Расчетное сопротивление сжатию арматуры: СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры

СП 52-101-2003 «Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры»

Расчетное и нормативное сопротивления бетона сжатию, растяжению

Любая бетонная конструкция должна переносить определенные в технической документации нагрузки в течение длительного времени без разрушений. В строительных проектах указываются основные характеристики, к которым относятся плотность, показатели расчетного сопротивления бетона, морозоустойчивость, водонепроницаемость. Проблема состоит в том, что даже самый качественный бетон неоднороден. Элементы имеют различные геометрические размеры и сечения, поэтому разные участки сооружения могут иметь неодинаковые свойства. Для уточнения характеристик материала вводится методика вычисления прочности.

Что такое расчетное сопротивление?

Расчетное сопротивление бетонной смеси – характеристика отражающая свойство материала противостоять внешним механическим нагрузкам. Его применяют при проектировании зданий и сооружений. Данный показатель получают из нормативных значений противодействия конкретной марки раствора делением на специальный коэффициент.

Этот коэффициент, применяемый для вычисления расчетного сопротивления бетона на сжатие обозначается γ_b и может принимать значения:

• 1,3 – для максимальных возможных величин по несущей способности;
• 1 – для максимальных значений по пригодности к эксплуатации.

Коэффициенты надежности материала при механическом растяжении обозначаются γ_bt, они могут быть равны:

• 1,5 – для максимальных показателей несущей способности во время определения класса на сжатие;
• 1,3 – для максимальных значений несущей способности на осевое растяжение;
• 1 – для максимальных величин по пригодности к эксплуатации.

Классы бетонов обозначаются от В10 до В60, значения их нормативного противодействия приводятся в специальных таблицах.

Как получить расчетное сопротивление?

Для получения расчетного сопротивления бетона по осевому сжатию определяется класс материала, из таблицы берутся его нормативные данные и производится вычисление по формуле:

R_b=R_bn/γ_b,

где R_b – расчетные данные на осевое сжатие, множитель R_bn – нормативные , γ_b – коэффициент.

Аналогично рассчитывают расчетное сопротивление бетона осевому растяжению:

R_bt=R_btn/γ_bt,

где R_bt – расчетные значения на осевое растяжение, множитель R_btn – нормативные показатели на растяжение, γ_bt – коэффициент для растяжения.

Учитывая условия, в которых будут эксплуатироваться бетонные конструкции, вводятся и другие коэффициенты γ_bi, учитывающие эти особенности:

• для непродолжительных статических нагрузок 1;
• для длительных статических нагрузок 0,9;
• элементы, заливаемые вертикально 0,9;
• коэффициенты, отражающие климатические особенности, назначение сооружения, площадь сечения указываются в документации отдельно.

Нормативное сопротивление

До 2001 года единственной характеристикой бетона указывающей на противодействие механической силе, считалась марка, обозначавшаяся буквой «М». Теперь, согласно СНиП 2.03.01 введена другая характеристика, так называемый класс прочности, обозначающаяся буквой «В». Для определения свойств железобетонных и бетонных конструкций были предложены нормативы, согласно СП 52-101-2003.

Для определения класса раствор заливают в куб с ребром 150 мм. Уплотняют его в форме и дают полностью затвердеть при температуре 18-20ºС в течение 28 суток. После этого образец поступает на испытание, и разрушается на специальном прессе. Сопротивление бетона осевой нагрузке, выраженное в МПа и является свойством, по которому определяется данная характеристика. Иногда для определения класса берется призменный образец, высота которого в четыре раза больше ребра основания.

Дополнительно образец подвергается проверке на осевое растяжение, который тоже необходимо учитывать при проведении вычислений.

При правильном определении класса не требуется делать дополнительных испытаний, поскольку они уже занесены в специализированные таблицы.

Используя эти таблицы можно, имея данные на сжатие, сразу определить показатели и на растяжение. По ним ясно видно – этот параметр для любого бетона на растяжение гораздо меньше, чем на сжатие, это обязательно учитывается при проектировании.

Эти параметры для различного класса прочности сводятся в специальную таблицу. Значения могут меняться в зависимости от условий определяемых соответствующими коэффициентами:

Из таблицы видно, что расчетное значение ниже нормативного, поскольку учитывает сторонние факторы, тип воздействия на бетонную конструкцию, возможную неоднородность материала, центр тяжести контура.

При определении противодействия бетона силовому воздействию учитывается его деформация. Для этого берется начальный параметр данной величины и делится на коэффициент, включающий в себя ползучесть, а также поперечную деформацию массива, его температурную деформацию в диапазоне -40 — +50ºС. При вычислении свойств напряженно деформированного элемента используют специальные диаграммы, демонстрирующие предельную нагрузку в зависимости от сечений и расположения детали и вида материала. Эта методика позволяет рассчитывать факторы, приводящие к появлению трещин.

График Зависимости напряжений от деформаций

При определении характеристик железобетонных конструкций применяют методику моделирования наклонных сечений. Учитывается толщина и тип арматуры, отдельно рассчитывается ее прочность.

Заключение

Сопротивление бетона рассчитывается в зависимости от действия на него различных сил, которые могут быть сжимающими, поперечными, изгибающими, а также под местным сжатием. Для внецентренно сжатых и растянутых элементов, находящихся под изгибом, момент рассчитывается для сечений, перпендикулярных их продольной оси.

Для элементов с сечениями в виде прямоугольника, квадрата или тавра применяются формулы, предельной нагрузки каждого элемента, для других сечений используются специальные нелинейные диаграммы.

Расчетное сопротивление позволит подобрать класс прочности и марку этого материала для получения оптимальных эксплуатационных свойств массива, элемента или детали. В отличие от нормативных показателей, данные учитывают геометрические особенности, условия эксплуатации, виды деформаций. Вводятся коэффициенты надежности по бетону, разновидности используемой арматуры и другие характеристики, влияющие на конечную прочность зданий и сооружений, где применяется литой бетон или конструктивные элементы из этого материла.

Нормативные и расчетные характеристики арматуры

2.19.Основной прочностной характеристикой
арматуры является нормативное значение
сопротивления растяжениюR_s,n,
равное наименьшему значению физического
или условного предела текучести и
принимаемое в зависимости от класса
арматуры по табл.2.7.

Таблица 2.7

2.20.Расчетные значения сопротивления
арматуры растяжению для предельных
состояний первой группыR_sопределяют по формуле

                                                                           
(2.2)

где γ_s— коэффициент
надежности по арматуре, принимаемый
равным:

1,1 — для арматуры классов А240, А300, А400;

1,15 — для арматуры классов А500, А600, А800;

1,2 — для арматуры классов А540, А1000, В500,
Вр1200, Вр1500, К1400 и К1500.

Расчетные значения R_sприведены (с округлением)
в табл. 2.8.
При этом значения R_s,nприняты равными наименьшим контролируемым
значениям по соответствующим ГОСТ.

Расчетные значения сопротивления
арматуры растяжению для предельных
состояний второй группы R_s,serпринимают равными соответствующим
нормативным сопротивлениямR_s,n(см. табл.2.7).

2.21.Расчетные значения сопротивления
арматуры сжатиюR_scпринимаются равными расчетным значениям
сопротивления арматуры растяжениюR_s,
но не более 400 МПа, при этом для арматуры
класса В500R_sc= 360 МПа.

Расчетные значения R_scприведены в табл. 2.8.

Таблица 2.8

При расчете конструкции на действие
только постоянных и длительных нагрузок,
когда расчетное сопротивление бетона
сжатию R_bпринимается с
учетом коэффициента γ_b1= 0,9 (см. п.2.8)
расчетное сопротивление арматуры сжатиюR_scдопускается принимать
не более 500 МПа (5100 кгс/см²), при
этом для арматуры класса А600 принимаетсяR_sc= 470 МПа (4800 кгс/см²).

Во всех случаях для арматуры класса
А540 принимается R_sc= 200 МПа
(2030 кгс/см²).

2.22.Расчетное сопротивление растяжению
ненапрягаемой поперечной арматуры
(хомутов и отогнутых стержней)R_swснижают по сравнению сR_sпутем умножения на коэффициент условий
работы γ_s1= 0,8, но принимают
не более 300 МПа. Расчетные значенияR_swприведены (с округлением) в табл.2.9.

