Поведение Socket базы соединения подчеркивая Пьедестал Стены

Для оценки основных расчетных моделей для сокета базы соединения сборных железобетонных конструкций, экспериментальное исследование было проведено на образцах этой связи с гладкими и шероховатыми интерфейсов в контакте с монолитно-бетонной. Образцов состояла постамента стен и были представлены нагрузки с большим эксцентриситетом. На основании экспериментальных результатов, два рациональных моделей дизайна, предложенные для этого соединения. Одна из этих моделей составляет трения и применяется к гнезду баз с гладкой интерфейсов. Основные модели поведения была подтверждена для розеток с этим типом интерфейса и дизайна продольных стен, карнизов также предложил в этом случае. Поскольку поведение грубой образцов интерфейс был очень близок к монолитной связи, другие предлагаемые модели адаптации теории изгиба рассчитать вертикальное армирование разъема баз с грубыми интерфейсов.

Ключевые слова: соединения; трения; пьедестал стен сборного железобетона; сдвига ключа; гнездо базы.

(ProQuest: ... обозначает формулу опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Штуцер для соединения с базой, которая используется в сборных железобетонных конструкций строится вложение части колонки в полость в фундаменте. Пространство между этой полости и столбец заполняется монолитно-бетонных (совместная). Модель поведения гнездо для подключения базы был представлен Леонхардт и M Сравнение всех существующих моделей дизайна, а также с тем, что каждый считает, представлены в Canha др. al.5

Прежде всего цитируется экспериментальные исследования были: (а) тесты в Центре Научных и др. Техника-де-ла Construction6 о связи под нагрузкой с большим эксцентриситетом, и (б) экспериментальное исследование, представленное на Осанаи и др. al.3 сокета базы подвергаются вертикальной и горизонтальных нагрузок с большим эксцентриситетом. Эти исследования, однако, не были сосредоточены на пьедестале стен.

Для того чтобы лучше понять поведение гнездо базе соединений представлен нагрузки с большими странностями, и Canha7 Jaguaribe8 проведены экспериментальные исследования на образцах этой связи с гладкими и шероховатыми интерфейсов в контакте с монолитно-бетонных, подчеркнув пьедестал стен. На основании экспериментальных результатов, разработка модели учета трения предлагается разъем базе соединений с гладкой интерфейсов, а также адаптации теории изгиба предлагается конструкция разъема базы связи с грубым интерфейсов.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Штуцер для соединения с базой представляет очень своеобразное поведение и Есть еще сомнения относительно этого. Кроме того, Есть очень мало экспериментальных результатов решения этой, а существующие модели результате в совершенно разных конструкций. Таким образом, данное исследование было мотивировано необходимостью дальнейшего экспериментального исследования о поведении базы гнездо лучше настроить дизайн модели. Основной целью данного исследования является предложить два расчетных моделей, в соответствии с результатами эксперимента, таким образом, что сила, механизмы передачи трением для плавного интерфейсов и теории изгиба для грубой интерфейсы являются его возможных последствий.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ

Экспериментальные программы включены семь образцов представлены нагрузки с большими странностями, изменения интерфейсов в контакте с монолитно-бетонных и встроенный длины. Четыре образцы имели гладкую интерфейсов (СИ-1, СИ-2, С.-3, С.-4) и три экземпляра были грубые интерфейсов (RI-1, RI-2, Р.-3).

1 приведены размеры исследуемых образцов и испытаний установки. Эти образцы были построены в полном масштабе и их геометрия была выбрана из колонки сечением 400 х 400 мм (15,7 х 15,7 дюйма), что практически минимальный размер используется в сборных железобетонных конструкций. Каждый образец был собран в стальной основы, что, наряду с другими элементами стали и гидропривод, составило самоуравновешенной тестовой системе.

Для обеспечения плавного интерфейс Образцы SI-1, СИ-2, С.-3, обычно минимум встроенных длины (lemb) стоимость 2H был принят, где ч столбца перекрестного высота профиля, для грубой интерфейс Образцы РИ-1 и RI- 2, обычно минимальное значение 1.6h был использован. Встроенный длины образца СИ-4 была снижена до 1.6h и соответствующей стоимости образцов RI-3 был 1.2h, чтобы изучить возможность снижения встроенных длины.

Размеры и расстояния сдвига ключи от грубой образцы были изменены проанализировать, существует ли общая передачи сил и моментов, в числе элементов соединения и, если соединение сил будет меняться из-за сдвига различных ключевых геометрии.

