Прочность-Headed Якоря с большим диаметром и Дип заливки в бетон
В настоящем документе представлены результаты тестирования для больших монолитных место анкерных болтов в бетоне. Испытания проводились для оценки производительности растяжение больших якорей, то есть с якоря диаметром более 2 дюйма (50 мм) или заливки глубине более 25 дюйма (635 мм), которые не рассматриваются МСА 318 Добавление D, и МСА 349, Приложение B. Испытания предназначены также для расследования безопасности таких якорей для использования на атомных электростанциях и последствия регулярного (обычного) и специальные укрепления в силу таких якорей. Результаты тестов, используемых для оценки применимости существующих расчетные формулы действительны для небольших якорей в больших якорей. Предложения сделаны для учета последствий глубокой вложенности или большого диаметра в существующий дизайн положения растяжение монолитно-место анкерных болтов при растяжении нагрузкой.
Ключевые слова: якорь, анкерных болтов; монолитно-место; заливки; растяжения.
ВВЕДЕНИЕ
Современные конструкции крепления для атомных электростанций в Корее использовать большие анкерных болтов диаметром более 2 дюйма (50 мм), заливки глубинах, превышающих 25 дюйма (635 мм), указанного предела текучести 140 KSI (980 МПа), а указанные предел прочности 155 KSI (1085 МПа). В то время как растяжение поведение меньше якоря была широко изучена, большой якорь, не уделяется должного внимания. В ходе исследования, описанные здесь, большие якоря были испытаны на растяжение разработать дизайн критерии якорей, которые не охвачены ACI 318-05, Приложение D, 1 или ACI 349-01, Приложение B, 2, и оценить применимость укрепления предсказания методов, разработанных для малых якорей.
Для оценки поведения растяжение якорей большого диаметра и глубины вложенности, различных якорей, диаметром от 2,75 до 4,25 дюйма (69,9 на 108 мм) и заливки глубинах от 25 до 45 дюйма (635 на 1143 мм) были протестированы.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Исследования, описанные в настоящем документе, первая экспериментальная информация о растяжении поведение очень больших главе анкерных болтов (ч ^ ^ к югу эффектов Это важно, потому что, хотя такие анкерные болты которые обычно используются на электростанциях, и для крепления цистерн, не было никакого замысла положений подтверждена испытаниями и существует для них.
Существующие формулы для прогнозирования растяжение ПОТЕНЦИАЛ анкерных болтов В БЕТОН
Полагая, головой якоря достаточно большой, чтобы предотвратить выдвижной провал (см. ACI 318, Приложение D), растяжение возможностей крупных анкерных болтов регулируется растяжение выход и разрушения стали якорь или растяжение прорыва конкретных , в котором якорем является встроенной. Сталь урожайности и разрушения хорошо понятны. Прорыв формулы текущего дизайна положения США (ACI 318-051 и 349-012 ACI), основаны на конкретных проектную мощность (ПЗС), метод (ПЗС метод) 3, которая является производной от Каппа method4 описано в номер 5.
В соответствии с методом КБО, средняя конкретные возможности прорыва в главе анкеров в бетон без трещин определяется формулой. (1). Это уравнение справедливо для якорей с относительно маленькой головой (в среднем опорного давления на прорыве нагрузка примерно 13F '^ с ^ к югу) .3 В МСА 318, Приложение D, 1 5%-fractile конкретной нагрузки прорыва конуса предсказал , которая, как предполагается, как раз 0,75 среднее значение. Это приводит к формуле. (2). ACI 318-05, Приложение D, 1 позволяет использовать уравнения. (4) для расчета номинальной мощности вспышка во главе с якоря ч глубины вложенности ^ югу EF = 11 дюймов (279 мм) без трещин бетона. Уравнение (4) изменяет способ ПЗС незначительно изменяя показатель на глубину вложенности ч ^ ^ Ф югу от 1,5 до 1,67. Средняя конкретные емкость может быть рассчитана по формуле. (3). В ACI 349-97,6 45-градусном конусе модель используется для расчета конкретных возможностей прорыва (уравнение (5)). Из уравнения. (5) была использована в конструкции, можно считать, предсказать, примерно 5%-fractile результатов испытаний.
