Přípoje patních desek (AISC)

Mark D. Denavit a Kayla Truman-Jarrell připravili tento ověřovací příklad v rámci společného projektu University of Tennessee a IDEA StatiCa.

1 Popis

Tento článek představuje porovnání výsledků metody konečných prvků založené na komponentách (CBFEM) s tradičními výpočetními metodami používanými v praxi v USA pro přípoje patních desek. Jsou hodnoceny tři zatěžovací stavy: soustředěné osové tlakové zatížení, smykové zatížení a kombinace osového tlakového zatížení a momentu. Schéma zkoumaného přípoje sloupu k patní desce je znázorněno na obr. 1.

Tradiční výpočetní metody vycházejí z doporučení uvedených v AISC Design Guide 1 (Fisher a Kloiber 2006). Doporučení v této příručce jsou založena na zjednodušujících předpokladech chování patní desky, které mohou vést k velmi konzervativním výsledkům, pokud je po vzniku plastického kloubu v patní desce možná redistribuce kontaktního napětí, nebo k nekonzervativním výsledkům, pokud jsou tahové síly v kotvách podceněny. Zejména předpoklad rovnoměrně rozloženého kontaktního napětí (tj. tuhá patní deska) je často nepřesný, protože poddajnost patní desky vede k nerovnoměrnému rozdělení napětí (Fitz et al. 2018). Proto budou rovněž prezentovány výsledky tradičních výpočtů založených na alternativních předpokladech, které jsou méně konzervativní. V obou případech byly výpočty provedeny v souladu s ustanoveními pro návrhovou metodu součinitelů zatížení a únosnosti (LRFD) dle AISC Specification (2016). ACI Code (2019) rovněž obsahuje ustanovení relevantní pro únosnost přípojů patních desek. Mezní stavy betonu jiné než únosnost betonu v otlačení však byly v této studii vyloučeny a ustanovení pro únosnost betonu v otlačení v ACI Code jsou totožná s těmi v AISC Specification.

Výsledky CBFEM byly získány z IDEA StatiCa verze 22.1. Maximální přípustná zatížení byla stanovena iterativně úpravou vstupního zatížení na hodnotu, kterou program považuje za bezpečnou, ale při jejím malém zvýšení (např. o 1 kip) by ji program považoval za nebezpečnou. Typ analýzy návrhová únosnost styčníku může pomoci identifikovat maximální přípustná zatížení. Nicméně při vyhodnocení návrhové únosnosti styčníku dochází k určitému přiblížení, proto jsou všechny výsledky v této zprávě založeny na typu analýzy napětí-přetvoření.

Obr. 1 Schéma přípoje patní desky se sloupem s širokými přírubami. Patní deska pro sloup HSS je podobná

2 Soustředěné osové tlakové zatížení

Nejprve jsou zkoumány patní desky zatížené soustředěným osovým tlakovým zatížením. Mezní stavy hodnocené pro tento zatěžovací stav jsou drcení betonu a ohybové plastické přetvoření patní desky. Jsou zkoumány dva případy: jeden s obdélníkovým sloupem HSS a jeden se sloupem s širokými přírubami.

V případě sloupu HSS byl průřez sloupu HSS10x4x5/8 (ASTM A500 Gr. C, F_y = 50 ksi) a deska byla čtvercová s půdorysnými rozměry 12 in. × 12 in., tloušťkou v rozmezí od 0,25 in. do 2,50 in. a ocelí odpovídající ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Kotevní tyče měly průměr 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) a vzdálenost od okraje c₁ = 1 in. Otvory pro kotevní tyče měly průměr 1-5/16 in. v souladu s doporučeními tabulky 14-2 AISC Manual (2017). Předpokládalo se, že patní deska leží přímo na betonu (f'_c= 4 ksi). Půdorysná plocha betonu byla dostatečně velká, aby se uplatnila maximální přípustná únosnost v otlačení (tj. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). Prostorový pohled na přípoj patní desky je znázorněn na obr. 2.

