Двусторонняя Прочность на сдвиг плит-Column соединения: пересмотр положений МСА 318
В типичных слегка усиленный плиты столбцов соединения, обширные изгиб уступая может произойти до того, расчетные возможности сдвига пробивая достигнута. Основные ACI 318 двусторонней сдвигу положение не изменилось с 1963 года и была разработана на основе статистического анализа результатов испытаний на масштабных образцов, которые, как считалось, не удалось при сдвиге. Некоторые исследователи показали, что использование основных ACI двусторонней сдвигу положения дает результаты, которые были unconservative по сравнению с двусторонней прочность на сдвиг плит в экспериментальной проверке. Эта статья показывает, что применение положений МСА 318 для обычных легко-армированные плиты, вызывает сомнения.
Ключевые слова: создание кода, плоские плиты; плиты колонки связи; двусторонний прочность на сдвиг.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Перфорация сдвига неудачи из-за недостаточного двусторонней прочность на сдвиг плит столбцов соединения может привести к прогрессивным распада building.1 Неудачи плоских структур инициирован штамповки разрушение при сдвиге, в том числе Store2 Sampoong департамента, что произошло в 1995 году , показывают, что twoway прочности на сдвиг плит столбцов соединения и механики штамповки разрушение при сдвиге, что не были правильно поняты. Парк и Gamble3 указал, что фактическое поведение провал области трещины плита является чрезвычайно сложным и дизайн положения используются эмпирические упрощения реального поведения. Bari4 сообщает, что Существуют значительные расхождения между различными эмпирического лечения.
ACI 318-085 определяет основные номинальной сдвига двусторонних силы Vc в интерьере связи плиты колонки с квадратной колонки и normalweight бетона
V ^ к югу с = 4
V ^ к югу с = 0,33
где О средняя глубина плиты арматуры, Бо критического сдвига по периметру на расстоянии D / 2 от края колонны или от внешнего усиление сдвига, а / '^ с ^ к югу является конкретным прочность на сжатие. МСА 318 ассигнования на основные двусторонней сдвиговая прочность плиты (уравнение (1)) не изменилась с 1963 года. Кроме того, положение ACI проще, чем положения в ряде других строительных норм, о чем говорится далее в этой статье. Простое положение, полученных из относительно сложных выражений.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
МСА 318 положений оценить прочность соединения slabcolumn оцениваются в свете экспериментальных данных. Для достижения этой цели исторического развития основных ACI двусторонней положения сдвигу изучалась как первый шаг. Во-вторых, сильные плит колонки связи было рассчитано с использованием ACI 318 положений, а также оценки были сопоставлены с результатами испытаний, проведенных slabcolumn соединений. Эти исследования включали два 2/3-scale slabcolumn связи образцов, испытанных при Ferguson зданий и сооружений лаборатории в Университете Техаса в ходе данного исследования. В данном исследовании: 1) резюме исторического развития ACI 318 положений для двусторонней прочность на сдвиг обеспечивается, 2) текущие положения код оцениваются, и 3) результаты испытаний, проведенных slabcolumn соединений суммируются. Рекомендуется, чтобы двусторонний сдвиговой прочности слегка усиленный соединений уменьшается. Величина (V ^ к югу с = 2 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ б ^ о ^ к югу г) представляет собой нижнюю границу данных ..
SLAB колонки ПОДКЛЮЧЕНИЯ
Характеристика типичных плоских структур
Плоских структурных системы состоят из плит, которые поддерживаются непосредственно на колонны без балок, падение панели или столбца столицах. Дуррани и др. al.6 указал, что в центральных и восточных районах США, Есть много взрослых плоские перекрытия зданий, спроектированных и подробные противостоять гравитации загружает только. Перекрытий в этих зданиях могут быть классифицированы как слегка усилены. В этой статье lightlyreinforced плиты относятся к плитам с менее чем 1% соотношение изгиба арматуры в колонке полосы (
Несоблюдение режима плит столбцов соединения
Железобетонная плита колонки связи может достигать своих возможностей и не в двух режимах: пробивая сдвига до или после широкого изгибной податливости продольных reinforcement.8-10 независимо от того, соединения неудачу в пробивая сдвига до или после полного формирования механизма выхода линии, неудачи всегда происходит, когда загружается удары области через плиту. Поверхность разрушения имеет форму усеченного конуса или пирамиды с сечением минимум кросс по крайней мере такого размера, как заплата загружен area.11
Хотя некоторые исследователи классифицировали явно сбоев плит, как штамповка разрушение при сдвиге и разрушение при изгибе ,12-14 многие исследователи не ясно различать сдвиг перфорации и разрушение при изгибе. Gesund и Kaushik13 проведены систематические исследования в отношения между расчетной прочности при изгибе P югу ^ ^ гибкого и измеряется разрушающая нагрузка P ^ ^ к югу испытания плит под концентрических нагрузки. Они обнаружили, что среднее арифметическое P ^ югу гибкого ^ / P ^ ^ к югу тест на 106 испытаний, как сообщил штамповки сдвига неудач 1,02 со стандартным отклонением 0,25. Риган и Braestrup15 указал, что значительная часть результатов испытаний, сообщил в литературе как штамповка сдвига неудачи выставлены предельными нагрузками, которые не сильно отличаются от изгиба потенциала.
Независимо от того, пробивая из строя до или после плиты дает при изгибе, неудачи в плите столбцов соединения выглядят одинаково: колонки вместе с частью плиты толкает через слой (положение), или плите толкает вниз вокруг колонны. Таким образом, ошибки были помечены пробивая провал. Для соединения нормальных пропорциях и с обычным количеством изгиб арматуры, выход-лайн механизм будет предшествовать перфорации сдвига failure.16
Историческое развитие ACI 318 ПОЛОЖЕНИЯ
Объединенный комитет 192417
В 1924, код ACI committee17 рекомендовал, что расчетные V напряжения сдвига и допустимых напряжений сдвига приведены в формуле. (2) и (3), соответственно,
... (2)
V = 0.02f '^ к югу с ^ (1 л) = 0.03f' ^ к югу с ^ (3)
где V является поперечная сила, б критический сдвиг по периметру расположены на расстоянии (т - 1,5 дюйма [38,1 мм]) от периферии загруженной области, JD расстояние между центром тяжести сжатия и растяжения силы, Т толщина плиты, е '^ с ^ к югу является конкретным прочностью на сжатие (фунтов на квадратный дюйм), п это соотношение изгиба области укрепления пересечения непосредственно через загруженные области (столбец или столбец капитала) на общую площадь изгиб арматуры в плиты. В докладе Объединенного комитета 192417, была принята также ACI как стандартных спецификаций и лишь незначительные изменения были внесены в связи с сдвига и диагональных напряженности в плит и опор с тех пор.
