Железобетонные Консоли-Shear модель прочности и расчетная формула
Новая модель для определения прочности на срез железобетона (RC) кронштейнах или скобки, предлагается в настоящем документе. Модель получается путем наложения сдвига вклад силу стойкой и галстук механизм из-за трещины бетона и основных подкрепление, и силы вклад от стремян. Первый взнос выражается с помощью предельного выражения прочности на сдвиг, а вторая вытекает из равновесия стойки и галстук механизма в присутствии стремена. Явная формула зависит от двух коэффициентов, полученных на прочность на сдвиг и кронштейнов. Эти две константы калибруются по результатам 243 тестовых данных, которые можно найти в соответствующей литературе. Выражение, полученное таким образом по сравнению с ACI Кодекс и самые недавно предложенной формулы и вычислительные процедуры, и это приводит, как лучше установки измеряется сильные сдвига. На основе результатов этой работы, расчетная формула предлагается.
Ключевые слова: кронштейн; кронштейн, железобетонные; сдвига; силы, стремя; стойки и галстук.
(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Консоли, или скобки, являются консоли с сдвига spandepth отношение меньше единицы, как правило, торчащий из стены или колонны. Они имеют основные функции поддержки сборных балок или полы в здании соединений, позволяя, в то же время, сила передачи вертикальных элементов конструкции. Консоли являются главным, который устойчив к конечной сдвиговой силы V ^ и ^ к югу применяться к ним в пучке, и в конечном итоге горизонтальной действий N ^ к югу и ^ из-за пучка усадки, ползучести и перепадам температуры.
Основные неудачи modes1, 2 для членов без стремян являются: 1) разрушение при сдвиге; 2) приносит основной арматуры (изгиб напряженности), 3) дробления конкретных стойка (изгиб сжатия) и 4) диагонального разложения. В кронштейнов со средним арматуры (хомуты), который рекомендуется всегда ,1-4 всех видов отказов упоминалось ранее, как правило, сходятся в одном типология отказов называется луч сдвига провала. Последний характеризуется открытие одного или нескольких диагональные трещины после сдвига провала в сжатой зоны в strut.2
Из-за различия в характере отказов, определение механического поведения кронштейнов на провал, и оценки их прочности на сдвиг являются очень сложными, как показали предыдущие studies.1 ,2,5-9 Эта оценка, в настоящее время , осуществляется с помощью сдвига трения методом, 3 стойки и галстук модели ,6-8 или итерационных procedure.9
Модель, предложенная в настоящем документе, основаны на условия равновесия стойки и галстук механизм, и в нем учитываются смягчение "приближенных" учредительных закон трещины бетона, а также дополнительный взнос в горизонтальной стремена.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Цель настоящего исследования заключается в решении проблем, связанных с прогнозированием прочность на сдвиг и кронштейнов с помощью одного выражения, достаточной точностью, что позволяет избежать утомительного и текущего времени процедуры вычислений. Само выражение подчеркивает два principalresistant взносов: один из-за стойки и конкретных основных подкрепление, и других из-за стремена. Формула на основе предложенного выражения и 243 экспериментальных результатов предлагается также для проектирования.
МОДЕЛЬ БАЗ
Типичным железобетонные (RC) кронштейн показан на рис. 1 (а). Консоль нагружена вертикальной силой V и ^ ^ к югу применяются на расстоянии от колонны лицо и горизонтального действия N ^ ^ и к югу. Горизонтальной основной укрепление области к югу ^ S ^ находится на расстоянии (HD) на поддержку плана, а вторичные подкрепления общей площадью югу ^ H ^ осуществляется горизонтальными стремена. Только с кронштейнами стремена в горизонтальном направлении рассматриваются в настоящем документе, как это конструктивный типологии используется чаще на практике.
В настоящем исследовании предполагается, что отказ всегда происходит от дробления диагональных сжимающих стойка (пунктирная полоса на рис. 1 (б)), образование которых показали, на увеличение нагрузки, появление наклонных трещин в Интернете в консоль. Провал, уступая основной арматуры исключены, так как приносит штамм не приводит к разрушению стали, последний из которых происходит на очень большую нагрузку. В самом деле, следует отметить, что в настоящее время именуемый разрушение при изгибе напряжения (из-за неудачи инициировано уступая напряженности steel10) связано с дроблением конкретные стойки, а не из-за разрыва баров. Stirrups вклад в консоль прочности на сдвиг путем увеличения прочности при сжатии конкретные стойки, сопротивление из-за совокупного блокировки, а также дюбель действий на трещины интерфейс. Более того, конкретные и стремена взаимодействия и взаимного влияния почти не различимы.
