Сила Struts в глубоких бетонных членов разработан с использованием Strut-и-Tie Метод
Результаты экспериментальных исследований, направленных на оценку достаточности сил факторы для конкретных стойки в стойку, и галстук моделей приведены в приложении А к 2002 ACI Строительный кодекс представлены. Основными переменными дизайн Были рассмотрены: угол между первичными стойки и галстук осей, количество подкрепление через стойку, а прочность бетона. В общей сложности 12 глубокой пучков были проверены, восемь с нормальной прочности бетона и четыре высокопрочного бетона. Соотношение между экспериментально провал нагрузки и сильных предсказал помощью стойки факторов силы приведены в Приложении А ACI кодекса колебался от 1,00 и 1,22, а также между 0,91 и 1,02 для нормальной и высокопрочных бетонных балок, соответственно. Несоответствия были обнаружены в положения о минимальных укрепление пересечения стойка в разделах A.3.3 и A.3.3.1 применительно к испытательных образцов, с бывшей ведущей к существенно больше отношения подкрепления. Использование стойки прочность фактором
Ограниченные результаты испытаний показывают, что, как минимум, эффективный коэффициент усиления 0,01, рассчитанный в соответствии с МСА кодекс, статья A.3.3.1, должна быть представлена в высокопрочного бетона членов, когда численность фактором 0,60 используется. Дополнительные данные испытаний, однако, необходимо заполнить определенные рекомендации могут быть сделаны в связи с этим ..
Ключевые слова: пучка; растрескивания, прочность на сдвиг.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Использование стойки и галстук модели для проектирования железобетонных членов был включен в издание 2002 ACI Строительный кодекс (далее в тексте ACI кодекса), Приложение A. Некоторые положения для разработки конкретных членов помощью стойки и галстук метод, однако, все еще являются предметом обсуждения и утверждения, как, например, связанные с силой факторы для конкретных стоек, которые, как предполагается, будет зависеть от стойки крекинга состояние и укрепление предоставлены, но не зависит от конкретных силы и стойки угол. Обсуждения по вопросу об адекватности текущих факторов силы для бетонных стоек были вызваны значительные расхождения, которые существуют между предлагаемой значения в ACI кодекса и предложил несколько researchers.1-6 В ряде случаев, последний из них существенно ниже, чем приведены в ACI кодекса, специально для повышенной прочности бетона. Эта статья представляет результаты исследования, направленные на оценку достаточности сил факторов приведены в приложении А к ACI кодекса для определения прочности бетона стоек в стойку, и галстук моделей.
В частности, предельных диагональных стоек сжатия в глубоких бетонных балок, либо с минимальным или вообще не поперечной арматуры экспериментально оценены. Для этого, несколько бетонных балок с различными сдвига службы к глубине отношений, конкретные сильные стороны, и укрепления были испытаны макеты ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Достаточность сил факторы для конкретных стоек приведены в приложении А к 2002 ACI кодекс был оценен. Strut сильные определяется из Приложения А ACI кодекса были сопоставлены с экспериментальными данными, полученными в результате тестов, несколько глубоких железобетонных балок. Данные, полученные в этом исследовании также предоставляет ценную информацию ACI комитетов 445 и 318-E для оценки текущей спецификации конструкции для конкретных членов помощью стойки и галстук метода.
ПРОЧНОСТЬ факторы для конкретных Struts
Консервативной оценки прочности при сжатии стойки в стойку, и галстук модели имеет решающее значение для обеспечения надлежащих структурных безопасности и способности в разработке глубоких пучков, что податливость продольной арматуры происходит до разрушение бетона стоек. Если какая-либо не приносит или приносит лишь ограниченное место до отказа конкретной стойки, внезапный отказ может иметь место с серьезным последствиям, которые наблюдались в последние сдвига failures.1 За последние два десятилетия некоторые исследователи провели исследования, направленные на оценки прочности бетона стоек для использования в стойку, и галстук models.1-6 В целом, подход к единовременной влияние стойкой напряжений и деформаций условий, укрепление деталей, прочности бетона, а также неопределенности в модели фермы в одного фактора, как правило, называют коэффициент полезного действия, или, в последнее время, как сила сокращения фактор V
е ^ с ^ к югу = V '^ с ^ к югу (1)
где / '^ с ^ к югу является конкретным прочность на сжатие. Для того, чтобы применение стойки и галстук модели практического значения для одного КПД были предложены, в основе которых лежат крекинга условиях, ожидаемых в стойки, то есть стойки с параллельными трещинами или с перекосом по отношению к стойке оси, но не зависят от прочности бетона. Предлагаемые значения КПД? обычно составляет от 0,3 крупной трещины стоек до 0,85 для стоек, в которых бетона при одноосном и двухосном compression.4 Приложении А Code8 ACI приняла этот формат в статье A.3.2, где КПД выражается в 0.85 к югу S ^. Значения Таким образом, указанные значения КПД в диапазоне ACI кодекса между 0,34 и 0,85. Как и следовало ожидать, эти дискретные значения КПД, несколько произвольны и в первую очередь на основе экспериментальных данных.
