Прочность на сдвиг железобетонных элементов испытывались на монотонных нагрузок

Модель для расчета прочности на сдвиг железобетонных члены подвергаются монотонная нагрузка была разработана. Предложенная модель включает в себя вклад из наиболее значимых механизмов сдвига передачи в железобетонных члены определили в исследовательской литературе. Прочность на сдвиг рассчитывается путем наложения компоненты, связанные с аркой действий, фермы действий, трения, а также вклад без трещин зоне компрессии. Методика расчета прочности на сдвиг членов на этапе перехода от глубокого к тонкой членов сформулированы таким образом, чтобы предлагаемые выражения могут быть использованы для членов с геометрической конфигурации колеблется от приземистых на тонкие членов. Предложенная модель оказалась обеспечить хорошие оценки силы для членов и без поперечной арматуры, а также с широким диапазоном геометрических конфигураций и бетона на сжатие сильные стороны.

Ключевые слова: совокупный блокировки; трения; сдвига; стены.

(ProQuest информации и обучения: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Хотя в настоящее время положения дизайн для прочности на сдвиг в МСА 318 Строительство Code1 просты по своему характеру, они не обеспечивают последовательное рамки, применимые к различным видам железобетонных членов. Например, в главе 11 ACI 318 Строительство Code1 включает в себя дизайн выражения для балок и колонн (формула (11.3) и уравнение. (11-5) через (11-7), которые отличаются от тех, для стен (уравнение (11-29) и (11-30)). Поскольку конструкция уравнений для тонких членов пренебрегать влиянием сдвига службы к глубине отношения на прочность на сдвиг, нет плавного перехода между приземистый (относительно короткий промежуток сдвига к углубленных отношений) и тонкие (относительно большой промежуток сдвига к глубине отношений) членов. Кроме того, недавние исследования показали, что численность членов без поперечной арматуры имеет тенденцию к уменьшению с увеличением эффективной глубины ,2-6 эффект, который не отражен конструкцией уравнений в коде ACI.

Более всеобъемлющей модели, предложенной Ватанабе и Ichinose7 и Aoyama8 счетов за последствия сдвига службы к глубине отношение и повторил нагрузки откат на прочность на сдвиг. Эта модель, принятая в разработке руководящих принципов архитектурного института Японии (МОС), 9 состоит из отдельных взносов арки и фермы действий, что позволяет применять его как глубокий и тонкий членов. Более поздние исследования, проведенные в Японии привели изменения в руководящих принципах МОС дизайн, чтобы сделать их применимыми к членам с осевой нагрузки и высокой прочности concrete.10, 11

Эта статья представляет методику для сдвига дизайн, основанный на физических и геометрических свойств железобетона членов, которые применимы к большому числу членов конфигураций. Предложенная модель включает в себя различные механизмы, которые способствуют сдвигу, таких, как арки действий, фермы действий, а также взносы без трещин зоне компрессии и от трения поверхности трещины.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Сплоченной модель для расчета прочности на сдвиг железобетонных членов происходит. Предложенная модель может представлять последствия осевой нагрузки, изгиб отношение подкрепление, сдвиг пролета к глубине отношение, эффективная глубина, количество поперечной арматуры и бетона на сжатие по прочности на сдвиг. Поскольку предлагаемые модель может применяться для нескольких типов элементов, чем те, которые ранее нашли в литературе предоставляет средства для более согласованного подхода для сдвига дизайна.

Комплексный подход для сдвига дизайн

Дизайн уравнений в МСА 318 Строительство Code1 настоящее фрагментарный подход к сдвигу дизайна. Хотя статья 11.3 Кодекса ACI положения для разработки тонких членов, прочность на сдвиг приземистых членов должны быть рассчитаны в соответствии с добавлением кода, в котором перечислены положения для использования стойки и галстук моделей. Отношения между двумя методами не предусмотрено.

Методологии, которая обеспечивает плавный переход между расчетной прочности на сдвиг глубоких и тонких членов была сформулирована Ватанабе и Ichinose7 и Aoyama.8 Этот метод был позднее принят в разработке руководящих принципов AIJ.9 предлагаемого подхода, который 7,8 используется в качестве системы отсчета для модели, разработанной в данной работе, описывает сдвигу тонких и глубоких членов наложением арки и фермы механизмов. Фермы механизм состоит из переменной модели угол фермы, а также описывается Коллинз и Mitchell.4 вклад арки компонент общей прочности на сдвиг зависит от геометрической формы членов и эффективного прочность бетона. Прочность бетона в арке механизма уменьшается из-за напряжений, фермы, арки ограничения вклад в общий предел прочности на сдвиг. Модели, предложенной Ватанабе и Ichinose7 был изменен Ватанабе и Kabeyasawa11 для отражения воздействия высокой прочности бетона и осевые нагрузки. По словам Ватанабе и Kabeyasawa, прочность на сдвиг дается.

