Анкерные плиты железобетонные: Анкерные плиты

ПРОЧНОСТЬ АНКЕРНЫХ БОЛТОВ

Расчетные положения для анкерных болтов с использованием метода расчета прочности почти идентичны тем, которые используются для расчета допустимого напряжения, с соответствующими изменениями для преобразования требований для получения расчетной прочности на номинальное осевое растяжение и сдвиг.Коэффициенты снижения прочности Φ для использования в уравнениях с 11 по 18 принимаются равными следующим значениям:

• когда номинальная прочность анкера контролируется прорывом кладки, раздавливанием кладки или отрывом анкера, Φ принимается равным 0,50,
• , когда номинальная прочность анкера контролируется текучестью анкерного болта, Φ принимается равным 0,90,
• , когда номинальная прочность анкера контролируется вырывом анкера, Φ принимается равным 0,65.

Напряжение

Номинальная осевая прочность на растяжение, B _и , для анкерных болтов с головкой и изогнутой балкой принимается как меньшее из Уравнения 11, номинальной осевой прочности на растяжение, определяемой разрывом кладки, и Уравнения 12, номинальной осевой прочности на растяжение, регулируемой якорь податливый.Для анкеров с гнутым стержнем номинальная осевая прочность на растяжение также должна быть меньше, чем значение, определенное уравнением 13 для выдергивания анкера.

Ножницы

Номинальная прочность на сдвиг Bvn для анкерных болтов с головкой и изогнутой балкой принимается как наименьшее из Уравнения 14, номинальное сопротивление сдвигу, определяемое разрывом кладки, Уравнение 15, номинальное сопротивление сдвигу, определяемое раздавливанием кладки, Уравнение 16, номинальная прочность на сдвиг, определяемая выступом кладки, и уравнение 17, номинальная прочность на сдвиг, определяемая податливостью анкера.

Комбинированный сдвиг и растяжение

Как и в случае расчета допустимого напряжения, анкерные болты, подвергающиеся комбинированному осевому растяжению и сдвигу, также должны удовлетворять следующему уравнению единства:

ПРИМЕР КОНСТРУКЦИИ

Два ½ дюйма (12.Анкеры с головкой 7 мм) представляют собой болтовое соединение балки крыши со стороной кирпичной стены 8 дюймов (203 мм), см. Рисунок 5 ниже. Стена имеет минимальную заданную прочность на сжатие f ’ _м 2000 фунтов на квадратный дюйм (13,8 МПа). Болты имеют эффективный предел текучести 60 ksi (413,7 МПа) при эффективной длине заделки и расстоянии между болтами 6 дюймов (50,8 мм).

Расчет допустимого напряжения

Можно предположить, что D + L _R является основной комбинацией нагрузок.При этом общая расчетная сила сдвига для соединения составляет 1600 фунтов (7,12 кН), причем каждый анкерный болт выдерживает половину общей нагрузки. Как это обычно бывает с болтовыми соединениями, подверженными сдвигу, нагрузка передается на расстоянии смещения, е, которое эквивалентно дополнительной толщине ригеля и соединительных элементов. Эта эксцентрическая нагрузка создает пару сил с растягивающими усилиями в анкере и опоре каменной стены. Используя инженерные решения, плечо момента может быть приблизительно равно расстояния от центральной линии болта до края ригеля, обозначенного для этого примера как x .Силу индуцированного натяжения на всем соединении можно рассчитать следующим образом:

Используя уравнение 1, можно определить площадь прорыва при растяжении для каждого болта, равную 113,10 дюйм² (729,68 см²), однако из-за близости болтов друг к другу существует перекрытие в предполагаемой области прорыва. Чтобы учесть это, при анализе отдельного болта необходимо уменьшить предполагаемую площадь прорыва на половину площади перекрытия.Измененная площадь проекции для каждого болта становится:

Используя приведенное выше уравнение, значение модифицированного A _pt составляет 90,99 дюйма² (578,03 см²).

В свою очередь, осевая прочность на растяжение контролируется либо разрывом кладки (уравнение 3), либо текучестью анкера (уравнение 4) и определяется следующим образом (уравнение 5 явно относится к анкерам с гнутым стержнем и не требует проверки):

В этом примере прочность на растяжение в осевом направлении определяется прочностью на отрыв кирпичной кладки: B _ab .

Аналогичным образом, чтобы определить допустимую прочность на сдвиг, обычно рассчитывают площадь прорыва при сдвиге для каждого анкера. В этом конкретном примере, учитывая направление сдвиговой нагрузки и большое краевое расстояние, сдвиг кладки не будет определяющим режимом разрушения. Расчетные значения прочности на раздавливание кирпичной кладки (уравнение 7), вырыв анкера (уравнение 8) и деформацию анкера (уравнение 9) составляют:

В этом случае прочность на сдвиг каждого анкера контролируется прочностью кирпичной кладки на раздавливание, B _vc .

Проверка комбинированных эффектов нагрузки для отдельного анкера по уравнению 10 дает следующее:

Поскольку отношение спроса к мощности меньше 1,0, конструкция удовлетворяет.

