Характеристики распределения напряжений при сжатии в высокопрочного бетона
Эта статья описывает основные характеристики сжатия распределения напряжений в зоне компрессии изгибных членов с бетона на сжатие сильных до 18 KSI (124 МПа). Предложенная модель основана на тестирование 21 простой конкретные образцы подвергались комбинированному изгиба и осевого сжатия до разрушения. Основной переменной рассматривалась на прочность бетона, которые варьировались от 10,4 до 16 KSI (71,7 до 110,3 МПа). Каждый образец был подвергнут два независимых нагрузок с конкретной конфигурации вызвать максимальное сжимающее напряжение в одном лице и нулевой деформации на противоположное. Измеренные кривые деформационного упрочнения и параметров напряжения блока были составлены с данными, найти в литературе. Полученные результаты были использованы для разработки изменений рекомендовал для характеристики LRFD расширить свои текущие ограничения 10 KSI (69 МПа) для конкретных прочность на сжатие до 18 KSI (124 МПа).
Ключевые слова: сжатие; изгиб; высокопрочного бетона, погрузка; прямоугольного напряжения блока; напряжение, стресс.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Прочность провал железобетонных члена происходит тогда, когда его крайние волокна достигает конечной деформации сжатия бетона. Бетон в зоне компрессии подвергается распределения напряжений, именуемое напряжений блока, который следует за напряженно-деформированное отношение конкретных цилиндра испытания в осевом сжатии. В настоящем документе основное внимание уделяется оценке стресса блока в зоне компрессии из высокопрочного бетона (HSC) изгиб членов. Сила рассматривается в данном исследовании составлял от 10 до 18 KSI (69 до 124 МПа). Авторы использовали аналогичные установки тест, разработанный Hognestad al.1 др., в которых эксцентричная образца кронштейн был подвергнут сжатие и момент для имитации стресса профиля в зоне сжатия прямоугольного изгиб члена.
Нагрузки и фактор сопротивления конструкции (LRFD) технические характеристики, 2 первых опубликованных в 1994 году, включает статьи (5.4.2.1) ограничения его применимости к максимальной прочности бетона в 10 KSI (69 МПа), если физические испытания проводятся для установления отношений между прочности бетона и других свойств. Это ограничение было введено в связи с отсутствием достаточных данных исследований по HSC то время, когда были разработаны спецификации. Многие положения, предусмотренные дизайном LRFD specifications2 по-прежнему основаны на результатах тестирования, получены из образцов с сжимающих сильных до 6 KSI (41 МПа). Хотя такой предел прочности явно не введенных ACI 318-05,3 за исключением его положений сдвига и развития длина его применимость к HSC не в полной мере и явно адресованы либо. Подробная информация по другим правила проектирования приведены в Mertol.4
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Это исследование фокусируется на общих характеристик профиля напряжения в зоне компрессии ГСК изгиб членов. Предложенная модель основана на результатах испытаний, проведенных 21 неармированных членов ГСК, а также значительное количество данных в литературе. Напряженно-деформированное кривых и напряжений блок параметров HSC были получены, оцениваются и сравниваются для проверки результатов в литературе. Результаты испытаний этого исследования, а также дети от предыдущих исследований послужили основой для рекомендованных изменений в кодекс положения о борьбе со стрессом блок параметров прочности бетона до 18 KSI (124 МПа).
Экспериментальная программа
Экспериментальная программа состояла из 21 конкретных образцов с сечением 9 х 9 дюймов (229 х 229 мм) и 40 дюймов (1 м) в длину. Общий вид бетонного образца приведена на рис. 1. Основным параметром считается в данном исследовании прочности бетона. Три различных целевых бетона на сжатие сильные стороны 10, 14 и 18 KSI (69, 97 и 124 МПа), были использованы. Пять образцов были протестированы на целевых конкретных прочности на сжатие 10 KSI (69 МПа), а шесть и 10 образцов были протестированы на целевых бетона на сжатие сильных сторон 14 и 18 KSI (97 и 124 МПа), соответственно. Три 4 х 8 дюймов (100 х 200 мм), цилиндры были также испытаны для каждого образца для оценки прочности бетона на момент тестирования. Дополнительные цилиндров, поданных за каждую партию бетона установить 28-дневный прочности при сжатии партии.