Описание экспериментальной программы
Испытательные образцы
Чтобы оценить влияние глубины вложенности, якорь диаметра, а также дополнительных структур на усиление потенциала растяжение больших якорей, пять различных конфигураций испытаний были отобраны четыре испытания и воспроизводит с каждой конфигурации были выполнены дает 20 образцов в целом. Программа испытаний приведены в табл 1. Испытания образцов приведены на рис. 1. Все якорей были сфабрикованы по ASTM A540 Gr. B23 класса 2 сталь (эквивалент ASME SA 549 Gr. B23 класса 2 используется в корейской ядерной электростанции) с / ^ к югу у = 140 KSI (980 МПа) и / ^ к югу и ^ = 155 KSI (1085 МПа). Глава якорь состоит из круглого толстой пластиной, которая была зафиксирована на затвор зажима гаек (рис. 2). Диаметр круглой пластины D ^ к югу ч = 6 дюймов (152,4 мм) (D ^ подпункта б = 2,75 дюйма [69,9 мм]), г ^ к югу ч = 8,5 дюйма (215,9 мм) ( г ^ к югу б = 3,75 дюйма [95,3 мм]) и Л ^ к югу ч = 10 дюймов (254,0 мм) (D ^ к югу б = 4,25 дюйма [108,0 мм]). Размер бетонных блоков тест был достаточно велик, чтобы избежать раскола провал. Конкретные объемы (ширина / длина / глубина), доступных для каждого якоря показано в Таблице 1.
Кроме того, чтобы свести к минимуму возможные ширина трещин усадки, верхней и нижней части теста членов были подтверждены в обоих направлениях, с № 10 бар при 16, 10 и 10 дюймов (406,4, 254 и 254 мм), расстояние для образцов T1, T2, T3, и, соответственно. Эта поверхность укрепление существенно не влияют на конкретные нагрузки прорыва. Как показано на рис. 1, деревянные и стальные рамы были построены приостановить монолитно-место якоря в правильном положении и на нужную глубину вложенности. Бетонной смеси для испытания образцов показано в таблице 2 (а). Бетон используется в образцах был сопоставим с конкретными используется в корейской атомной станции, кроме того, что 20% от массы цемента типа я был заменен летучей золы и 1 дюйм (25 мм). Щебнем был использован вместо 3 / 4 дюйма (19 мм). Целевой прочности бетона на 42 дней была е '^ к югу с = 5500 фунтов на квадратный дюйм (37,9 МПа). Фактической прочности бетона на момент тестирования приведены в таблице 2 (б). Бетон для образцов одна серия испытаний был сделан из одной партии.
В то время как в тесте серии T1 в T3, никаких особых укрепления был использован сопротивляться приложенной нагрузки натяжения, в испытательной серии T4 и T5, дополнительное армирование (см. рис. 3) были использованы для увеличения предельной нагрузки. Дополнительных подкреплений состоит из вертикальных стремена (восемь № 8 баров, 16 баров № 8 для испытания серии T4 и T5, соответственно), как показано на рис. 3 ..
Испытательная установка
Испытания установка состояла из загрузки кадра, пластина, Джек собраний, динамометр и других предметов, как показано на схеме и фото на рис. 4. Нагрузка была применена к якорь под силу контроля в прирост примерно 3,5% от предела прочности стали анкерных болтов (F ^ югу у = 925, 1683 и 2192 KIPS 4114,6 [, 7486,4 и 9750,5 кН], для болтов с диаметром 2,75, 3,25 и 4,25 дюйма [69,90, 82,55 и 107,95 мм], соответственно), то есть 30, 60, 77, 68 и 48 KIPS (133,4, 266,9, 342,5, 302,5, и 213,5 кН) для серии T1, T2, T3, T4, T5 и, соответственно. Было отреагировали в двух направлениях на жесткой рамке для сведения к минимуму изгибающего момента образца. Четкое расстояние между опорами составляло 4,0 ч ^ ^ к югу эффектов для образцов Т1 T5, что позволяет обеспечить неограниченный формирования конкретных конуса. Приложенной нагрузки измерялась нагрузка клетки. Кроме того, деформация вдоль заливки длина затвора якорь измерения (рис. 5). Кроме того, перемещение верхнего конца якорь измерялась LVDTs (рис.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
Отсутствие нагрузок, отказов и поведение водоизмещения
Средних нагрузках, неспособность приведены в таблице 3 (а) (серии T1-T3) и в таблице 3 (б) (Серия T4 и T5). Значения, приведенные в таблицах приведены к е '^ к югу с = 5500 фунтов на квадратный дюйм (37,9 МПа) путем умножения измеренных пиковой нагрузки каждого теста с фактором (5500 / ж ^ к югу с, тест ^) 0,5. В тестовой серии Т1-T3, вызванное конкретными прорыва конуса ниже анкерного болта стали потенциала (F ^ к югу и ^ = 925, 1683 и 2192 KIPS 4114,6 [, 7486,4 и 9750,5 кН] для болтов диаметром 2,75 , 3,25 и 4,25 дюйма [69,90, 82,55 и 107,95 мм], соответственно). Растрескивание структуры в образце после тестирования приведены на рис. 6 (а). Как правило, одна основных продольных трещин было отмечено, сконцентрированные приблизительно на сторонах блока, в сочетании с горизонтальными трещинами, а некоторые поперечные трещины. На верхней поверхности блока, трещин, образовавшихся круговую диаграмму вокруг якоря. Чтобы определить внутренние трещины определения примерно конической прорыва тела, один повторить каждого образца типа был выбран, и бетон порошковой на два ортогональных плоскостях, пересечение которых совпадает с осью якоря.
