Прочность на сдвиг оценки бетонных балок моста

Сдвига процедуры оценки силы для структурной конкретные балок, которые содержат по крайней мере минимальные поперечной арматуры (хомуты) представлена. Процедура очень похожа на 2008 AASHTO LRFD сдвига метод проектирования исключением того, что она не требует проб и ошибок, для сдвига оценки прочности и обеспечивает более глубокое, предоставляя информацию о различных режимах сдвига неудачи с участием стремена уступая, диагональ дробления бетона и продольной усиление текучести. Чтобы понять, на заднем плане, предсказать тенденции по сравнению с модифицированной теории сжатия поля (MCFT) для идеализированного случая элемент подвергается равномерной сдвига, и по сравнению с Ответ-2000 для пучка элементы подвергаются комбинированному сдвига и изгибающего момента. Для проверки предложенного метода сдвига предсказания прочности по сравнению с результатами испытаний на прочность армированных и предварительно напряженных железобетонных балок, а также прогнозы от сдвига методы проектирования в AASHTO LRFD и МСА 318. Эта процедура используется для оценки прочности на сдвиг балок в трех существующих мостов из предварительно напряженного железобетона I-балки, предварительно напряженного железобетона, коробка-балок и железобетонных балок-канал ..

Ключевые слова: мост (ы); балки; прочность на сдвиг.

(ProQuest: ... означает формулы опускается.)

ВВЕДЕНИЕ

Прочность бетона балок моста необходимо провести оценку для определения рейтинга грузоподъемность мостов из-за увеличения трафика нагрузки или ухудшения состояния мостов. Сдвиговой прочности бетона балок моста обычно ограничивает грузоподъемность оценок мостов.

Сдвиговой прочности железобетона представляет собой сложное явление. Строительные нормы и правила включают упрощений, которые обычно приводят к безопасной конструкции. Дополнительных затрат на строительство оправданы снижает вероятность конструкции ошибки. С другой стороны, следствием этих же упрощений может быть больше, если упрощенный метод сдвига конструкция используется для оценки существующих балок, которые не могут быть немного сильнее. Упрощений может привести к ненужным ограничениям нагрузка на мосты или ненужные ремонт моста балки. Таким образом, более сложные процедуры оправдано для оценки силы сдвига.

По сдвига дизайн процедуры, основанные на модифицированной теории сжатия поля (MCFT), 1, такие как AASHTO LRFD2, 3 и 2006 канадских Автодорожный мост Дизайн кодекса (CHBDC), 4 сдвиговой прочности балки является функцией от осевой деформации, зависит от ряда факторов, в том числе прикладного поперечной силы. Используя такую методику расчета для оценки силы требует проб и ошибок, как применять силу сдвига в связи с тем необходима для расчета прочности на сдвиг.

Альтернативный подход для оценки сдвига силы заключается в использовании компьютерной программы, такие, как ответ-2000, 5, которая применяется MCFT использованием подхода волокна модели. Это позволило бы обеспечить значительное понимание например, будет ли сбоев будет пластичных (из-за укрепления уступая), или более хрупкими (в связи с диагональной дробления бетона). Хотя такие компьютерные методы являются очень полезными для специальных исследований, сложность ввода и вывода данных затрудняет использование таких программ, чтобы проверить многочисленные разрезы вдоль моста. Кроме того, в настройках программы может привести к различным пользователям достигать разных выводов по той же балке, и это не представляется возможным подтвердить результаты таких программ, с помощью ручного расчета.

ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

Эта статья представляет собой процедуру оценки сдвига прочность, что дает значительное представление сдвиговой моды разрушение бетона балок моста и еще довольно проста, что пользователь может осуществлять процедуру, в небольшой компьютерной программы для проверки многочисленных участков по мосту, и могу подтвердить, Результаты компьютерной программы вручную расчетов. Для проверки процедуры сдвига предсказания прочности по сравнению с результатами испытаний на прочность армированных и предварительно напряженных железобетонных балок, и продемонстрировать процедуры, он используется для прогнозирования сдвига прочность бетона балок в трех существующих мостов. Текущих сделок бумаги только с членами, которые содержат по крайней мере минимальные поперечной арматуры (хомуты), тогда как предыдущий paper6 сделок с членами, которые меньше минимального стременах.

ИСТОРИЯ

Сопротивление сдвигу структурного конкретных членов традиционно была представлена в виде суммы конкретный вклад Vc, Vs стремя вклад и вклад склонен предварительного напряжения Ур. Номинальное сопротивление сдвига может быть выражено в обобщенном виде следующим образом

... (1)

где ф является пределом текучести стремена (которые, как предполагается, дают), и

В Северной Америке, конкретный вклад традиционно принята равной прочности на сдвиг одного члена без стремян, которая равна поперечной силы при первой диагональной cracking.7 для предварительно напряженных железобетонных членов, и уровня предварительного напряжения. Для железобетонных членов, не размерного эффекта (малого или с минимальными стремена), сейф значение Vc результатов от принятия Стремя Vs вклад, который добавляется к вышеупомянутым Vc рассчитывается исходя из предположения