Минимальное значение толщины стены пьедестале (ш), предложенной Леонхардт и M Экспериментальная программа с характеристиками и усиление каждого образца показана на рис. 2.

Образцы SI-1 был построен без какой-либо обработки на границе, которая является обычной процедурой фактических связей в сборных железобетонных конструкций. Других образцов обрабатывали с использованием масла несколько раз на внутренних поверхностях стен и пьедестала столбец базы, чтобы избежать интерфейс связи. Перед каждым испытанием, циклических нагрузок, позволяющих обеспечить не было остальных облигаций. Из-за усадки Кастин месте бетона и альтернативных ветровых нагрузок, связь между пьедестал стен и монолитных бетонных и место между основанием колонны и монолитно-бетонных могут быть потеряны. Таким образом, эти образцы без связи представляют собой безопасные копии фактических связей железобетонных. Из-за ограниченных возможностей гидропривода, первые два образца (СИ-1 и СИ-2) были испытаны с большим эксцентриситетом е (1850 мм [72,8 дюйма]), чтобы обеспечить провал сокета базы. После экспериментальных образцов силы СИ-2 было известно, эксцентриситет Образцы СИ-3, SI-4, Р.-1 (первый тест), РИ-2 (первый тест) и RI-3 была снижена до 1200 мм ( 47,2 дюйма).

Основной подкрепления пьедестал стены (As, МЗ и As, мв) были разработаны в соответствии с Леонхардт и M Для сопротивления вторичных эффектов и трещины контроль, второй горизонтальной арматуры (As, ш), расположенных ниже главной горизонтальной арматуры и средней вертикальной арматуры (As, С. В.), помещенный в центре пьедестала стены также были использованы. Колонке укрепления был разработан для нагрузки эквивалентно гидравлической мощности привода (500 кН [112 KIPS]) с эксцентриситетом е 1850 мм (72,8 дюйма), чтобы обеспечить гнездо провал, как исследование на стенах сокета базы.

Позиционирование тензометрических приведена на рис. 3. Позиции в отношении штаммов среднем подкрепление показано в верхней части этого плана и тензодатчиков подкреплений показаны в нижней части этого плана.

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И АНАЛИЗ

Свойства материалов

Основные свойства конкретного сокета базы и стали использоваться в образцах представлены в таблице 1. Средний сжимающих сил ФК колонны и совместные конкретные была больше, чем соответствующие значения гнездо базе конкретных, чтобы избежать неудачи в столбце или суставов, и потому, что розетка силы, как правило, меньше, чем колонны и совместные силы. Средние значения свойств бетона (Л, ПКТ, SP, и ЕС) были получены три испытания цилиндрических образцов 150 х 300 мм (5,91 х 11,8 дюйма). Средние значения свойств стали (ф и Для среднего модуля упругости стали Es, номинальной стоимостью 210 ГПа (30450 KSI) была утверждена.

Предельная нагрузка

Экспериментальные результаты конечной изгибающий момент образцов по сравнению с предсказал прочность монолитного соединения приведены в таблице 1. Эта сила монолитной связи был рассчитан для поперечного сечения с внешними размерами пьедестала в стенах, с учетом всех подчеркнул подкреплений и parabolicrectangular диаграммы напряжение в бетоне. Сила образцов СИ-1 был близок к монолитной связи с передачей 87% от максимального значения внутренних сил монолитного соединения. Для образцов, СИ-2 и СИ-3, сила была близка к 70% от монолитного соединения. Эта сила была ниже, чем соответствующее значение образца СИ-1 из-за потери связи между интерфейсами. Среди гладких образцов, SI-4 представлены маленькие силы из-за его сокращение встроенных длины. Образцы поведения РИ-1 и RI-2 была очень близка к монолитной связи и предельной нагрузки второй тест был немного больше, чем значение в отношении полной передачи внутренних сил в соединении.

Крекинг стены

Цифры от 4 до 6 показано, соответственно, растрескивание передней продольной стене, на передней поперечной стенки, и задние поперечные стены образцов без связи.

Для всех образцов, трещины в верхней части продольных стен показывают, что этот регион был представлен напряженности. Эти трещины, однако, были более интенсивными для гладких образцов. Трещины на передней поперечной стенки, были более сосредоточены в верхней половине встроенных длины (lemb / 2) и были более интенсивными в гладких образцов. Трещин в верхней части передней поперечной стенки, показывают, что этот регион был представлен к напряженности и о том, что большая концентрация давления было вызвано колонке связаться вблизи углов эту стену.

