Abstrak
Pembebanan strip beton bertulang merupakan masalah umum dalam praktik teknik. Kekuatan tekan beton pada saat pembebanan dapat beberapa kali lebih tinggi daripada kekuatan tekan beton uniaxial, yang dapat dikaitkan dengan tegangan pembatas geometris dan pasif yang disebabkan oleh dispersi beban dan tulangan, masing-masing. Namun, ketentuan desain saat ini tidak memungkinkan penggabungan kedua efek pembatas ini, yang mengarah pada desain yang terlalu konservatif. Lebih jauh, data eksperimen pada anggota beton yang dibebani strip dengan pengekangan pasif yang jelas dan rasio konsentrasi beban sedang, yang umum, misalnya, pada sambungan longitudinal lapisan terowongan segmental, masih langka. Artikel ini menyajikan berbagai model untuk pembebanan strip serta kampanye eksperimen dari 15 blok beton yang dikenai pembebanan strip. Parameter pengujian meliputi (i) rasio dan jenis tulangan, (ii) lebar dan posisi area yang dibebani, dan (iii) kekuatan beton. Korelasi citra digital diterapkan untuk menentukan lebar retak. Hasil eksperimen memberikan wawasan tentang perilaku mekanis dan digunakan untuk membandingkan berbagai pendekatan model untuk pembebanan strip, termasuk medan tegangan Dual-Wedge yang baru-baru ini diterbitkan dan penyederhanaannya. Model-model tersebut disajikan secara terperinci dan disesuaikan untuk pembebanan strip dengan rasio konsentrasi beban sedang jika diperlukan. Lebih jauh, dibahas bagaimana pengekangan pasif dapat diperhitungkan dengan jarak tulangan yang teratur dan tidak teratur. Prediksi daya dukung model yang memperhitungkan efek gabungan dari dispersi beban dan pengekangan pasif sesuai dengan pengujian dan memungkinkan desain yang efisien dan aman, sedangkan penyederhanaan menonjol karena kemudahan penggunaannya dan koefisien variasi terendah.
1. PENDAHULUAN
Pembebanan strip adalah jenis pembebanan area parsial, di mana beban terpusat diterapkan pada anggota beton bertulang (RC) pada area yang lebih kecil dari penampang melintang penuhnya dan dengan demikian menyebar di dalam anggota tersebut. Untuk pembebanan strip, beban tersebut secara tegas diterapkan pada seluruh panjang anggota, yang menghasilkan dispersi beban searah, dan area yang dimuat jauh lebih panjang daripada lebar ( b lz >2 × b ly , 1 lihat Gambar 1 ). Kasus-kasus di mana beban tidak diterapkan pada seluruh panjang masih dapat dianggap sebagai pembebanan strip selama bagian panjang yang tidak dimuat itu kecil ( b z – b lz << b z ). 2 Contoh umum pembebanan strip pada beton struktural adalah sambungan longitudinal segmen pelapis terowongan, engsel beton satu arah, dan bantalan jembatan sempit pada dinding abutmen. Khususnya untuk segmen pelapis terowongan dengan tingkat pengulangan yang tinggi, memahami perilaku menahan beban dari sambungan longitudinal sangat penting untuk menyediakan desain yang aman dan efisien.
Percobaan-percobaan (misalnya, Ref. 3 , 4 ) menunjukkan bahwa kuat tekan beton pada pengenalan beban anggota RC yang dibebani strip dapat beberapa kali lebih tinggi daripada kuat tekan beton uniaxial f c 0 . Peningkatan kekuatan dapat dikaitkan dengan tegangan-tegangan pengekangan lateral, yang dihasilkan baik dari dispersi beban (pengekangan geometris) atau tulangan (pengekangan pasif). Tegangan-tegangan pengekangan pada kedua arah lateral ( y dan z pada Gambar 1 ) menyebabkan keadaan tegangan tekan triaksial, yang meningkatkan kuat tekan beton aksial (dalam arah x ) sebanyak empat kali tegangan tekan lateral minimum, seperti yang telah diamati oleh Richart et al. 5 , 6 hampir 100 tahun yang lalu. Karena dispersi beban hanya terjadi pada satu arah untuk pembebanan strip, pengekangan pada arah z longitudinal lateral hanya dicapai dengan tulangan pengekangan pasif. Pada arah lain ( arah y melintang lateral ), dispersi beban menyebabkan tegangan pengekangan di dekat pengenalan beban tetapi tegangan pecah lebih jauh darinya, yang memerlukan tulangan melintang yang memadai untuk menghindari kegagalan tarik beton getas. Untuk memberikan pengekangan pasif tambahan, tulangan di wilayah terakhir harus melebihi jumlah yang diperlukan untuk tegangan pecah. Untuk pembahasan yang lebih rinci tentang fenomena yang mendasari dan karya sebelumnya, lihat, misalnya, Ref. 1 , 4 , 7 .
Sambungan longitudinal dari segmen-segmen lapisan terowongan dengan beban berlebih yang tinggi atau di tanah yang tertekan mengalami gaya tekan normal yang tinggi dan sering kali mengatur desain seluruh segmen. Untuk sambungan tersebut, rasio konsentrasi beban b ly / b y biasanya sekitar 40%–60%. Sementara solusi lain seperti memperkuat sambungan secara langsung dengan pasak baja yang bersentuhan langsung 8 dimungkinkan, menyediakan jumlah pengekangan pasif yang lebih tinggi adalah opsi yang paling mudah untuk meningkatkan daya dukung sambungan dan dengan demikian memungkinkan segmen yang lebih tipis; perhatikan bahwa mengurangi lebar kontak b ly untuk meningkatkan pengekangan geometris akan menyebabkan tegangan beton yang mungkin lebih tinggi, tetapi daya dukung sambungan akan berkurang karena area kontak yang lebih kecil. Namun, data eksperimen pada anggota RC yang dibebani strip dengan pengekangan pasif yang jelas dan rasio konsentrasi beban sedang langka, membuatnya sangat sulit untuk menilai pendekatan desain yang baru dikembangkan yang, dibandingkan dengan pendekatan desain dalam kode (misalnya fib Model Code 2020 9 atau SIA 262 10 ), memungkinkan untuk menggabungkan efek menguntungkan dari dispersi beban dan pengekangan pasif. Oleh karena itu, artikel ini bertujuan untuk mengurangi kesenjangan pengetahuan ini dengan menyajikan kampanye eksperimen yang luas dan menyelidiki kesesuaian pendekatan model yang berbeda mengenai pembebanan strip. Cakupannya terbatas pada efek pengekangan pasif pada pembebanan strip dengan tulangan yang ditempatkan secara terus-menerus (dengan jarak teratur atau tidak teratur) dalam arah aksial.
Berikut ini, pendekatan desain yang baru dikembangkan untuk elemen RC yang dibebani strip disajikan terlebih dahulu (Bagian 2 ). Selanjutnya, kampanye eksperimental, yang terdiri dari 15 blok RC yang dikenai pembebanan strip, disajikan di Bagian 3 , diikuti oleh pembahasan hasil eksperimen (Bagian 4 ). Data eksperimen akhirnya dibandingkan dengan pendekatan pemodelan yang berbeda, membuktikan bahwa model yang menggabungkan pengekangan geometris dan pasif memberikan prediksi yang andal tentang kapasitas dukung elemen RC yang dibebani strip (Bagian 5 ). Artikel ini diakhiri dengan ringkasan temuan utama dan rekomendasi desain untuk praktik teknik (Bagian 6 ).