ЭЛЕМЕНТЫ ЕДИНООБРАЗНЫХ НОЖНИЦЫ

Простейшим сдвига проблема включает в себя элемент с равномерно расположенными продольными (х-направлении) и поперечных (направлении г) укрепление, не склонны предварительного напряжения сухожилий, и подвергнут к единой прикладной нормальных напряжений х и / г и напряжение сдвига В. Такой элемент будет иметь равномерной средней усиление напряжения FSX и fsz и равномерная среднем конкретные подчеркивает FCX, СТЗ и VC = v. Уравнение (1) может быть изменен для таких элементов, устраняя Ур и деления остальных компонентов сдвиговые силы сдвига bwdv области, в результате чего в

... (2)

где

MCFT1 был разработан тестирования железобетонные элементы подвергаются равномерной напряжения сдвига. Это размытым, вращающийся трещины модель, в которой наклон диагональные трещины определяется путем сочетания равновесия требования, штамм совместимость предположениях и эмпирических среднего напряжения / среднего напряжения для отношений трещины бетона и арматуры. MCFT могут быть использованы для определения (1) и (2), при условии отсутствия г-направлении нормального напряжения применяется на элемент (/ г = 0). По MCFT, конкретный вклад в ВК сдвига в дополнение к этому сопротивлялись, уступив поперечной арматуры, которые могут быть переданы через диагональные трещины шероховатыми поверхностями трещины.

MCFT могут быть использованы для прогнозирования напряжения сдвига или сдвиг отношения штамм структурных бетонных элементов с различным количеством поперечных и продольных арматуры, как показано на рис. 1. Приложенного напряжения сдвига и в результате деформации сдвига в направлениях, параллельных ортогональных подкрепления. До конкретных трещин, наклона диагональных После трещин, уменьшает После поперечной (направлении г) укрепление урожайности, деформации сдвига Как VC уменьшает и против увеличения общего напряжения сдвига может уменьшить, останется неизменным или увеличиваться, в зависимости от количества поперечной арматуры, как показано на рис. 1. Точка, в которой диагональные сжимающие напряжения в бетоне достигает дробления прочность бетона также показываются на каждой кривой.

2007 AASHTO LRFD

Метод сдвига, указанной в 2007 AASHTO LRFD2 могут быть использованы для расчета прочности на сдвиг единого элемента сдвига. Вывод этот метод из MCFT был представлен Коллинз и др. al.8 метод включает в себя таблицы с Для

Желаемой прочности на сдвиг элемента может быть достигнуто с различным количеством арматуры. Например, элемент с меньшим Значения

2006 и 2008 CHBDC AASHTO LRFD

Сдвига методы проектирования в 2006 и 2008 CHBDC4 Временного LRFD3 AASHTO также основаны на MCFT, но включать упрощенным уравнениям, а не таблицы для Для сотрудников, по крайней мере минимальные поперечной арматуры, Следующие выражения даны в 2006 CHBDC4

... (3)

За возможный диапазон

Формулы дают одно частное решение, которое не зависит от сдвига V отношение напряжения / f'c потому что = 0,25. Сочетание (3) заменяется 750 (4) заменяется 3500

Предложено выражения для оценки силы

Как done8, 10 для разработки всех сдвига методы проектирования на основе MCFT, диагональные трещины расстояние считается 12 дюймов (300 мм) в члены, по крайней мере минимальной поперечной арматуры. Разработать уравнения, которые позже могут быть применены к балкам, стоимость предполагается равномерной продольной деформации При применении процедуры фактического продольной деформации Эта процедура также включает в себя проверку для обеспечения необходимой продольной арматуры можно уравновесить продольных сил сжатия в бетоне.

Три главных сдвига видов отказов являются: 1) приносит поперечной арматуры, 2) дробление бетона после уступая поперечной арматуры и 3) податливость продольной арматуры. Четвертый режим, который контролирует только сдвиговой прочности балок с очень большой процент поперечной арматуры конкретные дробления до подкрепления дает, и этот режим можно избежать путем ограничения напряжения сдвига по формуле. (2) для 0.25f 'С. Три основных режима сдвига неудачи на рис. 1. Элемент с Для конкретного элемента, эти два режима должны быть оценены и больше контроля прочности. Элемент с Предел прочности при сдвиге элемента ограничивается сдвига, связанные с этим третий режим ..

2 показана связь между Сплошные линии показывают отношения определяется MCFT, которая близка к линейной при постоянном Отношения очень разные на первый уступая поперечной арматуры (рис. 2 (а)) и конкретные дробления после уступая (рис. 2 (б)). 2006 CHBDC4 метод одно уравнение для 2 пунктиром. Как CHBDC4 2006 приближенное значение Это не случай, когда

Как указано в 2007 AASHTO2 метод, Это соотношение известно в области дизайна, но не во время оценки, пока прочность на сдвиг определяется. Таким образом

где на уступая поперечной арматуры

... (6)

и на конкретных дробления

... (8)

... (9)

Углов предсказал этих уравнений также показаны на рис. 2, а пунктирными линиями, и хорошо согласуется с MCFT, которые подтверждают подход, предусматривающий использование Дополнительные проверки для других арматуры и бетона сильные стороны, можно найти в номер 12.

При продольной деформации равна поперечной деформации, угол MCFT должен быть равен 45 градусов. За 58 KSI (400 МПа), класс арматуры, поперечной дает усиление на штамм 0,002, таким образом, сходятся углы до 45 градусов на рис. 2 (а) в продольном штамм 0,002. Крупнейших продольной деформации, используемых в анализе сдвига пучков с 58 KSI (400 МПа), класс продольной арматуры 0,001, и на этой деформации, углы MCFT почти сошлись. Для простоты, уравнение. (6) и (7) имеют углов, сходящихся в продольной деформации в размере 0,001, а для 58 KSI (400 МПа), класс арматуры, что угол 37,5 градусов.