Obr. 2 Prostorový pohled na patní desku se sloupem HSS

Maximální návrhová osová tlaková zatížení, která lze bezpečně přenést přípojí patní desky, stanovená pomocí IDEA StatiCa a tradičních výpočtů, jsou uvedena na obr. 3. Pro tlusté patní desky, tj. t_p ≥ 2,25 in., jsou výsledky tradičních výpočtů a výsledky z IDEA StatiCa téměř totožné. V těchto případech je únosnost rozhodující z hlediska otlačení a celá plocha patní desky je v kontaktu s betonem. Malý rozdíl v únosnosti mezi výsledky tradiční metody a IDEA StatiCa je způsoben tím, že IDEA StatiCa zohledňuje otvory pro kotevní tyče při výpočtu plochy otlačení, zatímco snížení plochy vlivem otvorů se v tradiční metodě obvykle zanedbává.

Obr. 3 Maximální návrhové osové tlakové zatížení v závislosti na tloušťce desky pro patní desku se sloupem HSS

Pro tenčí patní desky se výsledky tradičních výpočtů a IDEA StatiCa výrazně liší. V těchto případech jsou tradiční výpočty rozhodující z hlediska ohybu patní desky, zatímco rozhodujícím mezním stavem v IDEA StatiCa je drcení betonu. Rovnoměrně rozložené kontaktní napětí předpokládané v AISC Design Guide 1 vede k velkým ohybovým nárokům na patní desku. Patní deska, zejména pokud je tenká, je však poddajná a deformuje se, což vede k rozdělení kontaktních napětí soustředěných pod sloupem, jak je znázorněno na obr. 4. Plastické přetvoření patní desky dále zvyšuje její poddajnost a omezuje kontaktní napětí na okrajích patní desky. Toto chování je v IDEA StatiCa modelováno explicitně. Přestože tedy dochází k plastickému přetvoření patní desky, plastické přetvoření v patní desce nikdy nedosáhne limitu 5 % a rozhodující je únosnost betonu.

Obr. 4 Rozdělení kontaktního napětí z IDEA StatiCa pro patní desku se sloupem HSS. Šrafování označuje plochu A₂ a přesahuje za hranice zobrazení

Pro hlubší prozkoumání rozdílů byly tradiční výpočty zopakovány s předpoklady více odpovídajícími poddajné patní desce. Předpokládané rozdělení napětí pro tyto alternativní tradiční výpočty je znázorněno na obr. 5. Kontaktní napětí je rovnoměrné, avšak pouze na části patní desky. Velikost kontaktního napětí se rovná maximální hodnotě povolené AISC Specification (2016) (tj. \(\phi 1.7 f'_c\), přičemž se bere v úvahu, že půdorysná plocha betonu je velká). Šířka plochy otlačení závisí na přiloženém zatížení a kontaktním napětí. Pro tyto výpočty byla poloha plastických kloubů stejná jako doporučená v AISC Design Guide 1. Ačkoli se tento alternativní předpoklad ohledně rozdělení kontaktního napětí liší od předpokladu uvedeného v příručce, stále je v souladu s AISC Specification (2016). Alternativní předpoklad kontaktního napětí lze interpretovat také tak, že části patní desky přesahující plochu potřebnou pro otlačení betonu jsou zanedbány.

Obr. 5 Předpokládané rozdělení kontaktního napětí pro tradiční (poddajné) výpočty pro patní desku se sloupem HSS

Maximální návrhová osová tlaková zatížení vypočtená pomocí alternativních tradičních výpočtů jsou uvedena na obr. 3. Použití alternativního předpokladu kontaktního napětí poskytuje únosnosti výrazně vyšší než ty, které vycházejí z předpokladů AISC Design Guide 1. Vzhledem k tomu, že oba soubory předpokladů jsou platné, naznačuje to, že předpoklad rovnoměrného kontaktního napětí po celé patní desce je konzervativní pro patní desky předimenzované z hlediska otlačení. Únosnosti z IDEA StatiCa jsou stále vyšší než únosnosti z tradičních výpočtů s alternativním předpokladem. Důvodem je, že rozdělení kontaktního napětí v IDEA StatiCa není rovnoměrné (obr. 4). Napětí jsou soustředěna v blízkosti sloupu, čímž jsou kladeny menší ohybové nároky na desku. Ačkoli je toto chování fyzikálně realistické, je obtížné jej zachytit ručními výpočty.