В данном исследовании предполагается, что консоль силы по сумме двух независимых сопротивление взносов: один предоставляемый стойки и галстук, а другой стремена. Отсюда следует, что для сдвига V ^ силы к югу и ^ в консоль RC, общее выражение
V ^ к югу и ^ = V ^ с ^ к югу V ^ H ^ подпункта (1)
могут быть предложены, где ВК сдвига вклад силы, предлагаемые стойки и галстук механизм, созданный на диагональные сжатого стойка и основные подкрепления, и у ^ H ^ югу показывает вклад определяется средним подкреплением.
Выражение для V ^ с ^ к югу аналитически полученные здесь от кронштейн уравнений равновесия. В частности, это напрямую связано со стоимостью сжимающей силы к югу C ^ C ^ в наклонном стойка кронштейн без стремян (рис. 1 (б)). Значение C ^ C ^ к югу является функцией неизвестного двухосных деформированного состояния в зависимости от размеров кронштейн, главный арматуры и хомутов сумму, бетон прочность на сжатие, и неспособность modes.1 Отсюда следует, что V ^ с ^ к югу ценность связана с всего несколько переменных уже упоминалось, которые трудно поддаются количественной оценке.
Чтобы получить выражение для сдвига V ^ силу подпункта с ^, то можно начать с рассмотрения теоретических верхний предел значения V ^ с ^ к югу, к югу V ^ с, Нт ^. Таким образом, V ^ с ^ к югу Предполагается, что доля V ^ к югу с Нт ^
V ^ к югу с ^ = с ^ ^ 1 к югу · V ^ к югу с Нт ^ (2)
где с суб 1 ^ (
Отсюда следует, что выражение для сдвига V ^ силы к югу и ^ получается из уравнения. (1) по формуле. (2)
V ^ к югу и ^ = с ^ ^ 1 к югу · V ^ к югу с Нт ^ ^ к югу V H ^ (3)
Прочность на сдвиг ВКЛАД предела из распороть-И-TIE МЕХАНИЗМ V ^ к югу с Нт ^
Для определения V ^ к югу с Нт ^, авторы ссылаются на кронштейн без стремян (рис. 1 (б)). Прочность вклад может быть выведено в виде, подобном этому, предлагаемые для глубокой балки, 11, но с учетом горизонтальной силы в связи с тем N ^ и ^ к югу. По словам аль Хван и др., 9 предполагается, что N ^ югу иг непосредственно применяться к тяжести арматуры (рис. 1 (б)). Рассмотрел стойки и галстук механизм приводит к следующим уравнениям равновесия (вращение вокруг точки O)
T ^ S ^ к югу - к югу N ^ и ^ = C ^ C ^ югу sin
V ^ к югу с ^ = C ^ C ^ югу cos
... (6)
где V ^ с ^ к югу является конечной силы сдвига перевозимых кронштейн без стремян; ; л является его ширины; это сдвига службы, г является консоль эффективная глубина и T ^ S ^ югу представляет выход силу основной арматуры (рис. 1 (б)).
Средний предел прочности на сдвиг на границе кронштейн колонки дается
... (7)
где Ь-ширина кронштейн.
Используя формулу. (5), получим
... (8)
Strut нагрузки
Подставляя. (5) в уравнение. (6) дает
... (9)
По словам аль Хван и др., 9 ширина сжатой стойки могут быть предоставлены на глубину до нейтральной оси сечения в колонке интерфейс
л = Ы (10)
где А получается из классической теории изгиба железобетонных балок только растяжение укрепление
... (11)
, в которой п отношение модулей упругости стали и бетона, п = югу E ^ S ^ / E ^ с ^ к югу, и соотношение изгиба усиление? е Предполагается, 9 уделять в
... (12)
с п ^ к югу = N ^ к югу и ^ / [функция] ^ ^ у, к югу, где [функция] ^ ^ у, к югу является текучести основного армирования.
Можно заметить, что с помощью предела прочности вместо линейного анализа для оценки л, сдвиг формулы силы получается, что аппроксимирует экспериментальные результаты хуже, чем получить от линейного анализа.