Сплошными линиями на рис. 3 показать конкретные фактор взноса в соответствии с 2006 CHBDC4 приближенное значение Так как это уравнение было разработано для членов без поперечной арматуры, это дает больший, чем Чем больше оценка Vc в этих членов компенсирует меньшую оценку Vs.11

Рис 3 () указывает на конкретные MCFT стали. Для младших классов поперечной арматуры, большей конкретный вклад в податливость поперечной арматуры уместно в связи с сокращением штаммов, а постоянная

Как

... (10)

Рис 3 (б) показывает, что предлагаемое выражение хорошо согласуется с MCFT и безопасен.

Всего сдвиговых напряжений V является суммой VC, которая зависит от Рисунок 4 сравнивает MCFT общего напряжения сдвига с результатами предлагаемого метода при поперечной арматуры, дающий (рис. 4 (а)), а конкретные дробления после поперечной арматуры, дающий (рис. 4 (б)).

Результирующая продольного конкретные FCX напряжения сжатия осевой сжимающей силы Nv требуется балки к сопротивлению сдвигу, что это напряжение также называется NV. В 2007 AASHTO LRFD, 2 предполагается, что Н. В. = vcot По MCFT, отношения

п ^ к югу V = 2v ^ с ^ к югу cot2

Для упрощения этого уравнения в предложенный метод, и cot2 Подставляя эти линейных функций, а также ... и уравнения. (5) для (11) дает

п ^ к югу V ^ = п ^ ^ к югу О.

где для

... (13)

... (14)

и

... (15)

... (16)

Упрощение, чтобы избежать проб и ошибок является использование только уравнения. (13) и (14) при поперечной арматуры уступок. Хотя это приводит к низкой оценки NV, когда на рис. 3 (а). На конкретных дробления, соответствующие simplification12 является использование формулы. (13) и (14), если (15) и (16), если

Н. В. рассчитывается по MCFT, а также рассчитанные по формуле. (12) (16), с использованием вышеупомянутых упрощений, сравнивается на уступая поперечной арматуры на рис. 5 (а) и конкретные дробления на рис. 5 (б). 2006 CHBDC4 приближении NV = 2v, как правило, сейф (большей оценки, чем фактические NV) на уступая поперечной арматуры. Таким образом, по оценкам, осевой силы натяжения в продольной арматуры, которая уравновешивает осевое усилие сжатия Nv будет больше, чем фактические, а сметные осевых деформаций Если эта тенденция в сочетании с тенденцией на рис. 4, 2006 CHBDC4 метод обычно дает безопасной предсказания прочности на сдвиг для члена при заданном объеме продольной арматуры.

Есть случаи, когда элемент не может достичь сдвига, при первом уступая поперечной арматуры или бетона после дробления приносит, так как продольный (X-направлении) укрепление не имеет потенциал, чтобы уравновесить продольной силы сжатия в бетоне. Средний продольных напряжений Н. сжатия, который влияет на напряжение, ранее обсуждали. Это среднее напряжение сжатия меньше, из-за сопротивления некоторых конкретных среднего напряжения напряжения между трещинами. Осевых напряжений сжатия NV * обязательно локально на диагональные трещины противостоять сдвига больше

п ^ к югу V ^ * = 2v ^ с ^ к югу cot

Значений ВК и (17) для определения продольного сжатия, который должен быть уравновешен напряжение в продольной арматуры на диагональные трещины. Безопасных оценка сдвига причиной продольных и поперечных укрепление приносить результаты от принятия конкретных вклад пренебрежимо мал. Настройка УС = 0 в уравнении. (2) и (17), и решение этих двух уравнений для V (исключая

... (18)

Если 10% от прочности на сдвиг на самом деле ближайшие от конкретного вклада, решение по прочности на сдвиг по формуле. (2) и (17) приводит к 0,5% больше, чем в том, что оценить из уравнения. (18). Если ВК 20% и 30% от V, разница увеличивается до 2% и 5% соответственно. Таким образом, уравнение. (18) является разумным приближением в большинстве случаев с поперечной арматуры.

ПРИМЕНЕНИЕ к балкам

Ответ-2000

Ответ-20005 относится к MCFT пучков с помощью многослойного анализа. В своем докладе о прочности на сдвиг моста балки, Хокинс и др. al.13 сравнению ответ-2000 предсказания с результатами 149 тестов (в том числе 85 из предварительно напряженного железобетона балок), который содержит минимальные стремена ( Они обнаружили, среднее соотношение измеренных до предсказал прочность на сдвиг в 1,02 и 1,11, а коэффициент вариации (COV) от 11% и 17% для армирования и предварительного напряжения балки, соответственно.

