Поведение котловина, прямоугольные железобетонные Пирс, подвергнутого двухосном нагружении
Результаты предыдущих экспериментальных исследований полые, прямоугольные железобетонные опоры подвергаются комбинированному осевой нагрузки и одноосного гибки, были использованы для создания гибкости предел для проектирования. Если отношение максимальной длины неподдерживаемые сечения с толщиной стенки превышает предельный стройности, местное выпучивание стены, скорее всего, ограничить численность сечения. В противном случае местное выпучивание стены в дупле мол, не оказывают существенного влияния на прочность сечения. Применения с использованием тех же предельная гибкость для разработки полые опоры подвергаются двухосного изгиба ранее не исследовались. Исследования, описанные в данном документе приводится экспериментальные доказательства того, что существующие процедуры дизайн для полых, прямоугольные опоры обеспечивают консервативная оценка прочности опоры подвергаются как одноосной и двухосной нагрузки.
Ключевые слова: изгиб; потери устойчивости; причалов; стены.
ВВЕДЕНИЕ
Полые бетонные опоры были использованы для поддержки кабеля пребывания и большепролетных сбалансированного консольные мостов за последние 40 лет. По сравнению с твердой колонны, полые опоры предложить преимущества высокой изгибной и крутильной жесткости, значительное сокращение объема материалов, а также значительное сокращение мертвым грузом.
Стены гибкость толщина
где X ^ югу иг максимальной неподдерживаемые длина стены причала, а Т-толщина стены.
Поведение полых профилей окна была оценена в нескольких предыдущих экспериментальных исследований. Procter2 подвергаются полые опоры для чистого сжатия, Jobse и Moustafa3 и Тейлор и др. al.4 подвергаются причалов для осевой нагрузки и одноосного момент, когда Постон др. al.5 подвергаются причалов для осевой нагрузки и двухосных момент. Тейлор и Breen6 оценили данные по каждому из этих экспериментов и развитые отношения между отношением стены стройность и соотношение сил, которое определяется как максимальная осевая нагрузка поддерживается опытный образец разделен на расчетный номинальный осевого потенциала пирса соответствующие фактические эксцентриситет осевой нагрузки (P ^ ^ к югу TEST / P ^ п ^ к югу).
Результаты показали, что стандартные процедуры дизайна могут быть использованы для сечения со стеной стройность соотношения менее 15. Прочность образца, однако, был ограничен местное выпучивание стены, когда соотношение стены гибкости превысил 15. Тейлор и Breen6 разработанный дизайн процедур для полых причалов, которые впоследствии были включены в 1998 AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications.1
Целью данного исследования было изучить поведение тонкостенных конкретных членов сжатия подвергаются двухосном изгибе и для определения того, местное выпучивание стены ограничивает возможности сечения. Для достижения этих целей, пять образцов стены гибкости отношений между 5 и 15 были протестированы в соответствии сжимающей нагрузки и двухосных изгиба. Все колонки продольный изгиб, боковой загрузкой, и пост-натянутой сегментарных строительства, не были рассмотрены в ходе разработки опытных образцов. Измеряется ответы образцы были оценены с использованием волоконно модели и были по сравнению с действующими положениями дизайна в 1998 AASHTO LRFD мост характеристики Дизайн для определения применимости существующих пределов гибкости.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Хотя это и не рассматривается в МСА Строительный кодекс, 7 1998 AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications1 снижения расчетного потенциала пустотелых бетонных секций с тонкими стенками, если гибкость для стен превышает 15. Результаты предыдущих экспериментальных исследований, однако, указывают, что некоторое снижение изгибной потенциала может произойти при двухосном нагрузки на стены гибкости отношений как низкий, как 7.5.5 Результаты этих исследований используются для подтверждения применимости дизайн AASHTO процедур для полых , прямоугольные опоры подвергаются одновременному осевой нагрузки и двухосных изгиба.
Ранее экспериментальные исследования
Результаты предыдущих investigations4 показали, что способность пустотелых бетонных пирс с тонкими стенками, вероятно, будет меньше расчетного номинальной мощности сечения рассчитывается с использованием типовых процедур дизайна. Это сокращение численности объясняется местного выпучивания стеновых панелей, которые образуют опоры, и масштабы этого сокращения, как ожидается, возрастет, поскольку стеновые панели стали более тонкими. Дизайн положения были введены в 1998 AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications1 рассмотреть этот наблюдаемого явления. Приводятся результаты экспериментальных исследований, которые составляют основу этих положений приводится в этом разделе.
Данные четыре экспериментальных исследований были использованы для характеристики ответ прямоугольной, пустотелых бетонных секций подвергаются монотонно возрастающая нагрузка:
1. Procter2 испытания шести коротких, полые прямоугольные колонны. Колонна высотой 250 мм, а стены гибкости соотношение колебалось от 2,4 до 7,5. Образцы подвергались монотонно возрастающей осевого сжатия.
