Дизайн глубокой балки Использование Strut-и-Tie Models-Часть I: Оценка положения США
Из опубликованных отчетов, базу данных о 596 испытаний железобетонных балок пролета со сдвигом углубленного отношения менее 2 был собран. Это сбор данных был использован для изучения энергии деформации в различных моделях фермы, которые могли бы быть использован для моделирования испытаний образцов. Было установлено, что одной прямой распорка между нагрузкой и один реакции точках выступает механизмом. Стойки и галстук моделирования положения ACI 318-05 и AASHTO LRFD были оценены с использованием результатов, содержащихся в базе данных. Результаты анализа показывают, что использование обоих ACI 318-05 и AASHTO LRFD не производит уровней безопасности, которые отвечают 5% исключение ограничений.
Ключевые слова: коэффициент полезного действия; энергии деформации; структурных бетона, стойка-andtie моделирования.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
В начале стойки и галстук моделирование (STM) восходит к заре железобетонные конструкции. В 1899 году Вильгельм Ritter1 разработала фермы механизма объяснить вкладом поперечной арматуры на прочность на сдвиг пучка. Ранее считалось, что поперечной арматуры при условии дюбель действий, которые использовали сдвиговой прочности арматурного проката противостоять скольжению противоположной поверхности наклонной трещины. На основании Ritter's1 модель фермы, было ясно, что в стременах напряженности и дюбелей действий по наклонной трещины не является основным механизмом, посредством которого стремена обеспечить сопротивление сдвигу. Ritter's1 модель впоследствии уточнены M M
Ранние экспериментальные испытания в США, показали, что использование фермы модели, выпущенные в чрезмерно консервативной оценки strength.3 фермы модели пренебрегали прочности бетона, который может сыграть важную роль в устойчивости к сдвигу. В 1927 году Richart4 предложил метод сдвига дизайна, в котором бетона и стали вклад в прочность на сдвиг были рассчитаны самостоятельно затем суммируются для определения общей прочности на сдвиг. В этом методе, конкретный вклад в прочность на сдвиг, Vc, была основана на эмпирических наблюдений пучков неудачу в сдвига и стали вклад, Vs, была основана на связке, конкретная модель сжатия поля, созданного под углом 45 градусов с продольной арматуры . С помощью простого секционные модели доступны, такие модели, как это стало преобладающим метод проектирования членов сопротивления сдвигу в США
Использование СТМ стал более популярным в США начала в начале 1980. До этого времени, STM впервые была применена к конкретным члены подвергаются сочетание сдвига и кручения. В этом случае, трубчатые фермы, которые образуют полые флажок рядом внешнюю сторону членов было used.5 трубчатые фермы модель впоследствии уточнены для пространственная ферма model.6-8 фермы пространства может адекватно объяснить взаимодействие между изгиба , сдвиг, кручение и осевые нагрузки.
После повышенный интерес к STM о сложных состояний нагрузки, общие методы применения STM начал появляться. Marti9, 10 и др. Schlaich al.11 представлены подходы к моделированию для использования в регионах, где разрыв касательных напряжений и деформаций доминирующее влияние. Эти подходы предоставил основные инструменты, которые могут быть применены сложные структуры для систем на базе модели поведения. После этой работы, STM начали появляться в Северной коды американского общего пользования дизайна. Канадский CSA A23.312 был первым принять СТМ в 1984 году. Вскоре после этого он был принят AASHTO для сегментарной спецификации руководства в 198913 и мост проектной документации в 1994,14 Совсем недавно, ACI представил STM положения в 2002 году издание Строительный кодекс Требования к структурной Concrete.15
STM положения ACI 318-0516 были написаны основном сбору информации и положений Европейской код documents.17 STM положения AASHTO LRFD были разработаны на основе механической модели, разработанные с испытаний железобетонных панелей.
Лабораторные тесты пучков с малой сдвиговой службы углубленного отношения являются одними из простейших типов конструктивных элементов, для которых STM является целесообразным. Как правило, лабораторные образцы подвергаются один или два сосредоточенных нагрузок и простой поддерживает. Целью данного исследования было усилий, чтобы изучить уровни безопасности STM положения в двух основных документов код США через сравнение с результатами испытаний большая коллекция испытаний глубокой балки.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Эта статья представляет собой критический анализ США код положений, связанных с СТМ. Уровней безопасности, которые являются результатом использования STM положения обоих ACI 318-0516 и AASHTO LRFD14 рассматриваются. Кроме того, влияние Сети укреплению на эффективность стоек обсуждается, что касается минимального укрепления Сети как ACI 318-0516 и AASHTO LRFD.14 ACI 318-0516 STM положения основываются на сравнении с другим кодом и documents17 AASHTO LRFD14 положения были основаны главным образом механические модели, которые были разработаны на основе испытаний железобетонных panels.18 Это исследование рассматривает применение этих положений к глубокой балки.
CURRENT У. С. ПОЛОЖЕНИЯ КОДЕКС
Положения ACI 318-0516
Положения, касающиеся использования STM были добавлены в качестве приложения к основной части ACI Строительный кодекс в 2002 году. ACI 318-0516 Приложение положения предусматривают номинальной мощности стоек из стойки и галстук модели как часть указанной сжатие прочность бетона
F ^ югу се = 0.85
где
Стойкой КПД Есть пять классов распорок, перечисленных в Приложении А ACI 318-0516 (табл. 1). В первую категорию входят стойка с равномерным сечения по длине, как будет происходить в зоне сжатия пучка подвергается постоянным момент. Бутылка формы стоек являются наиболее распространенными и общих классов. Бутылочной формы стойки одно с переменного сечения. Как правило, если сила применяется в небольшой области конкретный элемент, подчеркивает разойдутся в поперечном направлении, так как они проходят через этот элемент. 1 приведены распределения упругих напряжений бутылочной формы стойки, а также возможные стойки и галстук модели.
