Влияние поперечной арматуры в железобетонных Непрерывная глубокая Балки
Результаты испытаний 24 железобетонных непрерывных глубоких пучков. Основных переменных были изучены прочности бетона, сдвиг пролета к общей глубине отношение (/ ч) и количества и конфигурации поперечной арматуры. Результаты этого исследования показывают, что нагрузка передачи поперечной арматуры, был гораздо более видное место в непрерывных пучков глубокой, чем в опертой глубокой балки. Для пучков с / ч 0,5, усиление горизонтальных сдвиговых всегда была более эффективна, чем вертикальное армирование сдвига. Отношение нагрузки измеряется и предсказывает стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05 снизилось по сравнению с увеличением / ч. Это снижение скорости было более значительным, непрерывных пучков глубокой, чем в простых глубокой балки. Стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05 переоценил силу непрерывных глубоких балок / ч больше, чем 1,0.
Ключевые слова: балки; нагрузки; поперечной арматуры; стойки и галстук модели.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Железобетонные глубокой пучков используются в структурах, как распределение нагрузки, такие элементы, как передача балки, кучи шапок и фундаментных стен в высотных зданиях. Хотя эти члены как правило, имеют несколько поддерживает обширные экспериментальные исследования привели простой глубокой пучков в фокусе. Поведение непрерывных глубоких пучков значительно отличается от того, чтобы просто поддерживает глубокие балки. Сосуществования высокого сдвига и большим моментом и внутри пролета среза в непрерывном глубокой пучков оказывает значительное влияние на развитие трещины, что приводит к значительному снижению эффективной прочность бетона, стойка, которая является основным элементом передачи нагрузки в глубоком beams.1 Действительно, несколько experiments1-3 были проведены на непрерывных пучков глубокого сдвига службы к общей глубине отношение (а / ч) больше, чем 1,08. Результаты простых глубокой пучков проверен Tan и др. al.4 и Смит и Vantsiotis, 5 однако, показали, что относительная эффективность горизонтального и вертикального сдвига усиление контроля на диагональные трещины и повышение нагрузки отменил для глубокого пучков с / ч меньше , чем 1,0, то есть горизонтальное армирование сдвига является более эффективным для / ч ниже 1,0, а вертикальный сдвиг подкрепление является более эффективным для / ч пиво, чем 1,0.
Текущего codes6-8 и несколько researchers9-12 были рекомендованы дизайн глубокой пучков с помощью стойки и галстук модели. В этих стойки и галстук моделей, основной функцией поперечной арматуры является ограничение диагональные трещины вблизи концов бутылочной формы стоек и дать несколько пластичности для стоек. ACI 318-05, раздел A.3.3, позволяет использовать коэффициент эффективности от 0,75 при расчете эффективной конкретные прочности при сжатии бутылочной формы стоек с подкреплением удовлетворяющих ACI 318-05, раздел A.3.3. Значение коэффициента эффективности падает до 0,6, если поперечной арматуры в соответствии с рекомендацией ACI 318-05, раздел A.3.3, не предусмотрено. Это означает, что поперечной арматуры, удовлетворяющих ACI 318-05, раздел A.3.3, приведет к увеличению прочности балок предсказывали стойки и галстук модели на 25%. Исследования действия стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05, однако, очень редки даже в простых глубокой beams.12-14
В настоящем документе представлены результаты испытаний 24 два пролета железобетонные глубокой балки. Основных переменных включены прочности бетона, / ч, а количество и конфигурацию поперечной арматуры. Влияние поперечной арматуры на предел прочности на сдвиг в непрерывных глубоких балок по сравнению с их соответствующие простые. Грузоподъемность прогнозы железобетонных непрерывных глубоких пучков стойки и галстук модель ACI 318-05 были оценены по сравнению с результатами испытаний.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Большая исследовательская работа была сосредоточена на опертой глубокой балки. Даже несколько тестов на непрерывных глубоких пучков проводились на пучков с / ч превышает 1,0 и прочности бетона менее 35 МПа (5,0 KSI). Результаты тестов в этом исследовании четко показали влияние поперечной арматуры на структурные поведение непрерывных глубоких балок по вариации прочности бетона и / ч. Предел прочности на сдвиг непрерывных глубоких балок и передачи нагрузки потенциала поперечной арматуры, были сопоставлены с данными соответствующего простой глубоких балок и предсказаниями, полученными из стойки и галстук модели, рекомендованные в ACI 318-05.
