Перфорация сдвиговой прочности железобетонных плит без поперечной арматуры

Механическое объяснение явления штамповки сдвига плит без поперечной арматуры представлен на основе открытия критической трещины сдвига. Это приводит к разработке новых критериев отказа для штамповки сдвига на основе ротации плиты. Этот критерий правильно описывает штамповки сдвига сбои наблюдались в экспериментальной проверке, даже плиты с низким уровнем соотношения подкрепления. Ее применение требует знания нагрузки вращения отношения плиты, для которых простая механическая модель предлагается. В результате подход Показано, дает лучшие результаты, чем нынешние правила проектирования, с очень низким коэффициентом вариации (COV). Параметрический исследования показывают, что оно правильно предсказывает несколько аспектов штамповки сдвига наблюдалось ранее в тестировании, как размер эффекта (снижение номинальной прочности на сдвиг при увеличении размера член). Учет предлагаемый критерий неудачи и загрузить его вращения отношения плиты, прочность на сдвиг перфорации плоская плита показана зависеть от размаха плиты, а не от его толщины, как часто предлагают ..

Ключевые слова: критические трещина сдвига, интерьер плиты колонки связи, удары сдвига; двустороннего сдвига.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Железобетонные плиты на колоннах были впервые разработаны в США и Европе в начале 20-го century.1, 2 их конструкции как правило, включают большие грибовидные столицах колонку для облегчения введения местных сил от плиты к колонке. В 1950-х, плоские плиты без столицах начали приобретать широкое распространение. Из-за их простоты, как для строительства и для использования (простой опалубки и арматуры, плоский потолок позволяет легко разместить оборудования и монтаж под плита), они стали очень распространены в средней высоте жилых и офисных зданий, а также за парковку гаражи. Конструкция плоской плиты в основном регулируются условия обслуживания в одну сторону (при относительно больших прогибов в обслуживании), а также крайний предел государственного штамповки сдвига (также называется двусторонней сдвига), с другой стороны. Эти два критерия обычно приводят к выбору соответствующей толщине пластины.

Перфорация сдвига был предметом интенсивных экспериментальных усилий с 1950 года. В большинстве случаев, это явление исследовал, рассматривая изолированные плиты элемента. Этот элемент обычно представляет собой поверхность плиты, окружающими столб и разграничивается линией contraflexure для радиальных моментов, которые равны нулю на расстоянии к югу ^ г с ^ [асимптотически =] 0.22L (в соответствии с упругой оценка) , где L есть ось к оси расстояние между колоннами. В последние годы, в нескольких докладах современное состояние и синтеза документы были опубликованы на этой topic.3-5

Большинство кодексов дизайн базы их проверки на критической секции, с силой пробивая сдвиг плит без поперечной арматуры определяется как функция конкретных прочность на сжатие, а зачастую и армирования. Некоторые коды также учитывать размер эффекта, мембранный эффект, или отношение размера колонки на глубину плиты. Уравнение (1) показывает ACI 318-056 выражение для квадратного или круглого колонны умеренных размеров по отношению к толщине слоя

... (1)

где О средней глубине изгиба плиты, б ^ ^ к югу 0 периметр критического сечения расположен д / 2 от лица столбца, а / '^ с ^ к югу является указанных конкретных прочность на сжатие.

Текущая версия Еврокод 27 также включает в себя формулировку для оценки прочности на сдвиг перфорации плит

... (2)

где Ь ^ ^ к югу 0 является контроль по периметру расположены 2D с лица колонны, следующее выражение

... (3)

В начале 1960-х годов Киннунен и Nylander8 испытания серии слябов на штамповки, варьируя среди прочих параметров сумму изгиба арматуры в плите (см. рис. 1). Следующие выводы можно сделать из нагрузки вращения отношения тестов:

* Для укрепления отношений низким (испытание с В этом случае, прочность плиты ограничивается его изгиб потенциала и штамповки происходит только после больших пластических деформаций. Пробивая провал в конце пластиковых плато остается хрупкой и приводит к резким снижением прочности;

* Для промежуточных отношений подкрепление (тесты с В этом случае, прочность плиты меньше, чем его изгиб потенциал;

* Для укрепления больших отношениях (испытание с В этом случае, прочность плиты значительно ниже, чем ее изгиб потенциала;

* Увеличение процента армирования увеличивает пробивая потенциал, но сильно уменьшает деформации потенциала плиты, а также

* Уравнения ACI дизайн также приведены на рисунке. Он прогнозирует постоянной силы независимо от процента армирования. Наблюдается как Александр и Хокинс, 9 формуле. (1), в основном дизайн уравнения, как таковая, она не учитывает влияние изгиба арматуры.