V ^ к югу п = ^ 'BH · tan

, в котором V ^ югу п = номинальной прочности на сдвиг; к югу ш = Сети армирования; [функции] ^ югу щ = текучести веб арматуры; [прямой фи] = угол наклона сжатия области в связи с фермы механизма; на ферме механизм стойка; ч = высота члена; V ^ югу 0 ^ [функция ^ к югу] 'с ^ = эффективная сила сжатия бетона, и

В модели, предложенной Ватанабе и Ichinose7 номинальная сила Сети укреплению ограничено

[Функция] ^ ^ к югу WY

Первого и второго слагаемых в уравнении. (1) представляют собой фермы и арки компонентов действий, соответственно. Угол наклона сжатия области, в лице срок кровати [прямой фи], определяется минимальное значение формулы. (3) через (5) 11

... (3)

кровати [прямо фи] = 2,0 - ^ 3N югу р (4)

... (5)

Уравнение (3) установлена предельная численность предоставляемых фермы на основе требования, что ферма-индуцированного напряжения не должна превышать эффективного прочность бетона. Уравнение (4) относится силы предоставляемой фермы механизм осевой нагрузки соотношение, в котором

... (6)

Уравнение (5) на основе геометрической конфигурации элемента. По словам Ватанабе и Ichinose, 7 номинальной прочности на сдвиг к югу V ^ п ^ возрастает с увеличением в колыбели [прямой фи], вплоть до предельного значения определяется формулой. (5) .7

Второе слагаемое в. (1) представляет собой вклад арки действий по прочности на сдвиг. Она берет начало от нижней границы пластичности solution12 из стойки и галстук модели, предложенной Nielsen.12 В аналитической модели, используемой Nielsen, 12 нагрузки применялась в отношении членов с помощью жестких анкерных плит, которые предусматривают равномерное давление на узловых зон гидростатического . Это предположение приводит к решению, в котором максимальная нагрузка получается, когда глубина зоны сжатия, которая определяет ширину стойки, которая равна одной половины членов depth.12 Хотя размеры грузового пространства не неявных в формуле. (1), необходимо, чтобы несущая поверхность быть достаточно большим для предотвращения дробления бетона, а также, что укрепление надлежащим anchored.12 угол наклона дуги, что приводит к оптимальным механизмом пластик, 12 дается

... (7)

где L = сдвига оболочки члена.

Эффективного прочность бетона дается в зависимости от осевой нагрузки спроса, к югу п ^ р (уравнение (6)).

V ^ к югу 0 ^ [функция ^ к югу] 'с = 1,7 (1 2n ^ ^ р к югу) [функция ^ к югу]' с ^ ^ ^ SUP 0,667 (8)

Уравнение 8 показывает, что увеличение осевой нагрузки результаты в большей эффективной силой. Потенциала арки будет сокращен в соответствии напряжений, фермы действий. Сокращение арки компонент происходит от идеи, что накладываются напряжения не могут превышать фактическая численность сотрудников составляет concrete.7 арки компонента уменьшается на множитель (1 -

... (9)

, в котором

Подход, предлагаемый Ватанабе и Kabeyasawa11 могут быть использованы для расчета прочности на сдвиг тонких и глубоких железобетонных членов, с или без веб подкрепление, и с или без осевой нагрузки. Эта модель была разработана для nonductile, а также для пластичного members.7, 8,11 вывода и различных аспектов, связанных с механизмами содействия подробно описаны в elsewhere.7, 8,11,13 Хотя метод представляет собой сплоченную моделью, применимой к широкий спектр типов элементов, модель имеет следующие ограничения:

1. Метод не может быть использована для расчета прочности на сдвиг тонких членов без поперечной арматуры, так как прочность на сдвиг членов без поперечной арматуры обеспечивается исключительно за счет механизма арки. Переход между приземистые и стройная членов без поперечной арматуры не сформулированы;

2. Влияние разделе глубине от номинального напряжения сдвига не отражается;

3. Влияние осевой нагрузки на прочность на сдвиг не моделируется непосредственно. Метод был модифицирован для учета влияния осевой нагрузки за счет увеличения угла наклона сжатия поля и эффективное прочность бетона при увеличении осевой нагрузки; 11 и

4. Горизонтальные Сети укреплению не считается в этой модели. Арка исключительно сокращены в связи с вертикальной укрепление сети.

Цель проведенных исследований заключалась в разработке усовершенствованной модели, которые могли бы объяснить эти явления.

Предлагаемая модель для сдвиговой прочности железобетонных членов

Согласно предложенной модели, прочность на сдвиг рассчитывается как суперпозиция свода действий, фермы действий, трения и компоненты, связанные с силой сжатия зоны членов. Таким образом, номинальная прочность на сдвиг дается

V ^ к югу п ^ = V ^ ^ к югу V ^ югу T ^ (V ^ ^ сг югу V ^ к югу [функция] ^) (10)

где V ^ ^ к югу, к югу V ^ ^ т, V ^ ^ сг к югу, и к югу V ^ [функция] ^ являются взносами в результате действий арки, фермы, зона сжатия и трения, соответственно.

Арк компонента

Арк действий предполагается, связаны с одной стойкой направлен от места погрузки в направлении поддержки, как показано на рис. 1. На рис. 1, бетонные стойки обозначается C ^ S ^ к югу и галстук образованные продольной арматуры обозначается T ^ S ^ к югу. Угол наклона стойки

... (11)

где а = пролета среза или расстояние между точкой перегиба и точка максимального спроса момент для членов загружаются через конце статьи и деформируется в двоякой кривизны и г = эффективная глубина. Ширина стойки в зависимости от условий нагружения членов. Потому что стойка не могут пересекать трещины развивались от прогиба или наклонном поле сжатия фермы, проекция ребра нормальным членом оси определяется как наименьшая глубина зоны сжатия или глубина галстук соответствующие продольной арматуры , предполагается в два раза покрытия продольной арматуры. Было установлено, что в случае глубоких балок была безопасной предположение рассчитать ширину стойки на основе глубине покрытия продольной арматуры (рис. 2).

W = H ^ ^ к югу · cos

с Л ^ ^ к югу = 2с ^ югу R = дважды покрова продольной арматуры, а также л ^ к югу б = размерности пластина в осевом направлении члена (рис. 2). В тонких членов, наименьшее значение глубины зоны сжатия, или Н ^ ^ к югу, используется для расчета ширины стойки. Одним из основных различий между модели Ватанабе и Ichinose7 и подход внес в данном документе является то, что стойка конфигурации в бывшей была получена на основе предположения о узловой зоны при равномерном гидростатического давления, а вторая опирается исключительно на геометрических соображений диктуется формулой. (12).