Другие, более сложные выражения для оценки прочности бетона стоек включают влияние конкретных прочность на сжатие, 3,5, в котором значение КПД уменьшается прочность бетона повышается. Одним из таких выражение приведено в формуле. (2) 5
... (2)
В уравнении. (2), коэффициент полезного действия представляют условия в скобках. Оценка этого выражения для / '^ к югу с = 28 и 70 МПа (4000 и 10000 фунтов на квадратный дюйм), значения КПД 0,56 и 0,35 получаются, соответственно. Рамирес и Breen3 предложил коэффициент полезного действия для бетонных стоек в пучках 2,5 / [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа. В этом случае? равна 0,47 и 0,30 для 28 и 70 МПа бетона, соответственно.
Обширные исследования было также проведено в Университете Торонто Веккьо и Collins9, 10 для оценки поведения сжатия с трещинами бетона. Выражения для эффективной прочности бетона разработана Веккьо и Коллинз основаны на деформированного состояния в конкретных и, следовательно, их применение в стойку и галстук моделей требует точной оценки состояния напряженности в стойку. Два выражения они разрабатываются
... (3)
и
... (4)
, где В уравнении. (3), основной показатель деформации Уравнение (4) представляет собой более простой вариант, в котором только основные напряжения деформации должна быть определена. Если уравнение. (4) вычисляется по основным деформации растяжения в 0,002 и 0,006 полагая Совсем недавно Vecchio11 предложил сократить степень конкретные размягчения предсказал формулой. (3) и (4) к ответственности за то, что некоторые смягчения, что связано с конкретным в предыдущих тестах, был на самом деле из-за трещины скольжения, а не поперечной деформации растяжения. Таким образом, для случаев, когда трещины переориентации не происходит, более высокие значения коэффициента полезного можно было бы получить по сравнению с определяется по формуле.
Простое выражение для конкретных КПД в зависимости от угла наклона стойки по отношению к направлению галстук был недавно предложен Матаморос и Вонг, 12 со значениями КПД уменьшается с углом наклона стойки уменьшается. Эта модель дала меньшей прочностью по сравнению с оценками ACI кодекса для диапазона углов стойкой рассмотрел в своем исследовании (между 30 и 60 градусов).
Из предыдущего обсуждения ясно, что в зависимости от используемой модели, существенные различия могут быть получены значения коэффициента полезного действия для конкретных стоек. Значения не более 0,3 были предложены в прошлое, а это меньше, чем самый низкий коэффициент, указанный в ACI кодекса. Таким образом, оценка адекватности сил факторы для конкретных стоек приведены в приложении А к ACI кодекса, в частности тех, которые соответствуют стойки проходит нет или малое количество поперечной арматуры, была выполнена.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Экспериментальные программы в настоящем докладе была проведена в Сооружений лаборатории Университета штата Мичиган. В его состав входили тестирование на отказ 12 железобетонных глубокие образцы света, предназначенным с различными сдвига службы к глубине отношений, конкретные сильные стороны, и усиление макетов. Подробную информацию о тестировании программы можно найти elsewhere.13 Все лучи 2440 мм (8 футов) в длину, 460 мм (18 дюйма) глубоко, и 150 мм (6 дюймов) в ширину, за исключением высокопрочного бетона образцов , в которых ширина балки в тестовой зоне была снижена до 100 мм (4 дюйма), чтобы заставить диагональных отказа стойки сжатия до уступая продольной арматуры. Ясно пролета до totaldepth соотношение для всех пучков составлял менее 4,0, что относит их к глубокой балки, в соответствии с МСА кодекса. Пучков были загружены в одну точку на вершине тесном лицом к одному из поддерживает в целях создания единого конкретного стойка действует примерно в заранее угол. 1 приведены нагрузки и поддержка конфигурации для лучей ..
