Connection designSteelTheoretical backgroundCSA (Canada)CBFEM

Kiểm tra tiêu chuẩn các thành phần liên kết thép (CSA)

Bài viết này cũng có sẵn bằng

AI dịch từ tiếng Anh

CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) kết hợp ưu điểm của phương pháp phần tử hữu hạn tổng quát và phương pháp cấu kiện tiêu chuẩn. Ứng suất và nội lực được tính toán trên mô hình CBFEM chính xác được sử dụng để kiểm tra tiêu chuẩn tất cả các thành phần.

Các thành phần được thiết kế theo tiêu chuẩn Canada (Canadian Institute of Steel Construction, CISC) S16-14 Thiết kế kết cấu thép và CSA A23.3 Thiết kế kết cấu bê tông.

Kiểm tra tiêu chuẩn của bản thép theo tiêu chuẩn Canada

Ứng suất tương đương kết quả (HMH, von Mises) và biến dạng dẻo được tính toán trên các bản thép. Khi giới hạn chảy (nhân với hệ số kháng lực cho thép kết cấu ϕ = 0,9, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) trên biểu đồ vật liệu hai đường tuyến tính đạt đến, việc kiểm tra biến dạng dẻo tương đương được thực hiện. Giá trị giới hạn 5 % được đề xuất trong Eurocode (EN1993-1-5 App. C, Par. C8, Note 1), giá trị này có thể được sửa đổi trong Cài đặt tiêu chuẩn, nhưng các kiểm chứng đã được thực hiện với giá trị khuyến nghị.

Phần tử bản được chia thành năm lớp, và ứng xử đàn hồi/dẻo được khảo sát trong từng lớp. Chương trình hiển thị kết quả bất lợi nhất trong tất cả các lớp. Phương pháp CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) có thể cho ứng suất cao hơn một chút so với giới hạn chảy. Nguyên nhân là do độ nghiêng nhỏ của nhánh dẻo trong biểu đồ ứng suất - biến dạng, được sử dụng trong phân tích để cải thiện sự ổn định của tính toán tương tác. Điều này không phải là vấn đề trong thiết kế thực tế. Biến dạng dẻo tương đương bị vượt quá ở ứng suất cao hơn, và nút liên kết không thỏa mãn trong mọi trường hợp.

Kiểm tra tiêu chuẩn mối hàn theo tiêu chuẩn Canada

Mối hàn góc được kiểm tra tiêu chuẩn theo S16-14 - Chương 13. Khả năng chịu lực của mối hàn rãnh CJP được giả định bằng kim loại cơ bản và không được kiểm tra.

Mối hàn góc

Khả năng chịu lực đối với cắt trực tiếp và cắt do kéo hoặc nén được thiết kế theo S16-14 - 13.13.2.2. Phân phối lại dẻo trong vật liệu hàn được áp dụng trong mô hình Phương pháp phần tử hữu hạn.

V_r = 0.67 \phi_w A_w X_u (1+0.5 \sin^{1.5} \theta ) M_w

trong đó:

$ϕ w = 0.67 - hệ số sức kháng cho kim loại hàn, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A w - diện tích cổ hàn hiệu dụng$
$X u - cường độ giới hạn theo số phân loại điện cực$
$θ - góc giữa trục đoạn hàn và phương của lực tác dụng (ví dụ: 0° đối với mối hàn dọc và 90° đối với mối hàn ngang)$
$M_w = \frac{0.85+\theta_1 / 600}{0.85+\theta_2 / 600}$
$θ 1 - hướng của đoạn hàn đang xét$
$θ 2 - hướng của đoạn hàn trong liên kết gần nhất với 90°$

Khả năng chịu lực của kim loại cơ bản tại mặt nóng chảy:

V_r = 0.67 \phi_w A_m F_u

trong đó:

$A m = z L - diện tích mặt nóng chảy$
$z - kích thước cạnh mối hàn$
$L - chiều dài mối hàn$
$F u - cường độ kéo đứt quy định$

Biểu đồ mối hàn thể hiện ứng suất theo các công thức sau:

Nếu kim loại cơ bản bị vô hiệu hóa (sử dụng điện cực phù hợp):

\sigma = \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{1+0.5 \sin^{1.5}{\theta}}

Nếu kim loại cơ bản được kích hoạt (không sử dụng điện cực phù hợp):

\sigma = \max \left \{  \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{1+0.5 \sin^{1.5}{\theta}}, \, \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{\sqrt{2} F_u / X_u} \right \}

Mối hàn rãnh CJP

Khả năng chịu lực của mối hàn rãnh Ngấu Hoàn Toàn (CJP) được giả định bằng khả năng chịu lực của kim loại cơ bản.

Kiểm tra tiêu chuẩn của bu lông và bu lông được kéo căng trước theo tiêu chuẩn Canada

Lực trong bu lông bao gồm lực bẩy được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn. Khả năng chịu lực của bu lông được kiểm tra theo S16 - Chương 13.

Bu lông

Khả năng chịu kéo của bu lông

Khả năng chịu kéo của bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.1.3 và được lấy như sau:

T_r = 0.75 \phi_b A_b F_u

trong đó:

$ϕ b = 0.8 - hệ số sức kháng cho bu lông, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi ren bu lông bị mặt phẳng cắt cắt qua, khả năng chịu cắt được lấy bằng 0.7 V r .

Khả năng chịu cắt của bu lông

Khả năng chịu cắt của bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.1.2. Mỗi mặt phẳng cắt của bu lông được kiểm tra riêng biệt. Giá trị được lấy như sau:

V_r=0.6 \phi_b A_b F_u

trong đó:

$ϕ b = 0.8 - hệ số sức kháng cho bu lông, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi ren bu lông bị mặt phẳng cắt cắt qua, khả năng chịu cắt được lấy bằng 0.7 V r .

Kết hợp kéo và cắt trong liên kết chịu ép mặt

Khả năng chịu lực của bu lông chịu đồng thời kéo và cắt được đánh giá theo Điều 13.12.1.4 và được lấy như sau:

\left ( \frac{V_f}{V_r} \right )^2 + \left ( \frac{T_f}{T_r} \right )^2 \le 1

trong đó:

$V f và T f lần lượt là lực cắt thiết kế và lực kéo tác dụng lên bu lông$
$V r và T r lần lượt là khả năng chịu cắt thiết kế và khả năng chịu kéo thiết kế của bu lông$

Khả năng chịu ép mặt tại lỗ bu lông

Khả năng chịu lực phát triển tại bu lông trong liên kết bu lông chịu ép mặt và cắt được đánh giá theo Điều 13.12.1.2 và được lấy như sau

B r = 3 ϕ br t d F u đối với lỗ bu lông thông thường

B r = 2.4 ϕ br t d F u đối với lỗ dài chịu tải trọng vuông góc với lỗ

trong đó:

$ϕ br = 0.8 - hệ số sức kháng cho ép mặt của bu lông lên thép$
$t - chiều dày nhỏ hơn của các bản thép được liên kết$
$d - đường kính bu lông$
$F u - cường độ chịu kéo của vật liệu được liên kết$

Phá hoại xé rách lỗ bu lông

Khả năng chịu lực khi xé rách lỗ bu lông được kiểm tra cho từng bu lông riêng lẻ theo Điều 13.11 như sau:

T_r = \phi_u 0.6 A_{gv} \frac{F_y+F_u}{2}

trong đó:

$ϕ u = 0.75 - hệ số sức kháng cho thép kết cấu$
$A gv = 2 ∙ l ∙ t - diện tích nguyên chịu cắt$
$F y - giới hạn chảy của vật liệu được liên kết$
$F u - cường độ chịu kéo của vật liệu được liên kết$
$l - khoảng cách từ đường tâm bu lông đến mép theo phương lực cắt$
$t - chiều dày của vật liệu được liên kết$

Đối với các mác thép có F y > 460 MPa, (F y + F u) / 2 phải được thay thế bằng F y khi xác định T r .