Прочность арки механизма определяется на основе ранее описанных геометрической конфигурации стойки, эффективного прочность бетона, уменьшение факторов, связанных с фермы действий, а также переход к функции ^ ^ к югу.

V ^ к югу = К ^ ^ к югу R ^ югу ^ ^

Понижающий коэффициент Калибровка выполняется с использованием базы данных описаны в следующем разделе. Бетона на сжатие сильные стороны своих членов в базе данных в диапазоне от 15 до 140 MPa.13 следующее выражение для сокращения факторов предлагается

Хотя свод действий является одним из основных сдвига несущих механизм приземистый членов, этот механизм становится несущественным тонкими members.2, 7,8,14 Для обеспечения плавного перехода от глубоких и тонких членов, к переходной функции ^ ^ к югу было введены, чтобы описать уменьшения влияния свода действий с увеличением пропорции. На основании тенденций, наблюдаемых в экспериментальных data15-18 различных функций А ^ ^ к югу, которые сформулированы для членов и без веб подкрепления. Для членов Сети без подкрепления, следующее выражение предлагается

... (15)

В случае с веб-членов укрепление

... (16)

Сравнение уравнения. (15) и (16) показывает большее сокращение численности, которая наблюдалась в случае государств-членов с поперечной арматуры. Этот эффект объясняется главным образом двумя различными причинами. В связи с различными углами наклона области сжатия и стойки, напряжений, фермы действий во взаимодействии между стойкой и узловые зоны создания двумерного состояния напряжения в бетоне, ослабить прочность бетона в арку. 13 Кроме того, наличие веб-усиление позволяет больших растягивающих напряжений в стойку без хрупкого разрушения бетона в стойку, которая приводит к снижению эффективного прочности при сжатии стойка на провал. Аналогичные предложения по Ватанабе и Ichinose, 7 вклад арки действий по прочности на сдвиг уменьшается на коэффициент R ^ ^ к югу для учета дополнительного спроса на напряжение от фермы действий.

Трасс-компонента

Сила фермы компонента рассчитывается с использованием модели с переменным углом фермы, 4 на основе текучести поперечной арматуры, внутреннего рычага JD, а угол наклона сжатия поля. Сила фермы механизма в результате Сети укреплению располагаться параллельно направлению сдвига нагрузка дается

V ^ к югу T, V =

с изгиба арматуры и сжатие силой в бетон; и [прямой фи] = наклона сжатия поля по отношению к продольной арматуры.

Для простоты в калибровке модели нижнего предела угла наклона сжатия поля считалась [прямой фи] = 30 градусов. Хотя оптимизации этого предела позволил бы добиться большей точности в расчетах прочности на сдвиг для тонких членов, также будет означать, разработки процедур для расчета оптимизированных угол наклона стойки, что приведет к увеличению сложности рисунка уравнений.

В случае глубокого членов, расстояние JD не может быть рассчитан из-за отсутствия четко определенной зоне компрессии. Было установлено, что в члены с / D (17) на эффективную глубину разделе, пр. 13

Напряжений в [сжатия поля функции T] ^ югу V ^ индуцированной вертикальной фермы механизм дает

... (18)

В глубоких балок и стен, обычной практикой является использование ортогональных слоев поперечной арматуры (вертикальные и горизонтальные). Вклад горизонтальной укрепление Сети происходит таким же образом, что и механизм вертикальной фермы

V ^ к югу T, H =

где Напряжений при сжатии поле, создаваемое механизм горизонтальной фермы затем

... (20)

Следует отметить, что для стен, горизонтальном и вертикальном направлениях должны быть обменены, потому что боковые нагрузки применяется в горизонтальном направлении.

В-членов с относительно небольшой промежуток сдвига к глубине отношений конфигурации фермы сдерживается расстояние между местом погрузки и поддержки (рис. 3). Если предположить, что веб-подкрепление сосредоточенными в центре пролета, наклон сжатия поля по отношению к вертикальной фермы ограничено

... (21)

Кроме того, угол наклона сжатия поля по отношению к горизонтальной фермы в глубоком членов и стены ограничено

... (22)

Взаимодействие ферм и арочных механизмов

Аналогичные предложения по Ватанабе и Ichinose, 7 арки компонента действий сводится на основе спроса стресс индуцированной фермы. Это сокращение является необходимым, поскольку, если оба механизма действуют одновременно, то каждый механизм вносит напряжение спрос на конкретных при сжатии. Высказывается предположение, что ферма развивается на полную мощность, поскольку он является более надежным механизмом сдвига проведения. Доля прочности бетона сжатие, что остается доступным для арочный механизм, определяется следующим образом. Член / SUP ^ T ^ представляет собой стресс для сжатия поля фермы механизма, а определяется формулой. (18) или (20). Прочность на сжатие бетона в арку дается эффективного сжатия SUP силы Спрос на конкретные индуцированной вертикальной фермы механизм может быть выражена как доля эффективного сжатия прочность бетона

... (23)

Есть два ограничения для фактора R ^ ^ V югу:

Если [функция] T ^ югу V ^ ^ В этом случае сила фермы должны быть снижены по соотношению напряжений спроса на эффективные прочность на сжатие. Таким образом, V ^ ^ т к югу должна быть уменьшена на обратной R ^ ^ V югу

... (24)

Если R ^ V ^ югу интерпретируется как часть эффективного прочность на сжатие принятые фермы механизм, R ^ югу ^ может быть определено как доля эффективной силой, которая остается в распоряжении арочный механизм. Следовательно, сумма этих двух условий должно быть равно unity19