Для гладких образцов, сжатия стойки могут быть выведены из трещины структура передней продольной стене. Как связь была удалена, пробел и проскальзывать между объединенной и сборных элементов не наблюдалось, а преобладающей разрыв и скольжения произошли в верхней части задней поперечной стены. Для образцов, СИ-2 и СИ-3, только вертикальная трещина на задней стенке поперечного, которая появилась рядом с предельной нагрузки показывает, что усилия в этой стене были небольшими.

Для грубой образцов, горизонтальные трещины на задней поперечной стены и расширить его продольной стены. Эта картина трещин же, как и ожидалось для монолитного соединения. Преобладающей трещин грубой образцы появились в горизонтальном направлении на задней поперечной стены. Напряжение в верхней части задней поперечной стенки, можно наблюдать вертикальные трещины пересечения толщины стены. Это крекинга в большей степени распространена в верхней половине этой стены (lemb / 2) и более интенсивное, чем в передней поперечной стенки. Такое поведение в верхней части задней поперечной стены грубой образцов, однако, не наблюдалось в соответствующей стены гладкие образцы, но в верхней части передней поперечной стенки этих образцов.

Поведение вертикальной подкрепления

Рисунок 7 иллюстрирует изгибающий момент деформации кривых для вертикальной подкрепления (As, М. В., As, SV). Хотя штаммов вертикальной подкрепления были разные, в среднем эти штаммы в каждой позиции достаточно представительным и упрощает анализ результатов и применения расчетных моделей.

За исключением образцов СИ-4, произошел сбой в розетку баз приносит основной вертикальной арматуры (As, М.: деформация МВА). После этого осадка, прочность связи была достигнута, и нагрузка не может быть еще более возросла. Испытание образцов SI-4 завершается, когда перемещения колонны верхнего был крайним и приводов могут быть повреждены. Следовательно, для образца СИ-4, штаммы из основных вертикальных укрепление сосредоточены в углах (As, М.: деформация МВА) были меньше, чем выход напряжения.

За исключением образцов СИ-2, второй вертикальный укрепление задней поперечной стены (As, TSV: деформация TSVa) уступил. Для образца СИ-2, штамм средней вертикальной усиления задней поперечной стены (As, TSV: деформация TSVa) был немного меньше, чем доходность деформации из-за вероятного появления трещин в данном регионе или вероятные изменения положение тензодатчиков. Потому что это подкрепление (As, TSV: деформация TSVa) образца СИ-3 дали, и только эксцентричность была изменена между Образцы СИ-2 и СИ-3, для образца СИ-2, это усиление можно рассматривать как уступку.

Наиболее подчеркнул средней вертикальной укрепление продольных стен (As, nlsv: деформация NLSVa) дали лишь образцами СИ-1 и грубой образцов. Для образцов РИ-1 и RI-2, наименее подчеркнул средней вертикальной укрепление продольных стен (As, flsv: деформация FLSVa) также уступила. Для образцов, СИ-2, С.-3, С.-4, штаммы среднего вертикального армирования продольных стен (As, nlsv: деформация NLSVa и As, flsv: деформация FLSVa) не дали и, следовательно, не может быть приняты во внимание при разработке моделей.

Поведение верхней продольной стены

Рисунок 8 показывает изгибающий момент деформации кривых для укрепления основных горизонтальных As, МЗ продольных стен. Хотя штаммов внутренней и внешней баров были разные, средняя деформация продольной стремян вполне представительным и упростило анализ результатов и применения расчетных моделей.

Для образца СИ-1, предельная нагрузка сохранялась в течение определенного времени, чтобы лучше наблюдать за поведением. Трещины продолжали появляться, не уступая основной горизонтальной укрепление As, MH. Образцы, СИ-2 и СИ-3 демонстрировали крупнейшие штаммов, что превышает или приближается выход напряжения. Таким образом, податливость укрепление As, MH может рассматриваться для этих образцов. В гладких образцов без связей, укрепление штаммов образцов СИ-4 были маленькие.

Для образца РИ-3 и первые испытания РИ-1 и RI-2, штаммы были небольшими. Хотя штаммов увеличилась на второй испытания образцов РИ-1 и RI-2, это усиление не поддавался. Эти штаммы были меньше или равно 79% от выхода напряжения.