Следует отметить, что Существуют два эффективности факторов, связанных с бутылочной формы стоек. Эти два фактора, основанного на усилении в стойку. Как сжатия простирается далеко за поддержку, напряженность развивается. На рис. 1, применяется сжатие по вертикали и индуцированной напряженности в горизонтальном положении. Когда вызванный растяжения превышает предел прочности бетона, формы вертикальных трещин. Без каких-либо горизонтальной арматуры, стойка может разделить вызывающих хрупкое разрушение. Это явление лежит в основе разделения цилиндра test19 часто используются для определения прочности бетона. Тем не менее, при наличии достаточных поперечной арматуры существует, хрупкого разрушения можно избежать, и стойка может продолжать нести нагрузку в большей степени растрескивания нагрузки. Если какой-стойка удовлетворяет уравнению. (A-4) в разделе A.3.3.1 МСА 318-0516 или более общие положения раздела A.3.3, тем больше значение Более общих положений Раздел A.3.3 МСА 318-0516, позволяют проектировщикам определить необходимые поперечной арматуры для бутылочной формы стойка на основе 2:1, распространение сжатия ..
Для уравнения. (A-4) в ACI 318-0516 (уравнение (2) настоящей статьи), арматуры, который пересекает предполагаемый трещины включены как видно на рис. 2. Struts, которые отвечают минимальным критерием подкрепления (уравнение (2)) составляют второй класс стоек и те, которые не соответствуют критерию минимума укрепление составляют третий классы распорок
... (2)
где Asi есть площадь поверхности арматуры в г-м слое пересечения стойки, С. является шагом арматуры в I-м слое, прилегающем к поверхности члена, B-ширина стойки перпендикулярно к плоскости из арматуры и
Положениями Приложения МСА 318-0516 позволяют использовать бутылочной формы стоек без поперечного армирования. Без поперечной арматуры, бутылочной формы стойка не может поддерживать равновесие после расщепления трещины сформировался. В настоящее время в МСА 318-0516 Есть минимальные требования для укрепления глубокой балки, которые могут содержать бутылочной формы стоек. Если приложение используется, необходимые подкрепления представлены в главе 11 МСА 318-0516 могут быть исключены из членов. Использование бутылочной формы стоек без поперечной арматуры позволяет диагональные трещины напряжение расти без ограничений. Использование неармированные, бутылочной формы стоек следует по возможности избегать.
Четвертый класс стойка является одним том, что происходит в напряженности членом или напряженности фланец одного из участников. Пятый и заключительный класс стоек для всех стоек, которые не отвечают требованиям, в течение предыдущих четырех классов стоек.
Кроме того, ACI 318-0516 устанавливает ограничения на допустимых напряжений на гранях узлами (табл. 1). Узловых показателей эффективности на основе элементов, которые пересекаются и образуют узлы и приведены в таблице 1.
Сила стойки должны быть проверены при минимальной площади поперечного сечения. За стойкой, особенно бутылочной формы стойки, минимальная площадь будет происходить на концах ребра, где она примыкает к узлу. Использование эффективности факторов, изложенных в Приложении МСА 318-05,16 силы стойка будет контролировать силу того, интерфейс, за исключением в случае узел СТТ. И только в том, что узел СТТ узловых эффективности может быть меньше, чем эффективность разработки стоек в том, что узел с учетом эффективности факторов, изложенных в ACI 318-05.16
ACI 318-05,16 Приложение также предоставляет еще одно ограничение процесса моделирования. Угол между осями любой стойки и любая связь ввода общей узел не может быть меньше 25 градусов. Это положение вытекает из того, что стойки потеряет способность по мере приближения к направлению галстук. Очевидно, что стойка совпадает с галстуком не будет иметь возможности сжатия. Угол 25 градусов была выбрана для устранения возможных проблем с распорками, которые образуют небольшой угол с галстуком. Рис 3 (а) показана взаимосвязь между стойкой эффективности и угол между стойкой и связующих на основе принципов ACI 318-0516.
Положения AASHTO LRFD14
"AASHTO LRFD мост проектной документации", 14 как ACI 318-05,16 устанавливает ограничения на допустимое напряжение на лицах узлов и стоек. Подход AASHTO для допустимых напряжений в стойку, однако, на основе модифицированной теории поля сжатия (MCFT) 17, а не на укрепление отношений используется ACI 318-05.16 MCFTbased уравнений, представлены следующим образом
... (3)
где , а / ^ ^ к югу у.е. является полезной прочность на сжатие.
Вместо того чтобы использовать сумму подкрепления, который пересекает предполагаемый трещины, как в ACI 318-05,16 баз AASHTO эффективности от средней деформации в бетоне на месте галстук. Стойка сильные, которые представлены в AASHTO, 14 были разработаны на основе испытаний железобетонных панелей. Панели были подвергнуты плоской схемы нагружения, в которых подчеркивается, был применен к каждому из четырех краев панелей. Это стресс состояла как нормальные и касательные компоненты. Этот экспериментальный program20 позволил исследователям изучить конкретные при сложном напряженном состоянии и развивать mechanicsbased-модели с помощью экспериментальных данных. Модель MCFT был превращен в инструмент проектирования. Чтобы применить дизайн формы MCFT, на котором AASHTO LRFD STM положения основаны, соответствующие деформации растяжения конкретных должен быть выбран (
В экспериментах, выполненных по Vecchio Коллинз, 20 средней деформации растяжения конкретные измерялась с помощью датчика перемещений, который был размещен на образец. Это датчик перемещения измеряется относительное движение концов документа, и том, что перемещение затем делится на первоначальной длины колеи. Таким образом, штамм усредненные трещин в бетоне. Такие измерения деформации просто определить в лабораторных условиях, но может быть трудно определить в процессе проектирования. Комментарий к AASHTO14 STM положения показывает, что этот штамм может быть рассчитана как напряжение в галстуке из-за учтены силы в галстуке.
