Voetplaat verbindingen (AISC)

Mark D. Denavit en Kayla Truman-Jarrell hebben dit verificatievoorbeeld opgesteld in een gezamenlijk project van The University of Tennessee en IDEA StatiCa.

1 Beschrijving

In dit artikel wordt een vergelijking gepresenteerd tussen resultaten van de component-gebaseerde eindige elementen methode (CBFEM) en traditionele berekeningsmethoden die worden gebruikt in de Amerikaanse praktijk voor voetplaat verbindingen. Drie belastingscondities worden geëvalueerd: concentrische axiale drukbelasting, afschuivingsbelasting en gecombineerde axiale drukbelasting met moment. Een schematische weergave van de onderzochte kolom-naar-voetplaat verbinding is te zien in Fig. 1.

De traditionele berekeningsmethoden zijn gebaseerd op de aanbevelingen uit AISC Design Guide 1 (Fisher en Kloiber 2006). De aanbevelingen in deze gids zijn gebaseerd op vereenvoudigende aannames over het gedrag van de voetplaat, die kunnen leiden tot sterk conservatieve resultaten als herverdeling van de contactspanning mogelijk is na vloeien van de voetplaat, of tot niet-conservatieve resultaten als de trekkrachten in de ankerbouten worden onderschat. In het bijzonder is de aanname van gelijkmatig verdeelde contactspanning (d.w.z. stijve voetplaat) vaak onnauwkeurig, omdat de flexibiliteit van de voetplaat resulteert in een niet-uniforme spanningsverdeling (Fitz et al. 2018). Daarom worden ook resultaten van traditionele berekeningen op basis van alternatieve, minder conservatieve aannames gepresenteerd. In beide gevallen zijn de berekeningen uitgevoerd conform de bepalingen voor belasting- en weerstandsfactorberekening (LRFD) in de AISC Specification (2016). De ACI Code (2019) bevat ook bepalingen die relevant zijn voor de sterkte van voetplaat verbindingen. Echter, andere grensstaten van beton dan de contactsterkte van beton zijn in deze studie vermeden, en de bepalingen voor de contactsterkte van beton in de ACI Code zijn identiek aan die in de AISC Specification.

De CBFEM-resultaten zijn verkregen uit IDEA StatiCa versie 22.1. De maximaal toegestane belastingen zijn iteratief bepaald door de opgegeven belasting aan te passen naar een waarde die het programma als veilig beschouwt, maar waarbij een kleine verhoging (bijv. 1 kip) als onveilig wordt beoordeeld. Het analysetype verbindingsontwerp weerstand kan helpen bij het bepalen van de maximaal toegestane belastingen. Echter, omdat bij de evaluatie van de verbindingsontwerp weerstand enige benadering wordt gemaakt, zijn alle resultaten in dit rapport gebaseerd op het analysetype Spanning-Rek.

Fig. 1 Schematische weergave van de voetplaat verbinding met een breed-flens kolom. De voetplaat voor de HSS-kolom is vergelijkbaar

2 Concentrische axiale drukbelasting

Eerst worden voetplaten onder concentrische axiale drukbelasting onderzocht. De grensstaten die voor deze belastingsconditie worden geëvalueerd zijn verbrijzelen van het beton en buigvloeien van de voetplaat. Twee gevallen worden onderzocht: één met een rechthoekige HSS-kolom en één met een breed-flens kolom.

Voor het geval met de rechthoekige HSS-kolom was het kolomdoorsnede een HSS10x4x5/8 (ASTM A500 Gr. C, F_y = 50 ksi) en was de plaat vierkant met planafmetingen van 12 in. bij 12 in., dikte variërend van 0,25 in. tot 2,50 in., en staal conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Ankerbouten hadden een diameter van 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) en een randafstand van c₁ = 1 in. De gaten voor de ankerbouten hadden een diameter van 1-5/16 in. conform de aanbevelingen van Tabel 14-2 van de AISC Manual (2017). De voetplaat werd verondersteld direct op het beton te steunen (f'_c= 4 ksi). Het planoppervlak van het beton was groot, zodat de maximaal toegestane contactsterkte van toepassing zou zijn (d.w.z. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). Een driedimensionale weergave van de voetplaat verbinding is te zien in Fig. 2.

