7. Ristiliitoksen ankkurointikestävyys
7.2 Koejärjestelyt
Kokeiden tarkoituksena oli selvittää kylmämuokatun raudoitusverkon B500K/F30 ristiliitoksen kestävyys ilmakokeissa (eli vetokokeissa pelkälle raudoitusverkolle) ja ulosvetokokeissa koekappaleista. Ilmakokeissa ei käytetty standardin SFS 1201 /20/
mukaista menettelyä kuten tähän asti, vaan nyt vedettävän pitkittäistangon vapaan pään taipumista ja poikittaistangon kiertymistä ei estetty. Ulosvetokokeissa pitkit
täistangon tartunta poistettiin teippauksella ja toisessa koe-erässä muoviletkulla.
Kokeessa mitattiin tangon liukumaa ja vastaavaa voimaa. Vetokokeet suoritettiin Teknillisen korkeakoulun Talonrakennustekniikan laboratorion vetokoneella. Koet
ta varten sijoitettiin betonikuutiot vetokoneeseen vedettävä tanko ylöspäin. Vetoko
neen ja kuution väliin asetettiin 10 mm:n huokoinen puukuitulevy tasaamaan mah
dollisia betonipinnan epätasaisuuksia. Tangon jännityksettömän pään liukuman mittaamiseksi asetettiin kuution alle mitta-anturi, jonka lukematarkkuus oli ± 0,001 mm. Kaavio koejärjestelyistä on esitetty kuvassa 23. Kuormitussuuntana on (kts.
kuva 3) (5 =180°.
▲1 F (/3 =180*1
teippaus/muoviputki
hl
n huokoinen puukuitulevy —■
j i
poikittaistanko 1 = 100 mm -/1
! i !
1 il
1 '
mitta-anturi ± 0,001 mm
1
Kuva 23. Ulosvetokoekappale ja koejärjestelyt
7.3 Koekappaleet ja -materiaalit
Ulosvetokoekappaleiden mitat olivat b*h*l = 140*250*300 mm3. Betonilujuutena käy
tettiin K50 ja K30 ensimmäisessä koe-erässä ja toisessa ainoastaan K30. Raudoitus
verkon tankokoot olivat 6, 8 ja 10 mm materiaalin ollessa B500K/F30. Ulosvetokoe- kappaleita oli teippauksella varustetussa tartunnanpoistossa jokaiselle tankokoolle ja kummallekin betonilujuudelle 10 kpl niin, että koekappaleita oli yhteensä 60 kpl.
Muoviputkella tehdyssä tartunnanpoistossa koekappaleita oli kullekin tankokoolle 4 kpl eli yhteensä 12 kpl. Ankkuroivan poikittaistangon pituus oli kaikissa tapauk
sissa 100 mm ja se sijoitettiin korkeussuunnassa keskelle kuutiota ja tanko kulki kuution pitemmän sivun suuntaisesti. Ilmakokeessa raudoitusverkkokappaleita oli tankokoista 6, 8 ja 10 mm kaikista 6 kpl.
7.4 ILmakokeiden tulokset
Betoniteräsverkolle tehtyjen ilmakokeiden tulokset on esitetty taulukoissa 10, 11 ja 12. Niissä esitetään murtokuorma ja sen poikkeama keskiarvosta (FUma) jokaiselle koekappaleelle.
Taulukko 10. Ilmavetokokeiden tulokset tankokoolle 6 mm
Koekappale F max (ilma) [kN] Fmax(ilma) " Fjima [kN]
1 10,82 3.15
Taulukko 11. Ilmavetokokeiden tulokset tankokoolle 8 mm
Koekappale Fmax(ilma) [kN] Fmax(ilma) ” Fjima [kN]
1 8,64 -1.71
Taulukko 12. Ilmavetokokeiden tulokset tankokoolle 10 mm.
Koekappale Fmax(ilma) [kN] Fmax(ilma) " Fjima [kN]
1 17,38 3,34
Koetuloksista havaitaan, että tulokset vaihtelevat melkoisesti ja poikkemat ovat sitä suurempia, mitä suuremmasta verkkokoosta on kyse.
7.5 Ulosvetokokeiden tulokset
Betonikuutioille tehtyjen ulosvetokokeiden tulokset teippaamalla tehdyssä tartun- nanpoistossa on esitetty taulukoissa 13-18. Niissä on esitetty koekappaleista mitatut murtokuormat F„„ , niitä vastaavat liukumat s , niiden ^^vot,a poikkeama keskiarvosta. Lisäksi on esitetty suhdeluku, jossa liukumia 0,01, 0,1,0,2 , U,d , U,4 ja 0,5 mm vastaavat voimat (F,.,, , F_,,, F^, F,.,, , F..,,, ja FJ on jaettu ilmakokeessa saadulla keskimääräisellä voimalla F„„, , mikäli ko. voimat on saatu mitattua,
riippuen tapauksesta. Lisäksi viimeisessä sarakkeessa on esitetty kunkin koekap
paleen maksimivoiman ja ilmakokeessa mitatun keskimääräisen voiman suhde poikkeamineen (x - x).