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ
Подробная информация о геометрических размеров и усиление испытания образцов приведены в таблице 1 и рис. 1. Основных переменных были изучены прочность на сжатие конкретных е '^ с ^ к югу, / ч, а количество и конфигурацию поперечной арматуры. Балки испытания были разделены на две группы в зависимости от конкретных прочность на сжатие: L-серии для проектирования прочности бетона 30 МПа (4350 фунтов на квадратный дюйм) и H-серии для проектирования конкретных силу 60 МПа (8700 фунтов на квадратный дюйм). / Ч были первоначально предназначены для 0,5 и 1,0, чтобы сравнению с текущими результатами с теми, сообщает Yang13 для простых глубокой балки. Значение / ч, H-серии, однако, был увеличен с 0,5 до 0,6, а способность балок е '^ с ^ к югу от 60 МПа (8700 фунтов на квадратный дюйм) и / ч 0,5 превысил возможности грузовой машины летчик-испытатель. Конфигурации поперечной арматуры включает в себя четыре различных механизмов, как показано на рис. 1: нет, только вертикальные, только горизонтальные, и ортогональных подкрепления. Расстояние между поперечной арматуры было выбрано 60 и 120 мм (2,36 и 4,72 дюйма) и соответствующий сдвиг укрепление отношений, площадь поперечной арматуры на расстояние с, м.т. равна ширине пучка), были 0,003 и 0,006, соответственно, для удовлетворения максимального расстояния, указанные в ACI 318-05, раздел 11,8, а минимальная сумма рекомендованных в ACI 318-05, Раздел A.3.3.2.
Пучка обозначения приведены в таблице 1 включает в себя четыре части. Первая часть относится к прочности бетона дизайн: L низкой прочностью на сжатие и H для высокой прочностью на сжатие. Вторая часть используется для идентификации / ч. Третья и четвертая части определения размера горизонтального и вертикального сдвига арматуры, соответственно: для N не поперечной арматуры, а также S и T для сдвига отношения укрепление 0,003 и 0,006, соответственно. Например, L5-СС непрерывного глубокой пучка, дизайн прочности бетона 30 МПа (4350 фунтов на квадратный дюйм), / ч 0,5, а как горизонтальной, так и вертикального сдвига отношения укрепление 0,003 ..
Все пучков проверенных же ширина профиля Ь к югу W ^ 160 мм (6,3 дюйма) и общей глубиной ч раздел 600 мм (23,6 дюйма). И продольных сверху, , укрепление отношений были оставаться неизменной на все лучи, как 1%, что были рассчитаны нелинейного анализа FE, 15 чтобы убедиться в отсутствии осадка изгиб продольной арматуры до разрушение бетона стоек. Длина каждого пролета L изменяться в зависимости от / ч, как это указано в таблице 1. Ясно охватывает продольной верхней и нижней арматуры, и поперечной арматуры, были 35 и 29 мм (1,38 и 1,14 дюйма), соответственно. Продольной арматуры дно непрерывной по всей длине пучка и приваривается к 160 Степень крючки в соответствии с МСА 318-05. Вертикального сдвига подкрепление был закрыт стременах и укрепление горизонтальных сдвига с 90 крючков степени была организована вдоль продольной оси в обе стороны лучей ..
Свойства материалов
Механических свойств укрепление приведены в таблице 2. Все продольной и поперечной арматуры были деформированы баров 19 мм (0,75 дюйма) диаметра, имеющие номинальной площади 287 мм ^ 2 ^ SUP (0,44 дюйма SUP ^ 2 ^) и текучести 562 МПа (81,6 КСИ) и 6 мм (0,23 дюйма) диаметра, имеющих номинальную площадь составляет 28,2 мм ^ 2 ^ SUP (0.04 дюйма SUP ^ 2 ^) и текучести 483 МПа (70 KSI), соответственно. Текучести 6 мм (0,23 дюйма) диаметр подкрепление было получено 0,2% офсетным способом.
Компонентов бетона были обыкновенные портландцемента, зола, нерегулярным гравий максимальный размер 25 мм (0,98 дюйма), а песок. Воды и связующего отношения L-серии добавил золы на 12% и H-серии добавил золы на 20% были 0,41 и 0,27, соответственно. Все образцы были отлиты в вертикальном положении в той же деревянные формы. Контроль образцов, которые были 100 мм (3,94 дюйма) диаметром 200 мм (7,87 дюйма) высокого цилиндров, были брошены и лечение одновременно с пучков для определения прочности на сжатие. Они были испытаны вскоре после пучка испытания. Результаты цилиндра прочность на сжатие приведены в таблице 1, среднее значение для тестирования девять цилиндров.
