Кручение в высокопрочного бетона полых пучков: прочность и пластичность Анализ
Конечная поведение высокопрочного бетона полых пучков изучается с точки зрения их прочности и пластичности. Шестнадцать пучков были проверены и результаты представлены в настоящем документе. Полых пучков была постоянной квадратного сечения и симметрично усилены. Переменных параметров прочности при сжатии бетона, с 46,2 до 96,7 МПа (от 6699 до 14022 фунтов на квадратный дюйм), а общая сумма крутильных арматуры, от 0,30 до 2,68%. Исследования в данной работе, показывает, что крутильных пластичности с низким и что круг армирования, где пластичность-прежнему имеет место очень узкая. Различные кодексы практики, были сопоставлены с учетом результатов эксперимента. Как следствие, авторы обнаружили, что ACI кодекса является наиболее подходящим для предсказания прочность при кручении и ограничения кручения арматуры, что ведет к пластичного поведения.
Ключевые слова: пластичность; высокопрочного бетона, полых балок; кручение; предел прочности.
ВВЕДЕНИЕ
Использование высокопрочного бетона (HSC) во многих специальные структуры (например, длинные мосты) в настоящее время рациональное возможность выполнить многие требования, такие как прочность, долговечность, и экономики. Даже для нормальной структуры (например, здания), использование HSC может привести к конкурентоспособных экономических решений, поскольку конструктивные элементы, меньше, чем нормальный бетон (НБК) членов. В основном это относится к членам с высоким уровнем сжатия (например, колонны). В результате, HSC снижает собственный вес и инерцию. Эти сокращения являются важным преимуществом, когда структуры находятся в сейсмических районах.
Из-за экономических выгод, HSC структуры первоначально использовались без недостаточно изучены. Некоторые аспекты его механического поведения считались расширение НБК. Некоторые из правил код разработан для НБК должны быть полностью изучены, чтобы проверить их применимость к HSC. Часть этой работы уже проводились. В результате, некоторые кодексы уже включают правила проектирования для конкретных преимуществ больше, чем 50 МПа (7250 фунтов на квадратный дюйм). Норвежский, 1 Канады, 2 Новой Зеландии, 3 европейских, 4,5 и ACI6 коды примеров. Тем не менее, некоторые codes4-прежнему свидетельствуют о том, что конкретные сильные выше 50 МПа (7250 фунтов на квадратный дюйм), правила должны быть использованы с осторожностью. В самом деле, некоторые аспекты структурной поведение членов ГСК, либо не в полной мере известно, и даже совершенно неизвестны. Это касается пучков при кручении. Новые правила дизайна при кручении, возможно, потребуется большое количество тестов, чтобы подтвердить теорий. Таким образом, усилия исследования необходимо продолжать, чтобы иметь возможность правильно будущей версии коды ..
В реальных структур, кручение сил, как правило, в сочетании с моментами, сдвиговых и осевых сил, но в некоторых структур, таких, как мосты, кручение может стать очень важным для данной конструкции. Кроме того, разработать процедуры, основанной на силе взаимодействия необходимо знать поведение при чистом кручении. Потому что HSC и полых пучков, часто используются в мостах, программы научных исследований на поведение HSC полых пучков при кручении это очень важно.
Срок действия пластиковой анализ требует, чтобы структура претерпевает пластичного поведения, чтобы внутренние силы, чтобы быть перераспределены для удовлетворения теоретических сил получить расчет. Это должно происходить без риска хрупкого преждевременному разрушению. В последние два десятилетия некоторые экспериментальные программы показали, что бетонные конструкции, если правильно усилена, обладают высокими значениями пластических деформаций после уступая подкрепления. Эти ценности часто бывает достаточно, чтобы позволить теории пластичности, которые будут использоваться. Пластичность поведения получила широкое признание за участников в соответствии с прогиб. Для сдвига и кручения, предположение о пластичного поведения часто ставится под сомнение.
Неспособность сдвига в сдвиговых элементов не будет хрупким, как ожидается, если структуры адекватной поперечного и продольного отношения подкрепления. Помимо максимальной нагрузки, структуру поведения постепенно развивается так называемый смягчающий эффект (влияние диагональных трещин на конкретных стоек), что приводит к относительно высокой стоимости внутренних диссипации энергии путем обеспечения достаточного уровня деформации. В этих случаях, пластическое поведение можно предположить. И наоборот, если армирования слишком высокой или слишком низкой, то риска хрупкого разрушения. В этом случае пластическое поведение и не могут рассматриваться. Верха и низа предельное значение укрепления соотношение является обычной процедурой, приведет к пластичного поведения. Это верно для сдвига, а также на изгиб.
