FRPRCS11 Joaquim Barros đến José Sena-Cruz (Eds) © UM, Guimarães, 2013 HPFRC chịu trách nhiệm cố định dạng HPFRC gia cố khung go GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh 1, H Mazaheripour hai, J Barros 3, J Sena-Cruz f.soltanzadeh@civil.uminho.pt hai hmp@civil.uminho.pt barros@civil.uminho.pt jsena@civil.uminho.pt Keyword: Be Cao Suất sợi quang tông; System gia cố uốn lai / GFRP; The failed when truncated; Mẹ thiết kế QUÁ LƯỢC This article display the links from a practice program to đánh giá khả chịu cắt bê tông cốt sợi hiệu suất o thanđộđộ GFRP trước Ba loạt serie có mức ứng suất khác thử nghiệm I’m of the response of before the dàm ơn chịu cắt khảo sát thông tin Kết cho thấy gia tăng khả tải, dẻo lực hấp thụ mức ứng suất trước tăng lên On the results on the results, is the projected of the parsing công thức CEB-FIP Model Code 2010 go to RILEM TC 162-TDF about the truc tiep FRC has been đh g Cả hai cơng thức có khả thích hợp cho thiết kế đích,but CEB-FIP cơng thức dự đốn tiết kiệm Kết thực nghiệm chứng minh mức ứng suất trước có ảnh hưởng đến khả chịu cắt cao nhiều so với mức thông thường khuyến nghị GIỚI THIỆU Ngày nay, vật liệu Polymer cốt sợi thủy tinh (GFRP) sử dụng giải pháp thay cạnh tranh cho hệ thống xây dựng sáng tạo để gia cố kế hoạch xây dựng Động lực sau thực công việc hiệu suất vượt trội hệ thống loại mơi trường ăn mịn, khơng có điện độ lệch tỷ lệ Mặc dù có tất điểm ưu tiên này, GFRP có tương tác đàn hồi mơ-đun thấp khơng thể kéo giịn Ngoài ra, liên kết hiệu suất GFRP bê tông thường thấp so với thông thường nút phụ thuộc nhiều vào bề mặt xử lý [2, 3] Để cải thiện độ dẻo đáp ứng yêu cầu giới hạn trạng thái, khả sử dụng hồn thiện bê tơng cốt thép (RC) GFRP, đề xuất sử dụng dống khê Các GFRP ứng dụng trước góp phần vượt qua chướng ngại vật tạo module hồi thấp hơn, để kiểm tra vết nứt rộng vàtng Mặt khác, sợi dây rời rạc loại cốt thép, chủ yếu cho bê tông cường độ cao, chúng tơi hồn tồn thay kiềng thép mà khơng có cố 5-12-12-12-12 Use be tong the cốt lõi có cường độ nén cường độ chịu lực sau nứt cao, định dạng đó.Trong bảng điều khiển này, kim loại thay sợi cáp cốt thép chịu lực tạo lớp phủ tránh tượng ăn mịn Vì kiềng thép cốt lõi dễ bị ăn mòn HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz gần với bên bề mặt giấy phép, thay nút sợi thép góp phần tránh vấn đề ăn mịn, giảm chi phí bảo trì tăng độ kết cấu Ngoài ra, liên kết GFRP bê tơng xung quanh cải thiện nhờ diện sợi cáp [12] Mặc dù có nghiên cứu sâu rộng ứng dụng cốt lõi khơng chịu cắt [13-15], có khả chịu cố bê tông cốt lõi thé gớ hốP SFP sắt khơng thể ước tính cách sử dụng kết công cụ đặc biệt giới thiệu giao diện GFRP thể Mục tiêu báo đánh giá có khả chịu cắt HPFRC gia cố cách uốn cong công cụ thụ động ứng dụng GFRP trước Ure Hưởng ứng dụng trước sử dụng lên GFR ứng dụng loại quyền khảo sát thơng tin Bằng cách sử dụng kết thu chương trình thực nghiệm, đánh giá mức độ tin cậy phân tích cơng thức xuất CEB-FIP MC2010 [16] xác nhận khả chịu cắt SFRC THỰC NGHIỆM CHƯƠNG TRÌNH Chương trình thử nghiệm bao gồm sáu chế độ HPFRC ngắn gọn gia cố GFRP lai ứng suất trước chuyển đến dọc thụ động Khả chịu cắt phân đoạn trước hồn thành tính tốn cơng thức phân tích khuyến nghị MC2010 cho cơng ty khơng có cố gắng chịu cắt Cho tơi khả chịu cắt tính tốn, d HPm HPFRC gia cố uốn GFRP go để có khả chịu cắt 2.1 Nguyên vật liệu Thiết kế kết 2.1.1 Cao Suất cáp quang tơng màu (HPFRC) Trình bày bảng thành bê tông phần sử dụng cơng ty Xi măng pc lăng loại I 42.5R sử dụng để chuẩn bị Tro bay go chất độn đá bổ sung vào trang để cải thiện đặc tính Chất dẻo siêu dẻo Glenium SKY 617 dựa polyme poly carboxylate ete (PCE) hệ thứ hai sử dụng để cung cấp phù hợp cấp độ Granit thô cốt thép nghiền nhỏ, sông cát cát mịn, tương ứng với kích thước tối đa 12,5 mm, 4,75 mm v 2,35 mm đưa vào bê tông khung Hãy điều chỉnh cách cố gắng cách sử dụng 90 kg / m moc sợi dây đầu có chiều dài 33 mm ( l f), Frame rate rate ( l f / d f) 65 đến 1100 MPa 650ng kính 650 mm thu thử nghiệm dịng chảy, khơng xảy phân tách Bằng cách thực thử nghiệm nén năm mẫu trụ có đường kính 150 mm đến 300 mm, cường độ nén trung bình đến 64,9 MPa [18] đến mơ-đun Young trung bình đến 34,3 GP thec theo khuyến nghị [19], xem thiên thiên biến số hớ có 4% chuyển thành 2% Đặc trưng giá trị với HPFRC khơng có 56,9 MPa, theo CEB-FIP mẫu [16] có độ C60 Xi măng Tro bay ụá Voi Table 1: Master bê tông Chất dẻo hóa Khỏe kat Water super với âm Con mèo Thô Agg Thep Chất lượng kg / m kg / m kg / m Lít / m Lít / m kg / m kg / m kg / m kg / m 462 138 139 208 16 99 697 503 90 Để đánh giá hành vi uốn HPFRC, ba mẫu lăng trụ 600 × 150 × 150 mm đúc kết go must be try to the three point like the khuyến nghị CEB-FIP MC2010 Force-CMOD (chuyển đổi vết nứt) go Force-Deflection thu Các thử nghiệm có khía cạnh vẽ hình 1a 1b Cho tria l choc cho CMOD j ( j = đến 4), tương ứng hiệu lực, F j, thã thu được, vào thông tin số lượng kéo dài dư thừa xác định từ công thức sau: hai HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz f R ,j = 3FL j (1) bh hai haisp Ở đâu f R, j [ N / mm hai] F j [ N] chỉnh sửa độ hiệu lực f tương ứng với CMOD = CMOD j [ mm] Thu f R, j, also as rate of rate limit, is display as Table f ct ,L Cấm 2: Các kiểu uốn cong thơng số render mẫu có lăng trụ thử nghiệm (PS) Baldance number Information Object pattern TÔI PS1 PS2 PS3 Trung bình cộng: (CoV): CMOD1 = 0,5 mm f R,1 CMOD2 = 1,5 mm fR CMOD3 = 2,5 CMOD4 = 3,5 ,hai mm f R,3 mm fR,4 MPa MPa MPa MPa 14,24 15,84 15.02 16,23 18.42 14,91 14,98 17,28 15.44 15.15 17,18 15.12 6,66 7,53 1,85 12,83 11.07 14,45 12,78 13,24 f R,3 f R,1 1,05 0,92 1,03 0,99 7.29 f ctf ,L kN 8.17 7,97 6.24 7.46 14,22 Hình 1: Kết kiểm tra chùm tia mặt (a) Lực-CMOD (b) Độ lệch lực 2.1.2 Cố định hệ thống Mỗi bảng gia cố theo chiều dọc ba thụ động GFRP, hai có đường kính 12 mm ϕ với bề mặt có gân GFRP đường có chiều cao khơng thay đổi 6% đường kính theo khoảng cách khoảng 8,5 mm Từ thử nghiệm thực theo tiêu chuẩn ASTM D7205 / D7205M-06 [20], trung bình giá trị có 56 GPa thu cho đường kính đo tiết diện 13 Ngược lại với hoạt động cấu trúc, GFRP