R ^ югу V ^ R ^ югу = 1 (25)

Допустимых спрос на стойке без превышения эффективной прочность на сжатие бетона полученной в результате решения для R ^ ^ к югу

... (26)

Следует отметить, что фактор R ^ ^ к югу определены в формуле. (26) совпадает с фактором (1 - (1). Как и в формуле. (23), термин, к югу R ^ H ^, связанные с горизонтальной фермы в глубокой балки, могут быть определены

... (27)

В этом случае, сумма трех факторов должна быть равна единства

R ^ югу ^ R ^ югу V ^ R ^ югу ч = 1 (28)

Системы уравнений. (23), (27) и (28) может быть решена при R ^ ^ к югу, чтобы найти максимально допустимый спрос на strut.13 Уравнение (29) равна 1,0 для [функция] ^ югу T, V = [функция] ^ югу T, H = 0, и сводится к формуле. (26), если только одна ферма компонент считается.

... (29)

Взносы в прочности на сдвиг от зоны сжатия без трещин и трения

Сдвигу тонких членов без Сети укреплению приписывается сила сжатия без трещин зоны и от трения между поверхностями трещины в растянутой зоне стран-членов. Как указывалось выше, арки действий уменьшается с увеличением значения cot

Сдвиговой прочности без трещин зоне компрессии Vcz рассчитывается в зависимости от прочности бетона [функция] ^ ^ к югу карат и области без трещин зоне компрессии

V ^ к югу сг = сопзЬ · [функция] ^ ^ к югу карат · B · Ы (30)

с

[Функция] ^ югу карат = [куб корень] [функция ^ к югу] 'с ^ (МПа) (31)

... (32)

где

Трения компонента V ^ к югу [функция] ^ рассчитывается по разработке аналогичной той, которая предлагается по Reineck.20, 21 распределение напряжений трения принятые в модели Reineck изображен на рис. 4. Свободного тела диаграмме тонкого члена без поперечной арматуры показана на рис. 5. Этот показатель, разработанный на Reineck, 20 также служит для иллюстрации влияния осевой нагрузки на прочность на сдвиг. Вклад дюбель силу V ^ ^ Sub-D с общей прочности на сдвиг не уделялось должного внимания в предложенной модели, поскольку оно было найдено очень мало по сравнению с другими components.13 По Reineck, силы трения получается интегрированием постоянное напряжение трения на площади поверхности crack13, 20,21

V ^ к югу [функция] =

Предельного напряжения трения на поверхности трещины (31). Напряжение трения уменьшается пропорционально отношению средней ширины трещины

... (34)

Значение предельной трещины в формуле. (34) был откалиброван на основе экспериментальных результатов сдвиговых испытаний. Значение Средняя ширина трещины (34) рассчитывается на основе деформации продольной арматуры к югу сжатия поле, создаваемое фермы действий ([прямой фи] = 30 градусов), средняя ширина трещины задается

... (35)

Напряжение в продольной арматуры определяется с достаточной точностью на основе свойств трещины превращаются разделе. На критическое расстояние г от поддержки,

... (36)

Среднее расстояние трещины рассчитывается from13

S ^ югу кр = (г - Ы) (37)

Следует отметить, что калибровка модели, описанной в данной работе был проведен на основе членов с одной охватывает сдвига, например, просто поддерживает консольные балки или колонны, подвергнутых точечные нагрузки. Если критическая секция считается в другом месте, чем на расстояние г от поддержки, соответствующие значения для Результаты для предельного трещины на основе различных предположений о месте нахождения критических трещин сдвига представлены elsewhere.13

Поскольку экспериментальные результаты показывают, что четко определенные зоны сжатия не развивается в течение "D-регионы", 22 было сочтено целесообразным, чтобы пренебрегать вклад с условиями V ^ ^ сг к югу и к югу V ^ [функция] ^ при расчете Сила глубоким членов. В предложенной модели, предполагается, что масштабы этих компонентов сдвига увеличивается численность постепенно охватывают сдвига к глубине отношение. Функции А ^ с ^ к югу была введена в форме примерно осесимметричных К ^ ^ к югу на счет перехода от глубоко, чтобы тонкие members.13 Исключение было сделано в случае структурных стен. Поскольку экспериментальные результаты показали, что наличие граничных элементов оказывает существенное влияние на прочность на сдвиг структурных стены, предполагалось, что граница элементы действительно являются четко определенные зоны сжатия, и что в этих случаях к функции перехода к югу ^ с ^ должна иметь значение 1, независимо от сдвига службы к глубине отношение. Как будет показано в следующем разделе этого предположения был в хорошем соответствии с экспериментальными результатами ..

Сумма зоны сжатия V ^ ^ сг югу и трения V ^ к югу [функция] ^ компонентов представляет собой термин V ^ с ^ к югу. На основании уравнения. (30), (33) и (34), V ^ с ^ к югу может быть рассчитана как follows.13

* Для членов Сети без укрепления

... (38)

с кс перехода функции, заданной

... (39)

* Для членов с веб-подкрепление

... (40)

с

... (41)

Параметра А ^ с ^ к югу был введен строго обеспечить плавный переход между глубокими и членов стройная. Это не означает, что сдвиговая механизмов передачи описанных ранее для этих двух типов члены взаимодействуют друг с другом. Простой подход для расчета прочности на сдвиг состоит избежать использования функции А ^ с ^ к югу, и вместо принятия крупнейших круга V ^ с ^ к югу и к югу V ^ ^ в качестве вклада конкретного к общему сдвигу силы. Если этот подход будет принят, к югу V ^ п ^ для членов без поперечной арматуры могут быть рассчитаны как максимум между уравнения. (13) и уравнения. (40). Для участников с поперечной арматуры, вклад от фермы механизм должен быть добавлен. Использование коэффициента ^ с ^ к югу приводит к более стабильные результаты, тогда как более простая альтернатива результаты в среднем соотношение измеренных на расчетную прочность несколько выше, чем одна. В набор данных, оценку, V ^ с ^ к югу был регулируемой величиной для всех пучков со сдвигом службы к глубине отношения больше 2,9, а в некоторых балок пролета со сдвигом к глубине отношений, как низко как 2,4 ..