Соображений, указанных в предыдущем пункте, для сдвига, справедливы и для кручения. Касательные напряжения, как важно для членов при кручении также для тех, на сдвиг. Важно иметь достаточную пластичность в разделах с максимальным крутящим моментом. Риск неудачи пучков с высокой силы кручения является реальной, и доклады провала мостов, можно найти в некоторых изданиях, таких как, что, Пристли и др. al.7 использования HSC делает эту проблему, даже более важно, что этот конкретный более хрупкими чем НБК.
Некоторые кодексы практики, были проанализированы и только один, что есть явные положения, чтобы обеспечить минимальную степень пластичности ACI Code.6, 14 В принципе, положения наложить максимальное и минимальное значение на сумму усиление крутящего момента (как для поперечных и продольных балок). Уравнений на минимальную сумму подкрепления, однако, в основном эмпирические и иногда приводят к сомнительным решения, а именно 8, негативное минимальное требование продольной подкрепление или непропорциональным продольных и стремя подкрепления.
Отсутствие конкретных норм для кручения в некоторые кодексы (MC 904 и ЕК 25 из Европы и CAN3-A23.3-042 из Канады) компенсируется, требуя, чтобы минимальный поперечного и продольного армирования для кручения считаться соответствующими значениями от минимального размера поперечного армирования для сдвига и минимальное количество продольной арматуры для изгибающих моментов.
Что касается максимальной суммы кручения подкрепление, то, кодексы практики, как правило, не предлагают какой-либо нормы для его явный количественный анализ. Как правило, они указывают на максимальное значение напряжения сжатия в бетоне стоек для предотвращения бетона от дробления до кручения дает подкрепление. Очевидно, что это ограничение может быть использована косвенно вычислить максимальное количество поперечной арматуры. До 1995 года ACI кодекса предлагается четкое правило для максимального поперечного армирования. Что касается кручения, то, после 1995 года издания, настоящим Кодексом, стал сильно отличается от предыдущих изданий, и это явное правило было заменено косвенным проверки максимальное напряжение в бетоне стоек.
Для HSC балки, правила кодов необходимо подтверждение фирмы и там оказалось недостаточно исследований по кручения пластичности разрешить несомненным выводам.
В данной работе представлены исследования по прочности и пластичности HSC полых балок под чистого кручения. С этой целью 16 полых пучков были протестированы на провал.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
До сих пор лишь очень ограниченное число исследований, посвященных HSC балок под чистого кручения были проведены, в числе которых публикаций Расмуссен и Baker9, 10 и др. Вафа al.11 примеры. Эти начальные исследования составляют лаборатории программы тестирования лишь небольшие прямоугольные простой балки. Авторы не нашли внимание в исследовании уделено HSC полых пучков. Что касается крутильных пластичности, то, HSC пучки более проблематичным, чем НСК лучи, и полых пучков являются более проблематичными, чем простой балки. Авторы представляют исследования по HSC полых пучков, что обеспечивает столь необходимую информацию.
Программа испытаний
Испытательные образцы
Шестнадцать прямоугольных трубчатых пучков 5,90 м (232,28 дюймов) были протестированы на ринг, что фиксированные один конец и применил силу кручения на другом конце. Пучков были полыми квадратного сечения 0,60 м (23,62 дюйма) шириной стен 0,10 м (3,94 дюйма) толстые (Рис. 1). Эти размеры были выбраны таким образом, что будет некоторое сходство с пучками проверена Ламперт, Thurlimann.13 концы теста пучков предназначен для крепления к главам испытательного оборудования. Переменных экспериментальной программе, прочность на сжатие бетона и количество арматуры. Прочности бетона цилиндра образцов колебалась от 46,2 до 96,7 МПа (6699 до 14022 фунтов на квадратный дюйм). Три пучка серии были отлиты и испытания серии A, B и C-классифицируются по прочности бетона. В каждой серии, ограничения процент кручения арматуры были рекомендованных максимальных и минимальных значений, указанных в Кодексе (среди исследованных коды), что позволило крупным диапазон процент стали reinforcement.14 целью было использовать самый большой ассортимент армирования допускается всеми проанализировали коды ..
