Crack Ширина в Частично предварительно напряженного Т-балок стальных волокон

В данной работе представлены экспериментальные и аналитические результаты трещины и трещины шаг на различных этапах загрузки 12 частично T предварительно напряженных балок, с учетом и без крючковатым волокон стали окончания, расположенные за частичное или полное глубине сечения. Балки были отлиты и проверена с помощью трех степеней конкретные сильные сжимающие 35, 65 и 85 МПа (5,07, 9,42, 12,32 и KSI). Аналитическая модель была предложена для прогнозирования трещины и интервалы в частично предварительно напряженные балки, имеющие стальной фибры. Влияние связи скольжения продольной арматуры и вывода волокон соответствие всей трещины были включены в предлагаемую модель. Результаты анализов оказались в хорошем согласии с экспериментальными результатами.

Ключевые слова: пучка; трещины; фибробетона; высокопрочный бетон, сталь.

(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Кроме того, в связи скольжения продольного стержня не были учтены в большинстве из этих ранних studies.8-9, 11 настоящего исследования рассматриваются эти пробелы в дополнение к представлению результатов испытаний балок слоев над частичной глубины. Экспериментальных и аналитических исследований на трещины и трещины расстояния в предварительно напряженного бетона (PC) пучков были проведены в этой работе, чтобы утвердить и расширить знания, необходимые для высокопрочного бетона ..

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

В данной работе экспериментальные результаты трещины и промежутках между измерениями на различных этапах загрузки для предварительно напряженных частично Т-балок с волокном в качестве частичной или полной глубины. Аналитические модели для оценки ширины щели и трещины расстояние предлагается частично PC членов, содержащих волокна за частичное или полное углубленного раздел для различных конкретных преимуществ. Ожидается, что это будет полезно для инженера-конструктора в проверке работоспособности предел состояний стали армированного волокном бетона членов при изгибе. Кроме того, полезную информацию о пригодности размещения волокон за частичное зоны сечения могут быть получены из этого исследования.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ

Образцы подробнее

Программа испытаний состояла литья и тестирования 12 изгиба критической T балки 3,85 м (151,4 дюйма) в длину. Все лучи были испытаны в течение только при поддержке службы 3,6 м (141,6 дюйма). Подробнее подкреплений в тестовом пучке были приведены на рис. 1. Частичного предварительного напряжения соотношение (= ^ ^ пс югу е ^ ^ к югу ру / (^ к югу S ^ е ^ ^ к югу си ^ ^ пс подпункта е ^ ^ к югу пс)) для испытания пучков был сохранен на уровне 0,528. Дизайн варьировались в тесте были прочности бетона и зоны размещения фибробетона. Балки были отлиты с использованием трех различных марок бетона: нормальной прочности, умеренно-высокой прочностью и высокой прочности (35, 65, 85 МПа [5,07, 9,42 и 12,32 KSI]), соответственно. Для каждого класса, четыре образца пучком было подано: контроль пучка без волокна арматуры, балки с fiberreinforced конкретные ко всему разделу, балки с fiberreinforced конкретные только в веб-часть, а также балки с фибробетона только в фланец часть. Назначение испытаний пучков приведены на рис.

Материалы и методы

Смеси доли различных марок бетона завершена на основе лабораторных испытаний, представлены в таблице 1. Волокна были использованы попался на крючок конце типа, имеющих пропорции 55 на объемной доли волокна 1,5%. Напряженно-деформированного ответ укрепления и предварительного напряжения панелей, используемых в настоящем исследовании, представлены на рис. 3.

Укрепление клетки были сфабрикованы и предварительного напряжения провода были сделаны через клетки через переборки напрягаемой постели. Предварительное напряжение стали (PS) провода были затем измученный, чтобы нагрузка 34,33 кН (7,7 KIPS) (0.62fpy) каждый, по одному за раз. Свежий бетон заливается в формы и уплотняется. Преднапрягающей силы было передано пучка путем разрезания проводов после предварительного напряжения от 7 до 10 дней литья. Напряжение в проводах PS во время тестирования была измерена, и это значение было использовано в качестве эффективного предварительного напряжения деформации для анализа пучков. Напряжение в баре во время первоначального натяжения и испытания измеряется для вычисления потерь предварительного напряжения. Источник штамма показатель был заблокирован в течение всего периода, от первоначального натяжения до завершения тестирования пучка. Это должно было выяснить штамм данные, основанные на общих координат. Величина средней эффективной предстрессовый е ^ ^ к югу ре во всех исследованных образцах был найден равным 0.51f ^ ру ^ к югу. Все лучи вылечить влажной burlaps в течение 28 дней ..

