Пластичность плоских пластин: Сравнение Shear Укрепление системы
Две системы сдвига укрепления были проверены на их способность обеспечить пластичного поведения плоских пластин. Образцов со сдвигом шпильки неудачу в преждевременной штамповки, не достигнув изгиб потенциала V ^ у ^ к югу (что соответствует доходности всех ведущих изгиб усиление по образцу ширина), несмотря на том, что их номинальной мощности в соответствии с пробивая ACI 421.1R-99 и КСР-МФП Типовой кодекс 1990 было больше, чем к югу V ^ у ^. Это было установлено, что более серьезные последствия для плоских структур пластины, чем для испытания образцов из-за положения ACI 318-05 на проектирование и пространственное распределение изгиб арматуры в плоских пластин. Предлагаемая модификация кода положений поэтому дают. Образцов с пластичностью укрепление удержался значительные дополнительные отклонения с постоянно растет погрузка за общий выход на изгиб усиление, а это означает, что система имеет хорошую способность поддерживать перераспределение момента и случайных нагрузок и прогрессирующее обрушение не имеет возможности в надежный способ ..
Ключевые слова: бары; изгиб потенциала; нагрузок; пластин, удары сдвига; сдвига; стремена, шпильки.
(ProQuest: ... означает формулы опускается.)
ВВЕДЕНИЕ
Квартира пластины монолитно-бетонных плит место при непосредственной поддержке на колонках без лучей. Недостатком такого типа структуры риска хрупкого разрушения штамповки на плите колонки связи случае это имя во всех крупных строительных норм. Номинальная мощность штамповки обычно данной качестве официального прочности на сдвиг, что в МСА 318-05,1 есть функция прочности бетона на сжатие, а также два геометрических условий, д / б ^ ^ к югу 0, а соотношение колонке аспект Положения КСР-МФП Типовой кодекс 19902 также включать размерного эффекта и эффекта изгиба отношение подкрепление, и в результате номинальная вместимость штамповки является для обычного соотношения арматуры, ниже, чем в соответствии с МСА 318-05.
Большинство кодексов разрешения на строительство поперечной арматуры, чтобы увеличить возможности штамповки плоских пластин. Типичные системы наклонился вниз изгиб арматуры и так называемого сдвига шпильки (рис. 1). Целью данной работы является изучение, если такое усиление сдвига обеспечивает не только увеличить мощность штамповки, а также пластичных поведение по отношению к пластине так, чтобы хрупкий отказов не происходит.
Shear шпильки в Северной Америке находятся в ортогональных конфигурации вокруг колонны в соответствии с рис. 2 свести к минимуму вмешательство в изгибе арматуры. По данным ACI 421.1R-99, 3-один способ прочность на сдвиг [квадратный корень из F] ^ C ^ югу '/ 6 МПа (2 [квадратный корень из F] ^ C ^ югу' фунтов на квадратный дюйм) в бетонной плите по контролю разделе показано на рис. 2 определяет, насколько сдвига шпильки должны продлить из колонки.
Эффективное расстояние в тангенциальном направлении между шипами ограничивается в соответствии с 2D-КСР МФП Типовой кодекс 1990 (рис. 3). Shear шпильки Поэтому обычно помещается в радиальном модель в Европе.
ACI 318-05 и МСА 421.1R-99 рассмотреть изгиб потенциала и потенциала пробивая плоской пластины быть независимыми друг от друга. Moe4 понял, в 1961 году, однако, что пробивая емкость возрастает с увеличением количества изгиб арматуры. Он заключил, что, если номинальная сила штамповки выражается не зависит от соотношения изгибных подкрепление (как МСА 318-05), то номинальная сила штамповки следует безопасно низкой стоимостью. Она должна обеспечить желаемый подход к проектированию, что все укрепления может достигать предела текучести без перфорации, происходящих при номинальной мощности, штамповка плиты превышает номинальную вместимость изгиб.
Ограниченные возможности кривизны плиты на колонну, а не номинальной прочности на сдвиг, однако, регулирует для штамповки потенциала плоских пластин. Broms5 показали, что возможности штамповки и одновременное отклонение плоских образцов испытания пластина может быть точно передается с помощью одного параметра критическое значение для конкретного сжатия деформации из-за изгибающий момент в плите на колонну края. Простые условия равновесия и совместимость затем дать соотношение между количеством изгиб арматуры и штамповки потенциала плиты, о чем свидетельствует, в принципе, рис. 4. Прямой ОА представляет собой столбец реакции соответствующих общий выход на изгиб арматуры в опытный образец. Кривая ОВ представляет вероятных возможностей штамповки без поперечной арматуры, а кривая OC является вероятным максимальная возможная пробивая со сдвигом шипами. Кривые ОС и ОФ также представляют собой выражения для штамповки потенциала с учетом и без поперечной арматуры в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990 года.