Угол между стойкой и все прилегающие галстук явно рассматривается в AASHTO LRFD14 положения СТМ. Таким образом, каких-либо ограничений делается на том, что угол, как в ACI 318-05.16 как угол между стойкой и галстук стремится к нулю, прочность стойки также стремится к нулю (рис. 3 (б)). Хотя очень малые углы разрешены AASHTO, 14 они становятся непрактичными из-за уменьшенного КПД стойки. Уменьшилась показателей эффективности и связанных с сокращением допустимого прочность стоек поощрять инженер-конструктор искать более совершенные фермы механизма, без таких мелких точек зрения.
За пределами узловых напряжений, AASHTO14 просто указывает факторов в зависимости от типа узла (табл. 1). Следует отметить, что AASHTO14 узловых факторов эффективности умножаются на е '^ с ^ к югу напрямую, а не 0.85f' ^ с ^ к югу, как указано в МСА 318-05,16 Приложение A.
Когда AASHTO LRFD14 STM положения используются минимальные горизонтальной и вертикальной поперечной арматуры, должны быть обеспечены. В частности, AASHTO LRFD14 требует, чтобы коэффициент усиления области в валовом конкретной области должно быть не менее 0,003 в каждом направлении (по горизонтали и по вертикали). Это положение о минимальном укрепление Сети, в отличие от ACI 318-05,14 не влияет стойкой показателей эффективности и необходимости в любое время STM положения используются.
DATABASE экспериментальных результатов
Для оценки безопасности текущий код положения США на СТМ, базы данных о результатах испытаний была составлена на основе технической литературы. Краткое описание пучков, включенные в эту базу данных включены в таблице 2. База данных включает тесты, которые представляют собой последние 50 лет исследований в области прочности на сдвиг железобетонных балок. Балки, которые были описаны в оригинальных авторов, имеющих недостаточность любой режим, кроме сдвига (крепления и разрушение при изгибе), не были включены в базу данных. Поперечной силы при выходе из строя каждого образца был взят в лицо поддержки и включены масса образца до этого момента.
Некоторые ограничения были размещены на образцах, включенных в базу данных. Только прямоугольного поперечного сечения, поддерживаются простые охватывает без осевой нагрузки, были рассмотрены. Normalweight бетона и обычных арматуры, были использованы для построения всех пучков. Эти ограничения были введены для обеспечения простой и четко определенной геометрии, которая позволила бы сравнительно легко определить ребра и галстук модель, которая подходит к образцу.
Энергии деформации в стойку-И-ДИ-МОДЕЛИ
При применении STM к усиленной или из предварительно напряженного железобетона членов, выбор фермы модель весьма субъективны. Любой из бесконечного числа ферм модели могут быть использованы, и все такие механизмы могли бы удовлетворить равновесия и учредительными отношений (как нижняя граница модель пластичности, применение STM не требует, чтобы считаться кинематики). Таким образом, необходимо позаботиться, что ферма модели выбранной дизайнером уместно элемент стадии разработки. На основании рекомендаций др. Schlaich и др., 11 модель, которая содержит как минимум энергии деформации, вероятно, будет наиболее подходящей модели. Для каждого элемента фермы модели (стойки и связи), энергия деформации может быть вычислен затем суммируются для определения деформации энергия, запасенная во всей фермы. Такой анализ должен проводиться на всех образцов в базе данных, уверяют, что правильный strutand галстук модель используется для оценки положения Кодекса.
Для оценки результатов испытаний, содержащиеся в базе данных, стандартных моделей фермы были разработаны. Две такие модели были разработаны; одна модель для балок, один сосредоточенной нагрузки, а другая модель для балок, две точки нагрузки (рис. 4). Каждая из этих двух моделей фермы (рис. 4) представляет собой связаны-арка механизм, который не зависит от наличия или отсутствия поперечной арматуры. При поперечной арматуры присутствует, однако, особенно в больших количествах, более сложные модели фермы могут быть целесообразными. Различные модели фермы, некоторые из которых включают эффекты поперечной арматуры, приведены на рис. 5. Для образцов с сдвига службы углубленного соотношении 2 или меньше, и вертикального сдвига арматуры, фермы на рис. 5 (а), (б), или (с), могут все быть целесообразными. Чтобы определить, какая модель лучше всего подходит для данного образца, анализ энергии деформации проводили на образцах в базе данных.
Для стоек, напряженно-деформированного отношения развивались по Hognestad58 был использован. Напряженно-деформированное отношение к стали связей состояла из трех кусочно-непрерывных линий. Первая часть была линейной упругой области и распространить их на текучести указанного происхождения автора. Вторая часть была текучести. В этой части, напряжение поддерживалось постоянным на текучести поставляется происхождения автора до деформации 0,01. Третья и последняя часть напряженно-деформированного ответ стали была линейной и продлен с пределом текучести до подчеркнуть, что на 50% больше, чем предел текучести и деформации 0,1. Разрушение стали считается осуществленной на напряжение 0,1.
На основании разрушающей нагрузки образца, как записано в базе данных, сил всех членов ферм были определены в соответствии с одно-и двух-панель модели, как показано на рис. 5 (а) и (б). Напряжений и деформаций в дальнейшем, в каждом из членов были основаны на геометрии стоек и связей. Все вертикальные усиление сдвига в сдвиговых службы был включен в пределы вертикальной галстук на рис. 5 (б) для определения напряжений и деформаций в галстук, когда с помощью двух панелей модели. Распорки считались почти призматических рассчитать их объем, площадь предполагалась линейная зависимость между концами, если концы были разного размера. Площадь поперечного сечения на каждом конце стойки определяли с помощью гидростатического узла. Размер опорной плиты и угол наклона стойки были использованы для вычисления площади в конце стойки. В настоящий бутылочной формы стойки, напряжение в середине ребра меньше, чем на концах ребра из-за дисперсии сжатия.