На рисунке 6 показан ответ-2000 предсказания для типичных предварительно напряженных I-балки в точке стремена первый приносит конкретные и дробления после уступок. Продольных деформаций изменяется линейно по глубине, как показано на рис. 6 (б). Поперечный поток сдвига (рис. 6 (с)) колеблется в сложных нелинейных путь с максимальным значением время на палубе плите, которая композита с балки. Наклона главных напряжений сжатия (рис. 6 (г)) колеблется от 0 градусов на верхней палубе перекрытия до 90 градусов в нижней части лица балки. По высоте в Сети, угол обычно колеблется между 27 и 39 градусов в стремя, уступая, а также между 24 и 26 градусов на конкретные дробления. Продольных конкретные нормальное напряжение умножается на членов ширина (аналогично сдвига потока) на рис. 6 (е) в целях содействия сравнению с прогнозом, который предполагает постоянной ширины полотна.

Упрощенные процедуры для сдвига дизайн

Сдвига в разработке процедур LRFD3 AASHTO и 2006 CHBDC4 на основе анализа одного сдвига по данному разделу. Сдвига V стресс, склонность основных напряжений сжатия Во всех методов, за исключением 2008-AASHTO LRFD, 3 продольных деформаций такое усиление трещины

... (19)

где М-изгибающий момент в сечении интересов; Джей Ди внутренний изгиб рычага (M / Джей Ди изгиб силы натяжения); Н.В. осевое усилие сжатия того, чтобы отбиваться сдвига в Сети рассматриваться как nvbwdv; fpAp является эффективного преднапрягающей силы, Как и Ар области nonprestressed и предварительно напряженного изгиба усиление напряженности, соответственно, Es и ЕР, модуль упругости и nonprestressed напрягаемой арматуры, соответственно. Уравнение (19) справедливо только тогда, когда в результате деформации (нетто силу в числителе) составляет не менее 0. При деформации сжатия, бетон жесткость сжатия должны быть добавлены в знаменателе формулы. (19). Кроме того, В 2008-AASHTO LRFD, 3 продольных деформаций

Предлагаемая процедура для оценки силы сдвига

Предлагаемый метод использует единый анализ сдвига по глубине секции и предположение о равномерном трения на сдвига Д. глубины. Фактического напряжения сдвига не является однородным, как показано на рис. 6 (с), однако, напряжения сдвига в midheight представляет собой разумную оценку среднего напряжения сдвига. В упрощенных процедур проектирования, продольных напряжений конкретные Н. сжатия должны противостоять сдвига Также предполагается, должен быть однородным по сдвига Д. глубины. Рис 6 (е) означает, что на midheight NV представляет собой разумную оценку Н. В. через Интернет регионе государств-членов, но не очень хорошая оценка среднего NV за полную глубину сдвига. Сдвига глубины распространяется также на палубу плите, и, как описано ранее, максимальный поток сдвиг происходит в этом регионе, однако, эта часть членов не испытывает никаких диагональных трещин и, следовательно, не развивается дополнительных продольных сжимающих напряжений конкретные NV за стричь. Изгиба сжатия в колоде плиты, что компенсируется изгибной напряженности не должны быть частью NV.

См., например, обрезание сжимающих напряжений на -12 кип / в. (-2068 Н / мм) в верхней части рис. 6 (е) ..

Конкретные продольных сжимающих напряжений за счет сдвига NV также не распространяется вниз на изгиб фланца напряженности, где бетона на растяжение (см. нижний рис. 6 (е)). Таким образом, предложенный метод, Н. В. оценивается в разделе midheight считается однородным по сниженным DNV глубина от верха нижнего фланца до дна верхнего фланца (см. рис. 6 (а) и (е)) . Напряженности влияние жесткости бетона в натяжным фланцем, который области ДЯ 6 х 24 дюймов (150 х 610 мм), на рис. 6 (а) может быть объяснено, если предположить, среднее напряжение в бетоне напряжение ... над этим районом, где

Другой уточнения в предложенный метод строго счета для армирования в Интернете. Силы натяжения сопротивление nonprestressed укрепление равномерно распределены по веб- Предварительное напряжение сухожилий в Сети могут находиться в любой высоты. Расстояние от изгиба лицо сжатия тяжести изгибных усиление напряженности обозначается D, в то время как эффективная глубина до центра тяжести напрягаемой сухожилий обозначается DPW. Параметр используется для учета расположения сухожилий относительно изгибных усиление напряженности. Для драпированные сухожилий, это можно проигнорировать наклона сухожилий в расчет как продольных деформаций и горизонтальные силы component12, однако вертикальной составляющей силы сухожилия добавляется к сдвигу, как в уравнении. (1).

Пересмотренной формуле. (19) результаты по формуле. (12) для оценки NV в разделе midheight, используя уменьшенная глубина DNV для расчета Nv, на которые приходится силы натяжения сопротивление распределенными подкрепление с центром в Сети, ПЛО, бухгалтерского учета для размещения напрягаемой сухожилий в Сети, а также силы сопротивления в среднем на конкретные напряженности напряжения в напряжение фланец

... (20)

где ..., и перестраиваться это уравнение решить для

... (21)

Обратите внимание, что площадь изгибных усиление напряженности, как и в знаменателе формулы. (21) умножается на коэффициент 4 по сравнению с области продольного армирования противолодочной центре в Интернете. 2 раза происходит из предположения, что штамм midheight наполовину деформации изгиба усиление напряженности и второй фактор 2 приходит из необходимости обеспечить в два раза больше подкрепление в разделе средние глубины противостоять изгиба по сравнению с подкрепление на изгиб напряженности лицо.