ACI 318-41,18 ACI 318-47,19 и МСА 318-5120
Три издания МСА 318 Кодекса с 1941 по 1951 имеют те же положения о прочности на сдвиг двусторонний и признать, что прочность на сдвиг чувствительна к сумме изгиб арматуры. Сдвиговых напряжений V в качестве меры диагональных напряжение вычисляется по формуле. (2), и допустимое V для двусторонней плит:
* 0.03f '^ с ^ к югу, если хотя бы 50% от общего отрицательного изгиба арматуры в колонке полоса проходит через периферии.
* 0.025f '^ с ^ к югу, если 25% или менее от общего отрицательного изгиба арматуры в колонке полоса проходит через периферии.
Допустимых V для фундамента является 0.03f '^ с ^ к югу В соответствии с рекомендацией Объединенного комитета 1924 года, по периметру сдвига критической находится на расстоянии (т - 1,5 дюйма [38,1 мм]) от периферии площадки нагружения.
ACI 318-5621
ACI 318-5621 введен максимальный предел 100 и 85 фунтов на квадратный дюйм (0,69 и 0,59 МПа) для допустимых V (то есть, 0.03f '^ с ^ к югу 85 фунтов на квадратный дюйм [0,59 МПа]). Критической периметру сдвига находится на расстоянии г от загруженной области. Допустимых V для фундамента еще 0.03f '^ с ^ к югу
ACI 318-6322
Положения ACI 318-6322 были разработаны на основе рекомендаций Объединенной ACI-ASCE Комитет 426, сдвиг и диагонали напряженности. Значительные изменения сдвига положения, включенные в ACI 318-63 were22:
1. ACI 318-6322 был первый выпуск ACI 318, содержащейся прочности разработать критерии для сдвига. ACI 318-6322 предписано использовать как нагрузка факторы и факторы, потенциал сокращения [прямо фи];
2. Диагональ напряженности конкретных Было указано, что функция [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу. Совместное ACI-ASCE Комитет рекомендовал 326 V является функцией [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу, а отношение размера колонки для эффективного плиты с глубины / D. Комитет отметил, однако, что переменная C / D может быть также приняты во внимание при использовании критического периметру д / 2 от загруженной области. Для простоты, особенно неправильной формы колонны и плиты с отверстиями у колонны, ACI 318-6322 приняла следующий подход: V является независимой от C / D и равна 4 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу;
3. Критической периметру сдвига находился на д / 2 от загруженной области. Комментарий ACI 318-6322 отметил, что в то время как истинная пирамидальной поверхности провал был в 45 градусов по отношению к нейтральной оси напряжений на этой поверхности, носят комплексный характер (содержит оба среза и изгиба сил). Для простоты, вертикальный разрез, на котором тангенциальная составляющая вызвана только сдвиг был выбран. Такой раздел находится на расстоянии D / 2 от загруженной области;
4. Фактор J была ликвидирована, а
5. Длинные и узкие плиты или опоры, выступая в качестве одного пути пучка и два члена-путь, соответственно, были дифференцированы.
ACI 318-6322 заявил, что номинальная вю конечной прочности на сдвиг в плит и опор является
... (4)
где Ву является общей учтены силы сдвига и Бо критической периметру сдвига находится в д / 2 от загруженной области. Без поперечной арматуры
V ^ к югу и ^
где [прямо фи] является фактором сокращения потенциала (0,85 для сдвига).
МСА 318 с 19715,23-29
МСА 318 основных положений двустороннего прочность на сдвиг плит (уравнение (4) и (5)) не изменились с 1963 года, за исключением, когда 2002,29 [прямой фи]-фактор был снижен до 0,75.
Предыдущие исследования на двух-WAY сопротивления сдвигу плит
Richart30, 31
Richart30, сообщили 31 испытаний 24 фундаментов стен и фундаментов 132 столбцов поддерживается на кровати стальными пружинами моделирования давления грунта. Большинство образцов, испытанных на Richart30, 31 были 7 футов (2,1 м) площади опоры. Richart30, 31 установлено, что арматурная сталь фундамента с 0,2% и 0,4% изгиб отношение укрепление дали до штамповки произошел сбой. Эти опоры обширный трещин и в конечном итоге провалились по диагонали напряжение при относительно низких напряжений сдвига V (2 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу до 3,2 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм [0,17 [ квадратный корень из F] '^ с ^ к югу до 0,27 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа]), оценивается в критический раздел D от колонны лицо). Он сослался на пробивая разрушение при сдвиге в качестве вторичного отказа (после уступая изгибных подкрепление) и объяснил, что второй произошел сбой, поскольку податливость производства стали крупные трещины, которые затем сократили конкретные разделе сопротивление сдвигу. Он также обнаружил, что опоры с е '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,24 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу и 0,29 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа) (оценивается в критический раздел D от колонны лица) ..
Hognestad32
Hognestad32 к выводу, что большинство из опор не удалось после локальной податливости на изгиб подкрепление, но до достижения конечной изгибной нагрузки от анализа доходности он-лайн. Он признал, что на изгиб и прочность на сдвиг, являются взаимосвязанными и введен параметр [прямой фи] ^ югу O ^ = V ^ югу сдвига ^ / V ^ ^ гибкого к югу, где V ^ ^ к югу сдвига является конечной возможности сдвига пластинки, и V ^ ^ к югу гибкого является конечной изгибной потенциала. На основании Ричарт в основе результатов испытаний, 30,31 Hognestad32 предложили следующие эмпирические уравнения
... (6)
(Впрочем, эффективная глубина плиты, е '^ с ^ к югу является конкретным цилиндра прочность (фунтов на квадратный дюйм), и [прямой фи] ^ о ^ к югу является
... (7)
... (8)
... (9)
... (10)
... (11)
где ширина плиты или началах, с столбец размерности, ф является пределом текучести арматуры.
Элстнер и Hognestad33
Элстнер Hognestad33 и обнаружили, что окончательный провал плит с изгибной укрепление отношений, которые варьировались от 1,15% до 3,7% было по столбцу пробивая через плиту. Когда напряжения сдвига V были оценены на расстоянии D / 2 от колонны, V варьировала от 4 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу до 7,4 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,33 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу до 0,62 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа). В большинстве случаев такие штамповки произошли после первоначального уступая подкрепления в непосредственной близости от колонны. Разрушение при изгибе, однако, наблюдается для плит с 0,5% до 1% изгиба арматуры (при г был оценен на расстоянии D / 2 от колонны, V варьировала от 2,1 [квадратный корень из F] '^ к югу с ^ до 3,5 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм [0,18 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу до 0,29 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа]).
После reanalyzing Ричарт в результаты тестирования, 30,31 Элстнер Hognestad33 и указал, что V вычисляется на колонну лицо было лучшим способом измерения прочности на сдвиг, чем вычисленный на расстоянии г от колонны лица. Они также пересмотрел ранее Hognestad эмпирическая формула (уравнение (6)) следующим
... (12)
, где J = 7 / 8. Они также обнаружили, что концентрация 50% от изгиба укрепление непосредственно на колонке не увеличивает прочность на сдвиг и сжатие подкрепление не влияет на предел прочности на сдвиг.