В части стойки, где напряжение меньше, однако, площадь поперечного сечения и, следовательно, объема, больше. Таким образом, использование почти-призматической стоек для вычисления энергии деформации, вероятно, в аналогичных предположить стойки и фактическим бутылочной формы стойка ..
Площадь под напряженно-деформированного отношений, описанной ранее был затем умножается на объем стойки или галстук для определения энергии деформации этого элемента. Энергии деформации узлов не уделялось должного внимания в силу своего малого объема. После того как энергия деформации каждого элемента было рассчитано, штамм энергии каждой стойки и галстук были подведены для определения энергии деформации всей фермы как для одно-и twopanel модели для каждого образца в базе данных.
Результаты расчета энергии деформации в значительной степени зависит от предположений, использованных для определения геометрии стойки и связи, а также их учредительными отношений. Различные, но одинаковую юридическую силу, предположения могут изменить численные результаты. Таким образом, не численные результаты расчетов энергии деформации приведены в настоящем документе. Не рекомендуется, что конкретное значение энергии деформации следует стремиться. Напротив, снижение энергии деформации с помощью последовательной и рациональной набор предположений следует стремиться к оптимизации стойки и галстук модели. Тенденций, наблюдаемых в результатах расчетов энергии обсуждаются. Потому что каждый расчет подчиняется тем же набором предположений, общие тенденции в результатах имеют смысл.
На основании результатов анализа энергии деформации, большинство образцов в базе данных выставлены минимальной энергии деформации в один-панели фермы (рис. 5 (а)). Только 2% из 596 образцов содержали минимум энергии деформации в две панели растворе (рис. 5 (б)). Эти результаты показывают, что для сдвига службы углубленного соотношение не превышает 2, единственный прямой стойки между моментом нагрузки и реакции опоры является предпочтительным несущей механизма. Этот вывод поддержал Коллинза и Mitchell18:
Балки со сдвигом пролета до глубины отношений меньше, чем о 2,5 нести нагрузку стойки и галстук действия типа показано в [Рисунок 4]. В этой области силы лучей сильно зависит от деталей, таких как размер опорных пластин поддержки пучка. Отсутствие пучков включает дробление бетона. Балки со сдвигом пролета до глубины отношений больше, чем о 2,5 регулируются условия от опор и нагрузок.
Schlaich др. al.11 указал, что при расчете энергии деформации фермы модели деформации энергия сосредоточена в связи и энергии деформации в стойках можно пренебречь. На основании проведенного анализа энергии, это предположение выглядит недействительным. Для 39% из 596 записей, более половины от общей энергии деформации содержится в стойки на основе одной панели решений. С другой стороны, на основе двух-панели решений в 5% особей, конкретный вклад в энергию деформации более чем половине полной энергии. Поэтому, как ферма модель становится все более сложным, конкретный вклад в энергию деформации снижается по отношению к стальной вклад, но для простых моделей, деформации энергия, запасенная в стойки, вряд ли можно пренебречь.
Один панели фермы не содержит никаких эффектов поперечной арматуры, а две панели фермы делает. Вертикальных связей на рис. 5 (б) представления стремян в пределах фактической пучка. Доминирующего механизма ферма была одна панель решением для большинства образцов в базе данных. Для дальнейшего изучения воздействия стремена, третья модель была разработана.
Третья модель (рис. 5 (с)) состоит из суперпозиции одно-и двух-панели фермы. Доля Значение 5 (с), была записана для каждого образца.
На основании
п = 2 -
где п представительное число групп на основе комбинированной модели фермы, и
Представитель число п указал, какая из двух моделей (одна или две панели) является основным несущей механизма. Например, если минимальная энергия штамм был получен, когда Например, значение п = 1,2 указал, что 80% нагрузки проводились в один-панели решение, а остальные 20% было принято две панели решения. Изменения п с сдвига службы углубленного соотношение показано на рис. 6. Данные на рис. 6 показывают, что сдвиг пролета углубленного отношение возрастает от нуля до 2, две панели фермы осуществляется увеличение части груза. Две панели фермы являются основным механизмом (п> 1,5) в течение только 11 экземпляров.
В дополнение к тенденция, которая существует между сдвига spandepth отношение и п, существует тенденция между поперечными отношение укрепление и n. На рис. 6, образцов без поперечной арматуры появляться на линии п = 1. Точки вдоль верхней кромки облаков данных, представляют собой образцы с большим количеством поперечной арматуры. Различных символов, в показатель указывают различные суммы поперечной арматуры. Различные количества поперечной арматуры, поддающиеся количественной оценке исходя из суммы напряжения сдвига, что сопротивляется стали вклад в прочность на сдвиг пучка (Vs / (bwd)). Для данного сдвига службы углубленного отношение, более поперечной арматуры увеличилась доля нагрузки, которая была проведена в два-панели решения.
РАСЧЕТ измеренное показателей эффективности
Как указывалось выше, КПД это число, как правило, приводятся в технических спецификаций, как менее чем один, который определяет долю прочности бетона, который может быть использован в качестве допустимой нагрузки на стойки или узла. Значения КПД измеряется в лабораторных исследований будут использованы для оценки как ACI 318-0516 и AASHTO LRFD14 STM положений.