Bu lông trong liên kết chịu trượt tới hạn

Khả năng chịu trượt của liên kết bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.2 như sau

V s = 0.53 c s k s A b F u

trong đó:

$c s - hệ số xác định theo k s và cấp độ bu lông:$
$với k s < 0.52 loại A c s = 1.00 (A325) hoặc 0.92 (A490) hoặc 0.78 (loại khác)$
$với k s \geq 0.52 loại B c s = 1.04 (A325) hoặc 0.96 (A490) hoặc 0.81 (loại khác)$
$k s - hệ số ma sát, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn, cần được đặt theo Bảng 3 trong S16-14; bằng 0.3 cho loại A hoặc 0.52 cho loại B$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi sử dụng lỗ dài trong liên kết chịu trượt tới hạn, V s = 0.75 ∙ 0.53 c s k s A b F u .

Bu lông chịu đồng thời kéo và cắt phải thỏa mãn quan hệ sau:

\frac{V_f}{V_s}+1.9\frac{T}{A_b F_u}

trong đó:

$V f và T f lần lượt là lực cắt thiết kế và lực kéo tác dụng lên bu lông$

Điều 13.12.2 quy định rằng khả năng chịu lực của liên kết theo Điều 13.12.1 phải được kiểm tra. Do đó, người dùng cần kiểm tra trạng thái sau khi xảy ra trượt, tức là thay đổi phương thức truyền lực cắt của bu lông từ "Ma sát" sang "Ép mặt - tương tác kéo và cắt".

Cấu tạo

Trong cấu tạo liên kết bu lông, khoảng cách tối thiểu giữa các bu lông và khoảng cách mép tối thiểu được kiểm tra theo S16-14 - 22.3. Khoảng cách tối thiểu giữa các bu lông (2.7 d - có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) và khoảng cách mép tối thiểu (1.25 d) được kiểm tra.

Kiểm tra tiêu chuẩn của khối bê tông theo tiêu chuẩn Canada

Bê tông bên dưới bản mã chân cột được mô phỏng bằng nền Winkler với độ cứng đồng đều, cung cấp ứng suất tiếp xúc. Ứng suất trung bình tại vùng chịu tải tiếp xúc với bản mã chân cột được sử dụng để kiểm tra chịu nén.

Bê tông chịu nén

Cường độ chịu lực thiết kế của bê tông khi chịu nén được xác định theo S16-14 - 25.3.1 và CSA A23.3 - 10.8. Khi bề mặt đỡ của bê tông lớn hơn bản mã chân cột, cường độ chịu lực thiết kế được xác định như sau:

f_{p,(max)} = 0.85 \phi_c f'_c \sqrt{\frac{A_2}{A_1}} \le 1.7 \phi_c f'_c

trong đó:

$ϕ c =0.65 - hệ số sức kháng của bê tông$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$A 1 - diện tích bản mã chân cột tiếp xúc với bề mặt bê tông (diện tích bề mặt trên của hình chóp cụt)$
$A 2 - bề mặt đỡ của bê tông (diện tích bề mặt dưới của hình chóp cụt có dạng hình học tương tự với độ dốc 1 theo phương đứng trên 2 theo phương ngang)$

Kiểm tra bê tông chịu lực như sau:

σ \leq f p(max)

trong đó:

$σ - ứng suất nén trung bình dưới bản mã chân cột$

Truyền lực cắt

Tải trọng cắt có thể được truyền qua một trong các phương án sau:

$Chốt chịu cắt,$
$Ma sát,$
$Bu lông neo.$

Chốt chịu cắt

Tải trọng cắt được xem là chỉ truyền qua chốt chịu cắt. Khả năng chịu lực của bê tông không được kiểm tra trong phần mềm và người dùng cần tự kiểm tra ở nơi khác. Chốt chịu cắt và mối hàn được kiểm tra bằng phương pháp phần tử hữu hạn và các thành phần mối hàn.

Ma sát

Trong trường hợp có lực nén, tải trọng cắt có thể được truyền qua ma sát giữa đệm bê tông và bản mã chân cột. Hệ số ma sát có thể chỉnh sửa trong phần Thiết lập tiêu chuẩn.

Bu lông neo

Nếu tải trọng cắt chỉ được truyền qua bu lông neo, lực cắt tác dụng lên từng neo được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn và bu lông neo được đánh giá theo ACI 318-14 như mô tả trong các chương tiếp theo.

Kiểm tra tiêu chuẩn của neo theo tiêu chuẩn Canada

Lực trong các neo bao gồm lực bẩy được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn, nhưng khả năng chịu lực được kiểm tra theo các quy định của A23.3 - Phụ lục D.

Thanh neo được thiết kế theo A23.3-14 - Phụ lục D. Các khả năng chịu lực sau đây của bu lông neo được đánh giá:

$Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo N sar,$
$Khả năng chịu lực phá hoại bê tông khi chịu kéo N cbr,$
$Khả năng chịu lực nhổ bê tông N pr,$
$Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông N sbr,$
$Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu cắt V sar,$
$Khả năng chịu lực phá hoại bê tông khi chịu cắt V cbr,$
$Khả năng chịu lực bẩy bê tông của neo khi chịu cắt V cpr .$

Điều kiện bê tông có thể được người dùng chọn là bê tông nứt hoặc không nứt. Loại neo (neo đầu đúc sẵn với bản đệm tròn hoặc chữ nhật, neo thẳng) do người dùng lựa chọn; khả năng chịu lực nhổ và khả năng chịu lực vỡ mặt bên chỉ được kiểm tra trong phần mềm đối với neo có đầu.

Các kiểm tra tiêu chuẩn sau đây đối với neo chịu kéo không được thực hiện và cần được kiểm tra bằng thông tin trong Thông số kỹ thuật sản phẩm liên quan (dựa trên phân vị 5 phần trăm của thử nghiệm):

$Phá hoại nhổ của phần tử liên kết (đối với neo cơ học cấy sau) - CSA A23.3-14: D.6.3,$
$Khả năng chịu lực dính kết của neo dán (đối với neo dán cấy sau) - CSA A23.3-14: D.6.5.$

Các neo phải đáp ứng khoảng cách cạnh, khoảng cách giữa các neo và chiều dày yêu cầu để ngăn ngừa phá hoại tách theo yêu cầu của CSA A23.3-14: D.9.

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo được xác định theo CSA A23.3-14 - D.6.1 như sau

N sar = A se,N ϕ s f uta R

trong đó:

$ϕ s = 0.85 - hệ số kháng vật liệu thép neo cho cốt thép$
$A se,N - diện tích mặt cắt ngang hiệu dụng của neo khi chịu kéo$
$f uta \leq min (860 MPa, 1.9 f ya) - cường độ kéo quy định của thép neo$
$f ya - giới hạn chảy quy định của thép neo$
$R = 0.8 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3.-14 - D.5.3$

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông được thiết kế theo phương pháp Thiết kế Khả năng Chịu lực Bê tông (CCD) trong CSA A23.3-14 - D.6.2. Trong phương pháp CCD, nón bê tông được coi là hình thành ở góc khoảng 34° (độ dốc 1 theo phương đứng và 1.5 theo phương ngang). Để đơn giản hóa, nón được coi là hình vuông thay vì hình tròn trong mặt bằng. Ứng suất phá hoại bê tông trong phương pháp CCD được coi là giảm khi kích thước bề mặt phá hoại tăng lên.