Whitney34
Whitney34 рассмотрел Richart's30, 31 и Элстнер Hognestad's33 и результаты испытаний и предложил, что обычная формула сдвига (V = V / bjd = (F '^ к югу с ^)) является неприемлемым, так как прочность на сдвиг не является функцией из бетона одного, но в значительной степени зависит от количества изгиб арматуры и ее эффективности. Он отметил, что обычные формулы сдвига был слишком консервативен для случаев с большим значением Он также констатировал, что использование критической секции на расстоянии D / 2 от (вместо г езды) от колонны лицо дал наиболее достоверные результаты для всех плиты глубинах.
Whitney34 предложил следующее выражение
... (13)
где б = 4 (CD) (критический сдвиг по периметру находится на расстоянии D / 2 от загруженной область), ЛС сдвига службы, а также му предельных момент на единицу ширины плиты у колонны определяется следующим образом.
Для под-армированные плиты
... (14)
Более-армированные плиты
... (15)
Обычного J срок был пропущен по формуле. (13), поскольку значение V был рассчитан эмпирически и среднее значение для всей глубины считается так хорошо, как любой другой.
Whitney34 объяснил, что существуют два различных типа отказа: постепенное и внезапным. Постепенное типа аварии произошли после изгиба укрепление уступил и вызвало трескаться, что в конечном итоге снизить прочность на сдвиг, пока колонна начала рыться в плите. Внезапной типа аварии произошли до того, изгиб укрепление сдался. Этот внезапный сбой может быть вызван overreinforcement при изгибе (в результате разрушения сжатия зоны вокруг колонны), либо залог / крепления недостаточность (из-за недостаточной длины заливки или в непосредственной близости шаг арматуры). Объясняя механизм разрушения, Whitney34 показали, что горизонтальная составляющая поперечной силы на пирамиду разрыва должны противодействовать укреплению изгиб, проходящих через пирамиду. Whitney34 заявил, что горизонтальная составляющая была ограничена пределом текучести изгиб арматуры. Как укрепление дали, трех механизмов сбой может произойти: 1) изгиб трещины могут распространяться вверх от стали в пирамиде, пока они, наконец, вызвало разрушение при сдвиге, 2) если плита была более усиленный, сжатие зоны вокруг колонны и дробленая В результате внезапного штамповки, или 3) если сталь не были должным образом закреплены, он поскользнулся и позволил внезапной перфорации ..
Совместное ACI-ASCE Комитета 32611 прокомментировал, что, поскольку результаты испытаний образцов с относительно высокой изгибной сильные не были включены в исследование приводит к формуле. (13), это уравнение может применяться только в тех случаях, почти сбалансированным дизайном (то есть, когда [прямой фи] ^ о ^ к югу близок к единице). Как видно из формулы. (13), V может быть увеличен путем увеличения Переход на изгиб подкрепление извне пирамиду внутри также повышает
Moe35
Moe35 предложил, что сдвиговая сила пропорциональна [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу, а не е' ^ ^ к югу с тем чтобы отразить тот факт, что сдвиг неудачи контролируются главным образом растягивающие расщепления. На основании результатов испытаний плит с различной степенью концентрации изгиб усиление внутри пирамиды разрыва, Moe35 установлено, что V ^ ^ к югу гибкого является лучшим показателем прочности на сдвиг, чем му, который был использован Whitney34 (уравнение (13)). Moe, 35 однако, указал, что величина V югу ^ ^ гибкого было само по себе никакой прямой связи с физической механизма разрушения. Скорее, он отражает ряд других важных факторов, таких, как распределение трещин, количество удлинение при растяжении арматуры, величины сжимающих напряжений в критической секции, а глубина нейтральной оси на провал.
Мо считает, что взаимодействие между сдвига и прочность на изгиб может быть аппроксимирована прямой следующим
... (16)
Он предположил, что Vo = Абд [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу, где Ь критического сдвига по периметру на расстоянии D / 2 от загруженной области. Moe35 также считает, что прочность на сдвиг чувствителен к C / D и предполагается линейная зависимость.
На основании статистического анализа 37 плиты и 106 основе результатов тестирования (на рис. 1) в Ричарт, 30,31 Элстнер и Hognestad, 33 и собственные тесты, предлагаемые Moe35 уравнения. (17). Все плиты и образцов основе были 7 х 7 футов (2,1 х 2,1 м) или меньше, и был изгиб, что укрепление отношений колебалась от 0,39% до 3,7%
... (17)
где V ^ ^ к югу гибкого является поперечной силы при расчетной конечной изгибной потенциала плиты помощью теории выхода линии. Используя определения из [прямой фи] ^ югу O ^ = V / V ^ ^ к югу гибкого уравнение. (17) может быть реорганизован следующим образом
... (18)
Только образцов, которые, как считалось, не выполнили сдвига были включены в Moe's35 статистического анализа ([прямой фи] ^ о ^ к югу
На основании пределов прочности плит и опор получить от относительно краткосрочных испытаний и с учетом средней численности, а не минимальные, Moe35 также разработал дизайн уравнений. Поскольку плиты отсутствии при изгибе сопротивление нагрузки значительно больше, чем на изгиб потенциала, а рассчитываются с использованием теории выхода линии, Moe35 Предполагается, V = 1.1V ^ ^ к югу гибкого как точка сбалансированный дизайн (то есть значение, при котором на изгиб и сдвиг сильные стороны равны).
Для того, чтобы разрушение при изгибе всегда регулирует на разрушение при сдвиге, Moe35 предложил V должна быть ограничена следующими значениями
... (19)
... (20)
Уравнения (19) и (20) были разработаны на основе тестов на плиты и опоры с с / г между 0,9 и 3,1.
Совместное ACI-ASCE Комитета 32611
Совместное ACI-ASCE Комитет рассмотрел 32611 Moe's35 уравнение (уравнение (18)), и считает, что [прямой фи] ^ о ^ к югу должны быть изъяты из уравнения. (18), подставляя [прямой фи] ^ югу O ^ = 1,0, так как в практической дизайн, V ^ ^ к югу сдвига должна превышать V ^ ^ к югу гибкого (то есть, [прямой фи] ^ о ^ к югу Следует отметить, по формуле. (18), сдвига V прочность уменьшается [прямой фи] ^ о ^ к югу увеличивается. Из уравнения. (18) была получена на основе экспериментальных данных с [прямой фи] ^ о ^ к югу Такое упрощение приводит к следующему уравнению
... (21)
Вместе с тем Комитет считает, что уравнение. (21) не может применяться для всех случаев, встречающихся в практической дизайн в силу следующих причин:
1. Когда нагрузка была применена к плите на очень небольшой площади (то есть, В и С / д были очень малы), у подходил 9,75 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу, но V будет приближаться к нулю, и
2. Когда C / D был большой (то есть, падение колонны с панели), у стремилась бы к нулю.
