдвиг креста уменьшается разделе. Таким образом, при наклонной трещины растяжения первый достигает нейтральной оси, сдвиг потенциала сечение при минимальной стоимости;
3. Сдвиг кривой потенциала пучка может быть определена огибающей представляет минимальные возможности сдвига сечений в различных местах вдоль балки пролета. Кроме того, кривая спроса, которая представляет требуемое сопротивление сдвигу, может быть определена как функция изгибных деформаций. В точке пересечения этих кривых, прочность на сдвиг и в критический раздел для пучка определяются и
4. Как соотношение изгиба увеличивается усиление, глубина увеличивается зона сжатия, и, как результат, прочность на сдвиг пучка увеличивается. Как сжатие прочность бетона увеличивается, прочность на растяжение конкретные увеличивается, а глубина уменьшается зона сжатия. Таким образом, прочность на сдвиг пучка существенно не увеличилась на высокопрочный бетон.
Авторы
Эта работа была поддержана пост-докторские программы стипендий Корея науки
Ссылки
1. Морша Е., Der Eisenbetonbau, Сена Anwendung унд Theorie, 1 Edition, Im Selbstverlag дер Firma, Neustadt, 1902, 119 с.
2. Rapheal, JM, "Прочность бетона", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 81, № 2, март-апрель 1984, с. 158-165.
3. Талбот, "Тесты железобетонных балок: Сопротивление на веб подчеркивает серии 1907 и 1908," Вестник 29, Университет штата Иллинойс опытная станция инженерия, Урбана, штат Иллинойс, 1909, 85 с.
4. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, с. 184-186, 213-232, 337 - 342.
5. Кани, GNJ, "Загадка Shear Неспособность и ее решение", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 61, № 2, февраль 1964, с. 441-467.
6. Кани, GNJ "Как пригодная для наших крупных железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 64, № 3, март 1967, с. 128-141.
7. Леонхардт Ф., Вальтер Р., Schubversuche Einfeldrigen Stahlbetonbalken унд мит оне цур SchubbeWehrung Ermittlung дер Schubtragf Сон, Berlin, 1962, 84 с. (На немецком)
8. Бажант, ZP ", ГРП Трасс Модель: Размер эффект в Shear Разрушение железобетона," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 123, № 12, 1997, с. 1276-1288.
9. BS 8110, "Структурные использования бетона, часть 1, Кодекса для проектирования и строительства", Британский институт стандартов, Лондон, 1997, 172 с.
10. Zsutty, TC, "Shear Прогнозирование прочности для отдельных категорий простых тестов Beam," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 68, № 2, февраль 1971, с. 138-143.
11. Окамура, H., и Higai, T., "Дизайн Предложено уравнение для сдвиговой прочности балок без RC веб арматуры," Известия Японское общество строительства, № 300, 1980, с. 131-141.
12. Rebeiz К.С., "Shear Прогнозирование прочности бетона для членов" Журнал строительной техники, ASCE, В. 125, № 3, 1999, с. 301-308.
13. Бажант, ZP, а также ВС, H.-H., "Размер диагонали эффект в Shear Отказ: Влияние Совокупный размер и стремена," ACI журнал Материалы, В. 84, № 4, июль-август 1987, с. 259-272.
14. Nielsen, член парламента, анализ и конкретные предельные пластичности, 2-я Edition, CRC Press, Бока Ратон, штат Флорида, 1998, 908 с.
15. Zararis, ДП, и Пападакис, GC, "Диагональ Shear отказов и размерного эффекта в RC балок без веб Усиление" Журнал строительной техники, ASCE, В. 127, № 7, 2001, с. 733-742.
16. Аль-Nahlawi, К., и Wight, JK, "Луч анализа с использованием бетона прочности в Трасс модели", ACI Структурные Journal, В. 89, № 3, май-июнь 1992, с. 284-289.
17. Коллинз, член парламента, и Митчелл, Д. ", рациональный подход к сдвигу Дизайн-1984 положения канадского кодекса" ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 6, ноябрь-декабрь 1986, с. 925-933.