Пучка был загружен под четыре точки изгиба со смещением в качестве главного управления в процессе загрузки. На каждом этапе нагрузки, приложенной нагрузки, прогиба в середине пролета, бетонные поверхности деформации, стали штаммов, развитию и распространению трещин, а ширина трещины были контролироваться. Трещины измерялась с помощью оптического микроскопа.

АНАЛИТИЧЕСКАЯ МОДЕЛЬ

Аналитическая модель предлагается для прогнозирования трещины и трещины шаг на различных этапах загрузки в частично предварительно напряженные балки. Напряженно-деформированное поведение армированных волокном бетона и арматуры были смоделированы на основе результатов испытаний. Подробная информация о предлагаемом аналитической модели для прогнозирования свойств трещины, обсуждаются ниже.

Ширина и промежутках между трещинами

Предложена модель для прогнозирования ширина и расстояние между трещинами в частично предварительно напряженных волоконно-железобетонных балок на основе равновесия сил эквивалентной аксиально нагруженный усиленный членов напряженности, как это показано на рис. 4. В настоящем исследовании, предсказания модели, предложенной Padmarajaiah и Ramaswamy9 был удобным образом изменены для учета взаимодействия матрицы силу с механизмом вывода волокна.

Для данной стали стресс, напряжение в стали фибробетона будет больше по сравнению с ударением на равнине бетона (рис. 4 (б)). Новая трещина форме, когда напряжение в бетоне между двумя трещинами строит до растрескивания напряжения бетона (рис. 4 (б)). Новая трещина расширяется, что приводит к уменьшению распространения и расширения старых трещин. Таким образом, наличие волокон в бетонной матрице улучшает перераспределения напряжений в балке. Создание дополнительных трещин продолжается таким образом до стресса наращивание конкретных между трещины не могут вызвать растрескивание. Это трещины государство, в котором дополнительные трещины не могут форме, соответствует "критического расстояния трещину", как каких-либо дополнительных перераспределение сил это возможно. Изменчивости свойств материала вдоль луча приводит к какой-либо один из этих трещин контролировать провал в конце концов. В настоящей работе, стабилизированном состоянии в пучке, что соответствует критической расстояние треск был проанализирован предсказать ширина трещины ..

Результаты испытаний показали, что Kankam12 изменения напряжений сцепления вдоль продольной стали нелинейных, как показано на рис. 4 (с). Линейная зависимость предложенный Padmarajaiah и Рамасвами, 9, как показано на рис. 4 (с), однако, был принят для расчета расстояния трещины в настоящем исследовании. Результирующая сила передается от конкретных продольной арматуры в союзе была вычислена из равновесия сил в барах и дается формулой. (1)

... (1)

где F и F 'являются той силой, в продольном стали, как показано на рис. 4 (б); S ^ югу 0 ^ является критическим шагом трещин; е ^ ^ к югу би является конечной прочность стержня диаметром D ^ ^ я к югу находится в г-м слое, а также к югу б ^ ^ счетов для изменения связь распределения напряжений вдоль арматурного проката из идеализированной линейного участка (рис. 4 (с)), и равна 0,859, средняя стоимость предложенной Padmarajaiah и Ramaswamy9 для умеренно высокой прочности, частично PC пучков.

Напряжение в связи арматурного проката интерфейса е ^ ^ к югу би зависит от осевых напряжений в арматурного проката, который, в свою очередь, зависит от приложенного момента (М) в пучке и имеет вид F ^ югу би = F ^ к югу Буй ^ (M / M ^ к югу и ^) [прямо] фи, первоначально предложенный Desayi.4 значение M ^ к югу и ^ является конечной момент мощность пучка и [прямой фи] является коэффициент мощности, что коррелирует прикладных момент, и напряжение в связи арматурного проката, равным 0,257, как средняя стоимость предложенной Padamarajaiah и Ramaswamy.9 В настоящем исследовании, конечной связи сдвигу е ^ ^ к югу би деформированных баров был взят 12,8 МПа (1,85 КСИ) и 14,0 МПа (2,03 KSI) для простой и фибробетона (V ^ югу е = 1,5%) по сообщениям Rostasy и Hartwich.13 Поскольку никаких испытаний имеются данные, прочности гладких напрягаемой стали предполагалось равным 6,30 МПа, стоимость первоначально сообщалось Эдвардса и Yannopoulos14 для обычной мягкой стальной прокат.