Чтобы предотвратить преждевременное частичного выхода из строя, с обоих концов образцов были сильно армированного с тремя № 4 П-образные продольные и три поперечные № 3 подкрепления, как показано на рис. 1. Кроме того, концы образцов были заключены с 1 / 2 дюйма (13 мм) толщиной 10 дюймов (254 мм) прямоугольных стальных труб с отверстиями на две противоположные грани, чтобы обеспечить надлежащую передачу осевой нагрузки и момента для средний 16 дюйма (406 мм) равнины конкретные сечения.
Образцов и цилиндры demolded 24 часов после заливки и затем покрыты мокрой мешковиной и пластмассовых листов в течение недели. Затем образцы хранятся в лаборатории, где температура поддерживается на уровне около 72 ° F (22 ° C) с 50% относительной влажности воздуха до момента тестирования. Концах цилиндров земли до начала испытания.
Материалы
Бетонные смеси конструкции для трех различных целевых сильные были разработаны Logan5 и приведены в таблице 1.
Крупного заполнителя был щебень с номинальной максимальный размер 3 / 8 дюйма (10 мм). Два типа мелкого заполнителя используются в зависимости от целевого прочность на сжатие. Первый природного песка и второй был изготовлен песок, генетически известен как 2 мс бетона песка. Цемента типа I / II. Летучая зола, микрокремнезема высокого диапазона водоредуцирующим примеси (HRWRA), и замедление примеси были использованы для получения соответствующей силы.
Метод испытания и испытания установки
Схематический вид испытания установки показана на рис. 2. Два осевых нагрузок P1 и P2 были скорректированы в ходе испытания, чтобы сохранить расположение нейтральной оси, то есть нулевой деформации на внешней лицо образца. На противоположной стороне креста оворены, крайние волокна подвергаются монотонно возрастающая сжимающие напряжения. В каждом шаге нагружения основной осевой нагрузки с тестовой машине, P1, была применена первая в заранее определенном уровне, чтобы подготовить единый осевых деформаций в разделе. Тогда среднее P2 нагрузки был применен разъем для развития деформаций градиента, сохраняя нулевой деформации на внешней лицо, и максимальное сжимающее напряжение на противоположной грани.
Два оружия стали момента были связаны с использованием образца шесть резьбовых шпилек через отверстия в прямоугольных стальных труб на каждом конце. Каждый стали руку состояла из двух 24 дюйма (610 мм) в длину C8 х 11,5 швеллеры две приваренные к 9 х 1 х 24 дюймов (229 х 25 х 610 мм) стальных пластин в верхней и нижней. Half-дюймовый (13 мм) ребрами были использованы для стали оружия. Два специально разработанных соединений ролика были использованы для устранения снять ограничения в связи с приложенной осевой нагрузки от машины. Каждый ролик связи состоит из шести 1 дюйм (25 мм) диаметра роликов и две изогнутые пластины, сужаясь по внутри и снаружи, соответственно. Монтаж ролика связи был зафиксирован в сторону пластины, которые были освобождены во время тестирования. Оба стали оружия и ролика соединения были разработаны с коэффициентом запаса по крайней мере два против уступая обеспечить провал в тестовой зоне.
Измерительные приборы
Первичной осевой нагрузки P1, применяемые 2000 кип (8900 кН) нагрузки контролируемых гидравлический сжатия, измеряли внутренний датчик нагрузки. Второй P2 нагрузки применяться с использованием 120 кип (530 кН) ручной гидравлический домкрат и измерялась 100 кип (440 кН) плоский датчик нагрузки.
