Bentuk retak geser kritis pada balok beton bertulang ramping dengan dan tanpa tulangan geser

Abstrak
Prediksi akurat kapasitas geser beton bertulang mendukung desain bangunan dan infrastruktur beton yang efisien dan aman. Ketidaksepakatan tetap ada tentang mekanisme geser dan pemodelan ketahanan geser. Untuk balok ramping tanpa tulangan geser, model retak geser kritis (CSC) telah menarik perhatian. Dalam model ini, geometri retak geser menginformasikan deskripsi kinematika retak dan perhitungan ketahanan geser. Oleh karena itu, ketidakakuratan dalam geometri retak yang diasumsikan berpotensi memiliki konsekuensi untuk prediksi kapasitas geser. Dalam makalah ini, pentingnya geometri retak geser pada balok beton bertulang ramping, dan parameter yang memengaruhi bentuk retak CSC, dibahas. Program eksperimental pada balok kritis geser ramping dengan rasio baja longitudinal antarapersamaan matematikaDanpersamaan matematikadan dengan atau tanpa rasio tulangan geser yang relatif sederhana (0,14%–0,18%) dilakukan. Selama pengujian, gambar perambatan CSC diperoleh dan kemudian dianalisis menggunakan korelasi gambar digital. Ditemukan bahwa CSC biasanya memiliki panjang retak, amplitudo, karakteristik delaminasi tarik, dan lintasan zona tekan yang bervariasi. Sementara fitur-fitur ini tidak selalu ditangkap dengan baik dengan bentuk retakan linier, bi-linear, atau eksponensial yang diasumsikan, mereka dapat dijelaskan menggunakan fungsi polinomial derajat kelima. Kapasitas geser ultimit dan bentuk retak untuk balok ramping dengan atau tanpa tulangan geser dikuantifikasi untuk rasio longitudinal yang berbeda. Pengetahuan baru ini menginformasikan desain geser masa depan.

1. PENDAHULUAN
Kelimpahan geologis bahan penyusun beton berarti bahwa beton adalah bahan yang paling banyak dikonsumsi kedua di dunia. 1 Pada struktur rangka bangunan beton yang umum, balok beton bertulang (RC) adalah hal yang umum. Sementara teori lentur umumnya dipahami dengan baik, 2 perilaku geser beton lebih kompleks, karena terjadinya retak geser kritis (CSC). 3 , 4 Ketentuan kode desain untuk estimasi kapasitas geser balok RC ada, misalnya, Ref. 5 . Namun, satu tantangan dengan prediksi kekuatan adalah bahwa sementara perkiraan yang terlalu rendah dapat menyebabkan desain menjadi terlalu konservatif, perkiraan yang terlalu tinggi dari kekuatan sebenarnya menimbulkan risiko keselamatan. Oleh karena itu, penelitian telah berupaya mengembangkan teori untuk mendukung penilaian kapasitas geser beton yang lebih baik. 6 – 8

Analisis retak pada balok RC ramping karena itu dapat lebih menantang karena non-linieritas bentuk retak. Namun bentuk retak tersebut sering dikaitkan dengan kegagalan geser-tegangan atau yang disebut kegagalan tegangan diagonal yang terjadi secara getas dan dengan demikian merupakan salah satu mode kegagalan yang paling tidak diinginkan. 10 Dalam percobaan laboratorium pada balok RC ramping tanpa tulangan geser, jika keruntuhan terjadi secara tiba-tiba, sulit untuk menangkap pengukuran pada saat kegagalan yang tepat. Namun, kemajuan terbaru dalam kamera digital dan korelasi gambar digital (DIC) 13 , 14 telah memungkinkan para peneliti untuk menyelidiki timbulnya kegagalan geser secara lebih rinci dengan bantuan gambar resolusi lebih tinggi dan tingkat akuisisi yang cepat. 15 , 16 Akibatnya, data yang lebih kaya tentang kinematika retak yang diukur telah tersedia dalam penelitian eksperimental baru-baru ini pada balok tanpa tulangan geser 3 , 9 , 15 , 17 dan karakteristik bentuk retak kritis terkait telah dievaluasi. 17 – 20 Meskipun pemeriksaan pola retakan yang diukur merupakan teknik pasca-penilaian, penyelidikan semacam itu tetap meningkatkan pemahaman tentang perilaku geser fundamental. Pendekatan CSC teoritis telah menjadi subjek yang semakin diminati 6 – 8 dan kemajuan DIC telah memberikan wawasan khusus dalam analisis CSC yang menyebabkan kegagalan.

Banyak parameter yang mempengaruhi kapasitas geser pada balok RC, yang dapat mengubah tidak hanya kapasitas akhir tetapi juga pola retak. 9 , 21 , 22 Rasio tulangan longitudinal,
telah diidentifikasi sebagai parameter pengubah bentuk yang penting. Studi eksperimental telah menyelidiki pengaruh rasio tulangan longitudinal,
pada bentuk CSC pada balok RC ramping. 10 , 16 , 18 Lubell et al. 23 mempertimbangkan pengaruh rasio tulangan lentur bawah pada balok RC ramping dengan lebar 250 mm, kedalaman efektif 435 mm dan
rasio tulangan geser sebesar 3 dan rasio tulangan longitudinal sebesar 0,328% dan 0,904%. Terlepas dari perbedaan tulangan longitudinal, bentuk umum CSC serupa meskipun mulut retak tampak lebih dekat ke tumpuan pada balok dengan baja longitudinal 0,904%. Campana et al. 9 juga menemukan bahwa tidak ada perbedaan signifikan dalam bentuk CSC yang diamati pada balok tanpa tulangan geser (dengan rasio longitudinal sebesar 1,07% dan 1,5%) untuk
rasio 3,5. Hasil ini menunjukkan bahwa
tidak mempengaruhi bentuk “S” bawaan dari CSC pada balok RC tanpa tulangan geser. Namun, pada balok dengan rasio tulangan geser yang relatif rendah (
= 0,063%) ditemukan bahwa bentuk CSC berbeda-beda tergantung pada data yang diberikan
9 dan bahwa keberadaan tulangan geser dapat mengubah bentuk CSC dari bentuk lengkung yang lebih curam menjadi profil yang lebih datar dan lebih panjang hanya karena perubahan rasio tulangan lentur.