КПД представляет собой отношение напряжений в стойку или на лицевой узел, на одноосное сжатие прочность бетона которых элемент строится. Чтобы вычислить коэффициент полезного действия, необходимо сначала определить силу в стойку. Эта стойка силу делится на минимальную crosssectional области стойка для определения максимального напряжения в том, что стойка. Минимальная площадь поперечного сечения из бутылочной формы происходит тогда, когда стойка стойка примыкает к узлу. Таким образом, минимальная площадь в стойки равна площади лицом примыкающие узла.
Положения ACI 318-0516 и AASHTO LRFD14 предположить, что негидростатических узел будет использоваться для процесса СТМ. Геометрии негидростатических узла в зависимости от размера подшипника, расположение галстук, и наклон стойки разработки в узел, как показано на рис. 7. В действительности, ни гидростатического ни негидростатических узлов существует. Каждый тип узла является достаточно грубым приближением к сложной состоянии стресса. Таким образом, геометрия узел справедливо только в рамках предположения, на которых оно основано. Различные, но одинаковую юридическую силу, предположения приведут к различным границ узловых зон.
На основании информации, представленной в литературе и предположения, описанной ранее, площадь стойка на границе с негидростатических узел может быть вычислена. На основании отказа грузов (включая собственный вес) каждого из образцов в базе данных и угол наклона стойки, которая формирует между моментом нагрузки и реакции точки, в силу стойки могут быть рассчитаны. Области взаимодействия узлов стойка была определена в соответствии с кодом положений. Наконец, коэффициент полезного действия был определен как отношение максимального напряжения в стойке на прочность на сжатие бетона (уравнение (6)). В общем, каждый стойка имеет другой коэффициент эффективности на каждом конце, потому что размеры узлов на каждом конце не должны быть одинаковыми. Потому что в силу стойкой является постоянным, если из каждого конца стойки не то же самое, коэффициент полезного действия необходимо изменить с одного конца до другого. Измеряется коэффициент полезного действия было принято в критической интерфейс узла-стойка. Критическом участке, находится в месте, где стойка достигает минимума crosssectional области.
... (6)
где V является коэффициент полезного действия, F ^ ^ стойкой к югу есть сила в стойке, и ^ ^ мин к югу минимальная площадь поперечного сечения из стойки, как определить по коду положений.
РАССМОТРЕНИЕ ACI 318-0516 положений с использованием DATABASE
Эффективности факторов, которые измерялись в ходе различных экспериментальных исследований изложены в таблице 2 можно сравнить со значениями, рекомендованных для проектирования с использованием ACI 318-05.16 Для всех образцов в базе данных, стойки были склонны в Сети прямоугольного пучка. Таким образом, ребра были бутылочной формы. Таким образом, эти стойки были бы разработаны с использованием КПД 0,64 (0,64 .3.3 или A.3.3.1 МСА 318-05.16
Экспериментально измеренных показателей эффективности приведены в сравнении с количеством поперечной арматуры в образцах на рис. 8. Ступенчатой линии на рис. 8 представляет собой номинальное факторов эффективности от Приложение МСА 318-05.16 шаг функции в , указанные в пункте A.3.3.1 МСА 318-05.16 Восемьдесят один процент от измеренных значений были сверх номинальных значений, указанных в программе. На рис. 8, центров, представляющих данные измерений, похоже, не следовать какой-нибудь тренд. Точек данных, как представляется, более или менее случайным образом распределены около линия, изображающая номинальной стоимостью КПД. Там как представляется, не будет сильной корреляции между КПД и количество S (ASI / Британский институт стандартов) Синай в каждом образце.
Детализация требований к глубокой пучков
Положениями главы 11 ACI 318-0516 указать, что любой член подвергается сосредоточенной нагрузки в два раза членов глубине от поддержки глубокой членов и, следовательно, должны соответствовать дополнительным требованиям укрепления сети. В 1999 версии ACI Строительный кодекс, 59 минимальных укрепление Сети для глубоких балок
^ V ^
^ ^ К югу VH
где V ^ ^ к югу есть площадь поперечной арматуры, перпендикулярной направлению размаха, ^ ^ VH югу есть площадь сдвига параллельно подкрепление размаха, к югу Ь W ^ ширина веб-ы это шаг вертикального сдвига усиление измеряется параллельно продольной арматуры, а также S ^ 2 ^ к югу является расстояние между горизонтальной поперечной арматуры в направлении, перпендикулярном продольной арматуры.
В 200215 и последующие editions16 в МСА 318 строительных норм, коэффициентов в уравнении. (7) и (8) были обменены, что более вертикальное, горизонтальное армирование не требуется. Из 596 образцов в базе данных для этого исследования, 80 образцов соответствует требованиям МСА 318-9959 и 67 (84%) из этих образцов был проведен анализ эффективности факторов, превышающих номинальные значения, предложенные в ACI 318-02.15 Пятьдесят девять образцов в базе данных удовлетворяет минимальным веб усиление требований ACI 318-0516 и 52 (88%) продемонстрировал эффективность факторов, которые были больше, чем номинальные. При увеличении необходимое количество вертикальных укрепление Сети относительно горизонтальной укрепление Сети, количество образцов, которые успешно противостояли дизайн нагрузки немного увеличилась с 84 до 88%. Эти результаты показывают, что изменение минимального укрепления Сети для глубокой балки, состоявшийся между 199959 и 200215 кодов вероятно, повысить безопасность таких членов, но только слегка ..
Большинство образцов в базе данных, которые отвечают требованиям уравнения. (2) содержит лишь усиление вертикальной сдвига. Из этих образцов, 91% (167 из 184) было измерять коэффициент полезного действия, который был не меньше, чем номинальная стоимость, представленных в ACI 318-05.16 Для образцов, содержащих количество веб укрепление удовлетворяющих Глава 11 МСА 318-9959 и МСА 318 -05,16 84 и 88% образцов были эффективности факторов, которые были больше, чем номинальные. Эти результаты показывают, что сочетание горизонтальных и вертикальных Сети укреплению чуть менее эффективен, чем вертикальное армирование Сети только для балок пролета со сдвигом углубленных отношений меньше, чем 2.