На основе их результатов испытаний, Киннунен и Nylander8 разработал рациональную теорию для оценки силы штамповки сдвига в начале 1960-х на основе предположения, что сила штамповки достигается при данной критической Этот поворот был рассчитан путем упрощения кинематики плит и предполагая, билинейных отношения момента кривизны. До сих пор, это предложение остается одним из самых лучших моделей для штамповки явление. В последнее время некоторые улучшения были предложены Hallgren10 и Broms11 для учета размерных эффектов и высокопрочных бетона. Хотя очень элегантный и приводит к хорошим результатам, эта модель никогда не был непосредственно включен в кодексы практики, поскольку его применение не слишком сложна. Он служил в качестве основы, однако, Швейцарии и Швеции дизайн коды 1960-х.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Rational модели и расчетные формулы для штамповки сдвига, или двусторонней сдвига, основаны на результатах экспериментальных испытаний, проведенных в основном на тонких плит (D = 0,1 до 0,2 м [4 до 8 дюймов]). Дизайн коды, однако, как правило, применимы также к толстых плит и фундаментов (0,4 м [16 дюйма] и др.). Немногих имеющихся испытаний, проведенных на толстых плит обладают заметным влияние размера. Как следствие, существует необходимость рациональной модели правильно описывающие сдвига штамповки и учета размерного эффекта (определяется как снижение номинальной прочности на сдвиг при увеличении размера член).

В данной работе новый критерий неудачи для штамповки на основе сдвига критической теории трещин сдвига представлены. Этот критерий описывает отношения между силой пробивая сдвига плиты и ее вращения в связи с тем, оно совместимо с работами Киннунен и Nylander8 и на его долю приходится размерного эффекта. Полученные уравнения представлены в код дружественный формулировки.

FAILURE критерий, основанный на критическом сдвиге ТЕОРИИ ТРЕЩИН

Критические теории сдвиговых трещин

Как показано на рис. 1, сила штамповки сдвига уменьшается с увеличением вращения пластины. Это было объяснено Muttoni и Schwartz12 следующим образом: прочность на сдвиг уменьшается на наличие критической трещины сдвига, распространяющейся через слой на наклонной стойкой сжатия проведения поперечной силы столбца (рис. 2 (б)). Некоторые свидетельства поддержки роль сдвига критической трещины в прочности на сдвиг перфорации подробно в следующем:

1. Было показано, experimentally8, что 13 радиальных сжимающих напряжений в потолок пластинки у колонны, после достижения максимума при определенном уровне нагрузки, начинает уменьшаться (рис. 2 (г)). Незадолго до перфорации, деформации растяжения могут быть соблюдены. Это явление можно объяснить развитием коленчатые стойка с горизонтальной растяжение члена вдоль потолок в связи с развитием критического сдвига crack12 (рис. 2 (с)). Аналогичное явление наблюдается в лучах без сдвига reinforcement12 и

2. Экспериментальные результаты по Bollinger14 также подтверждают роль критической трещины сдвига в пробивая прочность плит. Испытания плиты показано на рис. 3 (б) был подкреплен концентрических колец размещены на границе плиты элемента только. В данной раскладки арматуры, только радиальные трещины развивались и образования кольцевых трещин в критической области удалось избежать. Таким образом, прочность на сдвиг перфорации этот тест был значительно выше, чем у аналогичной плиты с дополнительным кольцом в критической области (рис. 3 (с)). Для этого испытания, наличие дополнительного кольца в непосредственной близости от критической области приступили к разработке трещины в этом регионе, с последующим сокращение численности пробивая сдвига примерно 43%.

Перфорация сдвигу как функция вращения плиты

Открытие критических трещин сдвига снижает прочность наклонной стойкой сжатия конкретного осуществления сдвига и в конечном итоге приводит к неспособности сдвига штамповки. По Muttoni и Шварца, 12 ширина критической трещины можно считать пропорциональна произведению

... (4)

Сумма сдвига, которые могут быть переданы через трещины сдвига критической зависимости от шероховатости трещины, которые, в свою очередь, является функцией от максимального совокупного размера. По Walraven15 и Vecchio Коллинз, 16 шероховатости критической трещины и ее способность выполнять поперечных сил могут быть объяснены путем деления номинальной ширине трещины , где г ^ г ^ к югу максимальный совокупный размер и dg0 является ссылкой размера, равного 16 мм (0,63 дюйма). Следует отметить, что стоимость ГД должна быть установлена на уровне нулевого керамзитобетонных к ответственности за трещины, возникающим при агрегатов. Исходя из этого, в 2003 Muttoni17 предлагается улучшенный формулировка критерия разрушения

... (5)

Рисунок 5 сравнивает полученные результаты с формулой. (5) по результатам 99 испытаний штамповки из литературы, для которых Таблица 1 содержит дополнительную информацию. На этом рисунке, плита вращения либо получены из прямых измерений или вычислены автором на основе измеренного отклонения, предполагая, коническая деформация пластинки за пределами региона колонке. В случаях, когда различные соотношения укрепления были размещены вдоль перпендикулярных направлениях, максимальная вращения пластинки был рассмотрен. Вращения Тесты, в которых отказ пробивая сдвига произошло при достижении изгиб V ^ ^ к югу гибкого также считаются (отображается как пустой квадратов на рисунке).