Значение п получены в предположении, от ACI 318-02,3, что E ^ югу ы = 200000 МПа
E ^ к югу с = 47000 [квадратный корень] [функция ^ к югу] 'с ^ МПа (13)
следует, что п = 42,6 / [квадратный корень] [функция ^ к югу] 'с ^.
Уравнение (9), используя формулу. (10) и тригонометрических отношений, дает
... (14)
Из уравнения. (14) является явным выражением только к параметр, который определяется формулой. (11), а и г, как известно, никакие усилия необходимо при расчете
Усилие в стойки, C ^ C ^ к югу
Хван и др. al.9 определить эффективную площадь диагонального стойки, ул ^ ^ к югу, а
^ ^ К югу ул = L
где л обеспечивается формулой. (10). То же самое выражение (уравнение (15)) используется в настоящем документе для ^ ^ ул югу и постоянное распределение напряжений предполагается в стойку. Таким образом, максимальное значение сжимающей силы к югу C ^ с ^ можно вычислить как
C ^ C ^ югу =-
где
Чтобы выразить
... (17)
где
... (18)
, где
... (19)
, где
При деформации
Уравнение (17) обеспечивает максимальное значение главного напряжения сжатия
Хван и др. al.9 предположить, что основным направлением сжатия совпадает с оси ребра. Отсюда следует, что уравнения. (17) дает среднее основное напряжение конкретной стойки при сжатии, .
На данный момент, Хван и др. al.9 представить дальнейшие уравнений и гипотез, и указать, очень много времени итерационные процедуры для определения прочности на сдвиг кронштейн. В данной работе целью достижения простую формулу прочности на сдвиг получается следующим образом. Уравнение (19) проверяется при 5,8 / [квадратный корень] [функция ^ к югу] 'C ^ МПа. Отсюда следует, что уравнения. (21) можно переписать в виде
... (22)
И наконец, уравнение. (16), по формуле. (10), дает
C ^ C ^ югу =-k
, в которых (22).
Ограничение силы V ^ к югу с Нт ^
Уравнение (8), используя формулу. (23), дает
V ^ к югу с ^ =-k
Следует подчеркнуть, что
Для оценки 12 Отсюда следует, что
... (25)
где (13).
Уравнения (24), (22) и (25) показывают, что конкретный элемент стойка подвергается двумерных напряженного состояния tensioncompression: основные сжимающих напряжений в направлении оси ребра, а также основных натяжения в направлении, перпендикулярном к оси ребра. Это напряженное состояние неизвестно, поскольку оба сжимающие и растягивающие напряжения в связи с тем, Известно, однако, что прочность при растяжении в двухосных режима ниже, чем на растяжение функции [силы] югу ^ ^ карат конкретных загружен в одноосном режима. Таким образом, максимальное значение, которое можно предположить по ул всегда меньше предельного значения
Введя предельное значение конкретных растяжении, (25), уравнения. (22), по формуле. (26), дает предельное выражение для
... (27)
С помощью предельного значения при условии формулой. (27) для (24) дает
V ^ к югу с Нт =-k
Приближенное выражение для V ^ к югу с Нт ^ и V * ^ к югу с Нт ^
Из уравнения. (27), два выражения следует использовать для V ^ к югу с Нт ^ (уравнение (28)), а также для сдвига V ^ силы к югу и ^ (уравнение (3)). Это более полезным, однако, для инженерной практики на работу только один выражение для определения прочности на сдвиг и кронштейнов, поэтому его необходимо использовать единый V ^ к югу с Нт ^ выражение. Чтобы обеспечить единое выражение,
в котором
Анализ значения, предусмотренные по формуле. (27) приводит один брать на Его коэффициенты были рассчитаны минимизации стандартного отклонения по сравнению с следующих точная форма, полученная из уравнения. (9), (25) и (26)
... (30)
Пять выражения для прочности е ^ ^ к югу карат считаются, 3,4,13-15 каждого ведущего к другой функции Для каждого Поскольку срок 1 / [квадратный корень] 1 400 [функция] ^ ^ к югу карат / E ^ с ^ к югу в формуле. (30) результаты как практически не зависит в плане выражения для функции [о] ^ ^ к югу карат, пять функций приближения может быть сведена к единственному
... (31)
с 10
Точные (уравнение (27)) и приближенных (уравнение (29) с формулой. (31)) выражения для предельных напряжений сжатия конкретные приведены в сравнении с [функция ^ к югу] 'с ^ на рис. 2. Можно заметить, что стресс интерполяции выражение (формула (29) с формулой. (31)) является консервативным и экспонатов максимальная ошибка меньше, чем 8,1%.