Lebih sedikit penelitian telah dilakukan untuk menyelidiki bentuk retak kritis pada balok dengan persentase tulangan geser yang rendah. Ini mungkin mencerminkan kekritisan yang lebih besar dari perilaku geser balok RC tanpa tulangan geser dan komplikasi tambahan dari mekanisme perpindahan geser tambahan karena persimpangan retak dengan baja vertikal. Menurut Monney et al., 24 jumlah tulangan geser yang rendah tidak mampu mencegah lokalisasi retak. Namun, bahkan tulangan geser yang rendah dapat menyebabkan perilaku yang lebih daktail dan menginformasikan perbandingan yang mendalam dengan karakteristik retak balok tanpa tulangan geser. Lebih lanjut, Monney et al. 24 menyoroti bahwa dengan jumlah tulangan geser yang lebih besar, lokalisasi retak dapat dicegah, yang mengarah pada pengembangan beberapa retak geser dan deformasi yang lebih terdistribusi. Namun, sangat penting untuk menyelidiki kasus-kasus dengan jumlah tulangan geser yang rendah, karena ini memungkinkan perbandingan langsung pembentukan CSC dengan spesimen tanpa tulangan geser, di mana satu CSC berkembang dalam kedua kasus.

Penelitian yang dilaporkan di sini secara langsung membandingkan pengaruh tulangan longitudinal terhadap bentuk retak kritis pada balok dengan atau tanpa tulangan geser dalam jumlah yang relatif kecil. Serangkaian percobaan dilakukan untuk mempelajari CSC dan kapasitas geser balok RC ramping dengan
rasio 3,2. Citra digital retak geser yang ditangkap pada titik kegagalan diinterpretasikan dengan tujuan untuk mengekspresikan retak kritis sebagai fungsi tunggal untuk menangkap jalur retakan dengan lebih akurat. Hasilnya diteliti untuk memastikan peran tulangan longitudinal dan geser pada kapasitas geser dan bentuk CSC. Persamaan dan perbedaan dalam profil retak balok RC dengan berbagai
tetapi dengan atau tanpa rasio tulangan geser yang relatif rendah kemudian dieksplorasi untuk menginformasikan panduan desain.

2 BENTUK RETAK GESER KRITIS
Dalam banyak model CSC, kapasitas geser dihitung dengan mengintegrasikan tegangan geser terkait di sepanjang daerah relevan dari lintasan retak yang diukur. Namun, tantangannya bukan hanya untuk menemukan retakan tetapi juga untuk memprediksi bentuk retakan. Dalam penelitian awal tentang geser diyakini bahwa retakan geser miring memanjang dari tingkat tulangan longitudinal ke bagian kritis pada sudut sekitar 45°. 25 Namun, kemudian ditemukan 26 , 27 bahwa retakan linier sudut tetap hanya dapat ditentukan sebelumnya dalam balok (dengan a / d <2,5). Lokasi dan bentuk retakan telah dianggap acak dalam banyak penelitian 28 , 29 dan perambatan retak pada balok ramping terjadi dengan bentuk retakan non-linier yang kompleks. 30 Cavagnis et al. menyoroti bahwa pengujian berulang pada spesimen RC yang identik masih dapat menghasilkan pola retak yang berbeda karena variabilitas material dan keacakan yang melekat. 29 Namun, fokus utama di sini adalah untuk mengurangi ketidakpastian ini dengan mengidentifikasi tren dalam pola retak yang diamati pada balok RC ramping.

Model bentuk CSC yang ada dapat dikelompokkan menjadi dua subkategori utama yaitu: kombinasi cabang linier atau profil retak lengkung tunggal 6 (lihat Gambar 2 ). Model mekanis Cavagnis 18 untuk perambatan retak geser mencakup cabang retak kuasi-vertikal dan cabang kuasi-horizontal (lihat Gambar 2a ). Sudut retak untuk cabang kuasi-vertikal,
tergantung pada rasio momen terhadap geser pada akar retak sedangkan sudut cabang kuasi-horizontal disimpulkan dari pengamatan eksperimental. Retakan tiga cabang linier Classen 15 menangkap perilaku retakan geser dengan delaminasi (lihat Gambar 2b ) dengan mengasumsikan perambatan berada dalam Mode I dan Mode II di cabang utama. Selain itu, Teori Perambatan Retak Geser (SCPT) Classen menghubungkan geometri retak geser ke kinematika retakan terkait selama perambatan retakan inkremental. Namun, perlu dicatat bahwa mengadaptasi geometri retakan orde tinggi dalam SCPT memerlukan ekspresi geometri yang lebih kompleks. 15 , 31 Dalam Teori Perpindahan Geser yang diusulkan oleh Yang 32 dan Yang et al., 33 bentuk retakan terkait seperti yang ditunjukkan pada Gambar 2c . Namun, penggunaan cabang retakan vertikal dapat menyimpang secara signifikan dari bentuk retakan aktual yang diamati dalam studi eksperimental. 31 Dalam model berbasis retakan Carpinteri et al., 6 , 30 fungsi eksponensial menggambarkan bentuk retakan yang menunjukkan bukaan Mode I (lihat Gambar 2d ).

Mengidentifikasi bentuk CSC tetap menjadi tantangan tetapi penting. Ketika tegangan pada retakan terintegrasi sepanjang antarmuka retakan, area retakan bergantung pada bentuk yang diasumsikan. 34 Bentuk juga memengaruhi kinematika retakan karena bukaan retakan dan geseran menentukan tegangan sepanjang retakan dalam pendekatan berbasis regangan yang menggunakan bukaan retakan atau gesekan sisa antara dua permukaan retak. 35 , 36 Misalnya pertimbangkan bentuk retakan linear, bi-linear dan eksponensial dengan ujung retakan yang sama “O” dan akar retakan “A” seperti yang ditunjukkan pada Gambar 3 . Untuk rotasi ujung retakan tertentu
ada hasilnya
perpindahan pada akar retakan. Perkiraan lebar retakan,
(tegak lurus terhadap permukaan retak) dan slip retak
(tangensial terhadap permukaan retak) semuanya bervariasi (subskrip l, b, dan t masing-masing menunjukkan kasus linier, bi-linear, dan lintasan), tergantung pada sudut retak antara arah
Dan
Oleh karena itu, kinematika retakan secara intrinsik terkait dengan bentuk retakan.

Suatu program percobaan, di mana pola retakan dianalisis menggunakan DIC dirancang untuk memberikan wawasan lebih jauh mengenai peran tulangan longitudinal dan geser sebagai parameter pengubah bentuk retakan selama pembentukan CSC.

3 PROGRAM EKSPERIMENTAL
Perilaku geser balok beton bertulang ramping dengan dan tanpa tulangan geser diselidiki untuk menyelidiki pengaruh rasio tulangan longitudinal dan tulangan geser pada kapasitas geser dan retak geser kritis terkait.