Выражение приводится в МСА 318-056 также приведены на рис. 5. Можно отметить, что при малых значениях Это также площадь участка, в котором большинство испытаний расположены. При больших значениях Это можно проследить по двум причинам:

1. Когда формула ACI был первоначально предложен в начале 1960-х годов 9,19 проверяет только при относительно небольших глубинах эффективного были доступны и влияние размерного эффекта таким образом, не являются очевидными, и

2. Тесты, в котором произошел сбой штамповки, после достижения прочности при изгибе, но с ограниченными возможностями вращения рассматриваются в сравнении (пустые квадратики).

LOAD вращения СВЯЗЬ

Сравнивая рис. 1 и 5, то ясно, что штамповки из строя, на пересечении нагрузки кривая вращения пластинки с провалом критерию. Чтобы включить расчет прочности на сдвиг перфорации в соответствии с формулой. (5), отношения между В самом общем случае, нагрузка вращения отношения могут быть получены с помощью численного моделирования нелинейных изгибных поведение плите, используя, например, нелинейных конечных элементов кода. В осесимметричной случаях численного интегрирования отношения момента кривизны может быть выполнена directly.26 Это позволяет учитывать изгибающий момент перераспределения в плоских плит и объяснить увеличение по перфорации прочность на сдвиг в связи с в плоскости заключение дается квартира плиту в части плиты возле columns.26

Осесимметричном случае изолированной плиты элемент может также рассматриваться аналитически после некоторых упрощений. Как уже говорилось, тангенциальных трещин и радиальных кривизны сосредоточено в непосредственной близости от колонки. Вне критической трещины сдвига, расположенных в радиусе R ^ югу 0 ^ (предполагается, что на расстоянии г от лица колонка), радиальные момент, и таким образом радиальной кривизны, быстро уменьшается, как показано на рис. 6 (D) и (е). Следовательно, можно предположить, что соответствующая часть плиты деформируется после конической формы с постоянной плиты вращения

В области внутри радиуса г ^ ^ к югу 0, радиальный момент считается постоянной, потому что равновесие сил проводится по сечений определяется формой наклонных трещин (рис. 6 (б) и (с)), где силы в укрепление остается постоянным (в связи с тем, что поперечная сила представлена в колонке наклонной стойкой развивающихся за пределами сдвига критической трещины (рис. 2 (б) и (с)).

Всестороннее развитие выражения для загрузки вращения отношения плиты приведен в Приложении 1 .* Учитывая четырехлинейная момент кривизны отношений для железобетонных сечения (рис. 7), результат выражения

... (6)

где т ^ г ^ к югу радиальная момент на единицу длины, действующие в части плиты при г = к югу г ^ 0 ^, а оператор [слева] кронштейн х [справа] кронштейн угол х при х

Простой момент кривизны отношения могут быть приняты без учета прочности бетон е ^ ^ к югу карат и влияния напряженности жесткости, что приводит к билинейной отношениях аналогично Киннунен и Nylander, 8 показано пунктиром на рис. 7. Аналитическое выражение, описывающее loadrotation отношений, таким образом,

... (7а)

... (7б)

Предел прочности при изгибе пластинки образца достигается, когда радиус дали зоны (гу) равна радиусу плиты РС. В этом случае (г, к югу у = югу R ^ S ^ = г ^ к югу 1 = г ^ о ^ к югу, и-м ^ к югу т = т ^ к югу R ^), уравнение. (6) дает

... (7в)

На рисунке 8 показано сравнение предлагаемого решения с ранее описанной испытаний Киннунен и Nylander8 (рис. 1). Сплошные кривые представляют собой решение с момента четырехлинейная кривизны отношения уравнения. (6), в то время как пунктирные кривые упрощенное решение с билинейной момент кривизны отношения уравнения. (7). Для тонких слябов на рис. 8 оба решения предсказать пробивая нагрузки для всех укрепления отношений очень хорошо. Это может быть, однако, отметить, что расстояние между двумя решений больше для укрепления отношений меньше на более низких уровнях нагрузки. В этих случаях уравнение. (6) (который использует четырехлинейная момент кривизны отношения) предсказывает полную зависимость "нагрузка вращения с хорошей точностью. Уравнение (7), с упрощенной билинейных отношения момента кривизны, дает адекватные, но менее точные результаты, особенно для низких уровнях нагрузки, в котором прочности бетона и напряженности жесткости эффекты выражены сильнее. Оба подхода правильно описывают реальные возможности поворота плиты на провал.