Модели для прогнозирования трещины шириной разработан с учетом эквивалентной аксиально-загруженной напряженности членов, как показано на рис. 4 (б). Напряжения, действующие на бетонной матрице включать среднее напряжение из-за вывода волокна interface.10 Таким образом, сила равновесия бетонной матрице на рис. 4 (б) может быть выражена формулой. (2)

... (2)

где А ^ ^ к югу т счета за изменения в распределение напряжений 4 (б), и равна 0,665, стоимость предложенных Padamarajaiah и Ramaswamy.9 Чтобы вычислить расстояние стабилизированного трещин в балке, значения равным одноосного прочности армированных волокном матрицы (е ^ ^ к югу 0tf на рис. 5) и матрицы напряжения, соответствующего средней длины вывода волокна L югу ^ ^ е / 4 (е ^ ^ к югу 1TF на рис . 5), соответственно. Замены и перестановки слагаемых в уравнении. (2) дает выражение для S югу ^ ^ 0 (уравнение (3))

... (3)

Значение ^ ^ се к югу в формуле. (2) и (3), полезная площадь бетона в эквивалентных аксиально-загруженной напряженности членов и определяется формулой. (4)

... (4)

, где ^ ^ си югу есть площадь стали в I-м слое в эквивалентных аксиально-загруженной напряженности членов показано на рис. 4 (б). Максимальная ширина изгиб к югу со трещины ^ м ^ в пучке было вычислить по формуле. (5), модель первоначально предложенный Desayi4

... (5)

, где пучка часть, соответствующую загрузку стадии, на которой трещины оценивается и х ^ и ^ к югу глубина нейронных оси пучка разделе, соответствующем этапе загрузки. Слоя основе был проведен анализ для определения деформации арматурного проката

Учредительный модели для конкретных при изгибе

Рисунок 5 показывает предложенной модели напряженно-деформированного поведение фибробетона. Модель первоначально предложенный Carreria Chu15 и предполагалось, в настоящей работе для развивающихся напряженно-деформированное отношение фибробетона при сжатии. Сжимающие напряжения в бетоне при г-м слое, рассчитанная по формуле. (6).

... (6)

Цилиндра прочности на сжатие фибробетона е '^ к югу су ^ F и напряжения на пике напряжения сжатия (7) и (8), соответственно. Параметр, определяющий конкретные сжимающих ответ напряженно-деформированного (6) рассчитывалась по формуле. (9). Параметра п в формуле. (6) регулирует после пика смягчение стресс-реакции поезд железобетон волокна при сжатии. Величина п определяется формулой. (10) счета на наличие волокон. Подробнее развития эмпирических выражений определяется формулой. (7), (8), (9) и (11) представлены в Томас и Ramaswamy.16, 17

^ F 'к югу су ^ F = 0.8382f' ^ ^ ^ у.е. югу 0.046f 'к югу у.е. ^ Р. 1.0211RI (7)

^ К югу у.е.

... (10)

^ К югу F 'ОГФ = е' ^ ^ к югу у.е. югу 0.0138f ^ '^ Р. у.е. 1.0925RI (МПа) (11)

Суммарная сила, предлагаемых сжатия бетонных блоков C ^ C ^ югу рассчитывалась по формуле. (12). Значения Ь к югу я ^ и х ^ к югу и ^ в формуле. (12), ширина пучка на г-м слое и глубиной нейтральной оси.

... (12)

Кроме того стали волокна увеличивается прочность на разрыв и растяжение после растрескивания жесткость concrete.18 увеличение после взлома растяжение жесткость в основном за счет устранения действия стальных волокон через трещины. Предлагаемого растяжение отношения напряженно-деформированного стали fiberreinforced конкретные была разработана на основе модели, предложенной Лок и Pei.19 Эта модель имеет три режима: линейный precracking этапе регионе в период после взлома этапе представляющие остаточных напряжений предлагается с помощью матрицы и волокна, как описано в Уорнер и Мюллера, 20 и региона предлагает остаточную прочность из-за вывода из волокон через трещины. Прямой прочности фибробетона е ^ ^ к югу 0tF, напряжение в бетоне из-за начала волокна выдвижной механизм е ^ ^ к югу 1TF, напряжение в конкретных к югу 0tF ^ деформации в конкретных

(13) являются ключевыми напряжений и деформаций значения, используемых для определения формы кривой растяжения напряженно-деформированного из армированных волокном бетона (рис. 5).

