Shear Создание высокопрочных бетонных балок Усиленный FRP бары
В настоящей работе экспериментальных данных о поведении и сдвиговой прочности высокопрочного бетона тонкими пучками армированные армированных волокном полимера (FRP) баров. Shear испытания были проведены на шесть крупномасштабных железобетонных балок без стремян использование высокопрочного бетона ( . Пучков измеряется 3250 мм, шириной 250 мм и 400 мм глубиной, а также были опробованы в четыре точки изгиба. Испытания переменных прочность бетона, поэтому и отношение арматуры и модуль упругости продольной арматуры. Углерода и стекла FRP бары и обычных стальных стержней были использованы в качестве продольной арматуры в этом расследовании. Экспериментальных сильные сдвига FRP-железобетонных балок были сопоставлены с теоретическими предсказаниями предоставляемый ACI 440.1R-03 и изменение формы этого метода, предложенного авторами. Результаты испытаний показали, что высокопрочных бетонных балок выставлены несколько ниже по сравнению прочности на сдвиг по сравнению с нормальной прочности бетонных балок.
Ключевые слова: балки; волокон, полимеров, сдвига; силы.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Коррозии стальной арматуры в железобетонных конструкций приводит к образованию трещин и сколов бетона, в результате дорогостоящего обслуживания и ремонта. Инновационные решения такой проблемы может быть обеспечена с помощью армированных волокном полимера (FRP) в качестве альтернативы стальной арматуры. FRPS являются коррозионно-бесплатные материалы, и недавно показали большой потенциал для использования в конструктивной приложений из-за их высокой удельной прочностью и весом.
Растягивающих поведение баров FRP характеризуется линейно-упругого отношения напряженно-деформированного до разрушения. Это означает, что конкретные изгиб члена армированные FRP бары могут не вдруг, без своевременного предупреждения. Более прогрессивным, менее катастрофические неудачи могут быть достигнуты, когда член удается из-за дробления concrete.1 Таким образом, существующий подход к проектированию для таких членов рекомендует сжатия контролируемых неспособность захватить небольшой пластичности предоставляемые конкретным дробления. Как правило, использование высокопрочного бетона (HSC) в сочетании с усилением FRP позволяет лучше использовать высокие напряжения и деформации свойства FRP бары и способствует жесткости трещины конкретные section.2
Использование HSC, с мощностью свыше 50 МПа, быстро растет в мостах, зданиях и других структур, связанных с превосходной прочности и жесткости. В некоторых случаях, однако, члены HSC выставки разное поведение, и прямая экстраполяция моделей и дизайна уравнений для нормальной прочности бетона (НБК) членов, которые должны применяться на членов ГСК может привести к unconservative дизайна. Одной из особенностей HSC, которое влияет на структурные ответ тенденция трещин пройти, а не вокруг агрегатов из-за меньшей разницы между силой совокупности и конкретные матрицы. Это создает плавный поверхности трещины, уменьшение совокупного вклада блокировки и, как следствие, снижение поперечной силы несут concrete3 V ^ с ^ к югу. В результате, высшие силы, дюбель происходят в продольной арматуры. Эти высшие силы, дюбель, наряду с высокой степенью концентрации напряжений в связи HSC балки, приведет к повышению связи расщепления напряжений сдвига, где трещины крест продольных балок напряженности.