Таблица 1 приводится краткая информация о свойствах испытуемых балок, в том числе средняя толщина стен сечения (T), определение кручения арматуры, расстояния между центральные ноги из стремян (х ^ ^ 1 к югу и у ^ 1 ^ к югу), площадь продольной арматуры (к югу SL ^ ^) и один филиал поперечной арматуры (к югу ^ ^ й), в среднем бетона на сжатие ФК "силы", продольный коэффициент усиления ( = ^ к югу SL ^ / ^ к югу с ^ с ^ к югу с = х. у и х = у = 600 мм [24 дюймов]) и коэффициент поперечной арматуры ( / ^ с ^ к югу. ы с и = 2 (х ^ к югу 1 ^ у ^ 1 ^ к югу)), общий коэффициент усиления ( SL ^ S / (^ суб-м ^ и). Все лучи были созданы для сбалансированного объема по сравнению с продольной поперечной арматуры (
Пучков, определенных серий, к которым они принадлежат: средняя конкретные прочность на сжатие е ^ с ^ к югу (первый номер), а отношение общего укрепления
Свойства материалов
Среднее значение прочности при сжатии бетона для каждого теста пучка была получена из пять образцов литой в то же время, что и соответствующие света, вылечить так же во влажной среде в качестве тест-лучи, и испытан в тот же день соответствующие пучков были протестированы. Бетонные смеси приведены в таблице 2.
Обычных стальных стержней были горячие ламинированная ребристые баров коммерчески определены как класса S500 (500 МПа [72500 фунтов на квадратный дюйм]) с диаметром колеблется от 6 до 20 мм (0,24 до 0,79 дюйма). Для получения фактических значений урожайности напряжений и деформаций (е ^ у ^ к югу и к югу Средние значения е ^ к югу у = 686 МПа (99470 фунтов на квадратный дюйм) и
Методика проверки
Тестирование установка состояла из трех основных частей: 1) испытание кадр, где был установлен разъем, 2) кручения аппарат, который превратил нагрузку на гнездо с момента кручения передается конце испытания балки; и 3) Реакция стены, расположенный на другом конце света, хранение с этой целью фиксированной, без поперечного вращения.
Рисунок 2 показывает, как части были размещены в ходе испытания. Стены реакции и кручения аппарата были прикреплены к твердым полом. Это исследование позволило установки продольной деформации балок и деформации на концах лучей.
Нагрузки был применен в введенных мер деформации гнездо. Эта процедура полезна для исследования пучков после пика максимальной нагрузки.
Загрузка находится под контролем нескольких клеток нагрузку на ключевые точки на тестирование установки (в соответствии с точки приложенной нагрузки, а также между кручения аппарата / стена реакции и твердого пола). Поперечный повороты были измерены при 10 различных сечениях, расположенных вдоль луча (разделы Дж. Дж. А. А.) на регулярной основе, как это показано на рис. 2.
Стальных подкреплением приборами на три сечения балки (в середине пролета и охватывает квартал). В каждой секции, восемь тензодатчиков были прикреплены к арматурной стали четыре на каждой продольной бар, расположенный в углах участка и четыре на поперечных полос (по одному на отделение стремя).
Регистратор данных был использован для чтения и записи значений, приведенных линейных переменным преобразователей (LVDTs), датчиков и тензодатчиков. Рис 3 показан общий вид пучка все устройства считывания на месте. Более подробное описание приборов пучков представлены в кандидат в Бернардо thesis.12 4 приведены некоторые примеры типичной зоне провала испытания балки.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ
Момент-против-твист кривых
5 показаны кривые крутящего момента (момента) T в сравнении со средними угловой деформации на единицу длины (закрутки) Средний угловой деформации Каждый Т- Уступая точки были определены из зарегистрированных экспериментальных данных, полученных в тензодатчиков при баров. Зоне разрушения пучков как правило, происходили в середине пролета, расположенного в том же разделе, где тензодатчиков были зафиксированы в барах. Экспериментальные деформации значения, используемых для определения уступая точки средние значения измеренных напряжений в продольных или поперечных укрепление находится в той части, где тензодатчиков были зафиксированы в барах ..
От глобального анализа Т-
Рисунок 5 показывает, что заключительная часть восходящей ветви Т- Это еще более заметно при больших значениях крутящего момента и кручение подкрепления. Это может быть связано с поведением сжатых стоек бетона. В самом деле, известно, что HSC экспонаты более линейным напряженно-деформированного отношения по сравнению с НСК, а также с более высоким модулем упругости.
В таблице 3 приведены соответствующие точки из Т- ) I); жесткости для трещины этап, этап II ((GC) II); момент уровни доходности стали продольной и поперечной выход стали, а также соответствующие углы твист (T ^ ^ ти к югу, к югу T ^ ют ^ Значения (GC) я и (GC) II были рассчитаны с помощью линейной регрессии с рядом экспериментальных точек T-Em соответствующего этапа: I этап (от нуля до нагрузки и растрескивание точки) и Этап II (с точки крекинга и выход точки для пластичных балки или между крекинга точке а максимальный крутящий момент для хрупкого пучков). Значения (GC) я и (GC) II, были связаны с наклоном линии рассчитывается с помощью линейной регрессии в каждой стадии.