Сила штамповки сдвига может быть получен непосредственно подстановки. (6) или (7) в формуле. (5) и решая полученное уравнение ..

Влияние толщины плиты

Рисунок 9 показывает нагрузки кривых вращения для двух испытаний Guandalini и Muttoni.13 Эти два испытания, очень похоже, с тем же отношением арматуры ( [0,63 дюйма]). Что отличает их размеры плиты: плиты PG10 составляет 3,0 х 3,0 х 0,25 м (118 х 118 х 9,8 дюйма), в то время как Слэб PG3 вдвое больше 6,0 х 6,0 х 0,5 м (236 х 236 х 19,7 дюйма ). Для облегчения сравнения этих двух тестов, оси абсцисс, в отличие от предыдущих цифр, приводятся данные о фактическом плиты вращения, а не значение с поправкой на совокупный размер и размер эффекта. В этом представлении нагрузки вращения отношения обеих плит практически идентичны, так как они геометрически идентичны, но масштабных 2:1. Критерии отказа, однако, другой из-за их различной толщины. Именно поэтому две пунктирные линии показали, давая критерия разрушения уравнения. (5) для каждой плиты толщиной верхней относящихся к тоньше, а нижний толстой плиты. В последнем случае, с низким коэффициентом армирования, разница между этими двумя loadrotation отношений, с учетом и без напряжения, жесткости, становится очевидным, в то время как более точное выражение формулы.

(6) довольно точно предсказывает полностью нагружения кривая, тем проще решение уравнения. (7) явно недооценивает жесткость плиты на начальных этапах загрузки, что приводит к недооценке силы сдвига штамповки. В то время как оба уравнения дают консервативные оценки фактической нагрузки неудачи, только формулы. (6) правильно описывает все этапы фактическое поведение толстые плиты с малым отношением подкрепления. Поскольку обе плиты геометрически подобны и из-за размерного эффекта, тем толще горбыль нижней вращения потенциала и не в довольно хрупкого образом, несмотря на низкий показатель подкрепления, в то время как тонкие плиты экспонаты более пластичным поведением ..

На рисунке 10 показано далее это явление, показывая нагрузки кривых вращения в соответствии с формулой. (6) для различных соотношений арматуры, а также неспособность критериев для различных толщин плиты. Постоянная значения, предсказанного ACI 318-056 расчетная формула также показаны для сравнения. Для тонких слябов и больших соотношениях арматуры, режим отказа является хрупким, как правило, при значениях больше, чем предсказывает уравнение ACI. Для низкого уровня подкрепления, но в особенности для толстых плит, предлагаемых в настоящем документе уравнений предсказать гораздо более низких уровней. Это особенно важно для толстых плит и основания коврики, которые могут часто превышает толщину 0,4 м (16 дюйма). В таких случаях, даже при сравнительно низкие уровни армирования, отказов является хрупкой и происходит при нагрузке уровнях явно ниже, чем предсказывали ACI, не доходя до теоретических изгиб нагрузки провал.

Moe's19 расчетная формула, которая остается основой для текущего дизайна ACI уравнения (формула (1)), не включает в себя термин для объяснения эффекта продольной арматуры. Вместе с тем, полученные от аналитическое выражение, что это, как пояснил Александр и Hawkins.9 Он выражает силу пробивая сдвига в зависимости от соотношения V югу ^ R ^ / V ^ ^ к югу гибкого (штамповка сдвигу V ^ к югу R ^ с нагрузкой, соответствующей изгиба потенциала V ^ ^ к югу гибкие пластинки). Используя формулу. (7в), испытания серии Moe19 и Элстнер Hognestad18 и могут быть представлены как на рис. 11. Из данных, имевшихся на тот момент, Moe's19 заключения линейную зависимость между силой пробивая сдвига и отношение V ^ к югу R ^ / V ^ ^ к югу гибкие пластинки подтверждается. Показаны рядом на рисунке как непрерывный линии конечной нагрузки полученные с помощью предложенной модели. Можно заметить, что уровень сдвига, при котором из строя уменьшается с увеличением толщины плиты, но наклон остается примерно тем же, что и наблюдалось Moe19 на тонких плит.

Размерный эффект весьма заметным, особенно для толстых плит. Для плит толщиной более 0,4 м (16 дюймов), ACI 318-056 расчетная формула переоценивает силу пробивая сдвига и не обеспечивает пластичного поведения ..

Кроме того, показано на рис. 11 является следствием усиление изгиба: увеличение такого подкрепления повышает производительность штамповки сдвига, но одновременно уменьшается соотношение перфорации нагрузку на изгиб нагрузку, которая выражается в меньших поворотов на провал. В таких случаях единственный способ обеспечить пластичного поведения плита включить поперечной арматуры.