Всюду в этой статье, считается, что плоская структура пластины квадратных колонн с шириной менее 4D. Верхний предел для штамповки емкость с достаточным количеством шипов сдвига затем 2V ^ с ^ к югу в соответствии с МСА 421.1R-99, где V ^ с ^ к югу является номинальной мощности, пробивая без поперечной арматуры в соответствии с МСА 318-05. Experiments6 с тонкими образцами для достижения этой высокой емкости были заключены с завышенным запасом прочности изгиба подкрепление для производства чистого провал перфорации, а не разрушение при изгибе, а также некоторых европейских tests7, 8 были слишком компактных образцов для имитации тонкие плоские пластины структуры. С такой методикой испытаний, реальные возможности штамповки Кривая ОС для тонких плит может быть не обнаружен. В столбце реакций вблизи верхней границы к югу 2V ^ с ^, требуется усиление изгиба отношение настолько высока, что кривизна потенциала образца может быть недостаточно для изгиба подкрепление для достижения общей доходности, которая влияет на грузоподъемность, и в результате опасную зону изображен на рис.
4. Целью данной работы является изучение, если это предположение верно и для изучения способности поперечной арматуры обеспечить пластичность в квартиру структур пластины, чтобы сделать их безопасными для случайных нагрузок, а обычные бетонные плиты поддерживается на балки или стены ..
Укрепление системы для плоских пластин, что обеспечивает такой высокой пластичностью, что возможность хрупкого разрушения можно считать устранить был описан Broms.9 система здесь обозначается в качестве подкрепления пластичность и ее компоненты представлены на рис. 5. Бент-вниз арматуры выступать в качестве вешалки баров, мост через неустойчивой зоны с широким изгиб трещин при изгибе петли образуется в столбце. Стеррап клетки охватывает район, подальше от колонны, где конкретные возможности сдвига в противном случае было бы недостаточно. Все компоненты находятся в noninterlocking образом при изгибе арматуры. Стремя клетки связаны с нижней баров нижней сеткой, с их якорь баров параллельно верхней баров в сетку. Стремена не заключать любой изгиб подкрепление, но заниматься верхней стали таким же образом, как сдвига шпильки, будучи закреплены на уровне с внешним слоем арматуры. Они изготавливаются в машине для сварных деформированной проволоки армирования, а затем вырезать и наклонился, чтобы сформировать стремя клетке аналогичных тем, которые часто используются в сборных пучков.
ЗНАЧЕНИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
Перекрытий в современном здании, должны быть в состоянии достичь своей изгиб потенциала и испытывают значительные дополнительные отклонения без потери потенциала для предотвращения хрупкого разрушения в случае случайного нагружения. Эта статья рассматривает Поэтому, как эти важные требования выполняются с помощью двух понятий поперечной арматуры для плоских пластин, сдвиг шпильки, и пластичность арматуры, соответственно.
МЕТОДИКА
Образцы
Опытные образцы моделируемых условий во внутренней столбца в непрерывной плоской пластины с квадратными панелями. 180 мм (7,1 дюйма) в толщину плиты были поддержаны восемь якорь стержней разбрасыватель пучков так, чтобы 16 опорные пункты были созданы по окружности с радиусом 1215 мм (47,8 дюйма), как показано на рис. 6. Круг имитирует приблизительно круговой линии contraflexure вокруг колонны на изгибающий момент в радиальном направлении в непрерывной плоской пластины. Согласно теории упругости, 10 этой линии приходится на среднее расстояние 0.21L из колонки, где Ь пролета шириной. Образцов, таким образом, имитировать прототип структуры с пролетом шириной 1.215/0.21 = 5,8 м (19,0 м). Квадратные колонны шириной 300 мм (12 дюйма). Гибкость (габарит по ширине пролета над плитой толщиной) прототип структуры, таким образом, (5800 - 300) / 180 = 30,6, что близко к рекомендуемой верхний предел 31 МСА 318-05, если изгиб арматура номинального предела текучести 520 МПа (75 KSI) ..
Все образцы были брошены с нормальной плотности бетона с целевой цилиндра прочности на сжатие 35 МПа (5100 фунтов на квадратный дюйм). Крупного заполнителя в бетоне было подавлено эстонского известняка с максимальным размером 16 мм (0,63 дюйма). Фактические конкретные преимущества в день тестирования, а также усиление свойства приведены в таблице 1. Испытанию баллонов хранились в тех же условиях, как опытных образцов. Подкрепления горячекатаные деформированных баров, все лучших баров были предоставлены 180-градусной крючки и номинальной бетона для верхней и нижней подкрепление 15 мм (0,6 дюйма).