Испытательная установка
Загрузка и приборов механизмов приведены на рис. 2. Все пучков с двух пролетов были протестированы на провал в два симметричных точках верхней загрузки системы при загрузке скорость 30 кН / мин (6,7 кип / мин) с использованием 3000 кН (675 кип) создание универсальной испытательной машине (UTM). Каждый пролет был идентифицирован как E-службы или W-диапазона, как показано на рис. 1. Два внешних поддерживает конце были разработаны, чтобы горизонтальные и вращательные движения, в то время промежуточной опоры предотвратить горизонтальное движение, но позволил ротации. Для оценки сдвига силы и распределения нагрузки, 1000 кН (225 кип) клеток грузоподъемность были установлены в наружной поддерживает цели. На месте погрузки или точка опоры, стальная пластина 100, 150 или 200 мм (3,94, 5,9 или 7,88 дюйма) шириной меры для предотвращения преждевременной дробления или отказа подшипника, как показано на рис. 2. Все стальные пластины 50 мм (1,97 дюйма) толщиной до 300 мм (11,8 дюйма) для покрытия всей ширине образца. Все лучи предустановленной до общей нагрузкой до 150 кН (33,7 кип) до испытания, которые не производят каких-либо трещин, обеспечить аналогичное распределение загрузки на поддержку в соответствии с результатом линейного двумерного конечного элемента (2 - D FE) анализ ..
Вертикальные прогибы на расстоянии до 0.45L 0.47L снаружи поддержки, которая является местом нахождения максимального отклонения предсказывали линейных 2-D анализа FE, а в середине пролета каждого пролета была измерена с помощью линейной переменной дифференциальных трансформаторов (LVDTs ). Обе поверхности пучков испытания были побелены, чтобы помочь в наблюдении за развитием трещин во время тестирования. Наклонные трещины шириной конкретных стоек присоединения края нагрузки и опорные плиты контролировали 2. Штаммов поперечной арматуры были измерены 5 мм (0,2 дюйма) электрическое сопротивление тензодатчиков (ERS) в области пересечения линии, соединяющей края нагрузки и промежуточные опорные плиты, как показано на рис. 1. В каждой нагрузки прирост, тестовые данные были захвачены регистратор данных и автоматически сохраняются.
Поддержка пунктов
Непрерывная глубокая пучки чувствительных к дифференциальным поддержки поселений вызывает дополнительную минуту и сдвига. Для оценки влияния дифференциальных поселений на балках тестирование, линейных 2-D FE анализ рассматривает эффект деформации сдвига была проведена по балкам на рис. 1. Для пучков испытания, источники относительной пунктов поддержки были упругих сокращение тензодатчика и пластинки, и упругой деформации русла испытательной машины. Второй момент площади кровать испытательная машина сечение о изгиба оси 3,2 точка нагрузки R (в кН) на расстоянии 1500 мм (59 дюймов) от центра тестирования машина 0.000176R мм. Количество упругих сокращение из-за нагрузки на наружные и промежуточных опор, связанных с тензодатчика и пластин был рассмотрен в разработке поддержку размер следующим образом. Когда / ч, 0,5, реакция внешних и промежуточных опор из-за полного приложенной нагрузки P от линейных 2-D анализа FE, являются 0.2P и 0.6P, соответственно.
Как высоты промежуточной опоры равнялась внешнего датчика нагрузки, площадь контакта промежуточной опоры с кроватью испытательной машины был разработан в три раза шире, чем камеры нагрузки на внешней поддержки для производства же упругой сокращения. Результаты экспериментальной проверки показали, что максимальное разрешение внешнего поддержку по сравнению с промежуточной опорой было в порядке L/25, 000. Для дифференциальной урегулирования между внешним и промежуточных опор от L/25, 000, максимальная дополнительные силы сдвига получены из анализа линейных 2-D FE 25 и 7 кН (5,62 и 1,57 кип) для пучков с / ч 0,5 и 1,0 , соответственно. Это означает, что неравномерная осадка не оказали существенного влияния на расположение тест ..
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ОБСУЖДЕНИЕ
Распространение трещины и разрушения режиме
Трещин существенно повлиял / ч, как показано на рис. 3 и в таблице 3. Трещины картины в L-серии был похож на что в H-серии, поэтому это не показано на рис. 3. Для пучков с / ч = 0,5, первые трещины внезапно в диагональном направлении примерно 40% от предела прочности при middepth конкретной стойки и внутри пролета среза, а затем изгиб трещины в провисания регионе сразу же после . Первый изгиб трещины на промежуточной опоре в целом произошло примерно в 80% от предела прочности, и был меньше, чем 0.2h глубоко на провал. Поскольку нагрузка возросла, более изгиб и диагональные трещины были сформированы и основные диагональные трещины распространяется на соедините края, груза и промежуточных пластин поддержки. Диагональные трещины в рамках внешней службы сдвига произошло внезапно возле разрушающей нагрузки. Трещины в пучках с / ч = 1,0, разработанные в порядке, отличном от описанной ранее для пучков с / ч = 0,5. В этих пучков, первая трещина произошла вертикально коробления зоны, а затем диагональных трещин внутри пролета среза, а затем вертикальная трещина прошла в провисания зоны, а диагональные трещины в рамках внешней охватывает сдвига редко развитых.