Упрощенная конструкция МЕТОД

Для практических целей нагрузки вращения отношения могут быть еще более упростить, если предположить, параболы с 3 / 2 показателя в связи с заменой гибкого ^ (см. формулу. (7в)) достигается при радиусе зоны дали г ^ у ^ к югу равна 0,75 раза радиус изолированной плиты элемент г ^ с ^ к югу. Эти предположения, совместно с уравнением. (16), (18) и (22) из приложения 1, приводят к следующему соотношению

... (8)

Рисунок 12 показывает, снова четыре испытания Киннунен и Nylander, 8 экспериментальная зависимость нагрузки вращения вместе с теми, определяется выражением. (6) и по упрощенной метод расчета уравнения. (8). Оба выражения правильно предсказать пробивая нагрузка, упрощенная конструкция уравнение, чуть более консервативным ценностям.

В таблице 2, различные выражения, предлагаемые в настоящем документе, полное решение уравнения. (6), а также упрощенное решение уравнения. (8) сравниваются на основе девяти серии испытаний различных исследователей, в общей сложности 87 испытаний. Количество тестов в таблице 2 меньше, чем в таблице 1, поскольку тестирование с различным соотношением подкрепление в ортогональных направлениях, не считаются (испытаний Nylander и Sundquist24 Киннунен и др. al.25). В ходе испытаний, с квадратными колоннами, радиус колонны предполагается г, к югу с ^ ^ = 2b к югу с ^ / Следует отметить, что контроль по периметру с закругленными краями принимается при проверке силы штамповки сдвига в соответствии с МСА 318-056 (это по периметру управления по умолчанию в соответствии с этим кодом, где также разрешено четыре прямой односторонний контроль периметра, обратитесь к разделу 11.12.1.3 МСА 318-056). Кроме того, квадратные плиты превращаются в элементы круговой с одинаковой прочности при изгибе.

Кроме того, показано в таблице 2 и на рис. 13 являются результатом ACI 318-056 и Еврокод 2,7 предсказал результаты предлагаемой формулировки отличное, а среднее соотношение эффективно предсказал нагрузки близко к единице, и очень малым коэффициентом вариации (COV) от 0,08, соответственно, 0,09. Также примечательным является минимальное значение соотношения V ^ ^ к югу тест / V ^ ^ й к югу приведены в таблице 2. Коэффициент меньше 1,0 означает, что фактическая численность может быть ниже, чем прогнозировалось. Это 0,86 для обоих предлагаемых формулировок ..

Тесты, в котором произошел сбой, после достижения прочности при изгибе пластинки, также включены в результаты, и в этом случае, полагая прочность на изгиб его теоретическое значение (уравнение (7в)). Именно поэтому на рис. 13, ряд результатов агглютинируются по наклонной пунктирной линии, который ограничивает разрушение от изгиба режиме.

Результаты, приведенные по упрощенной формуле. (7) с билинейной отношения нагрузки вращения, не указанных в таблице, очень похожи на тех, дается полное решение уравнения. (6). Это не удивительно, потому что считается серии испытаний включают, прежде всего, образцы с малой или умеренной толщины плиты. По сравнения, результаты ACI 318-056, как правило, гораздо более консервативен, что можно ожидать от дизайна кода, но с гораздо большим COV (0,22 с закругленными критической секции или 0,20 квадратного размера критической секции), с потенциал фактически привести к небезопасной конструкции (минимальное значение соотношения V ^ югу тест ^ / V ^ ^ й к югу для рассматриваемых испытаний 0,82). Кроме того, отношение V ^ к югу тест ^ / V ^ ^ й к югу сильно уменьшается на 318-056 ACI при увеличении величины эффективной глубины плиты (см. испытаний Hassanzadeh22 и Hallgren10 в таблице 2 с D = 200 мм [7,87 дюйм] или испытаний ПГ-3 по Guandalini и Muttoni13 с Л = +456 мм [17,9 дюйма] на рис. 9).

Результаты Еврокода 27 лучше, с меньшим среднем соотношение, а также меньшие COV (в среднем отношение V ^ к югу тест ^ / V ^ ^ й к югу равны 1,14 и 0,12 в COV с минимальным значением, равным 0,86 ). Следует заметить, что Еврокод 27 ограничивает ценность фактором, влияющим на размерный эффект для плит с эффективным глубине меньше 200 мм (7,87 дюйма) с 2.0 (см. формулу. (3)), которая позволяет учитывать допуск толщины для тонких плит. Если этот предел не рассматривается, код уравнение показывает, лучше согласуются с результатами тестов, в среднем по 1,02 и 0,09 в COV, однако, минимальное значение соотношения V ^ ^ к югу испытание / V к югу ^ й ^ уменьшается до 0,79 .