С другой стороны, из-за сравнительно низкого модуля упругости стержней FRP, конкретные члены усилить продольном направлении, причем FRP бары наблюдаться уменьшение сдвига strength.6-9 Как правило, конкретный вклад в V ^ с ^ к югу, чтобы сдвиговой прочности железобетонных балок является пострадавшим от пяти основных переменных. Эти переменные включают конкретные прочности е ^ т ^ к югу, как правило, выражается в зависимости от прочности на сжатие; соотношение продольной арматуры, D или M / Vd; осевое усилие или размер предварительного напряжения, если оно существует, и глубина членов к ответственности за размер effect.10 последнее время, и после признания FRP бары в качестве основного арматуры для железобетона с облигационным характеристики примерно одинаковы для у обычных стальных, модуль упругости E продольной арматуры может быть добавлен к вышеупомянутым пять факторов, влияющих на V ^ с ^ к югу, или оно может быть совмещено с армирования для осевой жесткости ( продольная арматура ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Использование HSC вместе с FRP бары, кажется привлекательным для строительной отрасли и, как ожидается, увеличится в будущем. Экспериментальные studies11-14 показали некоторую обеспокоенность по поводу прочности на сдвиг членов HSC. Последние investigations6-9 проводятся по конкретным изгиб членов усилить продольном направлении, причем баров FRP сообщили сокращение прочности на сдвиг для таких членов. Настоящий экспериментальное исследование рассматривает эффект от использования HSC с барами FRP на срез V ^ с ^ к югу железобетонных тонкие пучки (A / D> 2,5) без поперечной арматуры сдвига (хомуты). В исследовании содержится экспериментальных данных с учетом эффекта укрепления отношений и модуль упругости продольной арматуры, а также прочности бетона.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Экспериментальных программ, описанных в данном документе состоит из сдвиговых испытаний в общей сложности девять железобетонных балок. Шесть из испытуемых балок разрабатывались с использованием HSC и трех пучков с помощью НБК. Углерода и стекла FRP бары и обычных стальных стержней были использованы в деле укрепления бетонных балок. Нет верхнего поперечного сжатия или поперечной арматуры был использован в пучках. FRP-железобетонных балок были разработаны таким образом, чтобы фактическое соотношение укрепление
... (1)
где / '^ с ^ к югу является указанный прочность на сжатие бетона, к югу упругости FRP бары, соответственно, С другой стороны, армированного пучков под усиленный с реальным соотношением усиление меньше, чем 75% от сбалансированного один на железобетонных балках.
Материалы
Оба НБК и HSC пучков были построены с использованием конкретных предоставляемых местным поставщиком. Целевой сжатие преимущества бетона 35 и 65 МПа после 28 дней для НБК и HSC, соответственно. Таблица 1 дает смесь пропорции этих двух типов конкретных использоваться в данном исследовании. Девять цилиндры 150 Шесть цилиндров были испытаны на сжатие, в том числе три цилиндров после 28 дней и трех цилиндров в день пучка тестирования. Во время тестирования пучка, средняя прочность на сжатие цилиндров ННЦ было 43,6 МПа, а соответствующее значение для цилиндров HSC был 63,0 МПа. Остальные три цилиндра были испытаны на растяжение, выполняя раскол цилиндра испытаний. Средний предела прочности были 3,0 и 4,4 МПа для НБК и HSC, соответственно, на момент тестирования пучка.
Углерода и стекла FRP бары, занятых в этом исследовании был песок покрытием поверхности для повышения связи и передачи силы между стойками и бетона. Слитки изготовлены из непрерывных продольных волокон пропитанная в термореактивной смолы винилового эфира с типичным содержанием волокна 73%. Углерода FRP бары были использованы в двух размерах: № 13 (D ^ подпункта б = 12,7 мм) и № 16 (D ^ подпункта б = 15,9 мм). Только один размер-No. 16 (D ^ подпункта б = 15,9 мм)-стекла баров FRP был использован. Деформированных стальных стержней, № 15M (Д ^ к югу б = 16,0 мм), были использованы в укреплении контроля пучков. Механических свойств арматуры были определены испытания на растяжение на репрезентативных образцов в соответствии с ACI-440.3R 04,15 характеристик углерода FRP, FRP стекла и арматуры, используемых в данном исследовании приведены в таблице 2.
Литье и лечения
Тест пучков каждой категории прочности бетона (НБК и HSC) было подано в то же время из той же партии бетона. Конкретные был помещен в пучке в два слоя и внутренне вибрировали. Сразу же после литья, пучков и управления цилиндрами были покрыты полимерной пленки, чтобы избежать потери влаги. Двадцать четыре часа после заливки, цилиндры и внешней стороны опалубки были лишены, а затем балок и цилиндры были покрыты мокрой мешковиной и пластмассовых листов. Мешковины был находиться во влажном состоянии в любое время в течение периода лечения, который длился 14 дней. Опалубка затем раздели и пучков хранятся в лаборатории до дня тестирования.