Уравнение (28), с помощью аппроксимирующей функции при условии формулой. (29) для
• ^ ^ к югу с Нт = k
в котором (31) и (14). В дальнейшем предполагается, что
V ^ к югу с Нт = V * ^ к югу с Нт ^ (33)
Стремена МЕХАНИЗМ
Экспериментальные испытания на кронштейнах представить доказательства, что максимальное сопротивление получается после обширных трещин formation.1, 2 В этом состоянии, то можно предположить, что у стремени основной урожай подкрепление, но далеко из них, вероятно, подвергались подчеркнуть, что ниже чем стремя текучести [функция] ^ ^ YH югу, и некоторые слои стремя может быть даже неэффективными в напряжении. Следовательно, можно предположить, что изначально означает растяжение функции [стресс] югу ^ ^ ГИМ в стременах равна 0,5 [функция] ^ ^ YH к югу. Для записи уравнений равновесия в простой форме, авторы полагают, что все стремена пройти стресс только на вышеупомянутые функции средней [значение] ^ ^ ГИМ к югу. Таким образом, горизонтальная сила перевозимых-го стремя равна 0,5 A ^ югу привет ^ [функция] югу ^ YH ^ (рис. 3 (а)), где ^ ^ к югу привет это область я -й стремя.
Стойки и галстук механизма (рис. 3 (а)) приводит к следующим уравнениям равновесия (вращение вокруг точки O)
... (34)
V ^ к югу и ^ = C ^ ^ ч к югу cos
... (36)
где Основные подкрепление, и м это число стремена. Точно так же, как был проведен для кронштейнов без стремян, решение уравнения. (34) к (36) дает следующее выражение для
... (37)
с
... (38)
R = A ^ S ^ к югу [функция] ^ ^ у, к югу 0.5A югу ^ H ^ [функция] ^ югу YH ^ - N ^ к югу и ^ (39)
, в котором ...; А обеспечивается формулой. (11), а Предполагается, что
Для оценки какого-либо влияния на стременах у стойки наклона, мы взяли несколько примеров из доступных пособия1 ,2,5,6,16-18 (106 кронштейнов с стремена), для которых мы вычислили (37), и (14), применяется для кронштейнов без стремян. Затем для каждого из 106 образцов, коэффициент Отсюда следует, что Таким образом, силы сжатия в наклонном стойка, в присутствии (C ^ ^ к югу ч), или в отсутствие (C ^ C ^ к югу) от стременах, действовать по той же линии (рис. 3 (а) и рис. 1 (б )). Таким образом, разница между скалярными C югу ^ ч ^ и C ^ C ^ югу соответствует вкладу C ^ H ^ югу предоставляемый стремена к стойке силу. Для коллинеарности C югу ^ ч ^ и C ^ C ^ к югу, то к югу C ^ H ^ = C ^ ^ ч к югу - к югу C ^ C ^. Силу C ^ H ^ югу должны быть в равновесии с вертикальной силы сдвига предоставляемый стремена, V ^ H ^ к югу, а также горизонтальные усилие на стременах, 0,5 ^ H ^ к югу [функция] югу ^ ^ YH (рис.
3 (б)). Таким образом, V ^ югу ч = 0.5A югу ^ H ^ [функция] ^ ^ YH югу cot
... (40)
где
Представляется разумным, чтобы выразить прочность на сдвиг в более общей форме
V ^ ^ к югу ч = с ^ о ^ к югу · 0,5
где с ^ 0 ^ к югу является фактором, который должен быть определен на основе экспериментальных данных для повышения точности прогноза.
ОСНОВНЫЕ ВЫРАЖЕНИЯ
Параметрические выражения для расчета прочности на сдвиг и кронштейнов получается из уравнения. (3) по формуле. (33), (32) и (41)
V ^ к югу и ^ = с ^ ^ 1 к югу · k
, в котором к, (11), (31) и (14), соответственно.