Для гладких образцов СИ-1, СИ-2, С.-4, деформаций верхней стремени (UMHa) были крупнее, чем ниже стремени (LMHa). Из-за проблемы в чтении Тензометры МЗ-1, MH-2 образца СИ-3, штамм снижение нижней стремя, связанных с верхней стремя не наблюдалось. Для грубой образцов, было мало различий между штаммами верхней (UMHa) и нижней (LMHa) стремена.

Поведение верхней части передней поперечной стенки,

9 показан изгибающий момент деформации кривых для укрепления As, Йсо фронта поперечной стены. Для всех образцов, в верхней части передней поперечной стенки, был представлен на изгиб напряжения, в результате чего напряженность внутренней и внешней баров арматуры (As, FTW) в верхней части стены. Этот изгиб напряженности, однако, было более значительным образцами СИ-2, С.-3, С.-4, где внешняя баров этих стремян дали или почти сдался. Для образца СИ-1, штаммы увеличилась также и вследствие сохранить нагрузки. Потому что сила образцов СИ-1 был приближенным, что и монолитных связи, и любой пробел и проскальзывать между объединенной и сборных элементов, не явился, штаммы этого укрепления были небольшими. Для образца РИ-3 и первые испытания образцов РИ-1 и RI-2, сгибание напряжение передней поперечной стенки, был значительно сокращен. Хотя штаммов укрепление As, Йсо увеличилось близка к предельной нагрузки в результате второго испытания образцов РИ-1 и RI-2, это усиление не поддавался.

Для образца РИ-1, крупнейший штамм тензометрических FTW-2 "2,2 [тысячу]. Для всех образцов, было мало различий между штаммами верхней (FTW-2) и нижней (FTW-3) стремена ..

Поведение верхней части задней поперечной стены

Нет тензодатчиков были размещены на горизонтальной усиление в верхней части задней поперечной стенки, так как важные последствия не ожидается. Трещин заднего поперечной стены Образцы РИ-1 и RI-2 (рис. 6), однако, показали, что эта стена была представлена значительным напряжений по сравнению с гладкой Образцы СИ-1, СИ-2, С.-3. Эти трещины на шероховатой образцов также показали, что изгиб натяжения задней поперечной стенки, был более критичен, чем в передней поперечной стенки. Таким образом, укрепление As, RTW образца RI-3 была инструментальной. Чтобы соблюдать эти эффекты в гладких баз гнездо, тензодатчики также были помещены на укрепление As, RTW образца СИ-4.

Тензометрических результаты укрепление As, RTW образцов СИ-4 и RI-3 показал, что в верхней части задней поперечной стены из этих образцов был представлен bendingtension, в результате чего напряженность внутренней и внешней баров подкрепления (As, RTW) в верхней части стены. Этот изгиб напряженности, однако, было более значительным образцами RI-3. Для образца РИ-3, растяжения RTW-1 и RTW-2 на предельной нагрузки были близки к 2 [тысячу] и 1 [тысячу], тогда как для образца СИ-4, эти штаммы были близки к 0,4 [тысячу] и 0, соответственно.

Предлагаемая модель ДИЗАЙН ДЛЯ гладких границ

На основании результатов эксперимента и в результате силы, представленные на рис. 10, дизайна модель была предложена для сокета базы соединения с гладкой интерфейсов. Эта модель объясняет вклад сил трения (Fftop, Ffbot и FFB), а также эксцентриситета ENB реакции FNB в столбце базы.

Из рис. 10, следующие уравнения могут быть получены

* Равновесие вертикальных сил

N - FNB - Fftop Ffbot = 0 (1)

* Равновесия горизонтальных сил

V FFB - Htop ГБО = 0 (2)

* Равновесия моментов в точке O

М-Nenb Vlemb - Htop (lemb - у) Hboty '- Fftop (0,5 H-ENB)-Ffbot (0,5 H ENB) = 0 (3)

Объединяя уравнения. (1) (3), и заменить силы трения значений, указанных на рис. 10, сила Htop результаты

... (4)

Для расстояния у и у ', значение, указанное Еврокод 29 является lemb/10. Эта величина меньше, чем рекомендованный Леонхардт и M По Осанаи и др. al.3 модели ENB определяется как эксцентриситет колонны сила сжатия Rc, то есть результирующее значение столбца дизайна. Для образцов, без связи, ENB может меняться в зависимости от колонны и совместные скольжения по сравнению с сокетом базы. Эта величина может быть оценена как ENB ч = / 4. Для обеспечения плавного интерфейсов, коэффициент трения Для оформления, однако, меньшее значение следует использовать.