N_{cbrg} = \frac{A_{Nc}}{A_{Nco}} \psi_{ed,N} \psi_{ec,N} \psi_{c,N} N_{br}

trong đó:

$A Nc - diện tích nón phá hoại bê tông cho nhóm neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung$
$A Nco = 9 h ef 2 - diện tích nón phá hoại bê tông cho neo đơn không bị ảnh hưởng bởi cạnh bê tông$
$\psi_{ed,N} = \min \left ( 0.7+\frac{0.3 c_{a,min}}{1.5 h_{ef}}, \, 1 \right )$
$c a,min - khoảng cách nhỏ nhất từ neo đến cạnh$
$h_{ef} = \max \left ( \frac{c_{a,max}}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )$
$\psi_{ec,N} = \frac{1}{1+\frac{2e'_N}{3 h_{ef}}}$
$e' N - độ lệch tâm của tải trọng kéo so với trọng tâm của các neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung$
$Ψ c,N - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,N = 1 cho bê tông nứt, Ψ c,N = 1.25 cho bê tông không nứt$
$N_{br} = k_c \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} h_{ef}^{1.5} R$
$ϕ c =0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$k c =10 cho neo đúc sẵn$
$s - khoảng cách giữa các neo$
$c a,max - khoảng cách lớn nhất từ neo đến một trong ba cạnh gần nhất$
$λ a = 1 - hệ số điều chỉnh cho bê tông nhẹ$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông [MPa]$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Theo A23.3-14 - D.6.2.8, trong trường hợp neo có đầu, diện tích bề mặt chiếu A Nc được xác định từ chu vi hiệu dụng của bản đệm, là giá trị nhỏ hơn giữa d a + 2 t wp hoặc d wp, trong đó:

$d a - đường kính neo$
$d wp - đường kính hoặc kích thước cạnh bản đệm$
$t wp - chiều dày bản đệm$

Nhóm neo được kiểm tra theo tổng lực kéo trong các neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung.

Diện tích nón phá hoại bê tông cho nhóm neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung, A c,N, được thể hiện bằng đường đứt nét màu đỏ.

Theo CSA A23.3-14 - D.6.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo Điều 12 của A23.3-14 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực kéo và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá (có thể được thiết lập trong Cài đặt tiêu chuẩn).

Khả năng chịu lực nhổ bê tông của neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực nhổ bê tông của neo có đầu được định nghĩa trong CSA A23.3-14 - D.6.3 như sau

N cpr = Ψ c,P N pr

trong đó:

$Ψ c,P - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,P = 1.0 cho bê tông nứt, Ψ c,P = 1.4 cho bê tông không nứt$
$N pr = 8 A brg ϕ c f' c R cho neo có đầu$
$A brg - diện tích chịu lực của đầu đinh neo hoặc bu lông neo$
$ϕ c = 0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$d a - đường kính neo$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Khả năng chịu lực nhổ bê tông cho các loại neo khác ngoài neo có đầu không được đánh giá trong phần mềm và phải được nhà sản xuất quy định.

Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông

Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông của neo có đầu khi chịu kéo được định nghĩa trong CSA A23.3-14 - D.6.4 như sau:

N_{sbr} = 13.3 c_{a1} \sqrt{A_{brg}} \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} R

Nếu c a2 của neo đơn chịu kéo nhỏ hơn 3 c a1, giá trị N sbr được nhân với hệ số 0.5 \leq (1+ c a2 / c a1) / 4 \leq 1.

D.6.4.2 yêu cầu rằng nhóm neo có đầu với chiều sâu neo lớn gần cạnh (h ef > 2.5 c a1) và khoảng cách giữa các neo nhỏ hơn 6 c a1 có khả năng chịu lực:

N_{sbgr} = \left (1 + \frac{s} {6 c_{a1}} \right ) N_{sbr}

Chỉ áp dụng một hệ số giảm tại một thời điểm.

IDEA StatiCa luôn kiểm tra từng neo độc lập về khả năng chịu lực vỡ mặt bên và do đó không giả định nhóm hai neo mà thay vào đó hệ số giảm được chia đôi. Điều này cho kết quả tương tự nếu lực kéo trong mỗi neo bằng nhau và là giả định an toàn nếu các lực khác nhau. Hệ số giảm được sử dụng trong IDEA StatiCa là:

r_c = \min \left \{ \frac{1+\frac{c_{a2}}{c_{a1}}}{4}, \frac{1+\frac{s}{6\cdot c_{a1}}}{2} \right \}

0.5 \le r_c \le 1.0

trong đó:

$c a1 - khoảng cách ngắn hơn từ neo đến cạnh$
$c a2 - khoảng cách dài hơn, vuông góc với c a1, từ neo đến cạnh$
$A brg - diện tích chịu lực của đầu đinh neo hoặc bu lông neo$
$ϕ c - hệ số kháng cho bê tông có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$h_{ef} = \max \left ( \frac{c_{a,max}}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )$
$s - khoảng cách giữa các neo$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực của thép khi chịu cắt được xác định theo A23.3 - D.7.1 như sau

V sar = A se,V ϕ s 0.6 f uta R

trong đó:

$ϕ s = 0.85 - hệ số kháng vật liệu thép neo cho cốt thép$
$A se,V - diện tích mặt cắt ngang hiệu dụng của neo khi chịu cắt$
$f uta - cường độ kéo quy định của thép neo nhưng không lớn hơn giá trị nhỏ hơn giữa 1.9 f ya hoặc 860 MPa$
$R = 0.75 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Nếu chọn mạch vữa, khả năng chịu lực cắt của thép V sa được nhân với 0.8 (A23.3 -D.7.1.3).

Lực cắt trên cánh tay đòn, xuất hiện trong trường hợp bản mã chân cột có lỗ quá khổ và bản đệm hoặc bản thêm vào phía trên bản mã chân cột để truyền lực cắt, không được xem xét.

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu cắt được thiết kế theo A23.3 -D.7.2. Lực cắt tác dụng lên bản mã chân cột được giả định là được truyền bởi các neo gần cạnh nhất theo phương của lực cắt. Phương của lực cắt so với cạnh bê tông ảnh hưởng đến khả năng chịu lực phá hoại bê tông theo FIB Bulletin 58 - Thiết kế neo trong bê tông - Hướng dẫn thực hành tốt (2011). Nếu các nón bê tông của các neo chồng lên nhau, chúng tạo thành nón bê tông chung. Độ lệch tâm khi chịu cắt cũng được tính đến.

V_{cbr} = \frac{A_{Vc}}{A_{Vco}} \psi_{ec,V} \psi_{ed,V} \psi_{c,V} \psi_{h,V} \psi_{\alpha,V} V_{br}

trong đó:

$A Vc - diện tích phá hoại bê tông chiếu của neo hoặc nhóm neo chia cho số lượng neo trong nhóm này$
$A Vco = 4.5 c a1 2 - diện tích phá hoại bê tông chiếu của một neo khi không bị giới hạn bởi ảnh hưởng góc, khoảng cách hoặc chiều dày cấu kiện$
$\psi_{ec,V} = \frac{1}{1+ \frac{2 e'_V}{3c_{a1}}}$
$\psi_{ed,V} = 0.7 + 0.3 \frac{c_{a2}}{1.5 c_{a1}}\le1.0$
$Ψ c,V - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,V = 1.0 cho bê tông nứt, Ψ c,V = 1.4 cho bê tông không nứt$
$\psi_{h,V}=\sqrt{\frac{1.5c_{a1}}{h_a}} \ge 1$
$\psi_{\alpha,V} = \sqrt{\frac{1}{(\cos \alpha_V)^2+(0.5\sin \alpha_V)^2}}$
$h a - chiều cao bề mặt phá hoại phía bê tông$
$V_{br}=\min⁡ \left(0.58 \left (\frac{l_e}{d_a} \right )^{0.2} \sqrt{d_a} \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} c_{a1}^{1.5} R, \, 3.75 \lambda_a \phi_c \sqrt{f'_c} c_{a1}^{1.5} R \right )$
$l e = h ef \leq 8 d a - chiều dài chịu lực của neo khi chịu cắt$
$d a - đường kính neo$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$c a1 - khoảng cách cạnh theo phương tải trọng; theo Điều 17.5.2.4, đối với cấu kiện hẹp, c 2,max < 1.5 c 1 cũng được coi là mỏng, h a < 1.5 c 1, c' 1 được sử dụng trong các phương trình trước thay cho c 1; giá trị giảm c' 1 = max (c 2,max / 1.5, h a / 1.5, s c,max / 3)$
$c a2 - khoảng cách cạnh theo phương vuông góc với tải trọng$
$c 2,max - khoảng cách cạnh lớn nhất theo phương vuông góc với tải trọng$
$s c,max - khoảng cách lớn nhất vuông góc với phương cắt, giữa các neo trong nhóm$
$ϕ c = 0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

c_{a1} = \max \left ( \frac{c_{a2}}{1.5}, \, \frac{h_a}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )

Theo A23.3-14 - D.7.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo A23.3-14 - Điều 12 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực cắt và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá.