На основе консервативных нужным 198 имеющихся результатов испытаний с [прямой фи] ^ о ^ к югу
... (22)
где Ь периферии площадки нагружения. Следует отметить, что, поскольку уравнения. (22) была получена на основе консервативных припадке тестовых данных с [прямой фи] ^ о ^ к югу (22) в тех случаях, когда [прямой фи] ^ югу O ^> 1,0, вызывает сомнения. Из уравнения. (18) показывает, что V уменьшается [прямой фи] ^ о ^ к югу увеличивается, ожидается, что уравнение. (22), unconservative, когда оно применяется к случаям, где [прямой фи] ^ югу O ^> 1,0, что характерно в слабо армированных плит.
Для того чтобы избежать открытой интерпретации значения с для нерегулярных столбцов или столбцов с отверстиями, а также предложить рекомендации дизайн, который соответствует концепции ACI 318-5621, комитет упрощенной формуле. (22) в уравнение
... (23)
где Ьо является критической секции, расположенной на расстоянии г / 2 от загруженной области.
В ходе обсуждения документ Объединенной ACI-ASCE Комитет 326,11 Диас де Cossio36 считает, что нижний предел 4 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,33 [квадратный корень из F]' ^ к югу с ^ МПа) при Л / 2 от загруженной области было разумным и на всякий случай для наиболее типичных случаев. Диас де Cossio's36 результаты испытаний 22 один конец плиты (усиленный напряженности только) с корень] е '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,3 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа), коэффициент вариации 7,4%. Он заявил, однако, что вполне вероятно, что двусторонний плит со значительно большей ширины к глубине коэффициент, чем у его образцы бы выше сильные, чем измеренные в своих опытах. Отсюда видно, что 4 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,3 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа) не считается нижний предел напряжения сдвига, а как среднее напряжение.
Совместное ACI-ASCE Комитета 32611 также показали, что концентрация подкрепления над колонной свои преимущества при изгибе (то есть, увеличение жесткости плиты и снижения напряжения в изгибе усиление в непосредственной близости от колонки), и поэтому следует поощрять. Комитет сделал, однако, не связывать требования для изгибных подкрепление к разработке требований к сдвигу.
Guralnick и LaFraugh37
Guralnick и LaFraugh37 испытания 3/4-scale испытания плоских образцов с габаритными размерами 45 х 45 футов (13,7 х 13,7 м), состоящий из девяти 15 х 15 футов (4,6 х 4,6 м) панели расположены три на три. Количество верхней изгиб арматуры в всех внутренних соединений были 0,73% в колонке полосы и 1,5% в течение (с 2H) региона.
Сбой произошел, когда одна из внутренних колонн рыться в плите при нагрузке 85% от двусторонней сдвига потенциала рассчитываются с использованием ACI 318-6322 (то есть, 0,85 БПК). Разрушающая нагрузка измеряется испытания структура 1,05 раза предсказал выход-лайн разрушающей нагрузки. Непосредственно перед неудачей, средняя стали налегать на четыре лица колонна примерно 0,01, который семь раз больше, чем выход напряжения.
Магура и Corley38
Магура и Corley38 доложил о результатах испытаний, проведенных на вафельные плиты крыше ресторан в подвальном этаже Здание построено в 1964-1965 годы ярмарка в Нью-Йорке мира. Крыша структуры 2 футов (0,61 м) толстые вафли плиты поддерживается колоннами, примерно 30 футов (9,1 м) на центрах. Здание было спроектировано, чтобы соответствовать положениям ACI 318-5621 и крыша была рассчитана на нагрузку жить фунтов/фут2 300 (14,4 кПа) и вычисляется среднее мертвым грузом в 220 фунтов/фут2 (10,5 кПа).
В одном из испытаний, Соединение C4 (одна из внутренних соединений, которые имеют 26 х 26 дюйма [660 х 660 мм] колонки и изгиб укрепление отношений в колонке полосе 0,5% в направлении Север-Юг и 1,9% в Восток-Запад) был загружен концентрически до разрушения. Подключение C4 неудачу в сдвига до достижения ее изгиб потенциала. Структура себя упруго, пока произошел сбой. Подключения не удалась, при нагрузке, что на 16% больше, чем оценивается с использованием ACI 318-63.22 измеряется разрушающая нагрузка, однако, было 20% ниже, чем определяется с использованием Moe's35 уравнение (уравнение (17)).
Criswell14, 39
Criswell14, 39 протестировали несколько соединений с низкой изгибной укрепление отношений и некоторые из его результатов тестирования приведены в таблице 1. Criswell14, 39 установлено, что пробивая сбой может произойти при нагрузках, значительно ниже значений ACI кодекса. Общая учтены силы сдвига Ву в связи с
Criswell14, 39 указано, что, поскольку ACI 318-6322 и Moe's35 уравнения были получены с использованием только результаты тестирования с помощью [прямой фи] ^ о ^ к югу
Совместное ACI-ASCE Комитета 42640
Совместное ACI-ASCE Комитет указал, что 42640 V в связи с тем для слабо армированных плит с квадратной колонки может быть меньше 4 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,33 [квадратный корень из F]' ^ к югу с ^ МПа), если плиты развитых больших прогибах до штамповки провал.
Хокинс и Mitchell41
Хокинс и Mitchell41 сообщил, что если плита была должным образом разработана в соответствии с МСА 318-7724 концепций, предел прочности при изгибе может быть немного меньше, чем прочность на сдвиг и, таким образом, ACI 318-7724 положения попытались определить прочность штамповки сдвига для начала больших поворотов. Дизайн, основанный на ACI 318-7724 консервативным предположительно соответствуют [прямо фи] ^ югу о = 1,0. Хокинс и Mitchell41 указал, что если соединение вынуждены разрабатывать вращения больше, чем при которой изгиб мощность первой достигнуто, пробивая из строя, если напряжение сдвига ограничивается 2 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,167 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу МПа) или поперечной арматуры обеспечивается.
Мол др. al.42
Мол др. al.42 рекомендовал сдвиговой прочности соединения быть уменьшена до 3 / 4 стоимости данного МСА 318 (для обеих основных формул и с большой критической области сдвига), если обширный приносит не предвидится.
Совместное ACI-ASCE Комитета 35243
Совместное ACI-ASCE Комитета 35243 сообщил, что соединения подвергаются широко распространенной изгиб уступая выставлены сильные сдвига меньше, чем тех, кто не в сдвиговых до изгиба приносит, так как в плоскости ограничения значительно уменьшается при изгибе дает подкрепление. Комитет рекомендовал понижающий коэффициент в размере 0,75 Cv в случаях, когда изгиб приносит не предвидится.