Каждый образец приборами с 2,4 дюйма (60 мм) датчики электрического сопротивления деформации. В общей сложности девять тензодатчиков были установлены на каждого испытательного образца. Две датчики применяются на нулевой деформации лица. Четыре датчики были установлены на обеих сторонах образца. Остальные три были размещены на максимальной стороне сжатия образца, один из которых был использован для измерения поперечной деформации бетона. Три 1 дюйм (25 мм) линейных преобразователей перемещения переменной (LVDTs) были размещены на верхнем, нижнем, и животик образца для определения его отклонении формы и включить вторичный эффект момент. Приборы расположение показано на рис. 2.
Порядок проведения испытаний
Нижнее соединение ролик был сделан первый в сжатия машины. Затем образец позиционируется, краю и выравнивается по ролика связи. Нижней и верхней оружия стали затем были связаны с использованием образцов резьбовых шпилек. Датчик нагрузки и гнездо используется для применения вторичного нагрузки, были размещены на верхней руки. Нижней руку и монтаж верхней руки были связаны между собой с помощью резьбового стержня. Верхней связи ролика был позиции и сравняли с землей.
Образца была выровнена с помощью тонкого слоя hydrostone. В качестве основного осевая нагрузка была увеличена постепенно, средней нагрузки применяться для обеспечения нейтральной оси на внешних лицо. Скорость нагружения хранится в 2 микродеформаций в секунду на лице сжатия образца. Каждое испытание длилось около 25 минут, пока бетон был подавлен. Три цилиндра спутника были испытаны в тот же день в соответствии с ASTM C39.6
TEST Результаты и их обсуждение
Тест-дневная средняя цилиндра силы для сильных три мишени 11,1, 14,9 и 15,4 KSI (76,4, 102,5 и 106 МПа), соответственно. Высокий тест-дневная средняя сила цилиндра, достигнутый в этом исследовании было 16,0 KSI (110 МПа). Все тестовые образцы имели аналогичные взрывные отказов без видимой трещины до разрушения. Типичные отказов для эксцентричного испытания кронштейн показано на рис. 3. Цилиндра силы, возраст при тестировании, скорость нагружения, и в конечном итоге деформации сжатия достигнутые образцов приведены в таблице 2.
Стресс параметры блока
Подход, представленный в Hognestad др. al.1 был использован для определения напряженно-деформированного отношений для каждого образца. Такой подход был использован, чтобы вычислить напряжение в бетоне е ^ с ^ к югу в зависимости от измеряемой деформации в самые сжатые волокна переменного тока и приложенного напряжения и для мес. Следующие уравнения были получены из равновесия внешних и внутренних нагрузок и моментов. Обратите внимание, что эксцентриситеты из-за отклонения членов были также рассмотрены в расчете на общее применяется момента М.
... (1)
... (2)
где С общей приложенной нагрузки, к югу ^ 1 ^ и ^ 2 ^ к югу являются эксцентриситетов по отношению к нейтральной поверхности, б ширина разреза, с глубины нейтральной оси, а
... (3)
... (4)
являются приложенного напряжения. Некоторые из этих определений приведены на рис. 2. Дифференцируя последнее члены уравнений для C и M в связи с ЕК дает следующие уравнения
... (5)
... (6)
С помощью этих уравнений, две аналогичные отношения напряженно-деформированного были получены для каждого образца эксцентричный кронштейн и среднее значение этих двух был использован в качестве напряженно-деформированного отношений образца. Типичным получить напряженно-деформированное для HSC показано на рис. 4. Численные значения упрощенной напряженно-деформированного отношения для всех образцов даны в Mertol.4
В общем, стресс блока в зоне сжатия от изгиба члена можно определить по трем параметрам: подпункт А ^ 1 ^, А ^ 2 ^ к югу, и к югу К ^ ^ 3. Параметра А ^ 1 ^ к югу определяется как отношение среднего напряжения сжатия в максимально сжимающих напряжений в зоне сжатия к югу ^ 3 ^ f'c. Параметра А ^ 2 ^ к югу является отношение глубины результирующая сила сжатия C до глубины зоны сжатия C. Параметра А ^ ^ к югу 3 представляет собой отношение максимальной сжимающих напряжений в зоне компрессии для прочности при сжатии измеряется конкретными цилиндр е '^ с ^ к югу. Расчетные значения параметров напряжения блока определяются при деформаций в крайних волокнах достижения конечной деформации конкретные Три обобщенных параметров напряжения блока может быть сведена к двум параметрам к созданию аналогичных прямоугольных блоков стресс с помощью "к югу ^ с ^ и Напряжений блока параметров в данном исследовании были рассчитаны с использованием сжатия сильные измеряется конкретными цилиндров, напряженно-деформированного отношения, полученные в этом исследовании, и по методике, описанной ранее.