Незадолго до отказа, два пролета показал почти такой же модели трещины. Все пучков разработал тот же режим отказа как это наблюдается в других experiments.3 провал самолетов развивались по диагонали трещина, образовавшаяся на конкретные стойки по краям нагрузки и промежуточных пластин поддержки. Два жестких блоков отдельно от оригинальных пучков на провал из-за значительного диагональных трещин. Конец блока поворачиваться вокруг внешней поддержки оставив другого блока установлены более других двух опорах, как показано на рис. 3.
Нагрузки по сравнению с прогиба в середине пролета
Отклонения луча в середине пролета было меньше, чем измеренные при 0.45L 0.47L к снаружи поддержки до наступления первого диагональные трещины, как предсказано в 2-D анализа FE. После первого диагональные трещины, однако, прогиба в середине пролета была выше. Таким образом, прогиба в середине пролета несостоявшегося службы для различных пучков испытания только представлены на рис. 4 от общего нагрузку: Рис. 4 (а) для пучков в L-серии и на рис. 4 (б) для пучков в H-серии. Начальная жесткость балок испытания увеличен в соответствии с увеличением прочности бетона и уменьшение / ч, но, кажется, не зависит от размера и конфигурации поперечной арматуры. Развитие трещин в изгибе провисания и коробления зон мало влияет на жесткость балок испытания. Но появление диагональные трещины внутри пролета среза вызвали резкий спад в потоке жесткости и увеличение отклонения луча. Это сокращение было жесткости видное место в случае нижняя прочности бетона и выше / ч..
Реакция опоры
Рисунок 5 показывает объем нагрузки передается до конца и промежуточных опор по отношению к общему приложенной нагрузки в L-серии балок / ч = 0,5. На этом же рисунке, опорных реакций, полученные из линейных 2-D анализа FE также представлены. Конца и промежуточных реакций поддержку L-серии балок / ч = 1,0 и H-серии лучи, аналогичные L-серии балок / ч = 0,5, следовательно, не представленные в настоящем документе. Перед первым диагональные трещины, отношения конца и промежуточных реакций поддержку в борьбе с общей нагрузке во всех пучков испытания показывают хорошее согласие с предсказаниями линейных 2-D анализа FE. Количество нагрузок, передается в конец поддержка, однако, была несколько выше, чем предсказывает линейного анализа 2-D FE после появления первых диагональные трещины и внутри пролета среза. При неудаче, разница между измеренным конце реакции поддержки и прогнозирования линейных 2-D анализа FE было в порядке от 7 до 12%, для пучков с / ч = 0,5 и / ч = 1,0, соответственно.
Распределение нагрузку на поддержку не зависит от количества и конфигурации поперечной арматуры. Это означает, что, хотя после появления диагональные трещины балка жесткости сократилась, как показано на рис. 4, внутреннее перераспределение сил ограничен ..
Ширина диагональные трещины
На рисунке 6 показано изменение диагональные трещины шириной в интерьере сдвига службы в соответствии с конфигурацией поперечной арматуры: Рис. 6 (а) в первую диагональные нагрузки трещин и рис. 6 (б) при той же нагрузке, как предельная нагрузка провала соответствующих глубоких пучка без поперечной арматуры. По той же конкретные прочность на сжатие, тем больше / ч, тем больше диагональных ширина трещины. Shear укрепление важную роль в сдерживании развития диагонального ширина трещины, что существенно зависит от / ч. Более заметное сокращение диагональная ширина трещины появились в балках с горизонтальным усиление сдвига или только ортогональных поперечной арматуры, чем в пучках с вертикальной усиление сдвига только тогда, когда / ч 0,5. С другой стороны, для пучков с / ч = 1,0, ширина меньше диагональные трещины наблюдаются в пучках с вертикальной усиление сдвига только, чем в пучках с ортогональным усиление сдвига, хотя общая доля усиление сдвига в этих пучков же ( . V. ч = 0,006).