Образцов деталей и тестирование
Резюме программы тестирования и образец подробная информация представлена в таблице 3 и рис. 1. Все лучи 3250 мм, шириной 250 мм и 400 мм глубиной, и было 250 мм, длина свеса за поддержку на каждой стороне, как длина крепления, чтобы избежать преждевременных отказов связи до сдвига неудач. Сдвига пролетом сохраняется на 1000 мм для всех испытаний, обеспечивая сдвиг пролета к глубине отношение 3,1. Все девять пучков было два нижних слоев подкрепления с четким шагом 30 мм. В каждом слое, расстояние между двумя барами, по крайней мере 39 мм. Стороны ясно покров сохраняется на 35 мм для всех пучков, а по вертикальной ясно покрытия составляла от 45 до 48 мм. Тест пучков были разделены на три серии: A, B и C. Каждая серия включает три пучков армированных стальной, FRP углерода, или стекла FRP бары с тем же отношением подкрепления. Пучков серии А и B было такое же соотношение арматуры ( Пучков серии B и C была той же прочности бетона (63,0 МПа), но разных соотношениях арматуры (
Назначение пучков использует первую букву S, C, G и, ссылаясь на три типа подкрепления используется: сталь, углеродистая FRP и стекло FRP бары, соответственно. Второе письмо, N и H, указывает тип бетона: нормальной или высокой прочности. Цифры 1,7 и 2,2 указывают на усиление соотношение продольной арматуры ..
Все испытания пучков приборами с напряжением электрического сопротивления датчиков на связанных арматуры и верхней поверхности бетона в середине пролета. В середине пролета прогибов была измерена с помощью двух линейных дифференциальных переменной преобразователей (LVDTs) крепятся на каждой стороне света. Два highaccuracy LVDTs (± 0,001 мм) были установлены на позиции первой трещины для измерения ширины трещины. Во время погрузки, образование трещин по бокам пучки были также отмечены и записаны.
Пучков были протестированы в четырех пунктов, склонившись над опертой ясно службы 2750 мм, как показано на рис. 1. В ходе тестирования нагрузка монотонно применяется при strokecontrolled скоростью 0,6 мм / мин использованием 500 кН замкнутой МТС привода. Загрузка была остановлена, когда первые две трещины и начальной ширины трещины измерялись вручную с помощью ручных 50 Тогда, два высокоточных LVDTs были установлены для измерения ширины трещины при увеличении нагрузки. Приложенной нагрузки, перемещения и деформации показания были записаны на электронный носитель в ходе испытания с использованием системы сбора данных контролируется компьютером.
TEST РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ
Общее поведение
Влияние на прочность бетона loaddeflection ответ шесть балок серии А и В, содержащиеся идентичных отношение укрепление 1,72% на рис. 2 (а). Рисунка видно, что HSC балок серии B опытных ниже, чем отклонение НСК балок серии демонстрирует высшее изгибной жесткости до разрушения. Рис 2 (б) показывает, прогиба от нагрузки ответ HSC балок серии B и C, имеющих ту же прочность бетона, но с различным соотношением подкрепления. У всех девяти лучей, прогиба от нагрузки отношения билинейной, даже для пучков армированных стальной, с указанием хрупкой природы сдвига провала. Для каждой серии, первая часть участка прогиба от нагрузки до трещин от изгиба был одинаков для всех пучков представляющих поведение без трещин луча грубая инертность конкретные сечения. Вторая часть, после крекинга до разрушения, представляет собой трещины пучка с ограниченной инерции. В этой части изгибной жесткости испытуемых балок зависит от осевой жесткости арматуры, которая является функцией области и модуль упругости Е от продольной арматуры ..