Предположении, что продольной деформации в разделе midheight наполовину деформации изгиба усиление напряженности, как правило, безопасно, так как давление на противоположную грань, как правило, при сжатии (см. рис. 6 (б)). Если изгибающий момент малого и поперечная сила велика, раздел может быть подвергнут напряженности штаммов по всей глубине. Это произойдет в том случае, если

M / JD ^ ^ к югу SW - 2

В этом случае, в разделе midheight напряжение рассчитывается по формуле. (21) следует умножить на 2.

Уступая по продольной арматуры пределы прочности на сдвиг в

... (23)

где

N ^ ^ к югу VC )

ПФР и максимальное напряжение в напрягаемой сухожилий. Уравнение (24) необходимо оценивать отдельно для изгибной напряженности и изгиб стороны сжатия члена, и чем меньше величина определяет прочность на сдвиг. Переменных, как и Ар области продольной арматуры на изгиб и растяжение изгиб стороны сжатия члена, в то время как противолодочные сосредоточена в Интернете. Расположение АПВ приходится на подставляя (1 - (24) на стороне изгиба сжатия. Силы M / JD в формуле. (24) должны быть приняты в качестве положительного на изгиб стороны напряженности и негатив на стороне изгиба сжатия. Сжимающей силы Nv необходимо противостоять сдвига в диагонали трещины веб сопротивляется распределенных арматуры в Сети противолодочной обороны, АПВ (при наличии), а остальные возможности изгибных усиление напряженности (В, Д).

Внутренний изгиб JD рычаг рукой можно считать 0.9d при оценке деформаций по формуле. (21), однако при проверке податливость продольной арматуры в формуле. (23) и (24), более точной оценки необходимо

... (25)

где БФ является ширина зоны изгиба сжатия и с 0.6f 'является соответствующий средний изгибных напряжений сжатия в первую уступая продольных reinforcement.12

ПРОВЕРКИ: сравнение с результатами испытаний

Для проверки предложенного метода оценки, прогнозы сдвиговых сил на 80 железобетонных балок и 88 пучков из предварительно напряженного железобетона, по крайней мере минимального стременах были сопоставлены с измеренной силы. Испытания включают в себя десять 73 дюйма (1854 мм) глубиной предварительно напряженных I-girders14 и семь 44 дюйма (1118 мм) глубиной предварительно напряженных I-girders.15 остальные 151 лучей, которые минимальная глубина 12 дюйма (300 мм) , были отобраны из базы данных сдвига, 14 и literature.16-18 резюме всех образцов для проверки приводится в номер 12.

Сдвига сильные пучков были предсказаны по предлагаемой методике оценки, а также положений сдвига дизайн от 2007 и 2008 AASHTO-LRFD2, 3 и ACI 318-05.19 Как уже упоминалось, 2006 CHBDC4 дает одинаковые результаты в 2008-AASHTO LRFD.3 нагрузки для большинства тестов состояла сосредоточенных нагрузок и критических секций сдвига для них были приняты на д, сосредоточенных нагрузок к поддерживает. В ходе испытаний, с равномерно распределенной нагрузкой, критических секций были приняты на д, поддерживает или места стремя интервал изменения к середине пролета. Соответствующие Vp был добавлен в прочности на сдвиг пучков с наклонной сухожилий. Полный отчет об этих расчетов приводится elsewhere.12

Цифры 7 (а) и (б) представить кумулятивных распределений периодичность проведения испытаний до предсказал сдвиг соотношения сил в 80 железобетонных (RC) балок и 88 из предварительно напряженного железобетона (PC) пучков, соответственно. Эти диаграммы показывают количество нормативов (часть от общего числа), которые равны или меньше, чем соответствующие испытания до предсказал отношения на горизонтальной оси. "Идеальный прогноз" имеет кумулятивная частота нуля для испытания до предсказать соотношение меньше 1,0, и кумулятивная частота 1.0 для испытания до предсказал отношение большей, чем 1,0.

Совокупный участков частоты дают много информации, но только несколько моментов, будет обсуждаться. Глядя на прогнозы для всех 80 железобетонных балок (рис. 7 (а)), предложенный метод имеет самый большой (безопасный) минимальный испытания до предсказал сдвиг соотношения сил в 0,87, тогда как 2007 AASHTOLRFD2 имеет наименьшую стоимость 0,76. Все три методы, основанные на MCFT имеют примерно 20% от прогнозов в результате испытания до предсказать соотношение меньше, чем 1,0, однако, для предлагаемого метода, половина из них больше, чем 0,95. Средний испытания до предсказать соотношение 1,12 предлагаемого метода и 2007-AASHTO LRFD, 2 1,16 на 2008 AASHTOLRFD, 3 и 1,28 для ACI 318-05.19 прогнозирования изменчивости, который влияет на крутизну кумулятивных участков частоты, обычно выражается с помощью COV. Предлагаемый метод имеет наименьший COV тест-к предсказал соотношение равно 16,5%, тогда как ACI 318-0519 имеет самую большую на 18,7%.

Это интересно изучить, как прогнозы изменения, когда только 26 пучков, по крайней мере в два раза минимального стременах считаются. Для всех, но предлагаемый метод, существует значительное увеличение испытания до предсказал отношений (смещаются вправо). Медиана испытания до предсказал соотношения для предлагаемого метода является практически неизменным на 1,13 и COV сводится к 9,1%, тогда как средний коэффициенты для 2008-AASHTO LRFD, 3-2007 AASHTO LRFD, 2 и ACI 318-0519 являются 1,18, 1,24 и 1,42, соответственно.