Для пучков с аналогичным соотношением арматуры, следует ожидать, что конечная крутящий момент будет в целом выше, более высокие значения конкретных прочность на сжатие. Из таблицы 3, этот вывод не ясно (влияние прочности бетона, вероятно, слишком мал, чтобы заметили). Наконец, в таблице 3 показано также, что для серии балок с аналогичным отношения арматуры, использование более высоких прочности бетона приводит к менее вязкий пучков.
Кручение прочность и пластичность
От Т- Эти значения также представлены в таблице 3 для лучей испытания в этой исследовательской программе.
Для изгибных пластичность, как правило, лучшие параметр используется deformation.15 Как правило, индекс вязкости может быть определен нагрузки, и
Крутильных индекс вязкости (IE), был определен для пучков в этой исследовательской программе. Для характеристики глобального деформации испытаний балок, крутильных вращения (на единицу длины) была вычислена. Уравнение . Значения
Потому поперечных и продольных балок, не дали одновременно в зоне разрушения, текучести считалось среднее значение и приносит баллов (две точки уступая в каждом из пучков, как правило, очень близко друг к другу). Были некоторые исключения для первых пучков каждой серии, с низким усиление значения соотношения (только приносит поперечных подкрепление или продольной арматуры был записан). Для тех исключений, предел текучести считался единственным значения регистрируются. Для хрупких пучков (лучей с высокими значениями укрепление отношений), индекс вязкости не было вычислить.
Предельная нагрузка соответствует точка, в которой луч больше не противостоит высоким нагрузкам. Чтобы исправить этот момент, критерий должен предполагать. Субъективность этот параметр, который ранее обсуждался authors16 в случае балок при изгибе. В этом случае, многие авторы используют тот же критерий для определения конечной точки, когда нагрузка (P)-перемещение (ставку) кривые нисходящей ветви. В этих случаях, как правило, считается, что конечная точка соответствует нагрузке 80% от максимальной нагрузки. В случае кручения и для этого исследования, авторы рассмотрели ту же процедуру. Для пучков с не нисходящая ветвь (внезапной остановки), по мнению авторов, предельная нагрузка равна максимальной нагрузке.
В таблице 3 представлены экспериментальные параметры, используемые для расчета крутильных индекс вязкости, а именно, средняя урожайность вращения Визуальные и качественные значения анализ крутильных индекс вязкости объясняется в следующем.
TORSION ДИЗАЙН
В этом разделе представлены сравнительный анализ прогнозов максимальный крутящий момент приведены в некоторые кодексы практики. прогнозы коды сравниваются с результатами испытаний пучков. Следующие коды практики были рассмотрены: ACI 318-89,14 ACI 318-05,6 CAN3-A23.3-04, 2 MC 90,4 и 2,5 ЕС заменил ACI 318-8914 был проанализирован, поскольку кручения процедуры были основаны на косых теории изгиба. Косых теории изгиба был использован ACI кодекса до 1995 года, и в этом году, дизайн правила были изменены. Затем, с 1995 года они были основаны на поле сжатия пластичности теории (PCFT), как европейские правила. PCFT является результатом развития известных переменным углом фермы-модели. Эта теория в настоящее время является основой большинства наиболее важных кодов. Переменным углом фермы-модель была разработана по-другому в 1973 году. Раньше совместимости деформаций, а не теории пластичности. Следит за развитием этой теории привело к модифицированной теории сжатия поля (MCFT).
Для сравнительного анализа, представленные здесь, балки с хрупкими неудачи были также рассмотрены. Экспериментальной программы показало, что спектр пучков с пластичности ( Таким образом, все лучи, должны быть включены в этот анализ, даже те, с высокой степенью армирования, как Расмуссен и did.9 Бейкер, 10
Если данный код предполагает, хрупкое разрушение из-за дробления конкретных стоек пучка при анализе, то соответствующая теоретическая прочность вычисляется путем принятия верхний предел сжимающие напряжения в бетоне стоек.
В таблице 4 представлены формулам, приведенным в изучал коды и используется в данной работе для вычисления силы кручения железобетонных балок и пределы поперечной арматуры. В таблице 5 представлены теоретические значения крутящего момента, T ^ зиЬ г, известково ^, вычисленные с помощью процедур, коды. Соответствующие экспериментальные значения, T ^ югу г ехр = T ^ г ^ к югу, также приведены. Экспериментальных теоретические соотношения крутящий момент также представлены. Визуального и качественного анализа дается в следующем. Пучков с предсказал хрупкого разрушения будут выделены.