... (13)

Прямой прочности фибробетона е ^ ^ к югу 0tF было вычислить по формуле. (14) предложенный Лок и Pei.19 деформации (16), где первоначальный касательной модуля фибробетона напряженности E ^ ^ к югу мкф было вычислить по формуле. (17), модель первоначально предложен Чжуан др. al.21 для обычного бетона. Первоначальный касательного модуля при сжатии фибробетона ECF в формуле. (17) была вычислена по формуле. (18). Подробная информация о ведущих к событиям уравнения. (15) и (18) приведены в Томас и Ramaswamy.17, 18

е ^ ^ к югу 0tF = F ^ ^ к югу fcrF / 1,42 (МПа) (14)

F ^ югу fcrF = 0,8707 [квадратный корень из F] '^ ^ у.е. югу 0,2945 [квадратный корень из F]' ^ ^ к югу у.е. Р. 1.1170RI (МПа) (15)

E ^ югу мкф = E ^ ^ сР югу / 2 (МПа) (17)

E ^ югу сР = 4583,4 [квадратный корень из F] '^ ^ к югу у.е. 425,34 [квадратный корень из F]' ^ ^ к югу у.е. Р. 397.75RI (МПа) (18)

Первая часть после взлома режим растяжения кривой растяжения из фибробетона предполагается различной линейно от ( к югу 1TF ^), где отправной точкой в зависимости от характеристик матрицы, а вторая точка зависит исключительно от характеристик волокна вывода. Таким образом, промежуточные пункты в этом (Фаза I) режим представляет взаимодействии матричных поддержания давления и волоконно-вывода механизм сопротивлении трещины вблизи вершины трещины. Учитывая последствия границы и вибрации при уплотнении, фактор вероятности для распределения волокна вдоль пучка через критическую плоскость считалось 0,64, среднее значение предложенный Souroushian и Lee22 представлять случайной ориентацией волокон. В соответствии с предложением Лок и Pei, 19 полагая средней длины волокна вывода ЛФ / 4, остаточные напряжения, предлагаемых выходе из волокон из матрицы F ^ ^ к югу 1TF было вычислить по формуле. (19). Вывода связи сдвигу

(20), который был принят от модели, предложенной Марти и др. al.23 связи КПД Штамм вычисляется по формуле. (21), модель, предложенная Henager.25.

F ^ югу 1TF = 0.64

... (20)

Смягчение напряженности модель фибробетона в Фазе II (рис. 5) включение вывода волокон предложенный Марти и др. al.23 и Лок и Pei19 представлена на рис. 6. Упрощенная линейная зависимость с предельной деформации Эта предельная деформация Таким образом, в практическом диапазоне нагрузок этапов (трещины Общее усилие натяжения, предлагаемых конкретных T ^ C ^ югу рассчитывается по формуле. (22)

... (22)

Учредительный модели для продольной арматуры

Мульти-линейной упругой модели напряженно-деформированного получены на основе экспериментальных данных (рис. 3) было принято для баров и HYSD PS проводов. Деформации в соседних бетон в /-го слоя стали, (23). В уравнении. (23), волокно

... (23)

Программа испытаний показали, что напряжение в арматурного проката уровень несколько ниже, чем напряжение в бетоне на уровне арматурного проката (результаты обсуждаются в следующем разделе), что указывает на связь скольжения находится между арматурного проката и окружающего бетона. Связи скольжения между стальными и окружающих конкретные учитывается в данной модели. Тестовых данных Мирзы и Houde26 используется для определения скольжения деформированной решеткой. Поскольку никаких данных испытаний можно ознакомиться на связь поведение панели PS, скольжение характеристики баров PS считаются же, что гладкая мягкая сталь бар сообщил Эдвард и Yannopoulous.14 рисунке 7 представлены осевые напряжения скольжение отношений из HYSD баров и PS баров. Среднее значение осевого напряжения в арматурного проката был использован для расчета скольжения L ^ югу SLIP-J ^ за сдвига длины пролета, а скольжения арматурного проката в постоянном регионе момент был рассчитан на основе равномерного осевых напряжений в укреплении бар. Идеальное связи, однако, предполагается, между прутьями на сжатие и окружающих бетона.

Фактические напряжения в продольных балок, в /-го слоя (24).

... (24)

, где Как L ^ ^ к югу SLIP является функцией от осевых напряжений в арматурного проката, расчет по формуле. (24) включает итерационной процедуры. Напряжений в стальной прут е ^ ^ к югу SJ соответствующие деформации стали Суммарная сила, предлагаемых продольной подкрепления стали вычисляется по формуле. (25). Значение ^ югу SJ ^ в формуле. (25), площадь стали в /-го слоя

... (25)

Аналитические процедуры

Следующий шаг за шагом процедура была использована для расчета ширины трещины и трещины шаг частично предварительно напряженных образцов пучка. Предложенная модель использует равновесия сил и условий деформации совместимости.