Таблица 2.9.

2.23.При расположении стержней
арматуры классов Вр1200 — Вр1500 попарно
вплотную без зазоров расчетное
сопротивление растяжениюR_sумножается на коэффициент условий
работы γ_s2= 0,85.

2.24.Значение модуля упругости
арматуры всех видов, кроме канатной,
принимается равнымE_s=
200000 МПа (2000000 кгс/см²), а для канатной
арматуры классов К1400 и К1500 —E_s= 180000 МПа (1800000 кгс/см²).

Расчетное сопротивление арматуры — Студопедия

Пояснительная записка

к курсовому проекту по дисциплине:

«Реконструкция зданий, сооружений и застройки»

Выполнил: ст. гр. ПГС-42

Голик С.С.

Принял: к.т.н. каф. ПГС

Волжнов Е.Д.

Саратов 2007

Содержание

Исходные данные

1. Определение габаритных размеров колонн, балок и плит

2. Расчет ребристой плиты перекрытия

2.1. Определение габаритных размеров плиты

2.2. Выбор материала

2.3. Расчет полки плиты

2.4. Расчет продольных ребер плиты на прочность по нормальным и наклонным сечениям

2.5. Конструирование плиты

3. Устройство армошвов и армопоясов при надстройке здания

4. Усиление ж/б ребристых плит распорными болтами

5. Усиление кирпичного простенка ж/б обоймой

6. Усиление стен металлическими тяжами

7. Список литературы

Приложение 1. Спецификация

Приложение 2. Ведомость курсового проекта

3

4

6

7

7

7

10

13

14

16

18

24

26

28

29

Характеристики задания

Таблица 1.

Временная нагрузка и толщина стен здания для заданного района

Таблица 2.

Конструкция пола и тип плиты перекрытия

Таблица 3.

Определение габаритных размеров колонн, балок и плит

Колонны.

Размеры поперечного сечения колонн К1 рекомендуется принять из условия:

hк=bк=(1/20)∙hэт

 hк=bк=(1/20)∙3900=195 мм.

 но кратные 50 мм и не меньше чем 200 мм.

Поэтому   

hк=bк=200 мм.

Прогон (ригель).

Прогон прямоугольного сечения размерами:

h=(1/8 – 1/12)∙l1

 h=(1/8 – 1/12)∙6650=600 мм.

b=(1/2 – 1/3)∙h

b=(1/2 – 1/3)∙600=200 мм.

Высота поперечного сечения должна быть кратна 50 мм, если h<600 мм.

Плиты перекрытия.

Ширина плит ВПл назначается согласно следующим рекомендациям:

а) ширина плит перекрытия (многопустотные или ребристые) должна быть 1.0<В<3.0 м;

б) ширина плит П1 всегда кратна основному модулю 100 мм;

в) между колоннами укладываются связевые (распорные) плиты перекрытия П3 – 0.4< ВПл<0.9 м, имеющие вырезы для пропуска колонн;

г) если при выбранной ширине плит П1 заданный размер l1 не делится на целое число, то рекомендуется около стен размещать доборные (пристенные) плиты П2 номинальной шириной 0.4< ВПл<1.2 м.

Принимаем ширину плит перекрытий: — основная (П1) – 1 м,

— связевая (П3) – 0,65 м,

— доборная (П2) — 0,4 м.

Высота ребристых плит кратна 10 мм и по условию равна:

h=(1/15¸1/20)∙ l2

h=(1/20)∙6000=300 мм.

Толщина продольных ребер снизу принимаем b_р=80 мм, в месте сопряжения с полкой 100 мм.

Расчет ребристой плиты перекрытия

2.1. Определение геометрических размеров плиты.

Рис.1

Зазоры в двух направлениях имеют следующие размеры: Δ=20 мм, Δ₁=50 мм.

Ширина плиты поверху равна В_пл1=В_пл — Δ₁=1000-50=950 мм, расстояние между продольными ребрами плиты по низу В_пл2=В_пл1-2е=950-2·100=750 мм, где е=100-130 мм – ширина продольного ребра в месте сопряжения с полкой плиты.

Конструктивная длина плиты:

l´_пл =l₂-Δ, где l₂ – шаг колонн,

l´_пл =6000-20=5980 мм.

Расчетный пролет плиты:

l₀=l´_пл-С, где С – ширина опирания плиты (С=90 мм).

l₀=5980-90=5890 мм.

2.2. Выбор материала

Расчётное сопротивление бетона и модуль упругости

Таблица 4.

Полка плиты армируется рулонными сетками из арматуры класса Вр-I. Продольные ребра армируются плоскими сварными каркасами из арматуры классов А-III (для рабочей арматуры) и А-I (для поперечных стержней).

Расчетное сопротивление арматуры

Таблица 5.

2.3. Расчет полки плиты.

Определение расчетных усилий выполним с учетом упругого защемления полки в продольных ребрах, и за расчетную схему полки принимаем однопролетную балку с упругим защемлением концов от поворота, загруженную равномерно распределенной расчетной нагрузкой. Для расчета полки плиты ее поперечное сечение принимаем с размерами 100хh´_f, см (h´_f=6,0 см).

Сбор нагрузок

Таблица 6.

Рис.2 Расчетная схема полки плиты.

Величина максимальных изгибающих моментов определяется по формуле:

М_max=q·(l´_п)²/11

М_max=17.64·0,75²/11=0.9 кН·м

Опорные изгибающие моменты , ввиду большой податливости упругих опор, малы, поэтому армирование опорных участков проводим конструктивно.

Расчет полки плиты на прочность по нормальным сечениям.

Расчетное сечение полки прямоугольное высотой h´_f=6,0 см и шириной b=100 см.

Определяем требуемую рабочую высоту сечения согласно следующим рекомендациям:

h_0,тр=(1/12-1/20)·l´_п

h_0,тр=(1/20)·750=37,5 мм

Рис.3 Расчетное поперечное сечение полки плиты

Требуемая высота полки:

h´_f^(тр)=h₀^тр+a,

где а=1,5 см – расстояние от центра тяжести рабочей арматуры до нижней грани полки.

h´_f^(тр)=3,75+1,5=5,25 см. Принимаем h´_f= 6 см.

Определим величину табличного коэффициента

А₀=M_max/R_b·γ_b2·b·h₀²,

где h₀= h´_f — а(см) – рабочая высота сечения, γ_b2=0,9 для тяжелого бетона, R_b(кН/см²) – расчетное сопротивление бетона, b=100 см — ширина расчетного сечения полки.

А₀=90/ 1,15·0,9·100·4,5²=0,04

По табл. 3.8. [1] находим значение коэффициента η=0,979. Тогда площадь рабочей арматуры

A_s=M_max/R_s·h₀·η,

где R_s=37,5 кН/см² — расчетное сопротивление арматуры.

A_s=90/37,5·4,5·0,979=0,545 см²

Процент армирования полки определяется по формуле:

μ=(A_s/b·h₀)·100%

μ=(0.545/100·4.5)·100%=0.15%

По расчетной площади рабочей арматуры A_s подбираем диаметр рабочей арматуры: d₁=10 мм. По диаметру рабочей арматуры назначаем диаметр поперечной (конструктивной) арматуры: d₂=3 мм. Шаг стержней рабочей арматуры 160 мм, шаг стержней поперечной арматуры принимаем 250 мм. Таким образом, марка сетки:

.

2.4. Расчет продольных ребер плиты на прочность по нормальным и наклонным сечениям.

Руководство по проектированию железобетонных конструкций с жесткой арматурой

8. Нормативные и расчётные сопротивления арматуры

За
нормативное сопротивление R_sn
стержневой
арматуры растяже­нию принимается
наименьшее контролируемое значение
предела те­кучести с обеспеченностью
0,95, т. е.

R_sn
= σ_ymin

Расчётные
сопротивления арматуры растяжению для
расчётов по предельным состояниям
первой и второй группы определяют
де­лением нормативных сопротивлений
на соответствующие коэффи­циенты
надёжности по арматуре, т. е.