параметров образцов дизайна
Три основных проектных параметров были рассмотрены в этом исследовании, основной стойки угол по отношению к члену продольной (галстук) оси, бетона на сжатие, а количество веб укрепление пересечении основных стойки. "Shallow" и "крутой" углы стойки были рассмотрены, со значениями от 25 до 29 градусов, и от 35 до 44 градусов, соответственно, на основе стойки и галстук модель, построенная в соответствии с положениями в Приложении А к 2002 ACI кодекса. Маленький угол между стойкой и связь ограничена до 25 градусов в разделе А.1 ACI кодекса. Таким образом, лучи протестированы с мелкой углы стойки были на уровне или близко к нижнему пределу, и, следовательно, могут отступать от глубокой поведение пучка (то есть, сопротивления сдвигу по одной прямой стойки между моментом нагрузки и поддержка). Балки протестированы с крутым углом стойки сделал представляют собой глубокую поведение света. Нормальный прочности бетона (в порядке 28 МПа [4000 фунтов на квадратный дюйм]) и высокой прочности бетона (в порядке 55 МПа [8000 фунтов на квадратный дюйм]), были использованы для оценки адекватности текущих факторов силы для широкого круга конкретных преимуществ .
Исходя из этих конструктивных параметров испытательные образцы были разделены на три серии из четырех образцов, а именно: серия с нормальной прочности бетона и основные стойки угол около 28 градусов; серии B с нормальной прочности бетона и первичной угол стойки, начиная между 41 и 44 градусов, а серии H с высокой прочностью бетона, две образцов, имеющих стойкой углом примерно 25 градусов и две стойки с углом либо 35 или 38 градусов. В таблице 1 приведены основные угол стойки,
Две суммы подкрепления пересечении основных стойки были рассмотрены в данном исследовании. В серии А и B, два образца не было укрепление через стойку, и две образцы имели минимальное армирование, указанные в пункте A.3.3.1. Для каждой стойки угол считается в серии H, один образец не было укрепление Сети и надо было Сети укреплению пересечении основных стойки. Сети укреплению представленной в образцах серии H, однако, не удовлетворяют минимальным соотношением усиление требуется Раздел A.3.3 от ACI кодекса, как это будет объяснено в дальнейшем.
Дизайн образцов для испытаний
Опытные образцы были разработаны с использованием стойкой и галстук модели, показанной на рис. 2. В этой модели одной стойки Предполагается, между моментом нагрузки и ближе поддержки, который находится примерно в одну треть или менее четкое промежуток от нагрузки. Для другой части пучка образца (левая часть пучка на рис. 2) более сложные фермы требуется, чтобы избежать стойкой углом менее 25 градусов. В такой конфигурации, сила первичной стойка для тесного поддержка вычисляется на основании статьи A.3 в ACI кодекса. Принимая сильные в узловых зонах были затем проверены и прогнозирования разрушающей нагрузки был получен для выбранного стойки и галстук модели. Расчеты для определения пучка силы для критических пролета среза одного из испытаний пучков в серии приводится в Приложении к настоящему документу. Кроме того, полный пример дизайна для глубокой луча стойки и галстук модель, подобную показанной на рис. 2 можно найти elsewhere.14
Укрепление подробнее
Подробная информация о подкреплении для испытания образцов приведены на рис. 3 по 5. Продольной арматуры для всех образцов пучка была представлена четырьмя равными бары размера распространяется в двух слоев, центр тяжести совпадает с теоретическими тяжести из главных связующих. Это укрепление было выбрано таким образом, чтобы напряжение в стали соответствующей максимальной предсказал галстук силу особой силой стойка будет на уровне или ниже предела текучести стали F ^ у ^ к югу. Укрепление выбран для проведения максимально связать силы постоянными по длине образца. На обоих концах бруса, продольной арматуры, был расширен за поддержку и прекращается либо стандартных 90 или 180 градусов крючки для обеспечения надлежащего развития.
Поперечная арматура над частью пучка от основной стойки состоит из П-образные, № 10М (площадь = 71 мм ^ 2 ^ SUP) деформированной решеткой. Подробнее стремена, чем требуется для сдвиговой прочности использована, чтобы заставить провал в стойки проходит тестирование. Сумма подкрепления использоваться в каждом случае проверяется с помощью стойки и галстук модели рис. 2. Расширения пучка за поддерживает были усилены с П-образной стремена, а в разделе Кодекса ACI 12,5, в целях обеспечения надлежащего развития подкрепления.