Untuk mempelajari pengaruh rasio tulangan longitudinal terhadap perilaku geser, digunakan rasio tulangan longitudinal
= 1,5% (2 batang Ø20 mm + 1 batang Ø16 mm), 1,7% (3 batang Ø20 mm), dan 2,35% (2 batang Ø20 mm + 1 batang Ø25 mm) dipertimbangkan. Kapasitas geser penampang persegi panjang ternyata tidak terlalu sensitif terhadap lebar balok,
. 35 – 37 Lebar ditetapkan pada 170 mm untuk mengakomodasi penutup beton 25 mm dan tiga batang tulangan dengan jarak yang cukup. Tinggi balok 360 mm dipilih untuk mewakili balok kritis geser dan menghasilkan kedalaman efektif d  = 325 mm. Untuk mendorong perilaku ramping (diharapkan untuk 2,5 <  a / d  < 6) dan retak bentuk ” S ” yang diperpanjang, rasio bentang terhadap kedalaman a / d  = 3,2 digunakan. Berdasarkan konfigurasi lentur 3 titik dengan beban di tengah bentang, ini sesuai dengan bentang geser 1050 mm. Untuk persentase tulangan longitudinal terendah, ρ l  = 1,5%, desain penampang memiliki kapasitas geser yang lebih kecil dari kapasitas lentur. Jumlah tulangan geser,
adalah 0%, 0,18% (m1) dengan sengkang Ø6 mm pada jarak 180 mm atau 0,14% (m2) dengan sengkang Ø6 mm pada jarak 240 mm. EC2 5 menyarankan ρ st,min  = 0,14% dan jarak maksimum 0,75 d sehingga balok m2 berada pada ujung kritis rasio/tata letak tulangan geser praktis. Pemilihan ini bertujuan untuk menilai efek tulangan geser pada bentuk CSC dan juga mengurangi dominasi sengkang sebagai mekanisme perpindahan geser sehingga mekanisme perpindahan geser lainnya menjadi lebih sulit untuk diukur.

Rincian spesimen yang dihasilkan dirangkum dalam Tabel 1 dan Gambar 4. Notasinya adalah sebagai berikut: huruf kapital pertama menunjukkan jenis campuran beton dan penampang balok “B.” Nilai kedua menunjukkan
rasio dan ditetapkan sebesar 3,2. Angka ketiga menunjukkan rasio tulangan lentur,
, sebagai persentase. Set karakter keempat digunakan pada balok dengan tulangan geser di mana m1 dan m2 adalah dua konfigurasi tulangan geser
= 0,18% dan
= 0,14%, masing-masing. Jadi, misalnya, B-3.2-1.70m1 menunjukkan balok dengan penampang melintang 170 × 360 mm dengan a / d  = 3,2, ρ l  = 1,7%, dan ρ st  = 0,18%.

TABEL 1. Rincian spesimen.

3.1 Bahan
Kekuatan tekan kubus beton target adalah 40 MPa. Semen CEM II dengan kekuatan 32,5 N digunakan dan proporsi campuran beton dirangkum dalam Tabel 2. Untuk setiap balok, empat kubus kontrol 100 × 100 × 100 mm dan tiga silinder kontrol diameter 100 mm × tinggi 200 mm juga dicor. Spesimen kontrol dilepaskan dari cetakan 1 hari setelah pengecoran dan diawetkan selama sekitar 28 hari dalam air sampai hari pengujian balok. Uji karakterisasi material dilakukan sesuai dengan BS EN 12390-3:2019 38 dan BS EN 12390-6:2009 39 untuk memperoleh
, kekuatan tekan kubus beton, dan
kekuatan tarik belah tak langsung dari silinder. Di seluruh balok, kekuatan kubus beton rata-rata 28 hari adalah 44,20 MPa dengan deviasi standar (SD) 4,29 MPa dan kekuatan tarik belah rata-rata adalah 2,40 MPa (SD = 0,47 MPa).

TABEL 2. Rincian dan komposisi campuran beton.

Tulangan longitudinal terdiri dari batang baja bergaris canai panas berkekuatan tinggi, sedangkan tulangan geser terdiri dari batang baja lunak halus. Kekuatan luluh dan kekuatan tarik ultimit baja ditentukan dari uji tarik uniaxial yang dilakukan menurut ASTM-E8, 40 ISO 15630-1:2010 41 dan ISO 6892-1:2019 42 menggunakan mesin Uji Tarik INSTRON. Kekuatan luluh rata-rata batang Ø6 mm (tiga spesimen) adalah
= 400 MPa (0,2% kekuatan uji) dan kekuatan tarik pamungkas adalah 520 MPa. Hanya mungkin untuk menguji batang baja berkekuatan tinggi dengan diameter hingga 12 mm karena keterbatasan cengkeraman mesin uji. Oleh karena itu, tiga batang baja berkekuatan tinggi Ø10 mm diuji dan kekuatan luluh rata-rata ditemukan sebesar f sty  = 570 MPa (0,2% kekuatan uji) dan kekuatan tarik pamungkas adalah 648 MPa. Karena batang baja Ø10 mm berasal dari pemasok yang sama dengan batang baja berkekuatan tinggi Ø16, Ø20, dan Ø25, hasil Ø10 mm diasumsikan berlaku untuk batang berdiameter lebih besar. Namun penting untuk dicatat bahwa hal ini tidak diverifikasi secara independen.

3.2 Instrumentasi
Untuk mengukur bidang perpindahan, penanda dioda pemancar cahaya (LED) dipasang pada satu sisi permukaan (lihat Gambar 5a ) balok dalam kisi yang ditentukan pengguna dengan jarak 150 mm. Kisi ini disiapkan dengan mempertimbangkan kondisi batas tertentu seperti ketinggian yang paling mungkin untuk zona beton yang tidak retak dan kemungkinan penutup beton akan terhubung dengan ketinggian delaminasi. LED tambahan dipasang pada pelat penyangga dan pelat pemuatan sehingga setiap gerakan yang tidak terduga dapat dipantau. Selama pengujian, gerakan relatif penanda terus-menerus dideteksi oleh kamera yang ditempatkan di sisi yang sama sehingga, misalnya, LED yang terletak di bagian bawah spesimen dapat digunakan untuk memperkirakan defleksi sentral spesimen versus beban yang diberikan.