Прочность конструкции

Предполагается, что управляющая комбинация нагрузок для соединения составляет 1,2 D +1,6 L _R .При этом влияние эксцентрической поперечной нагрузки анализируется аналогично примеру расчета допустимого напряжения, в результате чего учитывается растягивающая сила 2688 фунтов (11,96 кН), действующая на все соединение. Факторная нагрузка сдвига, действующая на соединение, составляет 2240 фунтов (9,96 кН).

Снова, цитируя уравнение 1 и модифицируя его для перекрытия спроектированной площади прорыва, мы получаем, что A _pt для каждого анкерного болта составляет 90,99 дюйма² (578,03 см²). Обратитесь к примеру расчета допустимого напряжения для пояснения.

Осевая прочность на растяжение, определенная путем расчета прорыва кладки (уравнение 11) и текучести анкера (уравнение 12), выглядит следующим образом (как и раньше, уравнение 13 не нужно проверять, поскольку оно применяется только к анкерам с гнутым стержнем):

Номинальная осевая прочность на растяжение определяется податливостью анкера: B _и .

Номинальная прочность на сдвиг контролируется дроблением кладки (уравнение 15), вытягиванием анкера (уравнение 16) и податливостью анкера (уравнение 17) и проверяется следующим образом (как объяснялось ранее, для этого примера геометрия стены и направление нагрузки указывают на сдвиг. прорыв будет маловероятным режимом отказа):

В этом примере номинальная прочность на сдвиг для каждого анкера контролируется дроблением кладки, B _vnc .

Применение соответствующих коэффициентов снижения прочности Φ = 0,9 для анкера, податливого под действием растягивающих нагрузок и Φ = 0,5 для дробления кирпичной кладки под воздействием сдвигающих нагрузок, и проверка комбинированных эффектов нагрузки для отдельного анкера по уравнению 18 дает следующее:

При соотношении спроса и мощности менее 1,0 конструкция удовлетворяет.

ОБОЗНАЧЕНИЯ

A _b = площадь поперечного сечения анкерного болта, дюйм² (мм²)
A _pt = площадь проекции на поверхность кирпичной кладки правого кругового конуса для расчета прочности на разрыв анкерных болтов при растяжении дюйм² (мм²)
A _pv = площадь проекции на поверхность кирпичной кладки половины правого кругового конуса для расчета прочности на разрыв анкерных болтов при сдвиге, дюйм.² (мм²)
B _a = допустимое осевое усилие на анкерный болт, фунт (Н)
B _ab = допустимая осевая растягивающая нагрузка на анкерный болт, когда она регулируется разрывом кладки, фунт (Н)
B _an = номинальная осевая прочность анкерного болта, фунт (Н)
B _anb = номинальная осевая прочность на растяжение анкерного болта при вырыве кладки, фунт (Н)
B _anp = номинальная прочность на осевое растяжение анкерного болта при вырывании анкера, фунт (Н)
B _и = номинальное сопротивление осевому растяжению анкерного болта в зависимости от текучести стали, фунт (Н)
B _ap = допустимая осевая растягивающая нагрузка на анкерный болт, когда она регулируется вырывом анкера, фунт (Н)
B _as = допустимая осевая растягивающая нагрузка на анкерный болт при подаче стали, фунт (Н)
B _v = допустимое усилие сдвига на анкерный болт, фунт (Н)
B _vb = допустимая поперечная нагрузка на анкерный болт, когда она регулируется разрывом кладки, фунт (Н)
B _vc = допустимый сдвиг нагрузка на анкерный болт при раздавливании кирпичной кладки, фунт (Н)
B _vn = номинальное сопротивление сдвигу анкерного болта, фунт (Н)
B _vnb = номинальное сопротивление сдвигу анкерного болта при соблюдении разрыв кирпичной кладки, фунт (Н)
B _vnc = номинальное сопротивление сдвигу анкерного болта при раздавливании кирпичной кладки, фунт (Н)
B _vnpry = номинальное сопротивление сдвигу анкерного болта, когда регулируется анкером. , фунт (Н)
B _vns = номинальное сопротивление сдвигу анкерного болта в зависимости от текучести стали, фунт (Н)
B _vpry = допустимая срезная нагрузка на анкерный болт, когда gov с усилием анкера, фунт (Н)
B _vs = допустимая поперечная нагрузка на анкерный болт, когда регулируется текучестью стали, фунт (Н)
b _a = осевое усилие на анкерный болт без учета поправки, фунт (Н)
b _af = усредненное осевое усилие в анкерном болте, фунт (Н)
b _v = срезное усилие на анкерный болт без учёта поправок, фунт (Н)
b _vf = учтено усилие сдвига в анкерном болте, фунт (Н)
d _b = номинальный диаметр анкерного болта, дюймы(мм)
e = эксцентриситет приложенных нагрузок к болтовому соединению, дюймы (мм)
e _b = выступающая длина ноги анкера с изогнутой штангой, измеренная от внутреннего края анкера в точке изгиба до самой дальней точки анкера в плоскости крюка, дюймы (мм)
f ‘ _м = заданная прочность кладки на сжатие, фунт / кв. дюйм (МПа)
f _y = заданный предел текучести стали для анкеров, фунт / кв. дюйм (МПа) )
l _b = эффективная длина заделки анкерных болтов, дюйм.(мм)
l _be = расстояние до края анкерного болта, измеренное в направлении нагрузки, от края кладки до центра поперечного сечения анкерного болта, дюймы (мм)
с = расстояние между анкерами, дюймы (мм)
x = глубина от центральной линии анкера до края ригеля
Φ = коэффициент уменьшения прочности