Khả năng chịu lực bẩy bê tông của neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực bẩy bê tông được thiết kế theo A23.3 - D.7.3.

V cpr = k cp N cpr

trong đó:

$k cp = 1.0 khi h ef < 65 mm, k cp = 2.0 khi h ef \geq 65 mm$
$N cpr - khả năng chịu lực phá hoại bê tông - tất cả các neo được coi là chịu kéo$

Theo CSA A23.3-14 - D.6.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo Điều 12 của A23.3-14 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực kéo và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá (có thể được thiết lập trong Cài đặt tiêu chuẩn).

Tương tác giữa lực kéo và lực cắt

Tương tác giữa lực kéo và lực cắt được đánh giá theo A23.3 - Hình D.18.

\left ( \frac{N_f}{N_r} \right )^{5/3}+\left ( \frac{V_f}{V_r} \right )^{5/3} \le 1.0

trong đó:

$N f và V f - lực thiết kế tác dụng lên neo$
$N r và V r - khả năng chịu lực thiết kế thấp nhất xác định từ tất cả các dạng phá hoại phù hợp$

Neo có khoảng hở

Neo có khoảng hở được thiết kế như một phần tử thanh chịu lực cắt, mô men uốn và lực nén hoặc lực kéo. Các nội lực này được xác định bằng mô hình phần tử hữu hạn. Neo được ngàm ở cả hai đầu, một đầu cách mặt bê tông 0.5\timesd về phía dưới, đầu còn lại nằm ở giữa chiều dày bản. Chiều dài oằn được giả định một cách an toàn là hai lần chiều dài phần tử thanh. Mô đun mặt cắt dẻo được sử dụng. Phần tử thanh được thiết kế theo S16-14. Tương tác của lực cắt được bỏ qua vì chiều dài tối thiểu của neo để vừa đai ốc dưới bản mã chân cột đảm bảo rằng neo bị phá hoại do uốn trước khi lực cắt đạt một nửa khả năng chịu cắt, và tương tác cắt là không đáng kể (lên đến 7%). Tương tác giữa mô men uốn và lực nén hoặc lực kéo được giả định một cách an toàn là tuyến tính. Hiệu ứng bậc hai không được tính đến.

Khả năng chịu cắt (CSA S16-14 - 13.4.4):

V r = ϕ ∙ 0.66 ∙ A v ∙ F y

$A v = 0.844 ∙ A s - diện tích chịu cắt$
$A s - diện tích bu lông được giảm do ren$
$F y - giới hạn chảy của bu lông$
$ϕ - hệ số kháng, giá trị khuyến nghị là 0.9$

Khả năng chịu kéo (CSA S16-14 - 13.2)

T r = ϕ ∙ A s ∙ F y

Khả năng chịu nén (CSA S16-14 - 13.3.1)

C_r = \frac{\phi A_s F_y}{\left (1+\lambda^{2n}\right )^{\frac{1}{n}}}

$\lambda = \sqrt{\frac{F_y}{F_e}}$
$F_e = \frac{\pi^2 E}{\left (\frac{KL}{r}\right )^2}$
$KL = 2 ∙ l - chiều dài oằn$
$l - chiều dài phần tử bu lông bằng một nửa chiều dày bản mã chân cột cộng khoảng hở cộng một nửa đường kính bu lông$
$r = \sqrt{\frac{I}{A_s}}$
$I=\frac{\pi d_s^4}{64}$
$n = 1.34 - tham số cho khả năng chịu nén$

Khả năng chịu uốn (CSA S16-14 - 13.5):

M r = ϕ ∙ Z ∙ F y

Z = d s 3 / 6 - mô đun mặt cắt dẻo của bu lông

Tương tác tuyến tính:

\frac{N}{C_r}+\frac{M}{M_r} \le 1

\frac{N}{T_r}+\frac{M}{M_r} \le 1

$N - lực tính toán kéo (dương) hoặc nén (âm)$
$C r - khả năng chịu nén tính toán (dấu âm)$
$T r - khả năng chịu kéo tính toán (dấu dương)$
$M - mô men uốn tính toán$
$M r - khả năng chịu mô men tính toán$

Cấu tạo

Khoảng cách giữa các neo phải lớn hơn bốn lần đường kính neo theo A23.3-14 - D.9.2.

Khoảng cách cạnh đến bản thép tuân theo các quy tắc của bu lông, tức là theo S16-14 - 22.3. Khoảng cách cạnh tối thiểu (1.25 d - có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) được kiểm tra.

Phân loại nút liên kết thép theo tiêu chuẩn Canada

Các nút liên kết được phân loại theo độ cứng của nút thành:

$Ngàm cứng - các nút liên kết có sự thay đổi không đáng kể về góc ban đầu giữa các cấu kiện,$
$Liên kết bán cứng - các nút liên kết được giả định có khả năng cung cấp mức độ ngàm uốn đáng tin cậy và xác định,$
$Khớp - các nút liên kết không phát sinh mô men uốn.$

Tiêu chuẩn Canada S14-16, Điều 8.2 không quy định ranh giới chính xác, do đó các nút liên kết được phân loại theo phần chú giải trong AISC 360-16, Điều B3.4.

$\frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \ge 20$
$2 < \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} < 20$
$\frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \le 2$

trong đó:

$S j,ini - độ cứng ban đầu của nút liên kết; độ cứng của nút liên kết được giả định là tuyến tính đến 2/3 của M j,Rd$
$L b - chiều dài lý thuyết của cấu kiện được phân tích$
$E - mô đun đàn hồi Young$
$I b - mô men quán tính của cấu kiện được phân tích$
$M j,Rd - khả năng chịu mô men thiết kế của nút liên kết$

Thiết kế theo năng lực chịu lực theo tiêu chuẩn Canada

Thiết kế theo năng lực chịu lực là một phần của kiểm tra động đất và đảm bảo rằng nút liên kết có đủ khả năng biến dạng.

Mục tiêu của thiết kế theo năng lực chịu lực là xác nhận rằng công trình có ứng xử dẻo có kiểm soát nhằm tránh sụp đổ trong trận động đất ở mức thiết kế. Khớp dẻo được kỳ vọng xuất hiện tại cấu kiện tiêu tán năng lượng và tất cả các cấu kiện không tiêu tán trong nút liên kết phải có khả năng truyền lực an toàn do sự chảy dẻo trong cấu kiện tiêu tán. Cấu kiện tiêu tán thường là dầm trong khung chịu mô men nhưng cũng có thể là, ví dụ, bản mã đầu dầm. Hệ số sức kháng không được áp dụng cho các cấu kiện tiêu tán. Hai hệ số được gán cho cấu kiện tiêu tán:

$R y = 1,1 - hệ số vượt cường độ - S16-14, Điều 27.1.7; có thể chỉnh sửa trong vật liệu$
$C pr = 1,1 - hệ số hóa bền biến dạng - S16-14, Điều 27.2.2; khuyến nghị áp dụng cho dầm là cấu kiện tiêu tán trong khung chịu mô men$

Biểu đồ vật liệu được điều chỉnh theo hình dưới đây:

Cường độ tăng lên của cấu kiện tiêu tán cho phép nhập tải trọng gây ra khớp dẻo xuất hiện tại cấu kiện tiêu tán. Trong trường hợp khung chịu mô men và dầm là cấu kiện tiêu tán, dầm cần được tải bởi M y = C pr R y F y W pl, y và lực cắt tương ứng V z = -2 M y,Ed / L h, trong đó:

$F y - giới hạn chảy$
$W pl, y - mô đun tiết diện dẻo$
$L h - khoảng cách giữa các khớp dẻo trên dầm$

Trong trường hợp nút liên kết không đối xứng, dầm cần được tải bởi cả mô men uốn dương và mô men uốn âm cùng với các lực cắt tương ứng.

Các bản thép của cấu kiện tiêu tán được loại trừ khỏi kiểm tra tiêu chuẩn.