Образцы 18а был двуглавый сдвига шпильки помещен в ортогональных план, согласно рис. 6 и сдвига шпильки были помещены в радиальный рисунок в соответствии с рис. 7 образцами 18Б. 145 мм (5,71 дюйма) шпильки сдвига были сделаны из деформированной арматуры с номинальным пределом текучести 500 МПа (72,5 КСИ), а диаметр головы составляла три раза диаметра ствола. Они собрались в единицах три шпильки с их главными главы приварены к тонкой железной дороге и были построены после изгиба укрепление висит от железнодорожного, что было связано прежде наружный слой верхнего изгиба арматуры. Позиции верхнего и нижнего изгиба арматуры Поэтому необходимо было показано на сборочный чертеж, чтобы правильно разместить сдвига шипами. Кроме того, образцы, 18а и 18Б были предоставлены с концентрированными укрепление дна (4 +4 [прямой фи] 16 мм) над колонной, как это рекомендовано Митчелла и Cook11 и МСА 352.1R-89, 12, чтобы предотвратить прогрессирующее обрушение плоских структур пластины ..
Образцы, 19а и 19b, в соответствии с рис. 8 и 9 были пластичности подкрепления. Стремя клетки были сделаны из hotrolled деформированной арматуры. Прочность сварного шва между стременах и крепления баров был испытан оба наги и встроенных в бетоне в соответствии с рис. 10. Все испытания сварных соединений были взяты из той же лонжероном якорь в стремя клетке, это означает, что сварные швы были сделаны одним и тем же сварочный электрод в сварочной машины при изготовлении один сварной сетки. Это означает, что два испытания могут быть использованы для оценки соотношения между прочность сварного шва испытания голые и заливали в бетон, так как сварные преимущества двух типов тестов можно считать равной (с аналогичными стандартное отклонение).
Голые испытания сварных было сделано в соответствии с ASTM 18513 от напряжения сила, приложенная к большей из двух соединенных проводами. Результат вложенных стремена показано на рис. 10 показывает, что сварные для горячей прокат достаточно сильна, чтобы производить разрыв стремена без крепления на провал, если стремена были основаны на конкретных noncracked (сжатие зоне панели), несмотря на том, что прочность сварного шва при испытании голые, только соответствует растягивающие напряжения (0,64 ± 0,14) F ^ ^ уу к югу в стремя. Это еще раз подтвердило тот факт, что никаких указаний на якорь провал стременах можно было наблюдать в образцах с пластичностью подкрепления.
Методика проверки
Нагрузка на колонну был применен с шагом от 80 кН (18 койка) шаг нагрузки или 8 мм (5 / 16 дюйма) колонке отклонения шага в зависимости от того, что произошло первое время загрузки шаг. Каждый груз или отклонения шаг был применен плавно в течение приблизительно 2 минут, а затем шланг от насоса к гнезду была заперта. Отклонения и нагрузки показания были сделаны после этих 2 минут и после еще примерно 10 минут. Последний чтения показано в следующем. Испытания, если это возможно, продолжал примерно 100 мм (4 дюйма) колонке перемещения зарегистрироваться после штамповки поведения.
Отклонение нижней поверхности образцов близко к колонне и колонки перемещения были зафиксированы на каждом шаге нагружения. Любое относительное движение колонны по отношению к нижней поверхности плиты (с указанием штамповки), могут быть обнаружены. Crack конфигурации на верхней поверхности плиты было также зарегистрировано. После завершила тестирование, плиты были распилу на две половинки, чтобы отобразить внутренний крекинга на провал.
ПОТЕНЦИАЛ Прогнозы
Общий
Хрупкого разрушения плоских пластин может происходить либо из-за отказа штамповки или сдвига провала. В этой статье, пробивая провал определяется как неспособность режим, в котором столбец проникает в плиту. Shear провал может произойти дальше от колонки (как правило, за пределами зоны с поперечной арматуры), в которой столбец не проникает в плиту.
Результаты испытаний по сравнению с номинальной мощности образцов за счет подкрепления выход, пробивая неудачи, и разрушение при сдвиге в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990 и МСА 421.1R-99. КСР-МФП Типовой кодекс 1990 используется здесь как представитель Европейского строительные нормы и правила, поскольку Еврокод 2 принял разработке положений КСР-МФП Типовой кодекс 1990 для штамповки.
Все возможности предсказания в следующих предполагают, что в столбце квадрата с шириной менее 4d-, что реакция на столбец концентрических без каких-либо неуравновешенный момент передается между плитой и колонки.