Список литературы

1. Требования Строительных норм для каменных конструкций, TMS 402-13 / ACI 530-13 / ASCE 5-13, Сообщено Объединенным комитетом по стандартам каменной кладки, 2013.
2. Спецификация для каменных конструкций, TMS 605-13 / ACI 530.1-13 / ASCE 6-13, Отчет Объединенного комитета по стандартам каменной кладки, 2013 г.
3. Международный строительный кодекс, Международный совет по кодам, 2012.
4. Международный жилищный кодекс, Международный совет по кодам, 2012 г.
5. Требования Строительных норм для каменных конструкций, TMS 402-11 / ACI 530-11 / ASCE 5-11, Сообщено Объединенным комитетом по стандартам каменной кладки, 2011.
6. Стандартные технические условия на углеродистую конструкционную сталь, ASTM A36-12, ASTM International, 2012.
7. Стандартные технические условия для болтов и шпилек из углеродистой стали, предел прочности при растяжении 60 000 фунтов на кв. Дюйм, ASTM A307-12, ASTM International, 2012.
8. Стандартные методы испытаний прочности анкеров в бетонных и каменных элементах, ASTM E488-10, ASTM International, 2010.
9. Расчет допустимого напряжения бетонной кладки, TEK 14-7C, Национальная ассоциация бетонных кладок, 2011.
10. Положения по расчету прочности для бетонной кладки, TEK 14-4B, Национальная ассоциация бетонных кладок, 2008.
11. Испытание анкерных болтов в кладке из бетонных блоков, Таббс, Дж. Б., Поллок, Д. Г., и Маклин, Д. И., Журнал Общества каменщиков, 2000.

NCMA TEK 12-3C, редакция 2013 г.

NCMA и компании, распространяющие эту техническую информацию, не несут никакой ответственности за точность и применение информации, содержащейся в этой публикации.

(PDF) Влияние анкерной пластины на разрывную способность при растяжении тонкостенных бетонных панелей

, использованный в тонкой внутренней панели многослойной стеновой системы

, составил 100 мм.Все бетонные панели были усилены сеткой / 7 wir-

с шагом сетки 100 мм. В этом исследовании влияние арматуры

на прочность бетона на разрыв было принято до

быть предельным, потому что проволочная сетка небольшого диаметра была применена. Болт

M22 использовался для одиночного анкера, а два болта M12

использовались для группового анкера. b

B

и t

B

обозначают ширину и толщину

, соответственно, головки болта.b

P

и t

P

указывают ширину и

толщину, соответственно, анкерных пластин. h

eff

— эффективная

глубина заделки анкерной системы. Переменные испытуемых образцов

приведены в таблице 1 (единица измерения: мм).

Образец с маркировкой S-P0-T0 имеет одиночную анкерную систему

без пластины, а образец с маркировкой G-P0-T0 использует анкерную систему группы

с двумя анкерными болтами для сравнения с

, усиленным пластиной. одиночная анкерная система.Ширина анкерных пластин

в образцах 2–5 варьируется от 50 до 200 мм с шагом

по 50 мм, чтобы изучить влияние ширины пластины. Толщина

анкерных пластин в образцах 4 и 6–8 варьируется от 3 до

12 мм с шагом 3 мм, чтобы изучить влияние толщины пластины —

. Для каждой тестовой метки были протестированы три образца, всего было рассмотрено

27 образцов. По результатам испытаний цилиндров и купонов

прочность бетона на сжатие составила 25.9 МПа, а предел текучести

стальных листов составил 235 МПа.

На рис. 4 схематично показано испытание на растяжение анкерной системы

tem. Виды в плане и вертикальная проекция испытательной установки показаны на

Рис. 4 (a) и (b), а фактическая тестовая фотография представлена ​​на

Рис. 4 (c). Как показано на рис. 4 (а), балка силы реакции была размещена в двух направлениях так, чтобы минимизировать краевой зазор

образца, и нагрузочная балка была установлена ​​поверх него.Растягивающая ручка

на рис. 4 (b) использовалась для соединения анкерного болта

небольшой длины с гидравлическим домкратом. Нагрузка прикладывалась в направлении оси 10-

анкерной системы с помощью гидравлического домкрата 300 кН

и ручного управления со скоростью примерно 100 кН / с за счет

, минимально открывая клапан гидравлического насоса. Датчик веса, который

может измерять нагрузки от +500 кН до 500 кН, был установлен

под гидравлическим домкратом для измерения нагрузки.

4. Экспериментальные результаты

Результаты экспериментальных испытаний сведены в Таблицу 2 и

, представленные на Рис. 5. Для исследования тенденции увеличения разрушающей нагрузки бетона

по отношению к разной ширине и толщине плиты,

инкрементных темпов анализируются, и силы отрыва бетона

, полученные в результате испытания на растяжение, сравниваются с ожидаемыми значениями

ACI.