Рисунок 7 показывает напряжение в поперечной арматуры по отношению к общему приложенной нагрузки в H-серии балок: рис. 7 (а) для вертикальной поперечной арматуры в пучках с вертикальным или ортогональных поперечной арматуры, а на рис. 7 (б) для горизонтальной поперечной арматуры балок в горизонтальном или ортогональных поперечной арматуры. Соотношение между штаммами в поперечной арматуры, а общий приложенной нагрузки в L-серии балок аналогичны, что в H-серии балок; следовательно, не представленные в настоящем документе. Штаммов поперечной арматуры были записаны ERS датчиков в разных местах, как показано на рис. 1. Shear подкрепление как правило, не напряженными на начальных этапах загрузки. Тем не менее, штаммы внезапно возросла с появлением первых диагональные трещины. В лучах с / ч = 0,6, только горизонтальная арматура дали, а в пучках с / ч = 1,0, только вертикальная арматура сдался. Это означает, что усиление способности для передачи напряженности в трещины сильно зависит от угла между арматурой и оси стойки ..
Ultimate напряжения сдвига
Нормированный предел прочности на сдвиг, 8 Рис. 8 () для опертой глубоких пучков приведены в приложении, а на рис. 8 (б) для непрерывного глубокой пучков в том числе о результатах испытаний и др. Роговский al.1 и Ashour.2 Видно, что предел прочности на сдвиг все лучи или без поперечной арматуры упала в связи с увеличением / ч. Снижение конечной прочности на сдвиг зависит также от конфигурации поперечной арматуры. Для глубокой пучков без поперечной арматуры, нормированные конечной прочности на сдвиг. в непрерывном глубоких балок меньше, чем в опертой них в среднем на 26% за счет более высокой поперечной деформации растяжения производства связующих продольном верхней и нижней арматуры. При поперечной арматуры обеспечивается, нормированные Влияние горизонтальной и вертикальной поперечной арматуры на предел прочности на сдвиг под влиянием / ч.
Ниже / ч, тем более эффективной горизонтальной усиление сдвига и менее эффективных вертикальных усиление сдвига. Когда / ч была ниже 0,6, прочность на сдвиг глубоких балок с минимальным горизонтальным усиление сдвига имел среднее значение 150% выше, чем верхняя граница стоимости, 0,83 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ Ь ш к югу ^ D, указанных в ACI 318-05, раздел 11.8.3 ..
Нагрузка передачи потенциала поперечной арматуры
Сдвигу глубоких пучков V ^ п ^ к югу можно описать следующим образом
V ^ к югу п ^ = V ^ с ^ к югу V ^ югу S ^ (1)
где V ^ с ^ к югу и к югу V ^ S ^ равны несущей способности бетонных и передачи нагрузки потенциала поперечной арматуры, соответственно.
Как грузоподъемностью конкретные обычно рассматривается как прочность балок без поперечной арматуры, (V ^ югу п ^) ^ к югу W / O ^, соотношение грузоподъемность передачи поперечной арматуры на прочность на сдвиг пучков V ^ к югу с ^ / V ^ югу п ^ является
... (2)
Вариации V югу ^ с ^ / V ^ п ^ к югу на неудачной пролета среза против повышения / ч приведены на рис. 9 Рис. 9 (а), (б) и (с) для пучков с вертикальной усиление сдвига только с горизонтальными усиление сдвига только, и с ортогональными усиление сдвига, соответственно. На этом же рисунке, результаты испытаний опертой глубокой пучков приведены в приложении, которые такого же материала и геометрических свойств непрерывных глубоких пучков испытания в текущем исследовании также представлены. Грузоподъемность передачи поперечной арматуры более выражен в непрерывных пучков глубокой, чем у простых.
Грузоподъемность передачи поперечной арматуры зависит от / ч. Грузоподъемность передачи вертикального сдвига укрепление была выше балок / ч = 1,0, чем те, с / ч = 0,5, как показано на рис. 9 (а). С другой стороны, грузоподъемность передачи горизонтального сдвига укрепление была выше балок / ч = 0,5, чем те, с / ч = 1,0, как показано на рис. 9 (б). Существующие результаты испытаний непрерывных глубоких пучков осуществляется Роговский и др. al.1 и Ашур, 2 и замечания ACI 318-05, раздел 11.8, полагают, что усиление горизонтального сдвига мало влияет на сдвиг улучшения прочности и трещины контроля. В ходе испытаний горизонтального сдвига подкрепление является более эффективным, чем вертикальной поперечной арматуры для пучков с / ч 0,5, как показано на рис. 8 и 9.