Рис 2 (б) четко показывает эффект двух компонентов осевой жесткости арматура, Рисунка видно, что чем меньше коэффициент усиления или модуль упругости, тем меньше после взлома изгибной жесткости испытания балки. Как можно видеть, увеличивая количество арматуры, за тот же тип армирующего материала, повышение после растрескивания изгибной жесткости. Такое поведение наблюдалось для трех различных типов арматуры, используемые в данном исследовании. Кроме того, как стекло FRP бары имели низкий модуль упругости, балки усилить эти бары показали низкий жесткости. С другой стороны, балки армированных стальной арматуры показали высокий жесткости. Среднее соотношение между пост-крекинга изгибной жесткости армированного балок и стекла FRP армированных балок примерно 4,34, в то время это соотношение между армированного балок и углерода FRP армированных балок примерно 1,43.
Эти отношения были примерно такими же, как отношения модуля упругости стали, что и баров FRP, как они были 4,76 на сталь / стекло FRP и 1,48 для стали / углерода FRP. Таким образом, и с точки зрения loaddeflection отношения, можно сделать вывод о том, что postcracking изгибной жесткости FRP усиленного пучка, что и армированного пучков же, как отношение осевой жесткости FRP арматуры к осевой жесткости из стальной арматуры. Этот результат согласуется с результатами испытаний, полученные авторами в другом исследовании, проведенном на НСК лучей, которые могут быть найдены elsewhere.7.
Подобные характеристики модели трещины наблюдались НБК и HSC пучков. Crack образования был инициирован в изгибе промежуток между двумя сосредоточенных нагрузок, где изгибных напряжений является самым высоким и напряжения сдвига равен нулю. Трещин вертикальной и перпендикулярной к направлению максимальных растягивающих основных стресс, вызванный чистом изгибе. Как увеличить нагрузку, дополнительные изгиб трещины, открытые в сдвиговых службы. Из-за преобладания напряжений сдвига, однако, трещины стали все более и более склонны и распространяются в сторону нагрузки точки, наконец, ведущие к диагональному провал напряжения. Дополнительной функцией было отмечено в связи с тем для HSC пучков испытания в этом расследовании. Почти во всех пучков HSC, второй конкретные неудачи расщепление происходит в промежуток сдвига на уровне продольной арматуры. Это явление продольное расщепление вдоль главной укрепление произошло сразу после образования критической диагональные трещины сдвига. Благодаря гладкой поверхности сдвига трещины HSC балки, совокупный вклад блокировки при передаче напряжения сдвига стал менее значительным, в результате чего высшие силы, дюбель в продольной арматуры через трещины.
Эти высшие силы дюбель причиной выше вертикальные растягивающие напряжения в бетоне окружающих баров. Эти растягивающие напряжения в сочетании с существующей связи подчеркивает привели конкретные неудачи расщеплению вдоль продольных балок. Эта вторичная недостаточность расщепления сообщили в последние экспериментальные испытания проводятся сдвига Гросса и др. al.16, 17 на HSC пучков без стремян и железобетонных продольном направлении, причем баров FRP. 3 приведена схема крекинга шаблон для одной из серии HSC (серия B). Смелые линии представляют собой трещины, которые образовались в связи с тем, и более легкие, до разрушения ..
Для каждой серии, армированного пучка достигла наивысшей нагрузки, а затем углерода FRP усиленного пучка, то пучком армированные стекла баров FRP. Максимальной деформации бетона на сжатие при разрушении колебалась между 995 и 1420 микродеформации, которые меньше, чем конечная использовать штамм 3000 microstrain.1 Эти бетона на сжатие уровней деформации четко указать, что лучи не из строя в результате сжатия изгиб дробления конкретных точностью до постоянного момент региона. Максимальное измеренное деформации растяжения в барах FRP в связи с тем колебался между 3120 и 3388 микродеформации углерода баров и от 5106 до 5720 микродеформации для стекла баров. Хотя максимальный прочной стали налегать на провал колебался от 2380 и 2390 микродеформаций. Краткое изложение результатов испытаний приведены в таблице 4.
Предел прочности при сдвиге
Все НБК и HSC пучков неудачу в диагональных напряженности вскоре после образования критической диагональные трещины. Диагональные провал напряжения был связан с горизонтальных бетонных расщеплению вдоль продольной арматуры для всех, кроме пучков HSC Луч CH-1.7, который не испытывал никаких конкретных расщепления на провал. Диагональные отказов напряженности двух испытанных HSC пучков на рис. 4.