Эти параметры показаны на рис. 5. Напряжений блока параметров для каждого образца также приведены в таблице 2 ..
Конечной деформации бетона член подвергается изгибу, как правило, выше, чем конкретными цилиндра подвергается чистого сжатия. Линейным градиентом деформации в зоне сжатия изгибных членов помогает в достижении высших деформации стоимости на провал. Другие основания для высших деформации формы и размера последствий конкретных цилиндра по сравнению с фактическим железобетонных структурных членов. Кроме того, скорость загрузки структурных членов, как правило, намного медленнее, чем конкретные цилиндра. Распределение напряжений бетона в изгибе, однако, все еще может быть представлена адекватно напряженно-деформированное отношение конкретного баллона с использованием эмпирической константой K3 для учета всех этих различий. Эта постоянная определяется путем сравнения пучков испытания при изгибе на спутник цилиндров испытан под compression.1
Распределение напряжений нормальной прочности бетона (НБК) представляет изогнутую форму, как показано на рис. 6. Для этого распределения напряжений, к югу ^ ^ 1 и подпункта 2 K ^ ^ равны 0,85 и 0,425, соответственно. При преобразовании в прямоугольной распределения Если распределение напряжений ГСК считается треугольная, к югу ^ ^ 1 и подпункта 2 K ^ ^ будет равна 0,50 и 0,333, соответственно. Затем, прямоугольные блок параметров напряжения, Эти параметры также могут быть показаны на рис. 6.
Результаты испытаний этого исследования и других исследований, в литературе указывается, что большинство собранных данных для обобщенной блок параметров напряжения k1 для HSC выше, чем 0,58 для бетона со сжимающей сильные между 10 и 18 KSI (69 и 124 МПа) , как показано на рис. 7. Таким образом, снизу значением 0,58 Предлагается k1 параметром для бетонов с сжимающих сильных высших хан 15 KSI (103 МПа). Собранные данные для напряжений блок параметров от других исследователей включать результаты тестирования получены др. Hognestad и др., 1 Неддерман, 7 Kaar и др.., 8,9 Шварц и др.., 10 Пастор, 11 Шаде 12 Ибрагим, 13 и Нгуен Тан , 14 и др. Перемотайте al.15 табличные значения исследования данные представлены в Mertol.4
А ^ 2 ^ к югу параметра подразумевается в МСА 318-053 и LRFD specifications2 уже установлен в 0,33 для бетона со сжимающей сильные больше 8 KSI (55 МПа), так как предполагается, Это положение подтверждается также собранные данные для HSC между 8 и 18 KSI (55 и 124 МПа), как показано на рис. 8. Таким образом,
Собранные данные также показывают, что параметр напряжения блока к югу ^ 3 ^ для HSC похож на НСК, как показано на рис. 9. Таким образом, с использованием тех же значение к югу ^ 3 = 0,85 для бетона со сжимающей сильных до 18 KSI (124 МПа), подходит для конструкторских целей.
Использование вышеупомянутых значений, предлагаемых для обобщенных параметров блока стресс, снизу соотношения для прямоугольного блока параметров напряжения
... (7)
... (8)
С учетом предыдущих обсуждений, следующие отношения, предлагаемых для прямоугольных напряжений блок параметров
... (9)
где / '^ с ^ к югу в KSI.