Создание прогнозов для плоских пластин со сдвигом шпильки в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990 и МСА 421.1R-99
Предел прочности на сдвиг в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990
... (1)
... (2)
Основные преимущества сдвига в соответствии с МСА 318-05
... (3)
... (4)
Номинальная мощность пробивая V ^ с ^ к югу без поперечной арматуры
V ^ к югу с ^ = F ^ югу V ^ (4с 4
V ^ к югу с ^ = F ^ югу v2 ^ 4 (с г) г (ACI 318-05) (6)
Номинальная мощность пробивая V ^ ^ N 1 к югу со сдвигом шпильки
... (7)
, где на прочность выхода поперечной арматуры е ^ ^ к югу Ю. ограничена 300 МПа (43,5 КСИ) и V ^ ^ N 1 к югу ограничено
... (8)
... (9)
... (10)
, где верхний предел V югу ^ ^ N1 зависит от расстояния х сдвига шпильки в радиальном направлении
S
0,5
Номинальная мощность сдвига V ^ ^ N 2 к югу внешней поперечной арматуры
V ^ к югу N2 = F ^ югу V ^ (и ^ ^ к югу эффектов 4
с и ^ ^ к югу эффектов в соответствии с рис. 3.
V ^ к югу N2 = F ^ югу V ^ 1 (U
где и по периметру линии, соединяющей крайние шпильки сдвига. Контроль раздел находится за пределами 0.5d соответствии с периметра u. Коэффициент
Предложение для проектирования плоских пластин с пластичностью укрепление
Философия дизайна и подробные положения конструкция описана в Приложении А. расчетные формулы, поэтому далее приведены без подробных комментариев. Иными словами, пластичность подкрепление в столбец, который устойчив к колонке реакции 1,25 ^ югу у ^, где V ^ у ^ к югу столбец реакции в связи с равномерно распределенной нагрузкой тяжести, которое вызывает выход сверху и снизу армирования плоского листа пластинки.
Номинальная мощность пробивая [прямо фи] V ^ ^ N 1 к югу
* Модифицированный MC 90
... (15)
... (16)
* Модифицированный ACI 318-05
... (17)
[Прямая фи] V ^ югу n1, макс = [прямой фи] ^ 1.5f югу v2 ^ (и
где плиты области с эффективным стремена и ^ ^ к югу чистой определены на рис. 11 и U-периметр линия, которая соединяет нижнюю изгибы стержней. Текучести F ^ ^ уу к югу от стремян ограничена 420 МПа (60,9 КСИ) в формуле. (15) и (17).
= 1.5D ^ югу красный ^ (и ^ ^ к югу чистой
Номинальная мощность сдвига V ^ ^ N 2 к югу вне стремена
... (20)
[Прямая фи] V ^ югу N2 = [прямо фи F] ^ ^ V1 югу уд (изменение ACI 318-05) (21)
где и по периметру линии, соединяющей крайние ноги стремя.
РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ И ОБСУЖДЕНИЕ
Образцы со сдвигом шпильки
Плиты 18а и 18Б неудачу в штамповки (рис. 12) в зоне сдвига армированных, не достигнув изгиб потенциала. Разница между горизонтальной пунктирной линии на нижней поверхности плиты и колонки, соответственно, показывает, как далеко проник в колонке плиты во время тестирования поведения после штамповки. Лесопильный продемонстрировать снижение в значительной степени потрескавшегося бетона в течение всего сдвига армированных площадь для плиты и колонки проникновения плиты вызвало отслоение бетона в соответствии с шипами. Таким образом, нижней поверхности плиты остается почти неповрежденным.
Образца мощности по сравнению с прогнозами в соответствии с МСА 421.1R-99 и КСР-МФП Типовой кодекс 1990 в таблице 2. КСР-МФП Типовой кодекс 1990 серьезно переоценивает пробивая потенциала как плиты, поскольку уравнения. (8) и (9) для верхнего предела пробивая потенциала кажутся слишком оптимистичными. ACI 421.1R-99 переоценивает возможности штамповки плит 18а с шиповальным интервал с [асимптотически =] 0.5d. Причина, по которой нагрузки пробивая провал Слэб 18Б с радиальными стад расстояние S = 0.73d скромным предсказал МСА 421.1R-99 связано с тем, что номинальная мощность штамповки ограничена до 1,5 ^ с ^ к югу, если расстояние между шпилька превышает 0.5d (уравнение (12)).
Концентрированные нижней укрепление
По данным ACI 352.1R-89, 12 нижней полосы (4 +4 [прямой фи] 16 мм), проходящей через колонки должны быть в состоянии выдерживать нагрузку, V = 2А ^ югу Ь е ^ у ^ к югу sin30 градусов = 905 кН (203 кип) в сравнении с фактической остаточной емкостью около 600 кН (135 кип) (рис. 12). Укрепление целостности в образцах со сдвигом шпильки, соответственно, не способны сформировать эффективную средней несущей системы после штамповки провал из-за сильно ухудшилось бетон на большой площади вокруг колонны. Кроме того, разрушение при сдвиге может произойти вне зоны с шипами. В обоих случаях, концентрированных укрепление нижней, как представляется, менее эффективны, чем для плоской пластины без сдвига шпильки, где различные трещины пробивая начинается в колонке edge.12, 14 Совершенно очевидно, что бары целостности нижней должны быть соединены и за пределами сдвига армированных зоны пластины со сдвигом шипами.