Размер эффекта

Размер эффекта по перфорации прочность на сдвиг был внесен первоначально в данном документе путем умножения плиты (5). Интересно отметить, что стройность эффект (зависимость от отношения R ^ югу S ^ / г) присутствует в нагрузку вращения отношений определяется формулой. (8). Потому что ротации в соответствии с этим уравнением обратно пропорциональна толщине пластины, если уравнение. (8) вводится в уравнение. (5), толщина плиты г отменяет на правой части уравнения. Таким образом, следует, что фактор для уменьшения силы для размерный эффект не зависит от толщины плиты, а от диапазона, представлены в формуле. (8), к югу радиуса г ^ ^ с изолированной плиты элемента.

КОД-LIKE Постановка

В 2003 году Muttoni17 предложил подобные отношения за невыполнение критерия для штамповки сдвига плоская плита системы при условии, что г \ к югу = 0.22L, где Ь пролет плиты, а на изгиб потенциала плита V ^ к югу гибкого ^ совпадают [с] 8m ^ ^ Rd к югу (где MRD является изгиб потенциала плиту в колонке области сократилось на коэффициент сокращения силы). В результате loadrotation отношений, таким образом,

... (9)

где V ^ ^ Sub D является учтены силы сдвига. И в этом случае вращения зависит от гибкости и, таким образом, обратно пропорциональна толщине слоя, в результате чего коэффициент размерный эффект уравнения. (5) вновь функции пролета L пластинки, а не от его мощности. Уравнение (9) сформулированы для промежуточных колонн, на краю колонны, постоянная 8 должен быть заменен на 4 и на углу столбцов 2.

Уравнение (5), в форме слегка отредактированный и достичь целевых fractile 5%, в том числе модели фактором для покрытия некоторых нарушений в пролетах и в расположении нагрузки, была введена в Швейцарии Код для конкретных структурных SIA 26227 как

... (10)

где

...

где [прямо фи] является фактором силы сокращения для штамповки ([прямой фи] = 0,75).

Дизайн подход

Можно объединить уравнения. (9) описывающие поведение loaddeflection плиты элемент критерия разрушения уравнения. (10) в единую формулу дизайна. Точная численность штамповки (точка на рис. 14), то получается, если положить V ^ ^ Rd к югу равна V ^ ^ Sub-D и многократно в результате решения уравнения. Платные итерационный расчет даже для простейших случаев, эта формулировка не будет очень полезным на практике. Вместо простой проверки конструкция может быть выполнена расчета плиты вращения (9). С этой стоимости, соответствующей прочности на сдвиг перфорации плиты (точка B на рис. 14) находится по формуле применения. (10). Если силы получены из уравнения. (10) больше, чем расчетная нагрузка V ^ ^ Sub-D, конструкция является безопасной и консервативной. Если же, наоборот, это недостаточно, изгиб арматуры, размер столбца, или толщина плиты должна быть увеличена.

Параметрический изучение и сравнение результатам испытаний

Рисунок 15 демонстрирует способность формулирование изучить различные аспекты этого явления штамповки сдвига. Как уже известно, увеличение изгиба усиление приводит к увеличению потенциала пробивая сдвига (рис. 15 (а)). Этот эффект не рассматривается в МСА 318-056 формулировку, но входит в Еврокод 27 и формулирование (там, где увеличение изгиба усиление снижает плиты

Влияние размера столбца по отношению к толщине слоя показана на рис. 15 (б). Этот эффект, по мнению ACI, но только при больших значениях отношения Ь к югу 0 ^ / D. Предложенная формулировка, опять же, правильно описывает этот эффект для имеющихся результатов испытаний, равно как и формулировка Еврокода 2,7, который обрабатывает его, работая с контроля по периметру находится в 2D от колонны лицо вместо д / 2 для МСА и настоящем документе.

Рис 15 (с) показывает эффект эффективного толщина плиты на прочность штамповки. Несколько доступных тестов указывают на сильное снижение за очень толстых плит, которые правильно описывается предложенной модели, и Еврокод 27, но игнорировали МСА.

Что касается эффекта прочности бетона по перфорации сдвига, Еврокод 27 и предлагаемой формулировки дают стабильно хорошие результаты, как показано на рис. 15 (г).

Эффект от типа стали использоваться и ее текучести е ^ у ^ к югу, которое стало объектом лишь ограниченное расследование, в основном, Moe.19 Этот эффект не очень выражен, но незначительное увеличение с увеличением текучести предсказывается Предложенная формулировка.