Taulukko 13. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30-tanko 6 mm(teippi)
Koekappale Uy Fmax" Fmax Srtbx SFrax-Sfinax Fs=ö,l/F||fTB Fs=0,2^Filma Fs=0,3/Fj|rrB Fs=o,VF||ma Fs^o.s/Flma FmaVFiima x-x
[kNl
m
[mml [mm] _ — —10 16.19 0.20 1.70 0.47 0.08 0.12 0.49 0.91 1.17 211 0.03
Keskiarvo 15.99 1.10 1 P3 0.31 0.12 0.56 1.04 1.36 1.55 208 0.15
Taulukko 14. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K50-tanko 6 mm(teippi)
Koekappale F Fmax"Fmax Sfttbx SfirarSfinax Fs=0,l/F||ma Fs=0,2/Flrre Fs=o,yF|lma Fs=0,VF||rra Fs=o.5/Filma FmaVFlma x-x
[kN]
m
[mm] [mm] _ — —10 1794 1.47 0.96 -0.14 0.09 0.44 1.42 1.83 202 2.34 0.19
Keskiarvo 16.47 1.13 1.10 0.12 0.32 0.78 1.29 I 1.62 1.80 2.15 0.15
Taulukko 15. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30-tanko 8 mm(teippi)
Koekappale F max Fmax"Fmax Spmax SFmax'Spmax Fs=0,l/Fj|ma Fs=0,2/F||ma Fs=0,VF||rra F maV Filma x-x
[kN] [kN] [mm] [mm] — —
10 23.50 2.76 0.62 0.11 0.90 1.41 1.75 2.27 0.27
Keskiarvo 20.74 1.76 0.51 0.11 0.68 1.24 1.63 2.00 I 0.17
Taulukko 16. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K50-tanko 8 mm(teippi)
Koekappale Fmax F max'F max Sfmax SFmax"SFmax Fs=0,l/Fj|ma Fs=0,2/Filma Fs=0,3/Fiima t" maVhlma x-x
fkNl m [mm] [mm] _
Keskiarvo 19.92 2.60 0.37 0.10 0.77 1.47 1.90 1.92 0.25
Taulukko 17. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30-tanko lOmm(teippi)
Koekappale F max F max* F max S Fmax Spmax-Spmax F s=0,oVFiima F s=0,VFiima F s=0^/Fj|ma F max/Fjima X - X
fkNl m [mm] [mm] __ — —
10 26.62 0.39 0.35 -0.06 0.11 0.85 1.37 1.90 0.03
Keskiarvo 26.23 3.34 0.41 0.16 0.08 0.76 1.30 1.87 0.24
Taulukko 18. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K50-tanko lOmm(teippi)
Koekappale F.. F max" F max S Fmax Spmax'SFmax F s=0,oVFj|ma F s=0,VFj|ma Fs=0.2/Fj|ma F maVFjima x-x
[kN] [kN] [mml [mm] —
10 26.09 -0.40 0.22 -0.02 0.13 1.12 1.76 1.86 -0.03
Keskiarvo 26.49 1.42 0.24 0.02 0.12 1.01 1.70 1.89 0.10
Ulosvetokokeista havaitaan mm. seuraavaa:
- Betonin lujuus ei juuri vaikuta betonoidun ristiliitoksen lujuuteen (lisäksi tulokset ovat ristiriidassa keskenään).
- Murtokuormaa vastaava liukuma kasvaa betonilujuuden aletessa.
- Murtokuormien vaihtelut ovat melko suuret koekappaleiden kesken varsinkin ta
pauksissa K30 -10 mm ja K50 - 8 mm.
- Murtokuormaa vastaava liukuma vaihtelee paljon lukuunottamatta tapausta K50 -10 mm.
Lisäksi teippauksella suoritetun tartunnanpoiston mukaisessa koesarjassa havaittiin, että tartunta ei täysin poistunut teippauksella sekä se, että poikittaistanko saattoi jäädä 'kantamaan' murron jo tapahduttua. Liitteessä 6 on esitetty edellä esitettyjen taulukoiden perusteena olevat voima-liukumakuvaajat eri tapauksille. Niissä on käytetty kunkin koe-erän keskimääräisiä voima- ja liukuma-arvoja.
Ulosvetokokeiden tulokset koe-erälle kaksi, missä pitkittäistangon tartunta oli pois
tettu muoviputkella, on esitetty taulukoissa 19, 20 ja 21. 0,01 mm:n liukumaa vastaa
vaa voimaa ei saatu mitattua luotettavasti yhdessäkään koekappaleessa.