Ямада и др. al.44
Ямада и др. al.44 сообщили, что их контрольного образца (6,6 х 6,6 х 7,9 дюйма [168 х 168 х 200 мм]) не удалось штамповки сдвига, при предельной нагрузки, что только 92%, что оценивается ACI 318 Кодекса. Свойства контрольном образце были следующими: 1) отсутствие поперечной арматуры; 2) 1,23% плита верхней арматуры (№ 4 бара, ф = 116 KSI [799,8 МПа]), и 3) 0,62% плиты армирование нижнего (№ 4 бара, ф = 116 KSI [799,8 МПа]).
СТРОИТЕЛЬСТВО ПОЛОЖЕНИЯ КОДЕКСА для двусторонней сдвиговой прочности ИНТЕРЬЕР ПОДКЛЮЧЕНИЯ SLAB колонки
Основные двусторонней сдвига положения ряда крупных строительных норм для внутренних соединений плиты колонки без поперечной арматуры в концентрических нагрузки (то есть без момент передачи) приводится в этом разделе. Только квадратных колонн и нормальной плотности бетона считается.
Без поперечной арматуры, номинальная двусторонней сдвиговой прочности железобетонных членов, V, равна конкретный вклад Vc. Весь код, рекомендации по перфорации использовать номинальных напряжений сдвига рассчитывается путем деления сдвига силы, площадь которого равна произведению длины критического периметру и эффективная глубина плиты. Коды отличаются в отношении расстояния между торцом колонны и по периметру, и в выражениях, используемых для определения предельного значения напряжения, влияние изгибной подкрепление, и размерным эффектом. Отзывы кодов приведены в Холлгрен, 45 Бари, 4 выдумка, 46 Альбрехт, 47 и др. Salna., 48 и ряд статей в ACI SP-232,49
Различные строительный кодекс положения о Vc приведены в таблице 2. Специальное положение для учета сокращения номинальной прочности на сдвиг за счет увеличения соотношения критических сдвиговых периметра для эффективной глубины не входит. Для сравнения легче, согласованный набор символов, используемый для всех положений.
В общем, Vc может быть выражена следующим образом
V ^ к югу с ^ = V ^ с ^ к югу
где ВК номинальной прочности на сдвиг,
Европейский коды использовать характерные FCK силы вместо указанных прочности бетона е '^ с ^ к югу. Gardner50 сообщил, что / '^ с ^ к югу может быть связано с FCK следующим
F ^ югу ск = е '^ с ^ к югу - 1,60 МПа (25)
Строительные нормы положения: сравнение
Как показано в таблице 2, не все положения Кодекса, счет для Чтобы сравнить чувствительность двусторонней прочность на сдвиг с изменением толщина плиты, 7 дюймов (180 мм), эффективная глубина, и 4000 фунтов на квадратный дюйм (28 МПа), указанных конкретных цилиндра сил была проанализирована. Рисунок 2 показывает, около двух направлениях сдвиговая прочность интерьера связи в прототипе структуры в зависимости от
Прочности на сдвиг колеблется от приблизительно 480 кН (107,9 KIPS) с использованием немецкого кодекса DIN 1045-151 более 1100 кН (247,3 KIPS) с использованием CSA Canadian Standards A23.3-0452 для слябов с 0,5% соотношение изгиба арматуры. Некоторые из этих различий могут быть уменьшены, если груз или understrength факторы. Изменения, однако, указать, расходящихся подходов, используемых для кода уравнений.
ЭФФЕКТ ИЗГИБАЕМЫХ подкрепления пробивая Прочность на сдвиг
Прочность армирования
Там были различные мнения о том, изгиб Марзук и Хусейн, 53 Гарднер и Шао, 54 и "Шериф" и Dilger7 вывод из результатов тестирования, что Vc является функцией Vanderbilt55 показали, что удвоение Элстнер и Hognestad33 и Moe, 35 однако, указал, что увеличение Концентрации подкрепления в результате провалились из-за разрушения сцепления близко расположенных баров.
Regan57 отметил, что
1. Увеличение Следует также уменьшить трещины, тем самым улучшая передачу сил совокупный блокировки, а также действий увеличение дюбель;
2. Увеличение Хокинс и Митчелл, 41 однако, указал, что имеющиеся ограничения (за счет мембранного действия) вокруг соединения можно уменьшить, если изгиб дает подкрепление. Таким образом, номинальный предел прочности на сдвиг соединения передачи сдвига уменьшается степень уступая в плите изгиб увеличивается подкрепления.
Yitzhaki12 показали, что относительное количество При В этом случае, пробивая сопротивление нечувствительны к Gardner58 также указал, что при увеличении
Концентрация укрепление по отношению к столбцу или загрузить области
Совместное ACI-ASCE Комитета 42640 указано, что концентрация укрепление по отношению к столбцу или загрузить области не улучшает прочность на сдвиг. Комитет, однако, рекомендуется концентрация арматуры в колонке региона, поскольку она усиливает изгиб поведение плиты под эксплуатационные нагрузки.
Regan57 сообщил, что для практических механизмов баров, Moe's35 испытаний и бетонной промышленности исследований и информации ассоциации (CIRIA) показал уменьшение силы примерно на 6% при увеличении концентрации, по сравнению с теми, для плит с равномерным стали. Риган и Braestrup15 выводу, что концентрация подкрепление не выгодно. В крайнем случае, результаты показали, что это может быть даже вредно, так как чрезмерная концентрация оставляет большие радиальные сектора почти неармированные.
Ранкин и Long9 отметил, что локальное увеличение момент потенциала из-за концентрации арматура компенсируется сокращением плит пластичности. Макарг др. al.59 к выводу, что концентрация верхней мат изгибных результаты арматуры в более высокое сопротивление перфорации сдвига, более высокую должность взлома жесткость, более равномерное распределение напряжений в верхней баров, и меньше трещин на всех уровнях загрузки по сравнению с компаньоном образцы с равномерным распределением верхней арматуры.
Экспериментальная программа
Для оценки двусторонней сдвиговой прочности соединения плит колонки, две 2/3-scale интерьера плиты столбцов соединения (образцы G0.5 G1.0 и, как показано на рис. 3) были протестированы. Опытные образцы были 14 футов (4,3 м) площади и был 6 дюймов (150 мм) толщиной плит, опирающихся на 16 дюймов (400 мм) квадратных колонн.
Испытательные образцы представляют собой интерьер плоские плиты колонки связи прототип структуры, которая была создана с использованием ACI 318-71.23 прототип структуры G0.5 образца предполагается, что служба занятости, живой груз из 50 фунтов/фут2 (2,4 кПа ), разделы и дополнительные мертвым грузом 20 фунтов/фут2 (0,96 кПа), 21 футов (6,4 м) длины пролета, 24 дюйма (610 мм) площади колонна, и 9 дюймов (230 мм), толщина плиты. Плита была 0,5% верхней арматуры в колонке полосы и 0,25% усиление других странах, которые были распространены в плоской пластине структур построен в 1970-х. Образцы G1.0 был 1% верхнего укрепление между линиями, которые являются 1,5 Все плиты имел такое же усиление нижней и поперечной арматуры, не была использована. Оценка 60 арматурной ASTM A706 удовлетворяющих-06 требованиям и 4000 фунтов на квадратный дюйм (28 МПа) бетона, используемые в экспериментальной программе. Фактические бетона на сжатие силы для обоих образцов приведены в таблице 3.