Сдвигу изгибных членов без Сети укреплению определяется формирование критической наклонной трещины и последующего резкого падения в loadcarrying потенциала. В общем, для членов со сдвигом spanto углубленного отношение больше 2,5, то разница между критической наклонной сдвиговых трещин потенциала V ^ ^ сг к югу и в конечном итоге мощность сдвига Ву мала. Поэтому для таких членов, склонны крекинга сдвига потенциала можно считать таким же, как предельных сдвига для всех практических purposes.8 Кроме того, прочность на сдвиг в конечной неудачи более определенным и надежным показателем, чем крекинга сдвига strength.18 Это расследование принимает конечную мощность сдвига Ву также конкретные сдвига потенциала V ^ с ^ к югу.
Влияние конкретных прочность на сжатие
Экспериментальных сдвига потенциала V ^ ^ ехр югу испытания пучков увеличивается с увеличением конкретные прочность на сжатие, как показано на рис. 5 (а). Для пучков с подкреплением отношение 1,72% (серии A и B), что увеличивает прочность на сжатие бетона с 44,5% (с 43,6 до 63,0 МПа) увеличил прочность на сдвиг на 4,4, 12,3 и 10,7% для пучков армированные углерода FRP, FRP стекла, а также стальной прокат, соответственно. Увеличение прочности на сдвиг, как ожидается, поскольку конкретные прочность на растяжение, которая является функцией прочности на сжатие, является одним из основных параметров, влияющих на V ^ с ^ к югу. Обратном поведение было обнаружено, однако, когда измеряется сдвиг сильные стороны испытуемых балок были нормированы по отношению к квадратному корню из конкретных прочность на сжатие (V ^ ^ к югу ехр / [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ Ь к югу W ^ г), как показано на рис. 5 (б). Вертикальной оси, эта цифра составляет нормированный предел прочности на сдвиг, а горизонтальная ось представляет собой конкретные прочность на сжатие. Как можно видеть, что повышает прочность бетона на сжатие на 44,5% сократилось нормированная прочность на сдвиг на 13,0, 7,1 и 7,4% для пучков усилены с углеродом FRP, FRP стекла, а также стальной прокат, соответственно.
Ниже нормированного прочность на сдвиг HSC пучков по сравнению с НСК пучков обычно объясняется уменьшением сопротивления сдвигу отнести в совокупный блокировки. Это потому, что в ГСК, трещины проходят через агрегат, в результате чего поверхности трещины, которые являются относительно гладко. Кроме того, и как объяснить некоторые исследователи, 16,19, когда HSC используется на месте НСК, нейтральной оси глубины будет уменьшаться для поддержания равновесия сил, которые, следовательно, будет уменьшаться площадь бетона в зоне сжатия, что может сопротивляться сдвигу. .
Влияние коэффициента усиления и модуль упругости продольной арматуры
Влияние соотношения арматуры и модуль упругости продольной арматуры по прочности на сдвиг испытанного HSC лучей показано на рис. 6. Вертикальная ось представляет экспериментальные сдвигу V ^ ^ ехр к югу от испытуемых балок, а горизонтальная ось представляет Это можно заметить, что прочность на сдвиг увеличилось армирования была увеличена. Кроме того, увеличение процента армирования на 28,5% (с 1,72 до 2,21%) увеличилась сдвига сильные на 33,8, 32,8 и 15,0% для пучков усилены с углеродом FRP, FRP стекла, а также стальной прокат, соответственно.