... (10)
где / '^ с ^ к югу в МПа.
... (11)
где / '^ с ^ к югу в KSI.
... (12)
где / '^ с ^ к югу в МПа.
Сравнения предлагаемого отношений всех собранных результатов испытаний приведены на рис. 10 и 11.
Анализ был выполнен Mertol4 оценить чувствительность конечных момент потенциал железобетона членов прямоугольный блок параметров напряжения 12 и 13. Анализ показывает, что для underreinforced конкретных членов, снижение стресса прямоугольные блок параметра Для более железобетонных членов, однако, сокращение Обратите внимание, что снижение .
Измерения деформации бетона
Поверхностного напряжения измерений при различных уровнях нагрузки для образцов 18EB
Конечная конкретных штаммов сжатие измеренные при аварии на сжатие лицом конкретных приведены в таблице 2. На основании регрессионного анализа по Mertol4 на 188 результатов тестов в литературе с бетона на сжатие сильных до 20 KSI (138 МПа) в эксцентричной нагрузки, при сжатии штамм 0,003 считается применимым для целей проектирования конкретных сильные сжимающие с до 18 KSI (124 МПа). Сравнение предлагаемого сжатии деформации бетона с результатами испытаний этого и других research7-16 в литературе показана на рис. 15. Когда только результаты тестирования бетона на сжатие более 10 сильных KSI (69 МПа) рассмотрел, 90 процентиль линии
Коэффициент Пуассона
Измерения горизонтальных тензометрического на сжатие лица были использованы для расчета коэффициента Пуассона для HSC. Расчетные значения коэффициента Пуассона Сравнение результатов испытаний этих исследований и других исследований в literature5 ,10,17-22 показан на рис. 16. Существует нет очевидной тенденцией коэффициент Пуассона а бетона на сжатие увеличивает прочность.
Всего из 246 результатов теста с бетона на сжатие сильных до 20 KSI (+138 МПа), были проанализированы Mertol4 использованием регрессионного анализа для развития отношений между Пуассона? FS . На основании всех собранных результатов испытаний, Пуассона? Фс составила 0,2 оказалось подходящих для конкретных преимуществ до 18 KSI (124 МПа). Если бы только результаты испытаний образцов бетона на сжатие более 10 сильных KSI (69 МПа) считается, есть небольшое увеличение Пуассона? Фс соотношение, бетона на сжатие увеличивает прочность. Предлагаемое значение 0,2 Пуассона? Фс соотношение представляет 44 процентиль тестовых данных.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
В общей сложности 21 образцов простой HSC были протестированы в соответствии эксцентричного сжатия для имитации сжатия зоне изгиба члена, варьируя приложенное осевой нагрузки и момента. Размеры образцов 9 х 9 х 40 дюймов (229 х 229 х 1016 мм) и конкретные цилиндра сила колебалась от 10,4 до 16 KSI (71,7 до 110,3 МПа). Данные, полученные здесь, были использованы для определения основных характеристик распределения напряжений в зоне сжатия изгиб члена. Результаты испытаний, полученные в этом исследовании в сочетании с имеющимися данными в литературе были использованы для разработки рекомендовала внести изменения в кодекс положения. Следующие выводы можно сделать по отношению к изгиб дизайн HSC до 18 KSI (124 МПа).
1. Предположении, что плоскость сечения остаются плоскими после деформации подходит для бетона на сжатие сильных до 18 KSI (124 МПа);
2. Конечная стоимость бетона на сжатие штамм 0,003 за дизайн нынешнее положение код приемлем для бетона на сжатие сильных до 18 KSI (124 МПа);
3. коэффициент Пуассона 0,2 при использовании в нынешнее положение код также приемлема для бетона на сжатие сильных до 18 KSI (+124 МПа);
4. Результаты тестирования, подтверждается и другими данными в литературе, показывают, что стресс блок параметра Новые отношения, предлагаемых для параметра
5. Текущее значение А1 = 0,65 за "?? > 8 KSI (55 МПа), что считают нужным для бетона на сжатие сильных до 18 KSI (124 МПа).