Ядер подтвердил прорыва конуса с углом в бетоне, варьировала от 6 (б) ..
В целом, испытания образцов, T4 и T5, с дополнительной арматуры (рис. 3), не были проверены на провал. На приложенной пиковой нагрузки, измеренные деформации стали превысила доходность деформации и из соображений безопасности внезапного разрыва болт удалось избежать. Только образцами Т4-был испытан на провал. Невыполнение этого образца была вызвана формирования конкретных конуса. С нагрузка-смещение кривых (рис. 7), можно сделать вывод, что в серии испытаний T4, нагрузках максимальной были почти идентичны с провалом нагрузок. В тестовой серии T5, однако, разрушающая нагрузка якорей достигнуто не было. Поскольку образцы T4 и T5 показали не трескает на бетонную поверхность, не были приняты ядер для проверки конус начал формироваться.
Нагрузка-смещение кривых для образцов, T1, T2, T3, T4, T5 и показаны на рис. 7 (а) до 7 (е), используя смещение, в верхней части каждого якоря. Нагрузка-смещение "для каждого теста репликации на основе разнообразных прочность бетона на момент тестирования. Проектирование длины якоря валов с бетонной поверхности в верхней части якоря для образцов, T1, T2, T3, T4, T5 и были 41,7, 48,6, 53,1, 41,7 и 41,7 дюйма (1059, 1234, 1348, 1059 и 1059 мм), соответственно. Поскольку измеряется перемещений показано на рис. 7 включить стали удлинение проектирование якорь длины, фактические якорь смещений на верхней поверхности бетона, которые накапливаются по встроенные части якоря, намного меньше, чем показано на рис. 7. На рис. 8, зависимость между нагрузкой и якорь перемещения на поверхности бетона (рассчитывается от смещения измеряется на якорь верхнем конце вычитания стали удлинение проектирование длина) построены для испытания серии Т1-T5.
В некоторых тестов, рассчитанных смещений на поверхности бетона отрицательны для малых нагрузках. Считается, что это вызвано изгибом якоря, если они не были установлены совершенно перпендикулярно поверхности бетона. Видно, что якорь смещения при пиковой нагрузке образцов T1-T3 (конкретные неудачи конуса), довольно малы. Это можно объяснить довольно большой якорь голову, что из-за низкого напряжения конкретные, и не колеблются много. За голову размеров позволило МСА 318-05, Приложение D, нагрузки прорыва провал увеличится примерно пропорциональна Н ^ ^ к югу EF 1,5. При значительно больших глав, имеет право по глубине вложенности больше 1.5.7 В настоящее время испытаний, в связи с тем, связанных давления под голову, в среднем P / F '^ к югу с = 4,37, 3,36 и 5,31 для испытания серии T1, T2, T3 и. Это было намного меньше, чем допустимое давление МСА 318-05 без трещин в бетоне (р югу п = 10F '^ с ^ к югу) ..