Сравнение с нынешней коды
Было показано многими исследователями, 1,2,4, что сдвиговая прогнозирования потенциала железобетонных балок в глубокой от ACI 318-9916 (без изменений с 1983 года) был unconservative. Для проектирования глубокой балки, ACI 318-05 требует использования либо нелинейного анализа или стойки и галстук модели. На рисунке 10 показана схема стойки и галстук модель непрерывного глубокой пучков в соответствии с ACI 318-05, Приложение A. стойки и галстук модели, показанной на рис. 10 определяет две основные нагрузки систем передачи: одна из которых является стойкой и галстук образовали с нижней продольной арматуры, выступающей в качестве связующих, а другой стойке и галстук действий в связи с верхней продольной арматуры. Как нагрузках в два пролета непрерывных глубоких пучков осуществляется на основе конкретных поддерживает стоек экстерьера и интерьера сдвига пролетов (см. рис. 10), общей грузоподъемностью два пролета непрерывных глубоких пучков P ^ п ^ к югу из-за на разрушение бетона стоек является
P ^ югу п ^ = 2 (F ^ югу E ^ - F ^ I ^ к югу) sin
где F ^ E ^ к югу и к югу F ^ I ^ равной грузоподъемности экстерьера и интерьера конкретных стоек, соответственно, и SUP -1 ^ (степень магистра). Расстояние между верхней и нижней узлов JD может быть примерно предположить, как расстояние между центром продольной верхней и нижней арматуры в качестве
JD = Н - с - с '(4)
где Н равна общей глубины сечения и с и с равными крышка продольной нижней и верхней арматуры, соответственно, как показано на рис. 10.
Узлами в приложенной нагрузки точки могут быть классифицированы как типа СТС, который гидростатического узел подключения как внешнего и внутреннего сжатия стоек в зоне провисания и сквозных типа для продольной арматуры в верхней зоне коробления. Было доказано, что Marti10 ширина стойки на узел КТС находится в пропорции к основным стресса нормальной к узлу, чтобы лицо напряженное состояние в регионе в целом узел постоянная. Для удовлетворения потребностей обеих типа КТС и ССТ типа, ширина пластины можно предположить, можно подразделить на две части в соответствии с соотношением внешней реакции на применяемые соответственно. Если достаточное количество крепления продольной арматуры при условии, средняя ширина конкретных стоек в салоне (был) я и внешних сдвиговых пролетов (W ^ югу S ^) ^ к югу E ^ являются
... (5а)
... (5b)
где (л ^ к югу р) P, (л ^ к югу р) E и (л ^ к югу р) Я равной ширины загрузки, поддержка внешних и внутренних пластин поддержки, соответственно, и со '^ к югу т ^ равно меньше высоты пластины крепятся к нижней продольной арматуры W ^ ^ т к югу и в два раза чехла продольной нижней 2C подкрепление, как показано на рис. 10.
Грузоподъемность передачи конкретных стойка зависит от площади стойки и эффективные конкретные прочность на сжатие. Таким образом, грузоподъемностью от внешних и внутренних конкретные ребра находятся
F ^ югу E = V ^ е ^ к югу е '^ ^ к югу с Ь к югу W ^ (ш к югу ^ S ^) E (6а)
F ^ югу I ^ = V ^ е ^ к югу е '^ ^ к югу с Ь к югу W ^ (W ^ югу S ^) I (6, b)
где V ^ е ^ к югу равна коэффициент эффективности бетона. Сдвига потенциала на внутренней службы сдвига (V ^ югу п ^) I, когда в результате неисправности как ожидается, произойдет в непрерывном глубокой балки, может быть вычислена по югу F ^ I ^ sin
Минимальная сумма поперечной арматуры требуется бутылочной формы стоек, который рекомендуется для размещения в двух ортогональных направлениях в каждом лице, предлагается МСА 318-05 следующим
... (7)
, где ^ ^ си к югу и к югу S ^ я ^ равной общей площади и расстояния в г-м слое усиления пересечения стойки, соответственно, и стойка.
Эффективности факторов прочности бетона не более 40 МПа (5,8 КСИ) в ACI 318-05 предложены как 0,75 и 0,6 при поперечной арматуры, удовлетворяющая уравнению. (7), организовал и не предусмотрено, соответственно. Фермы модель, представляющая механизм передачи нагрузки от горизонтального и вертикального сдвига арматуры, не включенных в ACI 318-05. Это означает, что поперечной арматуры, удовлетворяющая уравнению. (7) обеспечивает прочность балок должна быть увеличена на 25%.
Сопоставление результатов анализов и прогнозов, полученных от стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05 разработанные ранее представлены в таблице 3 и рис. 11: Рис. 11 (а) для простых глубокой пучков приведены в приложении, а на рис. 11 (б) для непрерывного глубокой пучков в том числе Роговский и др. л. Ашур и результаты в тест. В простых глубокой балки, ширина стойки можно вычислить ш '^ ^ т к югу cos Хотя уравнение. (7) предложенный ACI 318-05 рекомендуется для глубоких балок прочность бетона составляет менее 40 МПа, грузоподъемность H-серии пучков также предсказал по этой формуле для оценки консерватизма в случае высокопрочного бетона глубоких пучков. Среднее значение и стандартное отклонение отношения, (P ^ п ^ к югу) Exp. ^ / (P ^ югу п) ^ ACI, экспериментальных и прогнозируемых возможностей нагрузки 1,229 и 0,326, соответственно, опертой глубокой балки и 0,969 и 0,306, соответственно, на два пролета непрерывных глубоких пучков, как показано на рис.