2. Постон др. al.5 испытаны три прямоугольных опор при одновременном сжатии и одноосного изгиба. Все образцы имели одинаковые габаритные размеры и толщины стенок, но соотношение гибкости стены были сочетаться с любыми внутренними ребрами жесткости. Стены гибкости соотношение колебалось от 1,9 до 7,6. Образцы 1,83 м, с толщиной стенки 63,5 мм. Образцы были загружены до определенного осевого сжатия, а затем эксцентриситета приложенной нагрузки было увеличено.
3. Jobse и Moustafa3 испытаны две площади, тонкостенные, полые образцы столбца со стеной гибкости отношений 32 при одновременном сжатии и одноосного изгиба. Образцы были построены из трех сборных кубических сегментов, которые были epoxied и пост-натянутой вместе, чтобы сформировать образец с общей высотой 4,57 М.
4. Тейлор и др. al.4 испытания 12, 1/5-scale, полых прямоугольных опор при комбинированном осевой нагрузки и одноосного изгиба. Стены гибкости коэффициентов для образцов варьировалась от 8,8 и 33,6. Все образцы были 1,83 м в высоту. Образцы подвергались чудак, монотонно возрастающая сжимающей нагрузки, что побуждает равномерной кривизны по образцов. Пять опор было после натянутой арматуры.
Результаты всех тестов, предшествующих исследователей, в том числе образцы с пост-натянутой укрепление проверен Jobse и Moustafa3 и Тейлор и др. al.4 были использованы Тейлор и др. al.4 разработать методики расчета для сжатия членов добавил в AASHTO LRFD мост Specifications.1
Нынешняя процедура ДИЗАЙН
До текущего LRFD мост Specifications1 были выпущены AASHTO в 1998 году все структурные конкретных членов сжатия были разработаны с использованием тех же положений. Не проводится никаких различий между полым причалов и твердых сечений.
Разработке конкретных членов сжатия использованием AASHTO Стандартные спецификации для Bridges8 шоссе была основана на предположениях типичных деформаций совместимости и предполагается максимально штамм 0,003 в экстремальных конкретные волокна сжатия. Любые соответствующие отношения между напряжением и деформацией могут быть использованы для бетона при сжатии, а прямоугольный блок стресс предложенный Whitney9 считается удовлетворительным. Дизайн двуосно загружен секций, основанный на совместимости деформации или приближенное выражение, как нагрузка контура method.10 влияние стройности на общую стабильность сжатия члены считали использования увеличенного момент. Никаких специальных положений дизайн были даны для сжатия членов с полыми сечений. Единственная ссылка на пустотелых бетонных опор, сделанные в 1996 Specifications8 AASHTO стандарт в разделе 7.4, в которой говорится, что трубчатые опоры должны иметь достаточную толщину стенки для поддержания сил и моментов для всех соответствующих ситуациях нагрузки.
Разработать процедуры для сжатия членов в 1998 LRFD мост Specifications1 не изменились по сравнению с предыдущим в спецификации, но раздел 5.7.4.7 был добавлен принимать во внимание последствия стены гибкости реагирования на полых, прямоугольные членов сжатия. Текущего положения одинаковы для полых стен пирса с стройность соотношения менее 15 и для твердых опорах. Для полых опорах со стеной гибкости отношений превышает 15, два методы проектирования определены. Первый метод является более сложным и требует, чтобы вычислить дизайнер местного выпучивания деформации в наиболее узкие стены в сечении с помощью касательных модулей для моделирования нелинейного поведения материалов и считать, что все четыре края стены просто поддерживается. Предел прочности при изгибе пристани затем рассчитывается с использованием меньших расчетной потери устойчивости штамма и 0,003 в качестве предельного напряжения в бетоне.
Второй метод является приближенным и предназначен для предупреждения дизайнеров возможность локальной неустойчивости в полых опорах со стеной стройность соотношения между 15 и 35. Номинальной мощности, рассчитанные с использованием стандартных процедур проектирования, умножается на понижающий коэффициент к югу
Этот приближенный метод не может быть использована для пустотелых опор с коэффициентами стены гибкости больше 35. Выпучивания стены должны быть рассмотрены непосредственно в этих случаях.