Службы углубленного отношения плиты, в лице соотношение г ^ к югу S ^ / д для изолированных элементов плиты также имеет влияние на предел прочности на сдвиг перфорации, в соответствии с предложенной формулировкой. Этот эффект считается ни ACI 318-056 ни Еврокод 2,7 Дальнейшие исследования должны быть посвящена изучению этого аспекта, как перфорация силы очень тонкие плиты оказывается меньше, чем ожидалось, и никаких исследований со значительным толщины в настоящее время.

РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ

Правила проектирования для штамповки сдвига настоящее время в разработке кодов, как правило, на основе экспериментальных данных осуществляется на отдельных элементов, представляющих собой плиту части плиты близко к колонке. Большинство тестов были проведены на относительно тонких плит, как правило, от 0,1 до 0,2 м (от 4 до 8 дюймов). Результаты испытаний, тем не менее широко экстраполированы на дизайн квартиры плит толщиной обычно от 2 до 3 раз больше, и даже за основу матов с толщинами от 10 до 20 раз больше.

В настоящей работе предлагается механическая модель, основанную на критической теории трещин сдвига, объясняя поведение штамповки плоских плит без поперечной арматуры и правильно учета размерного эффекта. Критерия разрушения происходит на его основе, соответствующей описывает роль многих геометрических и механических параметров, входящих в пробивая сдвига. Основные выводы этой работы являются:

1. В соответствии с предлагаемым критерием отказа, пробивая силы является функцией открытия критических трещин сдвига в плите. Его влияние считается пропорциональной произведению плиты вращения раз толщина плиты и корректируются фактором для учета максимальный диаметр совокупности;

2. Эта неудача одновременно определяет критерий пробивая нагрузки и вращения потенциала плитой, а значит, и его пластичность;

3. Пробивая нагрузка может быть определена путем применения критерия отказа и нагрузки вращения отношения получили от нелинейный анализ плиты при изгибе. Для осесимметричных случаях, аналитические разработки, полученные на основе нелинейной диаграмме момент кривизны дан нам;

4. Упрощенная билинейной (упруго-пластических) момент кривизны отношения не могут быть применены и к точно оценить пробивая нагрузки. Использование более сложных отношений momentcurvature требуется только для толстых плит с низким уровнем соотношения укрепление, в котором необходимо четко учитывать последствия прочности бетона и напряженности жесткости;

5. Упрощенные аналитические разработки отношений нагрузки вращения, как это используется в текущем швейцарских нормы проектирования для железобетонных конструкций, а также дает хорошую оценку пробивая нагрузки;

6. В статье предлагается метод расчета штамповки силы в зависимости от эффективной глубины плиты, размер столбца, изгиб коэффициент армирования, текучести арматурной стали, бетона, максимальный размер, и службы углубленного отношение плиты. Этот метод дает очень хорошие результаты по сравнению с 87 серии тестов, с COV отношения V ^ югу тест ^ / V ^ ^ м к югу от 8%;

7. Размер влияет на прочность на сдвиг перфорации учитывается в неспособности критерием критической теории трещин сдвига. Этот эффект в сочетании с гибкостью эффект от нагрузки вращения отношения предлагаемых в настоящем документе, могут быть сформулированы в зависимости от пролета плиты;

8. ACI 318-056 не только имеют очень большое COV по сравнению с результатами испытаний (22%), но она не включает в себя важные последствия, что приводит к небезопасной конструкции, в частности, для густых и / или тонкой плиты с низким уровнем соотношения арматуры;

9. Еврокод 27 имеет более COV по сравнению с результатами испытаний (12%), но он также может предсказать unconservative значения для тонких плит;

10. Даже если испытания на тонких плит проявили некоторый уровень пластичности низкого соотношения арматуры, поведение довольно хрупкого для толстых плит, а также

11. Для толстых плит, единственным выходом для достижения удовлетворительного уровня пластичности разместить штамповки поперечной арматуры.

Авторы

Работа, представленная в данной работе был профинансирован Ассоциацией швейцарских цементной промышленности (cemsuisse) и проекта Swisscode Швейцарского общества инженеров и архитекторов (SIA). Автор выражает признательность за поддержку получил.

* Приложения доступны на сайте <a target="_blank" href="http://www.concrete.org" rel="nofollow"> www.concrete.org </ A> в формате PDF в качестве дополнения к опубликованному бумаги. Он также доступен в печатном виде в штаб-квартире ACI за дополнительную плату в размере стоимости воспроизводства плюс управляемость на момент запроса.

Ссылки

1. Gasparini Д.А., "Вклад CAP Тернер на развитие железобетонных плоских плит 1905-1909," Журнал строительной техники, ASCE, В. 128, № 10, 2002, с. 1243-1252.

2. F

3. Silfwerbrand, J., и Hassanzadeh, Г., ред. ", Международный семинар по перфорации Shear Емкость RC плиты", Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 2000, 527 с.