Аналогичные о том, процента армирования на полученные сдвигу ГСК балки, рис. 6 также показывает, что низкий модуль упругости армирующего материала, тем ниже прочность бетона сдвига. Как FRP бары имели относительно низкий модуль упругости по сравнению со сталью, FRP армированные пучками показали сокращение сдвига преимущества по сравнению с теми пучков армированных сталью. Среднее соотношение экспериментальных прочность на сдвиг стекла FRP усиленный пучков для коллег усилить со сталью 59%, что составляет кубический корень из соотношения осевой жесткости между стеклом FRP и стальной арматуры ... (Соответствующие пучки имеют одинаковую Тот же результат может быть заключен на усиленный пучков с углеродными FRP бары, а среднее соотношение экспериментальных прочность на сдвиг углерода FRP армированные пучками коллегами армированных стальной составляет 88%. Это отношение такое же, как кубический корень из соотношения осевой жесткости между атомами углерода FRP и стальной арматуры ... (Соответствующие пучки имеют одинаковую
Сопоставление прогнозируемых И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ Прочность на сдвиг
Сдвига сильные стороны испытуемых балок армированных FRP бары были предсказаны помощью сдвига положения дизайн ACI 440.1R-03 guidelines1 дизайн и изменение формы этого метода, предложенного authors.7
Поскольку большая часть текущих сдвига дизайн положения конкретных членов усилить с барами FRP, ACI Комитет 4401 изменение сдвига формулы дизайн для армированного членов, 20, принимая во внимание ожидаемое снижение прочности на сдвиг. ACI Комитет рекомендовал 440 конкретный вклад V ^ с ^ к югу, / на сопротивление сдвигу из волокнита железобетонные членов в следующем виде
... (2)
где / '^ с ^ к югу, к югу E ^ е ^ и (1); Основной усиление напряженности.
Как можно заметить из уравнения. (2) выше, ACI Комитет считает, 440 сдвигу предоставляемые конкретным V ^ югу C, F ^ будет линейно пропорциональна осевой жесткости точны, так как вывод авторами в предыдущих study7 и подтверждают выводы этого исследования, что сдвиговая прочность пропорциональна осевой жесткости продольной арматуры подняли в степень 1 / 3. Измененном виде уравнения. (2), предложенные authors7 следующим
... (3)
Предсказал сильные сдвига были сопоставлены с экспериментальными значениями как указано в таблице 4. Прочность на сдвиг пучков армированных стальной арматуры было предсказано помощью ACI 318-0520 положений сдвига дизайна. Для более детального расчета, эти положения позволяют использовать уравнения. (4) для прогнозирования конкретный вклад в прочность на сдвиг к югу V ^ с ^.
... (4)
где в разделе интересов. Количество Vd / M не может быть принято более 1,0.
Очевидно, что сдвиг сильные предсказал действующим ACI Комитет 440 метод (уравнение (2)) для лучей усилены с барами FRP существенно недооценены по сравнению с экспериментальными значениями. Среднее соотношение V югу ^ ехр ^ / V ^ ^ к югу пред является 2,95 с коэффициентом вариации 39,7%. С другой стороны, предлагаемый уравнение (уравнение (3)) дает более разумную оценку сдвига потенциала и тем не менее консервативной для НБК и HSC пучков протестированы в данном исследовании как среднее V ^ югу ехр ^ / V ^ югу пред ^ является 1,52 с коэффициентом вариации 10,5%. Следует отметить, что steelreinforced лучи, не включенных в среднем и коэффициент вариации. Уравнение (4) дает разумные, а стабильные результаты для лучей армированных стальными испытания в этом исследовании, как отношение к югу V ^ ехр ^ / V ^ ^ к югу пред колеблется между 1,54 и 1,71.
ВЫВОДЫ
Экспериментальных результатов, касающихся поведения и прочности на сдвиг из волокнита железобетонных балок без стремян и с использованием конкретных высших сильные сжимающие представлены. Основные переменные прочность бетона, поэтому и отношение арматуры и модуль упругости продольной арматуры. Углерода и стекла FRP бары, а также обычных стальных стержней были использованы в качестве продольной арматуры в этом расследовании. Экспериментальные результаты тестов по сравнению с сдвига положения разработанной МСА 440.1R-03 и модифицированной форме этот метод, предложенный авторами. Основные выводы этого исследования можно резюмировать следующим образом:
1. Характеристики сдвига провалом для HSC лучи, аналогичные пучками НБК. При выходе из строя HSC балки, однако, второй конкретные неудачи расщепление происходит в промежуток сдвига на уровне продольной арматуры. Это расщепление произошло сразу после образования критической диагональные трещины сдвига;
2. Сдвиговой прочности испытуемых балок возрастает с увеличением в бетоне прочностью на сжатие. Обратном поведение было обнаружено, однако, когда измеряются сильные сдвига были нормированы по отношению к квадратному корню из конкретных прочность на сжатие. HSC пучков выставлены ниже нормированного прочности на сдвиг по сравнению с контролем НБК лучей;
3. Как и в ННЦ балки, прочность бетона на сдвиг HSC лучей не линейно пропорциональна осевой жесткости / 3, (
4. Текущего ACI 440.1R-03 метод проектирования (уравнение (2)) чрезмерно недооценил сдвиговой прочности испытанных балок, особенно для стекла FRP армированные балки. С другой стороны, предлагаемый уравнение (уравнение (3)) дал более разумную оценку срез с пониженным коэффициентом вариации и все-таки консервативный для НБК и HSC бетонных балок испытания в этом расследовании.