1. Вычисление кривизны и прогиба в середине пролета из предварительно напряженного пучка на начальном этапе (не внешнее состояние груза);

2. Предполагая, что напряжение в крайней волокна сжатия (вверху), нейтральной оси глубины х ^ ^ у югу находится итерационными сходящихся технику, определяется формулой. (26);

| C ^ C ^ югу T ^ югу C ^ F ^ югу S ^ |

3. Вычисление момента М по формуле. (27). Значение х ^ ^ я к югу и Л ^ ^ к югу SJ в формуле. (27) являются глубина-го слоя бетона и глубину /-го слоя стали от крайней волокна компрессии, а

... (27)

4. Оценка расстояния и ширины трещин по формуле. (3) и (5), соответственно.

Силу, понесенные конкретных слоев вычислить считая первоначальной толщины слоя 2 мм, по глубине сечения. В последующих итераций, толщина слоя была уменьшена до половины, которая используется в предыдущей итерации, чтобы найти нейтральной оси, что привело к равновесия сил с точностью до 0,01 кН.

РЕЗУЛЬТАТЫ И ОБСУЖДЕНИЕ

Экспериментальных данных трещины и трещины шагом 12 частично предварительно напряженные балки были по сравнению с соответствующим прогнозов с использованием предложенных моделей. Кубов литые вместе с пучком образцы были испытаны на прочность на сжатие и результаты приведены в таблице 1. Другие свойства бетона, рассчитанному на основе куба силы F '^ ^ у.е. югу и волоконно-укрепление индекса (RI). Прогнозирование растяжение ответ напряженно-деформированного высокопрочного бетона (85 МПа) с и из волокна представлены на рис. 8. Участок соответствует (20) приведен на рис. 8. Участка (рис. 8) показывает, что взаимодействие сил матрицы волокна влияет на должность пик растяжение ответ стали фибробетона значительно. Эта разница в postpeak ответ оказывается значительным для высокопрочных и умеренно высокой прочностью (85 и 65 МПа) стали фибробетона, соответственно.

Общее поведение испытуемых балок

Для всех пучков, изгиб трещины появились в зоне постоянного момент на ранних этапах загрузки. При дальнейшем увеличении нагрузки, существующие трещины расширены, дополнительный изгиб трещин, образовавшихся в регионе в середине пролета и новые трещины развивались в сдвиговом пролета пучка. Поскольку нагрузка дальнейшем увеличении один изгибных трещины в середине пролета пучка открывает и глубоко залезли в зоне сжатия. Таким образом, имеющаяся площадь бетона сопротивляться сжимающая сила стала слишком мала, и, наконец, луч не раздавили. Пучков с волокном только в веб-часть (F35FOCWFC, F65FOCWFC и F85FOCWFC) показали, повышенной устойчивостью к трещины аналогичны соответствующим пучков с волокном в полную глубину (F35FFCWFC, F65FFCWFC и F85FFCWFC). Экспериментально наблюдаемых трещин образец в тесте пучков в конце тестирования представлены на рис. 9.

На рисунке 10 представлены деформации в 16 мм (0,63 дюйма) диаметр HYSD арматурного проката и напряжение в бетоне на уровне 16 мм (0,63 дюйма) диаметр HYSD арматурного проката в пучке F85FOCWOC. Участка (рис. 10) показывает, что при заданной нагрузке стадии деформации арматурного проката был ниже, чем напряжение в окружающем бетоне. Изменение напряженности в отношениях между арматурой и окружающих конкретных является результатом облигаций проскальзывать между арматурного проката и окружающие бетона. Подобные различия в уровнях деформации были также отмечены в образцах SFRC пучка.

В таблице 2 приведены значения нагрузки на разных этапах, таких как формирование первых трещин, осадка 16 мм (0,63 дюйма) диаметр HYSD арматурного проката, и на стадии распада. Результаты испытаний показали, что наличие волокон повышает несущую способность на различных этапах.

В таблице 3 представлены расстояние между трещинами на различных этапах загрузки. Подробнее трещины были замечены в пучках с волокном арматуры в растянутой зоне (в Интернете) и показано на рис. 9. Прочность на сдвиг арматурного проката выше, стали фибробетона по сравнению с простой матрицы, не имеющие fibers.13 Это приводит к лучшей передачи напряжения между бетоном и арматурой.