Таблица 5 показывает, что ACI 318-8914 немного недооценили силу испытания балки, представляющие значения на всякий случай с небольшими отклонениями от фактического поведения пучков. Отклонения становится меньше, прочность бетона лучей возрастает. Сравнение значений показывает, что B-Луч-75,6 0,30 выставлены различные предельное состояние по сравнению с конечной поведение, демонстрируемое других лучей. Стальной арматуры этого пучка дали именно тогда, когда первый трещины появились (рис. 5). Конечная крутящий момент составил крекинга крутящий момент. Это связано с недостаточным неспособность арматуры (поведение характерно под усиленный пучков).
Поскольку конечной крутящего момента, то, Таблица 5 показывает, что, за исключением пучка B-75,6 0,30-МСА 318-056 предсказания аналогичные ACI 318-89.14 ACI 318-056 также немного недооценивает силу испытания балки. Эволюция отклонений от фактических значений показателей для каждого луча серии, однако, несколько иная, когда два коды сравниваются. Отклонения лучей с высокой и низкой усиление уровня (внешний пучков серии) больше.
По сравнению с предыдущим коды, коды других исследованных имеют разные T ^ югу г ехр ^ / T ^ зиЬ г, известково ^ значения для пучков с самых высоких коэффициентов усиления. Для пучков с малым отношения арматуры, T ^ югу г ехр ^ / T ^ зиЬ г, известково значения ^ больше, чем единство, тогда как для пучков с высоким коэффициентом армирования, такие значения меньше единицы. Таким образом, для пучков с высоким коэффициентом армирования, кодексы практики, как правило, небезопасно. Предсказанных значений иногда очень отличается от фактических. Что касается укрепления отношение, то, среднего пучков настоящего подпункта T ^ г, ^ ехр / T ^ зиЬ г, известково ^ значений, близких к единице. Таким образом, коды дают хороший прогноз соотношения средней дальности подкрепление, но то же самое нельзя сказать о всей области укрепления отношений.
Некоторые из этих выводов можно легко заметить на рис. 6, которые дают T ^ югу г ехр ^ / T ^ зиЬ г, известково ^ коэффициент в зависимости от конкретных ФК "силы". Эти цифры также представить центров для группы из девяти прямоугольных на усиленный простой HSC пучков проверен Расмуссен и Baker9, 10 (все лучи, была хрупкого разрушения конкретные дробления) с 3,0 м (118,11 дюймов) между опорами. Размеры поперечного сечения (0,16 х 0,275 м. [6,30 х 10,83 дюйма]) и арматуры ( Прочность бетона является единственным параметром, была различной (от 57,1 до 109,9 МПа [8280 до 15936 фунтов на квадратный дюйм]).
Рисунок 6 подтверждает общие выводы, сделанные из таблицы 5, что соответствует полых пучков испытания авторами. Такие выводы подтверждаются также overreinforced равнине пучков проверен Расмуссен и Baker.9, 10 Как отметил Сюй, 17 косых гибки theory14, кажется, больше подходит для прогнозирования конечной крутящий момент, особенно для малых простой балки. По этой теории, рис. 6 также видно, что отклонения от прогнозных значений уменьшается в конкретных увеличивает прочность.
Рисунок 6 показывает, что дисперсия значений ACI 318-056 немного выше, чем в МСА 318-8914 и не зависит от прочности бетона. Тем не менее, как коды предоставить безопасный прогнозов. Для ACI 318-05,6 дисперсии высших ценностей, в каждой серии пучков, происходит по лучи самых маленьких и самых высоких коэффициентов усиления. За исключением этих лучей, предсказания этого кода сопоставимы с ACI 318-89.14 максимальный крутящий момент прогнозируется на усиленный пучков проверен Расмуссен и Baker9, 10 заметно недооценена, при значениях, близких к 1,9.
Для MC 90,4 ЕС 2,5 и CAN-A23.3-04, 2 на рис. 6 подтверждает, что для пучков с самых высоких коэффициентов усиления и для высших конкретные сильные стороны, эти коды не являются безопасными и отклонения от фактического максимального крутящего момента могут быть значительными. Для пучков с среднего до низкого соотношения подкрепление, эти коды недооценивать максимального крутящего момента. Для CAN-A23.3-04, 2 на рис. 6 показывает, что отклонения схожи с ЕС 2,5 отклонений от контрольных значений становятся особенно очевидными при применении MC 904 для пучков с низким отношения подкрепления. Графическое представление на усиленный пучков проверен Расмуссен и Baker9, 10 подтверждает тенденцию наблюдается пучков с высоким уровнем укрепление испытания авторами.
