Анкоридж прочности и поведение возглавляемой Бары в Наружный шов Луч-Column
Тридцать внешнего пучка колонки совместных образцов без поперечной арматуры были испытаны на прочность крепления меры по отношению к якорной стоянке конфигурации и заливки длины. Крепления поведение баров прекращается с головой и с 90-градусной крюк исследовали и сравнили друг с другом и существующих моделей. Установлено, что существующие модели, основанные на идеализированной отказов и повреждений не правильно предсказать конкретный вклад в закрепление силы во главе баров прекращается внешних соединений. Новая модель, которая составляет несущий голову и облигаций потенциала якорь баров предложен и калибруется с помощью статистического анализа результатов эксперимента. Модель оценки консервативно крепления силы во главе баров прекращается в течение внешних соединений пучка колонку с достаточной покрытия стороны. Особенности новой модели по сравнению с существующими моделями.
Ключевые слова: крепления; бар (ы); пучка колонки сустава; подшипник; связь; ЧМТ узла.
(ProQuest: ... обозначает формулу опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Возглавлял баров, как показано на рис. 1, представляют собой альтернативу крючковатым баров и оказания помощи в смягчении стали congestion.1-3 Предыдущие исследования во главе бары могут быть разделены на две категории: выполнение во главе баров в реальных структурных систем, а также изучение механики во главе баров при идеальных условиях.
Предыдущие исследования структуры системы включают в себя ряд пучка колонки совместных расследований ,3-5, где во главе баров были использованы для продольной арматуры, а также плиты колонки совместных расследований, 6,7, где во главе баров были использованы для поперечной арматуры. Надежность и применимость во главе баров были утверждены в этих исследованиях и, следовательно, руководящих принципов, касающихся использования во главе баров были введены в МСА 352R-028 и МСА 421.1R-08,9 Эти руководящие принципы содержат указания относительно общего применения баров, но не обеспечивают прямой оценки для крепления силы во главе баров.
Для оказания помощи в разработке моделей на якорной стоянке силу, предыдущие исследования по этой главе баров при идеальных условиях рассмотрел во главе бар неудачи, такие как фасад, обращенный к blowout10-13 и конкретные breakout10 режимах. Эти исследования состояла в оценке идеализированной, где во главе барах, вытащил из бетонных блоков.
Возглавлял крепления бар, как правило, используются в тех областях, где развитие крючки или традиционной длины развития подкрепление не может быть достигнута. Количество стандартных конфигураций представлены на рис. 2. Крепления механизма во главе барах, как правило, моделируется в соответствии с стойки и галстук концепции с регионом бар голову классифицируется как compressioncompression напряжения (ЧМТ) узел. Эти узлы далее классифицируются как поверхность ЧМТ узлов или внутренних узлов ЧМТ, в зависимости от положения во главе баров.
Узел поверхности ЧМТ могут образовываться при поддержке или местом концентрированной нагрузки, такие как dapped конец света или кронштейн. Внутренний узел ЧМТ формируется внутри членов, таких как внешние или угол луча колонке совместных и висели во главе баров в глубокой балки. Узел поверхности ЧМТ отличается от внутреннего узла ЧМТ в трех направлениях. Во-первых, прочность узла, ЧМТ поверхности, как правило, выше, чем внутренний узел ЧМТ в связи с ее поверхности подшипников, которая предусматривает ограничение поперечной деформации к узлу, бетона. Во-вторых, размер узла ЧМТ поверхности определяется размер опорной плите, тогда как размер внутреннего узла ЧМТ определяется из поля внутренних напряжений. В-третьих, связь вне узловых зоны или расширенной узловой зоны легко теряется в предельное состояние на поверхности ЧМТ узла из-за трещин вблизи узловой zone.13
Внешней совместной пучка колонки является идеальным для применения во главе бары из-за высокого уровня усиления заторов, что происходит. В этом заявлении, изменение прочности вдоль стержня и крепления сила зависит не только от материала, но и от геометрии арматурного проката и напряженное состояние в связи пучка колонки. В этой статье идеализированной внешней пучка колонки совместные испытания были проведены, чтобы оценить конкретный вклад в закрепление силы во главе баров.
Несоблюдение режима в отношении главы бар стоянки в совместной внешней пучка колонки могут быть классифицированы как показано на рис. 3. Все виды отказов вызываются в результате растяжения силу на якоре во главе бар. Побочные лицо фонтан из строя, когда недостаточное покрытие стороне предоставляется. Это может быть уменьшена при соответствующем покрытия сторона provided.8 бетона прорыв может произойти, когда эффективная глубина пучка больше чем в 1,5 раза заливки length.14 Этот случай является редким в связи с типичными относительной глубины для балок и колонн, а также более высокую прочность и жесткость при условии большинство колонн. Режим вывода отказа может произойти, если площадь нетто голову меньше, чем в 4 раза бар площадью поперечного сечения. Вывода потенциала во главе баров можно рассчитать Раздел D.5.3 МСА 318-08.15 При надлежащей заливки и глава геометрии используется, совместных отказов сдвига определяет реакцию внешнего совместных пучка колонки. В этой статье крепления силы во главе баров в рамках совместного отказов сдвига исследованных в результате экспериментов, и новые модели для предсказания силы предлагается ..
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Исследование анализирует 30 образцов моделирования внешних соединений пучка во главе с колонки или подключили крепления пучка арматуры. Для исследования конкретный вклад в закрепление силы, поперечное армирование не был поставлен в суставах. Образцы были разработаны с учетом характеристик и граничных условий, внутренний узел ЧМТ характерны внешние совместных пучка колонки. Крепления силы во главе баров было установлено, состоят из комбинации несущих голову и связи. На основании этих результатов, новой всеобъемлющей модели развит, что позволяет делать точные предсказания крепления потенциала во главе баров прекращается в течение внешних соединений пучка колонки.
Программа испытаний
Экспериментальная программа была разработана с целью расследования крепления поведение во главе баров. Тест матрицы показан в таблице 1 и детали образцов представлены на рис. 4. Испытательной установке проверяет крепления продольного армирования пучка во внешнем совместных пучка колонки использования во главе подкрепления. Испытания образцов с колонкой в горизонтальном положении, как показано на рис. 5. Требует от порожденных изгиба балок были идеализированные, применяя сжатие / растяжение силы пара к лицу колонке. Сила пара была монотонно увеличивается до отказа. Сжимающая сила была применена к опорной плите во всю ширину колонны. Сила натяжения была применена в результате нагрузки, высокой прочности баров при главе закреплены и подключены баров. Нет колонке осевой нагрузки применяются, как тесты показали, что в том числе осевые нагрузки имеет тенденцию к улучшению совместной behavior.16 длина колонны была включена для сведения к минимуму краевых эффектов и генерировать стандартный коэффициент сдвига столбца и изгиб на сустав.
Для испытаний создает изгиб сил внутри колонки, мимика зажима требований, предусмотренных в столбце. Тридцать полномасштабных образцов были протестированы. Опытные образцы были аналогичны по Marques и Jirsa17, из которых 318 ACI код provisions15 для крючковатым баров были получены. Образцы Marques и Jirsa были испытаны в вертикальном положении и осевых нагрузок применяются ..
Образцы были направлены на провал на якорь. Заливки ле длина варьировалась от 8.4db к 15.5db для № 18 образцов и от 6.3db к 10.4db для № 11 и № образцов 8 образцов, где db означает бар диаметре. Крупнейших заливки длина испытаны около 75% от длины развития попался на крючок баров (ЛДГ), необходимые в МСА 352R-028 (для соединений типа 1) и ACI 318-0815 без изменений факторов. Крепление на одной продольной бар был рассмотрен, чтобы избежать вмешательства в мульти-бар эффектов. Нет поперечной арматуры, был включен свести к минимуму возможные усовершенствования удерживающего на якорную стоянку. Все образцы детализации и тестирования решений конфигурации были внесены обеспечить снизу (консервативной) оценка потенциала.
Образцы были разработаны в соответствии с МСА 352R-028, за исключением положений, касающихся поперечной арматуры в совместных и заливки длина главе бар. Главная переменных испытания включают длина заливки и бар диаметре. Три бара диаметра (25, 36 и 57 мм [№ 8, № 11, № 18]) были выбраны, которые представляют собой ряд панелей, используемых для пучка арматуры. Ширина образца 6 раз возглавлял прутка диаметром (6 дБ). Прозрачная крышка стороны 2.5db для пучка бар внешнего шва общем случае, при условии, что диаметр колонны баров и обручи равны 1 дБ и 0,5 дБ соответственно. Побочные лицо фонтан провал исключается с явным стороне обложки 2.5db. Для сравнения, две особи с крючковатым баров были проверены на каждую из которых возглавляет прутка диаметром рассмотрены. Длины для заливки образцов крючковатым бар были выбраны равными наибольшей и наименьшей длины заливки во главе баров для каждого диаметра.
Свойства материала из баров в соответствии с ASTM A61518 Оценка 60 (420 Оценка в системе СИ), а также дизайн сжатие прочность бетона в возрасте 28 суток 24 МПа (3480 фунтов на квадратный дюйм). Низкой прочности бетона намеренно выбрали для производства крепления до отказа податливость главе бар. As-встроенные свойства материала, из образцов приведены в таблице 1.
Новый винт-на во главе бар система была использована и руководитель был привязан к концу стержня с помощью параллельного резьбового соединения. Темы формируются холодной прокатки полосы с прессой и площадь поперечного сечения потока не снижается. Форма головы круговыми с чистой головой области Ань, равный 4 раза в бар Ab в соответствии с исследования Wallace.1, 3 во главе бары для проведения испытаний приведены на рис. 1 и размеры головки относятся к Hong др. al.19
Тензометры были использованы на поверхности заготовки для оценки деформации распределения встроенного длины. Тензодатчики были расположенных на 3dB с первого калибровочных применяться на 1 дБ от лица головой. Для образцов № 18, два тензодатчиков были прикреплены в каждой точке измерения по обеим сторонам панели, а результаты были усреднены. Это минимизировало взноса любого локализованного изгиба бар деформации. Для крючковатым баров, тензодатчики были прикреплены на прямой части, но не были установлены на крючок. Слип измерялась во главе во главе баров и в начале крюк поворота, как показано на рис. 4. Нагрузка была применена к баров в размере 5 МПа / мин (725 фунтов на квадратный дюйм / мин) под нагрузкой. Испытания были прекращены, когда нагрузка снизилась до 85% от максимальной нагрузки.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ
Режим разрушения и растрескивания поведение
Для всех образцов, трещины начало в лицо колонки вокруг якорь бар (как указано 1 на рис. 6). Эти трещины, как полагают, происходит из-за потери связи. Трещин затем распространяется к голове или крюк вдоль стержня. В образцах с заливки длиной 90% от глубины колонки, облигаций трещин вдоль колонны баров и изгиб трещины в столбцах образуется в 2 и 3 на рис. 6 (а) и (б). У некоторых особей, диагональные трещины вблизи колонке лицо произошло 4 на рис. 6 из-за сочетания сдвига напряжения, возникающие из загруженных бар и бар колонке. После трещин вдоль якорь бар достигли близости от головы или крючок, диагональные трещины образуются из головы или крючок к зоне сжатия виртуальных пучка (5 на рис. 6). В образцах с неглубокой длина заливки 50% колонке глубины трещины 3 и 4 не произошло, и, наоборот, конические конкретные неудачи прорыва было отмечено, как показано на рис. 6 (с).
После диагональной трещины образуются 5, два режима отказа были замечены: конкретные прорыва и совместных сдвига. Образцы с заливки длиной 50% от глубины колонки показали, диагональные трещины излучающих с обеих сторон головы (7 на рис. 6 (с)). Крепления силы снизилась прорыва образуется конус и разошлись. Этот тип отказа называют конкретные неудачи прорыва, как показано на рис. 7 (а). Других образцов не удалось сразу же после диагональной трещины 5 место (рис. 6 (б) и (е)), как показано на рис. 7 (с) или через диагональные трещины 5 распространено на другой стороне колонки (рис. 6 (F)), как показано на рис. 7 (б). Эта неудача совместного отказа сдвига. В отличие от образцов с возглавлял бары (обозначается как главе образец ниже), образцы с крючковатым бары (обозначается как подключили образец ниже) не преминули сразу же, когда диагональные трещины образуются 5. Это объясняется ориентацией крючок перешли основные диагональные трещины 5. Дополнительные трещины (6 на рис. 6 (а) и (г)) формируется через крюк и хвост с дополнительной нагрузки ..
И отказов произошло в хрупких внезапной образом, так как поперечное армирование отсутствует была представлена в суставах. Бар силу при появлении диагональных трещин (ПЦР) и максимальная мощность крепления (Pm) приведены в таблице 2.
Слип-руководителей и крючки
Измеренная зависимость силы от скольжения "для всех образцов, за исключением № 11-М-0.5L-(2) и № 8-М-0.9L-(1) представлены на рис. 8. Образцы, имеющие эквивалентное расстояние заливки приведены вместе.
Образцы с заливки длиной 90% от колонки глубину трещин вдоль первоначального якорь бар (с пометкой на рис. 8), образцы, имеющие эквивалентное расстояние заливки произошли при аналогичных нагрузках. Нагрузки при первоначальном возникновении вертикальной трещины ниже, чем трещин от изгиба нагрузок колонны (409, 117 и 64 кН [91,1, 26,3 и 14,4 KIPS] для № 18 серия, № 11 серии и № 8 серия , соответственно). Таким образом, вертикальные трещины считаются инициирован связи потери. Диагональных трещин (с пометкой на рис. 8 и 5 на рис. 6) нагрузки на образцы, имеющие эквивалентное расстояние заливки также схожи. После диагональных трещин, нагрузка во главе образцов резко сократилось, а сопротивление образцов подключены дополнительные нагрузки. Дополнительную нагрузку подключили образцов объясняется крюк через первичные диагональные трещины. Максимальной нагрузки для крючковатым образцов больше, чем тех, для главе образцов на 20,9%, 40,0% и 19,1% для № 18 серия, № 11 серии и № 8 серий, соответственно ..
Скольжения во главе всех образцов (в том числе образцы с заливки длина 70% и 50% от глубины колонки) на диагональных трещин нагрузки составляет менее 0,3 мм (0,012 дюйма), а для большинства образцов, скольжения составляет менее 0,2 мм ( 0,008 дюйма). Скольжение крючковатым образцов при диагональных трещин нагрузки также небольшие (от 0,17 до 0,69 мм [0,007 до 0,027 дюйма]), но выше, чем у образцов во главе, особенно № 18-Н-0.9L и № 18-H -0.5L. В связи с радиусом изгиба на крючковатым-бар, прямой сегмент крючковатым бар короче, чем во главе бар же заливки. В результате, крючок обеспечивает большую долю сил для крепления крючковатым бар, чем голова делает для главе бар на якорь. Конкретные внутри крючок радиус может быть подавлено, в результате скольжения в лицо joint.20
После диагональных трещин, скольжения, резко возросла во всех подключили образцов. Для № 18-Н-0.9L, № 11-Н-0.9L и № 8-H-0.9L, скольжения, при максимальной нагрузке был 1,30, 1,03 и 3,14 мм (0,05, 0,04 и 0,12 в .) соответственно. Как правило, скольжения, вызывает значительное влияние на ущемление loaddeformation поведение совместных пучка колонки в условиях циклического нагружения. Это уменьшает сопротивление энергии связи и, следовательно, скольжения должны быть ограничены до расчетной прочности развивается. КСР-МФП MC9021 указывает, что во главе скольжения для баров между баром и бетона при загруженной конца не должна превышать 0,5 мм (0,02 дюйма) под 95% от конечной силы. Потому что скольжения на рис. 8 измерялась между крюк (или голова) и конкретного в задней части сустава, скольжения по отношению к лицу совместного будет больше, чем измеряется скольжения за счет дополнительного удлинения стержня в суставе. Потому что скольжения на лицо совместных превышает 0,5 мм (0,02 дюйма), дополнительные силы после диагональных трещин следует игнорировать для обеспечения безопасности в общую структуру ..
Образцы с заливки длиной 70% от глубины колонки графики на рис. 8 (б), (е) и (ч) показывают сравнения силы против скольжения отношения образцов, имеющих тяжелые укрепление столбец с тех образцов, имеющих нормальный укрепление колонке. Нормальный укрепление колонны определяется в соответствии с МСА 352R-028 и столбцы образцов с "2R" в их идентификации были усилены в два раза превышает нормальный подкрепления колонке (см. Таблицу 1). Эти образцы были протестированы в исследовании влияния количества столбцов на усиление крепления потенциала.
Существует никакого существенного различия в поведении между образцами, пока диагональных трещин происходит. На диагональных трещин, средней силы двух дублировать образцов с тяжелыми укрепление колонны больше, чем с нормальным подкрепления колонке на 14,6% и 6,3% для образцов № 18 и № 11 образцов, соответственно. Средняя численность две № 8-М-0.7L-2R образцов, однако, меньше, чем средняя загрузка две № 8-М-0.7L образцов на 3,0% в диагональных трещин. Диагональные трещины произошло вследствие того, что при сжатии стойка от подшипника голову сжатая зона идеализированной пучка, как показано на стойки и галстук модели рис. 2 (б). Поскольку столбец упругой до диагональных трещин, прочность на сдвиг не зависит от количества колонны подкрепления. Таким образом, было мало разницы в диагональных трещин при изменении нагрузки от объема колонки арматуры для № 11 и № 8 образцов. Колонке укрепление № 18-М-0.7L-2R, однако, был помещен в двойные слои, в то время как п.
18-M-0.7L было в один слой, как показано на рис. 4 и в таблице 1. Если суставы моделируются стойки и галстук модели, ширина продольных связей № 18-М-0.7L-2R больше, чем ширина связей № 18-М-0.7L. Ширина диагональных стойка № 18-М-0.7L-2R больше, чем № 18-М-0.7L и, следовательно, стойка потенциала № 18-М-0.7L-2R усиливается ..
После диагональных трещин, № 18 образцов сразу потеряли несущую способность. Нагрузок № 11 и № 8 образцов возросла после незначительное снижение в связи с диагональных трещин. Эти образцы достигают максимальных нагрузок при расширенном диагональные трещины (трещины 8 на рис. 6 (F)) произошло. Максимальных нагрузок образцов с тяжелыми укрепление колонке выше, чем с нормальным укрепление колонке на 29,7% и 15,2% для № 11 и № 8 образцов, соответственно. Колонке подкрепления находились в рамках расширенного диагональные трещины. По мере укрепления колонке была предоставлена, формирование расширенной диагональные трещины было отложено. Таким образом, образцы с тяжелыми укрепление колонке удержался выше нагрузка, чем особи с нормальным укрепление колонке. Измеряется скольжения образцов, которые превысили крекинга нагрузки, больше допустимого значения 0,5 мм (0,02 дюйма). Как упоминалось ранее, дополнительные силы после диагональных трещин следует игнорировать для обеспечения безопасности в общей структуре ..
Образцы с заливки длиной 50% от глубины колонки в отличие от образцов с глубокой вложенности длины, нагрузки осуществляется путем заливки образцов с длиной 50% от глубины колонки постоянно увеличивается после диагональных трещин, пока дополнительные диагональные трещины, завершив прорыв конуса, были сформирован. Скольжения резко увеличилось после диагональных трещин, например, что дополнительные силы после диагональных трещин следует игнорировать.
Бар распределения напряжений
На рисунке 9 показано распределение напряжений по № 18 экземпляров, которые были рассчитаны на основе измеренных деформаций и напряженно-деформированного ответ купонные испытаний. Горизонтальная ось представляет расположение тензорезисторов с началом в колонке лицо. Поскольку луч конкретных не был поставлен, и звуки, измеряемых за пределами совместных равны деформаций в колонке лицо.
Рис 9 () показывает распределение напряжений № 18-Н-0.9L (пунктирные линии) и № 18-М-0.9L-(1) (сплошные линии). В главе образца, напряжений в районе нагрузки от 200 до 400 кН (45 и 90 KIPS) показывают, что большая часть нагрузки сопротивление связи. Наклон линии у колонны лицо при нагрузке 400 кН (90 KIPS) подошел нулю, что означает связь сопротивления вблизи колонке лицо ухудшилось. Принимая был оценен в баре штаммов на расстоянии 1 дБ от головы лицом во главе баров и в начале крючок изгиб. При увеличении нагрузки, руководитель подшипник начинает развиваться. При нагрузке 600 кН (135 KIPS), руководитель подшипник сопротивляется почти половину нагрузки. Для крючковатым образца, стресс распределения аналогичны во главе образца до бара нагрузку 600 кН (135 KIPS). При нагрузке 701 кН (158 KIPS), наклон линии подключены образца плоским, чем во главе образца, что означает резкое ухудшение связи. Из-за короткой прямой части крючковатым образца по сравнению с возглавлял образца, большинство из бара груз перевозится на крючок, потому что связь ухудшилась ..
Напряжений в районе дома № 18-Н-0.5L (пунктирные линии) и № 18-М-0.5L-(1) (сплошные линии) представлены на рис. 9 (б). Развития несущих голову и облигаций сопротивление № 18-М-0.5L-(1) аналогично по № 18-М-0.9L-(1). Для крючковатым образца (№ 18-Н-0.5L), однако, связь сопротивления потеряли по сравнению с ранее № 18-Н-0.9L и № 18-М-0.5L-(1). При нагрузке 200 кН (45 KIPS), то есть две трети максимальной нагрузке, пунктирная линия почти плоская, что означает, что в связи сопротивление почти потеряли. Потеря связи подключили образца считается индуцированных короткий прямой отрезок.
Глава подшипников и облигаций вклад в прочность крепления главе бар
Взносов несущих голову и облигаций на общую силу крепления были определены из измеренных распределений деформаций. Голова / крюк крепления вклад был принят равным стресса на расстоянии 1 дБ от головы лицом во главе барах или в начале крючок изгиб крючковатым баров. Связь вклад определяется путем вычитания подшипников от стресса вне сустава.
Компоненты крепления усилие на связи и головы (или крючок), принимая на рис. 10. Нагрузки на начальных трещин и диагональных трещин отмечены в каждой фигуры. В крючковатым образцов, увеличение вклада связи начинает замедляться, и даже снижение на начальных трещин связи, и большинство из бара силы осуществляется всеми правдами подшипников на провал. Это может вызвать конкретные дробления внутри крючок радиуса. В связи с этим конкретные дробления, скольжение крючок был больше, чем голова на том же уровне нагрузки, как показано на рис. 8.
Даже после начального сцепления трещина, сопротивление связи увеличилась еще в главе образцов. Потому что прямой часть во главе образцов больше, чем у крючковатым образцов, облигаций сопротивления во главе образцов всегда был больше, чем крючковатым образцов. После связи вклад достиг своего максимального значения, вклад связи остается относительно постоянным или незначительно снизились, а глава проводится дополнительное усиление сил. При неудаче, примерно 60% от бара силы несли голову подшипников и около 40% облигаций на № 18-М-0.9L-(1), как показано на рис. 10 (а). В таблице 2, взносы за голову несущих и связи к общей нагрузки на диагональных трещин каждого образца суммируются.
Существующие модели для стоянки ПРОЧНОСТЬ главе БАРС
Модели для прогнозирования крепления силы во главе баров были предложены Томпсоном и соавторами., 22 Bashandy, 11 и DeVries.10 Томпсон и др.. проведены тестовые программы сквозных узлов и коленях сростков. Некоторые виды отказов были смешаны в этих испытаниях. Образцы ЧМТ тест узла было подано sideface фонтан (с боков расщепления), дробление бетона, или разрыв узловые зоны, и 13 образцов испытания переносной соединения не удалось в результате разрушения покрытия concrete.23 Томпсон и др.. S22 Модель состоит из двух возможностей индуцированных несущий голову и связи. Раздел 12,6 развития во главе барах вводится в ACI 318-08 и дает уравнение для расчета длины развития во главе бар, который основан на испытания Томпсон. Bashandy испытания 32 моделируемых внешних соединений пучка колонки и предложил модель из 18 тестов, выявивших по выбросу стороны лицу. DeVries предлагается две модели для стоянки силы во главе баров в зависимости от сбоев: бетон или прорыв sideface фонтан.
Раздел 12.6.2 МСА 349-0614 предусматривает, что механические крепления должны быть сконструированы в соответствии с добавлением D, который является спецификацией для якорных дизайн и базируется на конкретных проектную мощность (ПЗС) 349-0614 method.24 ACI определяет пять провал мод для якорей в напряжении: сталь недостаточность, конкретные прорыва, вывода, фасад, обращенный к выбросу, а также конкретные расщепления. Крепления силы установлено, что наименьшее значение среди сильных рассчитывается по отказов.
Из сравнения результатов испытаний с существующими моделями (см. таблицу в приложении), существующие модели не подходят для прогнозирования конкретный вклад крепления сильных особей в этом исследовании, так как отказов, по которым существующие модели основанные отличаются от отказов данного исследования.
Предлагаемая модель для стоянки ПРОЧНОСТЬ главе БАР
Стойки и галстук модели для крепления главе бар в совместной внешней пучка колонки без поперечной арматуры была разработана с использованием размытым узловые зоны и вентилятора на authors.19 новая модель разрабатывается с использованием экспериментальных данных для прогнозирования крепления силы во главе бар в совместной внешней пучка колонки. Это наблюдается в результате испытаний, что крепления силы во главе бар развивается за счет сочетания несущих голову и связи. Вклад каждого компонента в общей численности крепления статистически начисленных по данным измерений при появлении диагональных трещин.
Глава подшипника вклад рНеай
Согласно данным измерений, стресс голову подшипника пропорциональна длине заливки. Стресса головка подшипника определяется путем деления бар силы (Es . На рисунке 11 показано соотношение между нормированными стресс подшипников голову и нормированной длины заливки. Потому что тензодатчиков неудачу в некоторых особей, несущие сильные девяти образцов не может быть определена, которые отмечены как? ГНА? Ч в таблице 2. На рис. 11, оси Х заливки нормированная длина колонки глубине Dc и Y-ось представляет собой напряжение, развиваемое глава отношение нормированной эффективной прочности при сжатии С. Конкретные 0.85f ' Глава отношение не может быть полностью разработана в образцах с мелкой длина заливки. В образцах с глубокой длина заливки, однако, стресс, вызванный голову подшипника больше 0.85f 'С.
Глава подшипников могут быть затронуты совместных стойки. С глубоким длина заливки, руководитель находится в или за стойкой совместных и глава опора может быть сформирован полностью. В случае мелких длина заливки, совместных стойка не может замыкаться в голову. Таким образом, глава подшипников зависит от нормированной длины заливки. Для простоты анализа линейной регрессии проводится и следующие уравнение.
P ^ югу глава = [1 2,27 (л ^ е ^ к югу - к югу 0.7D ^ с ^) / D ^ с ^ к югу] 0,85, Са югу ^ NH ^ (1)
После заливки длина 0.7Dc, стресс, вызванный голову подшипника равна эффективной прочность на сжатие бетона. С мелкой длина заливки, емкость голову подшипника уменьшается по линейному закону, а также глава подшипников увеличивает мощность линейно с длиной глубокой вложенности больше 0.7Dc.
Стоит сопоставить уравнения. (1) с Томпсоном? Фс model22 за голову несущая способность, как следует
F ^ югу село, глава = югу п ^ ^ 5% 2f'c (с / DB) [aquare корень] ^ югу NH ^ / ^ к югу Ь
где фс, голова прочность крепления бар при условии глава подшипников, N5% является 5% fractile коэффициент, с является минимальный размер покрытия измеряется с баром центр, фактора беспокойства, и с2 минимальный размер покрытия измеряется в направлении, перпендикулярном к С.
Подставляя 3, 4, 2, 0,7 для (с / DB), (Ан / Ab), (2), Томпсон? Фс модель дает фс, глава = 16.8f 'С. Умножая (Ab / Ань) на ПС, с головой дает 4.2f 'несущей напряжения, действующего на бетон в передней части головы. Максимальную прочность по формуле. (1) с ле [асимптотически =] постоянного тока 1,93 (с 0.85f ') Anh. Разделив максимальное значение, Ань дает максимальное отношение 1.6f стресс "с, что составляет примерно 40% от Томпсон? Фс модели. Разница между возможностями головой, размер которых рассчитан по формуле. (1) и (2), из-за узла условиях испытаний, на которых каждое уравнение основано. Как уже упоминалось ранее, узел прочность узла, ЧМТ поверхности больше, чем внутренний узел ЧМТ. Прочность голову принимая во внутренний узел ЧМТ, таких как внешние совместных пучка колонки могут быть определены формулой. (1).
Бонд вклад P ^ ^ к югу связи
Напряжение связи определяется путем деления измеряется прочность (Pb-д) прутка диаметром ([прямой фи] длина (ле-DB), в котором измеряется прочность (Pb-е), рассчитывается путем вычета измеряется отношение прочность (Es ) (6,07 [PSI]) и больше, чем прочность рассчитывается из раздела 12.2.2 МСА 318-08. направлениям касательных напряжений на обеих границах между главе бар и бетона внутри узла ЧМТ, показаны на рис. 12 (б). В случае узел ЧМТ поверхности, однако, направления касательных напряжений на границах главе бар наоборот (рис. 12 (а)). Несмотря на то опорная плита непосредственно пределы узла бетона, связь емкость может уменьшаться на поверхности ЧМТ узел связи в противоположном направлении от напряжения сдвига.
P ^ югу связи = 0,504 [квадратный корень] f'c [прямой фи Ь] (ле - дБ) [МПа] (3)
= 6,07 [квадратный корень] f'c [прямой фи Ь] (ле - дБ) [PSI]
где [прямой фи] б (=
Предлагаемая модель
Суммируя связи и компонентов голову подшипника, крепление сила может быть определена. Предсказанных значений, рассчитанных по формуле. (1) и (3) приведены в таблице 2 и на рис. 13 и по сравнению с контрольным значениям для 24 образцов. Результаты испытаний образцов шесть неудачу в сдвига проведенного Bashandy11 также по сравнению с предложенной модели в таблице 3 и рис. 13. Рисунок 13 показывает, что предложенная модель может предсказать, сильные без смещения на четыре образца серии. Средний показатель отношения тесты для предсказания 1,16, а коэффициент вариации равен 0,15. Установлено, что коэффициент 5% fractile25 составляет 0,78 из статистического анализа. В окончательном виде предлагаемая модель
P = югу п ^ 5% ^ (P ^ ^ к югу отношение P ^ ^ к югу связи) (4)
...
РЕЗЮМЕ И ВЫВОДЫ
Экспериментальное исследование с целью оценки возможности крепления главе бар прекращается в течение внешних соединений пучка колонки без поперечного армирования. Тесты проводились на 30 полномасштабных образцов с упрощенной пучка баров в диаметрах 25, 36 и 57 мм (№ 8, № 11 и № 18) и с 90-градусной крючковатым бар и бар во главе креплений. Предел нагрузки непосредственно применяться к бару и такое же количество сжимающей нагрузки был применен к зоне сжатия идеализированной пучка. Новая модель прогнозирования крепления силы во главе баров был предложен статистического анализа результатов испытаний. На основании результатов испытаний и статистического анализа, были сделаны следующие выводы:
1. Крепления силы во главе баров состоит из несущих голову и связи. Первоначальный крепление осуществляется по связи. При увеличении нагрузки в баре, глава подшипник начинает развиваться. После связи вклад достигает своего максимального значения, сопротивление связи остается неизменным или незначительно уменьшается. Закрепление возможности во главе баров осуществляется пик подшипника прибавить немного уменьшен облигаций;
2. Глава подшипника вклад сила пропорциональна глубине заливки нормированная колонке глубины. Большая несущая способность обеспечивается на большую глубину вложенности учетом ограниченности выделяемых из диагональных сжатия стойки в суставе. После заливки глубиной 0,7 раза колонке глубины, силы голову подшипника равна эффективной прочность на сжатие бетона. Из статистического анализа, модели происходит предсказать голову несущей способности в зависимости от соотношения длины заливки в колонке глубины;
3. Измеряется прочность на единицу площади не имеет отношения к заливки длины. Средняя прочность образцов несколько выше, чем прочность рассчитывается из раздела 12.2.2 МСА 318-08. Учитывая фактор безопасности положений ACI 318 в отношении длины развития, измеряемый сильные связи аналогичны прочности определяется по МСА 318. Прочность связи внутри узла ЧМТ выше, чем в узле ЧМТ поверхности, а
4. Крепления силы во главе баров прекращается в течение внешней совместно с достаточное покрытие стороне (более чем на 3 дБ в баре в центре) может быть точно предсказано формулой. (4). Разработки предсказывает прочность на основе сочетания несущих голову и облигаций потенциала. Несоблюдение режима во главе бар крепления разнообразны с заданными геометрическими и материальных условий и, следовательно, конкретная модель соблюдении данного условия в зоне крепления должны использоваться, а не общая модель для крепления силы во главе баров.
Ссылки
1. Уоллес, JW, "во главе с Усиление: жизнеспособным вариантом," Бетон International, V. 19, No 12, декабрь 1997, с. 47-53.
2. Бернер, DE, и Хофф, GC ", во главе Усиление в Disturbed Регионы деформации бетона Участники" Бетон International, V. 16, № 1, январь 1994, с. 48-52.
3. Уоллес, JW; Макконнелл, SW; Gupta, P.; и Кот, PA, "Использование Возглавлял Усиление в луч-Column шарниры, подвергнутого сейсмических нагрузок", ACI Структурные Journal, В. 95, № 5, сентябрь-октябрь . 1998, с. 590-606.
4. Макконнелл, SW, и Уоллес, JW, "Использование T-Headed бары в железобетонных коленных суставов, подвергнутого циклических Боковая загрузка", доклад № CU/CEE-94/10, Департамент строительства, Clarkson University, Потсдам, NY, 1994, 44 с.