Эти конструктивные положения разработаны на основе работы Тейлора и Breen6 и Тэйлор и др., где al.4 силы (отношение измеренного осевого потенциала полых образцов пирс номинальной осевой силы сечения) был использован, чтобы продемонстрировать, что местные выпучивания влияет на способность полых опорах со стеной гибкости отношений превышает 15. Исследователи рассчитали номинальную емкость образцов, комбинированные осевой нагрузки и одноосного bending3, 4, предполагая, линейная зависимость деформации по глубине сечения. Предельные деформации сжатия конкретного считается 0,003. Напряженно-деформированного отношения на сталь считалась билинейных и кривой деформации для бетона считалось последующей параболических отношения предложенный Hognestad.11, 12 максимальная прочность бетона в тестовом образце предполагается, что 85 % от прочности на сжатие определяется из стандартного цилиндра испытаний.
Номинальную емкость образцов при одноосном compression2 была рассчитана с использованием равномерного распределения деформаций по всей сечения и тот же идеализированная свойств материалов, используемых для образцов, подвергнутых комбинированной осевой нагрузки и одноосного изгиба. Из-за особенностей истории нагружения на образцах при комбинированной осевой нагрузки и двухосных изгиб, 5 номинальной мощности было принято в качестве максимального применяются осевые нагрузки.
Программа испытаний
Испытательные образцы
Экспериментальный этап этого испытания состоит research13 к выходу из строя пять тонкостенных прямоугольных, бетон полых образцов пристани. Высота образцов, 1,78 м, был выбран, чтобы избежать в целом или Эйлера выпучивания колонны, а разрешение местного выпучивания тонких стенок. Номинальной гибкостей для образцов колебался от 6 до 14 лет. Каждый образец определяется номинальное отношение стройность более длинной стены. Например, отношение длины четкой долгосрочной стены к стене, толщина образца P12 составляет 12,2.
Твердые железобетонных блоков были брошены на обоих концах образцов для распределения нагрузки при погрузке рамки образцов, а с образцами реакции этаже. 2 приведены габаритные размеры образцов. Номинальной наружные размеры всех причалов были 406 х 813 мм, за исключением P6, который был 413 х 826 мм. Сечения образца P10 показано на рис. 3. Номинальной и измерить размеры пять образцов и количество продольной арматуры приведены в таблице 1.
Основная цель при выборе укрепление детали, используемые в образцах было соответствовать требованиям для сжатия членов в 1996 AASHTO характеристики стандарт для шоссе Bridges8 и полых членов сжатия в 1998 AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications.1 Большинство требования выполнено, за исключением следующих случаев: 1) шпалы должны иметь стандартные 135 градусов крючок на одном конце и стандартным 90-градусной крюком на другом конце, но 135 градусов крюк был заменен в образцах с помощью 90-градусной крючок иметь достаточное пространство между слоями подкрепление разрешения укладки бетона, 2) из-за тонкой стеной толщиной в образцах, крючки шпал прилагается только продольных балок, арматуры и не поперечной арматуры, а со спецификациями, а также 3 ) четкое расстояние между продольной решеткой в слое, не должен быть меньше, чем в 1,5 раза максимальный размер крупного заполнителя, которая была 10 мм, ограничивающие минимальное свободное расстояние до 15 мм.
Укрепление детали показаны на рис. 3 являются репрезентативными для всех пяти образцов. Две шторы 6 мм деформированных баров были использованы в качестве продольной арматуры. Средний предел текучести 510 МПа было. Максимальное горизонтальное расстояние между продольной баров контролировали количество стали использоваться в сечениях образцов P12 и P14.
Поперечные подкрепления изготовлены на основе № 10 калибровочных гладкой проволоки с 3,4 мм в диаметре. Средний предел текучести 600 МПа было. Это усиление представил проблему с точки зрения строительства. Углах стен должны быть ограничены по замкнутому циклу, но мол надо было просто сделать. В качестве компромисса между этими двумя требованиями, два П-образной шпильки баров были использованы, чтобы ограничить угол продольного армирования. Испытания показали, что позже эта деталь достаточно было ограничиться конкретными и ограничить потери устойчивости длина продольных балок, расположенных по углам, чтобы расстояние между продольной поперечной арматуры. Для горизонтального армирования, большой П-образной баров были использованы. Каждый слой сращиваются в середине коротких стен. Хотя эта деталь как правило, не используется на практике, конструктивности озабоченность продиктована его использование для мелких особей.
Шпалы были расположены между продольными баров в шахматном порядке на всех других пересечении горизонтальной и вертикальной арматуры. Для того чтобы избежать помех в стены в процессе литья, шпалы были сделаны с 90-градусной крючками на обоих концах. Крючки шпал прилагается лишь продольной арматуры. Горизонтальных слоев боковой подкреплением расположенных вертикально на 51 мм по центру с образцами P14 и на 64 мм, в остальных образцах.