Одним словом, лучший код для конечной прогнозирования крутящий момент ACI 318-89,14 которые больше не используются. Он был заменен ACI 318-05,6, что является лучшим код всех тех, которые используются в настоящее время. Другие кодексы, которые были изучены, не всегда безопасных в отношении прогнозирования максимального крутящего момента.
Пластичность ДИЗАЙН
Максимальное и минимальное значения процента армирования, которые предлагаются на различных кодов проанализировали здесь по отношению к пластичности поведения испытания балки. Этот вопрос будет изучен в настоящем документе. На усиленный пучков проверен Расмуссен и Baker9 не включены в этот пластичности учиться, потому что все они были хрупкого разрушения.
Прежде чем рассматривать пластичности исследования, следует отметить следующее. Хотя показатели пластичности первыми лучами Series A, B и C (балки-48,4 0,37-, B-75,5 0,30-и C-91,7-0,37) были самыми высокими (см. таблицу 3), эти пучки был хрупкого разрушения из-за недостатка арматуры (стальной прокат достигнут вскоре после отказа крекинг). Это хрупкое поведение показывает, что эти лучи не должны быть приняты кодексы практики, введя минимальный процент армирования. С изучал кодов, только ACI кодов явно рекомендовать минимальное количество арматуры для кручения нагрузок. В этом исследовании, лимит будет применяться только для поперечной укрепление, потому что поперечные и продольные укрепление испытуемых балок сбалансированы.
Балки-53,1 1,68-, B-79,8 1,78-, B-76,4 2,20-, C-96,7 2,07-и C-87.5-2,68 был хрупкого разрушения путем дробления конкретных стоек. Эти лучи имели высокие значения армирования в их ряды. Балки B-77,8 1,33-и C-91,4 1,71-был преждевременным и хрупкого разрушения углами разрыва, после чего производится дробление конкретных стоек. Все эти лучи, с хрупкими неудач следует считать неприемлемым кодексы практики. Это достигается путем установления верхнего предела на армирования.
Для каждого кода, использованный в этом исследовании, В таблице 6 представлены в верхней и нижней границы поперечной арматуры (^ т к югу, но не менее ^ / с ^ т к югу, макс / с ^), по отношению к эффективной поперечной арматуры для испытаний пучков (^ т к югу, е ^ / с).
С ACI 318-89,14 только луч C-87.5-2,68 находится вне интервала допустимых поперечных отношения подкрепления. Тем не менее, многие из испытуемых балок приняты ACI 318-8914 имели хрупкого разрушения. Значение, ACI 318-8914 принимает для допустимых прочность на сжатие в бетоне стоек, вероятно, слишком высоко, когда на 40 МПа (5800 фунтов на квадратный дюйм). Таким образом, верхний предел усиления коэффициент, который зависит от этой силы, также является слишком высокой. Что касается нижней границы, то, Таблица 6 показывает, что все испытания пучков в соответствии с таким ограничением. Их поведение в связи с тем означает, что испытания балок с низким укрепление отношений не должно быть разрешено кодов. Таким образом, предел ACI минимум, должны быть более строгими.
С ACI 318-05,6 луча B-75,6 0,30-не будет разрешено, поскольку она имеет отношение укрепление ниже нижнего предела. Таким образом, этот код было обнаружено, что этот луч бы хрупкое разрушение из-за недостаточного подкрепления. Хотя ACI 318-056 оказался более жестким, чем ACI 318-89,14 это еще не достаточно ограничительный поскольку в нем не обнаружить два других испытуемых балок (Beam-48,4-0,37 и ширина C-91,7-0,37), в котором не тесно из-за недостаточного подкрепления. Что касается верхнего предела поперечной арматуры заинтересованных Таблица 6 показывает, что два последних лучах серии и три последние лучи Серии B и C не проходят ограничения ACI 318-05.6 Таким образом, на данный момент МСА 318-056 является более ограничительным, чем ACI 318-89.14 Для пучков указано, ACI 318-056 ожидает хрупкого разрушения. Ограничение, как представляется, мало, поскольку чрезмерное Луч-54,8 1,31-это один, что будут исключены, и в самом деле, этот луч не имеют хрупкое разрушение. Пластичности индекс для этого пучка, однако, является очень низким (табл. 3), и исключение этого пучка может считаться приемлемым.
Что касается нижней границы поперечной арматуры касается, остальные коды указать предельные значения, которые не запрещают любые испытания лучи показано, что недостаточное армирование (табл. 6). Следует отметить, что эти коды дают ограничения правил, основанных на минимальных усиление сдвига. Эта процедура не кажется достаточным. Что касается верхнего предела для поперечной арматуры заинтересованных Таблица 6 показывает, что MC 90,4 ЕС 2,5 и CAN3-A23.3-042 считают, что все лучи имеют доступа к приемлемым значениям. Таким образом, эти три коды не имеют хорошую верхней границы максимального поперечного армирования. Некоторые из пучков допускается коды имел хрупкое разрушение из-за чрезмерного напряжения сжатия в бетоне стоек.