Авторы
Авторы хотели бы выразить признательность за поддержку в рамках проекта "NCHRP 12-64 и старший сотрудник программы, Д. Бил. Они также благодарны за вклад H. Russell Генри Рассела, Inc, Р. Бергера Маст / ABAM Engineers, Inc, которые выступали в качестве консультантов для проекта. Сотрудничество бетона компания Raleigh, NC, и с помощью сотрудников лаборатории построенных объектов получают высокую оценку. Помощи, предоставляемой Логан, С. Ким, З. Ву, и В. Цой во все аспекты программы исследований имеет решающее значение для успеха проекта.
Ссылки
1. Hognestad, E.; Хэнсон, NW, и Мак-Генри Д., "Бетон распределения напряжений в Ultimate Дизайн прочности" ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 52, № 4, декабря 1955, с. 455-479.
2. "AASHTO LRFD мост проектной документации", третье издание, Американская ассоциация государства дорожного хозяйства и транспорта должностных лиц, Вашингтон, DC, 2004, 1450 с.
3. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
4. Mertol, НС, "Поведение высокопрочного бетона членов подвергавшимся Комбинированный изгиб и сжатие осевой нагрузки," кандидатскую диссертацию, Департамента по гражданским, строительства и инженерной экологии, Университет штата Северная Каролина, Роли, штат Северная Каролина, декабрь 2006, 320 с.
5. Логан, AT, "Краткосрочные свойства материала, из высокопрочного бетона," MS тезис, Департамента по гражданским, строительства и инженерной экологии, Университет штата Северная Каролина, Роли, штат Северная Каролина, июнь 2005, 116 с.
6. ASTM C39 ", метод определения прочности при сжатии цилиндрических образцов бетона", ASTM Международная Уэст Коншохокен, PA, 2005, стр. 7.
7. Неддерман, H., "Прочность Распределение напряжений в очень высокой прочности бетона," MS тезис, строительный департамент, Университет штата Техас в Арлингтоне, штат Техас, декабрь 1973, 182 с.
8. Kaar, PH; Хэнсон, NW, и Капель, HT, "напряженно-деформированного характеристиками высокой прочности бетона", Дуглас Мак-Генри Международный симпозиум по Бетонные и железобетонные конструкции, SP-55, Б. Бреслер, под ред. Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, август 1978, с. 161-185.
9. Kaar, PH; Fiorato, А. Е.; Карпентер, JE, а Corely РГ ", предельных деформаций бетона ограничена прямоугольной обручи," Научно-исследовательский бюллетень RD053.01D, Ассоциация портландцемента, Skokie, IL, 1978, 12 с.
10. Шварц, С.; Nikaeen, A.; Narayan бабу, HD; Periyakaruppan, Н., и Refai, TME, "Структурные свойства гибки повышенной прочности бетона", высокопрочного бетона, СП-88, HG Расселл, под ред. Американские Бетонные институт Farmington Hills, MI, 1985, с. 147-178.
11. Пастор, JA, "высокопрочных бетонных балок", кандидатская диссертация, Департамент строительства, Корнельский университет, Итака, штат Нью-Йорк, январь 1986, 277 с.
12. Шейд, JE, "Прочность бетона напряжений в средней прочности бетона Колонны," MS тезис, строительный департамент, Университет Калгари, Калгари, провинция Альберта, Канада, сентябрь 1992, 156 с.
13. Ибрагим HHH ", изгиб поведение высокопрочных бетонных колонн", кандидатская диссертация, Департамент гражданской и экологической инженерии, Университет Альберты, Эдмонтон, Альберта, Канада, 1994, 221 с.
14. Tan, TH, и Нгуен, NB, "Прочность поведение замкнутых Колонны высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, В. 102, № 2, март - апрель 2005, с. 198-205.