4.1. Прочность бетона на отрыв

Испытание проводилось трижды с использованием испытательных образцов

, указанных в таблице 1.Измеренные данные представлены в виде

гистограмм, а средние значения в виде линейных диаграмм представлены

на рис. 5. 5 (а) и (б) показаны силы отрыва бетона с

плит различной ширины и толщины, соответственно. Приращение —

талонов определяется как способность бетона к разрыву, деленная на

ширину или толщину плиты, которые создают уклоны, показанные на

Рис. 5.

Как показано на Рис. 5 (a), бетон усилие отрыва увеличивается на

в соответствии с увеличением ширины пластины.В частности,

образцов с анкерными плитами шириной более 100 мм демонстрируют на

более высокую прочность бетона на разрыв, чем у анкера группы

, испытанного в этом исследовании (= 50,3 кН). Это доказывает, что анкерная система

tem с достаточно широкими пластинами может быть столь же эффективной, как анкерная система группы

. Что касается увеличения скорости отрыва бетона

, то начальная скорость составляла 0,20 кН / мм с добавлением

плиты 50 9 мм.Аналогичным образом, способность прорыва бетона

увеличилась на 0,13, 0,10 и 0,04 кН / мм, когда ширина плиты

увеличилась с 50 до 100 мм, со 100 до 130 мм и

со 130 до 200 мм. Это указывает на то, что инкрементальные скорости

имеют тенденцию к уменьшению с увеличением ширины пластины. В частности, было исследовано

, что скорость приращения (0,04 кН / мм) в образцах

с пластинами более 130 мм была на 80% меньше, чем первоначальная скорость приращения

.Это может быть связано с чрезмерной концентрацией напряжений на пластине на краю головки болта. Таким образом, на пластине возникла чрезмерная деформация изгиба

. Хотя приращение ширины

способствует увеличению пропускной способности бетона, максимальная пропускная способность

крит не увеличивается значительно,

, когда скорость достигает определенного порогового значения.

Как показано на рис. 5 (b), способность к разрыву бетона увеличивается на

с увеличением толщины плиты.Образцы с пластинами более

толщиной примерно 8 мм показали более высокую разрывную способность бетона

, чем у группового анкера (= 50,3 кН), что доказывает эффективность анкерной системы с более толстыми пластинами. Начальная скорость приращения прочности бетона

составила более

4,0 кН / мм после добавления пластины 130 3 мм, по сравнению с

, одиночным анкером, который не был усилен какой-либо пластиной. Следующие

инкрементов были измерены при 0.28, 1,66 и 0,67 кН / мм, поскольку

толщина листа увеличилась с 3 до 6 мм, с 6 до 9 мм и с 9 до

12 мм. В отличие от пластин с изменяющейся шириной, приростные скорости

талей уменьшаются неустойчиво, потому что изменение толщины пластины

вызывает изменение эффективной глубины заделки.

отмечает, что скорость приращения в пластине толщиной более 9 мм была уменьшена примерно на 60% по сравнению с предыдущей фазой

.Это было вызвано в первую очередь значительным уменьшением эффективной глубины заделки по мере увеличения толщины пластины. Увеличение толщины плиты

может в целом улучшить разрывную способность бетона

, но вместе с

следует учитывать, была ли одновременно обеспечена достаточная эффективная глубина заделки бетонных панелей

. Кроме того, прямое сравнение поверхностей разрушения

представлено на рис. 6 для анкерных систем с

и без пластины.

4.2. Сравнение с ожидаемой прочностью ACI

Ожидаемая нагрузка, представленная в таблице 2, была рассчитана на основе

метода прочности бетона на разрыв в ACI 318 [11]. Ожидаемые нагрузки

представлены пунктирными линиями, а результаты испытаний

— сплошными линиями для сравнения на рис. 5. Ожидаемая сила

ACI (пунктирная линия на рис. 5 (а)) сохранила фиксированное значение независимо от

приращение ширины плиты, потому что разрывная способность бетона

в коде ACI не зависит от ширины плиты.С другой стороны, результаты испытаний

(сплошная линия на рис. 5 (а)) показывают очевидную зависимость от ширины пластины

. Согласно этой экспериментальной программе, код ACI

занижает способность к разрыву бетона одиночной анкерной системы

с анкерной пластиной примерно на 30–60%. Рис. 5 (b)

показывает, что ожидаемая прочность по ACI (пунктирная линия) очень незначительно уменьшается при увеличении толщины листа с 3 до 12 мм.

В то время как увеличенная толщина пластины полезна для расчета площади проекции, эффективная глубина заделки

уменьшается по мере увеличения толщины пластины, в этот момент она составляет

, что отрицательно сказывается на расчете площади проекции. .Оба эффекта конфликта

следует рассматривать одновременно. В этой программе испытаний

прочность бетона на отрыв практически не изменилась с вариациями

толщины плиты. С другой стороны, результаты испытаний (сплошная линия на

рис. 5 (b)) показывают, что увеличение толщины плиты на

значительно увеличивает способность к разрыву бетона анкерной системы.

Согласно этой экспериментальной программе, код ACI занижает

соответствует 10–30% прочности бетона на разрыв, в зависимости от

толщины анкерных плит.