Детали армирования плиты показано на рис. 3. Продольная арматура была помещена в перпендикулярных направлениях и отвечали минимальным требованиям длина Раздел 13.5.6 МСА 318-71.23 верхней и нижней арматуры в поперечном направлении загрузки имеет четкий крышка 0,5 дюйма (13 мм). Средняя глубина плиты укрепления в, г, было 5 дюймов (130 мм) ..
На рисунке 4 приведена схема используется для проверки образцов при монотонно возрастающей концентрических вертикальных нагрузок вверх по колонне. Позиции вертикальной стойки были выбраны с помощью результаты нелинейного анализа конечных элементов проведено на прототипе структуры создать условия, аналогичные тем, которые предусмотрены равномерную нагрузку на плите.
Рисунок 5 показывает нагрузку тяжести в сравнении с вертикальными кривыми перемещения вокруг колонны для штамповки сдвиговых испытаний. Потенциала тяжести нагрузки и напряжения сдвига в связи с тем, налог исчисляется по периметру сдвига критической ВК приведены в таблице 3. При неудаче, VC образцов G0.5 G1.0 и достигнут 2,47 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу и 3,37 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу фунтов на квадратный дюйм (0,206 [квадратный корень] е '^ с ^ к югу и 0,281 [квадратный корень из F]' ^ с ^ к югу МПа), соответственно. Измеряются сильные только 63 и 85% от силы определяется с использованием выражения ACI 318-085 (уравнение (1)). Это наблюдение согласуется с результатами испытаний 45 футов (13,7 м) площади плоских structure.37 результаты испытаний, проведенных в этом экспериментальные исследования также показывают, что двусторонний сдвига потенциала соединения были чувствительны к сумме усиление изгиба в пределах (с 3h) региона.
Измеренная по сравнению с около двух направлениях сильные сдвига
Около двух направлениях сильные сдвига с использованием различных кодов для контроля образцов G0.5 G1.0 и сравниваются с измеряемым сильные на рис. 6. Как видно на рис. 6, только DIN 1045-151 дал консервативные оценки twoway прочности на сдвиг. Все строительных норм и правил, что не считает изгиб влияние на укрепление двустороннего сдвига strength5, 25,60,61 оценкам, G1.0 образцов была ниже двусторонней прочность на сдвиг, чем образцов, поскольку G0.5 G1.0 образцов были несколько ниже, прочности бетона (табл. 3). Как и ожидалось, другие строительные нормы и правила, которые рассматриваются вопросы влияния изгибной reinforcement51 ,62-64 по оценкам, образцами G1.0 имели более высокий двусторонний предел прочности при сдвиге, чем образцов, поскольку G0.5 G1.0 образцов имели более высокий процент изгиба арматуры.
Влияние изгиба отношение укрепление
На рис. 7, деформации арматуры работает как Север-Юг и Восток-Запад направлениях при максимальной нагрузке Vmax как G0.5 G1.0 Образцы и сравниваются. На V = Vmax, арматурный прокат в пределах (с 3h) области в обоих образцов G0.5 G1.0 и сдался. Тот факт, что изгиб уступая предшествовал провал пробивая сдвига образцов G0.5 G1.0 и согласуется с наблюдениями неудачи в ходе testing.1 Рисунок 7 показывает также, что за пределами арматуры (с 3h) области не удалось достичь штаммов выше, чем в (с 3h) региона.
Деформаций в арматурных прутков образцов G1.0 на V = 70 KIPS (максимальная нагрузка G0.5 образца), также показано на рис. 7. При этом нагрузка, штаммы с образцами G1.0, как правило, половина людей в G0.5 образца. Это свидетельствует о том, что для данного уровня нагрузки, напряжение арматурного проката снизилась доля изгибных укрепление увеличилось. Меньшие штаммов означает меньше ширины трещин и более важный вклад от совокупного блокировки на прочность на сдвиг. Таким образом, в слабо армированных плит столбцов соединения (то есть с 1% укрепления изгиб или меньше), увеличение количества усиление изгиба в пределах (с 3h) региона приведет к снижению напряженности и укреплению улучшения прочности на сдвиг.
ВЫВОДЫ
На основании обширного обзора литературы, следующие замечания могут быть сделаны:
1. Простое выражение, что дает основные сдвига двусторонних силы в нынешнее положение ACI (Vc = 4 [квадратный корень из F] '^ ^ к югу с БПК) не изменился с 1963 года и была разработана довольно сложные эмпирические уравнения, предложенного по Moe.35 Следует отметить, что Moe's35 эмпирическая формула основана на статистическом анализе 106 основе результатов испытаний сообщили Ричарт, 30,31 34 плиты результаты тестов Элстнер и Hognestad, 33 и Moe35, которые считаются удалось при сдвиге ([прямой фи] ^ о ^ к югу Результаты тестов, которые были сочтены не смогли при изгибе, были исключены из Moe's35 статистического анализа. Потому что Moe's35 уравнение было выведено на основе данных испытаний с [прямой фи] ^ о ^ к югу
2. Ясно, что результаты тестов, с [прямой фи] ^ о ^ к югу МСА 318 положений консервативно предположительно соответствуют [прямо фи] ^ югу о = 1,0. Потому что сдвига уменьшается прочность, как [прямая фи] ^ O ^ югу увеличивается, применение положений ACI для типичных легко-армированные плиты (
3. Существуют значительные различия между кодом положений. Даже для кодов, которые отвечают за влияние изгиба на укрепление двустороннего прочность на сдвиг, влияние изгибной укрепление объясняется по-разному. Положения Кодекса являются почти исключительно эмпирические и были получены путем изучения экспериментальных результатов, которые очень чувствительны для проверки установки и образцы деталей. Потому что испытания установки, образцов, и укрепление детали варьировались между научно-исследовательских проектов Существуют значительные расхождения между положениями код.