Taulukko 19. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30- tanko 6 mm (2. koe-erä, tartunnanpoisto muoviputkella)
Koekappale Fmax F max" F max SW SFmax^SFmax Fs=0,l/F||rra Fs=oVFilrTB Fs=oVFlrra Fs=0,VFilma Fs=oVFjlrTBFmaVFlnra x-x
fkNl m [mm] [mm] — —
1 16.83 2.77 1.22 -0.56 0.56 0.94 1.19 1.36 1.53 2.19 0.36
2 16.94 2.88 1.86 0.08 0.60 0.92 1.11 1.28 1.43 2.21 0.38
3 14.02 -0.04 3.25 1.47 0.20 0.50 0.71 0.84 0.94 1.83 0.00
4 8.45 -5.61 0.77 -1.01 0.16 0.37 0.59 0.75 0.88 1.10 -0.73
Keskiarvo 14.06 2.83 1.78 0.78 0.38 0.68 0.90 1.06 1.20 1.83 0.37
Taulukko 20. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30 - tanko 8 mm (2. koe-erä, tartunnanpoisto muoviputkella)
Koekappale Frrax Frrex"Fmax Spmax SFmex"SFrTBX Fs=ö,l/Fj|ma Fs=oVFlma Fs=oVFlma Fs^),VFlma Fs=0,e/FiIitb FmaVFlma x-x
m [kN] [mm] [mm] — —
1 16.36 0.29 0.68 -0.12 0.43 0.88 1.05 1.24 1.39 1.58 0.03
2 16.88 0.81 0.90 0.10 0.03 0.35 0.72 0.98 1.16 1.63 0.08
3 13.72 -2.35 0.64 -0.16 0.14 0.49 0.77 0.98 1.14 1.33 -0.22
4 17.30 1.23 0.98 0.18 0.10 0.33 0.56 0.81 1.03 1.67 0.12
Keskiarvo^ 16.07 1.17 0.80 0.14 0.18 0.51 0.77 1.00 1.18 1.55 0.11
Taulukko 21. Ulosvetokokeiden tulokset tapaukselle betoni K30 - tanko 10 mm (2. koe-erä, tartunnanpoisto muoviputkella)
Koekappale p Fmax-Fmax Sf max Sfmax'Sfmax Fs=0,l/Filma Fs=oVFlma F5=0,3^Fjlma Fs=0,yF||ma Fs=oVFlrrB FmEo/Fjlrra X-X
[kN] [kN] [mm] [mm] _ — —
1 21.82 1.40 0.50 -0.05 0.54 0.89 1.17 1.40 1.55 1.55 0.10
2 27.86 7.44 1.12 0.62 0.42 0.76 1.02 1.18 1.36 1.98 0.53
3 15.62 -4.80 0.45 -0.10 0.27 0.60 0.83 1.03 - 1.11 -0.34
4 16.36 -4.06 0.12 -0.43 1.09 - - - - 1.17 -0.28
Keskiarvo 20.42 4.43 0.55 0.30 0.58 0.75 1.01 1.20 1.46 1.45 0.31
Toisen koe-erän tuloksista havaitaan mm. seuraavaa:
- Koetulosten hajonnat olivat erittäin suuret, mikä johtuu pääasiassa hitsausliitosten erilaisesta lujuudesta.
- Murtokuormaa vastaava liukuma vaihtelee erittäin paljon.
- Murtokuormat ovat selvästi pienemmät kuin teippauksella suoritetussa tartunnan- poistossa, minkä voidaan näin todeta epäonnistuneen. Näin ollen myös suhde Fmax/F.imaon selvästi pienempi kuin ensimmäisessä koe-erässä.
Liitteessä 7 on esitetty edellä esitettyjen taulukoiden pohjana olevat voima-liukuma- kuvaajat eri tapauksille. Niissä on käytetty kunkin koe-erän keskimääräisiä voima- ja liukuma-arvoja. Vertailun vuoksi todettakoon , että mm. Nykyrin tutkimuksessa /15 / on saatu suoralle tangolle murtokuormaa vastaavaksi liukumaksi eri tankodi- mensioilla seuraavia arvoja: 6 mm: 0,373-0,454 mm, 8 mm: 0,317-0,434 mm ja 10 mm.
0,301-0,471 mm. Tulosten vaihtelut johtuvat mm. siitä, että tartuntapituudet ja beto- nilujuudet vaihtelivat kokeissa. Vertailtaessa näitä arvoja tämän tutkimuksen ristilii toksien murtokuormia vastaaviin liukumiin havaitaan kuitenkin selvät erot.
7.6 Koetulosten tarkastelu
Laskelmissa on käytetty osavarmuuskertoimena sekä kestävyydelle että materiaali
ominaisuuksille arvoa y = 1. Betoninormien mukainen ankkurointikapasiteetti on laskettu kaavan (17) mukaisella tavalla. Siinä on laskettu yhden liitoksen lujuus Fbul kaavalla (21):
Fbul = AsfydFL
ja tulokset ovat eri tankokoille seuraavat:
- 6 mm: Fbul = 4,24 kN - 8 mm: Fbul = 7,54 kN -10 mm: Fbul = 11,78 kN.
Vertailtaessa ilmakoetuloksia yhden liitoksen lujuuteen havaitaan, että 6 mm:n tan- kokoolla kaikki koetulokset ylittävät laskennallisen lujuuden, mutta 8 ja 10 mm:n tankokoilla laskennallinen lujuus ei ole kaikissa tapauksissa pienempi kuin koetu
loksen arvo.
Betoninormien mukaan yhden betonoidun ristiliitoksen lujuus saadaan kertomalla Fb :n arvo l,35:llä. Näin ollen laskennallinen ankkurointikapasiteetti Fbu on eri tan- kodimensioilla seuraava:
- 6 mm: Fbu = 5,72 kN - 8 mm: Fbu = 10,18 kN - 10 mm: Fbu = 15,90 kN.
Vertailtaessa näitä arvoja ulosvetokokeiden tuloksiin havaitaan, että koetulosten an
tamat arvot ovat selvästi laskennallisia arvoja suuremmat teippaamalla tehdyssä tartunnanpoistossa sekä myös koe-erässä kaksi, missä pitkittäistangon tartunta on poistettu muoviputkella.