Kiểm tra tiêu chuẩn của bản thép theo tiêu chuẩn Canada

Ứng suất tương đương kết quả (HMH, von Mises) và biến dạng dẻo được tính toán trên các bản thép. Khi giới hạn chảy (nhân với hệ số kháng lực cho thép kết cấu ϕ = 0,9, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) trên biểu đồ vật liệu hai đường tuyến tính đạt đến, việc kiểm tra biến dạng dẻo tương đương được thực hiện. Giá trị giới hạn 5 % được đề xuất trong Eurocode (EN1993-1-5 App. C, Par. C8, Note 1), giá trị này có thể được sửa đổi trong Cài đặt tiêu chuẩn, nhưng các kiểm chứng đã được thực hiện với giá trị khuyến nghị.

Phần tử bản được chia thành năm lớp, và ứng xử đàn hồi/dẻo được khảo sát trong từng lớp. Chương trình hiển thị kết quả bất lợi nhất trong tất cả các lớp. Phương pháp CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) có thể cho ứng suất cao hơn một chút so với giới hạn chảy. Nguyên nhân là do độ nghiêng nhỏ của nhánh dẻo trong biểu đồ ứng suất - biến dạng, được sử dụng trong phân tích để cải thiện sự ổn định của tính toán tương tác. Điều này không phải là vấn đề trong thiết kế thực tế. Biến dạng dẻo tương đương bị vượt quá ở ứng suất cao hơn, và nút liên kết không thỏa mãn trong mọi trường hợp.

Kiểm tra tiêu chuẩn mối hàn theo tiêu chuẩn Canada

Mối hàn góc được kiểm tra tiêu chuẩn theo S16-14 - Chương 13. Khả năng chịu lực của mối hàn rãnh CJP được giả định bằng kim loại cơ bản và không được kiểm tra.

Mối hàn góc

Khả năng chịu lực đối với cắt trực tiếp và cắt do kéo hoặc nén được thiết kế theo S16-14 - 13.13.2.2. Phân phối lại dẻo trong vật liệu hàn được áp dụng trong mô hình Phương pháp phần tử hữu hạn.

V_r = 0.67 \phi_w A_w X_u (1+0.5 \sin^{1.5} \theta ) M_w

trong đó:

$ϕ w = 0.67 - hệ số sức kháng cho kim loại hàn, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A w - diện tích cổ hàn hiệu dụng$
$X u - cường độ giới hạn theo số phân loại điện cực$
$θ - góc giữa trục đoạn hàn và phương của lực tác dụng (ví dụ: 0° đối với mối hàn dọc và 90° đối với mối hàn ngang)$
$M_w = \frac{0.85+\theta_1 / 600}{0.85+\theta_2 / 600}$
$θ 1 - hướng của đoạn hàn đang xét$
$θ 2 - hướng của đoạn hàn trong liên kết gần nhất với 90°$

Khả năng chịu lực của kim loại cơ bản tại mặt nóng chảy:

V_r = 0.67 \phi_w A_m F_u

trong đó:

$A m = z L - diện tích mặt nóng chảy$
$z - kích thước cạnh mối hàn$
$L - chiều dài mối hàn$
$F u - cường độ kéo đứt quy định$

Biểu đồ mối hàn thể hiện ứng suất theo các công thức sau:

Nếu kim loại cơ bản bị vô hiệu hóa (sử dụng điện cực phù hợp):

\sigma = \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{1+0.5 \sin^{1.5}{\theta}}

Nếu kim loại cơ bản được kích hoạt (không sử dụng điện cực phù hợp):

\sigma = \max \left \{  \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{1+0.5 \sin^{1.5}{\theta}}, \, \frac{\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 }}{\sqrt{2} F_u / X_u} \right \}

Mối hàn rãnh CJP

Khả năng chịu lực của mối hàn rãnh Ngấu Hoàn Toàn (CJP) được giả định bằng khả năng chịu lực của kim loại cơ bản.

Kiểm tra tiêu chuẩn của bu lông và bu lông được kéo căng trước theo tiêu chuẩn Canada

Lực trong bu lông bao gồm lực bẩy được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn. Khả năng chịu lực của bu lông được kiểm tra theo S16 - Chương 13.

Bu lông

Khả năng chịu kéo của bu lông

Khả năng chịu kéo của bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.1.3 và được lấy như sau:

T_r = 0.75 \phi_b A_b F_u

trong đó:

$ϕ b = 0.8 - hệ số sức kháng cho bu lông, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi ren bu lông bị mặt phẳng cắt cắt qua, khả năng chịu cắt được lấy bằng 0.7 V r .

Khả năng chịu cắt của bu lông

Khả năng chịu cắt của bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.1.2. Mỗi mặt phẳng cắt của bu lông được kiểm tra riêng biệt. Giá trị được lấy như sau:

V_r=0.6 \phi_b A_b F_u

trong đó:

$ϕ b = 0.8 - hệ số sức kháng cho bu lông, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi ren bu lông bị mặt phẳng cắt cắt qua, khả năng chịu cắt được lấy bằng 0.7 V r .

Kết hợp kéo và cắt trong liên kết chịu ép mặt

Khả năng chịu lực của bu lông chịu đồng thời kéo và cắt được đánh giá theo Điều 13.12.1.4 và được lấy như sau:

\left ( \frac{V_f}{V_r} \right )^2 + \left ( \frac{T_f}{T_r} \right )^2 \le 1

trong đó:

$V f và T f lần lượt là lực cắt thiết kế và lực kéo tác dụng lên bu lông$
$V r và T r lần lượt là khả năng chịu cắt thiết kế và khả năng chịu kéo thiết kế của bu lông$

Khả năng chịu ép mặt tại lỗ bu lông

Khả năng chịu lực phát triển tại bu lông trong liên kết bu lông chịu ép mặt và cắt được đánh giá theo Điều 13.12.1.2 và được lấy như sau

B r = 3 ϕ br t d F u đối với lỗ bu lông thông thường

B r = 2.4 ϕ br t d F u đối với lỗ dài chịu tải trọng vuông góc với lỗ

trong đó:

$ϕ br = 0.8 - hệ số sức kháng cho ép mặt của bu lông lên thép$
$t - chiều dày nhỏ hơn của các bản thép được liên kết$
$d - đường kính bu lông$
$F u - cường độ chịu kéo của vật liệu được liên kết$

Phá hoại xé rách lỗ bu lông

Khả năng chịu lực khi xé rách lỗ bu lông được kiểm tra cho từng bu lông riêng lẻ theo Điều 13.11 như sau:

T_r = \phi_u 0.6 A_{gv} \frac{F_y+F_u}{2}

trong đó:

$ϕ u = 0.75 - hệ số sức kháng cho thép kết cấu$
$A gv = 2 ∙ l ∙ t - diện tích nguyên chịu cắt$
$F y - giới hạn chảy của vật liệu được liên kết$
$F u - cường độ chịu kéo của vật liệu được liên kết$
$l - khoảng cách từ đường tâm bu lông đến mép theo phương lực cắt$
$t - chiều dày của vật liệu được liên kết$

Đối với các mác thép có F y > 460 MPa, (F y + F u) / 2 phải được thay thế bằng F y khi xác định T r .

Bu lông trong liên kết chịu trượt tới hạn

Khả năng chịu trượt của liên kết bu lông được đánh giá theo Điều 13.12.2 như sau

V s = 0.53 c s k s A b F u

trong đó:

$c s - hệ số xác định theo k s và cấp độ bu lông:$
$với k s < 0.52 loại A c s = 1.00 (A325) hoặc 0.92 (A490) hoặc 0.78 (loại khác)$
$với k s \geq 0.52 loại B c s = 1.04 (A325) hoặc 0.96 (A490) hoặc 0.81 (loại khác)$
$k s - hệ số ma sát, có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn, cần được đặt theo Bảng 3 trong S16-14; bằng 0.3 cho loại A hoặc 0.52 cho loại B$
$A b - diện tích mặt cắt ngang của bu lông dựa trên đường kính danh nghĩa$
$F u - cường độ chịu kéo tối thiểu quy định cho bu lông$

Khi sử dụng lỗ dài trong liên kết chịu trượt tới hạn, V s = 0.75 ∙ 0.53 c s k s A b F u .