Selain itu, DIC dimanfaatkan untuk memvisualisasikan profil regangan 2D. Pola bintik acak diaplikasikan pada sisi lain balok (lihat Gambar 5b ). Spesimen ini pertama-tama dicat putih pada satu sisi dan kemudian semprotan hitam digunakan untuk mengaplikasikan bintik. Penggunaan dua kamera (satu untuk setiap rentang geser) meningkatkan resolusi gambar dibandingkan dengan penggunaan kamera tunggal. Kamera awalnya difokuskan secara otomatis dan kemudian dimasukkan ke mode manual untuk menghindari hilangnya fokus jika sesuatu muncul di depan spesimen. Panjang fokus 27 mm, sensitivitas ISO 250, waktu pencahayaan 1/60 d, dan aperture empat diadopsi untuk memastikan kondisi pencahayaan dan resolusi yang optimal sebelum dimulainya pengujian. Kualitas pola bintik dan resolusi gambar yang diperoleh menggunakan parameter di atas ditentukan oleh perangkat lunak GOM Correlate 2019 itu sendiri untuk meningkatkan akurasi pemrosesan gambar sambil mengikuti praktik baik yang direkomendasikan dalam literatur. 43 – 46 Kamera diatur pada mode pemotretan otomatis untuk mengambil gambar setiap 5 d. Interval waktu ini menyeimbangkan kebutuhan untuk mempertimbangkan ukuran kartu memori (sehingga tidak akan kehabisan memori sebelum terjadi kegagalan) dan keinginan untuk menangkap langkah-langkah pemuatan yang memadai. Perubahan dalam sub-frame gambar digital yang sama dapat dilacak di seluruh tahap pemuatan menggunakan gambar pertama pada pemuatan nol (setelah pra-pemuatan berakhir) sebagai referensi. Analisis DIC dilakukan menggunakan perangkat lunak GOM Correlate 2019. 47

Kesalahan di luar bidang juga diminimalkan dengan mengambil gambar dua bentang secara terpisah dan memasang kamera pada jarak sekitar 1 m dari permukaan spesimen seperti yang direkomendasikan di tempat lain. 48 – 50 Kartu kalibrasi digunakan untuk mengonversi piksel ke satuan metrik dalam perangkat lunak. Kartu kalibrasi bertitik presisi ini dirancang untuk mengidentifikasi distorsi dalam sistem optik juga. Kartu tersebut diletakkan pada permukaan spesimen di lokasi yang berbeda setelah memasang kamera sehingga mode dan gambar yang diperlukan dapat dikalibrasi.

3.3 Pengujian
Spesimen diuji 28 hari setelah pengecoran dalam konfigurasi lentur 3 titik simetris dengan beban terpusat di tengah bentang, seperti yang ditunjukkan pada Gambar 5. Penopang sederhana muka bawah memungkinkan rotasi ujung balok di kedua sisi spesimen. Beban diterapkan di tengah bentang di bagian atas balok dengan aktuator hidrolik. Protokol pembebanan terdiri dari tiga tahap. Awalnya, pengujian dilakukan dalam kendali beban pada laju 0,05 kN/menit. Beban ditingkatkan hingga 20 kN sebagai beban awal dan kemudian dikurangi kembali ke nol. Sebagai langkah kedua, beban selanjutnya ditingkatkan hingga 50 kN di bawah kendali beban. Setelah itu (langkah ketiga), pengujian dikontrol oleh perpindahan pada laju 0,002 mm/menit untuk memungkinkan kegagalan progresif diamati.

4 HASIL EKSPERIMENTAL
Hasil percobaan disajikan dalam bentuk perbandingan antara balok RC dengan dan tanpa tulangan geser untuk menyelidiki pengaruh tulangan geser terhadap perilaku geser spesimen.

4.1 Pola retak
Gambar 6 dan 7 membandingkan pola retak pada saat kegagalan pada balok tanpa tulangan geser (kolom kiri) dan dengan tulangan geser (kolom kanan) untuk kondisi tertentu.
Kombinasi inspeksi visual dan kontur regangan DIC memungkinkan identifikasi bentuk pasti CSC pada saat kegagalan mengikuti kontur regangan nol di sekitar retakan kegagalan, dan ditunjukkan pada Gambar 6 menggunakan garis paling tebal. Sementara sebagian besar retakan terlihat dengan mata telanjang, hasil DIC membantu memvisualisasikan retakan sebenarnya di seluruh bentang. CSC serupa dari kedua sisi balok, dan karenanya CSC di sisi DIC cukup mewakili setiap kasus. Retakan kritis terjadi di bentang kiri atau kanan (lihat Gambar 6 ). Namun, untuk kejelasan pada Gambar 7 , foto retakan telah dibalik secara horizontal (sebagaimana mestinya) sehingga orientasi yang sama dapat ditunjukkan untuk perbandingan. Perbandingan Gambar 7a,c,f kemudian menggambarkan evolusi bentuk CSC dengan peningkatan
pada balok RC tanpa tulangan geser. Pada Gambar 7b,d,e,g , bentuk CSC dengan peningkatan
pada balok RC dengan tulangan geser ditunjukkan.

 

Pengamatan ini bertentangan dengan temuan Campana et al. 9 Dalam penelitian mereka, balok tanpa tulangan geser tidak menunjukkan perubahan bentuk atau lokasi CSC.
meningkat. Sebaliknya, rangkaian percobaan saat ini menunjukkan perubahan signifikan pada bentuk lengkung. Namun, pengamatan Campana dkk. mengenai balok dengan tulangan geser tetap konsisten dengan pengujian ini, karena bentuknya menjadi lebih datar dan bergeser ke arah tumpuan dengan peningkatan
, yang selaras dengan perilaku yang diamati pada spesimennya. Analisis lebih lanjut tentang koordinat retak dan geometri retak, serta perbandingan bentuk retak kritis untuk balok dengan atau tanpa tulangan geser disajikan pada Bagian 5 dan 6 .

4.2 Perilaku beban versus lendutan
Kurva beban-lendutan balok ditunjukkan pada Gambar 8. Sumbu horizontal menunjukkan perpindahan vertikal yang diukur pada pertengahan bentang, sedangkan sumbu vertikal menunjukkan total beban titik pusat yang diberikan (
). Beban kegagalan puncak terkait telah dikompilasi dalam Tabel 3. Kekuatan tekan kubus rata-rata dan kekuatan tarik silinder belah juga ditabulasikan. Dengan pengecualian B-3.2-1.50, yang memiliki kekuatan tekan kubus lebih rendah sebesar 35,9 MPa, kekuatan tekannya berada di antara 44,0 dan 49,3 MPa. Namun, terdapat variabilitas yang lebih besar dalam kekuatan tarik belah di seluruh balok, yang berkisar antara 1,73 dan 2,97 MPa.