Для гладких образцов интерфейса силу Htop был передан сгибание напряженности продольной стены. Вертикальная сила FMV, которые используются для расчета вертикального армирования, М. В. определяли силу Htop по Леонхардт и M В самом деле, для образцов, СИ-2 и СИ-3, подкрепление, М. В. (рис. 7) и As, МЗ (рис. 8) начинает приносить почти одновременно в ходе испытаний, и сжатие стойка наблюдалось (рис. 4). Это подтверждает и Леонхардт M Такое поведение модель подходит для представления гладких соединения интерфейса и, следовательно, для проектирования усиления As, мв. Эта модель, однако, не распространяется на соединения с уменьшением длины встроенный, например, с образцами СИ-4.

Предлагаемая модель ДИЗАЙН необработанных ИНТЕРФЕЙСЫ

Что касается гладких образцов интерфейса, соотношение между вертикальной укрепление As, среднего и горизонтальная арматура As, МЗ грубой образцов определяются в соответствии с Леонхардт и M В соответствии с тензометрических измерений испытаний, укрепление As, В. уступил и штаммов укрепление As, МЗ были очень малы. Кроме того, сжатие стойка продольных стен в отношении поведения и кронштейнов не наблюдалось. Это означает, что Леонард и M

Поведение грубой Образцы РИ-1 и RI-2 показали, что все вертикальные подчеркнул подкрепления дали (рис. 7) и горизонтальные трещины изгиба появился на задней поперечной стенки (рис. 6) и продольные стены (рис. 4). Кроме того, численность рассчитывается по теории изгиба была очень близка к экспериментальной силы. Это подтверждает общую передачу внутренних сил из колонки к разъему базы, монолитного соединения. Таким образом, теории изгиба предлагается определить вертикальной подкрепления (рис. 11). Для более точного расчета, вклад всех уступая вертикальной подкрепления принимаются во внимание и параболического прямоугольной конкретного распределения напряжений с использованием среднего ФК прочность бетонного основания разъем используется для расчета бетона на сжатие результирующее напряжение. Для практического применения, упрощенный расчет может быть использован, в котором напряженность результирующего определяется с помощью укрепления 2А, М. В. As, TSV применительно к середине задней поперечной стенки, и упрощенная схема конкретного стресса с высотой, равной 0,8 нейтральной оси Глубина ..

Что касается верхней части поведения поперечных стен из грубого соединения, можно сделать следующие вывод:

1. Struts появляются при сжатии стороне в связи с передачей сжатия результирующего Rc из колонки на передней поперечной стенки, в результате чего сила сжатия Rcsb из розетки базы (рис. 11). Из-за этих сжатия подпорки, давление действует на этой стене. Это давление больше концентрируется на верхней части передней поперечной стенки, так как ребра с переменной Из-за передачу распорки из самых силы натяжения рупий колонны к задней поперечной стенки, в результате чего сила Rssb1, давление prtw с вытекающим из актов Hrtw на этой стене. Это давление сосредоточены в верхней части задней поперечной стенки, так как ребра с переменной

2. Давление рТор из монолитно-место бетона (с результирующей Htop) вызвало сгибание напряжение передней поперечной стенки, то есть одна часть этого давления в результате изгиба этой стены (см. вертикальные трещины на рис. 5) , а другая часть была передана во все уголки этой стены с различными углами наклона (см. наклонной трещины на рис. 5). Трещин на верхней поверхности свидетельствует о большей концентрацией давления вблизи углов эту стену. Такое поведение также проверяются на гладких образцов и аналогично представленные Леонхардт и M

3. Подобное поведение наблюдается в верхней части задней поперечной стенки, где давление с вытекающим Hrtw можно разделить на две части: одна относительно изгиба этой стены (см. вертикальные трещины на рис. 6), а другая в отношении напряженности (см. наклонной трещины на рис. 6).

Сравнение предложенных моделей ДИЗАЙН с экспериментальными результатами

Сравнение теоретических и экспериментальных конечной изгибающие моменты испытаний образцов представлены в таблице 1. Как Осанаи и др. al.3 модели ограничена концентрических осевых нагрузок и изгибающих моментов в связи с горизонтальной силы, действующие на колонну сверху, она не была использована.