Bu lông chịu đồng thời kéo và cắt phải thỏa mãn quan hệ sau:

\frac{V_f}{V_s}+1.9\frac{T}{A_b F_u}

trong đó:

$V f và T f lần lượt là lực cắt thiết kế và lực kéo tác dụng lên bu lông$

Điều 13.12.2 quy định rằng khả năng chịu lực của liên kết theo Điều 13.12.1 phải được kiểm tra. Do đó, người dùng cần kiểm tra trạng thái sau khi xảy ra trượt, tức là thay đổi phương thức truyền lực cắt của bu lông từ "Ma sát" sang "Ép mặt - tương tác kéo và cắt".

Cấu tạo

Trong cấu tạo liên kết bu lông, khoảng cách tối thiểu giữa các bu lông và khoảng cách mép tối thiểu được kiểm tra theo S16-14 - 22.3. Khoảng cách tối thiểu giữa các bu lông (2.7 d - có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) và khoảng cách mép tối thiểu (1.25 d) được kiểm tra.

Kiểm tra tiêu chuẩn của khối bê tông theo tiêu chuẩn Canada

Bê tông bên dưới bản mã chân cột được mô phỏng bằng nền Winkler với độ cứng đồng đều, cung cấp ứng suất tiếp xúc. Ứng suất trung bình tại vùng chịu tải tiếp xúc với bản mã chân cột được sử dụng để kiểm tra chịu nén.

Bê tông chịu nén

Cường độ chịu lực thiết kế của bê tông khi chịu nén được xác định theo S16-14 - 25.3.1 và CSA A23.3 - 10.8. Khi bề mặt đỡ của bê tông lớn hơn bản mã chân cột, cường độ chịu lực thiết kế được xác định như sau:

f_{p,(max)} = 0.85 \phi_c f'_c \sqrt{\frac{A_2}{A_1}} \le 1.7 \phi_c f'_c

trong đó:

$ϕ c =0.65 - hệ số sức kháng của bê tông$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$A 1 - diện tích bản mã chân cột tiếp xúc với bề mặt bê tông (diện tích bề mặt trên của hình chóp cụt)$
$A 2 - bề mặt đỡ của bê tông (diện tích bề mặt dưới của hình chóp cụt có dạng hình học tương tự với độ dốc 1 theo phương đứng trên 2 theo phương ngang)$

Kiểm tra bê tông chịu lực như sau:

σ \leq f p(max)

trong đó:

$σ - ứng suất nén trung bình dưới bản mã chân cột$

Truyền lực cắt

Tải trọng cắt có thể được truyền qua một trong các phương án sau:

$Chốt chịu cắt,$
$Ma sát,$
$Bu lông neo.$

Chốt chịu cắt

Tải trọng cắt được xem là chỉ truyền qua chốt chịu cắt. Khả năng chịu lực của bê tông không được kiểm tra trong phần mềm và người dùng cần tự kiểm tra ở nơi khác. Chốt chịu cắt và mối hàn được kiểm tra bằng phương pháp phần tử hữu hạn và các thành phần mối hàn.

Ma sát

Trong trường hợp có lực nén, tải trọng cắt có thể được truyền qua ma sát giữa đệm bê tông và bản mã chân cột. Hệ số ma sát có thể chỉnh sửa trong phần Thiết lập tiêu chuẩn.

Bu lông neo

Nếu tải trọng cắt chỉ được truyền qua bu lông neo, lực cắt tác dụng lên từng neo được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn và bu lông neo được đánh giá theo ACI 318-14 như mô tả trong các chương tiếp theo.

Kiểm tra tiêu chuẩn của neo theo tiêu chuẩn Canada

Lực trong các neo bao gồm lực bẩy được xác định bằng phân tích phần tử hữu hạn, nhưng khả năng chịu lực được kiểm tra theo các quy định của A23.3 - Phụ lục D.

Thanh neo được thiết kế theo A23.3-14 - Phụ lục D. Các khả năng chịu lực sau đây của bu lông neo được đánh giá:

$Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo N sar,$
$Khả năng chịu lực phá hoại bê tông khi chịu kéo N cbr,$
$Khả năng chịu lực nhổ bê tông N pr,$
$Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông N sbr,$
$Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu cắt V sar,$
$Khả năng chịu lực phá hoại bê tông khi chịu cắt V cbr,$
$Khả năng chịu lực bẩy bê tông của neo khi chịu cắt V cpr .$

Điều kiện bê tông có thể được người dùng chọn là bê tông nứt hoặc không nứt. Loại neo (neo đầu đúc sẵn với bản đệm tròn hoặc chữ nhật, neo thẳng) do người dùng lựa chọn; khả năng chịu lực nhổ và khả năng chịu lực vỡ mặt bên chỉ được kiểm tra trong phần mềm đối với neo có đầu.

Các kiểm tra tiêu chuẩn sau đây đối với neo chịu kéo không được thực hiện và cần được kiểm tra bằng thông tin trong Thông số kỹ thuật sản phẩm liên quan (dựa trên phân vị 5 phần trăm của thử nghiệm):

$Phá hoại nhổ của phần tử liên kết (đối với neo cơ học cấy sau) - CSA A23.3-14: D.6.3,$
$Khả năng chịu lực dính kết của neo dán (đối với neo dán cấy sau) - CSA A23.3-14: D.6.5.$

Các neo phải đáp ứng khoảng cách cạnh, khoảng cách giữa các neo và chiều dày yêu cầu để ngăn ngừa phá hoại tách theo yêu cầu của CSA A23.3-14: D.9.

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu kéo được xác định theo CSA A23.3-14 - D.6.1 như sau

N sar = A se,N ϕ s f uta R

trong đó:

$ϕ s = 0.85 - hệ số kháng vật liệu thép neo cho cốt thép$
$A se,N - diện tích mặt cắt ngang hiệu dụng của neo khi chịu kéo$
$f uta \leq min (860 MPa, 1.9 f ya) - cường độ kéo quy định của thép neo$
$f ya - giới hạn chảy quy định của thép neo$
$R = 0.8 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3.-14 - D.5.3$

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông được thiết kế theo phương pháp Thiết kế Khả năng Chịu lực Bê tông (CCD) trong CSA A23.3-14 - D.6.2. Trong phương pháp CCD, nón bê tông được coi là hình thành ở góc khoảng 34° (độ dốc 1 theo phương đứng và 1.5 theo phương ngang). Để đơn giản hóa, nón được coi là hình vuông thay vì hình tròn trong mặt bằng. Ứng suất phá hoại bê tông trong phương pháp CCD được coi là giảm khi kích thước bề mặt phá hoại tăng lên.

N_{cbrg} = \frac{A_{Nc}}{A_{Nco}} \psi_{ed,N} \psi_{ec,N} \psi_{c,N} N_{br}

trong đó:

$A Nc - diện tích nón phá hoại bê tông cho nhóm neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung$
$A Nco = 9 h ef 2 - diện tích nón phá hoại bê tông cho neo đơn không bị ảnh hưởng bởi cạnh bê tông$
$\psi_{ed,N} = \min \left ( 0.7+\frac{0.3 c_{a,min}}{1.5 h_{ef}}, \, 1 \right )$
$c a,min - khoảng cách nhỏ nhất từ neo đến cạnh$
$h_{ef} = \max \left ( \frac{c_{a,max}}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )$
$\psi_{ec,N} = \frac{1}{1+\frac{2e'_N}{3 h_{ef}}}$
$e' N - độ lệch tâm của tải trọng kéo so với trọng tâm của các neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung$
$Ψ c,N - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,N = 1 cho bê tông nứt, Ψ c,N = 1.25 cho bê tông không nứt$
$N_{br} = k_c \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} h_{ef}^{1.5} R$
$ϕ c =0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$k c =10 cho neo đúc sẵn$
$s - khoảng cách giữa các neo$
$c a,max - khoảng cách lớn nhất từ neo đến một trong ba cạnh gần nhất$
$λ a = 1 - hệ số điều chỉnh cho bê tông nhẹ$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông [MPa]$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Theo A23.3-14 - D.6.2.8, trong trường hợp neo có đầu, diện tích bề mặt chiếu A Nc được xác định từ chu vi hiệu dụng của bản đệm, là giá trị nhỏ hơn giữa d a + 2 t wp hoặc d wp, trong đó:

$d a - đường kính neo$
$d wp - đường kính hoặc kích thước cạnh bản đệm$
$t wp - chiều dày bản đệm$

Nhóm neo được kiểm tra theo tổng lực kéo trong các neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung.