Еще одно упрощение проектирования может быть сделан выбор предел снижения трения компонента. В лучах без Сети, для которых усиление трещины является относительно небольшим уравнения. (40) можно аппроксимировать

V ^ к югу с ^ = А ^ югу г [функция] ^ 0,5 · [куб корень] [функция ^ к югу] 'с ^ BD (42)

где к ^ к югу г [функция] ^ является постоянная, зависящая от выбранного предела для снижения трения компонента. Уравнение (42) очень похожа по форме уравнения. (11-3) от МСА 318 Строительный кодекс. Основное различие между ними состоит в том, что в формуле. (42) прочность на сдвиг является функцией корень кубический прочности на сжатие в то время как в формуле. (11-3) от МСА 318 Код строительства, прочности на сдвиг пропорциональна квадратному корню из прочность на сжатие. С помощью математического языка на основе предложенной модели, авторы разработали рекомендации для диапазонов конкретных прочность на сжатие, армирования и член глубины, в которых уравнения. (42) является applicable.13 аналогичные упрощения оказали незначительное влияние на численность членов с поперечной арматуры. Для набора данных рассмотрены в исследовании, игнорируя снижение трения компонента в результате среднее соотношение измеряется расчетным силой 1,0 и коэффициент вариации 0,18. Это упрощение, однако, внес небольшое усиление тенденции между отношением измеряется с расчетной прочности и отношение V к югу ^ S ^ на V ^ ^ п к югу.

Влияние осевой нагрузки на прочность на сдвиг

Сила условия, связанные с трением и сжатия зоны имеет тенденцию к увеличению с ростом осевого сжатия и уменьшается с ростом напряженности. Причина в том, осевой сжимающей силы уменьшить напряжение в продольной арматуры и увеличить глубину нейтральной оси, оба из которых имеют эффект увеличения V ^ с ^ к югу в соответствии с формулой. (39) и (41). Из уравнения. (36) была получена в случае пучков, она не должна быть использована для расчета напряжений в продольной арматуры, когда член подвергается осевой нагрузки. Вместо этого, уравнения равновесия трещины член (на рис. 5) может быть использована для расчета напряжений в продольной арматуры, для учета влияния осевой нагрузки N. Этот вывод представляется elsewhere.13 следующее выражение, в результате равновесия сил в зуб элемент (сумма моментов относительно точки P на рис. 5), могут быть использованы для расчета напряжения в продольной арматуры учета влияния осевой нагрузки.

... (43)

где х = расстояние от поддержки место считается, и г ^ к югу с = расстояние от центра тяжести до центра зоны сжатия.

Аналогичная проблема возникает и для расчета глубины зоны сжатия. В этом случае глубина сжатия зоне недалеко от неудачи с может быть использована для получения консервативную оценку силы вместо kd.13 оценки предложенного метода с использованием результатов членов проверен Морроу и Viest, 23 Болдуин и Viest, 24 и Диас де Коссио и Siess25 показал, что предложенная модель оценили преимущества измеряется с хорошим accuracy.13

Оценка предложенной модели

Предложенная модель оценивалась с использованием п-кратно скользящего с базой данных экспериментальных результатов, представленных в литературе. Эта база данных состоит из результатов тестирования тонких и глубоких балок с различными конфигурациями арматуры, несущие стены и колонны. Бетонные прочности при сжатии образцов в базе данных составляет от 12 до 138 МПа, диапазон сдвига к глубине соотношения составляли от 0,2 до 8, а также соотношения осевой нагрузки от 0 до 0,25. Подробный список результатов тестов, используемых в оценке представленных elsewhere.13 Результаты, полученные с моделями, предлагаемыми Ватанабе и Kabeyasawa, 11 и, если это применимо, Reineck, 20,21 представлены также для справки.

Члены Сети без укрепления

Сдвигу глубоких и тонких пучков без поперечной арматуры была рассчитана по формуле. (10). Взносы от арки и железобетонных конструкций были рассчитаны по формуле. (13) и (38), соответственно. В таблице 1 приведены результаты оценки для членов Сети без подкрепления. Эффективность предложенной модели для базы данных, включающей 50 глубоких балок без поперечного reinforcement13 сравнивали с предложением Ватанабе и Ichinose, 7 рассмотрении изменений в Ватанабе и Kabeyasawa для членов с высокой прочностью concrete.11 Рисунок 6 показывает соотношение измеренных в сравнении с расчетной прочности сдвига службы к глубине соотношение различных типов лучей. Холлоу треугольников совпадают с результатами из глубоких балок без веб арматуры, твердые квадраты соответствуют глубокой пучков с веб подкрепление, и твердые алмазы соответствуют тонкие пучки с поперечной арматуры. Все результаты, показанные на рис. 6 были рассчитаны с использованием метода Ватанабе и Kabeyasawa.11 Рисунок 6 показывает, что метод Ватанабе и Kabeyasawa менее консервативные оценки прочности на сдвиг глубоких балок с веб подкрепление, чем для оценки прочности глубоких балок с веб подкрепления.