Что касается образцов СИ-4, штаммы из основных вертикальных укрепление As, М. В. (рис. 7), примерно на 15% меньше, чем выход напряжения, фактическая численность этого образца не было достигнуто. Таким образом, теоретические результаты образцов SI-4 не были включены в таблицу 1.

Леонхардт и M Теоретических могуществу Леонхардт и M Эти различия процентиль свидетельствуют о важности учета трения в конструкции соединения сокета базы.

Другие модели дизайн на основе Леонхардт и M Эти конструктивные модели, однако, различные, связанные как с рассмотрения и положение сил трения. Среди этих моделей, предложенной модели разработанной близкие результаты с экспериментальными значениями образцов СИ-2 и СИ-3, с отклонениями в размере до 19%. Этот великий приближения к экспериментальным значениям происходит потому, что предложенная модель дизайн считает вклад три силы трения (Fftop, Ffbot и FFB) и эксцентриситета ENB реакции FNB в столбце базы.

Среди моделей, которые считают трения, Elliott2 модель является наиболее консервативной один. Это потому, что при отсутствии поперечной силы V, модель, предложенная Elliott2 составляет лишь силы трения Fftop и Ffbot, подготовленный верхней и нижней сжатия результирующих Htop ГБО и, соответственно, и ни эксцентриситета ENB реакции, ни FNB Сила трения FFB на базе считаются.

С другой стороны, значения в результате CERIB4 модели были близки к предложенной модели, с отклонениями от 4% и 6% для образцов, СИ-2 и СИ-3, соответственно. Разница между этими двумя моделями, возникает из-за эксцентриситета ENB, который учитывается в предложенной модели, но не в CERIB4 модели.

Предложенная модель рекомендуется для разработки гнездо базе соединений с гладкой интерфейсов, с использованием параметров ENB = Л / 4 и у = у '= lemb/10. Эти значения являются подходящими для встраиваемых длины не меньше, чем 2H, как и в случае образцов СИ-2 и СИ-3. Кроме того, эта модель должна применяться в случаях с большим эксцентриситетом, т. е. е = M / N> 2Н, действие которых изгибающих моментов превалирует над осевой нагрузки. Эти большие изгибающие моменты, как правило для создания силы трения FFB в столбце базы в том же направлении, что и ГБО, и вниз сил трения, действующих на Ffbot столбца, как показано на рис. 10. Для небольшой эксцентриситет, то есть, э

Для грубой Образцы РИ-1 и RI-2, предлагаемая модель проектирования на основе теории изгиба в результате силы прогнозы ближе к экспериментальным значениям, с различиями в размере до 10%, с учетом всех подчеркнул вертикальной подкреплений и параболического прямоугольной напряжение в бетоне диаграммы. Для образца РИ-3, с уменьшением длины встроенных, теории изгиба (с учетом более точного расчета и упрощенный расчет) при условии теоретическая прочность больше экспериментального значения. Следует отметить, что для образцов RI-3, несмотря на изгиб горизонтальной трещины (рис. 4 и 6), только часть средней вертикальной усиления продольной стены дали (рис. 7). Таким образом, предлагаемая модель, основанная на теории изгиба не подходит для разработки вертикальных подкрепления необработанных баз гнездо со встроенными длина меньше, чем 1.6h.

Как упоминалось ранее, образцами SI-1 проявляли поведения между гладкими и шероховатыми интерфейсов. Таблица 1 показывает, что разработка модели для плавного соединения, которые считают трения уменьшился консерватизм по сравнению с дизайн-макетов, что пренебрежение трением. Среди этих моделей, предложенной модели представили ближайших ответ на экспериментальных предельных изгибающих моментов. Данный анализ приводится для оценки эффекта связи и важность связей для удаления образцов СИ-2 и СИ-3, которые используются для калибровки предлагаемых моделей.