где
g_s
— коэффициент надежности по арматуре,
принимаемый равным:

для
предельных состояний первой группы:
1,1 — для арматуры классов А240, А300 и А400;
1,15 – для арматуры класса А500; 1,2 — для
арматуры класса В500; 1,0 — для предельных
состояний второй группы, т. е.

Расчётное
сопротивление стержневой арматуры
классов A240,
А300, A400
сжатию R_sc,
используемые
при расчётах по предельным состояниям
первой группы, при наличии сцепления с
бетоном при­нимают R_sc
—
R_s,
так как при такой арматуре предел
текучести стали при сжатии обычно
достигается раньше разрушения сжатого
железобетонного элемента.

9. Структура расчётных формул

В
расчётах по несущей способности (по
предельным состояниям пер­вой группы)
исходят из стадии III
напряжённо-деформированного состояния.
При этом производится проверка выполнения
условия

FF_ult

где
F
— вероятное
наибольшее усилие, которое может
возникнуть в элементе при исключительных,
критических, но всё же возможных
обстоятельствах;

F_ult
— вероятная минимальная несущая
способность элемента, определённая с
учётом пониженной против контролируе­мой
прочности бетона и арматуры.

Изменчивость
величин F
и
F_ult
как
правило, описывается зако­ном
нормального распределения случайных
величин.

Подробнее условие
можно записать так:

,

где
С
— коэффициент,
учитывающий насколько точно выбранная
расчётная схема отражает работу реальной
конструкции и другие факторы;

S
— коэффициент,
учитывающий форму и размеры попе­речного
сечения элемента.

Учтя,
что g
= g_n∙γ_fg
и v
= v_n
∙γ_fv
, a
R_b
=,R_s
=,неравенство
(2.15) можно записать несколько короче

Расчёт
по перемещениям обычно заключается в
определении прогиба конструкции от
нагрузок с учётом их длительности
дей­ствия и
и в сравнении его с предельно допустимым
прогибом

f
≤ f_ult.

где
f_ult
— предельно допустимый прогиб по нормам
для рассматри­ваемой конструкции.

Расчёт по раскрытию
трещин заключается в определении ши­рины
раскрытия трещин и сравнении её с
предельно допустимой шириной раскрытия

a_crc
≤ a_crc,ult.

Расчет железобетонных
элементов следует производить по
продолжительному и по непродолжительному
раскрытию нормальных и наклонных трещин.

Ширину продолжительного
раскрытия трещин определяют по формуле:

a_crc
= a_crc1,

а непродолжительного
раскрытия трещин — по формуле

a_crc
= a_crc1
+ a_crc2
— a_crc3,

где
a_crc1
— ширина
раскрытия трещин от продолжительного
действия постоянных и временных
длительных нагрузок;

a_crc2
— ширина раскрытия трещин от
непродолжительного действия постоянных
и временных (длительных и кратковременных)
нагрузок;

a_crc3
— ширина
раскрытия трещин от непродолжительного
действия постоянных и временных
длительных нагрузок.

Считается,
что трещины не появляются, если усилие
N
от
дей­ствия внешних нагрузок не
превосходит усилия F_crc,ult,
т.е.

F
≤ F_crc,ult

где
F_crc,ult
— усилие,
воспринимаемое сечением в момент,
предшеству­ющий образованию трещин.

Метод расчёта по
предельным состояниям называют
полуверо­ятностным. Большинство
величин, входящих в расчётные форму­лы,
являются величинами случайными.
Нормативные значения на­грузок и
воздействий, а также сопротивлений
материалов обоснова­ны с позиций
теории вероятностей. Однако проектировщик
пользу­ется конкретными детерминированными
величинами, полученными на основании
теории вероятностей. Таким образом,
теория вероят­ностей используется в
нормах проектирования строительных
кон­струкций в неявной форме, что
послужило основанием метод рас­чёта
по предельным состояниям называть
полувероятностным.

Основная идея
метода расчёта по предельным состояниям
за­ключается в обеспечении гарантии
того, чтобы даже в тех редких случаях,
когда на конструкцию действуют максимально
возмож­ные нагрузки, прочность бетона
и арматуры минимальна, а условия
эксплуатации весьма неблагоприятны,
конструкция не разрушалась или не
получала бы недопустимых прогибов или
трещин.

Достоинства метода:

1. Введением
   в расчёты вместо единого коэффициента
   запаса проч­ности системы расчётных
   коэффициентов, учитывающих
   диф­ференцированно влияние на несущую
   способность элемента из­менчивости
   нагрузок, прочностных свойств материалов,
   условий эксплуатации, класса
   ответственности достигают лучшей
   сходи­мости теоретических данных с
   опытными, чем при едином коэф­фициенте
   запаса k
   в
   прежних методах расчёта.

2. Каждое новое
   достижение в повышении однородности
   матери­алов может быть учтено в
   нормах, что приведёт к их экономии.

3. Конструкции,
   рассчитанные по предельным состояниям,
   получа­ются несколько экономичнее
   по расходу материалов.

Недостатки метода:

2. Некоторые
   коэффициенты метода не получили
   достаточного опытного обоснования.
   Так, например, одинаковый коэффициент
   надёжности по нагрузке для собственного
   веса
   приме­няемый
   как для большепролётных тонкостенных
   покрытий типа оболочек, где нагрузка
   от массы покрытия является основной,
   так и для междуэтажных перекрытий,
   которые работают на зна­чительную
   временную нагрузку, недостаточно
   обоснован.

3. Определение
   несущей способности элементов, состоящих
   из двух и более материалов (например,
   железобетонных) выполняется в настоящее
   время без учёта совместного статистического
   раз­броса прочности этих материалов
   при расчётных сопротивлени­ях,
   соответствующих низкой прочности
   каждого материала. Ве­роятность
   обнаружить материал с прочностью ниже
   расчётно­го сопротивления приблизительно
   равна 0,001. Вероятность сов­местного
   невыгодного попадания арматуры и бетона
   минималь­ной прочности является
   величиной чрезвычайно малой (пример­но
   2 • 10^-6),
   которая практически не может встретиться
   в экс­плуатируемых конструкциях. В
   связи с этим запроектированные по
   нормам конструкции обладают дополнительными
   резервами прочности, которые не
   учитываются в расчётах.

ЛЕКЦИЯ
6

РАСЧЕТ
И КОНСТРУИРОВАНИЕ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ПО ПЕРВОЙ ГРУППЕ ПРЕДЕЛЬНЫХ
СОСТОЯНИЙ

1.
Три
стадии напряжённо-деформированного
состояния железобетонных элементов

2.
Классификация изгибаемых элементов

3.
Основы
конструирования изгибаемых элементов

Нормативные и расчетные характеристики арматуры

2.19.Основной прочностной характеристикой
арматуры является нормативное значение
сопротивления растяжениюR_s,n,
равное наименьшему значению физического
или условного предела текучести и
принимаемое в зависимости от класса
арматуры по табл.2.7.

Таблица 2.7

2.20.Расчетные значения сопротивления
арматуры растяжению для предельных
состояний первой группыR_sопределяют по формуле

                                                                           
(2.2)

где γ_s— коэффициент
надежности по арматуре, принимаемый
равным:

1,1 — для арматуры классов А240, А300, А400;

1,15 — для арматуры классов А500, А600, А800;

1,2 — для арматуры классов А540, А1000, В500,
Вр1200, Вр1500, К1400 и К1500.

Расчетные значения R_sприведены (с округлением)
в табл. 2.8.
При этом значения R_s,nприняты равными наименьшим контролируемым
значениям по соответствующим ГОСТ.

Расчетные значения сопротивления
арматуры растяжению для предельных
состояний второй группы R_s,serпринимают равными соответствующим
нормативным сопротивлениямR_s,n(см. табл.2.7).

2.21.Расчетные значения сопротивления
арматуры сжатиюR_scпринимаются равными расчетным значениям
сопротивления арматуры растяжениюR_s,
но не более 400 МПа, при этом для арматуры
класса В500R_sc= 360 МПа.

Расчетные значения R_scприведены в табл. 2.8.