Suhde F /F , vaihtelee ensimmäisessä koe-erässä välillä 1,87-2,15 riippuen tanko- koosta (suurin pienillä tankokoilla). Betonin lujuuden ei havaittu vaikuttavan mer
kittävästi koetuloksiin. Myös koe-erässä kaksi suhde on suurin pienillä tankokoilla ja arvot vaihtelevat tapauksesta riippuen välillä 1,45-1,83. Näin ollen havaittiin, että kokeen onnistuminen on suuresti riippuvainen tartunnanpoiston onnistumisesta, mikä ei ainakaan teippaamalla tapahdu. Muoviputkella tehdyssä pitkittäistangon tartunnanpoistossa taasen arvojen hajonnat ovat varsin suuret, mikä johtuu koekap
paleiden vähäisestä määrästä. Tällä ilmakoemenetelmällä näyttää siltä, että kerroin saattaa olla luokkaa 1,5. Jotta saataisiin tehtyä luotettavampia johtopäätöksiä, tulisi kokeita suorittaa paljon enemmän.
Koetulosten perusteella voidaan sanoa, että ristiliitosankkuroinnin käyttö rakentees
sa on pitkälti riippuvainen ristiliitoksen liitoslujuudesta. Liitoslujuus määräytyy puolestaan pitkälti valmistuksen aikaisen hitsauksen onnistumisesta. Ristiliitoksen liitoslujuuden luotettavuutta heikentää suuri vaihtelu liitoslujuudessa saman liitos- tyypin eri koekappaleissa.
8. Yhteenveto
Tämän työn tarkoituksena oli tutkia betoniraudoituksen ankkurointimitoitusta muutamissa erikoistapauksissa ja vertailla Suomen Betoninormien mukaisia mitoi
tusmenetelmiä muiden maiden normien mukaisiin menetelmiin. Työssä keskityttiin erityisesti ankkurointitarpeen ja -kapasiteetin tutkimiseen ja vähemmälle huomiolle jätettiin ankkurointipituuden laskenta. Työ koostui kirjallisuustutkimuksesta, las- kentaesimerkeistä ja kokeellisesta tutkimuksesta.
Kirjallisuustutkimuksessa tarkasteltiin teräksen ja betonin välisen tartunnan perus
teita sekä raudoituksen ankkurointikapasiteetin laskentaa Eurocoden ja Betoninor
mien mukaan suoralle tangolle ja myös muille ankkurointitavoille. Taman Iisaksi ristiliitoksen kapasiteetin mitoitusta tarkasteltiin myös eräiden muiden normien mukaan. Lisäksi tutkittiin ankkurointitarpeen mitoitusta tuille en maiden normien (Betoninormit, Eurocode, CEB-FIP, BSI, ACI, Din, BBK, Ns) mukaan raudoituksen suunnittelun osalta sekä selvitettiin tuille vietävää taivutusraudoitusmaaraa eri maissa laatoissa ja palkeissa. Määrän havaittiin vaihtelevan en normeissa mutta palkeissa määrien vaihtelut olivat melko pienet: tuille vietiin yleensä 25-33/o maksimikenttäraudoitusmäärästä. Laatoissa vaihtelut olivat paljon suuremma . tuille vietävä kenttäraudoitusmäärä vaihteli välillä 25-50% maksimikenttarau- doitusmäärästä. Tuille ankkuroitavalle voimalle eivät eri normit esitä mitään yhtä
läistä kaavaa eikä kaikissa normeissa oltu edes annettu laskentakaavaa ko. voimalle.
Laskentaesimerkissä tutkittiin yksiaukkoisen laatan ankkuromtitarvetta Eurocoden ja Betoninormien mukaisilla laskentamenetelmillä. Esimerkissä havaittiin, että lei - kausraudoittamattomassa laatassa tuen reunassa ankkuroitava voima on Betoninor
meissa 1,5 kertaa Eurocoden mukaan laskettu. Lisäksi tuen reunassa vaikuttava te- räsjännitys on näin ollen Betoninormeissa 2,5 kertaa Eurocoden mukaan laskettu.
Tuelle vietävä ankkurointipituus tuli mm. näistä syistä johtuen Betoninormeissa sel
västi suuremmaksi tässä esimerkkitapauksessa, mutta huomioitavaa on, että Betoni- normeissa tuelle tarvitsee viedä vain 30% maksimikenttaraudoitusmaarasta kun taas Eurocodessa määrä on 50%.
Toisessa laskentaesimerkissä tutkittiin kirjallisuuteen nojautuen vinohalkeaman suuntaa leikkausraudoittamattomassa laatassa, sillä ko. suunta vaikuttaa ankkurom- titarpeeseen. Lisäksi tutkittiin kirjallisuudesta leikkausraudoitetun palkin ja laatan vinohalkeamien suuntaa. Näihin tietoihin pohjautuen tutkittiin leikkausraudoituk- sen vaikutusta pääraudoituksen vetovoimaan keräten tietoja myös kirjallisuudesta.
Tuloksista voitiin havaita Betoninormien pitävän paikkansa tuelle ankkuroitavan voiman suhteen leikkausraudoitetussa rakenteessa, mutta leikkausraudoittamatto
massa rakenteessa kerroin ka lienee Betoninormeissa liian pieni, silla laskentamallin mukaan saatiin sille teoreettinen arvo, joka on noin 2,0. Tosin muissa normeissa vas
taava arvo oli vieläkin pienempi kuin Betoninormien 1,5.