Кроме того, независимо от требования для веб укрепление было удовлетворено, никто не производится уровней безопасности, которые были достаточными. Как правило, код положения искали, так что только 5% экспозиции испытаний результаты измерений потенциала меньше номинальной мощности рассчитывается с кодом положений. Это 5% исключение не было выполнено с использованием текущего положения ACI 318-0516 с базой данных, изложенных в настоящем исследовании.
Предел прочности на сдвиг существенно зависит от конкретных прочность на растяжение. Соотношение между прочностью на сжатие (который используется для определения стойкой силы) в прочности своей сути переменной. Любые отношения, основанные на том, что корреляция Поэтому вполне переменной. Изменчивости сдвиговой прочности бетона, в частности, производит большое количество рассеяния, которые можно увидеть на рис. 8. Большое количество разброс, присутствующие в этих участков объясняется прежде всего усилия, чтобы описать сложное поведение лишь несколько ключевых параметров. Если несколько переменных были введены, сумма разброс может, предположительно, будет сокращен.
Тот факт, что вязкие свойства влияют на прочность на сдвиг свидетельствует усиление влияния внутри стойки. Применения главы 11 минимальных требований сдвига укрепление увеличился процент особей с достаточной прочности по сравнению с образцами с стремена удовлетворяющих Раздел A.3.3.1 МСА 318-05.16
РАССМОТРЕНИЕ AASHTO LRFD14 положений с использованием DATABASE
STM положения AASHTO LRFD14 были рассмотрены с использованием тех же методов для оценки положения ACI 318-05.16 Для каждого образца, растяжения в бетоне в направлении напряженности галстук, Как был взят штамм выхода продольной укрепление как это было предложено в комментарии к CSA A23.3-04,12 STM положения AASHTO LRFD14 и CSA CAN3-A23.3-0412 практически идентичны настоящим методы определения прочности стойки.
Из 596 образцов в базе данных, только 36 содержали минимальное усиление требуется AASHTO LRFD14 за стойки и галстук моделей. Из них 36 образцов, 32 (89%) был проведен анализ эффективности факторов, которые превышают номинальные значения рассчитываются по формуле. (3) и (4) (рис. 9). Минимальное требование укрепления веб AASHTO LRFD14 гораздо больше, чем минимальные требования арматуры в главе 11 ACI 318-9959 или 318-02.15 увеличилось укрепление Сети, однако, мало влияет на процент образцов, которые достигли или превысили номинальной стоимости за стойкой КПД (89% для AASHTO LRFD, 14% на 88 ACI 318-02,15 и 84% ACI 318-9959). Эти результаты показывают, что дополнительное армирование Сети не приводит к заметному увеличению стойкой эффективности.
Если эффективность факторов для всех образцов в базе данных, рассчитанных в соответствии с положениями AASHTO LRFD независимо от Сети укреплению присутствующих в образцах, 81% (481 из 596) был проведен анализ эффективности факторов, которые были больше, чем номинальные. Измеренных значений КПД нанесены угол наклона стойки на рис. 10. Кривая на рис. 9 и 10 представляет собой номинальный КПД, если растяжения в бетоне в направлении напряженности галстук 0,002, как было бы в случае выхода штамм Оценка 60 подкрепления. Как и в случае, если оценки ACI 318-0215 положений, AASHTO LRFD14 STM положения не встретил 5% исключения правилом.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Результаты 596 испытаний балок пролета со сдвигом углубленного отношения менее 2 были взяты из технической литературы. С помощью этой базы данных, изучение деформаций энергии, запасенной в различных моделях фермы, которые могли бы быть использован для моделирования прочности образцов не проводилось. Анализ энергии деформации показали, что для пучков с сдвига службы углубленного отношения менее 2, единственный прямой стойки между моментом нагрузки и реакции является предпочтительным механизмом сопротивления нагрузки. Увеличение количества веб подкрепление, однако, может перенести часть нагрузки на две панели механизма. Увеличение сдвига службы углубленного отношение подготовил такой же эффект. На основе результатов, что одной прямой стойка была выступает механизмом, что ферма была использована модель для оценки STM положения обоих ACI 318-0516 и "AASHTO LRFD мост характеристики Дизайн." 14 На основании детализации веб арматуры, использование ACI 318-9959 подробно положений привело в безопасном оценки стойкой КПД 84% (п = 80) и с использованием ACI 318-02,15 88% (п = 59) данных, были рассчитаны на сильные стороны превышение измеренных значений.
Если база данных не ограничивается образцов, которые отвечают минимальным требованиям для укрепления Сети AASHTO LRFD14 STM (п = 36), 89% из них измеряется эффективность факторов больше, чем номинальные. , А значительным увеличением необходимые подкрепления в Сети AASHTO LRFD14 по сравнению с ACI 31815,16 не представляется значительно увеличить процент безопасных оценки эффективности фактора. Кроме того, использование ни AASHTO LRFD14 ни ACI 31815,16 производится уровней безопасности, которые в соответствии с правилом 5% исключение ..
Авторы
Авторы хотели бы поблагодарить Техас Департамента транспорта за предоставление финансовой поддержки для этой программы научных исследований и управление проектом руководитель Ван Дин Landuyt с благодарностью признана. Авторы также благодарят DB Birrcher за его работу по расширению базы данных, используемой для анализа. Мнения, выводы, выводы и рекомендации, содержащиеся в данном документе, являются мнениями авторов.