Поперечная арматура пересечения основной диагональной стойки была оказана в рамках Нету 6M (площадь = 32 мм ^ 2 ^ SUP) горизонтальными полосами, и либо П-образные стремена (серии А и В) или с двумя-ноги связей (серия H) (рис. . 3 по 5). В серии А и B, которые указаны прочности бетона менее 41 МПа (6000 фунтов на квадратный дюйм), ACI кодекса уравнения. (A-4) была использована для выбора укрепление
... (5)
, где ^ ^ си югу является общей площадью укрепление на расстояние си в слое усиления я с решетками на угол Для серии H (прочность бетона выше 41 МПа [6000 фунтов на квадратный дюйм]), ослабление требований раздела A.3 было сделано. В этом случае, вместо того, если предположить, что сжимающая сила в стойке будет распространяться на 2:1, наклон (ACI кодекс, статья A.3.3 и рис. RA.1.8 (б)), мелких склон 6:1 был использован чтобы избежать чрезмерного количества веб подкрепления. Для всех пучков, один П-образной стремени (серии А и B) или комплект из двух одной ноге связей (серия H) был поставлен на месте нагрузки и силы реакции. В таблице 1 приведены соотношения Сети укреплению предусмотрено в критических пролета среза, рассчитанная по формуле. (A-4) в ACI кодекса.
Материалы
Бетона на три серии были получены в различных партий из местных бетона поставщика. Максимальный размер крупного заполнителя 10 мм (3 / 8 дюйма). В каждой партии 12 100 х 200 мм (4 х 8 дюймов) цилиндров были приняты для последующей оценки конкретных прочность на сжатие. Все продольной арматуры, был сделан из оценки 60 (номинальная е ^ к югу у = 410 МПа (60 КСИ) деформированной стали. Главные стойки поперечной арматуры состоит из гладких баров тур (не соответствует ASTM 615M стандартов), в то время как все другие пучка поперечной арматуры Оценка состоит из 60 стали деформированной решеткой. арматурная сталь для каждой серии была получена отдельно от местных поставщиков стали. Измеренные бетона на сжатие преимущества, полученные, по меньшей мере три цилиндра тестов, а также сильные стали урожайности приведены в таблице 2.
Изготовление тест единиц
Оба продольной и поперечной арматуры были согнуты в местных поставщиков стали. После тензодатчиков были прикреплены к решетке на желаемое место, клетки арматуры собрались в лаборатории, и помещается в формы. Пучков были брошены следующие общие процедуры и мокрого вылечить срок от семи до 10 дней до его удаления из древесины опалубки. Балки из серии А и B, которые сплошное поперечное сечение, были брошены в вертикальном положении, а те из серии H, которые сокращение сечения в сдвиговых службы, были брошены вверх дном, чтобы облегчить процесс литья и обеспечить надлежащего укрепления бетона в формы. После того как бетон приобрел достаточную прочность, бревна были помещены в тестовом стенде.
Испытание установки и приборы
Пучков были протестированы в двух различных установках. Испытательный стенд с 490 кН (110 кип) привод был использован для серии, а для Серии B и H, стальная рама нагрузки с 1780 кН (400 кип) потенциал был использован. Той же конфигурации нагрузки был использован в обоих тестовых установок, как показано на схеме на рис. 1. Все лучи просто поддерживает с помощью сдержанный и ролики бесплатно, и были погружены на верхней грани в одном месте. Нагрузки и реакции силы были распределены по поверхности пучка до 25 мм (1 дюйм) толщиной в 150 мм (6 дюймов) квадратных стальных пластин. Высокая прочность раствора была использована для правильного сидения из стальных листов по балкам поверхностей. Нагрузка была применена монотонно до разрушения шагом, что соответствует примерно одной десятой от предсказал разрушающая нагрузка для каждого луча.
Датчики, преобразователи перемещения, а также электрических тензодатчиков сопротивления, были использованы для контроля за нагрузках, прогибы и деформации и напряжения в арматуре, соответственно. Датчики для чтения при условии нагрузки введенных привода и гидравлического домкрата использоваться в пучке испытаний. Датчик перемещения был помещен под луча в точке нагрузки для записи введенных перемещений. Композиция из трех пар преобразователей перемещения, ориентированные вертикально, горизонтально и под углом 45 градусов, был использован в каждом пучке для контроля среднего напряжения в критических пролета среза. Трещины были также отмечены в отдельных точках нагрузки примерно до 75% от прогнозируемых пиковых нагрузок и пронумерованы в соответствии с загрузкой этапе.
Анализ результатов испытаний
Поведение исследуемых образцов был оценен с точки зрения нагрузки и прогиба и нагрузки от сдвига ответы искажения службы, трещин картины, сбоев, и напряжение истории в отдельных районах усиление.