Diện tích nón phá hoại bê tông cho nhóm neo chịu kéo tạo thành nón bê tông chung, A c,N, được thể hiện bằng đường đứt nét màu đỏ.

Theo CSA A23.3-14 - D.6.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo Điều 12 của A23.3-14 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực kéo và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá (có thể được thiết lập trong Cài đặt tiêu chuẩn).

Khả năng chịu lực nhổ bê tông của neo khi chịu kéo

Khả năng chịu lực nhổ bê tông của neo có đầu được định nghĩa trong CSA A23.3-14 - D.6.3 như sau

N cpr = Ψ c,P N pr

trong đó:

$Ψ c,P - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,P = 1.0 cho bê tông nứt, Ψ c,P = 1.4 cho bê tông không nứt$
$N pr = 8 A brg ϕ c f' c R cho neo có đầu$
$A brg - diện tích chịu lực của đầu đinh neo hoặc bu lông neo$
$ϕ c = 0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$d a - đường kính neo$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Khả năng chịu lực nhổ bê tông cho các loại neo khác ngoài neo có đầu không được đánh giá trong phần mềm và phải được nhà sản xuất quy định.

Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông

Khả năng chịu lực vỡ mặt bên bê tông của neo có đầu khi chịu kéo được định nghĩa trong CSA A23.3-14 - D.6.4 như sau:

N_{sbr} = 13.3 c_{a1} \sqrt{A_{brg}} \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} R

Nếu c a2 của neo đơn chịu kéo nhỏ hơn 3 c a1, giá trị N sbr được nhân với hệ số 0.5 \leq (1+ c a2 / c a1) / 4 \leq 1.

D.6.4.2 yêu cầu rằng nhóm neo có đầu với chiều sâu neo lớn gần cạnh (h ef > 2.5 c a1) và khoảng cách giữa các neo nhỏ hơn 6 c a1 có khả năng chịu lực:

N_{sbgr} = \left (1 + \frac{s} {6 c_{a1}} \right ) N_{sbr}

Chỉ áp dụng một hệ số giảm tại một thời điểm.

IDEA StatiCa luôn kiểm tra từng neo độc lập về khả năng chịu lực vỡ mặt bên và do đó không giả định nhóm hai neo mà thay vào đó hệ số giảm được chia đôi. Điều này cho kết quả tương tự nếu lực kéo trong mỗi neo bằng nhau và là giả định an toàn nếu các lực khác nhau. Hệ số giảm được sử dụng trong IDEA StatiCa là:

r_c = \min \left \{ \frac{1+\frac{c_{a2}}{c_{a1}}}{4}, \frac{1+\frac{s}{6\cdot c_{a1}}}{2} \right \}

0.5 \le r_c \le 1.0

trong đó:

$c a1 - khoảng cách ngắn hơn từ neo đến cạnh$
$c a2 - khoảng cách dài hơn, vuông góc với c a1, từ neo đến cạnh$
$A brg - diện tích chịu lực của đầu đinh neo hoặc bu lông neo$
$ϕ c - hệ số kháng cho bê tông có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$h_{ef} = \max \left ( \frac{c_{a,max}}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )$
$s - khoảng cách giữa các neo$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Khả năng chịu lực của thép neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực của thép khi chịu cắt được xác định theo A23.3 - D.7.1 như sau

V sar = A se,V ϕ s 0.6 f uta R

trong đó:

$ϕ s = 0.85 - hệ số kháng vật liệu thép neo cho cốt thép$
$A se,V - diện tích mặt cắt ngang hiệu dụng của neo khi chịu cắt$
$f uta - cường độ kéo quy định của thép neo nhưng không lớn hơn giá trị nhỏ hơn giữa 1.9 f ya hoặc 860 MPa$
$R = 0.75 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

Nếu chọn mạch vữa, khả năng chịu lực cắt của thép V sa được nhân với 0.8 (A23.3 -D.7.1.3).

Lực cắt trên cánh tay đòn, xuất hiện trong trường hợp bản mã chân cột có lỗ quá khổ và bản đệm hoặc bản thêm vào phía trên bản mã chân cột để truyền lực cắt, không được xem xét.

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực phá hoại bê tông của neo khi chịu cắt được thiết kế theo A23.3 -D.7.2. Lực cắt tác dụng lên bản mã chân cột được giả định là được truyền bởi các neo gần cạnh nhất theo phương của lực cắt. Phương của lực cắt so với cạnh bê tông ảnh hưởng đến khả năng chịu lực phá hoại bê tông theo FIB Bulletin 58 - Thiết kế neo trong bê tông - Hướng dẫn thực hành tốt (2011). Nếu các nón bê tông của các neo chồng lên nhau, chúng tạo thành nón bê tông chung. Độ lệch tâm khi chịu cắt cũng được tính đến.

V_{cbr} = \frac{A_{Vc}}{A_{Vco}} \psi_{ec,V} \psi_{ed,V} \psi_{c,V} \psi_{h,V} \psi_{\alpha,V} V_{br}

trong đó:

$A Vc - diện tích phá hoại bê tông chiếu của neo hoặc nhóm neo chia cho số lượng neo trong nhóm này$
$A Vco = 4.5 c a1 2 - diện tích phá hoại bê tông chiếu của một neo khi không bị giới hạn bởi ảnh hưởng góc, khoảng cách hoặc chiều dày cấu kiện$
$\psi_{ec,V} = \frac{1}{1+ \frac{2 e'_V}{3c_{a1}}}$
$\psi_{ed,V} = 0.7 + 0.3 \frac{c_{a2}}{1.5 c_{a1}}\le1.0$
$Ψ c,V - hệ số điều chỉnh cho điều kiện bê tông; Ψ c,V = 1.0 cho bê tông nứt, Ψ c,V = 1.4 cho bê tông không nứt$
$\psi_{h,V}=\sqrt{\frac{1.5c_{a1}}{h_a}} \ge 1$
$\psi_{\alpha,V} = \sqrt{\frac{1}{(\cos \alpha_V)^2+(0.5\sin \alpha_V)^2}}$
$h a - chiều cao bề mặt phá hoại phía bê tông$
$V_{br}=\min⁡ \left(0.58 \left (\frac{l_e}{d_a} \right )^{0.2} \sqrt{d_a} \phi_c \lambda_a \sqrt{f'_c} c_{a1}^{1.5} R, \, 3.75 \lambda_a \phi_c \sqrt{f'_c} c_{a1}^{1.5} R \right )$
$l e = h ef \leq 8 d a - chiều dài chịu lực của neo khi chịu cắt$
$d a - đường kính neo$
$f' c - cường độ chịu nén của bê tông$
$c a1 - khoảng cách cạnh theo phương tải trọng; theo Điều 17.5.2.4, đối với cấu kiện hẹp, c 2,max < 1.5 c 1 cũng được coi là mỏng, h a < 1.5 c 1, c' 1 được sử dụng trong các phương trình trước thay cho c 1; giá trị giảm c' 1 = max (c 2,max / 1.5, h a / 1.5, s c,max / 3)$
$c a2 - khoảng cách cạnh theo phương vuông góc với tải trọng$
$c 2,max - khoảng cách cạnh lớn nhất theo phương vuông góc với tải trọng$
$s c,max - khoảng cách lớn nhất vuông góc với phương cắt, giữa các neo trong nhóm$
$ϕ c = 0.65 - hệ số kháng cho bê tông$
$R = 1 - hệ số điều chỉnh khả năng chịu lực theo quy định trong CSA A23.3 - D.5.3$

c_{a1} = \max \left ( \frac{c_{a2}}{1.5}, \, \frac{h_a}{1.5}, \, \frac{s}{3} \right )

Theo A23.3-14 - D.7.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo A23.3-14 - Điều 12 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực cắt và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá.