Ссылки
1. Риттер, W., "Die Bauweise Hennebique", Schweizerische Bauzeitung, В. XXXIII, № 7, Цюрих, Швейцария, 1899.
2. Морша Е., "Der Eisenbetonbau, невода Theorie унд Anwendung", Штутгарт, Германия, 1902.
3. Талбот, A., "Испытания железобетонных балок: Сопротивление на веб подчеркивает, серия 1907 и 1908 годов", бюллетень № 29, Университет штата Иллинойс опытная станция инженерия, Urbana, IL, 1909.
4. Ричарт, F., "Исследование веб напряжений в железобетонных балок", бюллетень № 166, Университет штата Иллинойс опытная станция инженерия, Urbana, IL, 1927.
5. Ламперт, П., Th
6. L
7. Ramirez, J., и Брин, JE, "Предлагаемый дизайн Процедуры для сдвига и кручения в железобетона и предварительно напряженного железобетона," Доклад № 248-4F, Центр транспортных исследований, Austin, TX, 1983.
8. Коллинз, член парламента, и Митчелл, Д. ", рациональный подход к сдвигу Дизайн-1984 положения канадского кодекса" ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 6, ноябрь-декабрь 1986, с. 925-933.
9. Марти, П. ", Трасс модели в детали," Бетон International, V. 7, № 12, декабрь 1985. с. 66-73,
10. Марти П., "шахматном Shear Дизайн опертой Бетонные балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 1, январь-февраль 1986, с. 36-41.
11. Schlaich, J.; Шефер, К. и Jennewein, М., "На пути соответствии Дизайн Железобетона," PCI Journal, V. 32, № 3, Chicago, IL, 1987, с. 74-150,
12. CSA Стандартный CAN3-A23.3-04, "Проектирование железобетонных конструкций для зданий с Пояснительной записки", Канадская ассоциация стандартов, Рексдейл, ON, Канада, 2004.
13. Американская ассоциация государства дорожного хозяйства и транспорта должностных лиц, "Путеводитель характеристики для проектирования и строительства Сегментные железобетонных мостов", второе издание, Вашингтон, DC, 2003.
14. Американская ассоциация государства дорожного хозяйства и транспорта должностных лиц ", AASHTO LRFD мост проектной документации", второе издание, Вашингтон, DC, 1998.
15. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 443 с.
16. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
17. Reineck, К., под ред. Примеры для проектирования Железобетона с Strut-и-Tie модели, SP-208, американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 242 с.
18. Коллинз, член парламента, и Митчелл Д., предварительно напряженных железобетонных конструкций, борьбе с публикации, 1997.
19. ASTM C496-04, "Стандартный метод испытаний для расщепления прочности на растяжение цилиндрических образцов бетона", ASTM International, Запад Коншохокен, PA, 2004, стр. 5.
20. Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Ответ из монолитного железобетона для In-Plane касательных и нормальных напряжений", Департамент строительства, Университета Торонто, Toronto, ON, Канада, 1982.
21. Ахмад, SA, и Lue, DM, "изгиб-Shear Взаимодействие железобетонных высокопрочных пучков", ACI Структурные Journal, В. 84, № 4, июль-август 1987, с. 330-341.
22. Цао, S., "Размер эффекта и влияние продольной арматуры на Shear Ответ больших железобетонных Участники", магистерской, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 2001.
23. Chang, TS, и Кеслер, CE, "Статические и усталостной прочности на сдвиг пучков с растяжение усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 54, № 6, июнь 1958, с. 1033-1057.
24. Кларк, А. П. Диагональ Напряженность в железобетонных балок, "ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 48, № 10, октябрь 1951, с. 145-156.
25. де-Пайва, HAR, и ЗИС, CP, "Сила и поведение глубоконеупругой Балки", ASCE Структурные Journal, В. 91, № 10, 1965, с. 19-41.
26. Ferguson, премьер, "Некоторые Причастность Последние Диагональ Тесты напряженности", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 1, январь 1955, с. 157-172.
27. Фостер, SJ, "Дизайн неприсоединившихся стран, изгиб членов за сдвига", цементных и бетонных композитов, V. 20, 1998, с. 465-475.
28. Кани, МВт; Хаггинс, МВт, и Витткопп, РР, Кани на сдвиг в железобетонных Торонтского университета печати, Toronto, ON, Канада, 1979, 225 с.
29. Гонконг, пыл и Rangan Б. В. Прочность на сдвиг высокопроизводительных бетонных балок, "Структурные ACI Journal, В. 95, № 6, ноябрь-декабрь 1998, с. 677-68.
30. Гонконг, FK; Робинс, PJ и Коул, DF, "Web Усиление влияния на глубокой балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 67, № 12, декабрь 1970, с. 1010-1016.
31. Moody, кг; Viest И.М., Элстнер, RC и Hognestad Е. "сдвиговой прочности железобетонных балок Часть 1-тесты простых Балки", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 51, No 12, декабрь 1954, с. 317-32.
32. Морроу, J., и Viest, IM, "Прочность на сдвиг в железобетонный каркас членов без веб усиление", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 9, сентябрь 1957, с. 833-869.
33. Ах, JK, и Шин, Ю, "Прочность на сдвиг железобетонных высокопрочных пучков Глубокая", ACI Структурные Journal, В. 98, № 2, март-апрель 2001, с. 164-173.
34. Ozcebe, G.; Эрсой, У. и Tankut, T., "Оценка минимального сдвига Требования Арматура повышенной прочности бетона", ACI Структурные Journal, V. 96, № 3, май-июнь 1999, с. 361 - 369.
35. Ramakrishnan В., Ananthanarayana Ю., "Предел прочности глубокой балки на сдвиг", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 65, № 2, февраль 1968, с. 87-98.