Таблица 2.8

При расчете конструкции на действие
только постоянных и длительных нагрузок,
когда расчетное сопротивление бетона
сжатию R_bпринимается с
учетом коэффициента γ_b1= 0,9 (см. п.2.8)
расчетное сопротивление арматуры сжатиюR_scдопускается принимать
не более 500 МПа (5100 кгс/см²), при
этом для арматуры класса А600 принимаетсяR_sc= 470 МПа (4800 кгс/см²).

Во всех случаях для арматуры класса
А540 принимается R_sc= 200 МПа
(2030 кгс/см²).

2.22.Расчетное сопротивление растяжению
ненапрягаемой поперечной арматуры
(хомутов и отогнутых стержней)R_swснижают по сравнению сR_sпутем умножения на коэффициент условий
работы γ_s1= 0,8, но принимают
не более 300 МПа. Расчетные значенияR_swприведены (с округлением) в табл.2.9.

Таблица 2.9.

2.23.При расположении стержней
арматуры классов Вр1200 — Вр1500 попарно
вплотную без зазоров расчетное
сопротивление растяжениюR_sумножается на коэффициент условий
работы γ_s2= 0,85.

2.24.Значение модуля упругости
арматуры всех видов, кроме канатной,
принимается равнымE_s=
200000 МПа (2000000 кгс/см²), а для канатной
арматуры классов К1400 и К1500 —E_s= 180000 МПа (1800000 кгс/см²).

Поведение при сжатии и механические характеристики и их применение к зависимости напряжения от деформации в железобетонном реактивном порошке, армированном стальным волокном

Хотя механические свойства бетона при одноосном сжатии важны для проектирования бетонной конструкции, текущие нормы проектирования или другие эмпирические уравнения имеют четкие ограничения на прогноз механических свойств. Различные типы армированной волокном матрицы реактивного порошкового бетона были испытаны для создания более удобных и точных расчетных уравнений для механических свойств сверхвысокопрочного бетона.Исследуемая матрица имеет прочность на сжатие от 30 МПа до 200 МПа. Бетон сверхвысокой прочности был изготовлен из реактивного порошкового бетона. Для предотвращения хрупкого разрушения матрицы этого типа использовалась стальная фибра. Объемная доля стальной фибры составляла от 0 до 2%. По результатам испытаний, стальные волокна значительно увеличивают пластичность, прочность и жесткость сверхвысокопрочной матрицы. Они количественно подтверждены ранее проведенными исследованиями свойств бетона при одноосной нагрузке.Применимость оценочных уравнений для механических свойств бетона была оценена с результатами испытаний этого исследования. По результатам оценки был проведен регрессионный анализ и предложены новые уравнения оценки. И эти предложенные уравнения были применены к соотношению напряжение-деформация, которое было разработано в ходе предыдущих исследований. Восходящая часть, на которую непосредственно повлияли предложенные уравнения данного исследования, хорошо вписалась в экспериментальные результаты.

1. Введение

Прочность бетона на сжатие является важным параметром при проектировании железобетонных конструкций в соответствии с текущими критериями проектирования [1].В последние годы все чаще используются конструкции, основанные на характеристиках, что сопровождается увеличением разнообразия типов и прочности используемого бетона и арматуры. В результате прогнозирование прочности на сжатие и других механических свойств бетона стало важным для использования различных типов материалов, поскольку эти параметры контролируют поведение бетона при напряжении и деформации. Конкретные модели напряженно-деформированного состояния, разработанные в предыдущих исследованиях [2–11] и широко используемые, основаны на коэффициентах, определенных экспериментально.Эти зависимости напряжения от деформации нельзя использовать без дополнительных исследований, поскольку многие коэффициенты зависимости напряжения от деформации бетона определяются ограниченным числом экспериментов. Причина этого в том, что существуют пределы диапазонов прочности, в которых применимы такие модели, в зависимости от условий испытаний, проводимых для разработки этих моделей. Таким образом, было получено уравнение для использования при оценке механических свойств сверхвысокопрочного фибробетона.Эти уравнения могут служить в качестве основы для описания отношений напряжение-деформация для таких материалов, даже за пределами используемых в настоящее время эмпирических формул или положений кодов.

Обычно бетонные элементы нормальной прочности проектируются с использованием прямоугольных параметров напряженного блока при изгибе. Текущие нормы проектирования обеспечивают параметры прямоугольного блока напряжений для упрощенной методологии проектирования. Однако эти блоки напряжений являются полуэмпирическими параметрами. Они определены испытаниями железобетонных колонн и имеют очевидные ограничения.Прямоугольный блок напряжений может использоваться, потому что форма отношения напряжения к деформации бетона аналогична трапеции. Однако форма зависимости напряжения от деформации бетона изменилась на треугольную по мере увеличения прочности бетона на сжатие. По этой причине параметры прямоугольного напряженного блока зависят от прочности бетона на сжатие. Для прочности бетона на сжатие выше 76 МПа параметры прямоугольного блока напряжений и ACI318 [1] ограничены значениями 0,85 и 0,65 соответственно.Однако в этом случае следует еще раз проверить связь между предельной деформацией бетона и пиковым напряжением. Поскольку высокопрочный бетон обычно разрушается с хрупким характером, они не могут испытывать легкое и постепенное уменьшение сжимающего напряжения. Это может вызвать неожиданное разрушение при изгибе, особенно для бетонных элементов сверхвысокой прочности.

Чтобы сделать хрупкое и неожиданное разрушение матрицы сверхвысокопрочного бетона при сжатии более пластичным, в матрицу можно включить стальную фибру.Включение стальной фибры может изменить взрывное разрушение сверхвысокопрочного бетона и обеспечить большую прочность на разрыв и деформируемость [12]. Таким образом, стальная фибра обычно может использоваться для изготовления сверхпрочной бетонной матрицы.

Бетон со сверхвысокими характеристиками обычно имеет гораздо более высокую прочность на сжатие и разрыв, чем бетон нормальной прочности [13, 14]. При проектировании сечения необходимо учитывать форму распределения напряжений при сжатии и влияние прочности бетона на разрыв. Многие связанные руководящие принципы проектирования были предложены методологии проектирования для сверхвысокопроизводительных бетонных изгибных элементов, но их безопасность должна быть исследована, и должен быть найден более простой способ проектирования секции.Таким образом, в этом исследовании различные типы комбинаций блока напряжения и распределения оценивались с учетом результатов экспериментов и результатов предыдущих исследований.

2. Испытания на сжатие сверхвысокопрочного стального фибробетона

В данном исследовании были проведены испытания на сжатие цилиндрических образцов бетона с прочностью на сжатие в диапазоне 30–200 МПа для получения уравнений, которые можно безопасно использовать для оценки механические свойства бетона даже за пределами прочности, указанной в критериях проектирования.Результаты испытаний были проанализированы, чтобы определить соотношение напряжения и деформации бетона в диапазоне проектной прочности бетона и сравнить отношения с другими, описываемыми существующими уравнениями. Важными механическими свойствами, связанными с отношением напряжения к деформации бетона при сжимающей нагрузке, которые были рассмотрены в этом исследовании, были модуль упругости, отношение напряжения к прочности матрицы и деформация при максимальном напряжении.

2.1. План эксперимента

Согласно предыдущим исследованиям механических свойств бетона и фибробетона [2–11], механические свойства, определяющие соотношение напряжения и деформации фибробетона, зависят от соотношения содержания волокон и прочности матрицы. из бетона.Таким образом, прочность на сжатие бетонной матрицы и содержание стальной фибры являются важными параметрами в этом исследовании. Рассмотренный диапазон прочности на сжатие составлял 30–200 МПа. Поскольку трудно добиться прочности на сжатие, превышающей 100 МПа, мы используем реактивный порошковый бетон (RPC) в качестве матрицы бетона, армированного стальной фиброй.

Стальные волокна смешивали с партиями бетона в объемных соотношениях от 0,5% до 2%, чтобы обеспечить как улучшение структурных характеристик бетона, так и удобоукладываемость бетона после добавления волокон.Для каждой смеси было изготовлено пять цилиндрических образцов (размер φ 100 × 200 мм). Нагрузка производилась с помощью KS F 2405 [15]. Скорость деформации образца измерялась компрессорным измерителем. В таблице 1 перечислены смеси, использованные при тестировании.