Maanvaraisen anturan raudoituksen ankkuroimista ei monista normeista löytynyt mitään erityismainintaa. Laajimmin ko. ankkurointitapausta oli käsitelty Eurocoden uudessa liitteessä, missä tarkasteltiin anturan reunan kestävyyttä.
Mitoitusesimer-kin perusteella voitiin havaita ko. menetelmän antavan oikeansuuntaisia tuloksia ankkurointitarpeen mitoituksessa.
Ristiliitoksen ankkurointikestävyyttä tutkittiin eri maiden normien mukaisilla las
kentamenetelmillä sekä kokeellisella tutkimuksella. Pyrkimyksenä oli tutkia, oliko Betoninormien ristiliitoksen ankkurointikapasiteetin mitoituskaavan kerroin kbr = 1,35 lähelläkään kokeellisessa tutkimuksessa saatavia arvoja. Ristiliitoksen kestä
vyyttä tutkittiin sitä varten ilmakokeissa ja ulosvetokokeissa koekappaleista käyt
täen 6-10 mm:n kylmämuokattua betoniteräsverkkoa. Ilmakokeessa ei käytetty stan
dardin mukaista koestustapaa, vaan pitkittäistangon vapaan pään taipumista ja poi- kittaistangon kiertymistä ei estetty.
Kokeissa havaittiin, että suhde Fmax/Filma vaihteli ensimmäisessä koe-erässä, jossa pit
kittäistangon tartunta oli poistettu teippauksella, välillä 1,87-2,15 riippuen tanko- koosta. Toisessa koe-erässä, jossa tartunta oli poistettu muoviputkella, vastaavat ar
vot vaihtelivat välillä 1,45-1,83. Suurimmat arvot saatiin pienimmillä tankokoilla, mutta betonilujuuden ei havaittu vaikuttavan merkittävästi murtokuormaan. Lisäk
si voitiin havaita, että ulosvetokokeen onnistuminen on suuresti riippuvainen oikeasta tartunnanpoistotavasta, sillä teippaus ei poistanut tartuntaa täydellisesti.
Tämän lisäksi kokeiden tulokset vaihtelivat erittäin paljon, minkä perusteella voitiin todeta ristiliitosankkuroinnin käytön rakenteessa olevan pitkälti riippuvainen risti- liitoksen liitoslujuudesta eli hitsauksen onnistumisesta. Joka tapauksessa ko. aihe vaatisi selvästi laajemman koesarjan, jotta kertoimelle kbr saataisiin määritettyä luo
tettava arvo. Lisäksi sille pitäisi ilmeisesti määrittää oma arvo jokaiselle tankokoolle, jotta päästäisiin lähelle oikeita tuloksia. Näiden kokeiden perusteella vaikutti kui
tenkin siltä, että ko. arvo saattaa olla luokkaa 1,5.
Lähdeluettelo
/1 / American Concrete Institute. ACI. Building Code for Requirements for Rein
forced Concrete. Detroit, Michigan 1992. Osittain.
HI British Standars Institution. BSI 8110. Structural use of concrete. Part 1. Code of practice for design and construction. London 1985. Osittain.
/3/ CEB-FIP. Bulletin D'Information No 180. Shear in Prestressed Concrete Members by J.C.Walraven. Lausanne 1987. s. 24-25.
/4/ CEB-FIP Model Code for Concrete Structures. Comité Euro-International du Béton. Paris 1978. 471 s.
/5/ CEB-FIP Model Code 1990. First Predraft 1988. Bulletin D'Information No 190b. Juillet 1988. Osittain.
/6/ Din Deutsches Institut fiir Normung e.V. Din 1045. Beton und Stahlbeton.
Bemessung und Ausfiihrung. Berlin 1978. Osittain.
/7/ ENV 1992-3: Eurocode 2: Design of concrete structures. Part 3: Concrete foundations. CEN/TC 250/SC2 N199. Berlin 1996. 36 s.
/8/ Jokela, J. Betonin ja raudoituksen yhteistoiminta ja suomalaisten betoniteräs-tankojen tartuntaominaisuudet. VTT, Betonitekniikan laboratorio. Tiedonan
to 52. Espoo 1979.180 s.
/9/ Jokela, J. Betonoidun pistehitsatun ristiliitoksen toiminta. VTT, Betoni- ja si- likaattitekniikan laboratorio. Tiedonanto 75. Espoo 1980.105 s.
/10/ Kemppainen, P., Nykyri P. Järeitten betoniterästen ristiliitosten ankkurointi.
Oulun yliopisto, Rakennetekniikan laboratorio. Julkaisu 51. Oulu 1996. 95 s.
/Il/ Leonhardt, F. Schub bei Stahlbeton und Spannbeton - Grundlagen der neue- ren Schubbemessung. Beton- und Stahlbetonbau 72 (1977) 11 s. 270-276 ja 72 (1977) 12 s. 295-302.
/12/ Lumme, P. Harjatangon A500H käyttö teräsbetonirakenteissa. Teknillinen korkeakoulu, Rakennusinsinööriosasto. Lisensiaattityö. Espoo 1982. 99 s.
/13/ Nilson, A., Winter, G. Design of Concrete Structures. Tenth Edition, s. 158- 194.
/14/ Ns 3473. Projektering av betongkonstruksjoner. Beregnings- og konstruk- sjonsregler. 3. utgåva. Oslo 1989. Osittain.