36. Риготти, М., "диагональных трещин в железобетонных Глубокая Балки-экспериментальное исследование", диссертация магистра, Университет Конкордия, 2002, 220 с.
37. Роговский, DM; Макгрегор, JM и Онг, SY, "Испытания Железобетонные балки Глубокая", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 4, июль-август 1986, с. 614-623.
38. Шин, S.; Ли, K.; Луны, J., и Гоша, СК "Сила сдвига армированных высокопрочных бетонных балок с Shear Span до глубины соотношения между 1,5 и 2,5", ACI Структурные Journal, В. 96, № 4, июль-август 1999, с. 549-556.
39. Смит, К., и Vantsiotis А.С., "Прочность на сдвиг глубокой балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 79, № 3, май-июнь 1982, с. 201-213.
40. Субеди, Н. К.; Варди, А. Е. и Kubota, N., "Железобетонные балки Глубокая-Некоторые результаты тестов," Журнал конкретных исследований, V. 38, № 137, 1986, с. 206-219.
41. Tan, KH, и Лу, HY, "Shear поведении при больших Железобетонные балки Глубокая и Кодекс сравнения", ACI Структурные Journal, V. 96, № 5, сентябрь-октябрь 1999, с. 836-845.
42. Tan, K.; Kong, F.; Дэн, S.; и Гуан, Л., высокопрочный бетон с глубокой балки Эффективное Span и Shear Span Вариации ", ACI Структурные Journal, В. 92, № 4, июль -августе 1995, с. 1-11.
43. Tan, K.; Kong, F.; Дэн, S.; и Вэн, Л., "Эффект веб Армирование высокопрочного бетона Глубокая Балки", ACI Структурные Journal, В. 94, № 5, сентябрь - Октябрь 1997, с. 572-582.
44. Tan, HK; Дэн, S.; Kong, F.; и Лу, H., "Главная стали Напряженность в высокопрочного бетона Глубокая и коротких балок", ACI Структурные Journal, В. 94, № 6, ноябрь - Декабрь 1997, с. 752-768.
45. Урибе, CM, а Алькосер, С. М., "Поведение глубокого Балки Разработанный с Strut-и-Tie модели", Национальным центром Prevenci
46. Узел, A., "Shear проектирования больших Фундамент", докторской диссертации, университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 2003, 185 с.
47. Watstein Д., и Матей, RG, "Деформации в балок диагональные трещины", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 55, № 12, декабрь 1958, с. 717-728.
48. Се, Ю.; Ахмад, SH; Ю., T.; и Чунг, W., "Shear пластичность железобетонных балок нормальной и высокопрочный бетон", ACI Структурные Journal, В. 91, № 2, март -апреле 1994, с. 140-149.
49. Ян, K.; Чунг, H.; Ли, E.; и Юн, H., "сдвиг характеристики высокопрочного бетона балок без глубокого сдвига подкрепление", инженерных сооружений, V. 25, 2003, с. 1343-1352 .
50. Танимура Ю., и Сато, T., "Оценка Прочность на сдвиг глубокой балки с стремена," Квартальный отчет в НИИ железных дорог, V. 46, № 1, февраль 2005, с. 53-58.
51. Мануэль, R.; небольшие, B.; и Suter Г. "Deep Поведение луча, пострадавших от длины и Shear Вариации Span", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 68, № 12, декабрь 1971, с. 954-958 .
52. Мацуо, M.; Lertsrisakulrat, T.; Янагава, A.; и Нива, J., "Shear Поведение RC Глубокая пучков с стремена," Труды Института Японии бетона, V. 23, 2002, с. 385-390 .
53. Гонейм, М., "Прочность на сдвиг из высокопрочного бетона Глубокая Балки" Журнал инженерии и прикладных наук, т. 48, № 4, август 2001, с. 675-693
54. Furuuchi, H.; Такахаси, Ю.; Ueda, T.; и Kakuta Ю., "Эффективная ширина для Shear Неспособность RC Глубокая плиты," Труды Института Японии бетона, V. 20, 1998, с. 209 - 216.
55. Quintero-Фебрес, CG; Парра-Монтесинос, Г. и Wight, JK, "Сила Struts в глубоких бетонных членов разработан с использованием Strut-и-Tie Метод", ACI Структурные Journal, В. 103, № 4, июль- Август 2006, с. 577-586.
56. Хара, T., "Прочность на сдвиг железобетонных Глубокие балки," Труды Института Японии бетона, V. 6, 1985, с. 395-402.
57. Уолравен, J., и Lehwalter, N., "Размерные эффекты в коротких балок, загруженных в Shear", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, сентябрь-октябрь 1994, с. 585-593.
58. Hognestad Е., "Исследование комбинированных изгиба и осевой нагрузки в железобетонной", бюллетень 399, Университет штата Иллинойс опытная станция инженерия, 1951, 128 с.
59. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-99) и Комментарии (318R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1999, 369 с.
Входящие в состав МСА Michael D. Браун Персонал инженер Уитлок, Далримпл, Постон, а Associates, Austin, TX. Он получил ОЧЭС, MSE, и докторскую степень в 2000, 2002 и 2005, соответственно, из Техасского университета в Остине, Остин, штат Техас. Он является членом комитетов МСА 228, неразрушающего контроля бетона, а также E803, факультет сети Координационного комитета и совместной ACI-ASCE комитетов 423, предварительно напряженного железобетона, а также 445, сдвига и кручения.
Входящие в состав МСА Огузханского Байрак является адъюнкт-профессором гражданского, архитектурных, инженерных и экологических и членом Клайд Е. профессора Ли Обладая в Университете штата Техас в Остине. Он является членом комитетов МСА 341 и сейсмостойких железобетонных мостов; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-441 ASCE комитетов, железобетонные колонны и 445, сдвига и кручения.