Отношение измеряется с расчетной прочности, как правило, возрастают с увеличением пропорции. Расчетная сильные помощью модели, предложенной в работе (рис. 7) было меньше разброс и менее консервативным в случае глубокой балки. Тем не менее, предложенный метод при условии безопасной оценки прочности на сдвиг глубоких пучков ..

Расчетная сдвига сильные из базы данных, включающей 395 членов тонкие без поперечной арматуры показал, что предложенная модель была несколько выше, чем разброс подход, предложенный Reineck, 20,21 и значительно ниже, коэффициент вариации, чем модели Ватанабе и Kabeyasawa.11 рис 8 и 9 представлены графики соотношения измеренных расчетным прочность на сдвиг по сравнению с эффективной глубины для тонких членов Сети без подкрепления. Shear сильные на рис. 8 и 9 были рассчитаны в соответствии с предложениями по Ватанабе и Kabeyasawa, 11 и Reineck, 20,21, соответственно. На рисунке 10 показано аналогичных участка на основе метода, предложенного авторами. В отличие от результатов для глубокой балки, модель, предложенная Ватанабе и Kabeyasawa11 условии, что наименее консервативные оценки прочности на сдвиг, в среднем отношение измеряется расчетным сила 1,08 ± 0,4% в течение 95% доверительный регионе. Модели, предложенной Reineck самый высокий средний коэффициент измеряется расчетным прочность на сдвиг с 1,55 ± 0,5% в течение 95% доверительного интервала; модель, предложенная в работе в результате консервативную оценку V ^ ^ к югу МЧС / V ^ югу кал ^ в среднем 1,36 ± 0,3% в течение 95% доверительный интервал.

Балки проверен Podgorniak-Stanik26 и Yoshida27 с целью исследования влияния разделе глубине от номинальной сдвига stress16 отмечены светлые кружки серого на рис. 8 до 10. Видно, что подход, предложенный Ватанабе и Kabeyasawa11 не отражает эффект глубины на прочность на сдвиг. Этот результат не является удивительным, как вывод этот метод не предназначен для учета снижения прочности на сдвиг при увеличении глубины членов в узкие членов. Методы, предложенные Reineck и предложенной модели сделали отражают сокращение численности с глубиной аналогична наблюдаемой в этих испытаниях в связи с сокращением в компонент, относящийся к friction.13 силу этого семейства пучков определяется точно, предлагаемая модель .

На рисунке 11 показано соотношение измеренных расчетным прочность на сдвиг по сравнению с пределом прочности при сжатии бетона. Данные центры результатов испытаний серии Hallgren28 обозначены сплошными кружками. Единственный параметр, который был изменен в этом тесте серии прочность на сжатие бетона. Удлинение сохраняется на а / д = 3,65, а соотношение продольной подкрепления примерно Результаты этой серии балок показывают, что предложенный метод должным образом учтены влияние прочности при сжатии бетона по прочности на сдвиг.

Участники с веб укрепление

В расчетах по предлагаемой модели, численность предоставляемых поперечной арматуры был получен по формуле. (17). Прочность арки компонент был сокращен с использованием коэффициента R ^ ^ к югу определяется формулой. (29) с учетом дополнительных потребностей в стойку введенных фермы. В глубокой членов, угол наклона сжатия поля по отношению к ферме была ограничена в соответствии с формулой. (21) и (22). Прочности при условии зоной сжатия и фрикционных элементов V ^ с ^ к югу была рассчитана по формуле. (40).

Результаты, полученные с предложенной моделью были сопоставлены с данными метода К. Ватанабе и Kabeyasawa.11 Таблица 2 суммирует результаты этой оценки для глубокой балки, тонкие лучи, и стены. За исключением структурных стены, предложенной модели было меньше разброс, чем подход, предложенный Ватанабе и Kabeyasawa.11 Применительно к базам данных для глубокого и тонкого членов, предлагаемая модель привела к более консервативной оценки со средним соотношением V ^ к югу тез ^ / V ^ югу кал = 1,20 ± 0,2%, а к югу V ^ тез ^ / V ^ югу кал = 1,14 ± 0,2% соответственно. Это соответствует одной из целей калибровки, которая должна была получить безопасный оценки прочности на сдвиг. Рисунок 6 показывает результаты оценки модели, предложенной Ватанабе и Kabeyasawa с использованием тестовых данных из глубоких и тонких пучков с веб подкрепления. Эти две базы данных включены 146 глубоких балок и 168 тонкие пучки с поперечным reinforcement.13 тенденция все более консервативных оценок с увеличением соотношения сторон очевидны модели, предложенной Ватанабе и Kabeyasawa.

Рисунок 7 показывает результаты, полученные с моделью, предложенной авторами. На рис. 7, 10, 11, полые алмазов совпадают с результатами из глубоких и тонких пучков с веб подкрепления. Отношение измеряется с расчетной прочности, полученные с предложенной модели не обнаружено какой-либо тенденции в отношении пропорций, бетона на сжатие, а также эффективная глубина, соответственно. Три пробы, в которых прочность на сдвиг значительно завышенной (обозначаются знаками значительно ниже линии представляющих V ^ югу тез ^ / V ^ ^ к югу кал = 1) пучков проверен Роликовые и Russel29 изучать нижний предел для количества поперечных арматура для положения в МСА 318 Code.1 Результаты расчетов подтверждают необходимость ограничения на минимальное количество поперечной арматуры за достоверность модели с переменным углом фермы принятой в методе. Принимая во внимание высокий размер наблюдается разброс в результатах модели, предложенной Ватанабе и Kabeyasawa, 11 низкого соотношения измеренных на расчетную прочность в результате значительное число членов, для которых сила переоценить.