Рис 7 (б) обобщает прогнозы для 88 предварительно напряженных железобетонных балок, и часть 22 из предварительно напряженного железобетона пучков с Хотя ACI 318-0519 сдвига метод проектирования, как правило, слишком безопасно для железобетонных балок, это очень небезопасно для больших пучков из предварительно напряженного железобетона, где VCW контроля прочности на сдвиг, как и раньше recognized.13 Около 50% ACI 318-0519 прогнозы 88 пучков испытания до предсказать соотношение меньше, чем 1,0. Улучшение прогнозов предлагаемого метода по сравнению с двумя MCFT основе сдвига разработке процедур является очевидной для предварительно напряженных железобетонных балках. Например, средний испытания до предсказал отношение 88 пучков 1,25 из предлагаемого метода по сравнению с 1,31 и 1,33 для 2008 и 2007 AASHTO-LRFD, 3,2, соответственно.

ПРИМЕРЫ

Предложенная методика была использована для оценки прочности на сдвиг из трех существующих железобетонных мостов. Первая была 68,9 м (21 м) однопролетный мост с шестью из предварительно напряженного железобетона I-балки (рис. 8 (а)) расположенных на расстоянии 78,7 дюйма (2 м). Второй мост состоял из девяти предварительно напряженных балок окне (рис. 8 (б)) охватывает 97,8 футов (29,8 м). 20 напрягаемой сухожилий в Сети были драпированные. Окончательный мост состоял из 14 сборных балок nonprestressed канала (рис. 8 (с)) соединены залито арматуры. Каждый простой пролета этого моста многопролетной 27,6 футов (8,40 м).

Стремя расстояния были постоянны в поле балке и на рис. 8 (б). Стремя расстояния изменялась в другой две фермы, и можно рассчитать площадь, приходящаяся на стремя, на рис. 8 и укрепление отношений показано на рис. 9 (а) и в таблице 1. Следующие свойства материала были использованы для оценки всех трех балок: f'c> = 5,8 KSI (40 МПа); ф = 58 KSI (400 МПа); ФПУ = 270 KSI (1860 МПа) и Ер = Es = 29000 KSI ( 200000 МПа).

Для сравнения различных кодов, номинальный сопротивлений были рассчитаны. Погрузка шоссе грузовик (три различных грузовиков used12) и распределения нагрузки на отдельные балки были выполнены в соответствии с CHBDC.4 2006 грузовиков были переведены отдельно по мосту для определения живой силы сдвига нагрузки и изгибающих моментов, которые затем были распределены между поперечно балок на основе CHBDC4 процедуры, которая зависит от таких факторов, как ширина полосы движения и расстояние между балкой. Живая сила сдвига нагрузки и изгибающие моменты были объединены с мертвыми эффекты нагрузки с использованием CHBDC4 перегрузок. Результирующая сила сдвига и изгибающего момента конвертов приведены на рис. 9 (а) за I-балки, а также ценностей на три секции каждого из мостов приведены в таблице 1.

Изменения прогнозируемых сильных более половины службы I-балки показано на рис. 9. В тех местах, где расстояние от стремян изменилось, количество Av / с считалась изменяется линейно по длине г сосредоточены на месте, где расстояние между изменилось. Это произошло на 24 и 28,5 кв.м (7,32 и 8,69 м) от опоры. Рис 9 (б) сравнивает прочность на сдвиг определяется ответ-2000 и предложенного метода для конкретных дробления режиме (сплошные линии) и стремя, уступая режиме (пунктирные линии). Вообще, есть очень хороший договор по размаху. Обратите внимание на информацию, представленную на рис. 6 для I-балки на 26 футов (7,92 м) от опоры.

Рис 9 (с) по сравнению прочности на сдвиг от Ответ-2000 со сдвигом сильные по 2007 AASHTO-LRFD, 2 CHBDC4 2006 (то же, 2008-AASHTO LRFD3) и ACI 318-05.19 2007 AASHTO-LFRD3 дает безопасных прогноз на всем протяжении службы. 2006 CHBDC4/2008 AASHTO-LRFD3 сдвига методом конструкция обеспечивает высокий прогноз вблизи поддержки, где осевой штаммов являются очень низкими. С другой стороны, метод дает низкий прогноз на 13,8 футов (4,21 м) от поддержки, где предсказал сила 175 кип (778 кН). Прочность на сдвиг в соответствии с Ответ-2000, то 211 кип (938 кН) в стремя урожайность и 232 кип (1032 кН) на конкретные дробления. Рядом в середине пролета, 2006 CHBDC4/2008 AASHTO-LFRD3 прогнозирования хорошо согласуется с стремя уступок. ACI 318-0519 сдвига метод расчета дает еще очень небезопасно предсказаний, где VCW контроля прочности на сдвиг для первых 20 футов (6,10 м) от опоры.

Предсказал сильные сдвига на три секции по каждой из трех балок моста, обобщены в таблице 1. Для каждого моста, одна часть была расположена в низких момента области, близкой к поддержке, другая часть находится в открытом момента в середине пролета вблизи региона, а третий раздел находится между двумя другими. Прочность на сдвиг в стремя и приносит конкретные дробления в зависимости от ответа-2000 представлены, и одна критическая определяется таким образом ([двойной кинжал]), в таблице 1. В отличие от методов проектирования, предлагаемая процедура также дает два сдвига сильные, и они в целом хорошо согласуются с Ответ-2000 результаты. Отношения Ответ-2000 сдвига сильных к предсказал сдвига-сильные указаны в скобках. Девять регулирующих отношения из предлагаемого метода варьироваться от 0,96 до 1,11, имеют в среднем 1,04, а COV 4%. Прогнозы от других методов отличаются от более сильных сдвиговых получить ответ-2000.