 

TABEL 3. Ringkasan hasil eksperimen.

Semua spesimen menunjukkan kekakuan linier awal hingga perpindahan sekitar 1 mm. Selanjutnya, pada balok tanpa tulangan geser, terjadi pengurangan kekakuan, tetapi perilakunya tetap cukup linier hingga balok tersebut runtuh secara getas. Sebaliknya, balok dengan tulangan geser menunjukkan sejumlah perpindahan pasca-puncak, meskipun pada beban yang lebih rendah dari nilai puncaknya.

Peningkatan resistensi yang signifikan dapat diamati saat membandingkan spesimen balok dengan dan tanpa tulangan geser, yang menunjukkan efek menguntungkan dari tulangan geser pada perilaku keseluruhan. Kehadiran tulangan geser meningkatkan daktilitas pasca-puncak spesimen, meskipun hal ini kurang signifikan pada B-3.2-1.70m1 dan B-3.2-1.70m2. Setelah diperiksa lebih dekat, terlihat bahwa balok B-3.2-1.70 menunjukkan retakan linier yang lebih datar daripada balok lainnya. Analisis lebih lanjut mengenai kapasitas geser dan bentuk retakan akan disajikan dalam pembahasan.

5 ANALISIS BENTUK RETAK GESER KRITIS
DIC memberikan wawasan ke dalam pembentukan dan perambatan CSC. Sebagai contoh, B-3.2-1.70 ditunjukkan pada Gambar 9 , di mana pembentukan CSC dan penciptaan yang disebut bentuk ” S ” yang diperpanjang dilacak pada tahap beban yang berbeda. Karena tujuan utama DIC adalah untuk mengekstrak profil retak dan untuk mengukur kinematika retak, diperlukan ukuran subset/faset yang memadai. 43 Dengan demikian, ukuran subset/faset sebesar 19 piksel dan jarak langkah/titik sebesar 17 piksel digunakan dalam analisis DIC. Dari Gambar 9 , terlihat jelas bahwa CSC tidak dibentuk sebagai profil kontinu yang dimulai dari retak lentur yang cukup vertikal yang dimulai pada permukaan tarik bawah, sebaliknya itu adalah kombinasi dari segmen lentur miring yang awalnya terbentuk di sekitar sumbu netral dan segmen geser-tegangan yang bergabung sebagai ekor yang mengarah ke delaminasi setelah menyentuh tulangan tarik. Pengamatan yang menarik adalah bahwa tahapan yang ditunjukkan pada Gambar 9d–f terjadi dalam hitungan detik pada beban yang hampir sama (seperti yang ditunjukkan oleh aktuator beban). Dan meskipun bentuk retak akhir muncul pada 99% dari beban kegagalan, profil inilah yang menopang balok pada titik kegagalan. Permulaan bentuk retak berbentuk “S” akhir di semua balok tanpa tulangan geser terjadi di sekitar beban kegagalan. Oleh karena itu, kinematika retak yang penting untuk pertimbangan integrasi tegangan sepanjang CSC akan dikaitkan dengan bentuk gabungan akhir daripada inisiasi lentur. Untuk spesimen dengan tulangan geser, penggabungan terjadi pada tahap awal (75%–85% dari beban kegagalan) sehingga balok menahan beban lebih lanjut setelah retak berbentuk “S” berkembang. Pola retak yang direkam melalui DIC pada langkah beban yang dipilih oleh Monney et al. 24 lebih lanjut mendukung fenomena ini. Pada balok dengan tulangan geser, retak dominan awalnya muncul sebagai retak lentur, tetapi kemudian pada sekitar 80%–90% dari beban kegagalan, CSC akhir menunjukkan penggabungan sekunder dan karenanya berbentuk “ S ” memanjang.

Dari perspektif fraktur, sementara inisiasi retak memegang signifikansi, mengevaluasi tegangan sepanjang bidang retak karenanya harus fokus pada bidang yang berkontribusi, bukan hanya titik inisiasi. Perambatan retakan sekunder yang tiba-tiba juga berpotensi menjadi alasan mengapa balok RC ramping gagal mencapai kapasitas lentur penuhnya. Banyak model prediktif untuk bentuk retak kritis dan kinematika memprioritaskan akar tarik lentur saat mempertimbangkan mekanisme pengatur. Ini sangat penting saat mengevaluasi mekanisme perpindahan geser di sepanjang seluruh jalur pemuatan. Namun, saat mempertimbangkan kegagalan akhir, ketahanan spesimen terutama diatur oleh kapasitas dukung residual dari retakan kegagalan akhir ini. Prediksi kapasitas geser dari bentuk retakan akhir kemudian menjadi proses perhitungan balik. Namun, fokus pada bentuk akhir berarti bahwa evolusi mekanisme perpindahan geser pada tahap pemuatan sebelumnya tidak tertangkap. Gambar 10 menyoroti perbedaan antara kemungkinan perkiraan bentuk retak kritis dalam B-3.2-1.70 di mana lintasan retak linear, bi-linear atau eksponensial dimodelkan menggunakan lokasi akar retak lentur eksperimental yang diamati sebagai titik awal. Bentuk retak linear yang menghubungkan ujung retak ke titik awal lentur (sekitar 700 mm—titik A pada Gambar 9 ) tidak memberikan perkiraan yang baik dari bentuk “S” yang diamati, atau panjang retakan. 31 Perkiraan bi-linear yang ditunjukkan (berdasarkan model Cavagnis 18 ) lebih curam daripada retakan aktual di cabang bawah sementara cabang atas tidak memanjang ke ujung retakan. Bentuk eksponensial lebih akurat mencerminkan kelengkungan retakan di atas sekitar y  = 100 mm tetapi, karena fungsi dimulai dari akar retakan, infleksi retakan kritis setelah retakan lentur menyatu dengan segmen geser-tegangan tidak dapat ditangkap.