/15/ Nykyri, P. Betoniraudoituksen ankkurointi. VTT, Rakennetekniikan labora
torio. Tutkimuksia 693. Espoo 1990. 96 s.
/16/ Nykyri, P. Raudoituksen liukuman ja jännityksen määrittäminen halkeamas
sa tartunta-liukumariippuvuuden perusteella. VTT, Rakennetekniikan labo
ratorio. Tutkimuksia 419. Espoo 1986. 62 s.
/17/ Pukki, E. Harjatangon pintakuvioinnin vaikutus teräksen tartuntaan ja hal- kaisuominaisuuksiin betonissa. Teknillinen korkeakoulu, Rakennusinsinöö- riosasto. Diplomityö. Espoo 1982. 78 s.
/18/ Sarja, A., Nykyri, P. Rotational model for the determination of the shear ca
pacity of reinforced and prestressed concrete structures. VTT, Rakennetek
niikan laboratorio. Tutkimuksia 76. Espoo 1982.19 s.
/19/ SFS-ENV 1992-1-1. Eurocode 2. Betonirakenteiden suunnittelu. Osa 1: Ylei
set säännöt ja rakennuksia koskevat säännöt. Suomen Standardisoimisliitto SFS. Helsinki 1994. 253 s.
/20/ SFS 1201. Betoniteräkset ja raudoitteet. Näytteenotto, testaus ja laadunval
vonta. Suomen Standardisoimisliitto SFS. 1989. 24 s.
/21 / SFS 1251. Raudoitteiden hitsausliitosten luokitus. Suomen Standardisoimis
liitto SFS. 1982.1 s.
/22/ Statens Betongkommitté. BBK 79. Bestämmelser för betongkonstruktioner.
Utgåva 2. Band 1, Konstruktion. Stockholm 1988. Osittain.
/23/ Suomen Betoniyhdistys r.y. Betoninormikortti 2: Hitsatut poikittaistangot.
Betoninormikortisto. Helsinki 1989.15 s.
/24/ Suomen Betoniyhdistys r.y. By 15. Betoninormit RakMK B4 ja korkealujuuk- sisten betonien lisäohjeet. Helsinki 1993.170 s.
/25/ Suomen Betoniyhdistys r.y. By 202. Betonirakenteiden suunnittelun oppikir
ja. Osa 1. Jyväskylä 1982. 242 s.
/26/ Tanskanen, K. Teräsbetonisten palkkielementtien raudoittaminen. VTT, Ra
kennetekniikan laboratorio. Tutkimuksia 450. Espoo 1986.101 s.
Liite 1. Poikittaisen raudoituksen vaikutus tartuntaan
Poikittaisen raudoituksen vaikutus tartuntaan saadaan kaavan (10) mukaisella mal
lilla:
Sr s = 30 Mpa Asl/a(ds+e).
Taulukko 1. Poikittaisen raudoituksen vaikutus tartuntaan muutamissa esimerkki
tapauksissa.
0 [mm] Ast [mm2] a [mm] ds [mm] e [mm] <5Tv M Ra]
10 78,5 300 16 0 0.49
10 78,5 200 16 0 0.74
10 78,5 100 16 0 1.47
10 78,5 50 16 0 2.94
2*10 157,1 300 16 0 0.98
2*10 157,1 200 16 0 1.47
2*10 157,1 100 16 0 2.95
2*10 157,1 50 16 0 5.89
3*10 236 300 16 0 1.48
3*10 236 200 16 0 2.21
3*10 236 100 16 0 4.43
3*10 236 50 16 0 8.85
3*10 236 300 10 0 2.36
3*10 236 200 10 0 3.54
3*10 236 100 10 0 7.08
3*10 236 50 10 0 14.16
10 78.5 300 10 0 0.79
10 78.5 200 10 0 1.18
10 78.5 100 10 0 2.36
10 78.5 50 10 0 4.71
Mikäli ankkuroitavan tangon ja poikittaistangon välisenä etäisyytenä (e) pidettäisiin jotain muuta arvoa kuin 0, pienenisi poikittaisen tangon antama lisäys tartuntalu- juuteen.
Liite 2. Suoran tangon ankkurointipituudet täydellä teräsjännityksellä
Taulukko 1. Ankkurointipituudet suoralle tangolle täydellä teräsjännityksellä.
Rakenneluokka 1 (teräs A500H, betoni K35)
J0 Ib (BN) Ib (EC) Ib (EC, Suomi)
[mm] [mm] [mm] [mm]
6 179 165 142
8 238 220 189
10 297 275 236
12 357 330 284
16 475 440 378
20 595 550 473
25 744 688 591
32 952 880 757
Suhdeluvut lb (BN) / lb (EC) = 1,08
lb (BN) / lb (EC, Suomi) = 1,26 lb (EC) / lb (EC, Suomi) = 1,16
Taulukko 2. Ankkurointipituudet suoralle tangolle täydellä teräsjännityksellä.
Rakenneluokka 2 (teräs A500H, betoni K35)
0 Ib (BN) Ib (EC) lb (EC, Suomi)
[mm] [mm] [mm] [mm]
6 183 152 145
8 243 202 193
10 304 253 241
12 364 303 289
16 486 404 386
20 608 505 482
25 760 632 603
32 972 809 771
Suhdeluvut lb (BN) / lb (EC) = 1,20
lb (BN) / lb (EC, Suomi) = 1,26 lb (EC) / lb (EC, Suomi) = 1,05
Liite 3. Ankkurointipituuksien valintakäyrästöjä ristiliitoksille
Oheisissa käyrästänsä on laskettu tarvittava suoran tangon ankkurolntipituus ankkuroitaessa tangon täydelle myötövoimalle, kun ankkurointitanko ottaa puolet ankkurolntivoimasta.