ВЫВОДЫ

Эта статья представляет собой сдвиг процедуры оценки силы для структурной конкретные балки, которая содержит по крайней мере минимальные стремена. Процедура дает информацию о прочности на сдвиг в трех режимах провал: первый податливость стремена, бетон после дробления стремя, уступая, и продольной арматуры, уступая, а также включает в себя проверку на конкретных дробления до стремени уступок. Полное резюме процедуры приведена в Приложении. Процедура может быть реализована в небольшой компьютерной программы для проверки многочисленные разрезы вдоль балки моста, а результаты могут быть легко проверены вручную расчета. Предыдущий paper6 представляет аналогичную процедуру для членов, которые меньше минимального стременах.

Сдвига методы проектирования в AASHTO LRFD2-3, и 2006 CHBDC, 4, которые основаны на MCFT, требуют trialand ошибок на прочность оценки. Предлагаемая процедура оценки была разработана таким образом, что методом проб и ошибок не требуется, но также включает в себя ряд усовершенствований, таких как бухгалтерия: 1) влияние Vc (конкретные растягивающих напряжений) в среднем продольных сил сжатия Nv должны сопротивляться сдвига по диагонали трещины Сети (Vc снижает среднюю деформации растяжения членов), 2) разница между общей сдвига Д. глубины и глубины трещины диагонали веб DNV, 3) силы натяжения сопротивление распределенными продольного армирования в Сети, 4) место предварительно напряженных сухожилий в Сети, а также 5) напряжения по жесткости треснувший бетон вокруг изгиба арматуры.

Для проверки предложенной процедуры, сдвиг прогнозы сил, были сопоставлены с результатами испытаний на 168 пучков. Прогноз сильных сдвиговых от предлагаемой процедуры оказались лучше согласуется с результатами испытаний, чем предсказывали сильные из AASHTO-LRFD, 2,3 CHBDC, 4 и ACI 318-05.19

Чтобы продемонстрировать процедуры оценки, она была использована для оценки сильных сдвиговых трех различных видов бетона балок в трех существующих мостов. Результаты предлагаемой процедуры оценки оказались вполне сравнимы с результатами MCFT волокна модели ответ-2000.

Авторы

Этот проект был поддержан Мостостроение отделения Министерства транспорта провинции Британская Колумбия, Канада.

Нотация

^ ^ Р к югу, A = площадь предварительно напряженных, nonprestressed изгиб усиление напряженности, соответственно,

^ К югу SW ^ ^ к югу PW = площадь предварительно напряженных, nonprestressed продольной арматуры сосредоточено в Сети, соответственно,

^ К югу ф = площадь бетона в напряженности вокруг изгиба усиление напряженности

^ V = югу области поперечной арматуры (хомуты) с шагом ы

Ь к югу W ^ = ширина сдвига области (в Интернете)

D = глубине от сжатия лицом к тяжести изгиб усиление напряженности

г ^ к югу NV = глубина равномерного напряжения сжатия п ^ V ^ к югу через трещины диагонали Сети,

г ^ к югу PW = глубине от сжатия лицом к тяжести напрягаемой сухожилий в Сети

г ^ к югу V = глубина равномерного напряжения сдвига, могут быть приняты в качестве 0.9d

E ^ р к югу, к югу E ^ S ^ = модуль упругости предварительно напряженных, nonprestressed укрепление, соответственно,

е '^ с ^ к югу = заданная сжатие прочность бетона

F ^ югу сх ^ е ^ к югу сг = конкретные нормальное напряжение в х-и г-направлений, соответственно,

F ^ югу р = эффективное напряжение в напрягаемой сухожилий

F ^ югу пр = напряжение в сухожилиях предварительного напряжения на сопротивлении максимум

F ^ югу SX ^ е ^ к югу SZ = напряжение в х-и г-направлений армирования, соответственно,

F ^ югу х ^, е ^ к югу г = применяется нормальное напряжение в х-и г-направлений, соответственно,

F ^ югу у = текучести укрепление

JD = внутренний изгиб рычаг рукой, могут быть приняты в качестве 0.9d, за исключением формулы. (24)

JD югу ^ PW = внутреннее изгиб рычаг рукой напрягаемой сухожилий в Сети

M = изгибающий момент в разделе интересов

N ^ к югу V ^, N ^ югу VC = результирующая п ^ к югу V ^, п ^ к югу VC стресс ^ предполагается равномерным по эффективная глубина D ^ ^ к югу NV

п ^ к югу V = осевое напряжение сжатия в бетоне должны сопротивляться применяется сдвига

п ^ к югу V ^ * = осевое напряжение сжатия, необходимых для сопротивления применяются сдвига по месту нахождения диагональные трещины

п ^ к югу VC = максимум п ^ V ^ к югу, как ограничен запас потенциала продольной арматуры

п ^ к югу ВО = предсказал значение п ^ к югу V ^ ^ при

ы = шаг поперечной арматуры (хомуты)

V = общее сопротивление сдвигу

V ^ с ^ к югу, к югу V ^ S ^ = сопротивление сдвигу отнести к бетону, стремена, соответственно,

V ^ к югу р = поперечная сила сопротивление со стороны склонны напрягаемой сухожилий

V = общее напряжение сдвига

V ^ к югу с ^ V ^ югу ы = напряжение сдвига отнести к бетону, стремена, соответственно,

Ссылки

1. Vecchio, FJ, Коллинз, депутаты ", модифицированной теории сжатия поля для железобетонных элементов, подвергнутых сдвига", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 219-231.