2.2. Результаты экспериментов по изучению механических свойств реактивного порошкового бетона, армированного стальной фиброй

На рис. 1 показано типичное соотношение напряжения и деформации образцов цилиндра из порошкового бетона, армированного стальной фиброй.Как видно из рисунка 1, стальная фибра может повысить пластичность и прочность хрупкой матрицы. Следовательно, наиболее важным исследованием должно быть увеличение пластичности и прочности матрицы в зависимости от включения стальной фибры. Поэтому мы перечислили результаты испытаний модуля упругости, максимального напряжения и деформации при максимальном напряжении, которые показывают пластичность и прочность материала, в таблице 2.

Указанные значения представляют собой средние значения для пяти образцов из каждой смеси. Результаты испытаний показывают, что стальная фибра значительно влияет на свойства, связанные с пластичностью материала.На рис. 2 показаны тенденции изменения параметров модуля упругости и деформации при максимальной прочности в зависимости от содержания стальной фибры.

Смеси с расчетной прочностью 30, 80, 100, 150 и 200 МПа, армированные волокнами в объеме 2%, показали увеличение прочности на сжатие на 7,5%, 10,2%, 11,5%, 8,7% и 9,2%. соответственно. Деформации при максимальном напряжении увеличились на 29,4%, 27,8%, 23,5%, 20,6% и 10,6%, соответственно, при объемной доле волокна 2%. Повышение напряжения при пиковом напряжении значительно по сравнению с увеличением прочности.Существенное увеличение деформации при пиковом напряжении может быть вызвано ограничивающим эффектом стальной фибры для образования трещин вдоль оси образца, как показано на рисунке 3, аспекты разрушения армированного волокном образца.

Это усиливающее влияние на деформацию при пиковом напряжении было показано во всех случаях прочности матрицы на сжатие. Однако увеличение пластичности образцов бетона с прочностью более 100 МПа было меньше, чем увеличение пластичности бетона 30 и 80 МПа.То есть при более высоких значениях прочности на сжатие влияние армирующего действия стальных волокон на улучшение пластичности уменьшается.

3. Оценка механических свойств реактивного порошкового бетона, армированного стальным волокном

Мы собрали результаты испытаний бетонного материала из ряда исследований [30–44] и проанализировали их вместе с результатами испытаний, полученными в этом исследовании, для оценки важные параметры, необходимые для получения зависимости напряжения от деформации, которая может быть легко применена к более широкому диапазону прочности бетона, чем диапазон, охватываемый предыдущими исследованиями.Собранные данные включали 295 результатов по увеличению прочности на сжатие, 134 результата по деформации при максимальном напряжении и 1486 результатов по модулю упругости. В этом исследовании армирующий эффект волокна был охарактеризован с использованием индекса армирования (RI), связанного с соотношением сторон и другими физическими свойствами волокна. Значение RI для конкретного типа волокна определяется с помощью (1). Соотношение сторон волокон, форма конца волокна и количество армирующего волокна являются важными параметрами в этом уравнении.Рассмотрим, где — показатель армирования, — объемная доля стальной фибры, — длина стальной фибры и — диаметр стальной фибры.

Член в (1) представляет собой поправочный коэффициент для формы торца волокна. В этом исследовании мы использовали поправочные коэффициенты 1, 2,0 и 1,5 для прямых волокон, изогнутых волокон и гофрированных волокон, соответственно, чтобы исправить влияние формы волокна, как это предлагается в литературе [45].

Чтобы сравнить предложенные методы оценки и найти важные параметры механических характеристик реактивного порошкового бетона, армированного стальной фиброй, мы также собираем эмпирические уравнения для уравнений оценки механических характеристик для бетона при одноосном сжатии.

Таблица 3 показывает уравнение для оценки деформации при максимальном напряжении в зависимости от усиливающего эффекта стальных волокон и прочности бетона на сжатие. В таблице 4 показано уравнение для оценки модуля упругости. При изучении уравнений механических характеристик сжатия для бетона и бетона, армированного фиброй, наиболее важным параметром является прочность бетона на сжатие и (1) показатель армирования. Большинство уравнений рассматривают влияние стальной фибры как дополнительную величину, не зависящую от прочности бетона на сжатие.Однако, как показывают результаты испытаний, на скорость повышения механических свойств реактивного порошкового бетона, армированного стальной фиброй, влияет прочность бетона на сжатие. В этом разделе мы количественно оцениваем скорость повышения механических свойств бетона с учетом комбинации прочности на сжатие матрицы и содержания стальной фибры.

.

Экспериментальное исследование неограниченной прочности на сжатие песка, армированного органическим полимером

Природный песок имеет рыхлую структуру с небольшой силой сцепления. Для усиления этого песка можно использовать органический полимер. Чтобы оценить эффективность органического полимера в качестве стабилизатора грунта (PSS), на армированном песке была проведена серия испытаний на прочность при неограниченном сжатии. В центре внимания этого исследования было определение метода отверждения и состава смеси для стабилизации песка. Время отверждения, концентрация PSS и плотность песка рассматривались как переменные в этом исследовании.Механизм усиления был проанализирован с помощью изображений, полученных с помощью растрового электронного микроскопа (SEM). Результаты показали, что прочность стабилизированного песка увеличивается с увеличением времени отверждения, концентрации и плотности песка. Плато прочности наблюдается примерно при времени отверждения 48 часов. UCS образцов с плотностью 1,4 г / см ³ при концентрации PSS 10%, 20%, 30%, 40% и 50% составляют 62,34 кПа, 120,83 кПа, 169,22 кПа, 201,94 кПа и 245,28 кПа соответственно. . UCS образцов с концентрацией PSS 30% при 1.4 г / см ³ , 1,5 г / см ³ и 1,6 г / см ³ Плотность составляет 169,22 кПа, 238,6 кПа 5 и 281,69 кПа соответственно. Химическая реакция между PSS и частицами песка происходит на микроуровне, что повышает прочность песка за счет связывания его частиц вместе и заполнения пор. По сравнению с традиционными методами армирования, PSS имеет преимущества экономии времени, более низкой стоимости и лучшей защиты окружающей среды. Результаты исследования могут быть полезны для практических инженерных приложений, особенно при армировании фундамента, насыпи и полигона.

1. Введение

Песок обычно трудно удовлетворить техническим требованиям для строительства фундаментов, откосов и насыпей из-за его рыхлости и небольшой силы сцепления. Следовательно, важно укрепить песок. В настоящее время в качестве армирующего материала часто выбирают химические материалы, такие как бетон, известковый цемент и органический полимер. Бетон, цемент и известь могут улучшить прочность песка [1–3]. Но армированные пески могут легко разрушиться из-за потери воды.Кроме того, использование извести или цемента может изменить pH песка, вызывая загрязнение окружающей среды и влияя на рост растительности [4, 5].

В последнее время органический полимер рассматривается как усиливающий агент для устранения упомянутых выше недостатков [6, 7]. Многие типы органических полимеров в качестве армирующих материалов систематически изучаются лабораторными и полевыми испытаниями [8–15]. Полимерные стабилизаторы были использованы для улучшения почвы в соответствии с инженерными требованиями при восстановлении пустынных земель, лесных дорог и скважин [8–10].Укрепленный грунт показал уменьшение ветровой эрозии и движения песчаных дюн. Пределы Аттерберга, потенциал набухания и давление набухания почвы, обработанной полимером, сильно снижаются. Вынутый грунт можно стабилизировать с помощью полимера, чтобы сделать скважины большего диаметра и длины. Водостойкость, термостойкость, прочность на неограниченное сжатие и прочность на изгиб грунта также могут быть улучшены с помощью полимерного материала [11–15]. Следовательно, органический полимерный материал имеет больше преимуществ при армировании почвы.