Уравнение (42) является функцией от двух неизвестных параметров с ^ к югу 0 ^ и с ^ ^ 1 подпункта, который будет определяться на основе 243 результатов испытаний. Образцы найдены в доступной литературе были взяты из следующих 12 исследований: Криж и Raths1 (94 образцов); Мэтток др. al.2 (20 образцов); Hermansen и Cowan17 (27 образцов); Fattuhi и Hughes16, 19,20 ( 15 образцов); Fattuhi21-23 (22 образцов); Her18 (23 образцов); Ен и Balaguru5 (14 образцов), и Фостер и др. al.6 (28 образцов). Такое количество образцов было достигнуто за счет исключения всех образцов, которые имеют отношение и поясок на конец failures1 потому что эти типы отказов можно избежать, если правильно проектирования кронштейн details.3 Кроме того, авторы также исключить кронштейны с изгибной укрепление Сумма
... (43)
где [функция] ^ ^ у, к югу выражается в МПа.
Уравнение (42) может быть записана
V ^ к югу и ^ = с ^ ^ 1 подпункта (k
где
... (45)
Коэффициент с ^ 1 ^ к югу выбрано с целью получения среднего значения (AVG) опытно-к рассчитанные сдвиг соотношения сил равна 1,0, а с ^ 2 ^ к югу определяется путем минимизации коэффициента вариации (COV) , рассчитанная как отношение стандартного отклонения (STD) и AVG. Следовательно, значения с ^ к югу 1 = 0,80 и с ^ к югу 2 = 0,65 были найдены. Таким образом, уравнение. (44) можно записать в виде
V ^ к югу и ^ = 0,80 (k
предоставление COV значение 0,18.
Можно отметить, что, по формуле. (45), с ^ к югу 0 = югу C ^ 1 ^ с ^ ^ к югу 2 / 0,5 = 0,8 0.65/0.5 = 1.04, что означает, что средняя растягивающие напряжения в стремена, полученные на основе экспериментальных образцов считается, равна 1,04 · 0,5 [функция] ^ югу YH = 0,52 [функция] ^ ^ YH к югу. Этот результат подтверждает, что предположение, сделанное в первой инстанции, [функция] ^ югу SHM = 0,5 [функция] ^ ^ YH к югу, является разумным.
Существующие модели
Для проверки предложенной формулы (уравнение (46)), следующие формулы прочности на сдвиг используются для сравнения.
ACI кодекса 318-023
* Для кронштейнов с / р
... (47)
где отношение, ^ ^ у, к югу - к югу N ^ и ^) / (0,85 [функция ^ к югу] 'с ^ б).
* Для кронштейнов с 1,0
Соланки и Sabnis8
... (48)
где
... (49)
Hagberg7
Этот автор предлагает модель, основанная на аналогии фермы, которая обеспечивает верхний предел возможностей, связанных с критерием отказа сжатия.
Фостер и др. al.6
... (50)
где со отношение ширины пластины, а
... (51)
и
... (52)
Хван и др. al.9
Они предложили итерационной процедуры, что происходит от стойки и галстук концепции, которая удовлетворяет равновесия, совместимости и учредительных законов трещинами железобетона.
МОДЕЛЬ НАДЕЖНОСТИ
Прочность на сдвиг может быть просто оценить, во всех 243 кронштейнов считается, только с помощью выражения предоставляемый ACI кодекса (уравнение (47)), и Соланки Sabnis (уравнение (48)), а также предлагаемые одна ( уравнения. (46)). Для каждого из этих трех выражений, рассчитанные V ^ прочности на сдвиг к югу и, по сравнению с известково ^ V измеряется прочность на сдвиг ^ к югу и, измерения ^ на рис. 4, где AVG и COV значения также сообщил. Из рис. 4, можно заметить, что предлагаемая выражение (формула (46)) предсказывает прочность на сдвиг и кронштейнов почти с той же точностью, для всех образцов (единый прогноз), потому что концентрация точек около 45 градусов линии. Более равномерное прогнозирования предлагаемого выражения, в связи с ACI кодекса и Соланки формулы, показывает самого низкого значения COV.