11. Отношение результата теста на прогноз в целом снизился с увеличением / ч. Это снижение скорости было более значительным, непрерывных пучков глубокой, чем у простых. В частности, прогнозы в течение нескольких непрерывных глубоких балок / ч превышает 1,0 unconservative были, хотя и коэффициент эффективности, используемых в пучки или горизонтального или вертикального сдвига подкрепление 0,6 независимо от суммы поперечной арматуры. Кроме того, для высокопрочного бетона непрерывных глубоких балок / ч = 1,0, коэффициент, (V ^ югу п ^) ^ к югу I-Опыт ^.^/( V ^ югу п ^) ^ к югу I-ACI ^ между экспериментальной и предсказал сдвига потенциала внутри пролета среза была как правило, ниже 1,0 как указано в таблице 3, а именно, strutand галстук модели рекомендовал МСА 318-05 переоценить сдвига потенциала высокопрочного бетона непрерывного глубокую балку / Н = 1,0 ..
ВЫВОДЫ
Тесты проводились для изучения влияния размера и конфигурации поперечной арматуры на структурные поведение непрерывных глубоких балок по вариации прочности бетона и / ч. Следующие выводы:
1. В пучков с / ч 0,6, только горизонтальные усиление сдвига достигла своего предела текучести с резким увеличением напряжения после первого диагональные трещины. С другой стороны, только вертикальное армирование сдвига дали в пучках с / ч 1,0;
2. Для глубокой пучков без поперечной арматуры, нормированные конечной прочности на сдвиг на 26% ниже в неразрезных балок, чем у простых. При поперечной арматуры была предоставлена, однако, нормированные конечной прочности на сдвиг в непрерывном глубокой пучков соответствовали что в опертой глубокой балки;
3. Грузоподъемность передачи всех поперечной арматуры, был гораздо более видное место в непрерывных пучков глубокой, чем у простых. Горизонтальные поперечной арматуры всегда более эффективен, чем вертикальный сдвиг, когда усиление / ч 0,5. Тем не менее, усиление вертикальной сдвига является более эффективным для / ч выше, чем 1,0;
4. В глубоких балок с / ч, не превышает 0,6, критическое верхняя граница прочности на сдвиг, предложенные в ACI 318-05, 0,83 [квадратный корень] ^ f'b югу W ^ ^ ^ Sub-D, очень недооценили текущему сдвига силу, как если бы она была ниже предела, и
5. Соотношения измеренных грузоподъемность, полученному от стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05 упал с увеличением / ч. Это снижение скорости было более значительным, непрерывных пучков глубокой, чем у простых. Стойки и галстук модели рекомендовал МСА 318-05 переоценить сдвига потенциала высокопрочного бетона непрерывных глубоких балок / ч больше, чем 1,0.
Авторы
Эта работа выполнена при финансовой поддержке Фонда исследований Корея Грант (KRF-2003-041-D00586) и региональные исследовательские центры программы (Bio-жилье-исследовательский институт), выданное корейского министерства образования и развития людских ресурсов. Авторы выражают благодарность за финансовую поддержку.
Нотация
^ ^ К югу ч = площадь горизонтальной поперечной арматуры
^ К югу с = площадь продольной нижней укрепление
^ К югу S ^ = площадь верхней продольной укрепление
^ К югу W ^ = площадь поперечной арматуры
= сдвига службы
Ь к югу ш = ширина сечения пучка
с = обложке продольной нижней укрепление
с '= крышка верхней продольной укрепление
D = эффективная глубина сечения пучка
А = общая глубина сечения пучка
E ^ югу ы = модуль упругости стали
F ^ югу E = грузоподъемностью конкретные стойка сдвига во внешней службы
F ^ югу I ^ = грузоподъемностью конкретные стойка в интерьере сдвига службы
е '^ к югу с = прочности бетона сжатие
F ^ югу су = прочность на растяжение подкрепления
F ^ югу у = текучести укрепление
JD = расстояние между центром верхней и нижней узлов
L = длина пролета
л ^ к югу р = ширина пластина
P ^ югу кр = диагональные нагрузки трещины
P ^ югу п = предельной нагрузки на провал
S ^ H ^ югу = шаг горизонтальной поперечной арматуры
S ^ югу V ^ = шаг вертикальной поперечной арматуры
T = усилие натяжения в продольной арматуры
V ^ к югу с = грузоподъемностью конкретных
V ^ к югу кр = диагональные трещины усилие сдвига
V ^ к югу п = конечной силы сдвига на провал
V ^ к югу ы = передачи нагрузки потенциала поперечной арматуры
V ^ е ^ к югу = коэффициент эффективности конкретных
W ^ югу ы = ширина конкретные стойки
W ^ югу т = высота пластины крепятся к продольной арматуры
е ^ к югу у ^ = предел деформации подкрепления
Ссылки
1. Роговский, DM; Макгрегор, JG и Онг, SY, "Испытания Железобетонные балки Глубокая", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 4, июль август 1986, с. 614-623.