4. FIB, "штамповка структурной бетонных плит," Бюллетень врать 12, Лозанна, Швейцария, 2001, стр. 307.

5. Поляк, М., изд., Пробивая Shear в железобетонных плит, SP-232, американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 302 с.

6. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.

7. Еврокод 2, "Проектирование железобетонных конструкций-Часть 1-1: Общие правила и правила для зданий", ЕКС, EN 1992-1-1, Брюссель, Бельгия, 2004, 225 с.

8. Киннунен, S., и Нюландер, H., "штамповка из бетонных плит без поперечной арматуры," Труды Королевского технологического института, № 158, Стокгольм, Швеция, 1960, 112 с.

9. Александр, SDB, а Хокинс, М., Дизайн взгляд на Штамповка Shear, SP-232, М. Поляк, под ред. Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 2005, с. 97-108.

10. Холлгрен, М., "штамповка Shear способность армированных Высокая прочность бетонных плит," докторская диссертация, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 1996, 206 с.

11. Бромсом, CE, бетонные плиты и квартира Фундамент: Разработка метода для перфорации и детали для пластичность, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 2006, 114 с.

12. Muttoni А., Шварц, J., "Поведение Балки и плиты набирает без поперечной арматуры", IABSE коллоквиум, В. 62, Цюрих, Швейцария, 1991, с. 703-708.

13. Guandalini, S., и Muttoni А., "Симметричные Штамповка Испытания железобетонных плит без поперечной арматуры," Отчет об испытаниях, EPFL, Лозанна, Швейцария, 2004, 78 с. (На французском)

14. Bollinger, К., "несущих поведения и усиление осесимметрично загружено железобетонных плит", докторской диссертации, Abteilung Bauwesen дер университете Дортмунд, Дортмунд, Германия, 1985, 262 с. (На немецком)

15. Уолравен, JC, "Фундаментальный анализ совокупного Interlock" Журнал строительной техники, ASCE, В. 107, № 11, 1981, с. 2245-2270.

16. Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Модифицированный сжатия теории поля для железобетонных элементов, подвергнутых сдвига", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 219-231.

17. Muttoni, A., "срез и пробой Прочность плит без поперечной арматуры," Бетон-унд Stahlbetonbau, В. 98, № 2, Берлин, Германия, 2003, с. 74-84. (На немецком)

18. Элстнер, RC, и Hognestad Е. "сдвигу железобетонных плит", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 2, февраль 1956, с. 29-58.

19. Moe, J., "ножницы прочности железобетонных плит и Фундамент под действием сосредоточенных нагрузок", В. D47, PCA, IL, 1961, 135 с.

20. Шаферс, U., "Строительство, мощности и безопасности по отношению к перфорации Shear железобетонных плоских пластин в окрестности внутреннего Столбцы" Deutscher Ausschuss f )

21. Tolf П., "Влияние толщины плит на прочность бетона плит на Перфорация: Тесты с круговой плиты", № 146, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 1988, 64 с. (На шведском)

22. Hassanzadeh Г., усилению моста плит по отношению к перфорации: Результаты испытаний ", доклад 41, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 1996, 134 с. (На шведском)

23. Ramdane, К.-Э. ", штамповка Shear высоких плит конкретных действий" Использование High-Strength/High конкретных действий, Труды четвертого международного симпозиума, В. 3, Париж, Франция, 1996, с. 1015-1026 .

24. Нюландер, H., и Сандкист, H., "пробивки мост Плиты с не-напрягаемой арматуры на столбцы", № 104, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 1972, стр. 64. (На шведском языке)

25. Киннунен, S.; Nylander, H.; и Tolf П., "Влияние толщины плит на прочность бетона плит на Перфорация: Тесты с прямоугольными плиты", испытания, Королевский технологический институт, № 137, Стокгольм , Швеция, 1980, 73 с. (на шведском)

26. Guandalini, S., "Симметричные Штамповка в R / C плиты", докторской диссертации, № 3380, EPFL, Лозанна, Швейцария, 2005, 289 с. (На французском)

27. SIA ", 262 Код для железобетонных конструкций", Швейцарского общества инженеров и архитекторов, Цюрих, Швейцария, 2003, 94 с.

Входящие в состав МСА Аурелио Muttoni является профессором и руководителем Железобетона Лаборатория Федеральная политехническая школа Лозанны (EPFL), Лозанна, Швейцария. Он получил диплом и докторскую степень по гражданскому строительству из Швейцарского федерального института технологии в Цюрихе, Швейцария, в 1982 и 1989, соответственно. Его исследовательские интересы включают теоретические основы проектирования железобетонных конструкций, срез и пробой сдвига армированных волокном высокопрочного бетона, soilstructure взаимодействия и концептуального проектирования мостов.