Целом ответ
Все пучком образцы выставлены почти линейного отклика до отказа, как показал нагрузки и прогиба кривых на рис. С 6 по 8. Даже несмотря на то было еще больше и области низких жесткость образцов в серии (из-за поддержки сидения), становится ясно, что образцы в серии A (острым углом стойки) произошло большей нагрузки точки прогибов, чем в Серии B (крутой стойкой угол) при пиковой нагрузке. Кроме того, из рис. 6 видно, что образцы серии с веб-подкрепление большей прочностью, чем тех, кто не веб подкрепления, в то время как никаких серьезных различий в силе наблюдались пучков в Серии B и H (рис. 7 и 8, соответственно).
Средняя сдвиговых искажений в критических пролета среза (основной стойки) были рассчитаны на основе показаний, полученных от расположения линейных потенциометров, как описано выше. Нагрузки и сдвига ответ искажений характеризуется линейной без трещин ответ до первого диагональных трещин (нагрузки порядка 25% от пиковой нагрузки), а затем почти линейно-упругой трещины ответ до пиковой нагрузке, что соответствует примерно до Средний искажений сдвиг от 0,004 до 0,005 рад для всех образцов. После пиковых нагрузок была достигнута, быстрое снижение приложенной нагрузки с ростом сдвиговых искажений не наблюдалось. Обеспечение минимального укрепления Сети через стойку, казалось, не заметно влияет на деформации потенциала стоек.
Крекинг моделей и отказов
Shear силу в связи с тем V ^ и ^ к югу и отказов для испытания образцов приведены в таблице 1. Рисунок 9 по 11 показаны типичные модели трещины на провал для образцов в серии A, B и H соответственно. В общем, несколько изгиб трещин первых, которые остались на узкой ширины на всем протяжении тестов. Диагональные трещины, то образуется примерно 25% от пиковых нагрузок, как отмечалось ранее, определение направления главного конкретной стойки. Отказ во всех образцах была хрупкой и отказов, были определены следующим образом:
1) Диагональ расщепления провал, в котором диагональные трещины, которые образуются сначала на середину глубине луч в направлении главной подпорки распространяются на внешний край пластины и внутренним краем опорной плиты на поддержку (рис. . 9). Этот тип отказа было характерно для серии, независимо от суммы Сети укреплению подготовка;
2) Strut сокрушительный провал на середине пучка углубленного после образования нескольких диагональных трещин (рис. 10). Эта неспособность режима было характерно для серии B и образцов HB-1 и HB-3 из серии H и
3) Shear-при сжатии около погрузки (рис. 11) после формирования одного или двух основных диагональные трещины, которые были разработаны в середине глубине пучка и распространяются по отношению к внешнему краю пластины. Образцы НА1 и HA3 (мелкий угол стойки и без веб подкрепление) был такой провал сдвига-сжатия.
Деформации в продольном растяжении (галстук) укрепление
Деформации профиля в основном продольной арматуры был очень похож на всех образцах. Образование связующих действий было подтверждено почти равномерное распределение деформации в продольной арматуры за сдвига службы. Штаммов измеряется в нижней арматуре слоя, однако, немного больше, чем измеренные в верхнем слое арматуры. Значительное сокращение продольных деформаций укрепление между моментом нагрузки и поддержку от неудачи регионе было отмечено, после тенденция аналогична предсказывали стойки и галстук модели, показанной на рис. 2 в левой части света. Продольной арматуры во всех образцах серий А и H остается упругой в ходе всех испытаний, в то время как один или два тензодатчиков только что достигли предела текучести при стойки произошел сбой в образцах серии B. Никаких признаков крепления проблемы наблюдались в любом испытаний.
Деформации в продольной арматуры сжатия
Как правило, два тензодатчиков были прикреплены к сжатию арматуры, один только под нагрузкой точки, а другой на наружной поверхности верхнего узла теоретических сжатия (справа склоненное лицо на рис. 2). Штаммы зарегистрированных в этих двух местах были значительно ниже уступая для всех образцов, при деформации под нагрузкой точке на большее. В некоторых случаях один или оба из тензодатчиков зарегистрировано деформации растяжения на более поздних этапах испытаний, когда на вершине укрепления пересекали диагональные трещины (рис. 9).