Образцы с пластичностью укрепление
Образцы, 19а и 19b проявил очень пластичного поведения (рис. 13) характеризуется постоянно растет с увеличением потенциала после отклонения общий выход на изгиб арматуры. Бетонный фундамент у колонны начали дробить от 35 мм (1,4 дюйма) отклонения для плит 19b и на 50 мм (2 дюйма) отклонения для плит 19а (рис. 14). Несущую способность плиты не повлияло, однако, что демонстрирует преимущество стержней, как приостановление укрепления, которые могут моста через критическую зону возле колонны. 18Б образца со сдвигом шпильки не удалось на отклонения, где дно конкретные spalled с для образцов 19а и 19b (рис. 13). Следовательно, тот факт, 18Б образца произошло потому, что бетонный фундамент у колонны смягчился, когда конкретные критические деформации сжатия был перекрыт из-за плиты curvature.5
Дизайн положения в таблице 3 по сравнению с результатами испытаний. Образцы были разработаны с V ^ югу N1 ^ и V ^ ^ N 2 к югу по КСР-МФП Типовой кодекс 1990 в балансе с конечной изгибной потенциала 1.15V ^ у ^ к югу, что оказалось достаточным для достижения пластичного поведения. Образцы 19а, однако, в конечном счете, не удалось при сдвиге за стремена (рис. 14), а также образцами 19b неудачу в пробивая из-за крутого трещины, проходящей между стремя клетки вне стержней. Номинальной мощности в соответствии с КСР-FIB Типовой кодекс 1990 года, были в хорошем согласии с обоими отказов (строка 9 таблицы 3). Совершенно очевидно, что плиты 19а могли бы быть еще более пластичным, если площадь с стремена было больше. То же самое, не подходит для плит 19b, поскольку конечная мощность была ограничена V ^ югу n1, тах.
Прогнозирование результатов изменение ACI 318-05 код кажется слишком консервативным. Этот очевидный консерватизм не требуется, однако, поскольку влияние на срез по размеру эффекта и усиления коэффициент не учитывается МСА 318-05. Для образцов с меньшей, чем эффективная глубина вещественной структурой, ACI 318-05 прогнозы сдвигу должны обладать достаточной маржи, чтобы результаты тестирования надежной для реальных структур с большей глубины и эффективной нижняя армирования. Поэтому прогнозирование результата на 1,23 сдвигу за стремена в соответствии с МСА 318-05 в графе 9 должны быть признаны удовлетворительными.
Образцы, 19а и 19b подтверждают результаты предыдущих образцов испытания, 9,15, что плиты с пластичностью укрепление показать очень пластичного поведения. Это confutes Принято считать, что понятие со сдвигом шпильки превосходит другие понятия сдвига арматуры для плоских plates.3 Напротив, представляется очевидным, что понятие пластичности укрепление работает лучше, чем сдвига шпильки в ортогональных или радиальный рисунок несмотря на это, пластичности укрепление стремена не заключите изгиб арматуры. Шесть плит испытаны ранее, 9,15 с нынешних двух образцов, показывают, что вполне достаточно, чтобы стремена были основаны на том же уровне, на изгиб стали. В поддержку этого вывода можно найти в КСР-МФП Типовой кодекс 1990 года, где в стремена плит не должны заключать изгиб арматуры.
Это неверно утверждается, что пластичного поведения образцов с пластичностью усиление зависит от большого сечения хомутов. Как видно на рис. 6 до 9, что общая площадь поперечного сечения сдвига шипов было 8100 мМ ^ 2 ^ к югу образцами 18а и 18b, в то время как в стремя области только 7200 мм ^ 2 ^ к югу для плит 19а. Общая площадь стремена в Слэб 19b была 11200 мМ ^ 2 ^ к югу, в основном из-за большого расширения стремя клетки, чтобы предотвратить разрушение при сдвиге вне поперечной арматуры, так что предсказание для штамповки неисправности в зоне сдвига армированных может быть проверен . Области стремена, а площадь сдвига шпильки, таким образом, того же порядка в этих испытаниях. Стремена были разработаны с сокращением текучести 420 МПа (60,9 КСИ), в то время сдвига шипы были разработаны с фактической указанного предела текучести 500 МПа (72,5 KSI).
Несмотря на это образцами 19b была большая сумма изгибных подкрепление с высоким пределом текучести, она отображается по-прежнему очень пластичного поведения. Изгибных потенциала в области дизайна 0.9V ^ у ^ к югу (в соответствии с МСА 318-05) соответствует учитываться равномерно распределенной нагрузкой Q = (0,9 * 1000) / 5,82 [асимптотически =] 26 кН / м ^ 2 ^ к югу (540 фунтов / FT2). Потенциала пластичности укрепления, таким образом, охватывают большинство ситуаций, в практике, потому что такие высокие нагрузки учитываются редко встречаются в обычных зданиях.