Модели, представленной Hagberg7 не дают выражения для расчета сдвига на кронштейнах с стремена подвергаются горизонтальной силы N ^ ^ и к югу. Кроме того, для некоторых из 243 образцов считается, несущие пластины размер не указан, в то время как модель Хагберг требует этого. Таким образом, образцы, которые можно предпринять для сравнения приведены к 243 - 36 (с неизвестным ш ширина пластины) - 34 (с стременах и N ^ к югу и ^) = 173. Для 173 кронштейнов, сдвиг сильные рассчитывается Хагберг выражения и уравнения. (46) по сравнению с измеряется прочность на сдвиг на рис. 5. Кроме того, в этом случае стоимость COV предлагаемого выражение меньше.
Результаты пластиковые фермы процедура, предложенная Фостер и др. al.6 сравниваются с данными, полученными с предлагаемой выражение, набор 178 экземпляров. Сокращение общего числа является следствием того факта, что отношение ширины пластины не всегда обеспечен (-36 образцов), так и следствием неявные ограничения существующих области ^ 2 ^ к югу - 2aw - со югу ^ ^ 2) (-29 экземпляров). Сравнение Фостер и др. al.6 выражения мнений и предлагаемых один сообщается на рис. 6, где большую согласованность с экспериментальными результатами последнего очевидно.
Хван и др. al.9 применяют свое итерационные процедуры 178 кронштейнов сообщили в литературе, но семь из них (по 1-2-314-19-21-23 Криж и Raths1) имеют [функция мин] ^ сравнения (см. рис. 7) производится с использованием только 171 результатов сообщил аль Хван и др.. отношение к образцов, которые удовлетворяют этому условию. Следует подчеркнуть, что предлагаемый выражение (уравнение (46)) дает значение COV аналогичные др. Хван и др.. модели. Расчеты группы "Аль Хван и др.. довольно утомительно.
Расчетная формула
Основные выражения (уравнение (46)) приводит к последовательной прогнозирования результатов, а COV соотношения между измеренными и расчетными прочность на сдвиг является самой низкой во всех случаях. Она не может быть использована для разработки, однако, поскольку AVG вышеупомянутых отношение равно ровно одна, и поэтому не обеспечивают безопасное предсказания во многих случаях. Поскольку значение AVG может быть изменен путем умножения правой части уравнения. (46) раза, и это изменение не влияет на стоимость COV уравнение. (46) предназначен для обеспечения расчетная формула для прочности на сдвиг. По Eurocode24 правила, характерные выражения выбрана в качестве расчетной формуле, при условии, что не более 5% особей, являются небезопасными. Разработки определяется путем умножения уравнения. (46) на коэффициент 0,69, что является 0,05 fractile соответствующего распределения статистики. Расчетная формула, полученных таким образом обеспечивает AVG = 1,44 и результаты
V ^ к югу, Л = 0,5 (k
где к, (11), (31) и (14), соответственно.
На рис. 4 (D), сильные сдвига определяется с помощью уравнения. (53) на все 243 кронштейнов учтенных ранее приведены в сравнении с измеренным сильные сдвига. Сравнивая результаты, полученные с помощью ACI 318-023 расчетная формула (уравнение (47)), как показано на рис. 4 (а), очевидно, что предлагаемая формула дизайн (уравнение (53)), как показано на рис. 4 (г), обладает большей точностью, есть большего единообразия в фактор безопасности, а также.
ВЫВОДЫ
На основе предложенного анализа прочности на сдвиг и кронштейнов и экспериментальные результаты по 243 кронштейнов испытывается различными исследователями, следующие выводы можно сделать:
1. Согласованная модель для прогнозирования прочности на сдвиг и кронштейнов RC получается путем наложения сдвига вклад силы стойки и галстук механизм из-за трещины бетона и основных подкрепление, и сдвига вклад силы за счет вторичных подкрепления. Первый взнос может быть выведена из предельным выражением силы сдвига. Вклад вторичных подкрепление происходит от равновесия стойки и галстук механизма в присутствии стремена;
2. Конкретный вклад в прочность на сдвиг оказывается выражается простой формулой, в том числе смягчения поведение конкретных путем непрерывной функцией интерполяции;
3. Стремя вклад оказывается в зависимости от угла между сжатым стойка бетона и вертикальном направлении. Этот угол оказывается влияние очень мало присутствие стремена;
4. Предложенной модели для расчета прочности на сдвиг и кронштейнов приводит к одним основным выражением, которое так же просто, как и другие выражения, но это лучше, потому что он обеспечивает низкий COV ценности во всех сравнения. Только модель Хван и др. al.9 обеспечивает тот же уровень точности, но эта модель требует итерационные процедуры, а также
5. Формулой, предложенной для разработки адекватной консервативной и надежной. Это приводит к практически постоянным коэффициент безопасности (экспериментальная до сдвига рассчитывается коэффициент силы) иначе, чем предоставляемый ACI 318-02.