Органический полимер на основе смолы с макромолекулой также широко используется в качестве стабилизатора почвы для улучшения песчаной почвы [16–26]. Ян и др. [16] изучали влияние испытаний на старение на новый химический фиксатор песка, а именно на смолу полиаспарагиновой кислоты. Наейни и Горбанализаде [17] указали, что добавление эпоксидной смолы значительно улучшает прочность на сжатие и модуль упругости образцов в сухом состоянии. Сан и Ли [18] оценили эффект кондиционера почвы в прибрежных песчаных дюнах, способствующий росту растительности, тем самым снижая стоимость береговой эрозии в прибрежных песчаных дюнах.Ксантановая камедь — это экологически чистый органический полимер. Латифи и др. [19] изучали эффективность использования ксантановой камеди для экологического усиления почвы. Кроме того, для усиления песка также используются другие типы органических полимеров, такие как полиакриламиды, акриловый полимер и метилендифенилдиизоцианат [20–23]. Эти органические полимеры могут заполнять пустоты и создавать физико-химические связи, обволакивающие частицы песка, изменяя рыхлую структуру [24–26]. Эти результаты исследований показали, что органические полимерные материалы могут улучшать прочностные свойства песка.

В этом исследовании органический полимер использовался в качестве полимерного стабилизатора грунта (PSS) для усиления песка. Для оценки эффективности арматуры была проведена серия испытаний на прочность при неограниченном сжатии. Время отверждения, концентрация PSS и плотность песка варьируются в эксперименте. Механизм армирования исследуется с использованием изображений SEM. Преимущества PSS следующие: ① Это тип водорастворимого материала, который можно разбавлять до различных концентраций по мере необходимости.② Его органический компонент способствует росту растений и образует эластичную вязкую мембранную структуру на поверхности почвы. ③ Стоимость PSS ниже, чем у других неорганических материалов. PSS использовался для эффективного улучшения инженерно-механических свойств грунта в предыдущих исследованиях [20–26].

2. Материалы

Песок в этом эксперименте взят из города Нанкин, Китай. Гранулометрический состав этого песка показан в Таблице 1 и на Рисунке 1. Преобладающим компонентом песка являются частицы размером от 0.5 и 0,1 мм (80%). Удельный вес () равен 2,64, максимальная плотность в сухом состоянии () составляет 1,66, а минимальная плотность в сухом состоянии () составляет 1,34 г / см ³ . Максимальный коэффициент пустотности () составляет 0,970, а минимальный коэффициент пустотности () составляет 0,590. Средний размер зерна () составляет 0,30 мм, коэффициент градации () равен 1,13, а коэффициент однородности () составляет 2,77.

Органический полимер от UKC Holding Corporation в Японии используется в качестве полимерного стабилизатора грунта и в данном исследовании обозначается аббревиатурой PSS (рис. 2 (а)). Основной составляющей полимера является полиуретановая смола, которая содержит огромное количество функциональной группы –NCO.PSS представляет собой светло-желтую маслянистую жидкость с pH 6-7, вязкостью 650-700 мПа · с, удельным весом 1,18 г / см ³ , содержанием твердого вещества 85% и временем коагуляции 30-1800 с и удерживает содержание воды более чем в 40 раз. Раствор PSS готовится следующим образом: во-первых, PSS помещается отдельно в емкость, а необходимое количество дистиллированной воды помещается в отдельную колбу (рис. 2 (б)). Затем эту дистиллированную воду постепенно наливают в колбу PSS по стенке колбы. Во время процесса смесь постоянно перемешивают.После перемешивания перемешивание продолжали в течение 5 минут для получения равномерного разведения PSS с расчетной концентрацией (рис. 2 (c)).

3. Методы испытаний

Чтобы понять влияние PSS на песок, концентрации PSS, время отверждения и плотность песка считаются экспериментальными параметрами. При концентрации PSS менее 10% эффект уплотнения ограничен, а при концентрации более 50% раствор затвердеет за короткий период времени. Это непрактично для приложений сайта.Следовательно, пять концентраций PSS в 10%, 20%, 30%, 40% и 50% испытываются для армирования песком и воды (0%) в качестве контроля. Выбирается разное время отверждения: 0,5 ч, 6 ч, 12 ч, 24 ч, 48 ч и 72 ч. Три плотности в сухом состоянии подготовленных образцов составляют 1,40 г / см ³ , 1,50 г / см ³ и 1,60 г / см ³ соответственно. Добавочное количество разбавлений PSS принимается равным 10% от веса сухого песка. Всего готовят 49 групп образцов, по три параллельных образца для каждой группы.Параметры образцов песка приведены в таблице 2.

В процессе подготовки образца высушенный песок смешивается с разбавленным PSS, а затем подготавливается методом статического уплотнения на основе стандартов ASTM (ASTM D2166 / D2166 M-16). Четырехслойное уплотнение принято для сохранения однородности образцов для испытаний диаметром 39,1 мм и высотой 80 мм. После подготовки образца он хранится в камере для отверждения с температурой около 20 ° C в течение определенного времени отверждения.Затем проверяется UCS образца песка. Регистрируются осевое напряжение и деформация, а также измеряются пиковая прочность (), прочность при осевой деформации 15% (), остаточная прочность (), осевая деформация разрушения (), модуль упругости () и модуль разрушения (). В этом исследовании образец при разрушении определяется, если осевое напряжение достигает максимального значения. Модуль упругости — это отношение осевого напряжения к его соответствующей осевой деформации. Модуль разрушения — это отношение максимальной прочности к соответствующей осевой деформации.Наконец, репрезентативные образцы песка отбираются из образцов отказов для SEM. Метод низкотемпературного обжига используется при пробоподготовке на сканирующем электронном микроскопе. Это обусловлено низким содержанием воды и небольшой деформацией усадки образцов песка.

YYW-2 устройство контроля деформации неограниченного сжатия, изготовленное Нанкинским производителем грунтовых инструментов, используется в этом исследовании. Контрольная скорость деформации составляет 2,4 мм / мин, и испытание для каждого образца длилось около 8 минут. СЭМ-анализы выполняются на электронном микроскопе Hitachi S-4800 с оптической, вакуумной системой и системой визуализации.Он имеет разрешение 1 нм.

4. Результаты испытаний

49 групп образцов с разной концентрацией PSS, временем отверждения и плотностью песка испытываются для определения UCS. Согласно соответствующим параметрам образцов песка в Таблице 2, подробные анализы приведены ниже. Следует отметить, что UCS дает максимальную прочность, если образец демонстрирует очевидное пиковое значение. В противном случае сила осевой деформации 15% рассматривается как UCS образца. Испытание на неограниченное сжатие проводится для трех образцов, а средние значения суммированы в таблицах 3–5.

.

Сравнение методов машинного обучения для прогнозирования прочности бетона на сжатие

Сравнительный анализ для прогнозирования прочности бетона на сжатие в возрасте 28, 56 и 91 дней был проведен с использованием методов машинного обучения через «R» программная среда. R укрепляет свои позиции в области статистики и становится незаменимым инструментом для исследователей. Набор данных был создан в контролируемых лабораторных условиях. Используя R miner, были использованы наиболее широко используемые методы интеллектуального анализа данных, модель дерева решений (DT), модель случайного леса (RF) и модель нейронной сети (NN), которые сравнивались с помощью коэффициента детерминации ( R ² ) и среднеквадратичной ошибки (RMSE), и предполагается, что модель NN предсказывает с высокой точностью прочность бетона на сжатие.

1. Введение

Бетон — это широко используемый строительный материал, который представляет собой смесь цемента ( c ), воды (), мелкозернистых заполнителей (песок) и крупных заполнителей (около) и используется почти десятилетиями во всех видах. построек, будь то проезды или постройки. Конструкции, обладающие достаточной прочностью, могут быть небезопасными из-за ошибок, связанных с расчетом армирования конструкции, условий окружающей среды, которые могут разрушить бетон, и так далее. Безопасность конструкции определяется не только прочностью бетона на сжатие, хотя она в значительной степени влияет на безопасность.Однако информация о входных значениях никогда не бывает достоверной и / или абсолютной из-за случайности, ограниченности знаний и неверной информации. Все эти факторы ответственны за непредсказуемость прочности производимого материала на месте, неправильную формулировку математических моделей прогнозирования и человеческие ошибки. Имея такую ​​информацию, очень сложно оценить абсолютную безопасность конструкции, которая может привести к рискам, связанным с эксплуатационными характеристиками конструкции. Многие исследователи приложили усилия, чтобы преодолеть эти риски и разработать модели, которые могут оценить производительность конструкции до начала любого проекта [1–12].Литература по прогнозированию прочности бетона на сжатие раскрывает ряд традиционных и перспективных моделей для того же самого, но в большинстве исследований база данных была подготовлена ​​только на основе данных, доступных в литературе, а в настоящем исследовании набор данных был создан в контролируемых лабораторных условиях, а также ранее опубликован в [13]. Исследования представлены в [14–18]. показать некоторые важные регрессионные модели, доступные в настоящее время в литературе для прогнозирования прочности бетона на сжатие.Сайед-Ахмед [16] разработал статистическую модель для прогнозирования прочности на сжатие бетона, содержащего различные матричные смеси, при фиксированном возрасте или при разном возрасте: 1, 3, 7, 28, 56, 91 и 180 дней. Он пришел к выводу, что предсказанная модель имела высокую корреляцию с экспериментальными результатами для прочности бетона на сжатие. Топку и Саридемир [19] разработали модель для прогнозирования прочности на сжатие бетона, содержащего летучую золу, с использованием нейронной сети (NN) и нечеткой логики (FL). Для построения этих моделей было собрано 52 различных микса с 180 образцами из литературы.Они утверждали, что обе эти модели могут предсказывать с большим уровнем точности. Basyigit et al. [20] предсказал прочность на сжатие тяжелого бетона с помощью моделей NN и FL и пришел к выводу, что прочность на сжатие можно оценить с помощью разработанных моделей NN и FL без проведения каких-либо дополнительных экспериментов. Ванкхаде и Камбекар [21] разработали метод интеллектуального анализа данных для прогнозирования прочности на сжатие и оценили надежность прогнозов для высокоэффективного бетона. Они сообщили, что NN можно рассматривать как альтернативный подход в прогнозировании прочности бетона на сжатие.Тирьяки и Айдын [22] разработали модель NN для прогнозирования прочности на сжатие параллельно волокнам термообработанной древесины без проведения экспериментов по сжатию. Они также сравнили NN с множественной линейной регрессией (MLR). Результаты их исследования показали, что NN обеспечивает лучший прогноз по сравнению с MLR. Нику и др. [23] разработала модель NN с целью построения моделей, были использованы образцы цилиндрических бетонных деталей с различными характеристиками с 173 образцами экспериментальных данных, и была рассчитана прочность бетона на сжатие.Они рекомендовали, чтобы модель NN имела большую точность, гибкость, возможности и точность при прогнозировании прочности бетона на сжатие. Khademi et al. [24] разработали и сравнили три разные модели: MLR, NN и адаптивную систему нейро-нечеткого вывода (ANFIS) для прогнозирования прочности бетона на сжатие в возрасте 28 дней. Они сообщили, что модели NN и ANFIS дали надежные результаты, а метод MLR неосуществим из-за нелинейной зависимости между параметрами бетонной смеси.Хашман и Акпинар [25] разработали модель NN для прогнозирования и классификации прочности на сжатие бетонных смесей на низкую, среднюю и высокую прочность и пришли к выводу, что результаты исследования показали высокую эффективность при правильной классификации прочности на сжатие. Chopra et al. [11] использовал метод проб и ошибок, чтобы достичь наилучшей подходящей архитектуры для NN; тогда как выбрать точную архитектуру с помощью Chopra et al. [13], которые разработали модель NN и сравнили ее с моделью генетического программирования (GP).Было замечено, что модель NN работает лучше по сравнению с моделью GP. В настоящем исследовании цель состоит в том, чтобы сравнить модель NN с моделями DT и RF, чтобы в дальнейшем убедиться в ее компетентности для прогнозирования прочности бетона на сжатие с использованием базы данных [11–13] в возрасте 28, 56 и 91 дня. .

2. Набор экспериментальных данных

В таблице 1 показаны вариации значений параметров, а набор данных, выбранных для анализа прочности бетона на сжатие, представлен в таблице 2 (опубликовано в [11–13]; создано Кумаром [26]) .

.Механическая модель

для прочности бетона на трение при сдвиге в строительных швах

В этом исследовании изучалась надежность и ограничения кодовых уравнений для определения прочности на трение при сдвиге поверхности раздела бетона со строительными швами. Это было достигнуто путем изучения кодовых уравнений (ACI 318-14, AASHTO и fib 2010) и сравнения результатов, предсказанных уравнениями, с экспериментальными данными, собранными из 207 образцов с выталкиванием (133 грубых и 74 гладких строительных шва).Интегрированная механическая модель для монолитной границы раздела, полученная из теоремы о верхней границе пластичности бетона, также была модифицирована для оценки прочности на трение при сдвиге строительных швов. Верхний предел прочности на трение при сдвиге был сформулирован исходя из предела разрушения бетона на стойкость и связь вдоль межфазной плоскости, чтобы избежать переоценки способности передачи сдвига поперечной арматуры с высокой силой зажима. Кодовые уравнения являются очень консервативными и дисперсионными при прогнозировании прочности на трение при сдвиге грубых строительных швов и приводят к большому разбросу данных для соотношений между измеренными и прогнозируемыми значениями прочности на трение при сдвиге.Прогнозы, полученные с использованием предложенной модели, хорошо согласуются с результатами испытаний, указывая на корреляцию тенденций с результатами испытаний для оценки влияния различных параметров на сопротивление трения при сдвиге грубых строительных швов. Согласно предложенной модели, значения сцепления и коэффициента трения для бетона могут быть определены как 0,11 и 0,64 соответственно для гладких строительных швов и 0,27 и 0,95 соответственно для грубых строительных швов, где — прочность бетона на сжатие.

1. Введение

Сдвиговое трение обычно считается основным механизмом передачи нагрузки вдоль границы раздела бетон-бетон, которая подвергается одновременному действию сдвига и нормальных напряжений. Плоскость распространения трещины и разрушения элемента, регулируемого трением сдвига, сосредоточена на плоскости межфазного сдвига [1–3]. Несмотря на то, что механизм трения сдвига значительно сложнее, чем у обычного трения [4, 5], положение ACI 318-14 [6] просто считает, что приложенный сдвиг в основном передается за счет сопротивления, создаваемого трением между две скользящие поверхности и зажимное усилие.Сила зажима создается поперечной арматурой, пересекающей границы раздела. Для расчета усилия зажима предполагается, что напряжение поперечной арматуры достигло предела текучести. Следовательно, прочность на трение при сдвиге бетонных поверхностей раздела, рассчитанная с использованием уравнений положений кодекса [6, 7], увеличивается пропорционально усилию зажима, которое обычно выражается как, где и — соотношение и предел текучести арматурных стержней на границе раздела, соответственно .Однако Harries et al. [4] показали, что напряжение в высокопрочной стальной арматуре (с пределом текучести около 700 МПа) ниже, чем ее предел текучести при предельном состоянии бетонных поверхностей раздела. Kwon et al. [8] исследовали безопасность кода путем сравнения с результатами испытаний, взятыми из 103 образцов с выталкиванием с монолитными интерфейсами. Они пришли к выводу, что уравнения ACI 318-14 и AASHTO приводят к значительному занижению оценок, в то время как завышенные оценки уравнения AASHTO также часто наблюдаются, поскольку они составляют менее 8 МПа.В частности, недооценка и несогласие из-за использования уравнения AASHTO увеличиваются для границы раздела с гладкими строительными швами [9]. В целом, кодовые уравнения, которые эмпирически сформулированы с использованием данных испытаний, собранных в узком диапазоне влияющих параметров, не в достаточной степени отражают механическое разнообразие способности сдвигающего трения поверхностей раздела бетона с разным временем заливки бетона.