Ширина трещин при напряженности лицо пучка на различных этапах загрузки приведены в таблице 4. В начальной стадии образования трещин, не так много изменений было отмечено в измеряемом трещины для пучков с волокном, когда по сравнению с соответствующим контролем пучков, не имеющих волокна подкрепления. Эффект от того волоконно оказалась значимой на стадии, соответствующие уступая баров HYSD и окончательным. Помимо стальных волокон над только веб-часть (зона растяжения) Т-пучков сократили ширина трещин значительно. Тем не менее, трещины в балках, не имеющих волокна арматуры и балок волокном только в фланец оказались того же порядка. Результаты испытаний показали, что добавление волокон в веб-часть, частично предварительно напряженных T-луч подходящее решение для экономичного использования волокон. Хотя это трудно использовать два типа бетона в общем рабочем месте, то это будет привлекательным вариантом для сборного строительства прямоугольной предварительно напряженного пучка с монолитно-место плиту ..

СОПОСТАВЛЕНИЯ прогнозы и экспериментальные результаты

Нагрузки на различных этапах был рассчитываются с использованием предложенной модели, и представлены в таблице 2. Как было отмечено в ходе эксперимента, предложенная модель предсказывает высокую нагрузку значение для пучков с старших классах, когда конкретные по сравнению с соответствующим пучков младших классов конкретных на всех этапах загрузки. Средние значения отношения предсказать нагрузку на экспериментальных нагрузки по всей испытательные образцы были вычислены и приведены в таблице 2. Эти отношения оказались 0,97, 0,92 и 0,98 со стандартным отклонением 0,02, 0,07 и 0,03, соответственно, соответствующих различным этапам нагрузки, а именно: первый этап крекинга, уступая баров HYSD и конечной стадии. Это свидетельствует о том, что нынешняя модель не может предсказать нагрузку частично предварительно напряженные балки конкретных классов силы 35, 54 и 85 МПа (5,07, 9,42 и 12,32 КСИ) довольно точно.

Прогнозных значений критических трещин расстояния в предварительно напряженных образцов пучка на различных этапах загрузки приведены в таблице 3. Предсказал расстояние между трещинами в лучах высокого класса конкретные оказалась выше, чем у соответствующих пучков нижней класса прочности на различных этапах загрузки. Это может быть связано с тем, что расстояние между критических трещин в частично предварительно напряженные балки происходит в зависимости от конкретных параметров две силы (формула (3)), а именно: прочность на растяжение без трещин конкретные вывода прочность волокон Прочности бетон также возрастает с увеличением его прочность на сжатие (уравнение (15)). В общем, расстояние от трещины предсказал использованием предложенной модели, как представляется, сопоставимых с диапазоном значений, полученных в ходе эксперимента, в частности на урожайность и на конечной этапах нагрузки.

Ширина трещин в тестовом пучков вычисляется по формуле. (5) и представлены в таблице 4. Настоящая модель определяется формулой. (5) вычисляет ширину стабилизировалась трещины в зависимости от расстояния между трещинами S ^ ^ к югу 0, напряжение в пруткового эффективная глубина пруткового D ^ си ^ к югу, и нейтральной оси глубины. Как видно из эксперимента, более низкое значение было предсказано по ширине трещин в балках, имеющих волокна арматуры в растянутой зоне (в Интернете) по сравнению с соответствующим пучков, не имеющих волокна усиление напряженности в зоне. Пучков высших классов имеют более высокую прочность несущей способности на различных этапах, когда по сравнению с соответствующим пучков меньшей прочностью классов (табл. 2). Таким образом, на каждом этапе нагрузки, представленные в таблице 4, арматурного проката деформации света прочности бетона сравнительно выше, чем в лучах низкого класса прочности. Таким образом, ширина трещины предсказал для заданной нагрузки этапе с помощью предложенной модели для пучков высоких сортов сила оказалась больше, чем в соответствующем пучков низких классов.

Разница между прогнозных значений ширины трещины и промежутках, когда по сравнению с диапазоном значений, наблюдавшихся в эксперименте, можно объяснить изменением в связи скольжения подкрепления В модели предполагалось, по сравнению с тем, что может присутствовать в пучке образцов. Ширина трещин предсказал использованием предложенной модели, однако, было установлено, что в диапазоне значений, наблюдавшихся в эксперименте (табл. 4). Рисунок 11 сравнивает максимальное значение ширины трещины наблюдаются в эксперименте с предсказал трещины. Для обычных, не имеющие конкретных волокон, после взлома жесткости считается недействительным в настоящем анализе. Таким образом, прогнозируемое значение трещины шириной оказалась выше, чем экспериментальные результаты для пучков с простого бетона, не имеющих волокон в зоне растяжения (рис. 11). Рисунок 11 показывает, что предложенная модель предсказывает трещины шириной фибробетона T-пучков довольно точно ..