J. Shin et al. / Engineering Structures 106 (2016) 147–153 149

(PDF) Сопротивление растяжению анкерной плиты с дополнительным армированием

Испытанная модель анкерной плиты, определенная проектом методом испытаний

, сравнивается с сопротивлением N

Rd , приложение

из

одобрение BY: 13 M2

14

в таблице 1. Сравнение показывает

, что проектная модель, основанная на новом аналитическом подходе

, предложенном Sharma

4

, позволяет определить значение прочности на разрыв

сопротивления анкерной пластины надежным и экономичным способом

.

4 | ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Конструктивные характеристики анкерной плиты в сочетании

с дополнительным армированием были подтверждены десятью испытаниями на герметичность

. Испытания были использованы для демонстрации того, что новый аналитический подход

, разработанный Sharma

4

, позволяет

представить прочность на растяжение испытанной анкерной пластины более

, чем метод CEN / TS 1992-4- 2

2

.

Испытания также использовались для определения расчетного

значения сопротивления анкерной пластины.Прямое сравнение

между экспериментально определенным сопротивлением и сопротивлением

, утвержденным финским сертификатом BY: 13 M2

14

, позволяет сделать вывод, что расчетная модель, полученная на основе нового аналитического подхода

, разработанного Sharma

4

обеспечивает безопасную конструкцию анкерной пластины

.

ОБОЗНАЧЕНИЕ

Коэффициент влияния α (значение = 0,7, если дополнительная

арматура изгибается в бетонном конусе)

A

s, re

площадь поперечного сечения одной ноги хомута

d

s

диаметр дополнительное армирование

d

s.L

диаметр поверхностного армирования

f

bd

расчетная прочность сцепления

f

bm

средняя прочность сцепления

f

см, куб

средняя кубическая прочность бетона на сжатие f

c, куб

эталонное значение кубической прочности на сжатие

бетона

f

ym, re

средний предел текучести хомутов (540 МПа)

k

cr

для представления трещин в бетоне

f

ck, cube

кубическая прочность бетона на сжатие

h

ef

эффективная глубина анкеровки

l

1

длина анкеровки, рассчитанная как расстояние

от точки пересечения Теоретическое кон-

Крит конусная трещина и дополнительная арматура

к поверхностному армированию

число эффективных опор хомутов

N

Rk, c

характеристическое сопротивление бетона конусу

N

Rd, a

расчетное значение сопротивления анкерного крепления с суппортом

элементарной арматуры

R,

Среднее сопротивление анкеровки с дополнением-

арматура

Н

Rm, c

Среднее значение сопротивления бетонного конуса

N

Rm, re

Вклад опоры хомута в

N

0

Rm, re

Анкерная способность одной ноги хомута

N

0

Rm, крюк

эффект концевого крюка хомута

N

0

Rm

Сопротивление соединения одной ноги хомута

Ψ

1

коэффициент

Ψ

2

коэффициент

Ψ

3

коэффициент

α

2

коэффициент

ORCID

Ян Буйняк http: // orcid.org / 0000-0002-8230-3114

ССЫЛКИ

1. ETA 16/0430. Стальная пластина WELDA с залитыми анкерами. Берлин, Германия:

Deutsches Institut fur Bautechnik, 2017.

2. CEN / TS 1992-4-2. Конструкция креплений для использования в бетоне — Часть 4-2:

Крепежные детали с головкой. Брюссель: CEN, 2009.

3. EN 1990. Основы структурного проектирования. Брюссель: CEN, 2002.

4. Шарма А., Элигехаузен Р., Асмус Дж., Буйнак Дж., Шмид К. Аналитическая модель

для анкеров с дополнительной арматурой под действием силы растяжения или сдвига

.High Tech Concrete: Where Technology and Engineering

Meet — Proceedings of the fib symposium 2017, Маастрихт, Нидерланды;

2017. стр. 974–982.

5. Элигехаузен Р., Малле Р., Сильва Дж. Ф. Анкеровка в бетонной конструкции. Ber-

lin: Ernst & Sohn, 2006.

6. Fromknecht S, Odenbreit C, Dorka U. Versuche zur Tragfähigkeit von

Ankerplatten mit einbetonierten Kopfbolzendübeln in schmalen 9üt.Beton- und Stahlbetonbau. 2010; 110 (6, Берлин):

362–370.

7. Энрикес Дж., Рапосо Дж. М., Симойнс да Силва Л., Луис Коста Невес Л. Растяжение

Сопротивление армированных сталью анкеров: экспериментальная оценка. ACI

Структурный журнал. 2013; 110 (2. Фармингтон-Хиллз, Мичиган): 239–249.

8. Буйнак Дж., Фарбак М. Испытания стержней с короткой головкой с анкерной арматурой

, используемых в стыках балок с колоннами. Структурный журнал ACI. 2018; 115 (1):

203–210.Фармингтон Хиллз, штат Мичиган,

9. Шарма А., Элигехаузен Р., Асмус Дж., Буйнак Дж. Поведение анкеров

с дополнительным армированием под действием сил растяжения или сдвига. High

Tech Concrete: Где встречаются технологии и инженерия — материалы

симпозиума fib 2017 г., Маастрихт, Нидерланды; 2017c.

стр. 965–973.

10. Шарма А., Элигехаузен Р., Асмус Дж. Новая модель разрушения кромки бетона

многорядных анкеровок с дополнительным армированием —

Разрушение арматуры.Struct Concr. 2017b; V18: 893–901.