hoạt động đàn hồi tuyến tính hỏng hóc Tại giải pháp hỗ trợ, cấu trúc chữ L có đường kính mm áp dụng để tránh hư hỏng cục sớm (Hình 2) Bảng bao gồm đặc tính hệ thống tăng cường áp dụng nghiên cứu 2.2 Mẫu chuẩn thử nghiệm thiết lập Cấu hình thiết lập thử nghiệm lai / GFRP HPFRC hiển thị Hình nhánh tương đương ngang mặt cắt, d eq, có 239 mm Ratio tempo, a / d eq, there 2.2 to end of the current output of the serie Bảng cấu hình chùm tia HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz chương trình thực nghiệm Trong loạt hệ thống, GFRP áp dụng mà khơng có ứng dụng trước đó, loạt P20 P30, mức ứng suất trước 20% 30% khă căng gh 1350 MPa) chấp nhận Bàn số 3: Có chất học c Ga GFRP đến thép Loại Kính đường GFRP 12 (13.0) mm Quan trọng gr / cm 2,23 f ty Ɛ ty ‰ N / mm hai Khơng có suất Khơng Trẻ ' Modul GPa 67 (56) f bạn Ɛ bạn 1350 ‰ 7.4 594 591 45 215 N / mm hai suất Thep Thep 12 7.85 7.85 500 490 2.3 2,5 217 196 Note: f ty ɛ ty is a pull and variable format at the point: f bạn ɛ bạn is the end of go to form variable Muu ID Bảng 4: Chi tiết chuẩn mẫu Prengual Before the level of application Mất căng thẳng điểm thử nghiệm B1-Con B2-Con B1-P20 B2-P20 B1-P30 B2-P30 (%) (MPa) 270 270 450 450 Controls Controls 20 20 30 30 (%) 5,07 2,32 Quy trình ứng dụng trước thực cách đặt GFRP định kéo để đạt mức ứng suất trước mong muốn cách sử dụng hệ thống kích hoạt Suất tốc độ trước 0,8 kN / phút Bằng cách đo biến dạng ghi lại thiết bị đo biến dạng lắp (xem Hình 3) xác minh phát tán, GFRP có mong muốn before the rate of Trong tất ứng dụng trước, ứng dụng trước giải phóng ngày sau thăng cấp Các cụm bảo dưỡng trung bình nhiệt độ 23 ⁰ C giảm 60% ngày Các chùm tia thử nghiệm tuổi 28 ngày This ageness, the failed to theates before times that 5,07% go to 3,23% for ser-ri P20 go to P30 (Table 4) Hình 2: Prengual hệ thống sử dụng ghép kích thước Hình 3: Chùm tia cấu hình thử nghiệm thiết lập (kích thước tính mm) HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz Độ lệch chùm tia đo cách sử dụng sáu đầu dò vi sai điện áp (LVDT) bố trí theo cách xếp Hình chế độ chuyển đổi tốc độ 10 µm / s bị hỏng dầm Bốn biến dạng máy đo (SG), đặt tên SG1 đến SG4, lắp bề mặt GFRP để đo biến dạng Tải trọng áp dụng ( •) ằc đo cách sử dụng biến lực ± 700 kN ± Ín xác 0,05% 2.3 Thực nghiệm kết Đáp ứng trung bình độ lệch sải lực loạt thử nghiệm thực Hình Bằng cách tăng mức ứng dụng trước, khả Bảng tiếp tục liên kết kết Crack phát mức tải từ 50 đến 75 kN điều khiển trường 110 140n 140 kN dự ứng dụng Hình cho nứt dạng ghi nhận cố cố định Tất trượt chịu lực trước đạt tối đa khả chịu đựng 400 350 300 Load (KN) 250 200 150 100 B Av Control B Av P20 B Av P30 50 0 hai 10 11 Độ lệch (mm) Hinh 4: Trung bình cộng Hệ thống quan trọng Tải trọng-Độ lệch nhịp for test thử nghiệm On the download the most important to thu being for each Fredits, ta thấy áp dụng tỷ lệ phần trăm cha GFRP is 0,25% , tăng lượt cắt 19% lên 27% Dựa phương pháp tiếp cận dựa dạng biến đổi giới thiệu Wang Belarbi [22], nghiên cứu này, độ dẻo xác định biên dạng biến dạng lưu trữ giai đoạn tuyến tính hồi phục, có tính tốn đến cường độ hiệu ứng ( Ç S) lệch hướng làm lệch hiệu ứng ( Ç d) Give a train nnh mean, dẻo number only DF cable as after: DF = CCS × Ở đâu C S= C d= (hai) d Pu P δ1 (3) δu (4) δ1 HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz Ở đâu P u tải hóc lỗi δ u is so match at this point P δ value at the first start-up the group of the first crack, may be be duoc ước tính dựa tuyến tính tốn phương thức sử dụng phương pháp (5) f ctcr= PL h Tụi ch ỗ cp (5) f Ở đâu f cr ct is a pull of the rate of HPFRC, is accept the value of rate of the limitation ct f; L ,L Ở tempo, H i Tụi ỗ so sỏnh l sõu qn tính mơmen vật khơng cản trở mặt cắt ngang σ cp is the medium Compression compression for up the bờ tụng tit kim (Cỏc) (B) (ỗ) Hỡnh 5: The Cluster Crack (a) nứt nẻ có ứng suất trước 30%, (b) 20% will (c) cluster control Bảng 5: Hệ thống linh hoạt v v hấp thụ lượng chùm tia Object pattern TÔI B AV Con B AV P20 B AV P30 Level Before theary P δ1 Pu (%) kN kN 20 30 64 70 73 263,3 312,8 δ1 δu (mm) (mm) 0,26 0,22 6,59 6,55 7.62 DF Hấp thụ Năng lượng 351,0 0,085 (kN.mm) 104,3 133.0 431.0 2135,98 2458,97 3348.08 Bảng nêu bật hệ thống dẻo số (DF) cách tăng mức ứng suất trước Do that, the before well as well as gain of the level of the level of the level of hấp thụ đăng ký suất ứng dụng trước so sánh với điều khiển Sự thụ hưởng hấp thụ tính tốn cách đo diện tích đường tải trọng trung bình nâng lên δu Ở đâu δu is the big rate at the most important download (xem bảng 5) GIẢI PHÁP MÁU HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz This section, the truncated of the tested is so sánh với dự đốn theo cơng thức đề xuất CEB-FIP MC2010 [16] RILEM TC 162 Cần lưu ý bình luận giá trị chấp nhận cho vật liệu thuộc tính đơn vị giá trị cho hệ thống an toàn phần ( γ c = 1) 3.1 CEB-FIP MC2010 Theo CEB-FIP MC2010 [16], trát tông phần tử V Rd bao gồm khả cắt bê tông cốt sợi (FRC) cung cấp, V Rd, F, go by the kiềng thép V Rd, s (xem Phương trình 6) V Rd V= Rd F, V+ (6) Rd ,s Ở đâu V Rd F, = 1/3 ⎡ ⎡ 7,5 ⎤ ⎛ Ftuk ⎞f ⎢ 0,18.k 100 ⎢ ρl ⎜⎝ + + 0,15 cp B f ck ỗ f ctk ⎠ ⎢⎣ ⎣ ⎤ ⎥ ⎥ wd ⎦ (7) Trong this method, d is the owner width of the face truncate; B w is the width of the interface and ç γ is an tồn phần bê tơng Trong Eq (6), k is a link element to the size size has may be used by Eq (8), go ρ l is the Vertical core ratio is being ĐỊNH TỪNG Method (9), at đâu CÁC sl diện tích tiết diện dọc k = 1+ 200 / d ≤ hai ρl = A sl/ b d w (chỉ 8) (9) Trong Eq (7), ct f , k ck tương f ứng đặc trưng giá trị lực kéo độ nén cường độ cho da nền, go Ftuk is a feature f of value of the last balance mode for the FRC is precision from [16]: w f Ftu ( w u) = fFts - u ⋅ (Ftsf hai cách xem xét w - ⋅ f R + 0,2 ⋅ f R )≥; f đương với R u = 1,5 mm Fts tương f 3/3 (10) giả định cứng nhựa mơ hình mơ tả [16] Tất liên quan tham số đến HPFRC lấy từ liệu Phần 2.1.1 Bảng Trình bày trình bày bảng thử nghiệm ( V exp) go cà phê giá trị ước tính có theo cơng thức CEB-FIP MC 2010 đề xuất ( V MC2010), in