18. Kotsovos, MD, и Павлович, MN, Ultimate Дизайн Limit-государство железобетонных конструкций: Новый подход, Томас Телфорд, Лондон, 1998, 208 с.
19. Reinhardt, HW, и Уолравен, JC, "Crack в бетоне учетом сдвига" Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 108, № ST1, 1982, с. 207-224.
20. Елич И., Павлович, MN и Kotsovos, MD, "Изучение Дюбель действий железобетонных балок," Журнал конкретных исследований, V. 51, № 2, апрель 1999, с. 131-141.
21. Tureyen А. К., Frosch, RJ, обсуждение за "Бетон Прочность на сдвиг: другой стороны," АК Tureyen и RJ Frosch, ACI Структурные Journal, В. 101, № 4, июль-август 2004, с. 582-587.
22. Tureyen А. К., Frosch, RJ, "прочности бетона Shear: другой стороны," Структурные ACI Journal, В. 100, № 5, сентябрь-октябрь 2003, с. 609-615.
23. Ким, J.-K., и парк, Y.-D., "Прогнозирование сдвиговой прочности железобетонных балок без веб усиление", ACI материалы Journal, V. 93, № 3, май-июнь 1996, с. 213-222.
24. CSA A23.3-04, "Проектирование железобетонных конструкций", Канадская ассоциация стандартов, Рексдейл, Онтарио, Канада, 2004, с. 57-59.
25. Chen, WF, пластичности в железобетоне, McGraw-Hill, Нью-Йорк, 1982, 474 с.
26. Купфер, HB; Hildorf, HK и Руш, H., "Поведение бетона при двухосном подчеркивает, что" ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 66, № 8, август 1969, с. 656-666.
27. Мак-Грегор, JG; Sozen, MA; и ЗИС, CP, "Сила и поведения из предварительно напряженного бетона Балки с веб-Укрепление," Университет штата Иллинойс строительный исследований структурных исследований серии 210, г. Урбана, штат Иллинойс, август 1960.
28. Амара, КБ "Гриффит моделью энергетического баланса Crack-прогноза роста в железобетоне," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 122, № 7, 1996, с. 683-689.
29. Mphonde А.Г., "Использование Стеррап Эффективность Shear Дизайн бетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 86, № 5, сентябрь-октябрь 1989, с. 541-545.
30. Ахмад, SH, и Lue, DM, "изгиб-Shear Взаимодействие железобетонных высокопрочных пучков", ACI Структурные Journal, В. 84, № 4, июль-август 1987, с. 330-341.
31. Moody, кг; Viest И.М., Элстнер, RC и Hognestad Е. "сдвиговой прочности железобетонных балок, часть 1-тесты простых Балки", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 51, No 12, декабрь 1954 , с. 317-332.
32. Ван ден Берг, FJ, "Прочность на сдвиг железобетонных балок без веб усиление, часть 2-Факторы, влияющие на нагрузки на диагональных трещин", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 59, № 11, 1962, с. 1587-1599.
33. Бреслер, Б. и Scordelis, AC, "Прочность на сдвиг железобетонных балок", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 60, № 1, январь 1963, с. 51-74.
34. Се, Ю.; Ахмад, SH; Ю., T.; Хион, S.; и Чунг, W., "Shear пластичность железобетонных балок нормальной и высокопрочный бетон", ACI Структурные Journal, В. 91, № . 2, март-апрель 1994, с. 140-149.
35. Юн, Ю.С.; Кука, WD и Митчелл, Д., "Минимальные поперечной арматуры в нормальном, Средний и высокопрочных бетонных балок," Структурные ACI Journal, V. 93, № 5, сентябрь-октябрь 1996, с. 576-584.
36. Bhal Н. С. Убер-ден-дер-einfluss Balkenh
37. Мэтток, AH "Диагональ Напряженность растрескивания в бетонных балок с осевым сил," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 95, № 9, 1969, с. 1887-1900.
38. Тейлор, ГПЖ, "Прочность на сдвиг в большие пучки," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 98, № 11, ноябрь 1972, с. 2473-2490.