2 PERANCANGAN ANGGOTA RC BERBEBAN STRIP
Bagian ini menguraikan empat model untuk merancang anggota RC yang dibebani strip: (i) medan tegangan Dual-Wedge, 7 (ii) penyederhanaan yang baru diusulkan dari yang sama, (iii) persamaan akar kuadrat yang direkomendasikan untuk desain sambungan lapisan terowongan longitudinal oleh pedoman Deutscher Ausschuss für unterirdisches Bauen eV (DAUB) 11 dan (iv) yang disebut model geometris dan pengekangan pasif (GPC). 12 Keempat model memperhitungkan efek dispersi beban, tetapi hanya model DAUB dan GPC yang mempertimbangkan dispersi beban di kedua arah lateral. Lebih jauh, semua model kecuali DAUB mempertimbangkan efek menguntungkan dari pengekangan pasif yang disediakan oleh tulangan. Penentuan sifat pengekangan dijelaskan secara rinci untuk medan tegangan Dual-Wedge tetapi dapat diterapkan dengan cara yang sama pada dua model lainnya yang memperhitungkan pengekangan pasif. Selain itu, artikel ini mempertimbangkan anggota RC yang dimuat secara eksentris dalam arah melintang, yaitu, kasus-kasus di mana centroid dari area yang dimuat tidak bertepatan dengan spesimen tetapi menunjukkan eksentrisitas e y . Leonhardt dan Mönning 13 mengusulkan, berdasarkan Guyon, 14 untuk memperhitungkan pemuatan strip eksentrik dengan mengurangi lebar b y spesimen sebesar 2 × e y , sehingga prisma dengan pemuatan sentris tetap ada. Pendekatan ini diadopsi dalam artikel ini dan diterapkan pada model yang berbeda, dengan mengasumsikan tegangan seragam pada area yang dimuat ( b ly × b lz ) dengan eksentrisitas e y .
2.1 Medan tegangan baji ganda
Medan tegangan Dual-Wedge, yang dikembangkan oleh Markić et al., 7 diilustrasikan dalam Gambar 2. Medan ini menggambarkan penyebaran tegangan normal σ x 0 yang dimuat pada sebagian lebar d 1 dari elemen RC hingga beban homogen pada lebar d 2 > d 1 tercapai. Medan tegangan memungkinkan penentuan kapasitas dukung maksimum σ x 0 dari elemen RC yang dibebani strip, dengan menggabungkan efek menguntungkan dari penyebaran beban dan pengekangan pasif yang disediakan oleh tulangan melintang pada kekuatan tekan beton.
Bidang tegangan menggambarkan irisan dengan panjang satuan dalam arah longitudinal z dan terdiri dari beberapa sub-bidang, yang dipisahkan oleh garis diskontinuitas: Beban σ x 0 diterapkan pada baji ABK, dari mana ia menyebar melalui penopang BFK (miring pada sudut α) hingga ia terus menerus dibelokkan oleh tegangan horizontal k s × σ sy sepanjang BF untuk mencapai tegangan vertikal seragam σ xd dalam baji BEF. Sementara ABK dan BFK sepenuhnya dibatasi oleh tegangan σ confy dan σ sy , masing-masing, BEF hanya dibatasi oleh fraksi (1 – k s ) dari σ sy , yang sesuai dengan tegangan pembatas di bawah garis diskontinuitas BF, yang juga diperlukan di luar zona pengenalan beban jika tegangan vertikal di atas d 2 melebihi kapasitas dukung uniaxial f c 0 . Perhatikan bahwa tegangan kurungan σ sy harus lebih besar dari nol untuk memenuhi kesetimbangan, sementara σ confy dapat sama dengan nol. Sub-medan yang dijelaskan sebelumnya semuanya mengalami keadaan tegangan triaksial (dengan asumsi σ z ≠ 0, lihat di bawah) sedangkan sub-medan IJKH dan FIH hanya mengalami tegangan tekan uniaxial σ confy dan σ sy , masing-masing.
Parameter masukan untuk medan tegangan Dual-Wedge adalah kuat tekan beton uniaxial f c 0 , lebar area yang dibebani d 1 , lebar yang tersedia untuk dispersi beban d 2 , dan tegangan pengekang σ confy dan σ sy . Sementara f c 0 dan d 1 sebagian besar tetap, parameter lainnya bergantung pada tulangan (lihat Bagian 2.1.1 untuk penentuan). Dengan parameter masukan yang ditentukan, geometri medan tegangan dan daya dukung dapat ditentukan sedemikian rupa sehingga keseimbangan terpenuhi dan kriteria kegagalan tidak dilanggar di salah satu sub-medan, memastikan bahwa medan tegangan sesuai dengan solusi batas bawah menurut teori plastisitas. Untuk beton, kriteria kegagalan Coulomb yang dimodifikasi 15 dengan pemutusan tegangan diadopsi (kompresi positif):
Seperti yang terlihat dari Persamaan ( 1 ) dan ( 2 ), tegangan σ z pada arah z longitudinal tidak mengatur kegagalan jika itu adalah tegangan utama antara (σ 1 ≥ σ 2 = σ z ≥ σ 3 dengan σ 1 , σ 3 pada bidang x , y ). Untuk sub-medan dengan keadaan tegangan triaksial, ini dicapai dengan menyediakan tulangan pengekang yang cukup pada arah longitudinal; ini tidak diperlukan pada sub-medan yang diberi tegangan uniaxial. Tulangan diasumsikan hanya membawa tegangan pada arah batang penguat, hingga tegangan luluh f sy .
Untuk gambaran lebih rinci tentang medan tegangan Dual-Wedge dan prosedur iteratif untuk menentukan daya dukung σ x 0 , pembaca dapat merujuk ke Markić et al. 7
2.1.1 Pertimbangan tentang kurungan pasif
Pengekangan pasif dapat secara substansial meningkatkan kapasitas dukung anggota RC yang dikenai beban strip. Pengaruhnya khususnya relevan untuk rasio konsentrasi beban tinggi b ly / b y karena kontribusi pengekangan geometris yang berkurang. Menurut medan tegangan Dual-Wedge, tegangan pengekangan pasif (σ confy dan σ sy ) bekerja secara merata di seluruh tinggi x E medan tegangan. Dari penelitian tentang pengekangan pasif di RC, diketahui bahwa tulangan pengekangan diaktifkan oleh ekspansi lateral beton saat mendekati kekuatan tekan uniaxial (dilatansi), yang menghasilkan gaya pengekangan diskret yang terutama diperkenalkan ke beton pada tikungan, pelat ujung, atau sambungan silang tulangan grid yang dilas, 16 – 18 dari mana mereka harus disebarkan untuk mencapai distribusi yang seragam. Oleh karena itu, area beton terkurung di mana tegangan pengekangan seragam terjadi lebih kecil daripada area di dalam tulangan pengekangan. Lebih jauh, penyebaran gaya pengekangan mempengaruhi tegangan pengekangan, seperti yang ditunjukkan oleh Morger et al. 19 ; pembaca dirujuk ke Morger et al. 19 untuk rincian lebih lanjut tentang pengekangan pasif mengenai area beton terbatas dan tegangan pengekangan. Meskipun demikian, Markić et al. 7 berasumsi bahwa area beton terbatas bertepatan dengan area di dalam tulangan pengekangan dan menentukan tegangan pengekangan menurut keseimbangan global untuk penerapan medan tegangan Dual-Wedge. Sementara asumsi ini berhasil divalidasi dengan pengujian pada blok RC yang dikenai pembebanan strip dengan area beban yang sangat sempit seperti yang umum pada engsel beton dan rasio konsentrasi beban yang kecil ( b ly / b y ≤ 0,2), 4 perbandingan dengan data eksperimen yang disajikan dalam artikel ini (Bagian 5 ) menyoroti bahwa untuk area beban yang lebih luas seperti yang umum pada sambungan segmen lapisan terowongan dan rasio konsentrasi beban yang lebih tinggi, pendekatan ini (dirujuk berikut ini sebagai DW-cs) tidak konservatif. Akibatnya, artikel ini mengusulkan untuk mempertimbangkan efek penyebaran gaya pengekangan pada area beton terbatas serta tegangan pengekangan di medan tegangan Dual-Wedge (dirujuk sebagai DW-cc). Subbagian berikut ini menyajikan cara menentukan parameter pengekangan pada arah melintang (Bagian 2.1.1.1 ) dan arah membujur (Bagian 2.1.1.2 ) untuk jarak tulangan yang teratur (lihat Gambar 3) .) dan memperluas pendekatan ke jarak tulangan yang tidak teratur (Bagian 2.1.1.3 , Gambar 4 ). Untuk menyederhanakan, hanya tegangan pembatas σ conf yang digunakan di bawah ini (dengan asumsi σ conf = σ s ); namun, semua aspek yang disajikan berlaku secara analogis pada σ s . Lampiran A.1 mengkompilasi definisi semua parameter input DW-cs.