Более типичным дизайном случае покрывается образцы 12 по 14 номер 9. Эти образцы имели изгиб мощностью около 375 кН соответствующие учитываются равномерно распределенной нагрузкой Q = (0,9 * 375) / 5,152 = 12,7 кН / м ^ 2 ^ к югу (265 фунтов/фут2). Образцы были вынуждены очень большие отклонения наклона 1:10 без каких-либо указаний о надвигающемся штамповки или разрушение при сдвиге. (Контрольно-измерительная аппаратура не допустить дальнейшего смещения). Прочности бетона сознательно выбрали как низко как 20 МПа (2900 фунтов на квадратный дюйм), чтобы моделировать возможные при прочности на месте. Рег образцов без поперечной арматуры и стержней без дополнительных стремена неудачу в хрупких штамповки.
Обсуждение положений ACI 318-05 для изгибных арматуры в плоских пластин
Результаты испытаний образцов, 18а и 18Б показать, что положения КСР-МФП Типовой кодекс 1990 и МСА 421.1R-99 для пробивки потенциала плоских пластин со сдвигом шипов может быть небезопасным. Хотя номинальная пробивая потенциала V ^ ^ N 1 к югу было больше, чем сила V югу ^ у ^ соответствует доходности всех ведущих изгиб арматуры, образцов удалось в довольно хрупкого штамповки до достижения их изгиб потенциала. Эффект от этого недостатка имеет более серьезные последствия для плоских пластин, чем для испытания образцов из-за положения ACI 318-05 для пространственного распределения и дизайн изгиб подкрепление, которое можно объяснить следующим образом.
Изгиба арматуры для отрицательного изгибающего момента у колонны плоской пластины должны быть направлены на сопротивление местных изгибных отказов изображен на рис. 15. Вентилятор типа линии выхода похожи на нормальный изгиб конфигурации трещины в образцах для испытания пробивая потенциала. Условия равновесия изгиба у колонны может быть определена путем выделения круга диаметром C вдоль которых радиальный изгибающий момент равен нулю. Как упоминалось ранее, радиус этой окружности следует воспринимать как 0.21L, где L является наименьшим из L ^ 1 к югу ^ и L ^ 2 ^ к югу.
В столбце реакции V равномерно распределены вдоль колонны края, местной отрицательной изгибающего момента в общий доход становится
... (22)
... (23)
где В диаметр кругового столбца и с ширина квадратных колонке.
Эти изгибающие моменты будут происходить и на общий выход в круглых образцов испытания, а также в квадратных испытательные образцы с углами свободно поднимать, если C берется длина стороны площади поддержку. (В последнем случае, выход теории линия даст около 5% меньше, изгибающий момент.)
... (24)
Уравнение (23) Таким образом, используется для расчета V ^ у ^ к югу для образцов, 18а и 18Б, где изгибающий момент м на выход усиление определяется обычным выражением
... (25)
В случае концентрических реакции колонки, ACI 318-05 позволяет отрицательный момент изгиба на единицу ширины в колонке полосу непрерывного плоской пластины с квадратными панелями, которые будут определены как
... (26)
где L ^ п ^ к югу это длина пролета четких измеряемых лицом к лицу опор.
Это изгибающий момент лишь около 80% от изгибающего момента в связи с фан-типа линии выхода в соответствии с формулой. (23), (линия ОА на рис. 4). Положения ACI 318-05 для распространения изгибных арматуры для отрицательного изгибающего момента в колонке полосу таким образом, не отвечают требованиям местных изгибных равновесия. Код предполагает, что реальная структура намного лучше потенциала момент перераспределения, чем соответствующие испытательного образца, которые должны быть рассмотрены, а смелый, если тест показывает образец хрупких отказов.
Момент перераспределение всегда именно в сочетании с увеличением кривизны плиты в местах, где дает подкрепление. Как уже упоминалось, например увеличение кривизны в колонке будет влиять на способность штамповка штамповка, поскольку обычно возникает, когда кривизна потенциала плита exceeded.5
Из-за риска хрупкого разрушения штамповки и не увеличивать опасную зону на рис. 4 треугольником OAD, поэтому важно, что уважение уделяется местным изгибающий момент в соответствии с формулой. (22) или (23) при распространении верхнего изгиба подкрепление в полосе шириной в пластине. Рациональный метод описан в номер 5. Кроме того, в настоящее время метод полоса ACI 318-05 может быть использована, если ширина колонки полосы для отрицательных изгибающий момент пересмотрены в целях быть меньшей из двух суб 0.4L ^ 1 ^ и 0.4L ^ 2 ^ к югу.