ВЫВОДЫ

На основании наблюдений настоящего аналитического и экспериментального исследования частично предварительно напряженных T-лучевой без и с волокном в частичной и полной глубины, следующие выводы были получены.

1. Предварительно напряженные балки конкретных классов 35, 54 и 85 МПа (5,07, 9,42, 12,32 и KSI), испытанный в этом исследовании, добавлением волокон, оказались эффективным средством контроля ширины трещин;

2. Ширина трещины развивались в пучках с волокном только в веб-части наблюдалось быть близка к таковой в пучками волокна арматуры в целый раздел. Это свидетельствует о том, что присутствие волокон в зоне растяжения (веб-часть) является эффективным и экономичным способом управления трещины. Несмотря на использование двух видов бетона, такие как один с волокном в Интернете и другие волокна без подкрепления в фланец трудно в строительную площадку, нынешний подход был бы привлекательным вариантом для сборных прямоугольных пучка с литой на месте плиты типа строительства, а также

3. Прогнозируемое значение междурядий трещины и трещины частично из предварительно напряженного железобетона пучков на различных этапах загрузки падение в пределах значений, наблюдавшихся в эксперименте.

Нотация

^ ^ Пс к югу, к югу ^ S ^ = площадь напрягаемой стали, деформированной баров в продольном направлении

= сдвига длины пролета пучка

Ь к югу е = ширина фланца Т-сечения пучка

Ь к югу W ^ = ширина веб-Т-сечения пучка

D = эффективная глубина сечения пучка

E ^ югу сР = первоначального касательного модуля из армированных волокном бетона при сжатии

E ^ югу F = модуль упругости волокна

E ^ югу мкф = начальной касательной модуля фибробетона на растяжение

е '^ к югу у.е. = куб сжатие прочность бетона

е '^ к югу cyF = цилиндра сила сжатия от фибробетона

F ^ югу 0tF = прямой предел прочности фибробетона

F ^ югу 1TF = напряжение в бетоне вследствие начала волокна механизм вывода

F ^ югу CRF = крекинга силы фибробетона

F ^ югу ру ^ е ^ к югу си = текучести стали напрягаемой (1440 МПа), пруткового (435 МПа)

А = общая высота сечения пучка

L ^ югу F = длина волокна

M ^ к югу и ^ = предельного момента сопротивления пучка

RI = волокна укрепления индекса (равного Vf [Lf / [прямой фи F]])

S ^ югу 0 = промежутках между последовательными стабилизировалась изгиб трещины в пучок (рис. 4 (а))

V ^ к югу F = объемная доля волокон по отношению к объему конкретных

х ^ к югу и ^ = глубину нейтральной оси

[Прямая фи] ^ югу е = диаметр волокна

[Прямая фи] = коэффициент корреляции момент M с соответствующими усиления напряжения бар связи ФБР

Ссылки

1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.

2. BS 8110-1:1997, "Структурные использования бетона Часть 1-Кодекс практики по проектированию и строительству (R)," британский стандарт учреждение, Лондон, 1997, 168 с.

3. IS 1343 "Кодекс практики для предварительно напряженного железобетона," Бюро индийских стандартов, Нью-Дели, Индия, 1980, 62 с.

4. Desayi П., "Определение Максимальная ширина трещин в железобетонных членов", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 73, № 8, август 1976, с. 473-477.

5. Свами, RN "Аль-Taan, SA; и Али, ЮАР," стальной фибры для контроля трещин и отражения, "Бетон International, т. 1, № 8, август 1979, с. 41-49.

6. Swamy, RN, и "Аль-Taan, SA," Деформация и предел прочности при изгибе железобетонных балок из стали с фибробетона ", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 78, № 5, сентябрь-октябрь 1981, с. 395-405.

7. Tan, KH, и Paramasivam П., "Крекинг характеристик армирующих волокон стали бетонных балок в кратко-и долгосрочной Идет загрузка" Дополнительно материалы на основе цемента, 2 В., 1995, с. 127-137.

8. Vandewalle Л., "Крекинг Поведение бетонных балок Усиленный Сочетание Ordinary Армирование и стальных волокон", материалов и конструкций, RILEM, В. 33, апрель 2000, с. 164-170.

9. Padmarajaiah, SK, и Рамасвами, A., "Crack Ширина Прогнозирование высоких прочности бетона полностью или частично предварительно напряженные балки содержащих стальных волокон", ACI Структурные Journal, В. 98, № 6, ноябрь-декабрь 2001, с. 852-861.