Бетонные поверхности раздела часто имеют строительный шов между сборным элементом и монолитным бетоном или на поверхности, образованной путем размещения одного слоя бетона на существующем слое затвердевшего бетона.Когда к строительным швам прикладывают сдвиг, совокупное сцепление и сопротивление бетона растяжению в межфазной плоскости незначительны. Следовательно, вдоль строительных швов неизбежно более низкое сопротивление трению сдвигу, чем вдоль монолитных поверхностей раздела с начальными трещинами или без них. Однако многие из эмпирических уравнений [4, 5, 10–13], используемых для оценки силы трения при сдвиге, были предложены для монолитной границы раздела на основе различных экспериментальных программ и действия трения при сдвиге, связанного с моделью фермы.Таким образом, данных испытаний и аналитических подходов для строительных швов относительно недостаточно. Положения Кодекса [6, 7] указывают, что по сравнению с монолитными интерфейсами коэффициент трения () должен быть примерно на 30% ниже для гладких строительных швов и примерно на 60% ниже для грубых строительных швов. Однако не существует явного экспериментального или аналитического подтверждения этого требования.

Положение fib 2010 [14] указывает на 16,7% большее значение для грубых строительных швов, чем для гладких строительных швов.Мэтток [15] сообщил, что передача сдвига из-за сцепления бетона значительно снижается в строительных швах по сравнению с передачей сдвига, которая развивается вдоль монолитных поверхностей раздела в бетоне. Сантос и Хулио [16] указали, что шероховатость бетонной основы должна учитываться в расчетных выражениях в виде коэффициентов сцепления и / или трения, поскольку на прочность сцепления поверхностей раздела бетон-поверхность существенно влияют состояние субстрата. Однако сцепление и коэффициент трения бетона в строительных швах до сих пор недостаточно интерпретированы, особенно для высокопрочного бетона с гладкими поверхностями.Кроме того, прочность на трение при сдвиге в чрезмерно армированных конструкционных швах должна быть соответствующим образом ограничена, чтобы избежать разрушения бетона до того, как будет достигнут выход поперечной арматуры. Большинство кодовых уравнений не обеспечивают явной проверки верхнего предела или оценки безопасности. Таким образом, оценки безопасности и рациональности кодовых уравнений совершенно неудовлетворительны для грубых и гладких строительных швов, хотя такие оценки для монолитных интерфейсов широко выполнялись в предыдущих исследованиях [3, 11, 15].

Это исследование определяет коэффициенты сцепления и трения бетона в гладких и грубых строительных швах с использованием механического подхода, выведенного из теоремы о верхней границе пластичности бетона. Верхние пределы прочности на трение при сдвиге получены из состояния предела разрушения бетона при раздавливании при действии распорки и стяжки вдоль строительных швов, чтобы избежать переоценки способности передачи сдвига поперечной арматуры с высокой силой зажима. Надежность и ограничения кодовых уравнений [6, 7, 14], используемых для определения прочности на трение при сдвиге строительных соединений, также исследуются путем сравнения с экспериментальными данными, собранными из различных источников.Затем проводится параметрическое исследование с использованием предложенной модели, уравнения AASHTO и результатов собранной базы данных для оценки влияния различных параметров на фрикционную способность стыков конструкции при сдвиге.

2. База данных образцов отталкивания с конструктивными соединениями

Всего 207 образцов отталкивания (включая 133 грубых строительных стыков и 74 гладких строительных стыка), составленных из различных источников в литературе [4, 5, 11, 17–25] были использованы для проверки надежности и безопасности кодовых уравнений и механических уравнений в отношении влияния различных параметров на сопротивление трения при сдвиге в конструкционных швах.Распределение различных параметров в базе данных показано на рисунке 1. Хотя параметры шероховатости, такие как максимальная высота от пика до впадины, общая высота шероховатости и максимальная глубина впадины, влияют на сцепление вдоль поверхности раздела бетона [26], большая часть литературы не предоставляет подробных сведений о состоянии подложки интерфейса. Таким образом, в базе данных граница раздела, обработанная только стальной щеткой, классифицируется как гладкий строительный шов, в то время как граница раздела, специально обработанная пескоструйной очисткой с полной амплитудой выше примерно 1.5 мм классифицируется как грубый строительный шов в соответствии с классификацией шероховатости поверхности, указанной в fib 2010 [14].

Данные испытаний гладких строительных швов относительно ограничены. Сообщалось, что все образцы, включенные в базу данных, не выдержали трения при сдвиге из-за крупной трещины вдоль межфазной плоскости. Только несколько образцов не имели поперечной арматуры, пересекающей границу раздела. Большинство образцов с гладкими строительными швами были изготовлены из бетона с высокой прочностью на сжатие (более 55 МПа), тогда как прочность на сжатие () образцов бетона с грубыми строительными швами находилась в диапазоне от 12 МПа до 100 МПа.Напряжение зажима, создаваемое поперечной арматурой, которое может быть выражено как, варьируется от 1,51 МПа до 6,37 МПа для гладких строительных швов и от 1,40 МПа до 12,29 МПа для грубых строительных швов, где и представляют собой соотношение и предел текучести поперечной арматуры. соответственно. Наклон () поперечной арматуры к межфазной плоскости варьировался от 45 ° до 90 °. Большинство образцов с грубыми строительными швами были испытаны без внешних нормальных напряжений (), приложенных к границе раздела.Шесть грубых строительных швов были испытаны при дополнительных приложенных растягивающих напряжениях в диапазоне от -0,04 до -0,1. Для гладких строительных швов, подвергнутых дополнительному нормальному сжимающему напряжению, было зафиксировано 0,15. Напряжения сжатия и растяжения обозначены символами (+) и (-) соответственно.

3. Модели прочности на трение при сдвиге

Большинство эмпирических уравнений [4, 5, 10–13] для прочности на трение при сдвиге были подогнаны к монолитной границе раздела. Мэтток [15] вывел экспериментальную константу для определения передачи сдвига бетона в его эмпирической модели трения сдвига для монолитной поверхности раздела бетона нормального веса.Эта константа была. Однако постоянная была зафиксирована на уровне 2,76 МПа для грубого строительного шва. В эмпирической модели, разработанной Мэттоком, нет данных по подгонке или объяснения гладких строительных швов. Таким образом, это исследование расчета трения при сдвиге для строительных швов сосредоточено на кодовых уравнениях и механических моделях.

3.1. ACI 318-14 Уравнение

Положение ACI 318-14 [6] определяет, что прочность на трение при сдвиге () поверхностей раздела бетона с нормальным весом, основанная на теории трения при сдвиге, где — способность трения при сдвиге, — площадь сечения граничная плоскость — коэффициент трения, а — угол трения бетона вдоль строительного шва.Значение ограничено 420 МПа, чтобы избежать переоценки способности передачи сдвига для чрезмерной арматуры или высокопрочной стальной арматуры. Верхний предел налагается как функция сопротивления бетона сдвигу, хотя способность бетона передавать сдвиг не учитывается при расчете прочности на трение при сдвиге в плоскости поверхности раздела. Увеличение сопротивления трения сдвигу из-за приложенных сжимающих напряжений не рассматривается в (1), тогда как приложенные растягивающие напряжения требуют дополнительной поперечной арматуры в межфазной плоскости.Величину поперечной арматуры можно определить по условию равновесия силы. Значение было установлено равным 1,0 и 0,6 для грубых и гладких строительных швов, соответственно, как указано в Таблице 1. Для гладких строительных швов было принято пониженное трение при сдвиге при предположении, что сдвиговому усилию в первую очередь противостоит дюбель. действие поперечной арматуры. Согласно ((2a) и (2b)), верхний предел регулируется, когда он составляет менее 28 МПа, независимо от типа бетонного шва, тогда как он регулируется для грубых строительных швов и 5.5 МПа для гладких строительных швов при давлении от 28 МПа до 100 МПа. Кроме того, (1) и ((2a) и (2b)) подразумевают, что сила зажима, вызванная поперечной арматурой, становится незначительной, когда превышает определенный предел. Например, для поверхностей раздела, выполненных из бетона с диапазоном от 28 МПа до 100 МПа, соотношение арматуры, расположенной перпендикулярно плоскости раздела, не должно быть больше, чем для грубых строительных швов и для гладких строительных швов.Это также означает, что предельное сопротивление трению, обеспечиваемое поперечной арматурой, зависит от шероховатости плоскости межфазного сдвига.

.