2. "AASHTO LRFD мост проектной документации", четвертое издание, Американская ассоциация государств и шоссе Транспорт должностных лиц, Вашингтон, 2007, 1518 с.

3. "AASHTO LRFD мост проектной документации", 2008 временных изменений, Американская ассоциация государств и шоссе Транспорт должностных лиц, Вашингтон, 2008, 652 с.

4. "Канадский Автодорожный мост Дизайн кодекса (CAN/CSA-S6-06)," Канадская ассоциация стандартов, Toronto, ON, Канада, 2006, 733 с.

5. Бенц, ЕС, "Секционные расчету железобетонных Участники", кандидатская диссертация, Департамент строительства, Университет Торонто, Toronto, ON, Канада, 2000.

6. Эсфандиари, А., Adebar П., "Прочность на сдвиг оценки структурной Балки Бетон с меньше минимального Stirrups", 2008 железобетонный мост конференции в Сент-Луисе, Миссури, май 2008, 20 с.

7. Мак-Грегор, JK, и Wight, JK, железобетонных механики и дизайна, четвертое издание, Prentice Hall, Аппер Садл Ривер, штат Нью-Джерси, 2004, 1132 с.

8. Коллинз, М.; Митчелл, D.; Adebar, P.; и Vecchio, FJ, "Общий метод Дизайн сдвига", ACI Структурные Journal, V. 93, № 1, январь-февраль 1996, с. 36-45.

9. Коллинз, член парламента, и Rahal, К., "Background Генеральной Метод сдвига дизайна в 1994-CSA A23.3 Standard" Canadian Journal гражданского строительства, V. 26, № 6, 1999, с. 827-839.

10. Бенц, ЕС, и Коллинз, М., "Развитие 2004 Канадская ассоциация стандартов (CSA) A23.3 Shear Резервы на железобетонные," Canadian Journal строительства, В. 33, № 5, 2006, с. 521 - 534.

11. Бенц, ЕС; Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Упрощенная модифицированной теории сжатия поля для расчета сдвиговой прочности железобетонных элементов", ACI Структурные Journal, В. 103, № 4, июль-август 2006, с. 614-624.

12. Эсфандиари, A., "Прочность на сдвиг элементов конструкций бетона используя единую Shear элемент подхода", кандидатская диссертация, Департамент строительства, Университет Британской Колумбии, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада, апрель 2009, 333 с.

13. Хокинс Н.М., Кучма, DA; мачты, РФ, Марш, М. Л. и Reineck, KH, "Упрощенная Shear Дизайн Железобетона Участники" NCHRP Доклад 549, Американской ассоциации шоссе государства и перевозки должностных лиц, Вашингтон, DC, 2005.

14. Ким К. С., "Shear Поведение железобетонных балок и предварительно напряженного бетона Балки", кандидатская диссертация, Университет Иллинойса, Урбана, Иллинойс, июль 2004, 474 с.

15. Shahawy М.А., Батчелор, B., "Поведение Shear натурных предварительно напряженного бетона балок: Сравнение с характеристики AASHTO," PCI журнал, т. 41, № 3, 1996, с. 48-62.

16. Rahal, К., и "Аль-Шалех К.С.," Минимальные Поперечное армирование в 65 МПа Бетонные балки, "Структурные ACI Journal, В. 101, № 6, ноябрь - декабрь 2004, с. 872-878.

17. Mphonde А. Г., Франц, GC, "Shear Испытания высокого и низкого прочности бетонных балок с Stirrups", высокопрочного бетона, SP-87, американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 1985, с. 179-196 .

18. Ма, З.; Тадрос, МК и Baishya, М., "Shear Поведение Pretensioned высокопрочного бетона мост I-балки," Структурные ACI Journal, В. 97, № 1, январь-февраль 2000, с. 185-192.

19. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 430 с.

Входящие в состав МСА Afshin Эсфандиари, старший инженер по структурной WorleyParsons Уэстмар, North Vancouver, BC, Канада. Он получил диплом бакалавра в области гражданского строительства из Бахаи институт ЮНЕСКО по высшему образованию (BIHE), Тегеран, Иран, его MASC в несущие конструкции из Карлтонского университета в Оттаве, Канада, и его кандидат в Университете Британской Колумбии, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада.

Перри Adebar, ВВСКИ, является профессором зданий и сооружений в Университете Британской Колумбии. Он является членом комитетов МСА 341, сейсмостойкость железобетонных мостов; 374, основанным на показателях деятельности проектирование сейсмостойких зданий и сооружений бетона и E803, факультет сети координационного комитета; Совместное ACI-441 ASCE комитетов, железобетонные колонны, и 445, и Shear кручения, а также является членом Канадского кодекса A23.3 Комитет CSA.