Geometrie přípoje patní desky sloupu HSS usnadňuje výpočet ohybových nároků na patní desku při reálnějších předpokladech rozdělení kontaktního napětí. Takové výpočty jsou obtížnější u sloupů s širokými přírubami, ale předpoklad rovnoměrného rozdělení kontaktního napětí je podobně konzervativní. Pro prozkoumání tohoto jevu byly provedeny další analýzy se sloupem W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) na čtvercové patní desce s půdorysnými rozměry 18 in. × 18 in., tloušťkou v rozmezí od 0,25 in. do 3,00 in. a ocelí odpovídající ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Kotevní tyče měly průměr 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) a vzdálenost od okraje c₁ = 1,5 in. Otvory pro kotevní tyče měly průměr 1-5/16 in. v souladu s doporučeními tabulky 14-2 AISC Manual (2017). Předpokládalo se, že patní deska leží přímo na betonu (f'_c= 4 ksi). Půdorysná plocha betonu byla dostatečně velká, aby se uplatnila maximální přípustná únosnost v otlačení (tj. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

Maximální návrhová osová tlaková zatížení, která lze bezpečně přenést přípojí patní desky, stanovená pomocí IDEA StatiCa a tradičních výpočtů, jsou uvedena na obr. 6. Pro tlusté patní desky, tj. t_p ≥ 2,25 in., jsou výsledky tradičních výpočtů a výsledky z IDEA StatiCa téměř totožné. Stejně jako u patní desky sloupu HSS je rozdíl způsoben odlišným způsobem zohledňování otvorů pro kotevní tyče při výpočtu plochy otlačení.

Obr. 6 Maximální návrhové osové tlakové zatížení v závislosti na tloušťce desky pro patní desku se sloupem s širokými přírubami

Stejně jako u patní desky sloupu HSS je u tenčích patních desek zaznamenán výrazný rozdíl v únosnosti. Hlavním zdrojem rozdílu je rovnoměrné kontaktní napětí po celé patní desce předpokládané v tradičních výpočtech. Alternativní přístup k tradičním výpočtům, vycházející z evropské praxe, spočívá v předpokladu rovnoměrného kontaktního napětí pouze na části patní desky. Část patní desky vystavená kontaktnímu napětí je průřez sloupu rozšířený o rozměr c, jak je znázorněno na obr. 7.

Obr. 7 Předpokládaná plocha otlačení pro tradiční (poddajné) výpočty pro patní desku se sloupem s širokými přírubami

V evropské praxi je rozměr c stanoven na základě analogie konzolového nosníku jako maximální délka rovnoměrně zatíženého úseku, který může přenést kontaktní napětí bez plastického přetvoření. Hodnotu rozměru c lze stanovit aplikací tohoto konceptu na tento příklad a výpočty používané v praxi v USA. Analogie konzolového nosníku je znázorněna na obr. 8. Rovnoměrné kontaktní napětí se rovná 1,7násobku pevnosti betonu v tlaku, protože půdorysná plocha betonu je v tomto příkladu velká (tj. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). Návrhové kontaktní napětí je \(\phi F_p = 1.105 f'_c\) po aplikaci součinitele únosnosti pro drcení betonu 0,65. Výsledný požadovaný moment v podpoře pro jednotkovou šířku konzoly je

\[M_u=1.105f'_c \frac{c^2}{2}\]

Dostupná momentová únosnost pro mezní stav ohybového plastického přetvoření pro jednotkovou šířku konzoly je

\[\phi M_n=0.9F_y \frac{t_p^2}{4}\]

Porovnáním požadované a dostupné momentové únosnosti (tj. \(M_u=\phi M_n\)) vznikne rovnice pro c jako funkce tloušťky desky.

\[c=0.638t_p \sqrt{\frac{F_y}{f'_c}}\]

Pro pevnosti materiálů použité v tomto příkladu, F_y = 36 ksi a f'_c = 4 ksi, je hodnota c rovna 1,91t_p pro poměr c/t_p = 1,91.

Obr. 8 Analogie konzolového nosníku pro stanovení rozměru c

Steenhuis et al. (2008) hodnotili relativní tuhost patní desky a betonového základu a doporučili poměr c/t_p = 1,5. Další potenciální hodnotou poměru je c/t_p = 2,5, vycházející ze sklonu 2,5:1 pro rozptyl zatížení předpokládaný v jiných aspektech navrhování ocelových konstrukcí, např. v ustanoveních o lokálním plastickém přetvoření stojiny v článku J10.2 AISC Specification (2016).