Авторы
Поддержка этого исследования dell'Istruzione Ministero, dell'Universit
Нотация
^ H ^ к югу, к югу ^ привет = общая площадь горизонтальной стремена и я-й стремя
^ П = югу области укрепления основных необходимых для противодействия N ^ к югу и ^
^ К югу ы = общая площадь основного укрепление
= сдвига длины пролета
B = ширина кронштейн
C ^ C ^ к югу, к югу C ^ ч = силы сжатия в стойку кронштейн без стремян и, соответственно,
C ^ югу ч = сжатие силой в стойку из-за присутствия в стремя
с ^ к югу I (I = 0,1,2) = констант
D = эффективная глубина кронштейн
г ^ ^ к югу я = расстояние от-го стремя из основных укрепление
E ^ с ^ к югу, к югу E ^ S ^ = модули упругости бетона и стали
[Функция ^ к югу] 'с = цилиндрической бетон прочность на сжатие
[Функция] ^ югу карат = прочность бетона на растяжение, в одноосного напряженного состояния
[Функция] ^ югу SHM = среднее значение растяжения стали стремена
[Функция] югу ^ YH ^ [функция] ^ у, к югу = текучести горизонтальных стремена и основные укрепления, соответственно,
А = общая глубина кронштейн
А = adimensional (по отношению к г) глубина сжатая зона
л = ширина наклонной стойкой
м = количество стремена
N ^ к югу и ^ = конечной горизонтального действия применяются в верхней части консоли
п = отношение модулей упругости стали и бетона
R = сила определяется формулой. (39)
T ^ югу ч = результирующей действия стремена
T ^ югу ы = уступая действие основных укрепление
V ^ с ^ к югу, к югу V ^ и ^ = конечной силы сдвига перевозимых консоль и без стремян, соответственно,
V ^ к югу ч = поперечная сила сопротивление стремена
V ^ к югу с = стойки и галстук механизм вклад в прочность на сдвиг
V ^ к югу с Нт ^ V * ^ к югу с Нт = теоретических и приближенные предельные значения V ^ с ^ к югу
V ^ к югу ч = стремя вклад в прочность на сдвиг
V ^ к югу и ^ = прочность на сдвиг
V ^ к югу и, известково ^ V ^ к югу и, измерения = расчетных и (экспериментально), измеренный предел прочности на сдвиг, соответственно,
V ^ к югу, Л = дизайн прочность на сдвиг
W = ширина опорной плиты
Ссылки
1. Kriz, LB и Ратс, CH, "Связи в сборных железобетонных конструкций-Сила Консоли", PCI Journal, V. 10, № 1, февраль 1965, с. 16-61.
2. Мэтток, AH; Chen, KC и Soongswang, К., "Поведение железобетонных Консоли", PCI Journal, В. 21, № 2, март-апрель 1976, с. 52-77.
3. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, 443 с.
4. UNI ENV 1992-1-1 ", Eurocodice 2-делле Progettazione strutture ди-calcestruzzo Parte 1-1: Regole Generali электронной regole в GLI edifici", Comitato Europeo ди normazione ЕКС, 1993, 203 с.
5. Юн, К., и Balaguru П., "Поведение железобетонных высокопрочных Консоли" Журнал строительной техники, ASCE, В. 120, № 4, апрель 1994, с. 1182-1201.
6. Фостер, SJ; Пауэлл, RE и Селим, СС, "Выполнение высокопрочных бетонных Консоли", ACI Структурные Journal, V. 93, № 5, Sept.Oct. 1996, с. 555-563.
7. Хагберг, T., "Дизайн бетонных скобки по применению Трасс аналогии", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 80, № 1, январь-февраль 1983, с. 3-12.
8. Соланки, H., и Sabnis, М., "Железобетонные Консоли-упрощенный," Структурные ACI Journal, В. 84, № 5, сентябрь-октябрь 1987, с. 428-432.