Сравнение прогнозируемого и протестированы растяжение возможности прорыва
В таблице 3 (а), напряжение результаты тестирования образцов неармированных T1, T2, T3, и, и результаты в таблице 3 (б) для армированных образцов T4 и T5, сравниваются с прогнозируемым потенциалом. Измеряется означать провал нагрузки по сравнению с прогнозируемыми означает потенциала в соответствии с формулой. (1) и (3), соответственно, и 5%-fractiles измеренных провал нагрузки рассчитывается в предположении, неизвестные стандартное отклонение по сравнению со значениями в соответствии с формулой. (4) и (5). На рис. 9, отношение измеряется потенциал для прогнозируемых значений приведены. На рисунке 10 показано измеренное провал нагрузки каждого испытания по сравнению со значениями, предсказал в соответствии с формулой. (5), рис. 10 (а); формуле. (1), рис. 10 (б) и уравнения. (3), рис. 10 (с), в зависимости от глубины вложенности. На рис. 11, измеренные конкретные нагрузки прорыва, а также неспособность нагрузок в соответствии с наилучшего уравнений с использованием текущих результатах испытаний и уравнения. (1), (2), (3), и (5), приведены в зависимости от глубины вложенности.
Оценка результатов испытания ПО неармированных ОБРАЗЦЫ T1, T2, T3 И
По словам 45-градусном конусе модели (уравнение (5)), увеличение возможностей прорыва в пропорции к H ^ SUP 2 ^ ^ Ф ^ к югу. Предсказал потенциала N ^ к югу и, известково ^ гораздо выше, чем измерить значения N ^ к югу и, тест ^ и отношение N ^ к югу и, тест ^ / N ^ к югу и, известково ^ уменьшается с увеличением глубины вложенности (рис. 10 (а)). В среднем, 5%-fractiles наблюдаемой мощности около половины потенциала предсказал МСА 349-97 (Таблица 3 (а)). Это показывает, что 45-градусном конусе модель unconservative глубокой якоря. Это согласуется с выводами по Фукс и др. al.3 Ширвани и др.. al.8 В отличие от прогнозов в соответствии с методом КБО является консервативной. Измеряется средних нагрузках прорыва примерно на 30% выше значения предсказал в соответствии с формулой. (1) (N ^ SUP и ^ пропорциональна H ^ ^ SUP эффекта 1.5) без каких-либо существенного влияния заливки глубины (рис. 10 (б)). В среднем соотношение измеренных нагрузки неспособность предсказать значения по формуле. (3) (N ^ SUP и ^ пропорциональна H ^ ^ SUP эффектов 1,67) является 1,09 (табл. 3 (а)).
Он слегка уменьшается с увеличением глубины вложенности (рис. 10 (с)) ..
На рис. 10 (г) до 10 (F), неудачи прорыва нагрузок во главе с якоря ч глубины вложенности ^ югу EF = 8 дюймов (200 мм) по настоящее время испытаний и из других источников 3,8 сравниваются с значения предсказал методом КБО. В соответствии с рис. 10 (г), прогноз по формуле. (1) является консервативной для заливки больших глубинах. Неспособность предсказать нагрузки формулой. (3) достаточно хорошо согласуются с измеренными (рис. 10 (е)). Рис 10 (F) показывает, что метод ПЗС изменения показателя по югу ч ^ ^ эффекта от 1,5 до 1,67 на эффективную глубину вложенности от 10 дюймов (250 мм) предсказывает провал нагрузок с якоря H ^ EF югу = 8 дюйма (200 мм) лучше всего. Только два испытательных точек, в H ^ EF югу = 8 дюймов (200 мм) ниже предполагается, 5%-fractile, что составляет 75% от среднего значения.
5%-fractiles мощностей наблюдается в настоящее время испытания среднем около 120% от величины предсказываемых ACI 318-05, добавление D (формула (4)) (см. Таблицу 3 (а)). Чем выше коэффициент N ^ SUP и, тест ^ / N ^ SUP и, известково ^ при сравнении 5% fractiles друг с другом, а не средние значения связано с довольно низким разброс результатов тестов. В среднем, коэффициент вариации (COV) составляла около 5%. В результате среднее соотношение N у зир, 5% ^ / N ^ SUP и, т ^ о 0,81, тогда как в ACI 349-01, соотношение 0,75 предполагается. На самом же структуры, прочности бетона, и, таким образом конкретные сопротивления конуса, может меняться более чем в настоящее время образцы тестов. Таким образом, соотношение N ^ SUP ии, 5% ^ / N ^ SUP мкм ^ предполагается в ACI 318-05, Приложение D, должна быть сохранена.
Численные исследования по Ozbolt др. al.7 использованием сложной трехмерной нелинейной конечно-элементной модели показывает, что конкретные возможности прорыва в главе якоря зависит от размера головы, то есть давление в голове, связанные с конкретными, как прочность на сжатие было описано выше.