11. prEN 1992-4. Проектирование бетонных конструкций — Часть 4: Проектирование креплений

для использования в бетоне. Брюссель: CEN, 2014.

12. EN 1992-1-1. Проектирование бетонных конструкций. Брюссель: CEN, 2004.

13. ETAG 001. Руководство по европейскому техническому разрешению металлических анкеров для использования

в бетоне. Приложение A: Подробная информация об испытаниях. Брюссель: EOTA, 2013.

14. BY: 13 M2. Анкерная плита WELDA. Национальное одобрение. Хельсинки, Финляндия:

Finnish Concrete Association, 2017.

АВТОРСКИЕ БИОГРАФИИ

Ян Буйняк

Руководитель отдела исследований и разработок

Peikko Group

Voimakatu 3, P.O. Box 104,

15101 Лахти, Финляндия

[email protected]

6BUJŇÁK ET AL.

Якоря (AISC) | IDEA StatiCa

Силы в анкерах, включая усилия отрыва, определяются с помощью анализа методом конечных элементов, но сопротивления проверяются с использованием положений правил ACI 318-14 — Глава 17.

Доступен только LFRD.Анкерные стержни разработаны в соответствии с AISC 360-16 — J9 и ACI 318-14 — Глава 17. Оцениваются следующие сопротивления анкерных болтов:

• Прочность стали анкера на растяжение ϕN _sa ,
• Прочность бетона на разрыв при растяжении ϕN _cbg ,
• Прочность бетона на вырыв ϕN _p ,
• Прочность на вырыв боковой поверхности бетона ϕN _SB ,
• Прочность стали анкера на сдвиг ϕV _sa ,
• Прочность бетона на разрыв при сдвиге ϕV _cbg ,
• Прочность анкера на вырыв при сдвиге ϕV _cp .

Пользователь должен выбрать состояние бетона (с трещинами или без трещин — без трещин в рабочем состоянии) и тип анкеров (с шайбами ​​или без них).

Прочность стали анкера при растяжении

Прочность стали анкера при растяжении определяется согласно ACI 318-14 — 17.4.1 как

ϕN _sa = ϕ A _{se, N} f _uta

где:

• ϕ = 0.7 — коэффициент уменьшения прочности анкеров при растяжении согласно ACI 318-14 — 17.3.3, коэффициент редактируется в настройке кода
• A _{se, N} — зона растягивающего напряжения
• f _uta — заданная прочность на разрыв анкерной стали, не более 1,9 f _ya и 125 тысяч фунтов на квадратный дюйм

Прочность бетона на отрыв

Прочность на отрыв бетона рассчитана в соответствии с Проектом бетонной прочности (CCD) в ACI 318-14 — Глава 17.В методе CCD бетонный конус считается сформированным под углом приблизительно 34 ° (1 вертикальный и 1,5 горизонтального наклона). Для упрощения конус считается квадратным, а не круглым в плане. Считается, что напряжение разрыва бетона в методе CCD уменьшается с увеличением размера поверхности разрыва. Следовательно, увеличение силы прорыва в методе ПЗС пропорционально глубине заделки в степени 1,5. Анкеры, бетонные конусы которых перекрываются, образуют группу анкеров, образующих общий бетонный конус.Обратите внимание, что не существует эквивалентного решения ASD для расчета конкретной пропускной способности.

\ [\ phi N_ {cbg} = \ phi \ frac {A_ {Nc}} {A_ {Nco}} \ psi_ {ec, N} \ psi_ {ed, N} \ psi_ {c, N} \ psi_ {cp, N} N_b \]

где:

• ϕ = 0,7 — коэффициент снижения прочности анкеров на растяжение согласно ACI 318-14 — 17.3.3, коэффициент редактируется в настройке кода
• A _Nc — фактическая площадь конуса прорыва бетона для группы анкеров, образующих общий бетонный конус
• A _Nco = 9 h _ef ² — область конуса разрыва бетона для одиночного анкера, не подверженная влиянию кромок
• \ (\ psi_ {ec, N} = \ frac {1} {1+ \ frac {2 e’_N} {3 h_ {ef}}} \) — коэффициент модификации для групп анкеров, нагруженных внецентренно при растяжении; в случае, когда эксцентричная нагрузка существует вокруг двух осей, коэффициент модификации Ψ _{ec, N} рассчитывается для каждой оси отдельно, и используется произведение этих факторов
• \ (\ psi_ {ed, N} = \ min \ left (0. {1.{5/3} \)
• k _c = 24 для забивных анкеров
• h _ef — глубина заделки; согласно главе 17.4.2.3 в ACI 318-14 эффективная глубина заделки h _ef уменьшена до \ (h_ {ef} = \ max \ left (\ frac {c_ {a, max}} {1.5} , \ frac {s} {3} \ right) \) если анкеры расположены менее 1,5 h _ef от трех или более краев
• s — расстояние между анкерами
• c _{a, max} — максимальное расстояние от анкера до одной из трех близких кромок
• λ _a = 1 — коэффициент модификации для легкого бетона
• f ‘ _c — прочность бетона на сжатие [psi]

Согласно ACI 318-14-17.4.2.8, в случае анкеров с головкой, площадь проекции A _Nc определяется по эффективному периметру шайбы, который является меньшим значением d _a + 2 t _wp или d _wp , где:

• d _a — диаметр анкера
• d _wp — диаметр шайбы или размер кромки
• t _wp — толщина шайбы

Группа анкеров проверяется по сумме растягивающих усилий анкеров, нагруженных при растяжении и образующих общий бетонный конус.