Усиление в верхней и нижней блоков конец состоял из 12 мм деформированных баров со средним пределом текучести 490 МПа. Бетон был приобретен у местных бетонный завод. Максимальный размер был 9,5 мм и прочностью на сжатие бетон используется для построения полых опорах колебалась от 27 до 43 МПа, в среднем около 34 МПа. Прочность на сжатие бетона в верхней и нижней части блока от 30 до 50 МПа, в среднем около 37 МПа. Измеряются сильные конкретные приведены в таблице 2.
Первый этап строительства образец здания нижней блок конца. Арматурного каркаса для полых опорах была закреплена в нижней блок, поэтому клетка должна быть собраны до бетона в нижнем блоке был брошен. Арматурных каркасов были построены четыре отдельных слоев с помощью направляющих, чтобы обеспечить правильное расстояние между продольной решеткой. Нейлон кабель связи, были использованы для галстука горизонтальной поддержкой для продольных балок. Внешней опалубки образцов состояло из 13 мм листов оргстекла и внутренней опалубки состоит из блока пенополистирола сократить до размеров, необходимых для получения желаемой толщины полого образца. Конкретные был помещен сверху, между двумя слоями стали, с использованием четырех подъемников 450 мм. Прозрачные формы внешнего разрешается визуального контроля процесса консолидации и помогла заполнить стены равномерно. Верхний конец блока был построен во время последней стадии строительства. Продольной арматуры полого пристани проектируются в верхнем конце блока, поэтому не коленях сращивания должны были по высоте образцов ..
Загрузка истории
Образцы подвергались монотонно возрастающая сжимающей нагрузки. Точка приложения нагрузки было компенсировано от тяжести сечения, тем самым вызывая одновременное сжатие и изгиб двухосных. Номинальной эксцентриситеты были 100 мм около оси север-юг (слабый направлении), что эквивалентно 25% от короткого поперечного сечения, и 300 мм по оси восток-запад (сильный направлении), что эквивалентно 38% от долгого размером поперечного сечения.
Для получения равномерного распределения момента вдоль причалов, обе стороны могут свободно вращаться вокруг двух основных направлениях. Сферические подшипники были использованы в верхней и нижней части опытных образцов, чтобы этот поворот. Как показано в загрузке аппарата на рис. 4, образцы помещались эксцентрично относительно погрузки барана для получения желаемого соотношения осевой нагрузки на минуту. Северо-восточном углу образцов был подвергнут высшей деформации сжатия, а юго-западном углу самые высокие растягивающие напряжения.
Образцы были загружены монотонно шагом 180 кН. Данные с датчиков придает поверхности бетона были приобретены через каждые 3 до 4 секунд при загрузке шагом. После каждого приращения нагрузки, нагрузка была проведена и образцы были проверены на наличие трещин или измельчения. В эти периоды, данные были получены из документов каждый 1 до 2 минут. Скорость загрузки варьируется от 20 до 90 кН / мин, в среднем по 45 кН / мин.
Фактические эксцентриситетов между точкой приложения нагрузки и тяжести сечения измерялись после образцы были созданы на месте. Все образцы были расположены так, что фактическая эксцентриситеты были в пределах 6 мм от номинального значения и отношения слабой оси сильным оси эксцентриситеты колебалась от 0,31 и 0,35.
Нагрузка была применена в вертикальной плоскости до верхней части образца по 9000 кН гидравлических барана противодействуя загрузки кадра. Профили на севере и востоке стенах была измерена с помощью трех рядов пять линейных потенциометров вдоль длинной стены и три ряда по три линейных потенциометров вдоль короткой стены. Кривизна была измерена в верхней и нижней части на западе и юге стены с севера на юг и с востока на запад направлениях. Преобразователей в верхней части южной стены строя для образцов P6 и P8, поэтому кривизны данные доступны только снизу инструментов для этих образцов. Вращения в конце блоков рассчитывается путем измерения вертикального перемещения три точки на нижней поверхности нижней блок конце по отношению к полу, и вертикальное перемещение три точки на верхнем конце блока по отношению к стальной пластине, при поддержке независимо от испытательной раме.
Измеренным реакциям полых PIERS
Информация об испытаниях пять причалов приводится в таблице 2, и измеряется потенциал приведены в таблице 3. Неспособность нагрузки варьировалась от 1960 и 2670 кН. В общем, разрушающая нагрузка снизилась толщина стенок уменьшилась. Образцы P8 не удалось, однако, в прикладной осевой нагрузки, которая была меньше, чем неспособность нагрузки для образцов, P10 и P12, поскольку конкретные используются для построения образца P8 была ниже в силу. Подробное описание каждого теста могут быть найдены elsewhere.13 Общие замечания о каждом образце описаны в следующем.