ВЫВОДЫ

Из экспериментальных и теоретических результатов, следующие выводы можно сделать:

1. Для образцов, СИ-2 и СИ-3, продольных стен вели себя так, кронштейнов по Леонхардт и M Такое поведение не было на протяжении образцов СИ-4, с уменьшением длины встроенных;

2. Поведения и прочности образцов РИ-1 и RI-2 были очень близки к монолитного соединения. Общая передачи сил и моментов, из колонки к разъему базы, монолитные связи не наблюдалось образцов RI-3 со снижением встроенных длину, так что его сила составила 23% меньше, чем у образцов РИ-1 и RI-2 ;

3. Для всех образцов, в верхней части передней поперечной стенки, был представлен на изгиб напряженности. Этот изгиб напряженности, однако, было более значительным образцами СИ-2, С.-3, С.-4;

4. Для грубой образцов, в верхней части задней поперечной стенки, был подвергнут более значительное сгибание напряженности, чем гладких образцов;

5. Предложенная модель дизайн для гладких границ условии, что ближайший предсказания результатов эксперимента для образцов, СИ-2 и СИ-3 и

6. Адаптированы теории изгиба при условии ближайших прогнозов результатов эксперимента для образцов РИ-1 и RI-2. Для образца RI-3, однако, теоретические силы было больше, чем экспериментальное значение.

Следующие ограничения, однако, следует рассматривать для этих моделей. Из-за усадки монолитно-бетонных и ветровые нагрузки в ходе строительства, связи между монолитно-бетонных и других бетонов могут быть потеряны. В этом случае целесообразно для разработки пренебрегать связь этих интерфейсов, т.е. образцов СИ-1 не могут быть приняты во внимание при разработке. Таким образом, предлагаемые модели дизайна были скорректированы для образцов без связи. Для обеспечения плавного интерфейсов, коэффициент трения, используемые в таблице 1 было 0,6. Для проектирования, однако, меньшее значение, рекомендуется, например, 0,3 определяется Еврокод 2,9 предложенной модели для грубой интерфейсов применяется для шероховатости в диапазоне, который используется в опытных образцов. Предлагается две модели должны применяться для подключения нагрузки представлен с большим эксцентриситетом (M / N> 2Н), со встроенными длиной не меньше, чем 2h и 1.6h, соответственно, для гладких границ и грубые интерфейсов.

Авторы

Авторы хотели бы выразить признательность FAPESP (бразильского государственного учреждения) на получение стипендии и финансовую поддержку. Выводы и мнения, высказанные в настоящем документе, ответственности авторов и не отражают точку зрения авторов.

Нотация

As = основные укрепления колонке

Так же, усиление АВ = закрепить образец

Так же, flsv = менее подчеркнул средней вертикальной укрепление продольных стен, вдали от As, М. В.

Так же, Йсо = основные горизонтальные укрепление передней поперечной стенки,

Так же, LSV = среднее усиление вертикальной продольной стены

Как, MH = основные горизонтальные укрепление продольных стен

Так же, MV = основных вертикальных укрепление сосредоточены в углах

Так же, nlsv = больше средней вертикальной подчеркнул усиление продольной стены, недалеко от As, М. В.

Так же, RTW = основные горизонтальные укрепление задней поперечной стены

Как, ш = среднее усиление горизонтальных

Как, св = среднее усиление вертикальной

Так же, TSV = среднее усиление вертикальной поперечной стены

Ъ = базы колонн сечением

бинт = внутреннее расстояние между продольной стены

dcol = глубина колонны ниже пьедестал стены

DSB = расстояние от сжатого края к центру основного усиление напряженности в гнездо

dsbi = расстояние от края до сжатого усиление я сокета

Ес = средний модуль упругости бетона

Es = средний модуль упругости стали

эксцентриситет е = осевой нагрузки

ENB = эксцентриситета вертикального реакции базы

FFB = сила трения за счет ФНБ

Ffbot = сила трения в связи с ГБО

Fftop = сила трения из-за Htop

FMV = вертикальной силы на усиление As, М. В.

FNB = вертикальной реакции базы

А = средняя численность сжатие конкретных

ПКТ, SP = средний предел прочности бетон определяется раскол цилиндра испытаний

ф = средней текучести стали

ГБО = горизонтально равнодействующей давления на нижней задней поперечной стены

Hrtw = горизонтальной результирующей верхнего давления на задней поперечной стены грубой гнездо

Htop = горизонтальной результирующей верхнего давления на передней поперечной стенки,

ч = высота колонны сечением

Хекст = внешнее расстояние между поперечными стенами

намек = внутреннее расстояние между поперечными стенами

ш = толщина стены пьедестал

lemb = встроенных длины

M = столбец изгибающий момент в верхней части сокета

Mb = столбец изгибающий момент в свободное пьедестал уровне стены

Му = конечной изгибающий момент

N = столбец осевое усилие в верхней части сокета

Nu = конечной осевой нагрузки

КПБ = давление у основания на сжатие стороны

pbot = горизонтального давления в нижней части задней поперечной стены

PBT = давление у основания на растяжение боковой

prtw = горизонтального давления в верхней части задней поперечной стены грубой гнездо