Выводы, сделанные в таблицах выделены на рис. 7. Эти фигуры настоящее время для всех проанализированных кодексов и независимо от прочности бетона испытания балки, эволюция крутильных Рисунок 7 показывает также максимальные и минимальные границы поперечной укрепление отношений (пунктирные линии) вычисляется из правил кодов. Эти значения вычисляются по максимальным и минимальным области подкрепления (^ т к югу, но не менее ^ / с ^ т к югу, тах / с, соответственно). Пучков, что, несмотря на высокие показатели пластичности, имел хрупкое разрушение из-за недостаточного укрепления обозначены символом Пучков, которые хрупкого разрушения из-за дробления конкретных стоек (с 7, расположенной на. Оси /. Несмотря 7.
Рисунок 7 показывает, что интервал между максимальным и минимальным значениями поперечных укрепление кручения нашли МСА 318-8914 слишком велик. В самом деле, не только приемлемый балки, но большая часть нежелательных лучей, также находятся в этом интервале.
Рисунок 7, подтверждает, что, по сравнению с ACI 318-8914 и другие кодексы, ACI 318-056 указывает интервал гораздо ближе к реальным поведением испытуемых балок. Авторы утверждают, что лишь нижний предел потребностей незначительные коррекции, чтобы все пучки с хрупкого разрушения из-за недостаточного укрепления исключены.
Рисунок 7 также подтверждает, что другие изучали коды определить интервалы подкрепления, которые являются слишком широкими. Нижний предел не являются специфичными для кручения (они взяты из сдвига положения) и экспериментальные результаты ясно показывают, что конкретные правила для кручения было бы весьма желательным. Верхний пределы должны быть исправлены, чтобы избежать случаев хрупкого разрушения чрезмерного сжатия в бетоне стоек.
ВЫВОДЫ
Исследования в настоящем докладе на основе результатов испытаний 16 пучков. Хотя такого рода экспериментальной работы стоит очень дорого, то было бы лучше иметь больше тестов. Тем не менее, число испытаний достаточно, чтобы сделать некоторые выводы. Результаты ясно показывают, что некоторые коды чрезмерно разрешительный характер и может привести к принятию хрупкие лучи или небезопасных значений предсказал максимального крутящего момента. Из всех изученных коды в использовании, 318-056 ACI является единственным, что имеет приемлемую правила, касающиеся минимального и максимального усиления членов при кручении. Другие кодексы должны быть исправлены, особенно для типа балок испытания в этом исследовании (HSC полых балок под чистого кручения). Авторы полагают, что две основные меры должны быть приняты, как описано в следующем.
Во-первых, все нежелательные пучков, которые подвергаются риску хрупкого разрушения должны быть запрещены. Это достигается с помощью адекватного предельное значение для максимального и минимального размера кручения подкрепление, то есть ФК '= 40 МПа (5800 фунтов на квадратный дюйм).
Во-вторых, коды должны быть более надежны в предсказании максимальный крутящий момент, а отклонения должна уменьшаться. Это делается с помощью критерия лучше подходит для прогнозирования сжимающих провал конкретных стоек. Эта задача связана с ограничением максимальной суммы поперечной арматуры. Следует отметить, что необходимость уменьшить максимальное значение поперечной укрепление уже заявил Расмуссен и Baker10 для предыдущей версии европейских и канадских кодов.
Из-за ограниченного числа имеющихся экспериментальных результатов HSC балки, Им кажется несколько преждевременным предлагать новые правила дизайна. На данном этапе, они только с указанием направления, что эти новые правила должны предпринять. Экспериментальные работы по этому вопросу должен продолжаться больше тестов для получения правильного правила для НБК и HSC.
Нотация
^ К югу с = площадь поперечного сечения (в том числе полостные трубки)
^ ^ К югу SL = площадь продольной арматуры
^ ^ К югу й = площадь одна нога поперечных укрепление
^ Т к югу, е = эффективная площадь поперечного укрепление
^ К югу т, макс = максимальная площадь поперечного укрепление
^ К югу т, мин = Минимальная площадь поперечного укрепление
F ^ с = к югу одноосного ^ 'сила сжатия конкретных
F ^ югу у = текучести укрепление
(GC) I = крутильные жесткости (noncracking этап)
(GC) II = жесткости (крекинг этап)
S = расстояние между продольной поперечной укрепление
T = применяется крутящего момента
T ^ югу кр = крекинга крутящего момента
T ^ югу ют = крутящий момент выхода продольной арматуры
T ^ зиЬ г, известково = предполагаемая численность кручения
T ^ г ^ к югу; T ^ зиЬ г, = ехр экспериментальных силы кручения
T ^ югу ф = выход крутящий момент в поперечном укрепление
T = толщиной стенки полого разделе
U = периметр стремена
х, у = внешние размеры поперечного сечения
х ^ 1 ^ к югу; у югу ^ 1 = расстояние между осью стременах ноги
кривая
кривая
Ссылки
1. Норвежский стандартов ", железобетонных конструкций, правила проектирования," NS3473, Стокгольм, Швеция, 1989, 78 с.