Деформации в Интернете или стойка укрепление
Как показано на рис. С 3 по 5, минимальное армирование Сети, рассчитанные в соответствии с Приложением А ACI кодекса была представлена образцами A1 и A2 (мелкой стойка угол), а также B1 и B2 (крутой угол стойки), но не меньше минимального указанного укрепление Сети было Образцы помещаются в НА1 (острым углом стойки) и HB1 (крутой угол стойки). Штаммы были записаны в разных местах вдоль главной стойки по вертикали ноги в стремя, по горизонтальной арматуры. Штамм измерений и визуальных наблюдений показали, что в Сети подкрепление эффективны в борьбе трещины. На рисунке 12 показана измеряется напряжение ответ для вертикальной и горизонтальной арматуры для веб образцов A1. Деформации ответ для веб укрепление всех испытательных образцов аналогичных и которые можно резюмировать следующим образом: 1) деформации в горизонтальной подкреплении были ниже, чем в вертикальной арматуры; 2) для образцов с мелкой стойка угол, уровень напряжений в вертикальных стремена была выше, чем для образцов с крутым углом стойки и 3) для образцов с веб арматуры в серии А и B, вертикальные подкрепление, или рядом с только что превышает предел текучести в момент отказа, в то время как для образцов НА1 и HB1, деформации измеряется в связи с тем, чтобы соответствовало напряжение около 0.7f югу ^ у ^ ^ и 0.5f югу у ^, соответственно.
Следует отметить, что плавный баров, в отличие от деформированного баров, были использованы в качестве подкрепления в Сети критических пролета среза. Штамм измерений, однако, показали хорошие связи между решеткой и о конкретных и, таким образом, нет существенных различий в поведении, как ожидается, если арматурной была представлена ..
Прогноз ПРОТИВ Экспериментальная СИЛЬНЫЕ стойки
Основной целью этого исследования было экспериментально оценить адекватность выражения в разделе А.3 от ACI кодекса прочность бетона стоек в стойку, и галстук моделей. Номинальной прочности при сжатии стойка без подкрепления в направлении оси ребра берется (ACI кодекса формуле. (-2))
F ^ югу нс = е ^ ^ к югу у.е. югу ^ с ^ (6)
, где ^ с ^ к югу тем меньше площади поперечного сечения на концах ребра, а / ^ ^ к югу у.е. эффективная прочность на сжатие бетона в стойки, определяется формулой. (7) (Кодекс формуле. (A-3))
F ^ югу у.е. = 0.85
где
Проектирование опытных образцов проводился с использованием стойкой и галстук модели, показанной на рис. 2 и в соответствии с положениями в Приложении А ACI кодекса. Процедура для вычисления силы в критической службы образцов А1 продемонстрировали в Приложении к настоящему документу. Следует отметить, что сила факторов, используемых для конкретных стоек ( 7 как обсуждалось ранее. Таким образом, любая стойка режиме неудача во внимание при оценке адекватности факторов ACI стойка силы.
Таблица 1 и рис. 13 показывает сравнение расчетных и экспериментальных нагрузки провал. Стоит отметить, что для того, чтобы правильно оценить адекватность положений в Приложении А ACI кодекса, предсказал сильные стороны, представленные в таблице 1 соответствуют максимальным значениям, полученным после рассмотрения различных допустимых углов стойки. Таким образом, сообщили значения представляют собой допустимое решение, которое привело ни к наименее консервативным и более unconservative прогнозирования. Как видно на рис. 13 и в таблице 1, рассчитаны силы были меньше или равна экспериментальные результаты для образцов в серии А и B с нормальной прочности бетона. Для конкретных высокопрочных пучков, однако, стойки прочность фактором одной точки на рис. 13), которые были примерно на 10% меньше, чем предсказанные сильные стороны. В случае образцов НА1 и HB1, которые эффективного веб укрепление отношений 0,0056 и 0,0084, соответственно, сильные рассчитывается в соответствии с МСА кодекс Раздел A.3.3.1 и использование силы фактором близка к неспособности нагрузок.
Таким образом, эти ограниченные результаты испытаний показывают, что, как минимум, эффективный коэффициент усиления 0,01, рассчитанный в соответствии с МСА кодекс Раздел A.3.3.1, должна быть представлена в высокопрочного бетона членов, когда численность фактором = 0,60 используется. Дополнительные данные испытаний, однако, необходимо заполнить определенные рекомендации могут быть сделаны в связи с этим ..
Пик среднее касательное напряжение требования для каждого образца также приведены в таблице 1. Независимо от того, количество веб-подкрепление при условии, испытания образцов с мелкими и крутые стоек устойчивого пика среднее касательное напряжение требования превышает 0,6 и 1,1 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу (МПа) (7,2 и 13,2 [квадратный корень F] '^ с ^ к югу [PSI]), соответственно. Для образцов, среднего напряжения сдвига больше предельного значения для глубоких пучков в главе 11 Кодекса ACI (0,83 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу [МПа]), однако, рассчитаны стойки и размеры узлов Считалось, что чрезмерное.