Perhatikan bahwa model GPC memerlukan prosedur penyelesaian berulang karena daya dukung ultimit F GPC diperlukan untuk menentukan gaya pecah F ty ,GPC dan F tz ,GPC pada bagian 1-1 dan tidak memeriksa tegangan beton antara dua bagian kontrol. Pada bagian bawah wilayah ini, tegangan pecah terjadi seperti pada bagian kontrol 1-1, tetapi area yang dibebani lebih kecil; dengan demikian, daya dukung yang lebih rendah daripada yang diprediksi oleh Persamaan ( 23 ) dapat terjadi.
3 KAMPANYE EKSPERIMENTAL
Bagian ini menyajikan 15 spesimen RC yang mengalami pembebanan strip. Spesimen tersebut merupakan bagian dari kampanye eksperimen yang lebih luas yang terdiri dari total 21 spesimen; enam spesimen yang tersisa dicetak dengan beton bertulang serat (FRC) dan akan dijelaskan dalam artikel mendatang yang berfokus pada pembebanan strip dengan FRC. Bagian berikut menyusun geometri dan produksi spesimen, sifat material, pengaturan pengujian, dan sistem pengukuran.
3.1 Spesimen, bahan, dan pengecoran
Tinjauan umum dari 15 spesimen diberikan dalam Tabel 1. Mereka terdiri dari blok beton yang secara geometris identik dengan dimensi b y × b z = 350 × 550 mm 2 dalam arah melintang ( y -) dan membujur ( z -) dan h = 525 mm dalam arah aksial ( x -). Lebar area yang dimuat ( b ly ) bervariasi antara 140 dan 210 mm, yang masing-masing sesuai dengan 40% dan 60% dari lebar blok. Panjang area yang dimuat adalah b lz = 450 mm (yaitu, 82% dari panjang blok) dan dijaga konstan untuk semua pengujian. Untuk dua spesimen, area yang dimuat bersifat eksentrik dalam arah melintang, dengan eksentrisitas e y sebesar 29 dan 58 mm. Geometri blok dengan area yang dimuat diilustrasikan dalam Gambar 6a .
| Contoh | b ly | mata dan | fc 0 | Tata letak penguatan | f saya | ukuran x | s z ,rata-rata = s z ,maks | rata – rata | s y ,maks | ω y a | ω z b | N x, u, exp | qx , u , exp / fc0 |
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| (satuan ukuran) | (satuan ukuran) | (MPa) | (-) | (MPa) | (satuan ukuran) | (satuan ukuran) | (satuan ukuran) | (satuan ukuran) | (-) | (-) | (M N) | (-) | |
| BT-NC-1 | 140 | angka 0 | 46.5 | BT1 | 545 | 90 | 120 | 278 | 238 | 0.12 | 0,05 | 5.37 | 1.83 |
| BT-NC-2 | 140 | angka 0 | 50.8 | BT2 | 545 | 85 | 68 | 278 | 238 | 0.21 | 0,05 | 6.61 | 2.07 |
| BT-NC-3 | 140 | angka 0 | 50.8 | BT3 | 545 | 85 | 68 | 93 | 108 | 0.21 | 0,15 | 7.44 | 2.32 |
| BT-NC-3e | 140 | 58 | 50.8 | BT3 | 545 | 85 | 68 | 93 | 108 | 0.21 | 0,15 | 5.34 | 1.67 |
| BT-NC-4 | 140 | angka 0 | 50.8 | Bahasa Inggris BT4 | 545 | 85 | 68 | 70 | 108 | 0.21 | 0.21 | 7.72 | 2.41 |
| BT-NC-5 | 210 | angka 0 | 46.5 | BT3 | 545 | 85 | 68 | 93 | 108 | 0.23 | 0.17 | 7.84 | 1.78 |
| BT-HC-1 | 140 | angka 0 | 76.6 | BT1 | 545 | 90 | 120 | 278 | 238 | 0,07 | 0,03 | 7.59 | 1.57 |
| BT-HC-2 | 140 | angka 0 | 76.6 | BT3 | 545 | 85 | 68 | 93 | 108 | 0.14 | 0.10 | 8.33 | 1.73 |
| BT-HC-2e | 140 | 29 | 76.6 | BT3 | 545 | 85 | 68 | 93 | 108 | 0.14 | 0.10 | 7.43 | 1.54 |
| WG-NC-1 | 140 | angka 0 | 46.5 | Kelompok 1 | 551 | 90 | 120 | 93 | 178 | 0.12 | 0.16 | 6.12 | 2.09 |
| WG-NC-2 | 140 | angka 0 | 50.8 | Kelompok 2 | 551 | 85 | 68 | 93 | 178 | 0.21 | 0.16 | 7.57 | 2.36 |
| WG-NC-3 | 140 | angka 0 | 50.8 | Kelompok 3 | 551 | 85 | 68 | 56 | 60 | 0.21 | 0.26 | 8.59 | 2.68 |
| WG-NC-4 | 140 | angka 0 | 46.5 | Kelompok 4 | 551 | 50 | 60 | 56 | 60 | 0.37 | 0.40 | Tanggal 11.03 | 3.76 |
| WG-NC-5 | 210 | angka 0 | 46.5 | Kelompok 3 | 551 | 85 | 68 | 56 | 60 | 0.23 | 0.28 | 9.66 | 2.20 |
| HB-NC-1 | 140 | angka 0 | 46.5 | Bahasa Indonesia: HB1 | 552 | 50 | 60 | 93 | 80 | 0.37 | 0.24 | 10.53 | 3.60 |
Catatan : Semua spesimen dengan b y = 350 mm, b z = 550 mm, h = 525 mm, b lz = 450 mm, Ø s = 12 mm, c nom = 30 mm, b csy = 278 mm, b csz = 478 mm dan s x 1 = 36 mm. Singkatan: HC, beton mutu tinggi; NC, beton mutu normal. a ω y = σ confy (Persamaan 10 )/ f c 0 . b ω z = σ confz (Persamaan 12 )/ f c 0 .