2. Совет по стандартам Канады, "Дизайн бетонная конструкция зданий (CAN3-A23.3-04)", Канадская ассоциация стандартов, Mississanga, Канада, декабрь 2004, 240 с.
3. Standards Association Новой Зеландии ", железобетонных конструкций NZS 3101-Часть 1: Проектирование", 1995, 256 с.
4. КСР-FIP, "Типовой кодекс 1990 года, комитет Евро-International-дю-Beton, Лозанна, Швейцария, 1990, 461 с.
5. ЕКС PrEN 1992-1-1 ", Еврокод 2: Проектирование железобетонных конструкций-Часть 1: Общие правила и правила для зданий", Брюссель, Бельгия, апрель 2002, 225 с.
6. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 443 с.
7. Пристли, MJN; Seible, F.; и Ван, CM, "Нортридж землетрясения 17 января 1994-Ущерб Анализ отдельных Мосты шоссе, Доклад № SSRP-94/06, Университет Калифорнии, Сан Диего, Калифорния, Февраль 1994, 266 стр..
8. Али М. А., Белый, RN, "К Рациональный подход для проектирования минимальных Укрепление кручения", ACI Структурные Journal, V. 96, № 1, январь-февраль 1999, с. 40-45.
9. Расмуссен ЖЖ, и Бейкер Г. "О кручении в Железобетонная Нормальная и бетона высокопрочных пучков-Часть 1: Экспериментальные серии испытаний", ACI Структурные Journal, В. 92, № 1, январе-феврале 1995, с. 56-62.
10. Расмуссен, ЖЖ, и Бейкер Г., О кручении в Железобетонная Нормальная и бетона высокопрочных пучков-Часть 2: Теория и проектирование ", ACI Структурные Journal, В. 92, № 2, март-апрель 1995, с. 146-156.
11. Вафа FF; Shihata, SA; Ашур, SA, а также Akhtaruzzaman А. А., предварительно напряженного высокопрочных бетонных балок при кручении, "Журнал строительной техники, ASCE, В. 121, № 9, сентябрь 1995, с. 1280-1286.
12. Бернардо, LFA ", Tor
13. КСР, "Кручение", бюллетень d'информации, № 71, Лозанна, Швейцария, март 1969, 207 с.
14. ACI Комитет +318 "Создание Кодекса Требования к Железобетонная бетона (ACI 318-89) и Комментарий (318R-89)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 1989, 369 с.
15. Шин, S.-W.; Камара, M.; и Гош, С. К. изгиб пластичность, прочность Прогнозирование и гистерезисных Поведение Ultra-High-членов прочности бетона, "Высокие прочности бетона, Второй международный симпозиум, SP-121, WT Эстер, под ред. американского института бетона, Фармингтон Hills, MI, 1990, с. 239-264.
16. Bernardo, МАФ, и Лопес, М. R ", при изгибе пластичности высокопрочных бетонных балок," Структурные Бетон, V. 4, № 3, 2003, с. 135-154.
17. Hsu, TTC, кручения из железобетона, ИЛ Рейнгольд Ко, 1984, 516 с.
18. Митчелл, Д., Коллинз, член парламента, "Диагональ сжатия теории поля Rational Модель Железобетона в чистом кручении", ACI ЖУРНАЛ, Труды Т. 71, № 8, август 1974, с. 396-408.
Луис Бернардо ФА является профессором в Университете Beira Interior, Covilh Он получил диплом инженера-строителя из Лиссабонского технического университета, Лиссабон, Португалия, а также докторскую степень в университете Коимбра, Коимбра, Португалия. Его исследовательские интересы включают изгиб и кручение поведения железобетонных конструкций.
Lopes Сержиу MR является адъюнкт-профессором в университете Коимбры. Он получил диплом инженера-строителя в университете Коимбры, его Мск из Лиссабонского технического университета, и его кандидат в Университете Лидса, Лидс, Великобритания. Его исследовательские интересы включают изгиб и кручение поведения железобетонных конструкций.