ОЦЕНКА минимальных требований стойка арматуры в Приложении А ACI КОДЕКС
Минимальные требования стойка укрепление определены в разделе A.3.3 добавления в ACI кодекса. В этом разделе достаточной арматуры необходимо противостоять напряженности силой, перпендикулярной оси ребра, которая рассчитывается в предположении, что стойка силу сжатия распространяется на склоне 2:1 (продольная: поперечном направлении, см. рис ACI кодекса . RA.1.8 (б)). С другой стороны, раздел A.3.3.1 указывает, что это требование можно считать выполненным для сотрудников с конкретным прочность на сжатие е '^ с ^ к югу не более 41 МПа (6000 фунтов на квадратный дюйм), при наличии достаточных укрепление Сети предоставляется таких, что уравнение. (5) (формула (А-4) в ACI кодекса) выполнено.
Требования в разделах A.3.3 и A.3.3.1, применительно к испытательных образцов, были признаны ни последовательной, ни эквиваленте. Образцы в Серии А и Б, с нормальной прочности бетона, были призваны удовлетворить требования раздела A.3.3.1. Если, вместо этого, раздел A.3.3 должны были быть выполнены, гораздо большее количество поперечной арматуры были бы необходимы. Таблица 1 показывает количество веб усиление требуется приложение из МСА кодекса и в объеме, предусмотренном в опытных образцах. Как можно видеть, положения Раздел A.3.3 требует больше, чем в три раза больше минимальной подкрепление, указанных в пункте A.3.3.1 для образцов в серии А и В.
Для образцов серии H, ACI кодекс, статья A.3.3, необходимых соотношениях укрепление 1,4 и 2,1% соответственно, ведет к нецелесообразным и сильно перегруженный дизайн. В серии H, для которых Раздел A.3.3.1 не применяется из-за использования высокой прочности бетона, 6:1 склон, принятых для распространения стойкой силы вместо того, состава 2:1 склона, указанных в разделе А. 3,3. Как уже говорилось в предыдущем разделе, unconservative предсказания силы были получены для высокопрочных бетонных балок без веб подкрепления, хотя и относительно хорошее согласие между прогнозируемым и экспериментальные результаты были получены образцы НА1 и HB3, которые эффективного соотношения усиление около 40% те, которые требуются Раздел A.3.3. Очевидно, что дополнительные экспериментальные данные должны быть получены сделать определенные выводы в отношении минимального укрепления Сети требуется высокопрочного бетона членов разработан с использованием стойкой и галстук моделей. Учитывая весьма ограниченные результаты, представленные в настоящем документе и до дальнейшего данные, в минимальной эффективной отношение укрепление сети 0,01, а определяется формулой.
Ограниченную сферу действия и бюджет для этой экспериментальной программы не позволили провести тщательное расследование того, что разумный процент от Сети укреплению необходимо будет оправдать использование стойкой фактор силы, Как уже упоминалось, на соответствие A.3.3 ACI кодекс Раздел может привести к чрезмерной суммы подкрепления, которые могли бы привести к нецелесообразным конструкций.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Достаточность сил факторы для конкретных стоек приведены в приложении А к 2002 ACI кодекса оценивалась на основе результатов испытаний 12 железобетонных глубокой балки. Основными переменными дизайн Были рассмотрены основные стойки угол по отношению к члену продольной (галстук) оси, количество веб-подкрепление через стойку, а прочность бетона. Были сделаны следующие выводы из результатов этого исследования:
1. Стойка факторов силы приведены в приложении А к 2002 ACI Кодекса были признаны достаточными для применения в конкретных normalstrength бутылочной формы стоек перешли либо нет подкрепления ( ACI кодекс Раздел A.3.3.1 (
2. Положения о минимальной поперечной арматуры в нормальном бетон членов приведены в приложении А к 2002 ACI Строительный кодекс должна быть переоценена. Существенные различия в необходимом количестве подкрепления были получены при применении положений в разделах A.3.3 и A.3.3.1 для испытания балки, с бывшим приводит к существенному укреплению отношений больших и
3. Результаты испытаний четыре конкретных высокопрочных пучков предположить, что, как минимум, эффективное соотношение укрепление Сети 0,01, рассчитывается в соответствии с МСА кодекс Раздел A.3.3.1, должна быть представлена в высокопрочного бетона членов, когда численность коэффициент Дополнительные данные испытаний, однако, необходимо заполнить определенные рекомендации могут быть сделаны в этом направлении.