Únosnosti patní desky při použití tří různých poměrů c/t_p jsou zobrazeny spolu s výsledky IDEA StatiCa a výsledky tradičních výpočtů s předpokladem tuhé patní desky na obr. 9. Pro tenčí patní desky umožňuje alternativní rozdělení kontaktního napětí maximální návrhová zatížení vyšší než při použití předpokladů AISC Design Guide 1. Únosnosti jsou blíže únosnostem z IDEA StatiCa, ale IDEA StatiCa stále vykazuje vyšší únosnost. Existují dva hlavní důvody. Za prvé, patní deska se nechová jako konzola mezi přírubami sloupu. Použití rozdělení kontaktního napětí na základě analogie konzolového nosníku v oblasti mezi přírubami je konzervativní. Za druhé, IDEA StatiCa nepoužívá rovnoměrné kontaktní napětí ani v rámci plochy otlačení.

Obr. 9 Maximální návrhové osové tlakové zatížení v závislosti na tloušťce desky pro patní desku se sloupem s širokými přírubami včetně tradičních výpočtů s poddajnou patní deskou

Rozdělení kontaktního napětí v IDEA StatiCa vyplývá z relativní tuhosti patní desky a betonového základu. Kontaktní napětí je největší přímo pod stojinou a přírubami sloupu a s rostoucí vzdáleností od těchto prvků klesá, jak je znázorněno na obr. 10. Rozdělení kontaktního napětí tedy není rovnoměrné, jak se předpokládá v analogii konzolového nosníku. Špičkové kontaktní napětí může také překročit rovnoměrné kontaktní napětí používané při návrhu, protože IDEA StatiCa vyhodnocuje míru využití na základě průměrného kontaktního napětí v ploše otlačení. Plocha otlačení je v IDEA StatiCa definována jako plocha s kontaktním napětím větším než zlomek maximálního kontaktního napětí. Tento zlomek, nazývaný poměr odříznutí napětí, je ve výchozím nastavení 0,1, ale uživatel jej může nastavit v menu nastavení normy. Použití jiného poměru odříznutí napětí vede k odlišným výsledkům. Maximální návrhové osové tlakové zatížení dle IDEA StatiCa při použití poměru odříznutí napětí 0,4 je znázorněno na obr. 9.

Obr. 10 Rozdělení kontaktního napětí z IDEA StatiCa pro patní desku se sloupem WF. Šrafování označuje plochu A₂ a přesahuje za hranice zobrazení

Použití rovnoměrného kontaktního napětí po celé patní desce pro patní desky předimenzované z hlediska otlačení je zjevně konzervativní. Alternativní přístupy zohledňující poddajnost patní desky stále zahrnují zjednodušující předpoklady umožňující ruční výpočet. Ačkoli IDEA StatiCa poskytuje vyšší únosnosti než kterákoli z těchto metod, vychází z realistických předpokladů chování a posouzení únosnosti v otlačení jsou prováděna v souladu s AISC Specification. Inženýři, kteří požadují výsledky lépe odpovídající ručním výpočtům, mohou upravit poměr odříznutí napětí v IDEA StatiCa na hodnotu 0,4.

3 Smykové zatížení

V této části jsou zkoumány patní desky zatížené smykovým zatížením. Přenos smyku z patní desky do betonu může probíhat několika mechanismy, včetně tření, otlačení patní desky nebo smykové zarážky o beton a smyku v kotevních tyčích. Tato studie zkoumá pouze mechanismus smyku v kotevních tyčích.

Jak je uvedeno v AISC Design Guide 1, návrh kotevních tyčí na smyk závisí na konstrukčních detailech přípoje a odpovídající cestě přenosu zatížení. Otvory v patních deskách pro kotevní tyče mají obvykle větší toleranci než otvory pro šrouby, aby bylo možné vyrovnat nepřesnosti polohy tyčí při osazování. Doporučené rozměry otvorů pro kotevní tyče v patních deskách jsou uvedeny v tabulce 14-2 AISC Manual (2017). Aby se zabránilo prokluzu a smyk byl rovnoměrně přenesen na všechny kotevní tyče, lze pod patní desku osadit montážní plech nebo nad patní desku (a pod matice kotevních tyčí) osadit podložky. Po přivaření montážního plechu nebo podložek k patní desce bude smyk rovnoměrně přenesen na každou z kotevních tyčí. Pokud jsou však použity podložky, je třeba při návrhu zohlednit ohyb kotevní tyče v patní desce.