Несоблюдение режима и места провал
Все образцы неудачу в взрывного дробления режиме, что начало на северо-восточном углу. Фотография зоне разрушения для образцов P10 (рис. 5) показывает, что область дробленого конкретные вытянуты вдоль северного и восточного стен. Большинство образцов выставлены небольшие количества скалывания бетона и образованию вертикальных трещин вблизи северо-восточном углу, перед большим зоне конкретного не удалось. Сумма ущерба, наблюдавшихся до отказа, как правило, уменьшается с уменьшением толщины стенок. Образцы P6, P8, P10, P12 и имели возможность провести дополнительную нагрузку (11 до 33%) после появления первых признаков дробления не наблюдалось. Образцы P14 не представила никаких не знали о надвигающейся аварии и повреждения не было отмечено ни в северной и восточной стены до отказа. Все продольных балок, расположенных в углах пряжками между соседними слоями горизонтального армирования, в то время как большинство из продольных балок, а ноги опоры были эффективными unbraced длиной от одного до двух раз межстрочный интервал распределенной горизонтальной усиление ..
Выхода из строя зоны разнообразны. Образцы P6, P10, P14 и не удалось в верхней части пирса; образцов P12 удалось в нижней части пирса, а также образцами P8 удалось ближайшем midheight. Ядра были взяты из образцов после испытания, и стены, как правило, тонкий в районе наблюдается провал.
Укрепление подробнее
Как отмечалось ранее, укрепление детали используются для построения образцов были выбраны соблюдать требования предписывающего расстояние в стандартном AASHTO specifications8 и LRFD specifications.1 Несмотря на не после крючок требования к шпал, они выступали очень хорошо. Некоторые из 90-градусной крючки шпал открыл после аварии, но сдержанно шпал большинство из продольных балок, против горизонтального отклонения и помогли ограничить бетона при сжатии.
Ноги U-формы внешнего слоя горизонтальных укрепление открыл в зоне дробления конкретных образцов только в P12. Эта деталь не оказывает неблагоприятного влияния на поведение образцов. Продольных балок, возможно было бы лучше, если сдержанный шпал также прилагается поперечной арматуры. Эти наблюдения подчеркивают важность шпал.
Пар П-образной шпильки использоваться в качестве заключения усиление в углах образцов осуществляется очень хорошо. Никаких доказательств открытия было обнаружено и шпильки сдерживали продольных балок, на каждом углу уровне.
Профили восточной стены
Профиль восточной стены определяется как относительное движение стены по отношению к базовой различие между измеренным смещения на север и юг края восточной стены. Пропорции больше стен при сжатии в образцах проверен Taylor4 колебалась от 1,9 до 3,6. Учитывая стены ведут себя как упругие пластины, изогнутой формы стены, как ожидается, по крайней мере, двойной кривизны. В большинстве образцов, испытанных аль-Тейлор и др., 14 профилей для стен при сжатии выставлены внешний отклонений в одной кривизны. Профиля сжатия стены образца с крупнейшими стены соотношение гибкости и маленький соотношение сил, 11ML34, показал двойной кривизны. Таким образом, форма профиля стены сжатия может быть связано с местной деформации.
Хотя пропорции больше стен при сжатии в образцах в данном исследовании, колебался от 2,5 до 3,0, вертикальных профилей наблюдается в связи с тем выставлены формы представитель одной кривизны. Образцы P6, P8, P10, P14 и выставлены наружу относительное отклонение, в то время как опытные образцы P12 внутреннего относительного отклонения до отказа, отметив, что не местное выпучивание произошло в образцах. Максимальная относительная горизонтальное перемещение не связано с выхода из строя.
Нормированные максимальное относительное горизонтальных отклонений, рассчитанные на максимальное отклонение, деленное на номинальной толщины стенки, измеренное в данном исследовании, и те, измеряется др. Тейлор и др., 14 приведены на рис. 6 и показать, что максимальное относительное отклонение по горизонтали, как правило, возрастает с увеличением соотношения стены стройность.
Растрескивание
Все образцы выставлены аналогичные модели изгиба трещины, как показано на рисунке, на юге и западе стен образцами P10 (рис. 7). Трещин началась в юго-западном углу (напряжение стороны) и вытянут вдоль южной и западной стен. В большинстве случаев, местах горизонтальных трещин совпадает с расположением горизонтального армирования.
Момент кривизны ответ
Момент кривизны кривых были рассчитаны с использованием измеренных вращения конца. На уровни нагрузки менее 50% их емкости (рис. 8), все образцы выставлены аналогичные жесткости изгиба об обоих оси. Первоначальный жесткость на изгиб образцов P6 был немного больше, чем жесткостей других образцов, а жесткость образца P14 был немного меньше. Эта тенденция, в соответствии с упругой жесткости изгиба на образцах, рассчитанная по начальным модулем бетона и валового момент инерции поперечного сечения.