15. Перемотайте, M.; Гхош, SK и Ханда, В. К., "Эффекты латерального Укрепление на прочностные и деформационные свойства бетона," Журнал конкретных исследований, V. 23, № 75-76, июнь-сентябрь +1971, С. 99-110.
16. Hognestad Е., "Исследование комбинированных изгиба и осевой нагрузки в железобетонной Участники", Университет штата Иллинойс серии Бюллетень № 399, V. 49, № 22, ноябрь 1951, 128 стр..
17. Комендант, J.; Nicolayeff, V.; Поливка, M.; и Pirtz Д., "Влияние температуры, уровень стресса, и возраст при погрузке на ползучести бетона Sealed", Дуглас Мак-Генри Международный симпозиум по Бетонные и железобетонные конструкции, SP-55, Б. Бреслер, под ред. американского института бетона, Фармингтон Hills, MI, август 1978, с. 55-82.
18. Perenchio, WF, а Klieger П., "Некоторые физические свойства высокопрочного бетона," Научно-исследовательский RD056.01T развития Бюллетень Ассоциации портландцемент, Skokie, IL, 1978, стр. 6.
19. Карраскильо, RL; Нильсон, AH и Шифер, FOR, "О свойствах высокопрочного бетона учетом кратковременных нагрузках", ACI Труды В. ЖУРНАЛ 78, № 3, май-июнь 1981, с. 171-178.
20. Jerath, S., и Yamane, LC, "Механические свойства и работоспособность суперпластифицированных Бетон," Бетон Цемент и агрегаты, т. 9, № 1, 1987, с. 12-19.
21. Radain TA; Самман, Т. А., и Вафа, FF, "Механические свойства высокотемпературных прочности бетона," Известия использование высокопрочного бетона симпозиум, Лиллехаммер, Норвегия, 1993, с. 1209-1216.
22. Iravani, S., "Механические свойства высокопрочного бетона", ACI Журнал материалы, V. 93, № 5, сентябрь-октябрь +1996, С. 416-426.
Входящие в состав МСА Халит Cenan Mertol является инженера-конструктора на Yuksel Proje International, Анкара, Турция. Он получил степень бакалавра и магистра Ближневосточного технического университета, Анкара, Турция, в 1999 и 2002, соответственно, и степень доктора философии из Государственного университета Северной Каролины, Роли, Северная Каролина. Он является членом комитета ACI 363, высокопрочного бетона и совместной ACI-ASCE Комитет 441, железобетонных колонн. Его исследовательские интересы включают характеристики высокопрочного бетона при комбинированном изгиба и осевого сжатия.
Саами Rizkalla, ВВСКИ является почетный профессор гражданского строительства и строительства в Департамент по гражданским, строительству и инженерной экологии, Университет штата Северная Каролина. Он является директором Лаборатории построенных объектов и NSF I / UCRC по ремонту сооружений и мостов в Северной Каролине государственный университет. Он является членом комитетов МСА 118, использование компьютеров; 440, армированных полимерных арматуры; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-ASCE комитетов 423, предварительно напряженного железобетона, а также 550, сборных железобетонных конструкций.
ACI почетный член Павел Зия является заслуженный почетный профессор университета в Северной Каролине государственный университет. Он служил ACI Президента в 1989 году и является членом комитетов МСА 363, высокопрочного бетона; 440, армированных полимерных арматуры; Совместное ACI-ASCE Комитет 423, предварительно напряженного железобетона; МСА бетона научно-исследовательский совет, и TAC трансфера технологий Комитета .
Амир Mirmiran, ВВСКИ, профессор и Временного декан факультета гражданской и экологической инженерии Международного университета Флориды, Майами, штат Флорида. Он является членом Комитета 440 ACI, армированного волокном полимерные арматуры; E803, факультет сеть Координационного комитета и совместных ACI-ASCE Комитет +343, железобетонный мост конструктора. Его исследовательские интересы включают высокопрочный бетон и композитных материалов.