U As fyd
Kuva 1 _ Tarvittava suoran tangon ankkurointipttuus ankkuroitaessa tangon täydelle myötövolmalle.
Kuudessa ensimmäisessä taulukossa ulkoisen kuormituksen aiheuttama ncr- maalllännitys <jt - 0 Ja kolmessa viimeisessä taulukossa el ulkoinen puris
tusjännityksen kasvattaminen enää lisää ankkurointlkapasiteettla.
Käytetyt merkinnät:
- ankkurointitangon halkaisija U - ankkurointitangon toimiva pituus
Laskennassa käytetty hitsin liltosiuokka F50. jolloin poikittaistanko ottaa puolet ankkurolntivoimasta.
Teräslaadut ovat A500HW.
Selventäviä huomautuksia käyrästöjen käyttäjälle:
» Ankkurointi pituuden lb laskennassa on huomioitu ulkoisen puristuksen vailltessa tankojen tartuntakertolmien sallittu 50% korotus.
* Ankkurointitangon ollessa paksumpi kuin ankkuroitava tanko on hitsäfitcksen lujuus yleensä mitoittava tekijä.
* Kuudessa ensimmäisessä käyrästössä on betonin halkeäukapasiteetti ankku
rointitangon edessä ollut mitoittava tekijä.
* Kolmessa viimeisessä käyrästössä on betonin puristuskapasiteetti ankku
rointitangon edessä dlut mitoittava tekijä.
* Tankojen suojabetonlkerroksen kasvattaminen suurentaa betonin hai- keäukapasiteettia ankkurointitangon edessä. Tästä johtuen suuremmiä sucjabetonikerroksUla on ankkurointitangon toimiva pituus Lt pienempi sekä tarvittava ankkurolntipituus Ib lyhyempi
AnkkurointipituuaIb (mm)AnkkurointipituuaIb(mm)
TAULUKKO 1
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA NORMAALIJÄNNITYSTÄ RISTILIITOKSEN EDESSÄ
Ankkuroitava tanko (mm)
$,16 , Li - 36 mm
<£,20 . Li - 114 mm
9,25 . U - 160 mm
Betoni K30-2 , suojabetonikerros 25 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
TAULUKKO 2
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA NORMAALI JÄNNITYSTÄ RISTILIITOKSEN EDESSÄ
Ankkuroitava tanko (mm)
£T18 . Li • 31 mm
9,20 , Li - 1C8 mm
9,25 . Li - 143 mm
Betoni K35-2 , suojabetonikerros 25 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
AnkkurointipituusIb(mm)AnkkuroIntlpHuuaIb(mm)
TAULUKKO 3
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA NORMAALIJÄNNITYSTÄ RISTILHTOKSEN EDESSÄ
-i________________________________________ i---1--- i—
12 16 20 25
Ankkuroitava tanko (mm)
<^t16 , U - 77 mm
Pt20 . U - 103 mm . U - 137 mm
Betoni K40-2 , suojabetonikerros 25 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
TAULUKKO 4
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA N 0 RMAALI JÄNNITYSTÄ RISTILHTOKSEN EDESSÄ
Ankkuroitava tanko (mm)
^r16 . U - 70 mm
20 . U - 96 mm
<pT25 . U - 130 mm
Betoni K30-2 , suojabetonikerros 50 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
Ankkurointipituua«b(mm)AnkkurointipituuaIb(mm)
TAULUKKO 5
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA NORMAALI JÄNNITYSTÄ RISTILIITOKSEN EDESSÄ
Ankkuroitava tanko (mm)
$T 16 . Li - 66 mm
*T 20 . Li - 91 mm
i>T25 . Li - 125 mm
Betoni K35-2 , suojabetonikerros 50 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
TAULUKKO 6
EI ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMAA NORMAALIJÄNNITYSTÄ RISTILIITOKSEN EDESSÄ
Ankkuroitava tanko (mm)
$Tie , Li - 63 mm
<Py 20 . Li - 37 mm 4>T25 . Li - 118 mm
Betoni K40-2 , suojabetonikerros 50 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50 ______
AnkkuroIntIpHuuaIb(mm)AnkkurointiprtuueIb(mm)
TAULUKKO 7
SUURIN HYÖDYNNETTÄVISSÄ OLEVA ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMA PURISTUS JÄNNITYS
-i--- 1______________________________________ i_______________________________________ i—
12 16 20 25
Ankkuroitava tanko (mm)
*,16 . LI - 59 mm
<pr20 . tl - 73 mm
*,25 . LI-91 mm
Betoni K30-2 , suojabetonikerrokset 25 ja 50 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50
TAULUKKO 8
SUURIN HYÖDYNNETTÄVISSÄ OLEVA ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMA PURISTUSJÄNNITYS
Ankkuroitava tanko (mm)
&r16 . U-54 mm
'Pr 20 , LI-63 mm
*,25 , LI - 85 mm
Betoni K35-2 , suojabetonikerrokset 25 ja 50 mm Teräs A500HTV , hitsiluokka F50
TAULUKKO 9
SUURIN HYÖDYNNETTÄVISSÄ OLEVA ULKOISEN KUORMITUKSEN AIHEUTTAMA PURISTUSJÄNNITYS
£ 300
o 200 c 150
12 16 20 25
Ankkuroitava tanko (mm)
41,16 . li - 51 mm A 20 , Lt - 63 mm A2S . li-79 mm
Betoni K40-2 , suojabetonikerrokset 25 ja 50 mm Teräs A500HW , hitsiluokka F50 __________
Liite 4. Sovellusesimerkkejä ristiliitoksen käytöstä ankkuroinnissa
PAALUANTURA RAUDOITTEET
Paaluanturolssa hitsatuilla ristJIIitoksilla voidaan korvata pååtankojen kouk- kuankkurolntl (kuva 1).