На основании предыдущих оценок, то рекомендуется, чтобы предсказать, номинальная конкретных возможностей прорыва якорей с глубиной вложенности ч ^ к югу EF = 10 дюймов (250 мм) без трещин в бетоне уравнения. (4). Уравнение (4) справедливо, однако, только если размер головы большой, чтобы давление в голову при номинальной мощности р ^ SUP п = 3F '^ с ^ к югу. Это предельное значение выводится из результатов испытаний серии T1 в T3. В ходе этих испытаний, давление под голову р ^ ^ SUP п / ж '^ к югу с = 3,4 до 5,3, в среднем 4,3. Номинальная мощность составляет примерно 75% от средней мощности (ср.. (4) с формулой. (3)). При применении данного понижающего коэффициента, можно получить р / ж '^ к югу с = 3,2 ~ 3,0. Это предельное значение поддерживается также численный анализ results.7 Для небольших глав, за что номинальное давление в соответствии с головы р> 3F '^ с ^ к югу, прорыв потенциала в области без трещин бетон должен быть предсказано формулой. (2).
В трещины железобетона, ниже потенциала прорыва, чем в бетоне без трещин observed.9 Таким образом, ACI 318-05, Приложение D, уменьшает номинальной мощности вспышка во главе якоря в трещиноватых железобетонных раза по сравнению с 0,8 без трещин бетона. Таким образом, в трещины конкретные формулы. (4) с Н ^ ^ SUP эффекта 1,67, умноженных на коэффициент 0,8, должны использоваться только для глубокой якоря, если давление в голове р SUP п ^
ВЛИЯНИЕ ДОПОЛНИТЕЛЬНЫХ УКРЕПЛЕНИЯ
Железобетонная образцов T4
Испытательные образцы T4, с дополнительной арматурой, показаны на рис. 3. Означает испытания разрушающая нагрузка (733 KIPS [3260 кН]) близка к сумме (806 KIPS [3585 кН]) от расчетной прочности арматуры (378 KIPS [1681 кН]) и неармированных прочности бетона (428 KIPS [1904 кН ]) формулой. (3). Можно предположить, что принятая модель укрепления эффективно действовала в системе крепления к сопротивлению натяжения.
Испытания силы вспышка неармированных испытания образцов T1 с той же глубиной вложенности, как образца Т4 509 KIPS (2264 кН). Сравнение средних сильные испытания образцов T1 и T4 показывает, что эффективное увеличение мощности за счет дополнительного укрепления примерно 224 KIPS (996 кН), или примерно 60% от расчетного предела текучести дополнительные подкрепления.
Нагрузка на образцами Т4-была увеличена до ожидаемого выхода общей численности дополнительного укрепления, с тем чтобы распределение нагрузки по каждой из двух групп усиление может быть оценена. Сопротивление нагрузки дополнительного армирования внутренней концентрические окружности (4,2 дюйма [106 мм] от оси якорь) в 2,2 раза сопротивление нагрузки равные области дополнительного армирования внешнего концентрические окружности (8,5 дюйма [ 216 мм] от оси якорь).
По данным измерений напряжений в тензодатчиков при арматура, арматура рядом с якорем являются более эффективными в повышении потенциала растяжение и их максимальное напряжение измерялось рядом с якоря головой.
Железобетонная образцов T5
Означает способность испытания (725 KIPS [3225 кН]) из четырех повторяет испытания образцов T5, с дополнительными усиление, как показано на рис. 3 была гораздо меньше, чем сумма (1129 KIPS [5021 кН]) от расчетной прочности арматуры, 16 х 60 х 0,79 KSI in.2 = 758 KIPS (3371 кН) и прочности бетона прорыв в ПЗС метод определяется формулой. (1), 371 KIPS (1650 кН). Эти результаты тестов показывают, что такая схема дополнительного укрепления способствует с низким уровнем эффективности по возможности на якорь. Этот вывод подтверждается измеряется напряженность в датчиков, наклеенных на арматурный прокат, что свидетельствует о небольшой деформации арматуры. Как отмечалось ранее, однако, образцами T5 не были полностью загружены до отказа из-за соображений безопасности. Как следствие, результаты серии T5 судить не быть полезными при проверке абсолютной эффективности дополнительного подкрепления. При сравнении результатов с образцами T4 с теми образцов T5, однако, это еще можно судить о сравнительной эффективности различных моделей дополнительного подкрепления.