10. Аль-Taan, SA, и "Аль-Feel, JR," Прогнозирование Crack Поперечники в волокнистых железобетонных Участники ", армированного цемента и бетона: последние события, Elsevier Издательство Наука ООО, 1989, с. 209-218.

11. Биби, AW, "Влияние параметров [прямой] фи /? Эфф от ширины трещин," Структурные Бетон, V. 5, № 2, с. 71-83.

12. Канкам, CK, "Связь Бонд Стресс, стресс и стали Слип из железобетона," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 123, № 1, 1997, с. 79-85.

13. Rotasy, FS и Hartwich, К., "Бонд деформированных Железобетонная Бар Встроенные стали армированного волокном бетона," Международный журнал "Цемент и легкого бетона Масса, V. 10, № 3, август 1988, с. 151-158.

14. Эдвардс Д., Yannopoulos, PJ, "Локальные Стресс Бонд Слип отношений для горячего проката деформированных и мягкой стали равнины бары," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 3, март 1979, с. 405-420.

15. Carreria, DJ, и Чу, KH, "напряженно-деформированного знакомства для простого бетона при сжатии", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 6, ноябрь-декабрь 1985, с. 797-804.

16. Томас Дж., Рамасвами, A., "Сравнительное изучение свойств армированных волокном высокого прочности бетона," Известия ICFRC Международная конференция по волоконной композиты, высокопрочный бетон, и "умных" материалов, Индия, январь 2004 , с. 315-325.

17. Томас Дж., Рамасвами, A., "напряженно-деформированного Поведение стали армированного волокном высокого прочности бетона," Первая CUSAT Национальной конференции по последним достижениям в области гражданского строительства, Россия, март 2004, с. 121-128.

18. Balaguru, PN и Шаха, SP, армированного цемента композиты, McGraw Hill Инк, Нью-Йорк, 1992, 532 с.

19. Лок, TS, и пей, JS, "Поведение при изгибе стали фибробетона" Журнал материалы в области строительства, ASCE, V. 10, № 2, 1998, с. 86-97.

20. Уорнер, JD, и Мюллер, М., "О порядке исчисления фибробетона для моменты и нормальные силы", тонкие железобетонные изделия и системы, SP-146, П. Balaguru, под ред. Американский институт бетона, Фармингтон Хилс, штат Мичиган, 1994, с. 139-156.

21. Чжуан, YP; Цзян, JJ; Jing, С. и Е., З., основной элемент дизайна для стальных железобетонных конструкций, землетрясения Пресс, Пекин, Китай, 1990, 576 с.

22. Souroushian П., и Ли, CD, "Распространение и ориентации волокон в стали армированного волокном бетона", ACI Журнал материалы, V. 87, № 5, сентябрь-октябрь 1990, с. 433-440.

23. Марти, P.; Pfyl, T.; Сигрист, В. и Ulaga, T., "Согласованные процедуры испытания стали волоконно железобетонных балок," ACI Журнал материалы, V. 96, № 6, ноябрь-декабрь 1999, с. 676-685.

24. Нараянан, Р. и Дарвиш, IYS, "Применение стальных волокон в качестве поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 84, № 3, май-июнь 1987, с. 216-227.

25. Hanager, CH, "Предел прочности железобетона стали фибробетон Балки, армированные волокном материалы: проектирование и инженерные приложения", Института гражданских инженеров, Лондон, 1977, с. 165-173.

26. Мирза С. М., Уд, J., "Исследование напряженно-Бонд Слип личной железобетона," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 1, январь 1979, с. 19-45.

Работа Томас кандидат кандидат на базе Индийского института науки в Бангалоре, Индия. Он получил диплом бакалавра и магистра в строительстве из Университета штата Керала, Индия, в 1995 и 1997 годах, соответственно. Его исследовательские интересы включают выполнение исследований высокопрочных, частично из предварительно напряженного железобетона пучков с учетом и без волокон.

Ananth Рамасвами является адъюнкт-профессор Индийского института науки. Он получил диплом бакалавра в области гражданского строительства из Индийского технологического института в Мадрасе, Индия, в 1985 году степень магистра по гражданской инженерии Калифорнийского университета в Дэвисе, Калифорния, в 1986 году, и его кандидат от Университете штата Луизиана, Батон-Руж , Луизиана, в 1992 году. Его исследовательские интересы включают вычислительной механики, фибробетона композитов, мостов, структурной оптимизации и контроля вибрации.