2. Ашур, А. Ф., "Тесты железобетонных Непрерывная глубокая балка," Структурные ACI Journal, В. 94, № 1, январь-февраль 1997, с. 3-12.
3. Субеди, Н. К., "Железобетонные два-Span Непрерывная глубокая балка," Труды Института гражданских инженеров, структуры
4. Tan, KH; Kong, FK; Дэн, S.; и Вэн, LW, "Эффект веб Армирование высокопрочного бетона Глубокая Балки", ACI Структурные Journal, В. 94, № 5, сентябрь-октябрь 1997, с. 572-582.
5. Смит, К., и Vantsiotis А.С., "Прочность на сдвиг глубокой балки," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 79, № 3, май-июнь 1982, с. 201-213.
6. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 430 с.
7. Канадская ассоциация стандартов (CSA), "Проектирование железобетонных конструкций", A23.3-94 ", Канадская ассоциация стандартов, Рексдейл, Онтарио, Канада, декабрь 1994, 199 с.
8. МФП Рекомендации: Практические Дизайн Железобетона. 1999.
9. Мак-Грегор, JG, железобетон: механики и дизайна, Prentice Hall International, Inc, 1997.
10. Марти, П., "Основные инструменты железобетонных Дизайн света". ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 1, январь-февраль 1985, с. 46-56.
11. Schlaich, J.; Шефер, К. и Jennewein, М., "К соответствии Дизайн Железобетона" Журнал предварительно напряженного железобетона институт, V. 32, № 3, май-июнь 1987, с. 74 - 150.
12. Tjhin, TN, и Кучма, Д. А., "Пример 1b: альтернативный проект нераспространении ядерного оружия, стройные луча (глубокая луч)," Strut-и-Tie модели, SP-208, К.-Х. Reineck, под ред. Американские бетона институт, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2002, с. 81-90.
13. Ян, KH, "Оценка по прочности на срез высокопрочного бетона Глубокая Балки", диссертация, Chungang университет, Корея, февраль 2002, 120 с.
14. ACI Комитет 445 ", сдвига и кручения", Strut-и-Tie библиография, ACI Библиография № 16, американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, сентябрь 1997, 50 с.
15. Сервенка, V.; Jendele, L.; и Сервенка, J., "ATENA Компьютерная программа Документация: Часть 1", Сервенка Консультант, 2003, 106 с.
16. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-99) и Комментарии (318R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1999, 369 с.
Гын-Hyeok Ян приглашенный научный сотрудник в Университете Брэдфорда, Великобритания, и доцент Мокпхо национальный университет, Южная Корея. Он получил степень магистра и докторскую степень от университета Chungang, Корея. Его исследовательские интересы включают пластичности, укрепления и сдвига армированных, высокопрочных структуры бетона.
Хон Су Чжун является профессором университета Chungang, Корея. Он получил степень магистра и доктора Токийского технологического института, Япония. Его исследовательские интересы включают изгиб, сдвиг, и облигаций поведения армированных, члены высокопрочного бетона.
Ашраф F. Ашур, старший лектор в Университете Брэдфорда, Великобритания. Он получил степень бакалавра и магистра Университета от Мансура, Египет, и степень доктора философии в Кембриджском университете, Великобритания. Его исследовательские интересы включают сдвига, пластичность и оптимизация железобетонных и каменных конструкций.
Fire Ответ высокопрочный бетон кадров и их послепожарной сейсмостойкости
Edge-Колонка Слэб соединения под действием силы тяжести и боковой загрузки
Бонд в члены изгиб с равнины арматуры
Поведение Слэб-Column соединения существующих плоских структур
Прочность на изгиб Дизайн бетонных балок Усиленный высокопрочной стали бары
Экспериментальная проверка и Strut-Tie метод комплексной Регионы
Поведение якорь в треснувший бетона при растяжении Велоспорт на ближней Ultimate нагрузок
Где поперечной арматуры требуется? Обзор результатов научных исследований и методики