Кроме того, поскольку пробивая емкость зависит от верхнего изгиба отношение укрепления на колонку (рис. 4), то предлагаемые в настоящем документе, что изгиб арматуры для отрицательного изгибающего момента в колонке полосы плоской пластины должны быть разработаны с [прямой фи] = 0,75, если он не уверен, что сбоев будет пластичных (которая возникает при изгибе потенциала значительно ниже номинальной мощностью перфорации).
Предложение по аналогии с положениями для армирования вязкого напряжения контролируется и хрупких compressioncontrolled разделам в соответствии с МСА 318-05 с [прямой фи] = 0,9 и [прямой фи] = 0,65, соответственно. Пожалуйста, обратите внимание, что предлагаемый принцип дизайна с [прямой фи] = 0,75 в опасности для хрупких пробивая в сочетании с новой учитываться нагрузка (1.2d 1.6L) почти эквивалентно старый подход к проектированию с [прямой фи] = 0,9 в сочетании с факторинговой нагрузки (1.4D 1.7L) в связи с необходимым количеством верхнего изгиба подкрепление в колонке полосы. Защиты от хрупкого разрушения пробивая бы таким образом было выведено на прежнем уровне.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Представил испытаний тонких плоских образцов пластины со сдвигом шпильки продемонстрировать, что даже если номинальная мощность пробивая по КСР-МФП Типовой кодекс 1990 или ACI 421.1R-99 превышает колонке реакции, соответствующие всем изгиб укрепление достигая фактического предела текучести, образцы может потерпеть неудачу в хрупких штамповки, прежде чем они достигли своего потенциала изгиб. Это предсказание недостатком для испытания образцов усугубляется для плоских структур пластины из-за положения ACI 318-05 для пространственного распределения и дизайн изгиб арматуры в плоских пластин.
Нынешний метод для предотвращения прогрессирующее обрушение плоских пластин с помощью концентрированных нижней подкрепление из колонки в колонку кажется, стала менее эффективной в сочетании со сдвигом шипами.
Эксперименты, представленные здесь и elsewhere9, 15 показывают, что плоские пластины с пластичностью укрепление показывают очень пластичного поведения с умеренным, а также высокой изгибной отношения подкрепления. Это означает, что система, помимо того, что в состоянии дать плоских пластин высокую производительность штамповки, имеет хорошую способность выдержать момент перераспределения и случайных нагрузок и прогрессирующее обрушение не имеет возможности в надежный путь.
Авторы
Автор хотел бы выразить свою искреннюю благодарность консалтинговые фирмы WSP Sweden AB и Koppartackan Б. финансирования испытаний, К. Arvidsson за ценные советы и плодотворные дискуссии, Дж. Пелло в Таллиннском техническом университете в Эстонии хорошо выполняется тестирование, и, наконец, Fundia Armering АВ и HALFEN-DEHA Швеции соответственно предоставления стремя клетки и сдвига шпильки бесплатно.
Нотация
= Площадь вокруг колонны с эффективной стремена для передачи поперечной силы стержней (рис. 11)
^ К югу б = общая площадь нижней арматуры пропуская столбец
^ V югу = общая площадь сдвига шипов на периферические линии вокруг колонны
B = диаметр кругового колонке
C = диаметр окружности вокруг колонны, где радиального изгибающего момента для загрузки тяжести равна нулю
с = ширина квадратных колонке
D = эффективная глубина
г ^ к югу красный = расстояние от верхнего изгиба укрепление вниз ногу стержней
е = расстояние от края до колонки нижней излучине изогнутого стержня
F ^ с = к югу сжатие ^ 'прочности бетона, измеренная на стандартных цилиндров
F ^ к югу и ^ = предел прочности арматурной стали
F ^ югу V = номинальная прочность на сдвиг в соответствии с конкретными КСР-МФП Типовой кодекс 1990, формула. (1) и (2)
F ^ югу V1 = номинальная один конец сдвига прочность бетона в соответствии с ACI 318-05, уравнение. (3)
F ^ югу v2 = номинальный двусторонний сдвига прочность бетона в соответствии с МСА 318-05 за квадратный столбца с шириной меньше, чем 4D, уравнения. (4)
е ^ ^ к югу у = предел текучести арматурной стали
F ^ югу уу = текучести поперечной арматуры
Н = толщина плиты
L = ширина пролета, измеренная центра к центру опоры
L ^ югу 1 = ширина пролета в направлении, что моменты в настоящее время определяется
L ^ 2 югу = ширина пролета поперек L ^ 1 ^ к югу; ширина полосы