Склонах момент кривизны ответ на четыре образцов, которые выставлены дробления конкретные до отказа (P6, P8, P10, P12 и) были почти горизонтально непосредственно перед неудачей. В отличие от образцов P14 проявили никакого снижения жесткости непосредственно перед неудачей.
Аналитическое исследование
Различные подходы были использованы для расчета потенциала исследуемых образцов соответствует номинальной эксцентриситета приложенной нагрузки. Первый подход был приближенный метод для разработки полые, прямоугольные конкретных членов сжатия в AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications.1 учетом того, что стены гибкости коэффициенты для всех образцов были меньше, чем 15, номинальная вместимость осевой P ^ югу п ^ была рассчитана с использованием стандартных процедур разработки, в том числе эквивалентной прямоугольной сжимающих напряжений блок для бетона. Взаимодействие между осевой нагрузки и применять моменты рассматривались с использованием диаграммы взаимодействия. Предельные сжимающие напряжения в конкретных считалось 0,003 и указанный прочности при сжатии бетона для дизайна был взят как среднее измеряется сила цилиндра.
Во втором подходе, более сложные модели, материала, используемый для обозначения напряженно-деформированного отношения для бетона и стали. Три модели материалы были использованы для бетона. Потому что четыре из пяти опор не удалось в прикладных тяжестей, превышающих те, при которых дробления бетона первого наблюдается два конкретных моделей материалов, содержащихся влияние родов при условии поперечной арматуры. Третья модель материала, представленного неограниченном бетона. Для всех трех моделей, прочность на сжатие неограниченном конкретные был взят как среднее измеряется сила цилиндра.
При расчете номинальной мощности, все стены в образцах, как предполагалось, имеют одинаковую толщину равную средней толщины стенок, измеряется в месте расположения наблюдается сбой в отдельных образцов (табл. 1). Кроме того, эксцентриситеты осевой нагрузки измеряется непосредственно перед испытанием, были использованы для связать применяются осевые нагрузки и моментов (табл. 2).
AASHTO метод проектирования
Номинальной осевого потенциала опытных образцов рассчитывается дизайн AASHTO LRFD approach1 приведены в таблице 3. Измеряется нагрузок, соответствующих их на провал и первая наблюдается дробления бетона и в таблице 3.
Измеряется максимальной нагрузки на все опоры превысил расчетные номинальной мощности. Прочность отношений P ^ ^ к югу измерения / P ^ п ^ к югу для образцов, испытанных в данном исследовании, однако, тенденция к снижению как отношение гибкости стены возрастает (рис. 9). Измеряются сильные образцов P6, P8, P10, P12 и были от 11 до 26% больше, чем соответствующий номинальной мощности. Это можно объяснить двумя факторами: 1) эквивалентные прямоугольного напряжения производит скромным подсчетам на прочность при разделе области сжатия не прямоугольная в связи с тем, 15 и 2), наблюдаемые реакции образцов показывает, что только поперечной арматуры бетона. Дробление и сколов бетона наблюдается вблизи северо-восточной части до отказа этих четырех образцов. Как видно из таблицы 3, номинальная вместимость сечения обеспечивает более точную оценку начала дробления конкретнее, чем измеряется осевой потенциала образцов.
Номинальной осевой возможностей образцов, испытанных в Procter, 2 Jobse и Мустафа, 3 Тейлор и др. al.4 и др. Постон al.5 были рассчитаны с использованием стандартных процедур разработки и прямоугольного напряжений блока предложенный Whitney.9 результате численность соотношения различных от силы коэффициенты, используемые Тейлор и др. al.4 предложить текущего дизайна provisions.1 Учитывая соотношения сил рассчитывается в данном исследовании упрощенный дизайн AASHTO LRFD approach1 производит безопасные конструкции полые, бетонные опоры (рис. 9).
Материал для конкретных моделей
Большинство материала модели для ограниченных конкретных были проверены с использованием измеренных ответ круглого и квадратного колонны при одноосном сжатии. Мандер др. al.16 и Saatcioglu и Razvi17 разработаны процедуры, которые также считают прямоугольных колонн и ситуации с неравными удерживающего напряжения в перпендикулярных направлениях. Обе модели были использованы для интерпретации ответа на полых опорах. Предполагалось, что все горизонтальные полосы (шпалы, шпильки, а горизонтальная арматура веб-сайтов) способствовали ограничить бетона при сжатии. В ходе последовавшей дискуссии, материал модели, разработанной Мандер др. al.16 будет называться модели M, и что разработанные Saatcioglu и Razvi17 будет называться модель С.
Для сравнения, модель неограниченном конкретные предложенные Hognestad11, 12 был также использован для оценки эффективности испытательных образцов, и называется модель У.