Авторы
Финансовой поддержки, полученной от Национального наукам и инженерным исследованиям совета Канады (СЕНТИ), Pultral Инк (Тетфорд мин, Квебек), Министерство транспорта Квебека, а также сети центров передового опыта ISIS-Канада благодарностью. Авторы хотели бы поблагодарить технического персонала в структурных лаборатории Университета Шербрук за их помощь в изготовлении и испытания образцов.
Нотация
= Номинальное поперечное сечение арматуры, мм ^ 2 ^ SUP
SUP ^ е = номинальная площадь поперечного сечения стержней FRP, мм ^ 2 ^ SUP
^ ^ К югу с = площадь nonprestressed усиление напряженности, мм ^ 2 ^ SUP
= сдвиг пролета (расстояние между сосредоточенной нагрузки и поддержка), мм
Ь к югу ш = ширина полотна пучка, мм
D = эффективная глубина растяжение арматуры, мм
г ^ к югу б = номинальный диаметр арматуры, мм
E = модуль упругости арматуры, МПа
E ^ югу F = модуль упругости FRP бары, МПа
E ^ югу ы = модуль упругости стальной арматуры, МПа
е '^ с ^ к югу = заданная прочность на сжатие бетона, МПа
F ^ югу фу = предел прочности на растяжение ФРП арматуры, МПа
F ^ к югу и ^ = предел прочности арматурной стали бары, МПа
е ^ ^ к югу у = предел текучести арматурной стали бары, МПа
M = учитываться момент в разделе интересов, кН * м
V = учтены силы сдвига в разделе интересов, кН
V ^ к югу с = номинальная мощность сдвига предоставляемый бетона (конкретный вклад), кН
V ^ к югу C, F = номинальная мощность сдвига предоставляемый бетона с FRP изгиб арматуры, кН
V ^ к югу кр = склонны крекинга срез, кН
V ^ к югу ехр = экспериментальные возможности сдвига, кН
V ^ к югу пред = предсказал срез, кН
V ^ к югу и ^ = предельных сдвига, кН
Ссылки
1. ACI Комитет 440 "Руководство по проектированию и строительству железобетонных с FRP бары (ACI 440.1R-03)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2003, 41 с.
2. GangaRao, HS и Viajay П.В., "Дизайн Бетонные Члены Усиленный GFRP бары," Труды 3-й Международный симпозиум по использованию неметаллических FRP Арматура железобетонных конструкций, Саппоро, Япония, 1997, т. 1, стр. . 143-150.
3. ACI Комитет 363 ", современное состояние Доклад о высокопрочного бетона (ACI 363R-92)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1992, 55 с.
4. 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.
5. Джонсон, М. К., и Рамирес, JA, "Минимальные поперечной арматуры в пучки с более высокой прочности бетона", ACI Структурные Journal, В. 86, № 4, июль-август 1989, с. 376-382.
6. Эль-Сайед, АК; Эль-Salakawy, EF и Benmokrane, B., "Прочность на сдвиг одного-Way бетонных плит Усиленный FRP составных стержней," Журнал композиты для строительства, т. 9, № 2, 2005, с. 147-157.