IDEA StatiCa nezohledňuje ohyb kotevní tyče v patní desce. Byla provedena série analýz pro demonstraci vlivu tohoto ohybu. Analýzy byly provedeny se sloupem W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) na čtvercové patní desce s půdorysnými rozměry 18 in. × 18 in., tloušťkou v rozmezí od 0,25 in. do 2,50 in. a ocelí odpovídající ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Kotevní tyče měly průměr 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) se závity nezahrnutými do smykové roviny a vzdálenost od okraje c₁ = 1,5 in. Otvory pro kotevní tyče měly průměr 1-5/16 in. v souladu s doporučeními tabulky 14-2 AISC Manual (2017). Předpokládalo se, že patní deska leží na 2 in. silné podlití (maltové loži) nad betonem (f'_c= 4 ksi). Půdorysná plocha betonu byla dostatečně velká, takže nebylo třeba uvažovat vliv okrajů. Smyk byl přiložen s bodem nulového momentu v horní části patní desky.

Maximální návrhová smyková zatížení z IDEA StatiCa a tradičních výpočtů jsou uvedena na obr. 11. Výsledky IDEA StatiCa jsou téměř konstantní s maximálním návrhovým smykovým zatížením 24 kips. Tato hodnota je dostupná smyková únosnost čtyř kotevních tyčí s redukčním součinitelem 0,8 aplikovaným dle požadavků ACI Code (2019) pro patní desky s podlitím. Tato únosnost je vhodná při použití montážního plechu nebo pokud otvory pro kotevní tyče nemají velkou toleranci. Pokud jsou však použity podložky, únosnost se s rostoucí tloušťkou patní desky snižuje. Tradiční výpočty byly provedeny podle postupu uvedeného v příkladu 4.11 AISC Design Guide 1 včetně ramene pro ohyb rovného polovině vzdálenosti od středu podložky k hornímu povrchu podlití. Jak je doporučeno v AISC Design Guide 1, redukční součinitel 0,8 pro patní desky s podlitím definovaný v ACI Code (2019) nebyl aplikován. V tomto případě tradiční přístup dle AISC Design Guide 1 vede k nižšímu maximálnímu návrhovému smykovému zatížení než IDEA StatiCa pro patní desky tloušťky 3/8 in. a více. Při použití patních desek s přivařenými podložkami nebo jinými detaily umožňujícími výrazný ohyb kotevních tyčí v patní desce se doporučuje provést posouzení mimo IDEA StatiCa.

Obr. 11 Maximální návrhové smykové zatížení v závislosti na tloušťce desky

4 Kombinace osového tlakového zatížení a momentu

V této části jsou zkoumány patní desky zatížené kombinací osového tlakového zatížení a momentu. Mezní stavy hodnocené pro tento zatěžovací stav jsou otlačení betonu, ohybové plastické přetvoření patní desky, tahové plastické přetvoření kotevní tyče a únosnost prvku.

Analýzy byly provedeny se sloupem W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) na čtvercové patní desce s půdorysnými rozměry 20 in. × 20 in., tloušťkou v rozmezí od 0,5 in. do 2,50 in. a ocelí odpovídající ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Kotevní tyče měly průměr 1 in. (ASTM F1554 Gr. 55, F_y = 55 ksi) zakotvené v betonu do dostatečné hloubky, aby tahová únosnost kotevní tyče byla rozhodující oproti všem mezním stavům betonu v tahu. Kotevní tyče měly vzdálenost od okraje c₁ = 2 in. Otvory pro kotevní tyče měly průměr 1-7/8 in. v souladu s doporučeními tabulky 14-2 AISC Manual (2017). Předpokládalo se, že patní deska leží na 2 in. silném podlití (maltovém loži) nad betonem (f'_c= 4 ksi). Půdorysná plocha betonu byla dostatečně velká, takže nebylo třeba uvažovat vliv okrajů a uplatnila se maximální přípustná únosnost v otlačení (tj. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