Выпучивания продольной арматуры
Потому что провал испытаний образцов совпал с выпучивания продольной арматуры, влияние нестабильности усиления был также рассмотрен. Мау и Эль-Mabsout18 использованы результаты анализа конечных элементов, чтобы развивать отношения к пост-ответ изгиба стержней с упруго-пластических отношений растяжения. После баров достичь предела текучести при сжатии, они способны поддерживать нагрузкой, но напряжение уменьшается с увеличением деформации. Скорость снижения напряжений больше в барах с большим гибкостей.
Две модели материала были использованы для продольной арматуры: 1) в модели N, упруго-пластического напряженно-деформированного отношения как предполагается, растяжение и сжатие, и 2) в модели B, упруго-пластических отношений предполагалось при растяжении и напряженно-деформированного отношений, аналогичных предложенным в Мау и Эль-Mabsout18 при сжатии. Неподдерживаемые длина продольных балок, расположенных вдоль стен, как было принято в два раза больше расстояния между поперечной арматуры, а неподдерживаемые длина барах, расположенных по углам считался равным шагом продольной арматуры. Оба предположения согласуются с наблюдаемой ответ продольной арматуры на провал (рис. 5).
Расчетная ответ образцов для испытаний
Момент кривизны отношения были рассчитаны для каждого исследуемого образца с помощью трех конкретных моделей (U, M и S) и две модели стали (B и N). Предельного напряжения в неограниченном конкретные считалось 0,0038. Над этой деформации, напряжения в неограниченном бетона принимается равной нулю.
Измеренные и рассчитанные момент кривизны отношений для гибки около оси восток-запад, показаны на рис. 10 для пяти образцов. Конфайнмента бетона и выпучивания укрепление рассматривается в расчетах (материал Модели MB и SB). Расчетные кривые будут обрезаны на кривизну соответствующей максимальной рассчитывается осевой нагрузки. В общем, рассчитанные ответ согласуется с измеренными момент кривизны отношений.
Осевой потенциала рассчитывается три комбинации материала модели (ООН, MB, и SB) представлены в таблице 3. В каждом случае осевого потенциала определяется как осевой нагрузки, соответствующей максимальной рассчитанный момент. Все модели при условии скромным подсчетам осевого потенциала Образцы P6, P8, P10, P12 и. Для этих образцов, расчеты, основанные на конкретных моделей ограничивается и выпучивания продольной арматуры при условии тесного оценки измеренных сильные, чем расчеты, основанные на неограниченном свойства материала. Все модели переоценил силы образцов P14, однако.
ВЫВОДЫ
Выводы этого исследования основаны на результатах экспериментальных программ, аналитических моделей, используемых для интерпретации поведения образцов, а также анализ результатов, полученных в предыдущих исследованиях. Все источники информации подтвердили, что соотношение стены гибкости является основным параметром, влияющим на прочность полых, прямоугольные конкретных опор. Как стены увеличивает гибкость, снижает соотношение сил.
Кроме того, следующие тенденции в поведении образцов не наблюдалось: 1) чувствительность полые опоры на местное выпучивание стены увеличилась как отношение стены гибкости увеличился, 2) лишение свободы предоставляемый поперечной арматуры и выпучивания продольной усиление должно рассматриваться в понимании поведения образцов, 3) количество наблюдаемых повреждений до отказа уменьшается с увеличением гибкости стены и 4) выхода из строя зоны очень чувствительны к изменению толщины стенок.
Приближенный метод проектирования в 1998 AASHTO LRFD мост Дизайн Specifications1 производит безопасные конструкции полые, прямоугольные конкретных причалов загружается при одновременном сжатии и изгибе с двухосных стены гибкости соотношения менее 15. Кроме того, было проверено, что метод расчета производит безопасные конструкции полые, прямоугольные конкретных причалов загружается при одновременном сжатии и изгибе с одноосной стены гибкости соотношения менее 35.
Необходимую информацию и укрепление представляется целесообразным. Хотя не были осуществлены в мелких образцов, требования, которые должны быть шпал 135 градусов крючков и приложить как поперечных и продольных балок, могли бы улучшить эффективность опытных образцов налагая на боковых прогибов продольных балок, возле разрушающая нагрузка . Считается, что производительность причалов можно было бы улучшить путем предоставления шпал на каждом пересечении горизонтальной и вертикальной арматуры и наиболее напряженных продольных балок. Эта гипотеза, однако, должна быть проверена путем дальнейших испытаний.
Авторы
Исследовательской программы рассматриваются в настоящем документе была профинансирована Федерального управления шоссейных дорог через Техас Департамента транспорта. Выводы и мнения, высказанные в настоящем документе, являются мнениями авторов и не являются утверждения авторов. Эксперименты проводились при Ferguson зданий и сооружений лаборатории в Университете штата Техас в Остине. Помощь со стороны сотрудников и студентов Ferguson Лаборатория благодарностью.