На основании результатов экспериментальных исследований, проведенных в Университете штата Техас в Остине, следующие замечания могут быть сделаны:
1. Потенциала G0.5 образца, который представляет slabcolumn связи характерных плоских структур, построенных в 1970-х была значительно завышена (от 17 до 86%) МСА 318-08,5 A.23.3 CSA-04, 52, 3600 - 1994,60 IS-456, 61 EC2-2003, 62 MC-90, 63 и BS 8110-97.64 Потому что двусторонний срез был чувствителен к параметром, влияющим на двусторонней сдвига strength.5, 52,60,61 В отличие от других строительных норм DIN 1045-151 условии 20% консервативная оценка потенциала для подключения испытания, а также
2. Потенциала образцов G1.0 (которая представляет плиты колонки связи в типичных плоских структур, созданных для удовлетворения текущих стандартов) был также переоценили (от 9 до 36%), но все DIN 1045-1.51
РЕКОМЕНДАЦИИ
МСА 318 положение о двусторонней прочность на сдвиг (Vc = 4 [квадратный корень из F] '^ ^ к югу с БПК) не изменилась с 1963 года. Неопровержимые доказательства собраны из literature14 ,37,39-44 и полученные в экспериментальных program1 показывает, что использование МСА 318 положений для слабо армированных плит столбцов соединения является сомнительной. Нынешнее положение ACI для прочности на сдвиг двусторонний не отражает прочность на сдвиг после значительного уступая изгиба арматуры, как это имеет место в традиционном слегка усиленный плиты столбцов соединения. На основании экспериментальных данных, обзор, двусторонний сдвиговой прочности слегка усилены соединения должны быть сокращены. Значение (Vc = 2 [квадратный корень из F] '^ ^ к югу с БПК) представляет собой нижнюю границу данных.
Авторы
Это исследование является частью обширной расследование поведения flatplate структур. Авторы благодарят за финансовую поддержку от Национального научного фонда (CMS 0301632 и 0301395 CMS), руководством С. Бартолетти, JR Кагли, Л. Д. Олсон, Л. Уилли, который служил на технической консультативной группы, а также вклад Ю. Тян Дж. Argudo к экспериментальной программе. Выводы и мнения, высказанные в настоящем документе, являются мнениями авторов в одиночку.
Ссылки
1. Widianto "Реабилитация железобетонных плит-Column соединения для двусторонней сдвига", Кандидатская диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, 2006, 348 с.
2. Гарднер, NJ; Huh, J., и Чунг, Л., "Уроки Sampoong универмаг Collapse," Цемент и бетон композиты, V. 24, № 2, 2002, с. 523-529.
3. Парк Р., Gamble, WL, железобетонных плит, второе издание, John Wiley
4. Бари, MS, "штамповка Shear Прочность плит-Column Connections, сравнительное исследование различных кодов," Журнал институт инженеров, В. 80, № 4, 2000, с. 163-168.
5. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-08) и Комментарии" Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2008, 465 с.
6. Дуррани, AJ; Du, Ю. и Ло, YH ", сейсмостойкости Nonductile соединения плит-Column в существующей плоской плиты здания", ACI Структурные Journal, В. 92, № 4, июль-август 1995, с. 479-487.
7. "Шериф", AG, и Дилгер, WH, "Критический обзор CSA A23.3-94 Штамповка Shear Положения прочности для внутренних колонн," Canadian Journal гражданского строительства, V. 23, 1996, с. 998-1101.
8. Dragosavic М., Ван ден Beukel, A., "штамповка сдвига", цапля, V. 20, № 2, 1974, 48 с.
9. Рэнкин, GIB, и долго, AE, "Прогнозирование Штамповка прочности обычных образцов плит-Column," Труды Института гражданских инженеров, часть 1-проектирования и строительства, В. 82, 1987, с. 327-346.
10. Поляк, М. А. Пластичность железобетонных плит Флэт-Column Подключения "Компьютерное гражданских и инженерной инфраструктуры, V. 20, 2005, с. 184-193.
11. Совместное ACI-ASCE Комитет 326 ", сдвиг и диагонали напряженность", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 59, № 1, 2, 3, январь, февраль и март 1962, с. 1-30, 277 - 334 и 353-396.
12. Ицхаки, D., "штамповка прочности железобетонных плит", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 63, № 5, май 1966, с. 527-540.
13. Gesund, H., и Каушик Ю.П., "Доходность оперативный анализ Штамповка Неудачи на плиты", IABSE Публикации, В. 30-I, 1970, с. 41-60.
14. Крисуэлл, ME, "Статические и динамические Ответ железобетонная плита-Column соединения", сдвиг в бетоне, SP-42, американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 1974, с. 721-746.
15. Риган, PE, и Braestrup, МВт ", штамповка Shear из железобетона: Государственный художественный доклад" Бюллетень d'информации, № 168, Комитета по Евро-International-дю-Бетон ", 1985.
16. Chen, CC, и Ли, CY, "штамповка сдвиговой прочности железобетонных плит Укрепление со стеклом из армированных волокном полимерные слоистый пластик", ACI Структурные Journal, В. 102, № 4, июль-август 2005, с. 535-542.
17. Объединенный комитет 1924 года "Стандартные спецификации для бетона и железобетона. Объединенного комитета," Труды, ASTM International, V. 24, часть I, 1924, с. 312-385.
18. ACI Комитет 318 ", Строительные нормы и правила для железобетона (ACI 318-41)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 1941, 63 с.
19. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-47)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1947, 64 с.
20. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-51)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1951.
21. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-56)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1956.
22. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-63)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1963.
23. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-71)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1971, 78 с.
24. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-77)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1977, 102 с.
25. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-83)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1983, 155 с.
26. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования к железобетона (ACI 318-89) и Комментарии (318R-89)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1989, 353 с.
27. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-95) и Комментарии (318R-95)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1995, 369 с.
28. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-99) и Комментарии (318R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1999, 391 с.
29. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-02) и Комментарии (318R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 443 с.
30. Ричарт, ИП, "Железобетонные стены и колонны опоры, Часть 1", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 45, № 2, февраль 1948, с. 97-127.
31. Ричарт, ИП, "Железобетонные стены и колонны опоры, Часть 2", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 45, № 3, март 1948, с. 237-260.
32. Hognestad Е. "сдвигу железобетонных Колонка Фундамент", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 50, № 3, март 1953, с. 189-208.
33. Элстнер, RC, и Hognestad Е. "сдвигу железобетонных плит", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 53, № 1, январь 1956, с. 29-58.
34. Уитни, CS, "Ultimate сдвиговой прочности железобетонных плоских плит, опор, балок и рам без поперечной арматуры", ACI ЖУРНАЛ, Труды V. 54, № 4, апрель 1957, с. 265-298.
35. Moe, J., "ножницы прочности железобетонных плит и Фундамент под действием сосредоточенных нагрузок", бюллетень D47, портландцемент Ассоциации исследований и разработок Лаборатории, Skokie, IL, 1961, 130 с.
36. Диас де Коссио Р., обсуждение "Shear и диагонали Tension" Объединенной ACI-ASCE Комитет 326 МСА ЖУРНАЛ, Труды В. 59, № 9, сентябрь 1962, с. 1323-1332.
37. Guralnick С.А., LaFraugh, RW, "Лаборатория изучения 45 - Foot площади плоской структуры плиты", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 60, № 9, сентябрь 1963, с. 1107-1185.
38. Магура, DD, и Корли, РГ, "Тесты для уничтожения многопанельного Вафельные плиты Структура", натурных испытаний справедливой структуры Нового Света-Йорке, опубликован 1721, т. II, строительной техники Консультативного совета, Национальной академии наук, Вашингтон , округ Колумбия, 1969, с. 10-135.