Такое поведение особенно заметно при применении модели, предложенной Ватанабе и Kabeyasawa11 к стене. Модель, предложенная в настоящем документе, и подход, предложенный Ватанабе и Kabeyasawa11 были оценены с использованием базы данных из 146 стенами, которые не в монотонных shear.13 производительность двух моделей показано на рис. 12 и 13. Коэффициент вариации результатов, полученных по модели К. Ватанабе и Kabeyasawa была несколько выше, чем полученная с предложенным методом (табл. 2). Модели Ватанабе и Kabeyasawa был ниже среднего значения V ^ югу тез ^ / V ^ ^ кал к югу, в результате которой значительное число unconservative оценки прочности на сдвиг стенок. На это указывает линия тренда ниже V ^ югу тез ^ / V ^ югу кал = 1. Обе модели были в состоянии представлять влияние сдвига пролетных todepth отношение и конкретные прочность на сжатие по прочности на срез стены, которые были проанализированы ..

ОГРАНИЧЕНИЯ предложенной модели

Хотя предложенная модель может быть использована для расчета прочности на сдвиг членов подвергаются точечные нагрузки в пределах разумной точностью, представляющих прямую стойку арки компонент не может быть использован для моделирования передачи нагрузки в члены подвергаются распределенным нагрузкам. Возможные альтернативные устранить этот недостаток будет осуществлять размытым арки опираясь на связи формируются конкретные напряженности. Такие модели непрерывного арка была предложена Specht.14, 30

РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ

Резюмируя, предложенная модель показывает, что общая численность сдвига железобетонных членов может быть рассчитана как взвешенная суперпозиции вкладов арки действий, фермы действий, трения и вклад от сжатия зоны члена, выраженное в формуле. (10).

V ^ к югу п ^ = V ^ ^ к югу V ^ югу T ^ (V ^ ^ сг югу V ^ к югу [функция] ^) (10)

Вклад от арки действий была сформулирована в формуле. (13), с А функция перехода к югу ^ ^ фермы понижающий коэффициент к югу R ^ ^ узловых коэффициента редукции (15) или (16), (29), (14) и (11), (12), соответственно.

V ^ к югу = К ^ ^ к югу R ^ югу ^ ^

Компонент для фермы параллельных действий и горизонтального направления приложения нагрузки сдвига определяется формулой. (17) и (19).

V ^ к югу T, V =

V ^ к югу T, H =

Сумма зоне сжатия и трущихся деталей для членов Сети без подкрепления, V ^ к югу с = V ^ ^ сг югу V ^ к югу [функция] ^, было дано в формуле. (38), и в выражении. (40) для членов Сети с подкреплением. Соответствующие функции перехода даны в формуле. (39) и (41).

... (38)

... (40)

Оценки, которая была проведена показал, что предложенная модель может быть использована для точного определения прочности на сдвиг железобетонных членам широкий спектр конфигураций и бетона на сжатие сильные стороны. Этот метод был способен отражать экспериментально наблюдаемые тенденции воздействия осевой нагрузки, эффективная глубина, прочность на сжатие, количество изгиб и поперечной арматуры, бетона на сжатие и сдвиг пролета до глубины отношения на прочность на сдвиг железобетонных членов.

Предложенная модель не отражает безопасности факторов, используемых для сдвига анализа. Тем не менее, одной из целей соответствующих калибровок том, чтобы обеспечить определенный уровень консерватизма. Тем не менее, уровень консерватизма связано с различными компонентами отражает главным образом разброс расчетных ответ исследуемых данных.

Следующие выводы из исследования:

1. Монотонной прочности на сдвиг может быть смоделирован в виде суперпозиции компоненты, связанные с аркой действий, фермы действий, трения и прочность на сдвиг в зоне сжатия. Поведение ее членов с промежуточными сдвига службы к глубине отношений был смоделирован со сравнимой точностью с помощью функции перехода, либо путем принятия крупнейших компонента, связанных с аркой действий и суммой компонентов, связанных с трением и силой сжатия зоны ;

2. Высокая степень разброса наблюдалось членов с промежуточными сдвига службы к глубине отношений между 2 и 4, и

3. Трения компонента в предложенной модели удалось отразить снижение прочности на сдвиг наблюдается в семьях, аналогичных пучков с увеличением эффективной глубины.

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. Совместное ACI-ASCE Комитет 445 ", в последнее время подходы к сдвигу Дизайн Железобетона" Журнал строительной техники, ASCE, В. 124, № 12, 1998, с. 1375-1417.

3. Бажант, ZP, а Ким, J.-K., "Размер эффекта в Shear Отказ продольно Железобетонная балка," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 81, № 5, Sept.Oct. 1984, с. 456-468.

4. Коллинз, член парламента, и Митчелл, Д. ", предварительно напряженных железобетонных конструкций", Prentice Hall Международная серия в области строительства и инженерной механики, Prentice Hall, Englewood Cliffs, NJ, 1991, 766 с.

5. Kotsovos, MD, и Павлович, MN, "Размерные эффекты в пучках с малой Shear Span до глубины коэффициенты," Компьютеры и сооружений, Elsevier, В. 82, № 2-3, 2004, с. 143-156.

6. Томпош, EJ, и Frosch, RJ, "Влияние размера пучка, продольной арматуры, а также эффективности Стеррап на прочность бетона сдвига", ACI Структурные Journal, В. 99, № 5, сентябрь-октябрь 2002, с. 559-567.

7. Ватанабэ Ф., Ichinose, T., "прочность и пластичность Дизайн RC членов подвергавшимся Комбинированный изгиб и срез" Предварительные Труды Международного семинара по бетону Shear в землетрясении, Хьюстонский университет, Хьюстон, Техас, 1991, стр. . IV4-1 до IV4-10.