Semua spesimen dicor dalam bekisting yang dilumasi pada meja getar. Untuk mendapatkan permukaan beton yang halus untuk pengenalan beban, spesimen dicor terbalik dengan pelat baja yang dipoles secara mekanis sebagai bekisting bawah. Setelah pengeringan, permukaan cor digiling secara mekanis untuk memastikan permukaan koplanar dan menghindari eksentrisitas yang tidak diinginkan. Karena ketersediaan bekisting terbatas, spesimen dicor dalam tiga kelompok berbeda. Dua kelompok terbuat dari beton mutu normal (NC) dan kelompok ketiga terbuat dari beton mutu tinggi (HC). Ukuran agregat maksimum adalah D max = 16 mm untuk semua spesimen, dan penutup beton bening ( c nom ) dari tulangan penahan beban berukuran 30 mm. Sejumlah silinder standar yang cukup dicor secara bersamaan dengan spesimen. Semua spesimen dan silinder dari kelompok yang sama diuji pada usia lebih dari 28 hari dan dalam waktu sesingkat mungkin untuk meminimalkan pengaruh penuaan beton. Kekuatan tekan silinder uniaxial rata-rata yang diukur dilaporkan dalam Tabel 1 . Sifat- sifat mekanik beton tambahan dapat ditemukan di Lampiran B.
Spesimen diperkuat dengan ikatan bengkok (sebutan BT), kisi las (WG), dan batang berkepala ganda (HB), yang terus menerus ditempatkan dalam arah melintang dan membujur di atas ketinggian penuh. BT dan HB adalah tulangan canggih saat ini, sementara WG kurang umum dalam struktur penahan beban. Namun, dibandingkan dengan BT, WG prefabrikasi sangat menyederhanakan perakitan tulangan, mengurangi waktu dan biaya dalam proses prefabrikasi, membuatnya sangat cocok untuk produksi massal seperti yang umum di segmen lapisan terowongan. Diameter (Ø s ) tulangan pembatas diukur 12 mm untuk ketiga jenis tulangan. Jarak tulangan dalam arah vertikal dipastikan oleh empat batang tambahan (Ø s = 10 mm) yang ditempatkan di luar area yang dibebani. Sambungan antara batang tulangan melintang dan membujur dari WG diproduksi dengan pengelasan mesin, dengan faktor kekuatan geser nominal setidaknya 0,5, yaitu, SF50, menurut ISO 17660-1:2006. 25 Oleh karena itu, dua batang tulangan memanjang diperlukan pada setiap sisi untuk mengikat batang tulangan melintang secara penuh. Karena mesin las, jarak garis tengah minimum dua batang tulangan adalah 50 mm. Untuk menghasilkan area beton terkekang yang seluas mungkin, dua batang tulangan memanjang ditempatkan sejauh mungkin di luar batang tulangan melintang. HB adalah jenis ancoPLUS , yang diproduksi oleh perusahaan ancotech , dengan diameter kepala sekitar 2,5 kali diameter batang tulangan nominal. Gambar 7 menunjukkan konfigurasi tulangan dari setiap jenis. Baja tulangan dari ketiga jenis tulangan tersebut berjenis B500B, dengan hanya HB yang menunjukkan plateau leleh yang jelas. Tegangan leleh tulangan dirangkum dalam Tabel 1 ; Lampiran B menyusun informasi lebih lanjut tentang sifat mekanisnya. Selain jenis tulangan yang berbeda, rasio tulangan spesimen bervariasi dalam arah melintang dan membujur. Empat konfigurasi tulangan yang berbeda digunakan untuk BT (BT1-BT4) dan WG (WG1-WG4), bersama dengan salah satu HB (HB-1). Gambar 8 (BT dan HB) dan Gambar 9 (WG) menggambarkan susunan tulangan secara rinci, dengan Tabel 1 merangkum jarak tulangan yang diperlukan untuk menghitung tegangan pengekang dan luas beton terkekang untuk setiap spesimen menurut Bagian 2.1.1 . Berdasarkan tegangan pengekang (σ confy dan σ confz ) dan kuat tekan beton uniaxial f c 0 , rasio tulangan mekanis (ditentukan menurut model pengekangan 19 ) dari ω y = 0,07 … 0,37 dan ω z = 0,03 … 0,40 dicapai dalam arah melintang dan membujur, berturut-turut. Batang-batang membujur WG, selain memberikan pengekangan dalam arah membujur, mengalami pembengkokan lateral karena pengaktifan batang-batang melintang. Karena kompleksitas interaksi (lihat Morger dan Kaufmann 18 ), rasio tulangan membujur yang lebih tinggi umumnya dipilih untuk WG daripada untuk BT dan HB untuk menghindari kegagalan dini karena tulangan membujur yang terbatas.
3.2 Pengaturan pengujian
Semua pengujian dilakukan dengan mesin uji kompresi 20 MN di Empa di Dübendorf, Swiss. Spesimen dimuat secara kuasi-statis dalam kompresi dengan mengendalikan perpindahan mesin, yang secara monoton ditingkatkan pada laju antara 0,2 dan 0,3 mm/menit hingga beban puncak. Spesimen diturunkan melewati beban puncak setelah penurunan beban yang signifikan diamati. Spesimen WG-NC-5 dimuat dalam empat langkah, menjaga beban konstan selama 2 … 4 jam di antara langkah-langkah untuk menyelidiki perilaku creep jangka pendek. Untuk dua spesimen (WG-NC-1 dan WG-NC-3), perpindahan mesin uji beberapa kali dijaga konstan (3–6 menit) untuk memfasilitasi pengukuran regangan serat optik, yang menyebabkan sedikit penurunan beban dengan relaksasi. Spesimen dimuat pada pengenalan beban parsial melalui batu bata baja kecil (17,5 × 45 × 30 mm 3 ) yang antarmukanya dengan pelat pengenalan beban dilumasi secara memadai untuk memastikan bahwa mereka dapat mengikuti setiap perpindahan lateral permukaan beton yang dimuat dengan sedikit pengekangan. Berbeda dengan pelat pemuatan baja konvensional, yang akan menahan ekspansi lateral beton dengan kekakuannya, sistem pengenalan beban ini meminimalkan pengekangan tambahan beton, memastikan bahwa daya dukung yang diperoleh dalam pengujian mewakili situasi dengan antarmuka beton-beton, seperti pada sambungan longitudinal segmen lapisan terowongan. Di sisi berlawanan dari pengenalan beban parsial, spesimen ditempatkan pada blok baja dengan pelapis lantai sempit di antaranya. Gesekan mungkin telah menghasilkan pengekangan tambahan di dekat ujung ini. Namun, karena (i) tegangan pada ujung ini jauh lebih rendah daripada pada pengenalan beban dan karenanya, (ii) bagian pengatur berada di luar wilayah ini, karena tulangan pengekangan kontinu disediakan di atas tinggi spesimen penuh, pengekangan tambahan tidak mempengaruhi kapasitas menahan beban. Untuk pembahasan lebih mendalam tentang pengaruh sistem pengenalan beban, lihat Markić et al. 4
3.3 Sistem pengukuran
Mesin uji mengukur gaya normal N x dan perpindahan yang diberikan. Selain itu, korelasi citra digital (DIC ) diterapkan untuk mengukur medan perpindahan pada permukaan spesimen dan perpindahan pelat pengantar beban. Data DIC diproses dengan perangkat lunak komersial VIC-3D. Medan regangan yang dihasilkan diproses lebih lanjut dengan perangkat lunak sumber terbuka ACDM 27 , 28 untuk menentukan pola retak dan lebar retak. Lebih jauh, pengukuran serat optik dilakukan untuk mendapatkan wawasan tentang aktivasi tulangan. Hasil terakhir disajikan dalam Morger dan Kaufmann 18 dan tidak dibahas lebih lanjut dalam artikel ini.