that the average value has been accept for vật liệu thuộc tính, go γ c = Node xác minh V exp / V MC2010 daã dao động từ 1.51 đến 1.81, tăng theo mức ứng suất trước In the current parsing V Rd, s coã coi giá trị 3.2 RILEMModel Theo hướng dẫn RILEM [17], chùm RC-SFRC khả xác định từ: V Rd V=+ CD V fd + V (11) wd Ở đâu (12) V! "= 0,12 k 100 ρ ! F!" ! /! + 0,15 σ! " B ! D HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz is đóng góp cụ thể, go V fd = 0,7 k f k τ fd B w d (13) is the đóng góp cốt sợi Ý nghĩa ký hiệu Eq (11) cung cấp Trong Eq (12), go for the current cluster k f = 1, while τfd= 0,12 fRk (14) ,4 Bảng 6: Khả chịu cắt (kN) tính tốn thực nghiệm phân tích V exp Object pattern TÔI * B1-Con B2-Con B1-P20 B2-P20 B1-P30 B2-P30 V MC 2010 * V exp V RILEM ** (KN) (KN) V MC 2010 (KN) V RILEM 133,5 88.3 1.51 156.3 0,85 1,80 159.1 91,8 1,73 159,8 0,99 1,74 169,3 93,5 1,81 161,6 1,05 1,73 V trung bình (KN) 127,52 139.48 149,96 168,23 162.09 176,49 P Come Ex V exp V RILEM V MC 2010 from Eq (3); ** Eq mẫu biểu (số 8) In the current parsing V wd coã coi giá trị Bởi vì, trung bình giá trị tính đến đặc trưng giá trị xuất công thức, 0,12 thay bng 0,18 ỗ in Eq (7) i (12), đâu γ c = Khả chịu cắt tính tốn cách sử dụng RILEM xuất đề tìm thấy Bảng Giá trị tỷ lệ lực cắt lực thu thực nghiệm so với cơng suất tính tốn theo hướng dẫn V exp / V RILEM tăng lên tăng mức ứng suất trước từ 0,85 lên 1,05 Một khác biệt đáng kể người quan sát kết tính tốn cách sử dụng hai hướng dẫn THẢO LUẬN So sánh Eq (7) kc khuyến nghị MC 2010 với Eq (12) đề xuất RILEM hướng dẫn, nút kết luận hiệu ứng bao gồm sợi dây Eq (7) phụ thuộc vào f Ftuk f ctk Do that by Tính tốn chịu cắt bê tơng sử dụng MC 2010, thuật ngữ giới thiệu ( f Ftuk f ctk) null Khả chịu cắt theo công thức MC 2010 cho bê tông trơn Bằng cách trừ giá trị cho khả chịu cắt tính tốn cho bê tơng sợi, thu ảnh hưởng đóng góp sợi cáp This application is so sánh với hiệu ứng tính tốn RILEM hướng dẫn (V fd) left that Hình 6a cho phép cắt dây cung cấp độ lớn hiển thị đóng góp đóng góp " V fd ”Use hai điều khoản The ước tính giá trị V fd of RILEM cao đáng kể (gần 2,7 lần) so với tính tốn MC2010 Ngồi ra, ảnh hưởng suất trước xu hướng cải thiện khả cắt, liên quan đến thuật ngữ 0.15 σ b d,cp same same sử dụng hai nguyên tắc Tuy nhiên, this cải tiến w the same rate nâng cao xu hướng chịu khó chịu thực nghiệm (xem Hình 6b) Cải thiện khoảng 21% đạt thử nghiệm cách tăng mức ứng suất trước cắt khả HPFRC tăng 9,6% theo hai hướng dẫn There is on to test a test, has a beautiful as the effect of the rate before the truncate can not are good quality in CEB-FIP MC2010 and RILEM This thing for the request to be note to them about the bao gồm ảnh hưởng ứng dụng trước có khả cắt với độ xác cao cơng thức / ” ” ) The truncate Total V " Rd tc feature by RILEM hiển thị giá trị gần với thử nghiệm result high feature V fd Ngược lại, MC2010 ước tính giá trị thấp liên kết khả ước tính thấp đóng góp sợi cáp Vì khơng thay đổi nội dung cáp quang bao gồm HPFRC, tính cáp đóng góp vào cơng việc cải thiện HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz The Toán học trét chức khơng thể kết thúc Ngồi ra, to have the parsation near the results of the truncated by testing, also need to feature to the effect of the first application .) Lại) 200 180 V exp B Av P20 169,3 Truncation (kN) 54,59 RILEM V RILEM 150 125 100 75 Hạn chế 54,59 MC-2010 52,8 RILEM B Av Concrol Hạn chế 52,8 MC-2010 49,35 Hạn chế 49,35 RILEM 20 MC-2010 40 38,93 107.01 159.1 106,97 38,93 60 133,5 80 38,93 100 106,97 140 120 V MC2010 175 V exp 160 Truncation (kN) 200 V fd V CD 50 - 0,5 0,0 B Av P30 0,5 1,0 σ cp ID mậu vật 1,5 2.0 2,5 (MPa) (B) (Các) (Các) Hình 6: ( a) So sánh tác dụng •! " •! "( b) Ch tr sáng khả vừa tới nơi •! ”; KẾT LUẬN Ba loạt nhịp ngắn với mức ứng dụng khác thử nghiệm theo ba điểm b - end try to so sánh khả cắt thực nghiệm với phân tích mơ hình xuất fib MC2010 đề xuất hướng dẫn RILEM TC 162-TDF A Summon summon thơng tin nhận xét rút sau: Bao gồm ứng dụng GFRP trước hệ thống lai cốt lõi / GFRP hệ thống Hiện nghiên cứu, cải thiện đáng giá để kết nối với GFRP thụ động Do đó, tăng giá trị hấp thụ lượng tìm thấy ứng dụng trước cụm - Trong tất công việc, quan sát thấy hệ thống số dẻo tăng cường đáng kể cách tăng mức ứng suất trước - The truncated well-being in gain near 21% with the way gain of the Ang suất trước up to 30% cường độ kéo final of GFRP during the value This was dự đoán mặt parsing the address is 9,6% This thing for the request to be note to them about the bao gồm ảnh hưởng suất trước đến khả cắt với độ xác cao cơng thức - Cả hai cơng thức có khả thích hợp cho thiết kế mục tiêu Tuy nhiên, ảnh hưởng suất trước cần tính đến nhiều liên quan công thức - To have Đánh giá tốt ảnh hưởng đóng góp sợi cáp cơng việc cắt tính ước tính, cần thử nghiệm số mẫu với phần sợi cáp quang NHÌN NHẬN Nghiên cứu báo phần dự án “DURCOST - Cải tiến hệ thống gia cố cho kết cấu tạo sẵn với độ cao vàng / ECM / 105700/2008, hỗ trợ FCT Các tác giả cảm ơn hợp tác công ty sau: Sireg Schoeck cung cấp thành GFRP, Các cặp để sản xuất mẫu, Maccaferri cung cấp sợi dây, Secil / Uni; CiviTest để sản xuất SFRSCC mẫu HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz Ban đầu tác giả thừa nhận nghiên cứu tài trợ thời gian dự án từ chương trình bác sĩ từ FCT (SFRH / BD / 77409/2011), tương ứng TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Sharbatdar MK, (2008), “Tải đơn điệu tuần hoàn bê tông cốt thép mới”, International Journal of Civil Engineerng T 6p 6, số 1, trang 58-71 [2] Achilides Z, Pilakoutas K., (2004), Hành vi liên kết polyme gia cố sợi cáp điều kiện kéo trực tiếp, ”J Compos Constr, 8, (2), trang 173-181 [3] Al-Mahmoud F, Castel A, Francois R, Tourneur C (2007), “Ảnh hưởng việc xử lý bề mặt liên kết polyme cốt sợi carbon với bê tơng,” Tạp chí Cem Concrete Tổng hợp, 29, (9), trans 677-689 [4] Lau D Pam HJ, (2010), “Nghiên cứu thực nghiệm bê tơng cốt thép lai”, Tạp chí Kết cấu cơng trình, 32, trang 3857–3865 [5] Kwak YK, Eberhard MO, Kim WS, Kim J., (2002), “Cường độ chịu đựng bê tông cốt thép