8. Аояма, H., "Философия дизайна для сдвига в сейсмостойкости в Японии," Землетрясение сопротивления железобетонных конструкций, Т. Okayed, под ред. Отдел архитектуры, инженерного факультета Токийского университета, Токио, 1993, с. 407 -418.

9. Архитектурный институт Японии, "МОС Дизайн Руководящие принципы для сейсмостойких зданий из железобетона, на основе Концепции предел прочности, в сочетании с разъяснениями", 1988, 337 с.

10. Kabeyasawa, T., и Хираиши, H., "Тесты и анализы высокопрочных железобетонных стен Shear в Японии", высокопрочного бетона в сейсмических районах, SP-176, CW и французском ME Крегер, ред. Американские бетона институт Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1998, с. 281-310.

11. Ватанабэ Ф., Kabeyasawa, T., "Прочность на сдвиг в RC-членов, имеющих высокопрочного бетона," Высокая прочность бетона в сейсмических районах, SP-176, CW и французском ME Крегер, ред. Американские бетона институт Фармингтон , штат Мичиган, 1998, с. 379-396.

12. Nielsen, М., "Анализ предельных и конкретные пластичности," Новые направления в строительстве, 2nd Edition, CRC Press, Бока Ратон, штат Флорида, 1999, 908 с.

13. Рамин фон М., Матаморос, A., "Прочность на сдвиг железобетонных элементов испытывались на монотонных и циклических нагрузках, С. Доклад № 72, Университет штата Канзас научно-исследовательский центр, Inc, Лоуренс, Kans. июня 2004 года 517 с.

14. Шпехт, М., "Modellstudie цур Querkrafttragf

15. Chen, SA, и Макгрегор, JG, "Шир-трения Трасс Модель для железобетонных балок, ножницы," Структурные Доклад инженерно № 188, Департамент строительства, Университет Альберты, Эдмонтон, провинция Альберта, Канада, 1993, 359 стр. .

16. Reineck, К.-Х.; Кучма, Д. А., Ким, К. и К. Маркс, S., "Shear базы данных для железобетонных членов без поперечной арматуры", ACI Структурные Journal, В. 100, № 2, март-апрель . 2003, с. 240-249.

17. Матаморос, AB, и Вонг, KH, "Дизайн опертой балки Глубокая Использование Strut-и-Tie модели", ACI Структурные Journal, В. 100, № 6, ноябрь-декабрь 2003, с. 704-712.

18. Zararis, ДП ", прочность на сдвиг и минимальной поперечной арматуры железобетонных Стройный Балки", ACI Структурные Journal, В. 100, № 2, март-апрель 2003, с. 203-214.

19. Хван, S.-J.; Fang, W.-H., Ли, H.-J. и Ю., Х.-В., "Аналитические модели для прогнозирования Прочность на сдвиг приземистых Стены" Журнал зданий и сооружений, ASCE, В. 127, № 1, 2001, с. 43-50.

20. Reineck, К.-Х., "Ein mechanisches Modell f

21. Reineck, К.-Х., "Ultimate Shear силу структурных членов бетона без поперечной арматуры, полученных из Механическая модель", ACI Структурные Journal, В. 88, № 5, сентябрь-октябрь 1991, с. 592-602.

22. Schlaich, J.; Шаер, К. и Jennewein, М., "К соответствии Дизайн Железобетона," PCI Journal, V. 32, № 3, 1987, с. 74-150.

23. Морроу, J., и Viest, IM, "Прочность на сдвиг в железобетонный каркас членов без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 60, сентябрь 1957, с. 833-869.

24. Болдуин, Джон, и Viest, IM, "Влияние осевого сжатия от сдвиговой прочности железобетонных членов Frame", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 61 мая 1958, с. 635-654.

25. Диас де Коссио Р., ЗИС, CP, "Поведение и прочность на сдвиг от балок и рам без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 63, август 1960, с. 695-735.

26. Podgorniak-Станик, Б. А. Влияние прочности бетона, Распределение продольной арматуры, сумма поперечной арматуры и член Размер на Прочность на сдвиг укрепления бетонных Участники "MASC тезис, Департамент строительства, Университет Торонто, Торонто, Онтарио, Канада, 1998, 711 с.

27. Есида, Ю., "Прочность на сдвиг в Слегка железобетонных Участники" MASC тезис, Департамент строительства, Университет Торонто, Торонто, Онтарио, Канада, 2000, 150 с.

28. Холлгрен, М., "на изгиб и срез армированных Высокая прочность бетона балок без стремян," лиценциат тезис, Департамент зданий и сооружений, Королевский технологический институт, Trita-BKN Вестник 9, 1994.

29. Валик, JJ, и Рассел, HG, "Прочность на сдвиг высокопрочных бетонных балок с веб-Укрепление, ACI Структурные Journal, V. 87, № 2, март-апрель 1990, с. 191-198.

30. Шпехт, М., "Ingenieurmodelle цур Beschreibung дер Querkrafttragf

Входящие в состав МСА Malte фон Рамин является старшим инженера-конструктора в O'Reilly Братья ООО, Кингскорт, Co Cavan, Ирландия. Он получил дипл. Инженер-строитель из университета Дортмунда, Германия, и степень доктора философии в Университете штата Канзас, Лоуренс, Kans.

Входящие в состав МСА Адольфо B. Матаморос является профессором в Университете штата Канзас. Он является членом комитетов МСА 314, упрощенный дизайн зданий бетона; 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; 408, Бонд и развития арматуры; 439, стальной арматуры, а также совместное ACI-441 ASCE комитетов, железобетонные колонны, и 445 , сдвига и кручения. Он получил степень магистра и докторскую степень в Университете Иллинойса в Урбане, Урбана, штат Иллинойс