39. Уолравен, JC, "Влияние глубины по прочности на срез легкого бетона балок без поперечной арматуры", Стевин Лаборатория Доклад № 5-78-4, Технологический университет Делфта, Делфт, Нидерланды, 1978.
40. Ханы, PS, "Некоторые аспекты моделирования поведения железобетонных под нагрузкой сдвигом", технический доклад № 543, цемента и бетона Ассоциации Уэксхем Спрингс, 1981, 22 с.
41. Пападакис Г., Shear Отказ железобетонных балок без стремян, "кандидатскую диссертацию, Департамент строительства, Университет Аристотеля в Салониках, Салоники, Греция, 1996.
42. Коллинз, член парламента, и Кучма, D., "Насколько безопасно наши большие, слегка железобетонных балок, плит, а также Фундамент"? ACI Структурные Journal, V. 96, № 4, июль-август 1999, с. 482-490.
43. Ачарья, DN, и Кемп, КО, "Значение Дюбель сил на провал Shear прямоугольных железобетонных балок без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 62, № 10, октябрь 1966, с. 1265-1279.
44. Angelakos, D.; Бенц, ЕС и Коллинз, М., "Влияние прочности бетона и минимального Stirrups Прочность на сдвиг на больших членов", ACI Структурные Journal, В. 98, № 3, май-июнь 2001, с. 290 -300.
45. Elzanaty, AH; Нильсон, AH и Шифер, FOR, "срез железобетонных балок использованием высокопрочного бетона", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 290-296.
46. Ким, Д., Ким, В., и Белый, RN, "Арка действий железобетонных балок-Rational Прогнозирование Прочность на сдвиг," Структурные ACI Journal, V. 96, № 4, июль-август 1999, с. 586-593.
47. Krefeld, WJ и Терстон, CW, "Изучение сдвига и диагонали Сила натяжения опертой железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 63, № 2, февраль 1966, с. 451-476.
48. Kulkarni С. М., Шах, SP, "Отклик железобетонных балок при высоких напряжений", ACI Структурные Journal, В. 95, № 6, ноябрь-декабрь 1998, с. 705-715.
49. Матей, RG, и Watstein Д., "Прочность на сдвиг пучков без веб Укрепление содержащих Деформированные Бруски различной силы Доходность", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 60, № 2, февраль 1963, с. 183-208.
50. Морроу, J., и Viest, IM, "Прочность на сдвиг в железобетонный каркас членов без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 9, сентябрь 1957, с. 833-870.
51. Pendyala, RS, и Мендис П., "Экспериментальные исследования по сдвиговой прочности высокопрочных бетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 97, № 4, июль-август 2000, с. 564-571.
52. Placas А., Риган, PE, "Shear Разрушение железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 68, № 10, октябрь 1971, с. 763-773.
53. Ахмад, SH; Парк, Ф. и Эль-Dash, К., "Web Усиление влияния на срез железобетона высокопрочных пучков," Журнал конкретных исследований, т. 47, № 172, 1995, с. 227-233.
54. Диас де Коссио Р., ЗИС, CP, "Поведение и прочность на сдвиг от балок и рам без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 51, № 3, 1954, с. 317-332.
Hong-Gun Парк является адъюнкт-профессором архитектурного инженерии Сеульского национального университета, Сеул, Корея. Он получил BE и магистра архитектуры в Сеульском национальном университете и защитил докторскую диссертацию в гражданской технике в Университете штата Техас в Остине, Остин, Техас Его исследовательские интересы включают анализ методом конечных элементов и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА Kyoung-Кью Чой научный сотрудник профессор Университета Нью-Мексико, Альбукерке, Н. Mex. Он получил BE, MS, и докторскую степень по архитектуре в Сеульском национальном университете. Его исследовательские интересы включают прочность на сдвиг и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.
Джеймс К. Уайт, ВВСКИ, является профессор гражданского строительства в Мичиганский университет, Анн Арбор, штат Мичиган Он является председателем комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс, а также членом Совместного ACI-352 ASCE комитетов, суставов и соединений в монолитных железобетонных конструкций, а также 445, сдвига и кручения. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений из железобетонных конструкций.