4 x 250 K30-2 A500HW
(-TW)
4 kpi Rl 5 TW 20 LI400WO
TM 20 L400
Hit» F40 (SFS 1251)
Kuva 1: Esimerkki 4 paalun paaiuanturasta. jossa pååtangct on ankkuroitu hit
satuilla ristfliitoksSla.
SOVELLUSESIMERKKI 2;
PALKKIEN RAUDOITTEET
Yksiaukkoisilla palkeilla on mahdollista soveltaa pååtankojen ankkuroinnissa hitsattujen ristillitosten käyttöä kuvan 2 mukaisesti.
Kuva 2. Palkin vetoraudoitteen periaata
Liite 5. Esimerkkilaskelma ankkuroimasta ristiliitoksella
Esimerkki tankojen ankkuroinnin laskennasta hitsatuilla rfstlllltoksella paaluanturassa.
Betoni K30-2 teräs A500HW
Kuva 1: Laskennassa käytettävät reunaetälsyydet Paalukartan mukainen paalun sijainti oletetaan paaJutustderanssri (125 — 150 mm) verran keskemmälle kuvan osoittamasta paikasta.
Vaadittu ankkurointivoima 417 * 0.000314 = 0.131 MN 250 * 250 - paalu
Suoran tangon ottama osuus
Fäu = 1-50 * 2.40 * 1.29 * 0.0628 * 0.28
=■ 0.082 MN
Rlstillitokselta vaadittava kapasiteetti
0.131 -0.082 - 0.049 MN . 49/131 =* 0.37 300 * 300 - paalu
Suoran tangon ottama osuus
Fbu - 1.50 * 2.40 * 1.29 * 0.0628 1 0.33 - 0.096 MN
Rlstillitokselta vaadittava kapasiteetti
0.131 -0.096 = 0.035 MN , 35/131 = 0.27 Lasketaan rlstilDtoksen ankkurolntlkapasiteetti
y - 0.015 + 0.14e*4-18
x - 2 (cV4>t) + 1
missä 0,=» suojabetonibeite + ankkuroitavan tangon paksuus (4>)
<j>T - ankkurointitangon halkaista X - 2 * ((50 + 20)/20) + 1-8
y - 0.015 + 0.14 e('0-18’'9 - 0.048 Betonin jännitys ankkurointitangon edessä on
öcc — min { 3* fed i (tdd * or)/y }
missä oT - likeisen kuormituksen aiheuttama normaalljännitys ristälitoksen muodostamaa tasoa vastaan kohtisuorassa suunnassa risti Otoksen edessä matkalla 0 -3 <j>r, puristus- jännitys on negatiivinen (- ), veto positiivinen ( + ).
Keskimäääinen pitkäaikaisen puristusjännityksen laskenta-arvo on or = -1.35 * 0.72 * 437000/(270 * 270) - -5.8 N/mm2 oeo - min
f
3 * 14 - 42 N/mm^1 (1-29 + 5.8)/0.048 - 148 N/mm2 Ankkurointitangon toimiva pituus on
Lt - min{ 1.16 * 4>r * y/lfafaöc) , s } missä s - ankkuroitavien tankojen väil k/k Lt - min 1.16 * 20 V (417/42) - 73 mm
s - 80 mm Ristlliitoksen ankkurointikapasiteetti on
FBu»min{A«fydFL.L7 4>Tcrcc}
missä Ae - ankkuroitavan tangon pinta-aia
FL - standardin SFS 1251 mukaista IOlosiuckkaa vastaava osuus, esim F40, FL - 0.40
Fsu - minfo.000314 * 417 * 0.40 - 0.052 MN t_0.073 • 0.02 * 42 - 0.061 MN
Ft« - 0.052 MN > 0.049 MN
Liite 6. Ulosvetokokeiden voima-liukumakäyrät (teippaus)
Betoni K30-tanko 6 mm
o 0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 1,23
s [mm]
Betoni K50-tanko 6 mm
Betoni K30-tanko8rrm
Betoni K50-tanko 8 mm
20
s [mm]
8 w a
Betoni K30-tanko 10 rrm
£ 15 u- 10 5
I
Betoni K50-tanko 10 mm
Liite 7. Ulosvetokokeiden voima-liukumakäyrät (muoviputki)
Betoni K30-tanko 6 mm (muoviputki)
12
16
14
10
0,10 0,20 0,30 0,40
s [mm]
Betoni K30-tanko 8 mm (muoviputki)
0,50
0,10 0,20 0,30
s [mm]
0,40 0,50 0,80
Betoni K30-tanko 10 mm (muoviputki)
s [mm]