Коэффициенты пересчета
1 дюйм = 25,4 мм
1 фут = 0,3048 м
1 кип = 4,448 кН
1 фут-кип = 1,356 кН м
1 фунтов на квадратный дюйм = 6,89
Ссылки
1. Американская ассоциация шоссе государства и перевозки должностных лиц (AASHTO), "Мост LRFD характеристики Дизайн", 2-е издание, Вашингтон, DC, 1998, 1136 с.
2. Procter,, "Пустые прямоугольных железобетонных колонн," Строительная техника, Лондон, сентябрь 1977, с. 45-49.
3. Jobse, HJ, и Мустафа, SE, "Применение высоких прочности бетона для автодорожных мостов", PCI Journal, V. 29, № 3, 1984, с. 44-73.
4. Тейлор, AW; Роуэлл, РБ, и Брин, JE, "Поведение тонкостенных бетонных Пирс Box", ACI Структурные Journal, В. 92, № 3, май-июнь 1995, с. 319-333.
5. Постон, RW; Гиллиама, TE; Ямамото, Ю. и Брин, JE, "пустотелых бетонных Поведение Пир мост", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 6, ноябрь-декабрь 1985, с. 779-787.
6. Тейлор, AW, и Брин, JE, "Разработка рекомендаций для тонкостенных Box Пирс и Pylons," Бетон International, V. 16, No 12, декабрь 1994, с. 36-41.
7. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.
8. Американская ассоциация шоссе государства и перевозки должностных лиц (AASHTO), "Стандартные спецификации для автодорожных мостов", 16 издание, Вашингтон, DC, 1996, 677 с.
9. Уитни, CS, "Проектирование железобетонных членов в рамках изгиб или комбинированные при изгибе и сжатии Прямая", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 33, № 2, 1937, с. 483-498.
10. Бреслер, B., "Разработка критериев для железобетонных колонн под осевой нагрузки и двухосных Гибка", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 57, 1960, с. 481-490.
11. Hognestad Е., "Исследование комбинированных изгиба и осевой нагрузки в железобетонной Участники", бюллетень № 399, Университет штата Иллинойс опытная станция инженерия, 1951, 128 с.
12. Hognestad Е. "неупругое поведение в испытаниях эксцентрично загружено Краткое железобетонных колонн," ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 49, № 2, 1952, с. 117-139.
13. Santa Maria, RH, "Поведение котловина, прямоугольные бетонные Пирс, подвергнутого двухосных Гибка", кандидатскую диссертацию, Департамент строительства, Техасский университет в Остине, Остин, Техас, 2001, 429 с.
14. Тейлор, AW; Роуэлл, РБ, и Брин, JE, "Дизайн и поведение тонких стен в пустотелых бетонных моста Пирс и Pylons," Research Report 1180-1F, Центр транспортных исследований Техасского университета в Остине, Остин, Техас , 1990, 296 с.
15. Ферлонг, RW, "Бетонные колонны под двухосно Эксцентрик тяги", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 10, октябрь 1979, с. 1093-1118.
16. Мандер, JB; Пристли, MJN и Парк Р., "Теоретические модели напряженно-деформированного для замкнутых Бетон," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 114, № 8, 1988, с. 1804-1826.
17. Saatcioglu М., Разви, SR, "Прочность и пластичность замкнутых Бетон," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 118, № 6, 1992, с. 1590-1607.
18. Мау, ST, и Эль-Mabsout, М., "Неупругие выпучивания арматуры," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 115, № 1, 1989, с. 1-17.
Входящие в состав МСА Эрнан Санта-Мария доцент гражданского строительства в Папском Католическом университете Чили, Сантьяго, Чили. Он получил степень магистра и докторскую степень в Университете штата Техас в Остине, Остин, Техас, в 2001 году.
Шарон Л. Вуд, ВВСКИ, профессор гражданского строительства в Университете штата Техас в Остине. Она является председателем технической деятельности МСА комитетом и является членом комитетов МСА 318, структурные конструкции здания Кодекса; 318-D, изгиб и осевые нагрузки; балки, плиты и колонны; 318-H, сейсмических Положения; 318-N, обозначения и редакции; 369, сейсмическая Ремонт и 374, производительность основе сейсмических Дизайн бетонных зданий.
ACI почетный член Джон Э. Брин проводит I. Насер аль-Рашид кафедра гражданского строительства в Университете штата Техас в Остине. Он является членом комитетов МСА 318, структурные конструкции здания Кодекса; 318-B, укрепление и развитие; 318-E, сдвига и кручения, а также 355, Анкоридж к бетону.