3.3.1 Pengaturan DIC
Untuk setiap pengujian, dua sisi lateral yang berdekatan (arah melintang dan membujur) dari spesimen RC diselidiki dengan sistem DIC. Kecuali untuk spesimen BT-NC-1, yang sisi melintangnya dipantau dengan sistem DIC 2D, hanya sistem DIC 3D yang digunakan. Kamera FLIR Grasshopper3 (4096 × 3000 px) dengan lensa dengan panjang fokus masing-masing 25 atau 24 mm, mengukur sisi melintang semua spesimen dan sisi membujur BT-NC-1 dan WG-NC-1. Untuk sisi membujur spesimen yang tersisa, kamera PointGrey (1920 × 1200 px) dengan lensa dengan panjang fokus 28 mm digunakan. Resolusi selalu di atas 5 px/mm dan 2 px/mm untuk sisi melintang dan membujur, masing-masing. Sudut stereo bervariasi antara 19° dan 31°. Pola bintik terdiri dari titik-titik hitam yang ditempatkan secara acak dengan diameter 0,66 mm (FLIR) atau 2,54 mm (PointGrey), yang diaplikasikan pada permukaan spesimen yang dicat putih dan terang. Tingkat kebisingan rata-rata dengan deviasi standar σ( U , V ) di bawah 3 μm dihasilkan dari uji perpindahan nol yang dilakukan menurut Mata-Falcón et al. 29 dengan parameter korelasi berikut: ukuran subset = 17 px dan ukuran langkah = 4 px untuk sisi melintang dan ukuran subset = 23 px dan ukuran langkah = 6 px untuk sisi membujur dengan ukuran filter regangan = 5 untuk kedua sisi.
4 HASIL KAMPANYE EKSPERIMENTAL
Bagian ini menyajikan hasil dari 15 spesimen RC yang mengalami pembebanan strip. Beban puncak N x,u,exp dan tegangan puncak rata-rata yang sesuai q x,u,exp yang diterapkan pada area yang dimuat, dinormalisasi oleh kekuatan tekan beton f c 0 , ditunjukkan pada Tabel 1 . Gambar 10 mengilustrasikan perilaku beban-deformasi dengan memplot tegangan aksial rata-rata q x,exp (dinormalisasi oleh kekuatan beton f c 0 ) terhadap penetrasi δ x , dan Gambar 11 menunjukkan perkembangan pola retak yang khas dengan juga memplot q x,exp / f c 0 terhadap lebar retak w r,max . Plot ini dibahas sebagai berikut. Untuk referensi lebih lanjut, Lampiran C menyusun diagram yang sesuai untuk semua spesimen beton kekuatan normal (Gambar C1 ) dan kekuatan tinggi (Gambar C2 ). Dalam semua plot ini, penetrasi δ x mengacu pada deformasi aksial antara bagian bawah spesimen dan pelat pengenalan beban yang diperoleh oleh DIC, sehingga menghilangkan pengaruh deformasi mesin
4.1 Perilaku menahan beban dan kegagalan
Gambar 10 membandingkan kurva beban-deformasi dari semua spesimen, dikelompokkan untuk mempelajari pengaruh parameter yang berbeda: Kecuali untuk Spesimen BT-HC-1, diagram beban-penetrasi menyoroti perilaku kegagalan daktail dengan peningkatan deformasi yang nyata (= penetrasi vertikal δ x ) dengan hanya sedikit peningkatan beban. Kegagalan dapat digambarkan sebagai kegagalan penghancuran karena pengekangan pasif yang terbatas. Spesimen BT-HC-1 (lihat Gambar 10d ) menunjukkan perilaku beban-penetrasi yang hampir linier hingga beban puncak dan kegagalan getas, yang dapat dikaitkan dengan rasio tulangan melintang mekanis yang rendah sebesar 0,07, yang berada di bawah rasio tulangan minimum yang direkomendasikan sebesar 0,1 4 dalam arah ini.
Pengaruh rasio konsentrasi beban b ly /( b y – 2 × e y ) diilustrasikan dalam Gambar 10a . Saat rasio konsentrasi beban meningkat (beban lebih lebar), pengekangan geometris dan karenanya kapasitas dukung ( q x, u, exp / f c 0 ) dari spesimen yang identik berkurang. Pengamatan ini berlaku untuk spesimen dengan konfigurasi tulangan WG dan BT, beton dengan kekuatan normal dan tinggi, dan pembebanan sentrik. Misalnya, Spesimen WG-NC-3 dan BT-NC-3 dengan rasio konsentrasi beban 0,40 mengalami tegangan puncak yang sesuai dengan 2,68 × f c 0 dan 2,32 × f c 0 , masing-masing, sedangkan Spesimen WG-NC-5 dan BT-NC-5 dengan rasio konsentrasi beban 0,60 mencapai tegangan puncak hanya 2,20 × f c 0 dan 1,78 × f c 0 , masing-masing. Perhatikan bahwa rasio konsentrasi beban yang lebih tinggi karena lebar beban yang lebih lebar b ly menghasilkan tegangan puncak yang lebih rendah q x,u ; namun, gaya normal puncak N x,u meningkat karena area beban yang lebih besar. Spesimen yang dibebani secara eksentrik mengalami kapasitas dukung yang lebih rendah dibandingkan dengan spesimen yang dibebani secara sentris tetapi spesimen yang sama (BT-NC-3e vs. BT-NC-3 dan BT-HC-2e vs. BT-HC-2). Bahkan dibandingkan dengan spesimen dengan rasio konsentrasi beban yang sama (BT-NC-3e vs. BT-NC-5), spesimen yang dibebani secara eksentrik menunjukkan kapasitas dukung yang lebih rendah. Pengamatan eksperimental ini akan sesuai dengan hasil pengujian jika rasio konsentrasi beban ditentukan berdasarkan lebar di dalam tulangan b csy bukan lebar blok b y (BT-NC-3e: 0,86; BT-NC-5: 0,76); perhatikan bahwa perubahan ini tidak akan memengaruhi interpretasi hasil pengujian pada spesimen yang dibebani secara sentris. Namun, berdasarkan satu perbandingan saja, tidak ada kesimpulan akhir yang dapat ditarik.
Gambar 10b menyajikan hasil spesimen yang berbeda dalam rasio tulangan mekanis ω y (ω z bervariasi secara bersamaan) dan konfigurasi tulangan. Semua spesimen dibebani dengan lebar b ly = 140 mm, dan kekuatan tekan beton serupa (46,5 atau 50,8 MPa). Jelas bahwa rasio tulangan yang lebih tinggi menghasilkan kapasitas dukung yang lebih tinggi seiring dengan peningkatan pengekangan pasif. Sementara rasio tulangan tidak memengaruhi kekakuan awal, penetrasi δ x pada beban puncak meningkat dengan rasio tulangan yang lebih tinggi. Perlu dicatat bahwa spesimen dengan WG memiliki rasio tulangan longitudinal yang lebih tinggi daripada spesimen identik lainnya yang diperkuat dengan BT atau batang berkepala.
Gambar 10c mengilustrasikan efek dari memvariasikan rasio tulangan longitudinal ω z untuk konfigurasi tulangan yang berbeda tetapi sifat-sifatnya identik (ω y = 0,21, f c 0 = 50,8 MPa, b ly = 140 mm). Dapat dilihat bahwa rasio tulangan longitudinal mempengaruhi kapasitas dukung meskipun dispersi beban dua dimensi dominan, dengan rasio yang lebih tinggi ω z menghasilkan kapasitas dukung yang lebih tinggi. Sementara Spesimen BT-NC-2 dirancang sedemikian rupa sehingga ω z mengatur, spesimen lainnya mengandung tulangan yang cukup dalam arah longitudinal menurut DW-cc. Hasilnya, BT-NC-2 menahan beban terendah dan penetrasi yang berkurang pada beban puncak. Perbedaan beban puncak spesimen lainnya dapat dikaitkan dengan rasio tulangan longitudinal yang berbeda, termasuk area beton terbatas yang berbeda dalam arah longitudinal. Perbandingan Spesimen WG-NC-2 dan BT-NC-3—satu-satunya perbandingan langsung antara BT dan WG dengan properti yang sama (yang lainnya selalu bervariasi dalam rasio tulangan longitudinal)—menunjukkan bahwa WG berkinerja setidaknya sama baiknya dengan BT.