Bentuk retak dan rotasi retak yang diasumsikan menentukan kinematika retak (lihat Gambar 3 ) yang ditentukan oleh lebar retak dan slip retak. Ketika kontribusi interlock agregat terkait dengan lebar retak dan slip, misalnya, Ref. 51 – 53 , bentuk retak yang diasumsikan dalam model prediksi resistansi geser secara langsung memengaruhi kontribusi interlock agregat. 34 Dalam analisis balok ramping tanpa tulangan melintang, Cavagnis et al. 29 menyimpulkan bahwa kontribusi interlock agregat, terutama pada lebar retak besar, adalah signifikan. Dalam model interlock agregat seperti 51 – 53 tegangan normal dan geser biasanya mencapai puncaknya pada lebar retak dan slip tertentu dan menurun setelahnya. Jadi mendekati kegagalan, segmen retak yang berkontribusi paling besar terhadap total resistansi interlock agregat cenderung berada pada kedalaman interior yang jauh dari muka tarik ekstrem. 29 Untuk mengembangkan metode prediksi penuh, bentuk retak perlu ditemukan apriori dan dikombinasikan dengan prediksi mekanisme geser lainnya 8 , 16 , 17 seperti aksi pasak, kekuatan tarik sisa beton, zona kompresi yang tidak retak, dan tulangan geser (jika ada). Oleh karena itu, penelitian masa depan untuk mengukur keuntungan menggunakan geometri retak yang lebih akurat relatif terhadap penyederhanaan yang ditunjukkan pada Gambar 10 akan memerlukan tidak hanya perbandingan rinci kontribusi interlock agregat sepanjang lintasan retak tetapi juga pengaruh kinematika retak yang dihasilkan pada mekanisme perpindahan geser lainnya. Namun demikian, representasi bentuk retak yang lebih akurat menginformasikan mekanisme lain ini melalui pemahaman yang lebih baik tentang lebar retak dan slip sepanjang retakan, lebar retak pada tingkat tulangan, efek delaminasi, dan karakteristik retak di dekat zona kompresi dan pada persimpangan tulangan geser.

Temuan ini menunjukkan perlunya model bentuk retakan yang lebih sesuai dengan pengukuran aktual yang diperoleh melalui DIC guna mengembangkan model prediktif untuk geser. Bentuk retakan aktual dari retakan kritis ditentukan dengan mengimpor gambar digital ke AutoCAD untuk melacak retakan dan mengekstrak koordinat retakan. Alat penyesuaian kurva dan pemodelan fungsi bentuk retakan kritis untuk mencocokkan pengamatan eksperimental dijelaskan di bagian berikut.

5.1 Pemilihan polinomial
Polinomial sepotong-sepotong akan menangkap seluruh perilaku secara akurat, dan Campana et al. 9 mengadopsi pendekatan ini untuk evaluasi pola retak. Namun, perkiraan spline dapat bersifat subjektif dan menuntut komputasi karena pada akhirnya tegangan geser harus diintegrasikan sepanjang polinomial sepotong-sepotong ini. Pertanyaan penelitian yang dieksplorasi di sini adalah apakah mungkin untuk menggunakan representasi matematika tunggal dari seluruh CSC. Interpretasi seperti itu akan berguna, karena turunan pertama dari ekspresi matematika itu akan menghasilkan sudut retak pada titik mana pun di sepanjang jalur retak. Ini akan membuat estimasi selanjutnya dari komponen tegangan dan gaya di sepanjang jalur retak menjadi kurang rumit. Fungsi langkah, yang menggunakan fungsi yang berbeda di berbagai wilayah, merupakan opsi alternatif jika bentuk CSC yang dihasilkan terlalu rumit untuk disajikan sebagai ekspresi tunggal karena perubahan tajam yang dipicu oleh delaminasi. Namun, ini juga akan memerlukan asumsi tambahan untuk menentukan pada ketinggian balok mana jalur retak kemudian harus dibagi menjadi beberapa interval untuk menangkap perubahan perilaku.

Diagram skematik dari kurva berbentuk “S” yang umum ditunjukkan pada Gambar 11. Berdasarkan hasil eksperimen yang disajikan di sini dan dari literatur yang ada, persyaratan fungsi polinomial tunggal adalah untuk menangkap sifat di mana retakan mendekati zona kompresi; mewakili kasus di mana ekor retakan diatur oleh delaminasi; dan untuk memasukkan kemungkinan titik infleksi antara retakan lentur dan daerah delaminasi. Memang, berdasarkan Gambar 9 , “titik infleksi” adalah salah satu karakteristik perilaku retak utama yang perlu dipertimbangkan lebih lanjut. Ini dapat digambarkan sebagai titik di mana segmen cekung ke bawah dari profil retakan bertransisi ke segmen cekung ke atas, seperti yang diilustrasikan secara skematis pada Gambar 11. Mendekati zona kompresi secara asimtotik di satu ujung dan dikendalikan oleh delaminasi di ujung lainnya adalah dua karakteristik lain dari profil retakan.

Fungsi polinomial bentuk tertutup diselidiki sebagai cara untuk memetakan bentuk ” S ” yang diperluas dari profil retak yang diamati (untuk rincian lebih lanjut, silakan lihat Weerasinghe 54 ). Asal sistem koordinat pada 0,0 diposisikan di tengah balok sepanjang garis tengah tulangan dan fungsinya dibatasi di ujung retak dan y  = 0 mm di mana kurva menyentuh garis tulangan bawah seperti yang ditunjukkan pada Gambar 11. Posisi y  = 0 mm di mana retak/kurva menyentuh tingkat tulangan tarik didefinisikan sebagai “akar retak” (lihat Gambar 11 ).

Ditemukan bahwa polinomial derajat lima di mana:

menunjukkan potensi.
5.2 Penyesuaian kurva
MATLAB Curve Fitting Toolbox diterapkan untuk menemukan kurva yang paling sesuai untuk koordinat retak aktual untuk pola retak yang diamati. Kebaikan kecocokan dianalisis terutama menurut dua kriteria; R -square dan root mean square error (RMSE). Kurva yang paling sesuai dengan R 2 > 0,99 dan RMSE terendah diidentifikasi. 34 Penentuan yang paling sesuai menggunakan polinomial derajat kelima, dipilih berdasarkan pola retak yang direkam yang dilacak pada gambar spesimen yang gagal yang disisipkan di AutoCAD dan koordinat yang diekstraksi yang sesuai. Daftar koordinat untuk setiap retakan dibuat dengan jarak 1 mm di sepanjang garis yang dilacak. Proses pemasangan kurva dilakukan pada koordinat ini dan polinomial yang relevan diidentifikasi seperti yang ditunjukkan pada Gambar 12 .