Для данного приложенной нагрузки, напряжения в дополнительном усилении Образцы T5 по внешней окружности меньше, чем половина из них по внутренней окружности. Относительных тенденций распределения напряжений одинаковы для каждой укрепление как в серии T4 и T5. Таким образом, можно сделать вывод, что увеличение потенциала на растяжение примерно пропорциональна количеству дополнительного укрепления ..
Нагрузка-смещение кривых показывают серии T4, что пиковая нагрузка была почти достигнута в ходе испытаний. В серии T5, нагрузка может быть увеличена до сих пор. В серии T4, дополнительное усиление не было достаточно сильным, чтобы противостоять конкретные нагрузки прорыва. В серии T5, загрузка была остановлена до дополнительного укрепления может быть полностью активирована. Таким образом, это не представляется возможным разработать общую модель из результатов испытаний. Результаты, однако, показывают, что при дополнительном укреплении расположены как и в образцах T4 и размеры примерно от 80 до 100% от ожидаемой конечной конкретные возможности прорыва, разрушающая нагрузка была увеличена примерно на 50% больше, чем неармированные дела. Этот результат вполне может быть использована в расчетах прочности.
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Предел нагрузки перемещения поведение больших якорей без дополнительного укрепления
Результаты испытаний показывают, что ACI 349-97 (уравнение (5)) значительно переоценивает возможности прорыва растяжение больших якорей. Отношение N ^ к югу и, тест ^ / N ^ к югу и, известково ^ уменьшается с увеличением глубины вложенности (рис. 10 (а)). Кроме того, наклон конкретные конус был гораздо более плоские, чем 45 градусов. Таким образом, переоценка провал нагрузки будет еще больше для якорей края или для якорных групп. По этим причинам, эта формула в ACI 349-97 не должны использоваться в дизайне.
Метод ПЗС-матрица с ч Ф ^ ^ к югу 1,5 (уравнение (1)) является консервативной для больших якорей (рис. 10 (б)). Вероятно, это связано с тем, что этот метод основан на линейной механики разрушения, которая действительна только для якорей с высокой несущей давления, то есть, якоря с небольшими головами. Испытания якорей, однако, довольно большой головой. Результаты теста могут быть наилучшим образом предсказал методом ПЗС (формула (3)) (см. рис. 9 и 10 (е)). В среднем, измеренные нагрузки отказа примерно на 10% выше, чем прогнозируемые значения. Если все имеющиеся результаты принимаются во внимание (см. рис. 10 (F)), однако, изменение формулы. (3), похоже, не может быть оправдано.
Предлагается рассчитать характеристическое сопротивление отдельных анкерных болтов с ч Ф ^ ^ к югу ^ [без трещин конкретных] или к югу р п ^ Ф ^ 1,67). По результатам испытаний, однако, средний угол конуса не 35 градусов (как предполагается, в методе ПЗС), но только около 25 до 30 градусов. Таким образом, характерной экр интервал, N и характерные края расстояние CCR, N, вероятно, больше, чем S ^ югу Cr, N ^ ^ = 2с югу Cr, N = 3h ^ ^ к югу эффектов, как предполагается, в ACI 318-05. Поэтому, как представляется разумным, чтобы рассчитать сопротивление крепления на край или угол, или группа креплений, в соответствии с ACI 318-05, но с S ^ югу Cr, N = 4,0 ч ^ ^ к югу эффект, а не с ^ к югу Cr, N = 3,0 ч ^ ^ к югу эффектов как это указано в МСА 318-05.
Предел нагрузки перемещения поведение больших якорей с дополнительными укрепление
В серии T4, дополнительное армирование не достаточно сильны, чтобы сопротивляться приложенной нагрузки. Даже в тест-T4, в котором дополнительного укрепления дали, только около 1 / 3 (246/759 0,33) прикладных пик нагрузки сопротивление арматуры. В серии T5, которые сильнее подкрепление, испытания пришлось прекратить из-за растяжения податливость якоря до дополнительного укрепления были полностью мобилизованы. Таким образом, результаты этих тестов не могут быть использованы для разработки общей модели конструкции для якоря с дополнительной арматурой.