khơng có kiềng,” ACI Cấu trúc tạp chí, Số tiêu đề 99-S55, trang 530_538 [6] Hisabe N., Yoshitake I., Tanaka H., go Hamada S., (2006), “Ứng dụng sở học kiện bê tông cốt lõi chịu lực,” Hội thảo RILEM quốc tế Tổng hợp xi măng sợi cáp hiệu suất cao cấu trúc ứng dụng, RILEM PUBLICATION SARL, trang 375-381 [7] Sagaseta J Vollum RL, (2011), “Sự phá hủy cốt lõi để chuyển đổi vết nứt bê tơng cốt thép,” Tạp chí bê tông cốt thép, T 63p 63, Số 2, trang 119-137 [8] Zdenek PB, Prat PC đến Tabbara MR, (1990), “Các thử nghiệm kiểm tra tính xác định độ trượt Antiplane (Chế độ II),” Tạp chí ACI, Chỉ 87-M7, 12-19 [9] Banzant ZP Pfeiffer PA, (1986), “Thử nghiệm đứt gãy trát tông,” Materiaux et Constructions, T 19p 19, số 110, trans 111-121 [10] Vall M Buyukozturk O., (1993), “Lăn bê tông cốt lõi cao độ chịu lực cắt trực tiếp,” Tạp chí ACI, Số tiêu đề 90-M13, trang 122-133 [11] Minelli, F., (2005), “D bm bê tông cốt sợi trơn chịu lực cắt: ứng dụng kết cấu thiết kế ứng dụng,” Luận án Tiến sĩ, Khoa Xây dựng dọc, Br Editrice, Brescia Ý, 429 [12] Mazaheripour H, Barros J, Sen-Cruz J, Pepe M, Martinelli E (2013), “Nghiên cứu thực nghiệm tính liên kết GFRP bê tông cốt sợi dây lèn” J Compos Cấu trúc, 95, tr202-12 [13] Banzant ZP Yu Q., (2005), “Thiết kế chống lại ảnh hưởng kích hoạt chịu đựng bê tơng cốt thép khơng có kiềng,” Tạp chí Kỹ thuật kết kết cấu trúc, V131, Số 12, trang 1877-1885 [14] Lingemann J., Sauer J., go to Zilch K., (2010) “Khả chịu đựng, bê tông cốt sợi thép,” Hội quốc tế fib lần thứ [15] Ding Y., Youb Z., Jalali S., (2011), “Ảnh hưởng tổng hợp sợi dây kiềng tác động việc sử dụng bê tông tự kết nối,” Tạp chí Unicructor 33, trang 107– 117 [16] CEB-FIP Mã mẫu 2010: Last edited Mã mẫu Nhóm Hoạt động đặc biệt 5, Lausanne, chỉnh sửa, tháng năm 2011 [17] Vandewalle, L cộng sự, "Phương pháp thử nghiệm thiết kế cho bê tông cốt thép - Cuối đề nghị", Vật liệu Kết cấu, 35 (253), 579-58 2002 [18] ASTM C39 / C39M - 12 Phương pháp thử tiêu chuẩn cho độ nén bê tông trụ [19] E365 (1993) “Bê tông đông cứng - Xác định đàn hồi mơđun bê tơng nén.” Phịng thí nghiệm quốc gia đặc điểm kỹ thuật xây dựng, pp (bằng tiếng Bồ Đào Nha) [20] ASTM D7205 / D7205M-06 Method try standard for the feature of the bar cố kết hợp polyme gia sợi dây ASTM International, US, 2006 [21] Barros Glusia 10 FRPRCS11 Joaquim Barros & José Sena-Cruz (Eds) © UM, Guimarães, 2013 Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh1, H Mazaheripour2, J Barros3, J Sena-Cruz4 ISISE, University of Minho, Guimarães, Portugal, f.soltanzadeh@civil.uminho.pt ISISE, University of Minho, Guimarães, Portugal, hmp@civil.uminho.pt ISISE, University of Minho, Guimarães, Portugal, barros@civil.uminho.pt ISISE, University of Minho, Guimarães, Portugal, jsena@civil.uminho.pt Keywords: High Performance Fiber Reinforced Concrete; Hybrid Steel/GFRP Flexural Reinforcing System; Shear Failure; Design Codes SUMMARY This paper presents the relevant results from an experimental program to assess the shear capacity of high performance fiber reinforced concrete (HPFRC) beams flexurally reinforced with a hybrid system of passive steel and prestressed GFRP longitudinal bars Three series of two beams with different level of prestressing were tested The effect of prestressing level on the shear capacity of the beams was the main investigated parameter The results showed an enhancement of the load carrying capacity, ductility and energy absorption with the increase of the prestress level Based on the obtained results, the predictive performance of the analytical formulations of CEB-FIP Model Code 2010 and RILEM TC 162-TDF for the shear capacity of FRC beams was assessed Both formulations seem appropriate for design purposes, but the CEB-FIP formulation predicts more conservative shear capacity The experimental results demonstrated that the prestressing level has an effect on the shear capacity much higher than the one recommended by the codes INTRODUCTION Nowadays, Glass Fiber Reinforced Polymer (GFRP) materials are being used as a competitive alternative for innovative construction systems and for the reinforcement of concrete structures The major driving force behind this effort is the superior performance of this type of reinforcing system in corrosive environments, non-conductivity and high strength-to-weight ratio [1] Despite of all these advantages, GFRP has a relatively low modulus of elasticity and brittle tensile failure Additionally, the bond performance between GFRP bar and concrete is normally lower than conventional steel bars and it strongly depends on the surface treatments of the bar [2, 3] To improve the ductility and accomplish the serviceability limit state requirements of the GFRP reinforced concrete (RC) beams, it is suggested to include steel bars for the reinforcement of concrete structures [4] Prestressing GFRP bars can also contribute to overcome the obstacles created by the lower modulus of elasticity, to control the crack width and increase the shear capacity of RC beams On the other hand, discrete steel fibers is an interesting reinforcement, mainly for high strength concrete, since they can totally replace steel stirrups without occurring shear failure [5-12] Using a steel fiber reinforced concrete of high compressive strength and high post-cracking flexural tensile strength, herein designated as high performance fiber reinforced concrete (HPFRC), prefabricated beams not susceptible to corrosion can be developed In these beams steel stirrups are replaced by steel fibers and the flexural reinforcement is composed by pre-stressed GFRP bars with the minimum acceptable cover thickness [12] and steel bars with a cover thickness that avoids corrosion phenomenon Since the steel stirrup is the reinforcement that is more susceptible to corrosion due to its Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz proximity to the exterior surfaces of the beams, replacing it by steel fibers contributes to avoid corrosion problems, which decreases the costs maintenance and increases the structure’s durability In addition to that, the bond between GFRP bars and surrounding concrete may be improved by the presence of the steel fibers [12] Despite of the extensive research on the behavior of beams without shear reinforcement [13-15], the shear capacity of steel fiber reinforced concrete (SFRC) beams flexurally reinforced with a hybrid system composed of GFRP and steel bars cannot be estimated by using existing results due to the specificities introduced by the presence of the pre-stressed GFRP bars and the use of HPFRC The objective of this paper is to assess the shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with passive steel bars and pre-stressed GFRP The influence of the pre-stress level applied to the GFRP bars in the behavior of this type of beams is the main investigated parameter By using the results obtained in the experimental program, the reliability of the analytical formulations proposed by CEBFIP MC2010 [16] and RILEM TC-162-TDF 2005 [17] for the prediction of the shear capacity of SFRC beams is assessed EXPERIMENTAL PROGRAM The experimental program is composed of six short-span HPFRC beams reinforced with hybrid prestressed GFRP and passive steel longitudinal bars The shear capacity of these beams was firstly calculated by means of an analytical formulation recommended in MC2010 for beams without shear reinforcements Based on the calculated shear capacity, the HPFRC beams were flexurally reinforced with GFRP and steel bar in order to have the shear failure 2.1 Materials 2.1.1 High Performance Fiber Reinforced Concrete (HPFRC) Table presents the concrete composition used in the present work Portland cement type I 42.5R was used for preparing the mix Fly ash and lime stone filler are added to the mix in order to improve the property of the paste Glenium SKY 617 super plasticizer which is based on second-generation poly carboxylate ether (PCE) polymers is used to provide the suitable flowability The crushed granite coarse aggregate, river sand, and fine sand, respectively with 12.5 mm, 4.75 mm and 2.35 mm maximum size is included to the aggregate skeleton of the concrete The concrete is reinforced using 90 kg/m3 hooked ends steel fibers of 33 mm length (lf), aspect ratio (lf/df) of 65 and tensile strength of 1100 MPa A diameter of 650 mm was obtained in the slump flow test, without occurring segregation By performing compression tests on five cylindrical specimens of 150 mm diameter and 300 mm high, an average compressive strength of 64.9 MPa [18] and an average Young’s modulus of 34.3 GPa were obtained according to the recommendations of [19], with a coefficient of variation of 4% and 2%, respectively The characteristic value of this HPFRC is 56.9 MPa, which according to the CEB-FIP Model Code [16] is a concrete of C60 strength class Mix Design Table 1: Concrete compositions Cement Fly ash Lime stone filler Water Super Plasticizer Fine sand River Sand Coarse Agg Steel Fiber kg/m3 kg/m3 kg/m3 Liter/m3 Liter/m3 kg/m3 kg/m3 kg/m3 kg/m3 462 138 139 208 16 99 697 503 90 To assess the flexural behavior of HPFRC, three prismatic specimens 600 ×150 ×150 mm3 were cast and subjected to the three point bending test according to the recommendations of CEB-FIP MC2010 The Force-CMOD (crack mouth opening displacement) and the Force-Deflection obtained in the notched beam bending tests are plotted in Figures 1a and 1b Based on the force values for the CMODj (j=1 to 4), the corresponding force values, Fj, were obtained, and the derived residual flexural tensile strength parameters were determined from the following equation: Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz f R,j = 3F j L (1) 2bhsp2 where fR, j [N/mm2] and Fj [N] are, respectively, the residual flexural tensile strength and the force f corresponding to CMOD=CMODj [mm] The obtained fR, j, as well as the limit of proportionality, f ct ,L are presented as Table Table 2: Residual flexural tensile strength parameters of the tested Prismatic Specimens (PS) Residual tensile strength parameters CMOD1=0.5 CMOD2=1.5 CMOD3=2.5 CMOD4=3.5 Specimen mm mm mm mm ID f f f f f R ,1 PS1 PS2 PS3 Average: (CoV): MPa 14.24 16.23 14.98 15.15 6.66 R ,2 R ,3 MPa 15.84 18.42 17.28 17.18 7.53 MPa 15.02 14.91 15.44 15.12 1.85 R ,4 MPa 12.83 11.07 14.45 12.78 13.24 f R ,3 f R ,1 1.05 0.92 1.03 0.99 7.29 f ct , L kN 8.17 7.97 6.24 7.46 14.22 (a) (b) Figure 1: Results of the notched beam tests in terms of (a) Force-CMOD and (b) Force-Deflection 2.1.2 Reinforcing System of the Beams Each beam was reinforced longitudinally with three passive steel bars and a GFRP bar, both of 12 mm diameter ϕ and with ribbed-surface The ribs of the GFRP bar have a constant height of 6% of the bar diameter and a spacing of about 8.5 mm From tensile tests executed according to the standard ASTM D7205/D7205M-06 [20], an average value of 56 GPa was obtained for a measured diameter of the bar’s cross section of 13.0 mm In contrast with the behavior of the steel bars, the GFRP bar behaves elastically and linearly up to failure At the supports of the beams, L shape steel bars of mm diameter were applied to avoid premature local failure (Figure 2) Table includes the properties of the reinforcements applied in the present study 2.2 Specimens preparation and test setup The configuration and test setup of the hybrid steel/GFRP HPFRC beams are shown in Figure The equivalent internal arm of the cross section, deq, is 239 mm The shear span ratio, a/deq, is 2.2 in order to promote the occurrence of shear failure Table indicates the beam’s composing of the present Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz experimental program In the Con series of beams, the GFRP bars were applied without any prestress, while in series P20 and P30 a prestress level of 20% and 30% of the ultimate tensile capacity of the GFRP bars (1350 MPa) was adopted Type of bar GFRP Table 3: Mechanical properties of GFRP and steel bars Diameter Density fty Ɛty Young’ Modulus mm gr/cm3 N/mm2 ‰ GPa No yielding No 12 (13.0) 2.23 67 (56) ftu Ɛtu N/mm2 1350 ‰ 7.4 594 591 45 215 yielding Steel Steel 12 7.85 7.85 500 490 2.3 2.5 217 196 Notes: fty and ɛty are the tensile stress and strain at the yielding point: ftu and ɛtu are the ultimate tensile stress and strain Specimen ID B1-Con B2-Con B1-P20 B2-P20 B1-P30 B2-P30 Table 4: Details of the prepared specimens Prestressing level Prestressing Loss of stress at the time of testing (%) Control Control 20 20 30 30 (MPa) 270 270 450 450 (%) 5.07 2.32 The prestressing procedure was carried out by placing the GFRP bar in the mold and pulling out to obtain the desired levels of prestressing using a coupler hydraulic jack system (see Figure 2) The rate of prestressing was 0.8 kN/min By measuring the strains recorded in the strain gages installed in the bars (see Figure 3) and taking into account the force value registered in a load cell attached to the actuator, it was verified that when the beams were cast the GFRP bar had the desired prestress level In all the prestressed beams the prestress was released 3days after casting The beams were cured at the average temperature of 23⁰C and 60% moisture for days The beams were tested at the age of 28 days At this age, the loss of prestress was 5.07% and 3.23% for the series P20 and P30, respectively (Table 4) Figure 2: Prestressing system using a coupler hydraulic jack Figure 3: Beam configuration and test setup (dimensions in mm) Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz Deflection of the beams was measured using six Linear Voltage Differential Transducers (LVDTs) disposed according to the arrangement indicated in Figure Another LVDT was also used to control the loading procedure at a displacement rate of 10 µm/s up to the failure of the beams Four strain gauges (SGs), named as SG1 to SG4, were installed on GFRP surface to measure the strains The applied load (𝐹) was measured using a load cell of ±700 kN and ±0.05% accuracy 2.3 Experimental Results The average response in terms of force-midspan deflection of the tested series of beams is represented in Figure By increasing the prestress level, the load carrying capacity was increased without affecting significantly the deflection at maximum load Table resumes the relevant results The first crack was detected at a load level between 50 to 75 kN in the case of control beams, and 110 to 140 kN in the prestressed beams Figure shows the crack patterns registered at the failure of the beams All the beams were failed in shear and the steel bars have yielded before reaching to the ultimate shear capacity 400 350 Load (KN) 300 250 200 150 100 B Av Control B Av P20 B Av P30 50 0 10 11 Deflection (mm) Figure 4: Average Load-Deflection relationship at the mid-span for the tested series of beams Based on the maximum shear load obtained for each beam, it is found that applying a percentage of GFRP bar of 0.25% (ratio between cross-section of GFRP bar and cross-section of concrete) with a prestress level of 20% and 30%, an increase on the shear capacity of, respectively, 19% and 27% was obtained Based on the deformation-based approach introduced by Wang and Belarbi [22], in the present study the ductility is defined by the deformability margin between the ultimate stage and the extremity of the linear elastic stage, taking into account the strength effect ( C s ) as well as the deflection effect ( C d ) Based on this definition, the ductility index DF is expressed as follow: DF = C s ×C d where (2) Cs = Pu Pδ1 (3) Cd = δu δ1 (4) Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz where Pu is the load at failure point and δu is the corresponding deflection at this point Pδ1 is the load value at the initiation of the first crack, might be estimated based on the linear elastic equation using Eq (5) f ctcr = Pδ1 ⋅ L ⋅ h 8I c − σcp (5) where f ctcr is the flexural tensile strength of HPFRC, accepted as the limit of proportionality f ctf ,L ; L is the span of the beam, h and I c respectively are the depth and the moment of inertia of the uncracked cross section σcp is the average compressive stress acting on the concrete cross section (a) (b) (c) Figure 5: Crack pattern of (a) the beam with 30%, (b) 20% prestress and (c) control beam Table 5: Ductility factor and energy absorption of the beams Specimen ID Level of prestressing (%) Pδ1 Pu kN kN BAV Con BAV P20 BAV P30 20 30 64 70 73 263.3 312.8 351.0 δ1 δu DF (mm) 0.26 0.22 0.085 (mm) 6.59 6.55 7.62 Absorbed Energy (kN.mm) 104.3 133.0 431.0 2135.98 2458.97 3348.08 Table highlights a ductility factor (DF) enhancement by increasing the level of prestress Consequently, the prestress has also contributed to a significant increase in the energy absorption registered in the prestressed beams when compared to control beams The energy absorption was computed by measuring the area under the average load-deflection curves up to δu where δu is the deflection at maximum load (see Table 5) CODE PREDICTIONS Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz In the present section, the shear capacity of the tested beams is compared with the predictions according to the formulations proposed by CEB-FIP MC2010 [16] and RILEM TC 162-TDF [17] It is worth noticing that the average values were adopted for the material properties and unit value for the partial safety factor ( γc = ) 3.1 CEB-FIP MC2010 According to CEB-FIP MC2010 [16], the shear capacity of the concrete elements VRd comprises the shear capacity provided by the Fiber Reinforced Concrete (FRC), VRd,F, and by the steel stirrups VRd,s (see Eq 6) V Rd =V Rd ,F +V Rd ,s (6) where V Rd ,F ⎡ ⎛ ⎞ f 0.18 ⎡ =⎢ k ⎢100.ρl ⎜1 + 7.5 Ftuk ⎟ f ck ⎢ γc f ctk ⎠ ⎢⎣ ⎝ ⎣ 1/3 ⎤ ⎥ ⎥⎦ ⎤ + 0.15.σcp ⎥ bw d ⎥ ⎦ (7) In this equation, d is the effective depth of the cross section; bw is the width of the cross section and γc is the partial safety factor for concrete In Eq (6), k is a factor related to the size effect that can be calculated according to Eq (8), and ρl is the longitudinal reinforcement ratio determined from Eq (9), where Asl is the cross section area of the longitudinal bars k = + 200 / d ≤ (8) and ρl = Asl / bw d (9) In Eq (7), f ct , k and f ck are, respectively, the characteristic value of the tensile and compressive strength for the concrete matrix, and f Ftuk is the characteristic value of the ultimate residual tensile strength for FRC that is determined from [16]: w f Ftu (wu ) = f Fts − u ⋅ ( f Fts − 0.5 ⋅ f R3 + 0.2 ⋅ f R1 ) ≥ ; 2.5 (10) by considering w u = 1.5 mm and f Fts equals to f R / assuming rigid-plastic model described in [16] All the parameters related to the HPFRC can be obtained from the data given in Section 2.1.1 and Table Table presents shear capacity of the tested beams (Vexp) and the values estimated according to the formulation proposed by CEB-FIP MC 2010 (VMC2010), where average values were adopted for the material properties, and γc = It is verified that Vexp/ VMC2010 has ranged from 1.51 to 1.81, and has increased with the prestressing level In the present analysis VRd,s was considered to be null 3.2 RILEM Model According to RILEM guidelines [17], the shear capacity of a RC-SFRC beam is determined from: V Rd =V cd +V fd +Vwd (11) where V!" = 0.12 k 100 ρ! f!" !/! + 0.15 σ!" b! d (12) Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz is the concrete contribution, and V fd = 0.7 k f k τfd bw d (13) is the contribution of steel fiber reinforcement The meaning of the symbols in Eq (11) was already provided In Eq (12), and for the present beams k f = 1, while τfd = 0.12 f Rk ,4 (14) Table 6: Shear capacity (kN) calculated experimentally and analytically V MC 2010 * V RILEM ** V exp V exp Average V exp V exp Specimen ID V MC 2010 V RILEM (KN) (KN) (KN) (KN) B1-Con 127.52 133.5 88.3 1.51 156.3 0.85 B2-Con 139.48 B1-P20 149.96 159.1 91.8 1.73 159.8 0.99 B2-P20 168.23 B1-P30 162.09 169.3 93.5 1.81 161.6 1.05 B2-P30 176.49 * from Eq (3); **form Eq (8) V RILEM V MC 2010 1.80 1.74 1.73 In the present analysis V wd was considered to be null Since, the average values were taken into account while the characteristic values appeared in the formula, 0.12 was replaced by 0.18 γc in Eq (7) and (12), where γc = The calculated shear capacity using RILEM proposal can be found in Table The ratio of the shear capacity obtained experimentally to that of calculated using this guideline V exp /V RILEM increased by increasing the level of prestressing from 0.85 to 1.05 A significant difference was observer between the results calculated using both of the introduced guidelines DISCUSSION Comparing Eq (7) recommended by MC 2010 with Eq (12) proposed by RILEM guideline, it can be concluded that the included effect of fibers in Eq (7) is only dependent on f Ftuk f ctk Thus by calculating the shear capacity of a plain concrete using MC 2010, the introduced term ( f Ftuk f ctk ) will be null The shear capacity was calculated using MC 2010 formula for the plain concrete only By subtracting this value from the shear capacity calculated for the fiber reinforced concrete, the effect of fiber contribution was obtained This effect was compared with that of calculated using RILEM guideline (Vfd) thereafter Figure 6a shows the magnitude of the shear capacity provided by the fibers contribution “Vfd” using both of the provisions The estimated value of Vfd by RILEM is significantly (almost 2.7 times) higher than that of calculated by MC2010 Additionally the effect of prestressing on the improving trend of shear capacity, which is related to the term 0.15 σcp bw d , was the same using both guidelines However, this improvement was not at the same rate of improving trend of shear capacity obtained experimentally (see Figure 6b) About 21% improvement was achieved in the tests by increasing the level of prestress while the shear capacity of HPFRC increased 9.6% only according to both guidelines Based on the experimental achievement, it seems that the favorable effect of prestressing on the shear capacity is not being well quantified in CEB-FIP MC2010 and RILEM This shows the requirement of extra attention for including the effects of prestressing on the shear capacity with more accuracy in the formula The total shear capacity “VRd” calculated by RILEM showed the close values to the experimental results which is due to the high estimated Vfd On the contrary, MC2010 has estimated the lower values of the shear capacity related to lower estimation of the fiber contribution Since the constant content of steel fiber was included in HPFRC beams, the accuracy of fiber contribution to the improvement of the Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz calculated shear capacity cannot be concluded Additionally to have the closer analytical results to the shear capacity obtained experimentally, the proper effect of prestressing also should be taken in to account 200 200 Vfd Vcd 180 Shear Capacity (kN) Vexp 160 B Av Concrol 106.97 169.3 V MC2010 V RILEM 150 125 100 75 Exp 54.59 38.93 54.59 RILEM 159.1 B Av P20 MC-2010 52.8 RILEM Exp 52.8 MC-2010 133.5 Exp 20 49.35 40 49.35 60 RILEM 80 38.93 100 38.93 106.97 120 107.01 140 MC-2010 Shear capacity (kN) Vexp 175 50 -0.5 B Av P30 0.0 0.5 1.0 σ cp Specimens ID 1.5 2.0 2.5 (MPa) (a)(a) (b) Figure 6: (a) Comparison of the effect of 𝑉!" and 𝑉!" (b) Shear capacity vs 𝜎!" ; CONCLUSIONS Three series of short span beams with different level of prestressing were tested under three-point bending test to compare the experimental shear capacity with the analytical models recommended by fib MC2010 proposal and RILEM TC 162-TDF guideline A summary of remarks can be drawn as follow: – Including the prestressed GFRP bar into the hybrid steel/GFRP flexural reinforcing system in the present study, resulted a significant improvement of the shear capacity compared to the beams with the passive GFRP bars Consequently a significant increase of the energy absorption is found by prestressing the beams – In all the beams, it was observed that the ductility factor enhanced significantly by increasing the level of prestressing – The shear capacity obtained experimentally increased almost 21% by increasing the level of prestressing up to 30% of GFRP ultimate tensile strength while this value was