Dalam analisis, dianggap tepat untuk menyertakan bentuk CSC pada titik kegagalan geser tetapi sebelum delaminasi yang luas terjadi. Pendekatan ini didasarkan pada fakta bahwa bentuknya tidak terpengaruh secara signifikan dengan mempertimbangkan detail retakan baik sebelum atau setelah kegagalan (perbedaan <10%). Namun, kemudian memungkinkan untuk menyederhanakan analisis dan mengakomodasi situasi di mana bentuk retakan yang tepat pada saat kegagalan tidak tersedia. Dalam kasus seperti itu, teknik pemasangan kurva masih dapat diterapkan pada retakan akhir yang diamati tetapi hanya bentuk retakan hingga mencapai tingkat delaminasi ( y  = 0) yang penting untuk analisis. Oleh karena itu, pengguna dapat melakukan analisis pemasangan kurva tanpa perlu perekaman terus-menerus atau persyaratan untuk menangkap bentuk retakan secara tepat pada saat kegagalan. Bahasa Indonesia: Menggunakan sumbu yang didefinisikan pada Gambar 11 , Gambar 12 menyediakan representasi visual dari perubahan bentuk retak, khususnya dalam hal posisi mulut retak dan kelengkungan. Akar retak dapat diidentifikasi sebagai titik di mana retakan berpotongan dengan level tulangan tarik pada y  = 0 mm. Dalam kasus tertentu, bentang retak telah dibalik untuk memudahkan perbandingan bentuk retak. Pengamatan penting adalah bahwa CSC tertentu, seperti pada spesimen B-3.2-1.70m1 dan B-3.2-1.70m2, retakan tampak cukup linier. Namun, seperti yang dihipotesiskan dan pada pemeriksaan lebih dekat, bentuknya sebenarnya adalah bentuk ” S ” yang diperpanjang tetapi dengan amplitudo yang lebih kecil. Meskipun CSC tidak terlihat jelas pada tahap akhir kegagalan pada gambar, itu dapat dikarakterisasi menggunakan hasil DIC. Selain itu, retakan kritis pada balok yang disebutkan di atas merambat ke zona kompresi sedangkan pada spesimen lain mereka mendekati zona kompresi secara lebih asimtotik. Tabel 4 menampilkan koefisien fungsi polinomial yang paling sesuai yang digambarkan pada Gambar 12. Penting untuk dicatat bahwa analisis difokuskan pada tinggi retakan dari y  ≥ 0 mm dan panjang di luar ujung retakan di mana x  > ≈150 mm.

TABEL 4. Koefisien polinomial derajat kelima yang paling sesuai.

Tabel 4 menyajikan rentang koefisien untuk polinomial yang paling sesuai, dan dapat diamati bahwa meskipun tanda berganti-ganti di sepanjang setiap kolom, nilai numerik tetap berada dalam rentang yang sama. Semua polinomial ini berderajat lima (berderajat ganjil), namun koefisien awal “ a ” dapat positif atau negatif. Hal ini selanjutnya memvalidasi perbandingan bentuk retakan melalui representasi matematisnya, karena terbukti bahwa CSC dalam B-3.2-1.70 berbeda dari B-3.2-1.50 dan B-3.2-2.35. Secara khusus, koefisien awal “ a ” negatif dalam B-3.2-1.70, tidak seperti pada dua spesimen lainnya tanpa tulangan geser.

Tren serupa diamati pada spesimen dengan tulangan geser, di mana sebagian besar menunjukkan koefisien leading negatif, kecuali untuk B-3,2-1,70m2. Pengecualian ini dapat dikaitkan dengan titik beloknya yang seimbang dengan peningkatan penyebaran retakan, yang mengarah ke nilai yang sangat rendah untuk koefisien “ f .” Oleh karena itu, polinomial yang paling sesuai tersebut mengakomodasi perilaku retak aktual dengan menyelaraskan dengan tren asimtotik di dekat zona kompresi yang tidak retak dan pembatasan di dekat akar retak.

6 DISKUSI

Hasil untuk balok dengan tulangan geser dirangkum dalam Gambar 13b . Balok-balok ini tidak menunjukkan panjang retak delaminasi yang signifikan jika dibandingkan dengan balok tanpa tulangan geser. Ini menyoroti pengaruh tulangan geser pada perilaku perambatan retak dan menunjukkan potensi efek menguntungkan melalui penghindaran delaminasi. Bentuk ” S ” yang memanjang dari CSC juga terjadi pada balok dengan tulangan geser tetapi amplitudo “S” dan tingkat delaminasi berbeda karena adanya tulangan geser. Retakan pada B-3.2-1.50m1 dan B-3.2-2.35m1 tampak lebih melengkung (mirip dengan yang ada pada B-3.2-1.50 dan B-3.2-2.35). Tetapi retakan linier yang lebih datar pada B-3.2-1.70m1 dan B-3.2-1.70m2 diamati mirip dengan B-3.2-1.70. Oleh karena itu, pengamatan eksperimental menunjukkan bahwa bentuk CSC pada balok beton bertulang ramping tanpa tulangan geser lebih dipengaruhi oleh delaminasi dan zona kompresi yang tidak retak dibandingkan dengan balok dengan tulangan geser. Ketika web diperkuat dengan tulangan geser, CSC ditahan oleh baja vertikal, sehingga mengurangi efek delaminasi dan zona kompresi.

Salah satu pengamatan utama dari hasil untuk rasio tulangan longitudinal yang diuji di sini adalah bahwa CSC tidak mengandung akar lentur yang dominan. Sebaliknya, segmen cekung ke atas terbentuk karena retak delaminasi. Retak lentur yang menyatu di tengah-tengah CSC berbeda dari retakan dengan akar lentur. Penggabungan ini hanya terjadi pada tahap pembebanan selanjutnya, setelah bentuk dominan CSC telah berkembang. Penting untuk dicatat bahwa delaminasi panjang yang sering terlihat pada kegagalan geser balok RC ramping ini adalah pasca-kegagalan. Keuntungan dari memiliki gambar yang direkam secara berurutan adalah bahwa mereka memberikan wawasan lebih lanjut tentang perambatan retak geser, yang mungkin bukan dari akar lentur. Pada balok ramping, bentuk retakan ” S ” yang memanjang tidak dimulai sebagai perambatan bawah ke atas yang terus menerus. Sebaliknya, ia terdiri dari dua segmen retakan. Retak lentur primer merambat dari A ke O. Namun, berdasarkan pengamatan analitis DIC, retakan diagonal sekunder yang berdekatan mungkin (Gambar 14a ), atau mungkin tidak, menyatu (Gambar 14b ) dengan retakan primer di dekat kedalaman tengah. Secara khusus, karena gerakan ke bawah yang disebabkan oleh retakan OA , dapat muncul contoh di mana retakan sekunder tidak berpotongan dengan retakan lentur. Oleh karena itu, meskipun Gambar 12 dan 13 menunjukkan bentuk retakan dominan, perlu dicatat bahwa retakan dominan tidak terbentuk sebagai retakan kontinu dari A ′ hingga O.