Тем не менее, результаты испытаний серии T4 показали, что пиковая нагрузка может быть увеличена примерно на 50% по сравнению с результатами испытания серии T1 без дополнительного подкрепления. В связи с этим предлагается увеличить конкретные прорыва сопротивления рассчитывается как описано ранее в 1,5 раза, если дополнительного укрепления присутствует вокруг каждого ведущего группы якорь. Дополнительного укрепления должна быть организована, как в испытаниях T4 (четыре П-образные стремена на расстоянии . (4)).
В более общей модели, дополнительное армирование должно быть рассчитана принять до 100% от приложенной нагрузки, пренебрегая таким образом вклад бетона. Дополнительного укрепления должны быть разработаны с использованием стойкой и галстук модели. Характеристическое сопротивление дополнительного укрепления дается связи возможности дополнительного подкрепления в конкретных ожидаемых конуса, который следует считать излучать головой якоря под углом 35 градусов. Связь потенциала должна быть рассчитана в соответствии с кодексы практики (например, ACI 318-051 или Еврокод 210). Дизайн силы ограничивается урожайность баров. Эта модель подробно описаны в литературе 11 и 12.
Авторы
Авторы хотели бы отметить финансовую и техническую помощь Корея Hydro
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 430 с.
2. ACI Комитет 349 ", требований Международного кодекса по проблемам ядерной безопасности связанные железобетонных конструкций (ACI 349-01)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2001, 134 с.
3. Фукс, W.; Eligehausen, R.; и Брин, JE, "Бетон проектной мощности (ПЗС) подход для крепления к бетону," Структурные ACI Journal, В. 92, № 1., Январь-февраль 1995, с. 73-94.
4. Рем, G.; Eligehausen, R.; и малли Р., Befestigungstechnik "(крепление техники), Betonkalender 1995, Эрнст
5. Комитет Евро-International-дю-Бетон ", крепление к железобетонных и кирпичных строений," государство-в Докладе-арт, CEB, Томас Телфорд, London, 1991, с. 205-210.
6. ACI Комитет 349 ", требований Международного кодекса по проблемам ядерной безопасности, относящиеся железобетонных конструкций (ACI 349-97)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1997, 123 с.
7. Ozbolt, J.; Eligehausen, R.; Periskic, Г. и Майер, U., "3D FE Анализ анкерными болтами с большой глубины вложенности," Механика разрушения железобетонных конструкций, т. 2, № 5, апрель 2004, Вейл, Колорадо, с. 845-852.
8. Ширвани, M.; Клингнер, RE, а также могилы III, HL, "Поведение растяжение якорь в бетоне: статистического анализа и разработки рекомендаций", ACI Структурные Journal, В. 101, № 6, ноябрь-декабрь +2004, С. 812-820.
9. Eligehausen Р., Балог, T., "Поведение Крепежные загружено напряженности в треснувший железобетона", ACI Структурные Journal, В. 92, № 3, май-июнь 1995, с. 365-379.
10. Еврокод 2, "Проектирование железобетонных конструкций, часть 1: Общие правила и правила для зданий", 2004.
11. Технический комитет CEN / TC 250, "Дизайн Крепеж для использования в бетоне, Часть 2: возглавила Крепежные изделия", окончательный проект, ЕКС Технические характеристики, 2004.
12. Комитет Евро-International-дю-Бетон "(КСР), Руководство по дизайну для крепления к бетону, Томас Телфорд, London, 1997.
Входящие в состав МСА Нам Хо Ли, старший инженер-исследователь в строительный департамент энергетики Кореи Ко Он получил степень бакалавра в Сеульском национальном университете и степень магистра и доктора философии Корейский институт науки
Кан Сик Ким старший научный сотрудник, окружающая среда и структура лаборатории, Korea Electric научно-исследовательский институт державой, Тэджон, Корея. Его исследовательские интересы включают поведение конкретных заполненные стальная пластина крепления конструкций и бетона.
Чанг Джун Bang является инженер проекта в Корее Hydro
Кван Ryeon парк инженер-исследователь, департамент гражданской техники, энергетики Кореи Ко
Исследование дисперсионных сжатия в бутылочной формы Struts
Оценка комплекте сращивания Бар Lap
Поперечной арматуры, расположение в широкий членов
Пластического шарнира Длина железобетонных колонн. Документ Bae Sungjin и Огузханского Байрак
Железобетонная плита Конкурс прогнозов Shear: Записи и обсуждение
Прочность Укрепление Real-Scale RC и КНР пучков с конечным якоре Pretensioned FRP слоистый пластик