Khả năng chịu lực bẩy bê tông của neo khi chịu cắt

Khả năng chịu lực bẩy bê tông được thiết kế theo A23.3 - D.7.3.

V cpr = k cp N cpr

trong đó:

$k cp = 1.0 khi h ef < 65 mm, k cp = 2.0 khi h ef \geq 65 mm$
$N cpr - khả năng chịu lực phá hoại bê tông - tất cả các neo được coi là chịu kéo$

Theo CSA A23.3-14 - D.6.2.9, khi cốt thép neo được phát triển theo Điều 12 của A23.3-14 ở cả hai phía của bề mặt phá hoại, cốt thép neo được giả định là truyền lực kéo và khả năng chịu lực phá hoại bê tông không được đánh giá (có thể được thiết lập trong Cài đặt tiêu chuẩn).

Tương tác giữa lực kéo và lực cắt

Tương tác giữa lực kéo và lực cắt được đánh giá theo A23.3 - Hình D.18.

\left ( \frac{N_f}{N_r} \right )^{5/3}+\left ( \frac{V_f}{V_r} \right )^{5/3} \le 1.0

trong đó:

$N f và V f - lực thiết kế tác dụng lên neo$
$N r và V r - khả năng chịu lực thiết kế thấp nhất xác định từ tất cả các dạng phá hoại phù hợp$

Neo có khoảng hở

Neo có khoảng hở được thiết kế như một phần tử thanh chịu lực cắt, mô men uốn và lực nén hoặc lực kéo. Các nội lực này được xác định bằng mô hình phần tử hữu hạn. Neo được ngàm ở cả hai đầu, một đầu cách mặt bê tông 0.5\timesd về phía dưới, đầu còn lại nằm ở giữa chiều dày bản. Chiều dài oằn được giả định một cách an toàn là hai lần chiều dài phần tử thanh. Mô đun mặt cắt dẻo được sử dụng. Phần tử thanh được thiết kế theo S16-14. Tương tác của lực cắt được bỏ qua vì chiều dài tối thiểu của neo để vừa đai ốc dưới bản mã chân cột đảm bảo rằng neo bị phá hoại do uốn trước khi lực cắt đạt một nửa khả năng chịu cắt, và tương tác cắt là không đáng kể (lên đến 7%). Tương tác giữa mô men uốn và lực nén hoặc lực kéo được giả định một cách an toàn là tuyến tính. Hiệu ứng bậc hai không được tính đến.

Khả năng chịu cắt (CSA S16-14 - 13.4.4):

V r = ϕ ∙ 0.66 ∙ A v ∙ F y

$A v = 0.844 ∙ A s - diện tích chịu cắt$
$A s - diện tích bu lông được giảm do ren$
$F y - giới hạn chảy của bu lông$
$ϕ - hệ số kháng, giá trị khuyến nghị là 0.9$

Khả năng chịu kéo (CSA S16-14 - 13.2)

T r = ϕ ∙ A s ∙ F y

Khả năng chịu nén (CSA S16-14 - 13.3.1)

C_r = \frac{\phi A_s F_y}{\left (1+\lambda^{2n}\right )^{\frac{1}{n}}}

$\lambda = \sqrt{\frac{F_y}{F_e}}$
$F_e = \frac{\pi^2 E}{\left (\frac{KL}{r}\right )^2}$
$KL = 2 ∙ l - chiều dài oằn$
$l - chiều dài phần tử bu lông bằng một nửa chiều dày bản mã chân cột cộng khoảng hở cộng một nửa đường kính bu lông$
$r = \sqrt{\frac{I}{A_s}}$
$I=\frac{\pi d_s^4}{64}$
$n = 1.34 - tham số cho khả năng chịu nén$

Khả năng chịu uốn (CSA S16-14 - 13.5):

M r = ϕ ∙ Z ∙ F y

Z = d s 3 / 6 - mô đun mặt cắt dẻo của bu lông

Tương tác tuyến tính:

\frac{N}{C_r}+\frac{M}{M_r} \le 1

\frac{N}{T_r}+\frac{M}{M_r} \le 1

$N - lực tính toán kéo (dương) hoặc nén (âm)$
$C r - khả năng chịu nén tính toán (dấu âm)$
$T r - khả năng chịu kéo tính toán (dấu dương)$
$M - mô men uốn tính toán$
$M r - khả năng chịu mô men tính toán$

Cấu tạo

Khoảng cách giữa các neo phải lớn hơn bốn lần đường kính neo theo A23.3-14 - D.9.2.

Khoảng cách cạnh đến bản thép tuân theo các quy tắc của bu lông, tức là theo S16-14 - 22.3. Khoảng cách cạnh tối thiểu (1.25 d - có thể chỉnh sửa trong Cài đặt tiêu chuẩn) được kiểm tra.

Phân loại nút liên kết thép theo tiêu chuẩn Canada

Các nút liên kết được phân loại theo độ cứng của nút thành:

$Ngàm cứng - các nút liên kết có sự thay đổi không đáng kể về góc ban đầu giữa các cấu kiện,$
$Liên kết bán cứng - các nút liên kết được giả định có khả năng cung cấp mức độ ngàm uốn đáng tin cậy và xác định,$
$Khớp - các nút liên kết không phát sinh mô men uốn.$

Tiêu chuẩn Canada S14-16, Điều 8.2 không quy định ranh giới chính xác, do đó các nút liên kết được phân loại theo phần chú giải trong AISC 360-16, Điều B3.4.

$\frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \ge 20$
$2 < \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} < 20$
$\frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \le 2$

trong đó:

$S j,ini - độ cứng ban đầu của nút liên kết; độ cứng của nút liên kết được giả định là tuyến tính đến 2/3 của M j,Rd$
$L b - chiều dài lý thuyết của cấu kiện được phân tích$
$E - mô đun đàn hồi Young$
$I b - mô men quán tính của cấu kiện được phân tích$
$M j,Rd - khả năng chịu mô men thiết kế của nút liên kết$

Thiết kế theo năng lực chịu lực theo tiêu chuẩn Canada

Thiết kế theo năng lực chịu lực là một phần của kiểm tra động đất và đảm bảo rằng nút liên kết có đủ khả năng biến dạng.

Mục tiêu của thiết kế theo năng lực chịu lực là xác nhận rằng công trình có ứng xử dẻo có kiểm soát nhằm tránh sụp đổ trong trận động đất ở mức thiết kế. Khớp dẻo được kỳ vọng xuất hiện tại cấu kiện tiêu tán năng lượng và tất cả các cấu kiện không tiêu tán trong nút liên kết phải có khả năng truyền lực an toàn do sự chảy dẻo trong cấu kiện tiêu tán. Cấu kiện tiêu tán thường là dầm trong khung chịu mô men nhưng cũng có thể là, ví dụ, bản mã đầu dầm. Hệ số sức kháng không được áp dụng cho các cấu kiện tiêu tán. Hai hệ số được gán cho cấu kiện tiêu tán:

$R y = 1,1 - hệ số vượt cường độ - S16-14, Điều 27.1.7; có thể chỉnh sửa trong vật liệu$
$C pr = 1,1 - hệ số hóa bền biến dạng - S16-14, Điều 27.2.2; khuyến nghị áp dụng cho dầm là cấu kiện tiêu tán trong khung chịu mô men$

Biểu đồ vật liệu được điều chỉnh theo hình dưới đây:

Cường độ tăng lên của cấu kiện tiêu tán cho phép nhập tải trọng gây ra khớp dẻo xuất hiện tại cấu kiện tiêu tán. Trong trường hợp khung chịu mô men và dầm là cấu kiện tiêu tán, dầm cần được tải bởi M y = C pr R y F y W pl, y và lực cắt tương ứng V z = -2 M y,Ed / L h, trong đó:

$F y - giới hạn chảy$
$W pl, y - mô đun tiết diện dẻo$
$L h - khoảng cách giữa các khớp dẻo trên dầm$

Trong trường hợp nút liên kết không đối xứng, dầm cần được tải bởi cả mô men uốn dương và mô men uốn âm cùng với các lực cắt tương ứng.

Các bản thép của cấu kiện tiêu tán được loại trừ khỏi kiểm tra tiêu chuẩn.