39. Крисуэлл, ME, "Сила и Поведение железобетонных плит соединения-Column подвергавшимся статические и динамические нагрузки," Техническая MS Доклад N-70-1, US Army Engineer путям опытной станции, Виксбург,, 1970.
40. Совместное ACI-ASCE Комитет 426, "Предлагаемые поправки к сдвигу положения строительных кодексов (ACI 426.1R-77)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 1979, 82 с.
41. Хокинс, Н.М., и Митчелл, Д. ", прогрессирующее обрушение плоских структур плиты", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 76, № 7, июль 1979, с. 775-808.
42. Мол, JP; Крегер, ME, и Леон Р., "Background, чтобы рекомендации по проектированию железобетонных плит-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 85, № 6, ноябрь-декабрь 1988, с. 636-644.
43. Совместное ACI-ASCE Комитет 352 "Рекомендации для синтеза Слэб-Column соединений в монолитных железобетонных конструкций", ACI Структурные Journal, В. 85, № 6, ноябрь-декабрь 1988, с. 675-696.
44. Ямада, T.; Нанни, A.; и Эндо, К., "штамповка сопротивления сдвигу плоских плит: Влияние типа Укрепление и соотношение", ACI Структурные Journal, В. 89, № 4, июль-август 1992, с. 555-563.
45. Холлгрен, М., "штамповка Shear способность армированных Высокая прочность бетона балок без стремян," докторской диссертации, Trita-BKN, 23 бюллетеня, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 1996.
46. выдумка ", штамповка структурной бетонных плит," Бюллетень № 12, Международная федерация Железобетона, Лозанна, Швейцария, 2001, 307 с.
47. Альбрехт У., "Дизайн плоских плит для штамповки Европы и Северной практике американец", цементных и бетонных композитов, V. 24, 2002, с. 531-538.
48. Salna, R.; Marciukaitis, Г. и Vainiunas П., "Оценка факторов, влияющих на прочность на сдвиг перфорации RC перекрытий", журнал строительства и управления, V. 10, № 2, 2004, с. 137-142.
49. Поляк, М., изд., Пробивая Shear в железобетонных плит, SP-232, американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 302 с.
50. Гарднер, штат Нью-Джерси ", ACI 318-05, CSA A23.3-04, Еврокод 2 (2003), DIN 1045-1 (2001), BS 8110-97 и КСР-МФП MC 90 Положения для штамповки Shear железобетонных плоских плит , "штамповка Shear в железобетонных плит, SP-232, М. Поляк, под ред. американского института бетона, Фармингтон Hills, MI, 2005, с. 1-22.
51. DIN 1045-1 ", Tragwerke австралийских Beton, Stahlbeton, унд Spannbeton, Teil 1: Bemessung унд Konstruktion", Normenausschuss Bauwesen (NABau) им DIN Deutsches Institut f Беут Verl., Берлин, Германия, 2001, 148 с. (На немецком)
52. CSA A23.3-04, "Проектирование железобетонных конструкций", Канадская ассоциация стандартов, Рексдейл, ON, Канада, 2004, 214 с.
53. Плиты Марзук, H., и Хусейн, A., "Экспериментальное исследование о поведении высокопрочного бетона", ACI Структурные Journal, В. 88, № 6, ноябрь-декабрь 1991, с. 701-713.
54. Гарднер, Нью-Джерси, и Шао, XY, "штамповка Shear непрерывных Флэт железобетонных плит", ACI Структурные Journal, V. 93, № 2, март - апрель 1996, с. 218-228.
55. Вандербильт, MD, "Прочность на сдвиг в сплошных плит," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 98, № ST5, 1972, с. 961-973.
56. Александр, SDB, и Симмондс, SH, "Бонд модели концентрических Shear штамповка", ACI Структурные Journal, В. 89, № 3, май-июнь 1992, с. 325-334.
57. Риган, PE, "Поведение железобетонных плит Флэт", CIRIA Report 89, строительных исследований промышленности и информатизации Ассоциации, Лондон, Великобритания, 1981, 89 с.
58. Гарднер, NJ, обсуждение "Перфорация положения Shear для железобетона и предварительно напряженного бетона плоских плит," Известия, 1995 Ежегодная конференция Канадского общества Строительная техника, Ottawa, ON, Канада, 1995, с. 247-256.
59. Макарг, PJ; Кука, WD; Митчелл, D.; и Юн, Ю.С., "Преимущества концентрированных плит Армирование и стальной фибры о выполнении Слэб-Column соединения", ACI Структурные Journal, В. 97, № 2, март - апрель 2000, с. 225-234.
60. С. 3600-1994, "австралийский стандарт: железобетонных конструкций", Standards Association Австралии, Хомбуш, Австралия, 1994.
61. IS: 456, "Кодекс практики по равнине и железобетона", Бюро индийских стандартов, Нью-Дели, Индия, 1978.
62. Еврокод 2 ", Еврокод 2: Проектирование железобетонных конструкций-Часть 1-1: Общие правила и правила для зданий", Европейский комитет по стандартизации, Брюссель, Бельгия, 2003.
63. КСР-МФП MC 90, "Проектирование железобетонных конструкций, КСР-МФП Типовой кодекс 1990 года, британский стандарт институт, Лондон, Великобритания, 1993.
64. BS 8110, "Структурные использования бетона, часть 1: Кодекс практики по проектированию и строительству" Британского института стандартов, Лондон, Великобритания, 1997.
ACI является членом Widianto Инженер по Bechtel Corporation, Хьюстон, штат Техас, и преподаватель в Департаменте гражданской и экологической инженерии, Университет Хьюстон, Хьюстон, штат Техас. Он получил степень бакалавра, MS, и докторскую степень в Университете штата Техас в Остине, Остин, штат Техас. Он является членом комитетов МСА 349, Бетон ядерных структур; 351, Фонд для машин и оборудования; 376, железобетонных конструкций для охлажденного сжиженного газа, сдерживание и совместных ACI-ASCE Комитет 445, сдвига и кручения. Его научные интересы включают в себя восстановление и сейсмических и blastresistant проектирования конструкций.
Входящие в состав МСА Огузханского Байрак является адъюнкт-профессор кафедры гражданского, экологического и строительной техники в Университете штата Техас в Остине. Он выступает в качестве директора Phil М. Ferguson зданий и сооружений лаборатории. Он является членом комитетов МСА 341 и сейсмостойких железобетонных мостов; E803, факультет сети Координационного комитета и совместных ACI-441 ASCE комитетов, железобетонные колонны, и 445, сдвига и кручения.
Джеймс О. Jirsa, ВВСКИ, проводит Джанет С. Кокрелл столетия кафедра инженерии в Университете штата Техас в Остине. Он Экс-президент МСА и бывший председатель Технического комитета деятельности. Он является членом комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс.