Единая модель Шир прочности для железобетонных балок-Часть I: Разработка
Теоретическая модель была разработана для прогнозирования прочности на сдвиг железобетона (RC) пучков с учетом и без поперечной арматуры. Предполагается, что сдвиговая прочность бетонных балок может быть определена из-за неспособности сжатия зоны сечения пучка. Прочность на сдвиг в зоне сжатия была оценена с учетом взаимодействия между прочность на сдвиг и нормальные напряжения, возникающие в момент изгиба. Механизм разрушения сжатия зоны изменяется от напряженности неспособность при сжатии, как сдвиг пролета к глубине соотношение (A / D) уменьшается. Переход механизм разрушения были должным образом рассмотрены учетом геометрии пучка и с использованием материалов, критерии отказа бетона. Таким образом, предлагаемая модель можно описать прочность механизмов разрушения обоих пучков тонких и глубоких балок с и без поперечной арматуры.
Ключевые слова: пучка (ов); поперечной арматуры; прочность на сдвиг.
(ProQuest-CSA LLC: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Многие экспериментальные исследования были проведены расследования поведенческих характеристик и причины сдвига провала железобетона (RC) пучков. Согласно экспериментальным данным, прочность на сдвиг от простого поддержке пучков значительной степени зависит от прочности на сжатие бетона, отношение растяжение арматуры, диапазон сдвига к глубине отношение (а / г), и размер пучка . В частности, механизм сдвига сопротивление начинает меняться на а / д (равной 2,5). Основываясь на этом результате, механизм сдвига сопротивление узких пучков с / р> 2,5, как правило, предполагается, что отличается от глубоких балок с а / д
На основании экспериментальных результатов, текущего правила проектирования, включая ACI 318-99,1 и многие ученые, включая Zsutty, 2 предложены различные эмпирические уравнения, предел прочности на сдвиг, которые определяются функциями основных параметров конструкции: прочность на сжатие бетона, отношение растяжение арматуры, а / д, а размер пучка. Хотя эти уравнения удобно для использования из-за их простоты форм, большинство из эмпирических уравнений силы не позволяют точно предсказать результаты тестов с широким спектром дизайна parameters.3
С другой стороны, ACI 318-054 и Еврокод 2 (CEN5) использовать стойку и галстук модель для оценки прочности на сдвиг глубоких балках. Эта модель основана на твердой теоретической подготовки, и для обеих тонкие лучи и глубокие балки. В соответствии с Совместной ASCE-ACI Комитет 4456 "и" Аль-Nahlawi и Wight, 7 Вместе с тем, нынешняя стойка и галстук модели не позволяют точно предсказать силу тонкие пучки, которые не по диагонали растяжение трещин.
Бажант и Kim8 разработали теоретическую модель силы на основе механики разрушения. Nielsen9 разработала прочность модели, основанной на теории пластичности. Марти, 10 Walravan и Lehwalter, 11 и Leonhardt12 разработаны различные изысканные модели фермы. Они сообщили, что A / D является одним из основных параметров дизайн, который существенно влияет на механизм сдвига провала, а также а / д уменьшается, прочность на сдвиг значительно возрастает из-за арки действий. Как правило, эти существующих моделей применить силу различных теорий для определения прочности на сдвиг глубоких балок и тонкие лучи. Таким образом, они не должным образом объяснить постепенным переходом провала механизм, который меняется в зависимости от / D.
Результаты существующих эксперименты показывают, что, за исключением местных неудач, таких как отказ крепления и принимая провал на поддержку и погрузки, разрушение при сдвиге пучка обусловлено неспособностью зоны сжатия, хотя отказ механизмы варьируются в зависимости от / D (рис. 1). Для тонких пучков с / р> 2,5, наклонные трещины проникает растяжение сжатие зоны, а также причин напряженности диагональных failure.13-15 Кроме того, для глубоких балок с а / д
В настоящем исследовании, сдвига провала бетонная балка считалось, тесно связанных с неспособностью механизм сжатия зоны, независимо от / D. Материал критерии отказа конкретных были использованы для исследования механизма разрушения в зоне сжатия, либо диагональную провал напряжения или сдвига при сжатии.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
В настоящем исследовании было установлено, что прочность на сдвиг пучка может быть определен механизм разрушения сжатия зоны, которая варьируется в зависимости от / D. На основании вывод, авторы разработали единую модель прочности на сдвиг, который может применяться как тонкие лучи и глубокие балки, с учетом и без поперечной арматуры. Предложенная модель может описать механизм разрушения RC балки, которая меняется от диагональной провал напряженности сдвига при сжатии, как а / д уменьшается.
НОЖНИЦЫ механизм разрушения сечения
В бетонных балок, изгиб трещины обычно развиваются в зоне растяжения до сдвига из строя. Bazant20 теоретически проверить, что трещина преодоление разрыва напряжений на поверхности трещин растяжения, не вносят значительный вклад в сопротивление сдвигу. По Kotsovos и Pavlovic13 и Zararis и Пападакис, 15, потому что зона сжатия целых конкретных предотвращает значительный сдвиг скольжения вдоль поверхности трещины растяжения, совокупный блокировки по поверхности трещин и дюбель действия продольной арматуры не вносить существенный вклад в сдвиг Сила beams.13, 14 и др. Елич al.21 сообщил, что на основе экспериментальных данных для балок без поперечной арматуры, дюбель действия продольной арматуры помещены в один слой, можно пренебречь. В настоящем исследовании, представляя предположения, сделанные в предыдущих исследованиях, сопротивления сдвигу пучка считалась осуществляется в основном путем сжатия зоны нетронутыми бетона. Тем не менее, других предположений, таких как стресс перераспределения (из-за отказа механизма связи), используемые в компрессионный путь силу concept13, 22 не были использованы ..
Зона сжатия пучка может быть комбинированный сжимающих нормальных напряжений и напряжения сдвига. Таким образом, взаимодействие между этими двумя компонентами напряжений следует рассматривать в качестве точной оценки прочности на сдвиг в зоне сжатия (рис. 2). В настоящем исследовании, определить механизм разрушения зоны сжатия при совместном напряжения, провал Ренкина в criteria23 были использованы. Согласно критерии отказа, материальный сбой, когда главное напряжение в результате Суммарные напряжения достигает прочности материала. Когда основные растягивающие напряжения достигает предела прочности бетон е '^ ^ т к югу, отсутствие контролируемой напряженности происходит, и, когда основной сжимающих напряжений достигает прочности при сжатии-F' ^ с ^ к югу, отсутствие контролируемых сжатия происходит ( Рис. 2). Критерии отказа сжатия зоны определяются как
За невыполнение контролируемой напряженности
... (1a)
За невыполнение контролируемых сжатия
... (1b)
где T ^ равна прочности бетон, пострадавших от поперечного напряжения сжатия. По словам аль Купфер и др., 24 прочности бетона уменьшается на поперечные напряжения сжатия. В критическом разделе простой балки, которые подвержены разрушение при сдвиге, однако, основной сжимающих напряжений Таким образом, предел прочности бетона может быть упрощен е '^ ^ к югу т = F ^ ^ т к югу, прочности бетона в чистом напряженности.
В бетонной балки, нормальное напряжение в зоне компрессии разработан изгибающий момент. Нормальное напряжение с ^ и ^ к югу в зависимости от его расстояние от нейтральной оси сечения. Таким образом, по формуле. (1), допустимое напряжение сдвига в каждой точке в зоне сжатия может быть определена как функция расстояния от нейтральной оси z.
За невыполнение контролируемой напряженности
... (2а)
За невыполнение контролируемых сжатия
... (2b)
В уравнении. (2), допустимое напряжение сдвига в каждой точке в зоне сжатия зависит от сжимающих нормальных напряжений. На сечения изгиб члена, распределения и величины сжимающих нормальных напряжений зависят от деформации (или искривления) сечения, а также прочность на растяжение изгиб арматуры в растянутой зоне. Рисунок 3 схематически показаны вариации допустимых напряжений сдвига в зависимости от деформации. Рис 3 (а) и (б) показаны распределения нормальных деформаций и напряжений в сечении, соответственно. Рис 3 (с) и (г) показывают, допустимых напряжений сдвига контролируемых сжатия (формула (2, b)) и допустимых напряжений сдвига контролируемой напряженности (формула (2а)), соответственно. Как видно из этих цифр, значений и распределения допустимых напряжений сдвига зависят от изгибных деформаций (или искривления). Рис 3 (е) показано изменение потенциальной возможности сдвига поперечного сечения в соответствии с изгибной деформации.
Потенциальные возможности сдвига в данном сечении рассчитывается путем интеграции допустимых напряжений сдвига на рис. 3 (с) и (г): V ^ к югу и ^ = Ь Потенциальные возможности сдвига указывает на допустимую силу сдвига максимума, который сжатия зона нетронутой бетон выдерживает ..
До трещин от изгиба происходит в зоне растяжения (стадия АВ и А'В 'на рис. 3), поперечная сила сопротивляется всему сечению. В этом случае пучок ведет себя упруго, и нейтральной оси находится в центре сечения. Срез поперечного сечения может быть определена как
За невыполнение контролируемой напряженности
... (3a)
За невыполнение контролируемых сжатия
... (3b)
где Н равна глубине балки. После растяжения инициирует трещины в зоне растяжения, растягивающие наклонной трещины немедленно распространяется на нейтральной оси сечения. Потому что эффективная глубина, которая не будет повреждена растяжение трещин, уменьшается, срез поперечного сечения значительно уменьшается (до нашей эры и этапы В'С '). На этапе C, при наклонной трещины растяжения достигает нейтральной оси, срез поперечного сечения достигает своего минимума. После Этап C, поперечная сила сопротивляется главным образом зоны сжатия целых бетона. Использование среднее нормальное напряжение ... в зоне сжатия сечения, сдвиг потенциала на этапе CD может быть определена как
За невыполнение контролируемой напряженности
... (4а)
За невыполнение контролируемых сжатия
... (4В)
где с (к югу к югу O ^ равна деформации сжатия соответствующего прочности на сжатие бетон е '^ с ^ к югу.
Как показано на рис. 3 (е), прежде чем растяжение крекинга, мощность сдвига примерно постоянна, потому что нормальные напряжения, возникающие в поперечном сечении не являются значимыми. Как склонны растяжение растрескивания распространяется к нейтральной оси, растянутой зоне поврежденных растяжение растрескивания не может развиваться допустимого напряжения сдвига, и, как следствие, уменьшается сдвига потенциала. После наклонной растяжение крекинга достигает нейтральной оси, мощность сдвига V ^ ^ к югу CD контролируемой напряженности останавливает снижение из-за влияния сжимающих нормальных напряжений в зоне сжатия. Как изгибной деформации (или максимальное нормальное напряжение), а также в результате увеличения сжимающих нормальных напряжений, сдвига потенциала контролируемых напряжение возрастает (см. Этап CD на рис. 3 (е) и уравнение. (4а)). Напротив, срез VC'D "управляемым путем сжатия постоянно уменьшается из-за сжатия повреждения зоны сжатия становится все более жесткими, сжимающих нормальных напряжений увеличивается (см. Этап С'О на рис. 3 (е) и уравнение.
Прочности бетон е ^ ^ т к югу варьируется в зависимости от метода тестирования и настройки. В настоящем исследовании, е ^ к югу т = 0,292 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу (МПа), предложенный Мак-Грегор и др. al.25 и модуль разрыва е ^ ^ г = 0,625 югу [квадратный корень в] е '^ с ^ к югу (МПа), указанных в МСА 318-991 и 318-054 ACI были использованы.
Прочность на сдвиг узких пучков
Деформацию пучка и величины сжимающих нормальных напряжений, разработанные в поперечном сечении варьироваться в зависимости от вида нагружения и граничных условий. В настоящем исследовании, прочность на сдвиг от простого поддержке пучков с прямоугольного поперечного сечения, изучали.
Как показано на рис. 3 (е), срез контролируемых сжатия, как правило, больше, чем мощность сдвига контролируемой напряженности. Таким образом, зоны сжатия в тонких пучка не справляется склонны растяжение крекинга, а не сжатия дробления. Разрушение при сдвиге тонкого пучка без поперечной арматуры всегда регулируется режим напряженности неудачи, а не разрушение при сжатии mode.7, 13,26 По этой причине, только механизм разрушения контролируемой напряженности был рассмотрен по расследованию сдвигу тонких пучков.
Рис 3 (е) представляет собой сдвиг кривой потенциала сечения пучка, который варьируется в зависимости от изгиба деформации. Сдвиговая прочность сечения определяется в точке пересечения кривой сдвига потенциала и прикладных сдвига кривой силы (сдвиг кривой спроса), которая увеличивается с изгибной деформации. С другой стороны, в реальный пучок, так как мощность сдвига варьируется в зависимости от местоположения каждого сечения вдоль луча пядь, разрушение при сдвиге должны быть рассмотрены во всех точках пучка (рис. 4). Первое сечение, где сдвига спроса достигает срез становится критической секции. Прочность на сдвиг пучка определяется как мощность сдвига критической секции. Как показано на рис. 4, прочность на сдвиг пучка определяется как минимальное значение сдвига потенциала контролируемых напряжения V югу ^ C ^ (стадия C) в критической секции. Таким образом, только минимальный потенциал сдвига (стадия C), управляемый напряжением был рассмотрен. Для определения местоположения критического сечения, сдвиг потенциала всех сечений должны быть определены в зависимости от общих параметров.
Как правило, в месте погрузки луча, относительно большие деформации развивается. Таким образом, сжимающих нормальных напряжений считалось параболически распределенных в зоне компрессии
... (5а)
... (5b)
где с ( Момент погрузки M ^ ^ к югу может быть определена как функция
... (6)
... (7)
где г равно эффективная глубина света и JD равна длине момент под руку.
На месте к югу х ^ о ^ (рис. 5 (б)), при растяжении трещина развивается, отношения между моментами (M ^ ^ хо к югу и к югу M ^ ^) в месте нахождения х ^ о ^ к югу и погрузки может быть определена как
... (8)
где равна сдвига службы пучка. На этапе B, M ^ ^ хо югу достигает крекинга момент M ^ о ^ к югу, и это определено в зависимости от E ^ с ^ к югу.
... (9)
где Рис 5 (с) показывает, что изгиб инициирует трещины в точке х ^ о ^ к югу и распространяется на нейтральной оси в точке х ^ ^ 1 подпункта (стадия C). По данным опытов Мак-Грегор и др. al.25 и Amara27 на опертой балки, раз изгиб инициирует трещины, растяжения наклонной трещины быстро распространяется на нейтральной оси сечения без значительного увеличения приложенной силы. На основании Макгрегор и др. л. Экспериментальные результаты, 25 было предположить, что после изгиба трещины разрабатывает дополнительные применили силу в 0,05 [квадратный корень из F] '^ с ^ к югу BD (МПа) может достигать растягивающих трещины нейтральной оси.
На этапе C, когда растягивающие трещины достигает нейтральной оси, отношения между моментами в местах, х ^ о ^ к югу, х ^ 1 ^ к югу, и погрузки (M ^ югу хо ^ M ^ югу x1 ^ и M ^ югу ^) может быть определена как
... (10)
Если предположить, что нормальное напряжение на месте х ^ 1 ^ к югу линейно распределенных (рис. 5 (б)), моменты в точках х ^ ^ к югу о и х ^ 1 ^ к югу являются
... (11а)
... (11b)
где Средний угол растяжение трещин в растянутой зоне считалось 45 degrees.26 Таким образом, х ^ 1 к югу = х ^ о ^ к югу ч - с ( 5 (с)).
Из уравнения. (6), (9), (10) и (11),
... (12)
Как показано на рис. 3 (е), срез поперечного сечения достигает своего минимального значения при растяжении крекинга достигает нейтральной оси (стадия C). Таким образом, минимальная емкость сдвига в точке х ^ 1 ^ к югу определяется как (уравнение (4а), к югу
... (13)
где .... Из уравнения. (6), (10) и (11), расположение трещин х ^ о ^ к югу определяется как функция от
... (14)
Используя формулу. (12) и (14), минимальная мощность сдвига V ^ с ^ к югу (уравнение (13)) может быть определена как функция сжатия нормальное напряжение в месте погрузки
При разработке предлагаемой модели прочности, допускаемое напряжение сдвига и сдвига потенциала зоны сжатия были оценены в поперечном сечении. Фактические диагональные трещины растяжения, однако, распространяется вдоль направления, перпендикулярного оси растяжения принцип стресса. Поэтому, как показано на рис. 6, срез сжатия зоны должны быть определены по наклонной поверхности GH провал. Трудно оценить допустимых напряжений сдвига по наклонной поверхности неудачи, однако, так как кривизна и нормальные напряжения изменяются по провал поверхности. Таким образом, для удобства расчета, срез поперечного сечения Г. Г. был считаются идентичными, что и наклонной поверхности провал GH.
По Bazant20 и Густафссон и Hillerborg 28, в крупных бетонных членов, конкретные разрушения не происходит одновременно по всей поверхности провал. Таким образом, прочность на сдвиг от пучка RC зависит от размера пучка. Для решения размерный эффект, размерный эффект фактора
... (15)
Как применять силу и максимальное сжатие нормальной деформации На рис. 4, серия сдвига кривых потенциала (уравнение (3а) и (4а)) в разных местах, х ^ о ^ к югу 1, х ^ о ^ к югу 2, а х ^ о ^ к югу 3 представлены. Для демонстрации, типичный пучка тонких был использован: а = 1,8 м (79,9 дюйма), D = 0,56 м (22 дюймов), Ь = 0,4 м (15,7 дюйма), = 40 МПа (5,8 KSI). Как уже упоминалось, минимальная кривая сдвига потенциала пучка определяется с использованием минимального потенциала сдвига, при C1, C2 и C3. В настоящем исследовании, этот минимум кривой потенциала сдвига определяется в зависимости от общих параметров Рисунок 4 показывает также сдвига кривой спроса представляющих вариации данного поперечной силы. Как применять силу и соответствующие изгиб увеличение деформации сдвига кривой спроса увеличивается. Разрушение при сдвиге происходит в том месте, где сдвига кривой спроса первым пересекает сдвига кривой мощности (или минимального сдвига кривой мощности).
... (17)
В рамках предлагаемого метода для определения прочности на сдвиг пучка и местонахождении в критический раздел, произвольным значением максимального сжатия Тогда, расположение трещин х ^ ^ о югу и максимальное нормальное напряжение (14) и (12), соответственно. Вставка (15) и (17), минимальная емкость сдвига и сдвига спроса рассчитываются. Если расчетная минимальная мощность сдвига и спрос не являются идентичными, итерационный расчет новых значений Используя значения
В RC пучков с поперечной арматуры, сдвига увеличивается емкость в зависимости от текучести поперечной арматуры укладывается по наклонной растяжение cracks.26 ,30-32 Таким образом, минимальная емкость сдвига пучков с поперечной арматуры определяется как сумма сдвига взносов бетона и поперечной арматуры, V ^ с ^ к югу и к югу V ^ S ^ 4,5
V ^ к югу п ^ = V ^ с ^ к югу V ^ югу S ^ (18)
V ^ к югу ы =
где Средний угол подкрепления. Кроме того, в пучках с более высоким соотношением сдвига арматуры, бетона наклонных стоек сжатия могут быть ранними дробленая из-за высокого напряжения сдвига и эффекта сосуществующих склонны растяжение трещин. Деградации прочности наклонных стоек сжатия может регулировать механизм разрушения бетонных балок. По этой причине, то верхний предел вклада поперечной арматуры (V ^ S ^ к югу) должен быть рассмотрен. В ближайшем будущем, необходимо дальнейшее исследование для изучения верхний предел вклад поперечной арматуры планируется авторами. В настоящей работе предлагается модель была разработана для пучков с практической диапазон сдвига коэффициент усиления (0 без учета взаимодействия между конкретным и поперечной арматуры ..
В предложенной модели силы, расположение трещин х ^ о ^ к югу соответствующие разрушение при сдвиге определяется в точке пересечения кривой минимальных возможностей сдвига и сдвига кривой спроса, с использованием итерационных расчетов. На рис. 7, расположение трещин х ^ о ^ к югу измеряется от опытных образцов и прогнозов по предложенной модели сил (уравнение (14), (15) и (17)) сравниваются. В этом сравнении, Крефельд и Thurston's30 образцов без поперечной арматуры, были использованы. Размер и свойства образцов представлены на спутник paper.33 Как видно из рисунка, коэффициент расположения трещин х ^ о ^ к югу эффективного пучка глубина увеличивается с / D. Предложенная модель показала силу этой тенденции. В настоящем исследовании, эмпирические расчетные значения х ^ о ^ к югу (уравнение (20)), предложенный Krefeld и Thurston30 был использован для разработки упрощенной модели прочность
х ^ о ^ к югу = 0.6A - сутки в течение 2
х ^ к югу о =-3D для / г> 5 (20b)
Если уравнение. (20) используется, расположение критического сечения х ^ к югу 1 = х ^ о ^ к югу ч - с ( к югу о ^ в критической секции (уравнение (12)) может быть определена непосредственно. Таким образом, прочность на сдвиг пучков с учетом и без поперечной арматуры, может быть удобно оценивается формулой. (15), (18) и (19), не используя сдвиг спроса и сдвиг кривых мощности.
Сдвиговой прочности DEEP пучков
Как говорилось ранее, так как срез контролируемых сжатия больше, чем контролируемое по напряженности (рис. 3 (е)), зона сжатия, как ожидается, закончится неудачей, склонны растяжение крекинга, а не сжатия дробления. На самом бетонных балок, однако, поскольку склонны растяжение растрескивание развивается в направлении, перпендикулярном к главной оси растяжения стресс, достаточный диапазон сдвига требуется для наклонных растяжение крекинга проникнуть в зоне компрессии. Таким образом, механизм сдвига провала пучка зависит от ее сдвига службы.
На рисунке 1 представлены различия в трещины тонкого луча и глубокой балки. Как показано на этом рисунке, в случае тонкого пучка с большим / сут, склонны растяжение растрескивание может полностью проникнуть в зоне компрессии пучка. Таким образом, тонкие пучки из строя в результате напряженности диагональных трещин в зоне сжатия. Длина диагонали трещины напряжения, который необходим, чтобы проникнуть в зону сжатия, может быть рассчитана как с / к югу tan наклонные трещины напряженности в зоне сжатия, которая определяется как направление, перпендикулярное к текущей основной оси растягивающих напряжений. Напротив, в случае глубокого света, потому что ее сдвига в размахе Короче говоря, склонен растяжение растрескивания не может полностью проникнуть в зоне компрессии. Нетронутыми бетон верхней зоны сжатия, что не будет повреждена наклонной растяжение крекинга, подвергается сжатию дробления. Таким образом, верхняя зона сжатия может развиться сопротивление сдвигу контролируемых сжатия (см. формулу.
(4В)), что больше, чем контролируемое по напряженности. Таким образом, общая численность сдвига глубокой балки определяется комбинированный механизм отказа от растяжения и сжатия. Комбинированный механизм отказа от растяжения и сжатия крекинга дробления Сообщалось также в экспериментах, проведенных на Леонхардт и Вальтер, 17-Кларк, 18 и др. Агилар al.19 В / д уменьшается глубина зоне компрессии при сжатии дробления возрастает (HJ области на рис. 8). Поскольку срез контролируемых сжатия больше, чем контролируемое по напряженности, прочность на сдвиг пучка увеличивается / д уменьшается. В настоящем исследовании, для оценки прочности на сдвиг глубокой балки, комбинированный механизм отказа от растяжения и сжатия был рассмотрен ..
В простой балки, а / д уменьшается, арки действие развивается вблизи опор. На месте погрузки, однако, пучка происходит действие. За исключением очень коротких лучей (
Рисунок 8 показывает комбинированных разрушения поверхности наклонных растяжение крекинга (GH) и сжатия дробления (ГП) в зоне компрессии глубокой балки. Сдвигу глубокого пучка определяется как сумма взносов сдвига двух поверхностей провал
V ^ к югу с ^ = V ^ югу кар ^ V ^ ^ к югу см (21а)
... (21B)
где V ^ ^ к югу карат равно сдвига вклад контролируемой напряженности; V ^ ^ к югу вв равно сдвига вклад контролируемых сжатия, ... равно среднему сжимающих нормальных напряжений, разработанные в провал поверхности наклонной растяжение крекинга (GH) в зоне сжатия, ... равно среднему сжимающих нормальных напряжений, разработанные в провал поверхности сжатия дробления (ГП) в зоне сжатия и с ^ с ^ к югу равна глубине провала поверхности сжатия дробления (ГП). Как правило, размер эффекта сдвигу контролируемых сжатия V вв югу ^ ^.
В уравнении. (21), для оценки прочности на сдвиг луча, параметры ..., и с ^ с ^ к югу должен быть определен. В случае тонкого луча, сдвига кривой мощности и сдвиг кривой спроса, были использованы для оценки этих параметров (рис. 4). В случае глубокого света, однако, поскольку срез связано с комбинированный механизм отказа сдвига контролируемых растяжение и сжатие, сдвиг кривой потенциала трудно определить. Таким образом, в настоящем исследовании, во-первых, расположение трещин х ^ о ^ к югу соответствующей поверхности сдвига неудачи было примерно определено с помощью экспериментальных результатов. Тогда, используя х ^ о ^ к югу, параметры ... и куб.см могут быть определены. Поскольку срез контролируемых сжатия (формула (4, b)) больше, чем контролируемое по напряженности (формула (4а)), провал поверхности будет создана такая, что глубина провала поверхности сжатия дробления достигает своего минимума, и глубина провала поверхности растяжение крекинга достигает своего максимума. По этой причине, расположение трещин х ^ о ^ к югу соответствующий сдвиг ошибки, должны быть наиболее удаленных от места погрузки.
... (22)
где V ^ ^ ехр югу равна сдвигу опытных образцов без поперечной арматуры и без равна ширине опорной плиты на поддержку. ^ Чтобы избежать местных отказа подшипника на поддержку со должно быть больше, чем V ^ ^ к югу ехр / (завтрака в суб с ^). Рисунок 9 приведены значения х ^ о ^ к югу предсказал по формуле. (22) и результаты V ^ ^ ехр югу опытных образцов без поперечной арматуры. Размеров и свойств образцов, используемые здесь представлены в спутник paper.33 Как показано на этом рисунке, х ^ о ^ к югу тесно связана с / D. Основываясь на этом результате, х ^ ^ О югу была определена как функция сдвига размаха и глубины пучка
х ^ к югу о = 0,22 (- 0.5d)
Для тонких пучков с / р> 2,3 уравнение. (20) используется.
Наклонной растяжение крекинга предполагалось развиваться в направлении, перпендикулярном к главной оси растяжения стресс, 34, которые определяются средние сжимающих нормальных напряжений ... и среднее касательное напряжение V ^ ^ ис к югу (рис. 8)
... (24)
где Стоимость ... определяется как ... с помощью среднее нормальное напряжение в поперечном сечении (уравнение (12)) в точке х ^ к югу 1 = х ^ о ^ к югу ч - с ( В среднем стресс ^ ^ ис югу определяется как V ^ югу ис = V ^ ^ к югу ехр / [до н.э. ( Тогда глубина провала поверхности сжатия дробления вв определяется в зависимости от расположения трещин х ^ о ^ к югу (уравнение (23)) и 8).
C ^ C ^ югу = с ^ е ^ к югу - загар (
На рисунке 10 показано значения вв предсказал формулой. (25) и экспериментальные результаты V ^ ^ ехр к югу. Размеров и свойств образцов, используемые здесь представлены в спутник paper.33 Как показано на этом рисунке, сс тесно связана с / D. На основании этого результата "," Копия была определена в зависимости от а / д
C ^ C ^ югу = [1 - 0.43a / д] * с (
На рис. 11, предполагается, величина и распределение сжимающих нормальных напряжений развитых в зоне компрессии представлены. В настоящем исследовании, за консервативности в расчете среднего сжимающих нормальных напряжений ... разработана в поверхность разрушения напряженности (GH) полагалась должна быть идентична среднем сжимающих нормальных напряжений ... развитых в зоне компрессии (GG ') по месту нахождения х ^ к югу 1 ^ (уравнение (12)). Кроме того, в среднем сжимающих нормальных напряжений ... разработана в поверхность разрушения сжатия (HJ) считалась быть идентичны, что развитые в зоне компрессии (H'J) на месте погрузки. Из уравнения. (6), (10) и (11), ... определяется в зависимости от ...
... (27а)
... (27B)
Подставляя х ^ о ^ к югу (уравнение (23)), с ^ с ^ к югу (уравнение (26)), ... (Уравнение (27)), и ... в уравнение. (21), прочность на сдвиг глубокого пучка без поперечной арматуры, может быть оценена.
На рисунке 12 показана компонентов сдвигу глубокой балки с поперечной арматуры Интернете. Прочность на сдвиг определяется как сумма взносов сдвига конкретных V ^ с ^ к югу и поперечной арматуры V ^ S ^ к югу
V ^ к югу п ^ = V ^ с ^ к югу V ^ югу S ^ (28)
... (29)
V ^ к югу ы =
В отличие от тонкого пучка, в глубокой балки с короткого сдвига, растяжения наклонной трещины не может полностью проникнуть в зону сжатия, а остальные зоны сжатия не обеспечивает сжатие дробления. При неудаче, потому что бетон разрушения поверхности сжатия предотвращает растяжение наклонной трещины от открытия широкой, поперечной арматуры в верхней зоне сжатия не может развивать свою текучести. Таким образом, предполагалось, что поперечной арматуры размещен в глубине 2, c ^ с ^ к югу не способствует сопротивления сдвигу.
На рисунке 12 показана компонентов сдвигу глубокой балки с поперечными и продольными веб подкрепления. Как показано на рис. 12, применяется поперечная сила уравновешивается сдвига сопротивления конкретные V ^ с ^ к югу и поперечных Сети укреплению V ^ S ^ к югу. Таким образом, поперечное армирование Сети непосредственно способствует прочности на срез бетонная балка. С другой стороны, продольной арматуры веб участвует в продольных сил равновесия. Таким образом, численность продольной арматуры Сети напрямую не увеличение прочности на срез бетонная балка. Вместо этого, силы продольной арматуры веб увеличивает глубину зоны сжатия, и таким образом можно увеличить конкретные сопротивления сдвигу (V ^ с ^ к югу) (см. формулу. (29)). Таким образом, продольной арматуры веб косвенно вносит свой вклад в общую прочность на сдвиг луча.
В рамках предлагаемого метода проектирования, глубина сжатия зоны является одним из основных параметров. Сжимающих нормальных напряжений в зоне компрессии в месте погрузки считалось параболически распространены (уравнение (5)). Предполагая, что продольной арматуры веб размазывается по сечению пучка и деформации по нормали к сечению линейно распределенных сил условия равновесия сечения пучка с продольной арматуры веб выражается как
... (31)
Тогда, глубина сжатия с зоны (
... (32)
где Глубина зоны сжатия на месте х ^ 1 ^ к югу, с ( (32) с помощью В уравнении. (12), Поэтому для оценки с ( (12) и (32) не требуется.
При разработке предлагаемой модели силы, разные предположения были использованы. Основные предположения можно резюмировать следующим образом: 1) применяется поперечная сила сопротивляется главным образом зоны сжатия, пренебрегая вклад зоне растяжения, 2) в глубоких балок с малого / сут, склонны напряженности растрескивания не полностью проникнуть сжатия зоны. Оставшаяся часть зоны сжатия, которая не будет повреждена растяжение растрескивания не обеспечивает сжатие дроблению; 3) взаимодействие между касательными сильные сжатия зоны и поперечной арматуры, можно пренебречь. Таким образом, прочность на сдвиг в бетонной балки могут быть определены по сумме вклада конкретных зоне сжатия и поперечной арматуры и 4) для оценки сопротивления сдвигу веб арматуры, средний угол диагональной напряженности растрескивание растянутой зоне можно считать 45 градусов.
Применимости предложенной модели сила может быть ограничена из вышеприведенных предположений. Применимости предлагаемого метода проектирования (уравнение (28) через (30)), чтобы тонкие лучи и глубокие пучки будут проверены сравнения с существующими результаты тестов в спутник paper.33
ВЫВОДЫ
В RC балки, поперечная сила считалось сопротивление главным образом зоны сжатия целых конкретные, а не напряженности зоны. Зона сжатия зависит от нормального напряжения разработана изгибающий момент, а также напряжения сдвига. Поэтому, чтобы правильно оценить прочность на сдвиг пучка, взаимодействие между сжимающих нормальных напряжений и напряжения сдвига должны быть рассмотрены. В настоящей работе, используя материал критерии отказа бетона, механизм сдвига разрушение бетона балок исследованы. Основных выводов данного исследования можно резюмировать следующим образом:
1) зона сжатия при условии комбинированного сжимающие напряжения и напряжения сдвига не справляется или дробления сжатия или растяжения растрескиванию;
2) Поскольку срез контролируемой напряженности всегда меньше, чем контролируемое сжатие, сжатие зоны тонкого пучка не справляется склонны растяжение растрескиванию;
3) Напротив, в случае глубокого пучка, так как сдвиг пролета Короче говоря, склонен растяжение трещины не могут проникнуть на всю глубину зоны сжатия и верхней зоны сжатия при сжатии дробления. Таким образом, сжатие зоне глубокого пучка при совместном склонны растяжение и сжатие крекинга дробления и
4) Как сдвига уменьшается службы, глубина зоне компрессии при сжатии дробления возрастает. Поскольку срез контролируемых сжатия больше, чем контролируемое по напряженности, срез глубокого увеличивается пучка как сдвига уменьшается службы.
Предложенный метод анализа был разработан с целью прогнозирования сдвига сильные стороны обоих пучков тонких и глубоких балок с и без поперечной арматуры. Предлагаемый метод будет проверен и подробно обсуждаются в спутник paper.33
Авторы
Эта работа была поддержана Докторантура Программа стипендий Корейской научно-исследовательского фонда (КРФ).
Нотация
= сдвиг пролета пучка
B = ширина пучка
с = глубина зоны сжатия
с ^ к югу с = глубина провал поверхности сжатия дробления
с (
с (
D = эффективная глубина пучка
E ^ к югу с модулем = Юнга конкретных
E ^ югу модуля Юнга = Юнга стали
е '^ ^ к югу т = предел прочности бетона, пострадавших от поперечного напряжения сжатия
F ^ югу г с = 0.625vf (МПа), что составляет модуль разрыва
F ^ югу C T = 0.292vf (МПа), которая равна прочности конкретных
F ^ югу VY = текучести поперечной арматуры Сети
Н = глубине пучка
JD = длина момент руку в сечении
M ^ югу кр = крекинга момент
M ^ югу хо ^ M ^ югу x1 ^ M ^ югу = изгибных моментов разработки в местах, х ^ о ^ к югу, х ^ 1 ^ к югу, и погрузки
V ^ к югу с = сдвига вклад конкретных
V ^ к югу сс = сдвига вклад зоне компрессии при сжатии дробления
V ^ к югу карат = сдвига вклад зоне компрессии при условии растяжение крекинга
V ^ Sub D = поперечная сила требует изгиб действием пучка
V ^ к югу ы = сдвига вклад поперечной арматуры
V ^ к югу п = прочность на сдвиг пучка
V ^ к югу U = напряжение сдвига применительно к зоне компрессии целых конкретных
V ^ ^ ис к югу, к югу V ^ ут = допустимых максимальных касательных напряжений контролируемых сжатия и растяжения
х ^ о ^ к югу = расположение трещин в критической секции
... = Средняя сжимающих нормальных напряжений в критический раздел в точке х ^ к югу 1 = х ^ о ^ к югу ч - с (Ax1 со)
... = Средняя сжимающих нормальных напряжений в развивающихся провал поверхности сжатия дробления и склонны растяжение крекинга
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-99) и Комментарии (318R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 1999, 391 с.
2. Zsutty, TC, "Shear Прогнозирование прочности для отдельных категорий простых тестов Beam," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 68, № 2, февраль 1971, с. 138-143.
3. Rebeiz К.С., "Shear Прогнозирование прочности бетона для членов" Журнал строительной техники, ASCE, В. 125, № 3, 1999, с. 301-308.
4. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон-Хиллз, штат Мичиган, 2005, 430 с.
5. Комитета Европейских де Нормализация (ЕКС), "Еврокод 2-Дизайн бетонных конструкций-Часть 1-1: Общие правила и правила для зданий", ENV 1992-1-1, 1992, 100 с.
6. Совместное ACI-ASCE Комитет 445 ", в последнее время подходы к сдвигу Дизайн Железобетона" Журнал строительной техники, ASCE, В. 124, № 12, 1998, с. 1375-1417.
7. Аль-Nahlawi, К., и Wight, JK, "Луч анализа с использованием бетона прочности в Трасс модели", ACI Структурные Journal, В. 89, № 3, май-июнь 1992, с. 284-290.
8. Бажант, ZP, а Ким, J.-K., "Размер эффекта в Shear Отказ продольно Железобетонная балка," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 81, № 5, Сентябрь Октябрь 1984, с. 456-468.
9. Nielsen, член парламента, анализ и конкретные предельные пластичности, 2nd Edition, CRC Press, Бока Ратон, штат Флорида, 1998, 908 с.
10. Марти, П., "Основные инструменты железобетонных Дизайн Beam," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 1, январь-февраль 1985, с. 46-56.
11. Уолравен, J., и Lehwalter, N., "Размер эффекта в коротких балок, загруженных в Shear", ACI Структурные Journal, В. 91, № 5, сентябрь-октябрь 1994, с. 585-593.
12. Леонхардт, F., "Уменьшение поперечной арматуры в железобетонных балок и плит," Журнал конкретных исследований, V. 17, № 53, 1965, с. 187-198.
13. Kotsovos, MD, и Павлович, MN, Ultimate Limit-Сейт Дизайн бетонных конструкций: Новый подход, Томас Телфорд, Лондон, 1998, 208 с.
14. Tureyen А. К., Frosch, RJ, "прочности бетона Shear: другой стороны," Структурные ACI Journal, В. 100, № 5, сентябрь-октябрь 2003, с. 609-615.
15. Zararis, ДП, и Пападакис, GC, "Диагональ Shear отказов и размерного эффекта в RC балок без веб Усиление" Журнал строительной техники, ASCE, В. 127, № 7, 2001, с. 733-742.
16. Zararis, П. Д. Шир Отказ Сжатие Железобетонные балки Глубокая "Журнал строительной техники, ASCE, В. 129, № 4, 2003, с. 544-553.
17. Леонхардт Ф., Вальтер Р., Schulversuche Einfeldrigen Stahlbetonbalken унд мит оне цур Schubbewehrung Ermittlung дер Schubtragfahigkeit унд дер Oberen Schubspannungsgrenze ", DAfStb, Берлин, Германия, 1962. (На немецком)
18. Кларк, А. П. Диагональ Напряженность в железобетонных балок, "ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 48, № 10, октябрь 1951, с. 145-156.
19. Агилар, G.; Матаморос, AB; Парра-Монтесинос, ГДж; Рамирес, JA и Wight, JK, "Экспериментальная оценка дизайна Процедуры Прочность на сдвиг глубоких железобетонных балок," Структурные ACI Journal, В. 99, № 4, июль-август 2002, с. 539-548.
20. Бажант, ZP ", ГРП Трасс Модель: Размер эффект в Shear Разрушение железобетона," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 123, № 12, 1997, с. 1276-1288.
21. Елич И., Павлович, MN и Kotsovos, MD, "Изучение Дюбель действий железобетонных балок," Журнал конкретных исследований, V. 51, № 2, апрель 1999, стр. 131-141.
22. Kotsovos, MD, "Путь на сжатие Концепция группы: Основа для железобетонных Ultimate Государственное конструкторское Limit," Структурные ACI Journal, В. 85, № 1, январь-февраль 1988, с. 68-75.
23. Chen, WF, пластичности в железобетоне, McGraw-Hill, Нью-Йорк, 1982, с. 204-205.
24. Купфер, HB; Hildorf, HK и Руш, H., "Поведение бетона при двухосном подчеркивает, что" ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 66, № 8, август 1969, с. 656-666.
25. Мак-Грегор, JG; Sozen, MA; и ЗИС, CP, "Сила и поведения из предварительно напряженного бетона Балки с веб-Укрепление," Структурные исследования серии 210, Университет штата Иллинойс строительный исследований, г. Урбана, штат Иллинойс, август 1960.
26. Морша Е., Der Eisenbetonbau, Сена Anwendung унд Theorie, 1 Edition, Im Selbstverlag дер Firma, Neustadt, 1902, 119 с.
27. Амара, КБ "Гриффит моделью энергетического баланса Crack-прогноза роста в железобетоне," Журнал "Инженерная механика", ASCE, В. 122, № 7, 1996, с. 683-689.
28. Густафссон, PJ, и Hillerborg, A., "Чувствительность в сдвиговой прочности продольной железобетонных балок для разрушения бетона энергии", ACI Структурные Journal, В. 85, № 3, май-июнь 1988, с. 286-294.
29. Хасегава, T.; Shioya, T.; и Окада, T., "Размер влияние на разделение Прочность бетона," Труды Института Японии Бетон 7-я конференция, 1985, с. 309-312.
30. Krefeld, WJ и Терстон, CW, "Изучение сдвига и диагонали Сила натяжения опертой железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 63, № 4, апрель 1966, с. 451-476.
31. Родригес, JJ; Bianchini, AC; Viest И.М., и Кеслер, CE, "Прочность на сдвиг двух-Span непрерывного железобетонных балок," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 55, № 4, апрель 1959, с. 1089 - 1130.
32. 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.
33. Чой, K.-K., и парк, Х.-Г., "Единый Shear модель для прочности железобетонных балок-Часть II: Проверка и упрощенный метод", ACI Структурные Journal, В. 104, № 2, март -апреле 2007, с. 153-161.
34. Vecchio, FJ, и Коллинз, М., "Модифицированный сжатия теории поля для железобетонных элементов, подвергнутых сдвига", ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 83, № 2, март-апрель 1986, с. 219-231.
Входящие в состав МСА Kyoung-Кью Чой научный сотрудник профессор Университета Нью-Мексико, Альбукерке, Н. Mex. Он получил BE, MS, и докторскую степень по архитектуре из Сеульского национального университета, Сеул, Корея. Его исследовательские интересы включают прочность на сдвиг и проектирование сейсмостойких железобетонных конструкций, материальный поведения армированных волокном композиционных полимерных бетона, армированного волокнами бетона, модифицированных полимеров бетона, а также пост-натянутой кладки.
Входящие в состав МСА Hong-Gun парк доцент архитектурного проектирования в Сеульском национальном университете. Он получил BE и магистра архитектуры в Сеульском национальном университете и защитил докторскую диссертацию в гражданской технике в Университете штата Техас в Остине, Остин, Техас Его исследовательские интересы включают анализ методом конечных элементов и сейсмических дизайн железобетонных конструкций.
Джеймс К. Уайт, ВВСКИ, является профессор гражданского строительства в Мичиганский университет, Анн Арбор, штат Мичиган Он является председателем комитета ACI 318, Железобетона Строительный кодекс, а также членом Совместного ACI-352 ASCE комитетов, суставов и соединений в монолитных железобетонных конструкций, а также 445, сдвига и кручения. Его исследовательские интересы включают проектирование сейсмостойких сооружений из железобетонных конструкций.
Оценка комплекте сращивания Бар Lap. Документ Tarek Р. Bashandy / АВТОРА ЗАКРЫТИЕ