analytically predicted as 9.6% only This shows the requirement of extra attention for including the effects of prestressing on the shear capacity with more accuracy in the formula – Both formulations seem appropriate for design purposes However, the effect of prestressing should be more taken in to account in the related formula – To have the better judgment about the effects of fiber contribution in the estimation of shear capacity, testing some specimens with different fiber volume fraction is required ACKNOWLEDGEMENTS The research in this paper is part of the project “DURCOST - Innovation in reinforcing systems for sustainable pre-fabricated structures of higher durability and enhanced structural performance” with reference number of PTDC/ECM/105700/2008, supported by FCT The authors also thank the collaboration of the following companies: Sireg and Schoeck for providing the GFRP bars, Casais to manufacture the moulds, Maccaferri for supplying the steel fibres, Secil/Unibetão for providing the Cement, SIKA for supplying the superplasticizers; CiviTest for the production of SFRSCC specimens Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz The first and the second authors acknowledge the research grant in the ambit of this project and from the PhD program from FCT (SFRH/BD/77409/2011), respectively REFERENCE [1] Sharbatdar M K., (2008), “Monotonic and cyclic loading of new FRP reinforced concrete cantilever beams,” International Journal of Civil Engineerng Vol 6, No 1, pp 58-71 [2] Achilides Z, Pilakoutas K., (2004), Bond behavior of fiber reinforced polymer bars under direct pullout condition,” J Compos Constr, 8, (2), pp 173-181 [3] Al-Mahmoud F, Castel A, Francois R, Tourneur C (2007), “Effect of surface pre-conditioning on bond of carbon fiber reinforced polymer rods to concrete,” Cem Concrete Composit Journal, 29, (9), pp 677-689 [4] Lau D and Pam H J., (2010), “Experimental study of hybrid FRP reinforced concrete beams,” Journal of Engineering Structures, 32, pp 3857–3865 [5] Kwak Y K., Eberhard M O., Kim W S., Kim J., (2002), “Shear strength of steel fiber reinforced concrete beams without stirrups,” ACI Structural Journal, Title No 99-S55, pp 530_538 [6] Hisabe N., Yoshitake I., Tanaka H., and Hamada S., (2006), “Mechanical behaviour of fiber reinforced concrete element subjected to pure shearing stress,” International RILEM workshop on High performance fiber reinforced cementations composites in structural applications, RILEM PUBLICATION SARL, pp 375-381 [7] Sagaseta J and Vollum R L., (2011), “Influence of aggregate fracture on shear transfer through cracks in reinforced concrete,” Magazine of Concrete Reinforced, Vol 63, Issue 2, pp 119-137 [8] Zdenek P B., Prat P C and Tabbara M R., (1990), “Antiplane Shear Facture Tests (Mode II),” ACI Material Journal, No 87-M7, pp 12-19 [9] Banzant Z P and Pfeiffer P A., (1986), “Shear fracture tests of concrete,” Materiaux et Constructions, Vol 19, No 110, pp 111-121 [10] Vall M and Buyukozturk O., (1993), “Behaviour of fiber reinforced high-strength concrete under direct shear,” ACI Material Journal, Title No 90-M13, pp 122-133 [11] Minelli, F., (2005), “Plain and fiber reinforced concrete beams under shear loading: structural behaviour and design applications,” PhD thesis, Department of Civil Engineering, University of Brescia, Starrylink Editrice, Brescia, Italy, 429 [12] Mazaheripour H, Barros J, Sen-Cruz J, Pepe M, Martinelli E.(2013), “Experimental study on bond performance of GFRP bars in self-compacting steel fiber reinforced concrete” J Compos Struct, 95, pp202-12 [13] Banzant Z.P and Yu Q., (2005),“Designing against size effect on shear strength of reinforced concrete beams without stirrups,” Journal of Structural Engineering, V131, Issue 12, pp 1877-1885 [14] Lingemann J., Sauer J., and Zilch K., (2010), “Shear capacity of steel fiber reinforced concrete beams with stirrups,” 3rd fib International Congress [15] Ding Y., Youb Z., Jalali S., (2011), “The composite effect of steel fibers and stirrups on the shear behaviour of beams using self-consolidating concrete,” Journal of Engineering Structures 33, pp 107– 117 [16] CEB-FIP Model Code 2010: Final Draft Model Code prepared by Special Activity Group 5, Lausanne, September 2011 [17] Vandewalle, L et al., "Test and design methods for steel fibre reinforced concrete - Final Recommendation", Materials and Structures, 35(253), 579-582, Nov 2002 [18] ASTM C39 / C39M - 12a Standard Test Method for Compressive Strength of Cylindrical Concrete Specimens [19] E365 (1993) “Hardened Concrete - Determination of the modulus of elasticity of concrete in compression.” National Laboratory for Civil Engineering Specification, pp (in portuguese) [20] ASTM D7205/D7205M-06 Standard Test Method for Tensile Properties of Fiber Reinforced Polymer Matrix Composite Bars ASTM International, US, 2006 [21] Barros & Glusia 10 Shear capacity of HPFRC beams flexurally reinforced with steel and prestressed GFRP bars F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz [22] Wang H., Belarbi A , (2011), “Ductility characteristics of fiber-reinforced-concrete beams reinforced with FRP rebars,” Construction and Building Materials 25 pp 2391–2401 11 HPFRC chịu trách nhiệm HPFRC gia cố khung GFRP ứng dụng trước F Soltanzadeh, H Mazaheripour, J Barros, J Sena-Cruz [22] Wang H., Belarbi A, (2011), “Đặc tính dẻo bê tơng cốt sợi gia cố cốt thép FRP,” Vật liệu xây dựng xây dựng 25 trang 2391–2401 11 ... thiệu giao diện GFRP thể Mục tiêu báo đánh giá có khả chịu cắt HPFRC gia cố cách uốn cong công cụ thụ động ứng dụng GFRP trước Ure Hưởng ứng dụng trước sử dụng lên GFR ứng dụng loại quyền khảo... khơng có cố gắng chịu cắt Cho tơi khả chịu cắt tính tốn, d HPm HPFRC gia cố uốn GFRP go để có khả chịu cắt 2.1 Nguyên vật liệu Thiết kế kết 2.1.1 Cao Suất cáp quang tông màu (HPFRC) Trình bày bảng... độ HPFRC ngắn gọn gia cố GFRP lai ứng suất trước chuyển đến dọc thụ động Khả chịu cắt phân đoạn trước hồn thành tính tốn cơng thức phân tích khuyến nghị MC2010 cho cơng ty khơng có cố gắng chịu