Площадь конуса отрыва бетона для группы анкеров, нагруженных растяжением, которые образуют общий бетонный конус, A _{c, N} , показана красной пунктирной линией.

Согласно ACI 318-14-17.4.2.9, где анкерная арматура разработана в соответствии с ACI 318-14-25 с обеих сторон поверхности разрыва, предполагается, что анкерная арматура передает силы растяжения, а прочность бетона на отрыв не оценен.

Прочность бетона на вырыв

Прочность бетона на вырыв анкера определена в ACI 318-14-17.4.3 as

ϕN _pn = ϕΨ _{c, P} N _p

где:

• ϕ = 0,7 — коэффициент снижения прочности анкеров на растяжение согласно ACI 318- 14 — 17.3.3, редактируется в Настройка кода
• Ψ _{c, P} — коэффициент модификации для состояния бетона; Ψ _{c, P} = 1,0 для бетона с трещинами, Ψ _{c, P} = 1,4 для бетона без трещин
• N _P = 8 A _brg f ‘ _c для анкера с головкой
• A _brg — опорная поверхность головки шпильки или анкерного болта
• f ‘ _c — прочность бетона на сжатие

Прочность бетона на вырывание для других типов анкеров, кроме анкеров с головкой, не оценивается в программном обеспечении и должна быть указана производителем.

Прочность на выброс боковой поверхности бетона

Прочность на вырыв бетонной боковой поверхности анкера с головкой при растяжении определена в ACI 318-14 — 17.4.4 как

\ [\ phi N_ {sb} = \ phi 160 c_ {a1 } \ sqrt {A_ {brg}} \ sqrt {f’_c} \]

Прочность на выброс боковой поверхности бетона умножается на один из понижающих коэффициентов:

• \ (\ frac {1+ \ frac {c_ { a2}} {c_ {a1}}} {4} \ le 1 \)
• \ (\ frac {1+ \ frac {s} {6 c_ {a1}}} {2} \ le 1 \)

где:

• ϕ = 0.7 — коэффициент уменьшения прочности анкеров при растяжении согласно ACI 318-14 — 17.3.3, редактируется в настройке кода
• c _a1 — меньшее расстояние от осевой линии анкера до кромки
• c _a2 — большее расстояние, перпендикулярное c _a1 , от центральной линии анкера до кромки
• A _brg — опорная поверхность головки шпильки или анкерного болта
• f ‘ _c — прочность бетона на сжатие
• h _ef — глубина заделки; согласно главе 17.4.2.3 в ACI 318-14 эффективная глубина заделки h _ef уменьшена до \ (h_ {ef} = \ max \ left (\ frac {c_ {a, max}} {1.5}, \ frac {s} {3} \ right) \) если анкеры расположены менее 1,5 h _ef от трех или более краев
• s — расстояние между двумя соседними анкерами около одного края

Прочность стали на сдвиг

Прочность стали на сдвиг определяется согласно ACI 318-14 — 17.5.1 как

ϕV _sa = ϕ 0.6 A _{se, V} f _uta

где:

• ϕ = 0,65 — коэффициент снижения прочности анкеров при растяжении согласно ACI 318-14 — 17.3.3, редактируемый в настройке кода
• A _{se, V} — зона растягивающего напряжения
• f _uta — заданная прочность на разрыв анкерной стали, не более 1,9 f _ya и 125 тысяч фунтов на квадратный дюйм

Если выбрано соединение строительным раствором, прочность стали на сдвиг V _sa умножается на 0.8 (ACI 318-14 — 17.5.1.3).

Сдвиг на плече рычага, который присутствует в опорной плите с отверстиями увеличенного размера и шайбами ​​или пластинами, добавленными к верхней части опорной плиты для передачи усилия сдвига, не учитывается.

Прочность бетона на отрыв анкера при сдвиге

Прочность бетона на отрыв анкера или анкерной группы при сдвиге рассчитывается в соответствии с ACI 318 14 — 17.5.2.

\ [\ phi V_ {cbg} = \ phi \ frac {A_V} {A_ {Vo}} \ psi_ {ec, V} \ psi_ {ed, V} \ psi_ {c, V} \ psi_ {h, V} \ psi _ {\ alpha, V} V_b \]

, где:

• ϕ = 0.65 — коэффициент снижения прочности анкеров на сдвиг в соответствии с ACI 318-14 — 17.3.3, редактируется в настройке кода
• A _v — предполагаемая зона разрушения бетона анкера или группы анкеров
• A _vo — предполагаемая зона разрушения бетона одного анкера, если она не ограничена угловыми воздействиями, расстоянием или толщиной элемента
• \ (\ psi_ {ec, V} = \ frac {1} {1+ \ frac {2 e’_V} {3 c_ {a1}}} \) — коэффициент модификации для групп анкеров, нагруженных эксцентрично на сдвиг
• \ (\ psi_ {ed, V} = 0. 2 + (0.{1.5} \ справа) \)
• l _e = h _ef ≤ 8 d _a — несущая длина анкера на срез
• d _a — диаметр анкера
• f ‘ _c — прочность бетона на сжатие
• c _a1 — краевое расстояние по направлению нагрузки; согласно п. 17.5.2.4, для узкого элемента c _{2, max} <1.5 c ₁ , который также считается тонким, h _a <1,5 c ₁ , c ‘ ₁ используется в предыдущих уравнениях вместо c ₁ ; уменьшенный c ‘ ₁ = max ( c _{2, max} / 1,5, h _a / 1,5, s _{c, max} /3)
• c _a2 — краевое расстояние в направлении, перпендикулярном нагрузке
• c _{2, макс.} — наибольшее краевое расстояние в направлении, перпендикулярном нагрузке
• s _{c, max} — максимальное расстояние, перпендикулярное направлению сдвига, между анкерами в группе

Если c _a2 ≤ 1.5 c _a1 и h _a ≤ 1,5 c _a1 , \ (c_ {a1} = \ max \ left (\ frac {c_ {a2}} {1.5}, \ frac { h_a} {1.5}, \ frac {s} {3} \ right) \), где s — максимальное расстояние, перпендикулярное направлению сдвига, между анкерами внутри группы.

Согласно ACI 318-14 — 17-5.2.9, где анкерная арматура разрабатывается в соответствии с ACI 318-14-25 с обеих сторон поверхности разрыва, предполагается, что анкерная арматура передает поперечные усилия и разрыв бетона. прочность не оценивается.

Прочность на вырыв анкера при сдвиге

Прочность бетона на вырыв рассчитана в соответствии с ACI 318-14-17.5.3.

ϕV _cp = ϕk _cp N _cp

где:

• ϕ = 0,65 — коэффициент снижения прочности анкеров при сдвиге согласно ACI 318-14 — 17,3. 3, редактируется в настройке кода
• k _cp = 1.0 для h ^ef <2.5 дюймов, k _cp = 2,0 для h _ef ≥ 2,5 дюйма
• N _cp = N _cb (прочность бетона на отрыв — все анкеры считаются растянутыми) в случае монолитных анкеров

В соответствии с ACI 318-14-17.4.2.9, где анкерная арматура разработана в соответствии с ACI 318-14-25 с обеих сторон поверхности отрыва, предполагается, что анкерная арматура передает силы растяжения, а прочность бетона на отрыв составляет Не Оценено.{\ zeta} \ le 1.0 \]

где:

• N _ua и V _ua — расчетные силы, действующие на анкер
• N _n и V _n — наименьшая расчетная прочность, определенная из всех соответствующих видов отказов
• ς = 5/3

Анкеры с опорой

Стержневой элемент спроектирован в соответствии с AISC 360-16. Взаимодействием поперечной силы пренебрегают, потому что минимальная длина анкера для установки гайки под опорной пластиной гарантирует, что анкер выйдет из строя до того, как поперечное усилие достигнет половины сопротивления сдвигу, а взаимодействие при сдвиге будет незначительным (до 7%).Взаимодействие изгибающего момента и сжимающей или растягивающей силы консервативно считается линейным. Эффекты второго порядка не учитываются.

Сопротивление сдвигу (AISC 360-16 — G):

\ (V_n = \ frac {0,6 A_V F_y} {\ Omega_V} \) (ASD)

\ (V_n = \ phi_V 0,6 A_V F_y \) (LRFD)

• A _V = 0,844 ∙ A _с — площадь сдвига
• A _s — площадь болта уменьшена за счет резьбы
• F _y — предел текучести болта
• Ом _В — коэффициент запаса прочности, рекомендуемое значение 2
• ϕ _В — коэффициент сопротивления, рекомендуемое значение 0.75

Сопротивление растяжению (AISC 360-16 — D2):

\ (P_n = \ frac {A_s F_y} {\ Omega_t} \) (ASD)

\ (P_n = \ phi_t A_s F_y \) (LRFD )

• Ом _t — коэффициент запаса прочности, рекомендуемое значение 2
• ϕ _t — коэффициент сопротивления, рекомендуемое значение 0,75

Сопротивление сжатию (AISC 360-16 — E3)

\ (P_n = \ frac {F_ {cr} A_s} {\ Omega_c} \) (ASD)

\ (P_n = \ phi_c F_ {cr} A_s \) (LRFD)

• \ (F_ {cr} = 0.3} {6} \) — модуль упругости пластического сечения болта
• \ (S_x = \ frac {2 I} {d_s} \) — модуль упругого сечения болта
• Ом _c — коэффициент запаса прочности, рекомендуемое значение 2
• ϕ _c — коэффициент сопротивления, рекомендуемое значение 0,75

Линейное взаимодействие:

\ [\ frac {N} {P_n} + \ frac {M} {M_n} \ le 1 \]

• N — растяжение (положительное) или сжатие (знак минус ) Фактор силы
• P _n — расчет на растяжение (положительный) или сжатие (знак отрицательный) или допустимая прочность
• M — учтенный изгибающий момент
• M _n — расчетное или допустимое сопротивление изгибу