L ^ югу п = уменьшена ширина пролета для расчета изгибающих моментов в плоской полосы пластины
м = изгибающий момент на единицу ширины
S = расстояние в радиальном направлении сдвига шпильки
S ^ 1 ^ к югу = шаг стремя ноги вдоль крепления баров, рис. 5
S ^ 2 ^ к югу = шаг стремя ноги через якорь баров, рис. 5
U = периметр внешних линии, соединяющей элементы сдвига
и ^ к югу EF = U эффективного в соответствии с КСР-МФП Типовой кодекс 1990, рис. 3
и ^ к югу чистой = эффективное периметру линии, соединяющей нижнюю изгибы стержней (эффективное расстояние между изгибами ограниченный по 3 ^ ^ к югу красный), рис. 11
V = столбец реакции
V ^ к югу с = номинальная мощность штамповки без поперечной арматуры (в соответствии с МСА 318-05 за квадратный столбца с шириной меньше, чем 4, d), формула. (5) и (6)
V ^ к югу N1 = номинальная мощность штамповки с поперечной арматуры, уравнение. (7), (10), (15) и (17)
V ^ к югу n1, макс = верхняя граница для штамповки потенциал, уравнение. (8), (9), (11), (12), (16) и (18)
V ^ к югу N2 = номинальная мощность сдвига вне зоны сдвига армированных уравнение. (13), (14), (20) и (21)
V ^ к югу у = столбец реакции под воздействием силы тяжести нагрузки, которая вызывает выход сверху и снизу по укреплению эффективная ширина полосы плоской пластины (Приложение); колонке реакция, когда все высшие усиление изгиба по всей ширине испытываемого образца дает уравнение. (22) и (23)
[Прямая фи] = диаметр арматурного проката
[Прямая фи] = коэффициент силы сокращения
[Прямая фи] ^ суб-м = стремя размерности
Ссылки
1. ACI комитета 318 "Строительство кодекса Требования Железобетона (ACI 318-05) и Комментарии (318R-05)," Американский институт бетона, Фармингтон, М., 2005, 430 с.
2. Комитет Евро-дю-Бетон Интернационал ", КСР-МФП Типовой кодекс 1990," Вестник d'информации, № 213/214, Лозанна, Швейцария, 1993, 437 с.
3. ACI Комитет 421 ", поперечной арматуры для плит (ACI 421.1R-99)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 15 с.
4. Moe, J., "ножницы прочности железобетонных плит и Фундамент под сосредоточенной нагрузки", бюллетень D46, портландцемент Ассоциации исследований и разработок Лаборатории, Skokie, IL, 1961, 135 с.
5. Бромсом, CE, "Бетон плоских плит и опор. Метод проектирования для перфорации и детали для пластичности", кандидатская диссертация, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция, 2005, 114 с.
6. Мохтар, A.-S.; Гали, А. и Дилгер, W., "Стад поперечной арматуры для плоских бетонных плит," ACI ЖУРНАЛ, Труды В. 82, № 5, сентябрь-октябрь 1985, с. 676-683.
7. Андре, HP, "Zum Tragverhalten фон Flachdecken мит D
8. Беутел Р., Hegger, J., "штамповка Поведение сдвигов Железобетонная плита квартира на внутренних колонн-эффективных и экономичных Shear Systems," Труды Международного семинара по перфорации Shear Емкость RC плиты, Королевский технологический институт, Стокгольм, Швеция , 2000, с. 171-179.
9. Бромсом, CE, "Ликвидация Флэт режиме перфорации Отказ плиты", ACI Структурные Journal, В. 97, № 1, январь-февраль 2000, с. 94-101.
10. Тимошенко С.П., Кригер-Войновский, S., теории пластин и оболочек, 2nd Edition, McGraw-Hill, Нью-Йорк, 1959, 580 с.
11. Митчелл, Д., и Кука, WD, "Предупреждение прогрессирующее обрушение плит структуры" Журнал структурной инженерии, ASCE, В. 110, № 7, 1984, с. 1513-1532.
12. Совместное ACI-ASCE Комитет 352 "Рекомендации для синтеза Слэб-Column соединений в монолитных железобетонных конструкций (352.1R-89)," Американский институт бетона, Фармингтон Hills, MI, 22 с.
13. ASTM 185-90, "Стандартные спецификации для стальной проволоки Сварные ткани, равнины, для армирования бетона," ASTM International, Запад Коншохокен, PA, 5 с.
14. Мело, GSSA, а Риган, PE, "Пост-Штамповка сопротивление соединения между плоских плит и внутренних колонн," Журнал конкретных исследований, V. 50, № 4, 1998, с. 319-327.
15. Бромсом, CE, "поперечной арматуры для отклонения пластичность плоских пластин", ACI Структурные Journal, V. 87, № 6, ноябрь-декабрь 1990, с. 696-705.
Карл Эрик Бромсом является старшим консультантом WSP Sweden AB, Стокгольм, Швеция. Он получил степень магистра и докторскую степень в Королевском технологическом институте (KTH), Стокгольм, Швеция. Его исследовательские интересы включают дизайн плоской пластине структур с акцентом на возможности штамповки, пластичность, и защиты от случайных нагрузок.