Gambar 10d membandingkan spesimen NC dan HC dengan BT, yang dibebani dengan lebar b ly = 140 mm dan dengan dua rasio tulangan geometris yang berbeda (BT-NC-1 dan BT-HC-1: ρ y = 1,05%, ρ z = 0,45%; BT-NC-3 dan BT-HC-2: ρ y = 1,95%, ρ z = 1,44%). Gambar tersebut menyoroti bahwa kapasitas menahan beban yang dinormalkan secara signifikan lebih rendah untuk spesimen HC daripada untuk spesimen NC dengan kandungan tulangan geometris yang sama. Namun, perbedaannya jauh lebih sedikit ketika membandingkan spesimen uji dengan rasio tulangan mekanis yang sama (BT-NC-1 vs. BT-HC-2). Perbandingan ini menunjukkan bahwa kapasitas menahan yang dinormalkan oleh kekuatan beton sedikit lebih rendah untuk spesimen kekuatan tinggi dibandingkan dengan spesimen kekuatan normal dengan rasio tulangan mekanis yang sama. Namun, pengamatan ini didasarkan pada perbandingan hanya dua spesimen; oleh karena itu, pengujian lebih lanjut sangat penting untuk memvalidasinya secara efektif.
4.2 Pengembangan Crack
Lebar retakan menjadi perhatian utama dalam batas kemampuan servis (SLS), di mana batasan lebar retakan—biasanya dalam kisaran 0,2 … 0,3 mm—ditentukan untuk mencegah masalah ketahanan struktur RC. Misalnya, masalah dapat terjadi pada segmen lapisan terowongan karena peningkatan permeabilitas, kebocoran air yang berlebihan, atau korosi tulangan. 30 Dalam konteks gaya normal pada sambungan lapisan longitudinal, retakan dapat terjadi pada sisi pengenalan beban karena kompatibilitas area yang dibebani dan yang tidak dibebani, atau pada sisi lateral karena ekspansi beton yang terkait dengan aktivasi pengekangan pasif atau tegangan tarik yang dihasilkan dari dispersi beban.
Gambar 11a mengilustrasikan perkembangan lebar retak w r,max , menggunakan Spesimen WG-NC-3 sebagai contoh; plot yang sesuai dari semua spesimen dapat ditemukan di Lampiran C . Lebar retak w r,max , yang mewakili lebar retak maksimum yang diukur (diratakan pada panjang retak 10 mm) yang diperoleh oleh ACDM, diplot dalam warna oranye untuk sisi melintang (garis putus-putus) dan membujur (garis utuh) berkenaan dengan tegangan aksial rata-rata q x,exp (dinormalisasi oleh kekuatan beton f c 0 ). Selain itu, tingkat beban di mana lebar retak 0,2, 0,3, dan 0,5 mm terjadi untuk pertama kalinya ditunjukkan oleh titik-titik hitam pada kurva penetrasi beban, dan segitiga menunjukkan beban puncak. Umumnya, retakan pada sisi melintang lebih lebar daripada sisi membujur. Sisi membujur hanya mengatur dalam Spesimen BT-HC-2e untuk lebar retak 0,2 mm; untuk 0,3 mm, semua spesimen diatur oleh sisi melintang. Dalam sebagian besar pengujian, lebar retakan awalnya tumbuh perlahan dengan meningkatnya beban hingga mulai terbuka lebih jelas, dalam banyak kasus tiba-tiba. Peningkatan lebar retakan yang tiba-tiba ini terkait dengan terkelupasnya beton penutup, yang pada gilirannya disebabkan oleh aktivasi tulangan pembatas dan ekspansi beton lateral terkait. Terkelupasnya penutup beton bergantung pada kekuatan tarik beton, yang membuatnya sulit untuk diprediksi dan menjelaskan penyebaran dalam hasil pengujian, yang selanjutnya dapat dipengaruhi oleh tegangan awal yang seimbang sendiri.
Gambar 11b–d menunjukkan pola retak pada sisi melintang dan membujur Spesimen WG-NC-3 pada lebar retak = w r,max = 0,2, 0,3, dan 0,5 mm, berturut-turut. Perkembangan pola retak pada spesimen ini serupa dengan yang diamati pada beberapa pengujian lainnya. Pada sisi melintang, retakan terbentuk pertama kali di bagian tengah pada arah aksial, yang menunjukkan perambatan beban melintang dan tegangan pecah. Retakan lebih lanjut muncul saat beban meningkat dan spalling menjadi dominan. Pada arah membujur, retakan horizontal sering terjadi di dekat tepi atas spesimen, dengan retakan yang berasal darinya pada arah aksial. Spesimen WG-NC-5, yang dibebani dalam empat langkah, menjaga beban konstan selama 2 … 4 jam di antara langkah-langkah tersebut, mengungkapkan bahwa lebar retak tumbuh seiring dengan deformasi mulur jangka pendek. Hal ini harus diingat saat menafsirkan data uji dan membahas tingkat beban di mana lebar retak tertentu tercapai.
Tabel 2 mengkompilasi rasio antara tegangan yang diberikan pada lebar retak w r,max masing-masing sebesar 0,2 dan 0,3 mm, dan tegangan puncak. Dengan asumsi faktor keamanan parsial sebesar 1,35 untuk beban (hanya beban permanen) dan faktor keamanan parsial rata-rata sebesar 1,40 untuk material—dengan memperhatikan bahwa daya dukung tergantung pada kuat tekan beton serta kuat tarik tulangan pengekang, dan bahwa sifat material rata-rata daripada sifat material karakteristik relevan dalam SLS—tingkat beban SLS sesuai dengan kira-kira 1/(1,35 × 1,40) = 53% dari tegangan puncak yang diperoleh secara eksperimen. Akibatnya, dengan mengabaikan pertumbuhan retak terkait rangkak, lebar retak akan mengatur desain dan mengurangi tegangan yang diizinkan dibandingkan dengan daya dukung struktural yang diperoleh secara eksperimen untuk nilai di bawah 0,53 dalam Tabel 2 . Dengan demikian, kriteria kemudahan servis akan mengatur untuk dua dari tiga spesimen kekuatan tinggi, tetapi hanya untuk dua spesimen kekuatan normal, BT-NC-3 dan HB-NC-1. Dibandingkan dengan spesimen serupa lainnya, lebar retak BT-NC-3 sangat jauh dan dapat dianggap sebagai outlier, meskipun tidak ada penyebab khusus untuk perilaku ini yang diidentifikasi. Di sisi lain, di HB-NC-1, pelat ujung batang berkepala sangat dekat satu sama lain (lihat Gambar 7c ), sehingga beton penutup hampir tidak terhubung ke inti spesimen, yang mendukung spalling dan menjelaskan lebar retak besar pada beban sedang. Perhatikan bahwa lebar retak yang dipengaruhi oleh spalling dipengaruhi oleh ketebalan penutup beton, sehingga hasil yang disajikan di sini tidak dapat diekstrapolasi ke anggota RC dengan sifat yang berbeda.
| Contoh | BT-NC-1 | BT-NC-2 | BT-NC-3 | BT-NC-3e | BT-NC-4 | BT-NC-5 | BT-HC-1 | BT-HC-2 | BT-HC-2e | WG-NC-1 | WG-NC-2 | WG-NC-3 | WG-NC-4 | WG-NC-5 | HB-NC-1 | NC | HC | ||
|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|---|
| menit | Berarti | menit | Berarti | ||||||||||||||||
| qx,exp(wr,max=0.2mm)qx,u,exp | 0.82 | 0.73 | 0.49 | 0,79 | 0,70 | 0.61 | 0.47 | 0.54 | 0.35 | 0.63 | 0.69 | 0.71 | 0,59 | 0.71 | 0.52 | 0.49 | 0.67 | 0.35 | 0.45 |
| qx,exp(wr,max=0.3mm)qx,u,exp | 0,89 | 0,78 | 0.53 | 0,79 | 0.73 | 0,65 | 0.49 | 0,58 | 0.44 | 0,75 | 0,77 | 0,79 | 0.66 | 0.74 | 0.56 | 0.53 | 0.72 | 0.44 | 0,50 |
Kesimpulannya, memperkirakan lebar retakan untuk anggota RC berbeban strip sangat menantang, dan rekomendasi terkait berada di luar cakupan artikel ini.