рТор = горизонтального давления в верхней части передней поперечной стенки,

Кс = результирующая конкретные сжимающих напряжений колонны

ЭПР = сила сжатия в бетоне стойки

Rcsb = результирующая конкретных сжимающих напряжений сокета

Rs = равнодействующая сил стали колонны

СБЖТ = равнодействующая сил стали в основном усиление напряженности в гнездо

Rssbi = равнодействующая сил стали в укреплении я сокета

V = поперечная сила в верхней части сокета

xsb = нейтральной оси глубины гнездо

у = расстояние от сокета сверху результирующая Htop

у '= расстояние от основания к результирующей ГБО

ZSB = расстояние между сжатия результирующего (Rcsb) и равнодействующая сил стали задние поперечные стены (СБЖТ)

Ссылки

1. Леонхардт Ф., M

2. Эллиотт, KS, многоэтажные сборного железобетона подставил структуры, Blackwell Science, Оксфорд, Великобритания, 1996, 624 с.

3. Осанаи, Ю.; Ватанабэ, F.; и Окамото, S., "Стресс передачи механизма Socket базы Связь с Сборные железобетонные колонны," Структурные ACI Journal, V. 93, № 3, май-июнь 1996, с. 266 -276.

4. Centre d'Эд и др. Научно-исследовательский De L'Industrie-дю-Beton ", RECOMMANDATIONS специалистов по вопросам в защиту комплексов предпринима элементы этого d'ossature", CERIB, Epernon, 2001, с. 13-16.

5. Canha, RMF; Эль Дебс, ALHC и Эль Дебс, МК, "Разработка моделей для Socket базы скорректированная по результатам испытаний," Структурные Бетон, V. 8, № 1, март 2007, с. 3-10.

6. Сантос, SP, "Связи сборных железобетонных конструкций", LABORATORIO Национальная Engenharia гражданских, Lisboa, 1985, с. 57-59.

7. Canha, RMF, "Теоретико-экспериментальный анализ Socket базы соединения сборных железобетонных конструкций", кандидатская диссертация, Университет Сан-Паулу, в Сан-Карлос, 2004, 279 с.

8. Жагуариби, KB-младшего, "Socket базы соединения сборных железобетонных конструкций с ограниченной Встроенные Длина", MSc Диссертация, Университет Сан-Паулу, в Сан-Карлос, 2005, 164 с.

9. Европейский комитет по стандартизации ", Еврокод 2: Проектирование железобетонных конструкций-Часть 1: Общие правила и правила для зданий", Европейский комитет по стандартизации, PrEN 1992-1-1, Брюссель, 2004, с. 184-185.

Реджейн Мартинс Fernandes Canha является Докторантура Исследователь из Университета штата Иллинойс в Урбана-Шампейн, Урбана, Иллинойс, и научный сотрудник Университета Сан-Паулу в Сан-Карлос, Бразилия. Она получила магистра и докторскую степень строительной техники в Университете Сан-Паулу, в Сан-Карлос в 2000 и 2004, соответственно. Ее исследовательские интересы включают усиленный и сборного железобетона, экспериментального исследования и численного моделирования.

Мунир Эль-Халиль Дебс является профессором в Департамент структурной инженерии, Университет Сан-Паулу в Сан-Карлос. Он получил степень магистра и докторскую степень строительной техники в Университете Сан-Паулу, в Сан-Карлос в 1976 и 1984, соответственно. Его исследовательские интересы включают усиленный и предварительно напряженного бетона, сборного железобетона, и тонкостенных железобетонных элементов.

Кеннет де Борха Жагуариби младший научный сотрудник в железобетонных конструкций и сборных железобетонных конструкций. Он получил степень магистра в области строительной техники в Университете Сан-Паулу, в Сан-Карлос в 2005 году.

Ана-Люсия Homce-де-Эль-Cresce Дебс является адъюнкт-профессор департамента структурной инженерии, Университет Сан-Паулу в Сан-Карлос. Она получила магистра и докторскую степень строительной техники в Университете Сан-Паулу, в Сан-Карлос в 1983 и 1990, соответственно. Ее исследовательские интересы включают железобетонных и композитных конструкций.