7. Эль-Сайед, АК; Эль-Salakawy, EF и Benmokrane, B., "Прочность на сдвиг из волокнита железобетонных балок без поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 103, № 2, март-апрель 2006, с. 235-243.
8. Tureyen А. К., Frosch, RJ, "Shear Испытания FRP-железобетонных балок без стремян," Структурные ACI Journal, В. 99, № 4, июль-август 2002, с. 427-434.
9. Йост, JR; Гросс, С. П. и Динехарт, DW, "Прочность на сдвиг нормальной прочности бетонных балок Усиленный деформированных GFRP бары," Журнал композиты для строительства, ASCE, т. 5, № 4, 2001, с. 263 - 275.
10. Совместное ACI-ASCE Комитет 445 ", в последнее время подходы к сдвигу Дизайн Железобетона" Журнал зданий и сооружений, В. 124, № 12, 1998, с. 1375-1417.
11. Pendyala, RS, и Mendus П., "Экспериментальные исследования по сдвиговой прочности высокопрочных бетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 97, № 4, июль-август 2000, с. 564-571.
12. Ким, JK, и парк, YD, "Прочность на сдвиг армированных высокопрочного бетона балок без стремян," Журнал конкретных исследований, V. 46, 166 1994 год, №, с. 7-16.
13. Эль-Занати, AH; Нильсон, AH и Сала, FOR, "срез железобетонных балок Использование высокопрочного бетона", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 290-296.
14. Ахмад, SH; Khalo, AR, и Поведа, A., "срез железобетона высокопрочных пучков", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 297-305.
15. ACI Комитет 440 "Руководство по методам испытаний армированных полимеров (FRP) для укрепления или усиления железобетонных конструкций (ACI 440.3R-04)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2004, 40 с.
16. Гросс, SP; Йост, JR; Динехарт, DW; Свенсен, E.; и Лю, N., "Прочность на сдвиг нормальной и высокой прочности бетонных балок Усиленный GFRP арматуры", Труды международной конференции по высокотехнологичных материалов в Мосты, ASCE, 2003, с. 426-437.
17. Гросс, SP; Динехарт, DW; Йост, JR и Theisz, премьер, "Экспериментальное Испытания высокопрочных бетонных балок Усиленный углепластика бары," Труды 4-я Международная конференция по современным композитных материалов в мостов и сооружений (ACMBS-4 ), Калгари, Альберта, Канада, 20-23 июля, 2004, стр. 8.
18. Rebeiz К.С., "Shear Прогнозирование прочности бетона для членов" Журнал зданий и сооружений, В. 125, № 3, 1999, с. 301-308.
19. Khuntia М., Stojadinovic, B., "Прочность на сдвиг железобетонных балок без поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 98, № 5, сентябрь-октябрь 2001, с. 648-656.
20. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 430 с.
К. Ахмед Эль-Сайед является Кандидат в Департаменте строительства Университета Шербрук, Шербрук, Квебек, Канада. Он получил степень бакалавра в области гражданского строительства университета Menoufiya, Menoufiya, Египет, в 1993 и степень магистра по Каирский университет, Гиза, Египет, в 1999 году. Его исследовательские интересы включают структурного анализа и проектирования железобетонных членов.
Входящие в состав МСА Ehab F. Эль-Salakawy является научно-исследовательским доцент кафедры гражданского инженерного университета Шербрука. Его исследовательские интересы включают крупномасштабных экспериментальных испытаний и моделирования конечных элементов железобетонных конструкций, строительство и восстановление железобетонных конструкций армированных волокнами полимерных композитов армированных.
Входящие в состав МСА Брахим Benmokrane является СЕНТИ заведующая кафедрой профессор FRP Арматура железобетонных конструкций в Департаменте строительства в Университете Шербрука. Он также является руководителем проекта в ISIS Канада сети центров передового опыта по интеллектуальным зондирования для инновационных структур. Он является членом комитетов МСА 435, прогиб бетонных строительных конструкций, а также 440, армированных волокнами полимерных усиление. Его исследовательские интересы включают приложения и долговечность передовых композиционных материалов в гражданских сооружений и структурных мониторинга здоровья с волоконно-оптическими датчиками.