9. Хван, SJ; Лу, WY, и Ли, HJ, "Shear Прогнозирование прочности железобетонных Консоли", ACI Структурные Journal, В. 97, № 4, JulyAug. 2000, с. 543-552 плюс приложения.
10. Парк Р., Paulay, T., железобетонных конструкций, John Wiley
11. Руссо, Г.; Venir, R.; и Полетта, М., "Железобетонные балки Глубокая-Shear модель прочности и дизайна Формула", ACI Структурные Journal, В. 102, № 3, май-июнь 2005, с. 429 -437.
12. Чжан, LXB и Hsu, TTC, "Поведение и анализ 100 МПа бетонных элементов мембраны" Журнал строительной техники, ASCE, В. 124, № 1, январь 1998, с. 24-34.
13. Бортолотти, L., "Взаимозависимость конкретных параметров прочности" ACI Журнал материалы, V. 87, № 1, январь-февраль 1990, с. 25-26.
14. Oluokun, F., "Прогнозирование Прочность бетона от его прочности при сжатии: оценка существующих отношений на нормальный вес бетона", ACI материалы Journal, В. 88, № 3, май-июнь 1991, с. 225-239.
15. Доктор медицины 9.1.1996 ", Norme tecniche в ил calcolo, L'esecuzione ред Ира collaudo делле strutture в Cemento Армато Normale электронной precompresso в электронной ле strutture metalliche," Gazzetta Ufficiale Repubblica Italiana делла, № 29 дель 5.2.1996, Серия Generale, 183 с.
16. Fattuhi Н.И., Хьюз, BP, "пластичность железобетонных Консоли, содержащих или стальных волокон или Stirrups", ACI Структурные Journal, В. 86, № 6, ноябрь-декабрь 1989, с. 644-651.
17. Hermansen, BR, и Коуэн, J., "Модифицированная Shear-трения теория Кронштейн Дизайн", ACI ЖУРНАЛ, Труды Т. 71, № 2, февраль 1974, с. 55-60.
18. Ее, ГДж, "Исследование Железобетонная высокопрочного бетона Консоли", магистерской, управления Строительство Национального тайваньского университета науки и технологии, Тайпей, Тайвань, 1990, 103 с. (На китайском)
19. Fattuhi Н.И., Хьюз, BP, "Усиленные стальные и полипропиленовые волокна бетона Тесты Консоли", Инженер, В. 67, № 4 / 21, Февраль 1989, с. 68-72.
20. Fattuhi Н.И., Хьюз, BP, "усиленная сталь фибробетона Консоли с различными Shear Span до глубины коэффициенты", ACI материалы Journal, В. 86, № 6, ноябрь-декабрь 1989, с. 590-596.
21. Fattuhi Н.И., "Сила SFRC Консоли подвергавшимся вертикальные нагрузки," Журнал строительной техники, ASCE, В. 116, № 3, март 1990, с. 701-718.
22. Fattuhi Н.И., "Сила FRC Консоли в изгиб," Журнал строительной техники, ASCE, В. 120, № 2, февраль 1994, с. 360-377.
23. Fattuhi Н.И., "Усиленная Консоли Сделано с равнины и фибробетона", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, Сентябрь-Oct.1994, с. 530-536.
24. ENV 1992-1-1 Европейским комитетом по нормализации ЕКС, "Еврокод 2-Дизайн бетонных конструкций-Часть 1-1: Общие правила и правила для зданий", 226 с.
Входящие в состав МСА Гаэтано Руссо профессор структурного анализа, начальник отдела строительства, а также проректор по созданию Университета Удине, Италия. Его исследовательские интересы включают нелинейного поведения железобетонных конструкций.
Раффаэле Venir Инженер-строитель, кто сотрудничает с гражданским инженерного отдела Университета Удине. Его исследовательские интересы включают сдвига поведения в железобетонных членов и стойки и галстук для моделирования разрывных регионов.
Маргарита Полетта является докторской студентом Университета Удине. Она защитила кандидатскую диссертацию по гражданскому строительству на факультете гражданского строительства университета Удине. Ее исследовательские интересы включают связь поведения железобетонных конструкций и стойки и галстук моделирование nonflexural членов.
Джулиана Somma является исследователем в Университете Удине. Она защитила кандидатскую диссертацию по строительной техники в Университете Флоренции. Ее исследовательские интересы включают сдвига поведения железобетонных элементов, ширина колонки суставы и сейсмостойкого строительства.