Representasi polinomial secara efektif menangkap penggabungan ini sambil mempertahankan segmen cekung atas dari retakan lentur yang terbentuk sebelumnya dan segmen cekung bawah ke atas dari retakan diagonal sekunder karena bentuknya yang melekat dengan titik belok. Banyak model yang berfokus pada retakan lentur primer karena retakan penggabungan sekunder menimbulkan kompleksitas dalam hal perspektif mekanika fraktur. Namun, kurva yang diusulkan tersebut menjadi dasar untuk menghindari kompleksitas ini dan membuka jalan bagi teknik prediktif setelah polinomial dapat dihasilkan berdasarkan kondisi batas dan bukan sebagai teknik pasca-penilaian.

Variasi bentuk juga terlihat pada Gambar 15 sebagai berikut:
Secara umum, tampak bahwa akar retak (yaitu, posisi di mana retak lentur sekunder menyentuh tingkat tulangan tarik) bergeser ke arah pelat pendukung sementara ujung retak tetap hampir sama. Namun, diperlukan lebih banyak percobaan dengan variasi
untuk lebih menyempurnakan korelasi antara bentuk dan
.

6.1 Pekerjaan lebih lanjut
Investigasi eksperimental tambahan diperlukan untuk memberikan bukti eksperimental yang lebih mendasar untuk pemodelan prediktif bentuk retak akhir berdasarkan parameter seperti rasio tulangan longitudinal, sifat beton, dan geometri balok. Representasi geometri retak menggunakan polinomial derajat kelima menangkap bentuk retak dengan baik dan mendefinisikan retakan menggunakan ekspresi tunggal yang sesuai untuk diferensiasi dan karakterisasi retakan. Namun, polinomial derajat kelima memperkenalkan lima parameter yang tidak diketahui yang perlu dijelaskan saat memperluas model untuk prediksi ke depan. Pekerjaan lebih lanjut untuk mengidentifikasi perkiraan yang disederhanakan dan kondisi batas untuk mengurangi yang tidak diketahui akan membantu mengatasi masalah ini. Dalam kombinasi dengan model interlock agregat, pertimbangan bentuk retak kritis, lebar, dan slip akan menentukan tegangan di sepanjang retakan untuk menemukan kontribusi interlock agregat. Namun, kapasitas geser keseluruhan juga bergantung pada mekanisme transfer lainnya seperti aksi pasak, ketahanan tarik beton, ketahanan tekan beton, dan tulangan geser (jika ada). Ketidakpastian dalam pemodelan salah satu atau semua mekanisme ini akan memengaruhi keakuratan prediksi dan membuatnya sulit untuk mengisolasi kontribusi individual.

Studi saat ini hanya mempertimbangkan pembengkokan tiga titik, di mana gaya geser tetap konstan dalam bentang geser. Konfigurasi pembebanan terdistribusi akan memicu lebih banyak retak web 29 dan harus menjadi subjek penelitian lebih lanjut. Pengaruh ukuran balok pada bentuk retak kritis menjadi pertimbangan lebih lanjut. 11 , 23

Sementara tujuan akhirnya adalah untuk membuka jalan bagi prediksi geser ke depan, studi saat ini berfungsi sebagai analisis retrospektif yang memfasilitasi pemodelan prediktif di masa mendatang.

7 KESIMPULAN
Penelitian ini berhasil membuktikan bahwa rasio tulangan lentur
mempengaruhi bentuk CSC pada balok RC ramping dengan atau tanpa tulangan geser dalam jumlah yang relatif rendah. Melalui serangkaian percobaan pada balok dengan
= 1,5%, 1,7%, atau 2,35% dan perkembangan analitis, terungkap bahwa bentuk CSC berubah seiring dengan variasi rasio tulangan lentur.

Menangkap bentuk CSC secara lebih realistis merupakan tantangan karena ketidakpastian dalam bentuk dan lokasi retakan. Studi ini berhasil mengatasi salah satu tantangan ini dengan menggunakan gambar yang diperoleh DIC untuk menyempurnakan perkiraan bentuk retakan. Ditemukan bahwa polinomial derajat kelima lebih menyerupai geometri retakan sebenarnya dan menangkap fitur retakan yang tidak selalu tercermin dalam pendekatan linier, bi-linear, atau eksponensial.

Efek dari variasi
pada geometri retak geser diilustrasikan melalui modulasi pada retakan berbentuk “ S ” yang memanjang. Pada balok tanpa tulangan geser, tampak bahwa kelengkungan dan posisi CSC bergantung pada ρ l . Ketika ρ l  = 1,5%, bentuk CSC lebih pendek tetapi melengkung sedangkan balok ρ l  = 1,7% menunjukkan retak linier yang lebih datar yang sedikit bergeser ke arah tumpuan. Ketika ρ l meningkat menjadi 2,35%, CSC memiliki panjang perambatan yang lebih panjang ke arah zona kompresi.

Spesimen analog dengan tulangan geser menunjukkan perilaku yang berbeda dalam hal posisi retakan. Dari segi bentuk, retakan geser pada B-3.2-1.50m1, B-3.2-1.70m1, B-3.2-1.70m2, dan B-3.2-2.35m1 lebih datar dibandingkan dengan yang tanpa tulangan geser. Namun, kurva yang relatif lebih curam diamati pada B-3.2-1.50m1 dan B-3.2-2.35m1. Pada balok B-3.2-1.70m1 dan B-3.2-1.70m2, retakannya cukup linier meskipun posisinya bergeser.

Balok RC dengan tulangan geser mengikuti tren penurunan
ketika ρ l meningkat dari 1,5% menjadi 2,35%, meskipun dengan kapasitas beban yang lebih tinggi daripada balok tanpa tulangan geser. Memperkenalkan tulangan geser dalam jumlah yang relatif rendah pun menunda timbulnya kegagalan geser yang tiba-tiba, sehingga memungkinkan lebih banyak peluang untuk menyelidiki hubungan antara geometri retak dan kapasitas geser.

Ditemukan bahwa penerapan perkiraan geometri retak geser orde tinggi menghasilkan hasil yang lebih sesuai dengan bentuk retak yang diukur secara eksperimental. Akibatnya, penyederhanaan bentuk CSC memerlukan pertimbangan lebih lanjut, terutama jika kemudian digunakan dalam estimasi kontribusi mekanisme pemindahan geser yang secara kolektif menetapkan kapasitas geser keseluruhan pada balok RC ramping.