Авторы
Работа, представленная в данной работе была проведена в лаборатории зданий и сооружений, Мичиганский университет, Анн-Арбор, штат Мичиган была оказана финансовая поддержка со стороны ACI бетона научно-исследовательского совета и Университета штата Мичиган. Первый автор хотел бы поблагодарить Универсидад де лос Андес, Мерида, Венесуэла, за его поддержку во время отпусков. Благодаря распространяются также на Мичиганского университета студент Л. Libbrecht и LB-Fargier Габальдон и В. Афшин Canbolat за неоценимую помощь в ходе экспериментального этапа этого проекта. Выводы и рекомендации, содержащиеся в настоящем документе, являются мнениями авторов и не обязательно отражают мнение авторов.
Ссылки
1. Мак-Грегор, JG, железобетон, механики и дизайна, 2nd Edition, Prentice Hall, 1988, 848 с.
2. Schlaich, J.; Шефер, К. и Jennewein, М., "К соответствии Дизайн Железобетона," PCI Journal, V. 32, № 3, 1987, с. 74-150.
3. Рамирес, JA, и Брин, JE, "Оценка модифицированных Трасс-модели подход к пучков в Shear", ACI Структурные Journal, В. 88, № 5, сентябрь-октябрь 1991, с. 562-571.
4. Yun, Ю. М., и Рамирес, JA, "Сила Struts и узлы Strut-Tie Модель" Журнал строительной техники, ASCE, В. 122, № 1, 1996, с. 20-29.
5. Nielsen, член парламента, анализ и конкретные предельные пластичности, КПР ООО Press, 1999, 936 с.
6. Роговский, DM, и Макгрегор, JG, "Проектирование железобетонных балок," Бетон International, V. 8, № 8, август 1986, с. 49-58.
7. Мак-Грегор, JG, "Вывод Strut-и-Tie модели 2002 ACI кодекса," Примеры для проектирования Железобетона с Strut-и-Tie модели, SP-208, К.-Х. Reineck, под ред. Американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, с. 7-40.
8. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.
9. Vecchio, F., Коллинз, депутаты ", модифицированной теории сжатия поля для железобетонных элементов, подвергнутых сдвига", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, февраль 1986, с. 219-231.
10. Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Compression Ответ Треснувший железобетона," Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 119, № 12, 1993, с. 3590-3610.
11. Vecchio, FJ, "Disturbed Модель поля напряжений для железобетона: Формулировка" Журнал строительной техники, ASCE, В. 126, № 9, 2000, с. 1070-1077.
12. Матаморос, А., Wong, KH, "Дизайн опертой балки Глубокая Использование Strut-и-Tie модели", ACI Структурные Journal, В. 100, № 6, ноябрь-декабрь 2003, с. 704-712.
13. Quintero-Фебрес, C.; Парра-Монтесинос, Г. и Wight, JK, "Оценка прочности факторы для конкретных Struts в глубоких бетонных Участники, Доклад № UMCEE 05-04, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Мичиган, Анн-Арбор, штат Мичиган, 2005, 78 с.
14. Wight, JK, и Парра-Монтесинос, Г. "Использование Strut и галстуков модель глубокую Луч согласно МСА 318 Кодекса," Бетон International, V. 25, № 5, май 2003, с. 63-70.
Входящие в состав МСА Карлос Г. Quintero-Фебрес является профессор гражданского строительства в Универсидад де лос Андес, Мерида, Венесуэла. Он получил ученую степень в области гражданского строительства из Университета де лос Андес, Венесуэлы, его магистра наук в университете штата Айова, Айова-Сити, штат Айова, а также докторскую степень в Университете Мичигана, Энн Арбор, штат Мичиган Он является получателем ACI Структурные исследования премии в 2003 году. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений из железобетонных конструкций и надежность конструкции.
Входящие в состав МСА Густаво Парра-Монтесинос является профессором строительства в Университете штата Мичиган. Он является секретарем комитета ACI 335, композитный и гибридных структур, а также членом комитетов МСА 318-F, новые материалы, товары и идеи (Железобетона Строительный кодекс), и 544, армированного волокном бетона. Он также является членом Совместного ACI-ASCE Комитет 352, узлов и соединений в монолитных бетонных конструкций. Его исследовательские интересы включают сейсмических поведения и проектирования железобетонных гибридных железобетонных и волоконно-железобетонных конструкций.
Джеймс К. Уайт, ВВСКИ, является профессор гражданского строительства в Университете штата Мичиган. Он является председателем комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс, а также членом Совместного ACI-352 ASCE комитетов, узлов и соединений в монолитных железобетонных конструкций, а также 445, сдвига и кручения. Он получил несколько наград МСА, в том числе Л. Делмар
Блум премии в 1991 году, Келли Джо В. премии в 1999 году и ACI структурных исследований премии в 2003 году. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений из железобетонных конструкций.