5 PERBANDINGAN PENDEKATAN DESAIN DENGAN DATA EKSPERIMENTAL
Pada bagian ini, model untuk pembebanan strip yang dibahas pada Bagian 2 dibandingkan dengan hasil eksperimen yang disajikan pada Bagian 4 dan data tambahan dari literatur. Beberapa kondisi perlu dipenuhi agar eksperimen valid untuk perbandingan: (i) Spesimen harus dianggap terbebani strip ( b lz >2 × b ly ) dan (ii) tulangan pembatas perlu disediakan di seluruh tinggi spesimen dengan informasi yang diperlukan pada jarak tulangan yang diberikan. Lebih jauh, (iii) hanya spesimen yang bebannya diterapkan secara sentris pada area yang dibebani yang dipertimbangkan, tidak termasuk pengujian pada sambungan lapisan terowongan longitudinal dengan rotasi sambungan yang diterapkan. Mengingat keterbatasan ini, hanya data terpilih dari Markić et al. 4 yang digunakan untuk perbandingan. Semua spesimen yang dipertimbangkan dan parameter inputnya untuk model yang berbeda dirangkum dalam Tabel D1 di Lampiran D 4
Beberapa publikasi 4 , 18 memberikan wawasan ke dalam aktivasi tulangan anggota RC yang dibebani strip dengan pengukuran serat optik, yang mengonfirmasi bahwa tulangan pengekang dapat diaktifkan sepenuhnya (yaitu, mencapai regangan luluh). Akibatnya, tegangan luluh tulangan diperhitungkan untuk menentukan tegangan pengekang σ conf . Gaya pengekang diasumsikan diperkenalkan ke beton di tikungan sengkang atau pelat ujung batang berkepala. Pemindahan beban lebih kompleks untuk WG dengan beberapa batang melintang yang menjangkarkan batang tulangan. Dalam artikel ini, diasumsikan bahwa untuk konfigurasi kisi las yang disajikan dalam Bagian 3.1 , gaya pengekang diterapkan ke beton pada sambungan silang las luar, seperti yang diusulkan dalam Morger dan Kaufmann, 18 berdasarkan pengukuran serat optik WG.
Gambar 12 memplot rasio kapasitas menahan beban yang diamati secara eksperimen ( q x,u,exp ) dengan prediksi berbagai model ( q x,u,model ) berdasarkan medan tegangan Dual-Wedge terhadap (a) rasio konsentrasi beban, (b) rasio tulangan mekanis pada arah melintang dan (c) kuat tekan beton. Selain itu, plot tersebut berisi kurva regresi linier untuk setiap model. Seperti yang telah ditunjukkan dalam Bagian 2.1.1 , penerapan medan tegangan Dual-Wedge dengan mengasumsikan dispersi beban hingga tulangan pengekang terluar dan tegangan pengekang menurut kesetimbangan global (DW-cs, lihat Lampiran A.1 ), melebih-lebihkan kapasitas menahan spesimen dengan rasio konsentrasi beban yang meningkat (Gambar 12a ). Hanya untuk lebar penerapan beban yang sangat sempit ( b ly /( b y – 2 × e y ) < 0,2), prediksi DW-cs berada di sisi yang aman. Prediksi model yang didefinisikan dalam makalah ini, DW-cc dan DW-s, mengasumsikan dispersi beban hanya dalam lebar beton terkekang b ccy dan tegangan pengekangan σ conf ditentukan menurut model pengekangan. 19 Mereka memberikan prediksi yang serupa, dengan DW-s lebih konservatif daripada DW-cc untuk rasio konsentrasi beban sedang dan sebaliknya untuk rasio konsentrasi beban sempit (<0,2); yang diharapkan menurut perbandingan kedua model ini dalam Lampiran A.2 . Kedua model menunjukkan kecenderungan yang sama seperti DW-cs untuk menjadi lebih konservatif untuk lebar aplikasi beban sempit b ly daripada yang lebih lebar, yang beberapa prediksinya bahkan sedikit tidak aman. Konservatisme tinggi untuk lebar aplikasi beban sempit dapat dijelaskan oleh fakta bahwa untuk situasi ini, dampak pengekangan terbatas, dan dispersi beban dapat, didukung oleh kekuatan tarik beton, terjadi di luar area beton terkekang atau bahkan meluas ke beton penutup. Ini meningkatkan daya dukung karena peningkatan pengekangan geometris. Namun, pemindahan beban tersebut tidak dapat dijelaskan secara mekanis yang konsisten dengan medan tegangan Dual-Wedge, dan tidak boleh dimanfaatkan dalam desain karena ketergantungan pada kekuatan beton tarik yang tidak dapat diandalkan dan kemungkinan mode kegagalan getas. Gambar 12b tidak menunjukkan tren prediksi daya dukung DW-cc dan DW-s dengan rasio tulangan mekanis melintang ω y . Hal ini menunjukkan bahwa dampak pengekangan tercakup dengan andal, termasuk pengaruh faktor k s (lihat Gambar 2 dan Tabel D1 dalam Lampiran D ), yang menentukan fraksi tegangan pengekang yang diperlukan untuk menyeimbangkan dispersi beban. Lebih jauh, perbandingan pada Gambar 12c mengindikasikan bahwa untuk beton mutu tinggi, prediksi model sedikit tidak aman. Namun, menerapkan faktor kerapuhan beton η cc = (30/ f c 0 ) (1/3) <1 dan dengan demikian mengurangi kuat tekan beton, seperti yang sering digunakan dalam kode terkini (misalnya, SIA 262 10 ), akan menghasilkan prediksi yang lebih konservatif untuk spesimen dengan kekuatan normal (untuk ilustrasi lihat perbandingan data eksperimen dengan prediksi DW-cc yang mempertimbangkan η cc pada Tabel D1 ). Tabel 3 menyusun evaluasi statistik untuk membandingkan berbagai model dengan data eksperimen.