Přiložené osové tlakové zatížení bylo udržováno konstantní na hodnotě 100 kips a byl stanoven maximální ohybový moment, který lze přiložit současně. Maximální návrhový ohybový moment je uveden na obr. 12. V IDEA StatiCa byl limit plastického přetvoření na tahové straně patní desky rozhodující pro únosnost přípoje s patní deskou tloušťky 0,5 in. Pro přípoj s patní deskou tloušťky 0,625 in. byl rozhodující zajímavý mezní stav drcení betonu, kdy kotvy ohýbaly rohy patní desky na tahové straně dolů do betonu, jak je znázorněno na obr. 13. Tahová únosnost kotev byla dosažena při přibližně o 5 % větším přiloženém momentu. Tahová únosnost kotev byla rozhodující pro všechny ostatní přípoje (tj. t_p ≥ 0,75 in.). V tradičních výpočtech bylo ohybové plastické přetvoření patní desky na tlačené straně rozhodující pro únosnost přípojů s tloušťkou desky 1,5 in. a méně, jinak byla rozhodující tahová únosnost kotevní tyče.

Obr. 12 Maximální návrhový moment v závislosti na tloušťce desky pro patní desku s osovým tlakovým zatížením 100 kips

Obr. 13 Deformovaný tvar (měřítko = 5) a kontaktní napětí betonu pro přípoj patní desky s patní deskou tloušťky 0,625 in. Pozn.: kontaktní napětí v rozích tahové strany patní desky

Tam, kde bylo ohybové přetvoření patní desky rozhodující pro tradiční výpočty, byly maximální přípustné návrhové momenty nižší pro tradiční metodu než pro IDEA StatiCa. Důvod tohoto výsledku je podobný jako u patních desek zatížených soustředěným osovým zatížením, konkrétně že předpokládané rozdělení kontaktního napětí je konzervativní a nezohledňuje zvýšenou poddajnost patní desky po vzniku plastického přetvoření. Tradiční výpočetní metody byly vyvinuty pro posuzování poddajných patních desek zatížených osovým tlakem a ohybem a byly porovnány s IDEA StatiCa v jiných studiích.

Naopak tam, kde byla tahová únosnost kotevní tyče rozhodující pro tradiční výpočty, byla maximální přípustná návrhová zatížení mírně vyšší pro tradiční metodu než pro IDEA StatiCa. Dostupná tahová únosnost kotevních tyčí je mírně vyšší pro tradiční výpočty, protože vychází z doporučení AISC Design Guide 1, zatímco IDEA StatiCa vychází z ustanovení ACI Code. Oba přístupy se také liší v předpokládaném rozdělení kontaktního napětí, což vede k mírně odlišnému rameni silové dvojice tvořené kotevní tyčí a těžištěm tlakové síly.

5 Shrnutí

Tato studie porovnávala návrh přípojů patních desek tradičními výpočetními metodami používanými v praxi v USA a pomocí IDEA StatiCa. Klíčová zjištění studie zahrnují:

• Pro tlusté patní desky, které lépe odpovídají předpokladu tuhé patní desky, poskytuje IDEA StatiCa únosnosti srovnatelné s tradičními výpočty uvedenými v AISC Design Guide 1.
• Pro tenčí patní desky, kde je rozhodující ohybové plastické přetvoření patní desky vlivem kontaktních napětí, může IDEA StatiCa poskytnout výrazně vyšší únosnosti než tradiční výpočty, protože rozdělení kontaktních napětí je vypočteno explicitně a redistribuuje se po vzniku plastického přetvoření patní desky.
• IDEA StatiCa správně vypočítává smykovou únosnost kotevních tyčí, ale zanedbává potenciální snížení smykové únosnosti vlivem ohybu kotevní tyče v patní desce, ke kterému může dojít u určitých konfigurací patních desek (např. patní desky s přivařenými podložkami).

Reference

ACI. (2019). Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary. American Concrete Institute, Farmington Hills, MI.

AISC. (2016). Specification for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

AISC. (2017). Steel Construction Manual, 15th Edition. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Fisher, J., and Kloiber, L. (2006). Base Plate and Anchor Rode Design, 2nd Edition. Design Guide 1, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Fitz, M., Appl, J., Geibig, O. (2018). "Comprehensive base plate and anchor design based on realistic behavior – new design software based on realistic assumptions." Stahlbau 87(12), 1179-1186. [In German] https://doi.org/10.1002/stab.201800036

Steenhuis, M., Wald, F., Sokol, Z., and Stark, J. (2008). "Concrete in Compression and Base Plate in Bending." Heron, 53(1/2), 51–68.