5. Chun, SC, а Ким, Д. Ю., "Оценка механических Крепление подкрепления Внешний Луч-Column Совместный эксперимент", Труды 13-й Всемирной конференции по сейсмостойкого строительства, Ванкувер, Британская Колумбия, Канада, 2004. (CD-ROM)
6. Мохтар, AS; Гали, А. и Дилгер, WH, "Стад поперечной арматуры для плоских бетонных плит," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 5, сентябрь-октябрь 1985, с. 676-683.
7. Elgabry А.А., Гали, A., "Тесты на бетонную плиту-Column Связи с Стад поперечной арматуры, подвергнутого Shear-Момент передачи", ACI Структурные Journal, В. 84, № 5, сентябрь-октябрь 1987, с. 433-442.
8. Совместное ACI-ASCE Комитет 352 ", рекомендации по проектированию пучка-Column соединений в монолитных железобетонных конструкций (ACI 352R-02)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2002, 37 с.
9. Совместное ACI-ASCE Комитет 421, "Руководство по поперечной арматуры для плит (ACI 421.1R-08)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2008, 23 с.
10. DeVries РА ", возглавляемой Крепление арматуры в бетон", Кандидатская диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, 1996, 294 с.
11. Bashandy, TR, "Применение Возглавлял бары в бетоне Участники", диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, декабрь 1996, 302 с.
12. Томпсон, МК ", Анкоридж поведение возглавляемой Усиление в ССТ Узлы и Lap сращивания", Кандидатская диссертация, Техасский университет в Остине, Austin, TX, 2002, 502 с.
13. Томпсон, М. К.; Ziehl, МДж; Jirsa, JO, и Брин, JE, "ССТ узлов привязанных к возглавляемой Bars-Часть 1: Поведение узлов", ACI Структурные Journal, В. 102, № 6, ноябрь-декабрь 2005, с. 808-815.
14. ACI Комитет 349 ", требований Международного кодекса по проблемам ядерной безопасности связанные железобетонных конструкций (ACI 349-06) и Комментарии" Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2006, 153 с.
15. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-08) и Комментарии" Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2008, 465 с.
16. Meinheit, DF, и Jirsa, JO, "Прочность на сдвиг в R / C Луч-Column соединений," Журнал структурного подразделения, ASCE, В. 107, № ST11, ноябрь 1981, с. 2227-2244.
17. Marques, JLG, и Jirsa, JO, "Изучение Увлеченные крепления Бар в луч-Column суставы", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 72, № 5, май 1975, с. 198-209.
18. ASTM А615-06, "Стандартные спецификации для деформированных и прутки из углеродистой стали для армирования бетона," ASTM International, Запад Коншохокен, PA, 2006, стр. 6.
19. Гонконг, S.-G.; Chun, S.-C., Ли, S.-H. и Ах, B., "Strut-и-Tie модель развития возглавляемой бары во внешней совместной Луч-Column", ACI Структурные Journal, В. 104, № 5, сентябрь-октябрь 2007, с. 590-600.
20. Гали, А., Дилгер, WH, "Якорное двуглавыми Коты," Бетон International, V. 20, № 11, ноябрь 1998, с. 21-24.
21. Комитет Евро-International-дю-Beton ", КСР-МФП Типового кодекса, 1990," Томас Телфорд, 437 с.
22. Томпсон, М. К.; Jirsa, JO, и Брин, JE, "Поведение и потенциал возглавляемой усиление", ACI Структурные Journal, В. 103, № 4, июль-август 2006, с. 522-530.
23. Томпсон, М. К.; Ледесма, A.; Jirsa, JO, и Брин, JE, "Lap сращивания привязанных к возглавляемой бары," Структурные ACI Journal, В. 103, № 2, март-апрель 2006, с. 271-279.
24. 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.
25. Natrella, М., "Экспериментальное статистика", Национальное бюро стандартов Справочник 91, 1966.
Входящие в состав МСА Сун-Чул Chun является главный научный сотрудник в Институте Daewoo Строительные Технологии (DICT), Сувон, Южная Корея. Он получил степень бакалавра, MS, и кандидат в Сеульском национальном университете в 1994, 1996 и 2007, соответственно. Его исследовательские интересы включают стали крепления к бетону, композиционных материалов, и восстановлению железобетонных конструкций.
Входящие в состав МСА Bohwan ОН научный сотрудник DICT. Он получил степень бакалавра Йонсей, Корея, MS и кандидат от Lehigh University, Вифлеем, штат Пенсильвания. Его исследовательские интересы включают моделирование конкретных поведения и системы высотного здания.
Сон Хо Ли, старший научный DICT. Он получил степени бакалавра и магистра в Корейском университете в 2000 и 2002, соответственно. Его исследовательские интересы включают стали крепления к бетону и поведение пучка колонки суставов.
Клей J. Наито является адъюнкт-профессором структурной инженерии в университете Лихай. Он получил степень бакалавра в 1993 году из Гавайского университета и MS и кандидатскую степень в Университете Калифорнии в Беркли, Беркли, Калифорния. Его исследовательские интересы включают прогнозное моделирование и экспериментальные проверки армированных и предварительно напряженных железобетонных конструкций под экстремальных событий.