| qx,u,expqx,u,model | DW-cc | DW-cc (η cc ) | DW-s | DW-cs | GPC | MEMULASKAN |
|---|---|---|---|---|---|---|
| Berarti | 1.20 | 1.32 | 1.22 | 0,98 | 1.23 | 1.48 |
| COV | 12% | 12% | 10% | 15% | 15% | 24% |
| menit | 0,93 | 1.05 | 0,96 | 0,77 | 0,91 | 0,90 |
| Maksimal | 1.57 | 1.72 | 1.47 | 1.37 | 1.54 | 2.15 |
Gambar 13 menyajikan perbandingan model DW-s dan GPC, serta pendekatan DAUB, dengan data eksperimen. Secara umum, dapat dilihat bahwa DW-s dan GPC memberikan hasil yang serupa, sementara DAUB sangat konservatif. GPC dan DAUB paling konservatif untuk lebar aplikasi beban yang sempit tetapi paling tidak konservatif untuk lebar aplikasi beban yang lebar, seperti halnya model yang didasarkan pada medan tegangan Dual-Wedge. Namun, dibandingkan dengan DW-s, prediksi GPC dan DAUB menunjukkan ketergantungan linear pada rasio tulangan mekanis dalam arah melintang (Gambar 13b ): Di satu sisi, untuk rasio tulangan rendah, prediksi daya dukung cocok dengan data eksperimen dengan baik dan kurang konservatif daripada DW-s. Sebaliknya, untuk spesimen yang diperkuat tinggi, daya dukung secara signifikan diremehkan terutama oleh DAUB tetapi juga GPC, yang sesuai dengan prediksi yang lebih konservatif daripada DW-s. Terutama karena pengamatan ini, koefisien variasi (COV) GPC dan DAUB lebih tinggi daripada DW-s (lihat Tabel 3 ). Perhatikan bahwa karena DAUB tidak memperhitungkan tulangan pembatas sama sekali, perbedaan dalam prediksi untuk GPC harus meningkat dengan meningkatnya rasio tulangan. Gambar 13c menyoroti bahwa GPC dan DAUB mengikuti tren yang sama seperti DW-s mengenai pengaruh kekuatan tekan beton, menjadi sedikit tidak konservatif untuk beton dengan kekuatan tinggi. Lebih jauh, perlu dicatat bahwa dalam GPC, penampang yang dibebani 0-0 mengatur untuk semua spesimen kecuali WG-NC-5.
Perbandingan pendekatan model yang berbeda dengan data eksperimen menunjukkan bahwa untuk anggota RC yang dibebani strip dengan tulangan pengekang yang jelas, model yang menggabungkan efek dispersi beban dan pengekangan pasif (DW-cc, DW-s, dan GPC) memprediksi kapasitas dukung lebih andal daripada pendekatan yang hanya memperhitungkan dispersi beban (DAUB). Dalam konteks ini, penyederhanaan medan tegangan Dual-Wedge (DW-s) menonjol karena kesederhanaannya dan COV terendah. Perbandingan tersebut berhasil memvalidasi model DW-cc dan DW-s dan penyesuaian model GPC untuk pembebanan strip. Lebih jauh, hal itu menegaskan bahwa prosedur yang diusulkan untuk menentukan parameter pengekangan (Bagian 2.1.1 ) masuk akal, dan itu menunjukkan bahwa usulan untuk mempertimbangkan efek pembebanan eksentrik (Bagian 2 ) masuk akal. Namun, dengan hanya dua spesimen yang dibebani secara eksentrik dalam set data, kesimpulan terakhir tidak memiliki validasi yang ketat. Terakhir, tidak ada model yang menunjukkan bahwa kualitas prediksi bergantung pada jenis penguatan.
6 KESIMPULAN
Artikel ini menyajikan berbagai model untuk pembebanan strip serta kampanye eksperimental pada 15 blok beton yang dibebani strip dengan pengekangan pasif yang jelas dan rasio konsentrasi beban sedang yang diuji hingga gagal. Parameter yang diselidiki adalah (i) rasio dan jenis tulangan, (ii) lebar dan posisi area yang dibebani, dan (iii) kekuatan beton. Hasilnya menunjukkan bahwa spesimen dengan rasio tulangan mekanis di atas minimum 0,1 pada arah melintang mengalami perilaku daktail dan bahwa daya dukung dapat ditingkatkan secara substansial dengan jumlah tulangan pengekang yang lebih tinggi, yang ditunjukkan untuk berbagai jenis tulangan (BT, WG, dan HB). Kinerja berbagai jenis tulangan tidak bervariasi secara substansial, yang menunjukkan bahwa WG dapat menjadi alternatif yang layak untuk BT. Lebih jauh, pengujian mengonfirmasi bahwa pengekangan geometris berkurang dengan lebar beban yang lebih besar atau pembebanan eksentrik, sehingga mengurangi tegangan kontak maksimum pada pengenalan beban. Akhirnya, hasil penelitian menunjukkan bahwa dibandingkan dengan spesimen dengan kekuatan normal, spesimen dengan kekuatan tinggi cenderung memiliki kapasitas dukung yang dinormalkan lebih rendah, yang juga mungkin tidak dapat dimanfaatkan sepenuhnya karena lebar retak menentukan desain. Akan tetapi, hanya tiga spesimen yang terbuat dari beton dengan kekuatan tinggi, dan diperlukan lebih banyak data eksperimen untuk mendukung kesimpulan awal ini.
Di samping kampanye eksperimental, artikel ini menyajikan empat model berbeda (DW-cc, DW-s, GPC, dan DAUB) untuk merancang anggota RC yang dikenai beban strip dan memperkenalkan cara menentukan tegangan pembatas dan area beton terkekang untuk jarak tulangan reguler dan tidak teratur. Model-model yang berbeda tersebut dibandingkan dengan data eksperimental. Diperlihatkan bahwa model yang menggabungkan efek dispersi beban dan pengekangan pasif (DW-cc, DW-s, dan GPC) memprediksi daya dukung secara serupa pada rata-rata dan semuanya dengan akurasi yang baik, tingkat penyebaran yang sebanding, dan umumnya di sisi yang aman. Pendekatan DAUB, yang hanya mempertimbangkan dispersi beban, ditemukan sangat konservatif dalam sebagian besar kasus. Validasi yang berhasil dari tiga model yang menggabungkan pengekangan pasif secara tidak langsung menegaskan bahwa pendekatan yang diusulkan untuk menentukan tegangan pembatas dan area beton terkekang masuk akal. Di antara model-model ini, model GPC hanya menyelidiki dua bagian untuk menentukan daya dukung anggota RC yang dibebani strip: satu pada pengenalan beban dan satu pada posisi di mana beban disebarkan sepenuhnya. Sebaliknya, medan tegangan Dual-Wedge menangkap seluruh jalur beban, yang memungkinkan analisis kapasitas dukung setiap bagian horizontal dari area penyebaran beban dan untuk secara konsisten menentukan posisi tulangan. Lebih jauh, hal itu mematuhi EN 1992-1-1:2023 23 , yang memungkinkan kombinasi pengekangan pasif dan geometris untuk desain area yang terbebani sebagian jika medan tegangan tiga dimensi diterapkan. Di sisi lain, sementara penerapan DW-cc dalam desain agak rumit, DW-s yang disederhanakan, yang diperoleh dari studi parametrik medan tegangan Dual-Wedge, menonjol karena formulasinya yang lugas dan COV terendah, yang menunjukkan bahwa hal itu paling mampu mencakup pengaruh yang berbeda pada kapasitas dukung meskipun kesederhanaannya.
Para penulis mengusulkan untuk merancang anggota RC yang dibebani strip menurut penyederhanaan medan tegangan Dual-Wedge (DW-s) dengan parameter input yang ditentukan sebagaimana disajikan dalam Bagian 2.1.1 berdasarkan model pengekangan pasif. 19 Model DW-cc yang konsisten secara mekanis dapat memberikan wawasan lebih jauh mengenai tata letak tulangan dan merupakan satu-satunya model yang mampu memperhitungkan berbagai tegangan pengekangan di daerah pengekangan dan ledakan (σ confy ≠ σ sy ). Akibatnya, DW-cc diusulkan untuk evaluasi terperinci dan khususnya berguna untuk evaluasi struktur yang ada.