Fig. 2 Driedimensionale weergave van de voetplaat met HSS-kolom

De maximale maatgevende axiale drukbelastingen die veilig op de voetplaat verbinding kunnen worden aangebracht, zoals bepaald met IDEA StatiCa en traditionele berekeningen, zijn weergegeven in Fig. 3. Voor dikke voetplaten, d.w.z. t_p ≥ 2,25 in., zijn de traditionele resultaten en die van IDEA StatiCa nagenoeg identiek. In deze gevallen bepaalt de contactsterkte de draagkracht en is het gehele oppervlak van de voetplaat in contact met het beton. Het kleine verschil in sterkte tussen de resultaten van de traditionele methode en IDEA StatiCa is omdat IDEA StatiCa de gaten voor de ankerbouten meeneemt bij het berekenen van het contactoppervlak, terwijl de reductie in oppervlak door de gaten doorgaans wordt verwaarloosd in de traditionele methode.

Fig. 3 Maximale maatgevende axiale drukbelasting vs. plaatdikte voor voetplaat met HSS-kolom

Voor dunnere voetplaten verschillen de resultaten van de traditionele berekeningen en IDEA StatiCa aanzienlijk. In deze gevallen worden de traditionele berekeningen bepaald door buiging van de voetplaat, terwijl de maatgevende grenstoestand in IDEA StatiCa verbrijzelen van het beton is. De gelijkmatig verdeelde contactspanning die wordt aangenomen in AISC Design Guide 1 resulteert in grote buigbelastingen in de voetplaat. De voetplaat, met name wanneer dun, is echter flexibel en zal vervormen, wat resulteert in een verdeling van contactspanningen geconcentreerd onder de kolom, zoals weergegeven in Fig. 4. Vloeien van de voetplaat vergroot de flexibiliteit van de voetplaat verder en beperkt de contactspanning aan de uiteinden van de voetplaat. Dit gedrag wordt expliciet gemodelleerd in IDEA StatiCa. Hoewel vloeien van de voetplaat optreedt, bereikt de plastische rek in de voetplaat nooit de limiet van 5% en bepaalt de betonsterkte de draagkracht.

Fig. 4 Contactspanningsverdeling uit IDEA StatiCa voor voetplaat met HSS-kolom. Arcering geeft oppervlak A₂ aan en strekt zich uit buiten het weergavegebied

Om de verschillen verder te onderzoeken, zijn de traditionele berekeningen herhaald met aannames die meer consistent zijn met een flexibele voetplaat. De aangenomen spanningsverdeling voor deze alternatieve traditionele berekeningen is weergegeven in Fig. 5. De contactspanning is uniform, maar slechts over een deel van de voetplaat. De grootte van de contactspanning is gelijk aan het maximum dat is toegestaan door de AISC Specification (2016) (d.w.z. \(\phi 1.7 f'_c\),  waarbij wordt opgemerkt dat het planoppervlak van het beton groot is). De breedte van het contactoppervlak is afhankelijk van de opgelegde belasting en de contactspanning. Voor deze berekeningen was de locatie van de vloeilijnen gelijk aan die aanbevolen in AISC Design Guide 1. Hoewel deze alternatieve aanname met betrekking tot de verdeling van de contactspanning verschilt van die in de gids, voldoet deze nog steeds aan de AISC Specification (2016). Een andere manier om de alternatieve contactspanningsaanname te interpreteren is dat delen van de voetplaat die groter zijn dan wat nodig is voor betoncontact worden verwaarloosd.

Fig. 5 Aangenomen contactspanningsverdeling voor de traditionele (flexibele) berekeningen voor voetplaat met HSS-kolom

De maximale maatgevende axiale drukbelastingen berekend met de alternatieve traditionele berekeningen zijn weergegeven in Fig. 3. Het gebruik van de alternatieve contactspanningsaanname levert aanzienlijk hogere sterkten op dan die met de aannames van AISC Design Guide 1. Gezien het feit dat beide sets aannames geldig zijn, geeft dit aan dat het aannemen van een uniforme contactspanning over de gehele voetplaat conservatief is voor voetplaten die te groot zijn voor de contactsterkte. De sterkten uit IDEA StatiCa zijn nog steeds groter dan de sterkten uit de traditionele berekeningen met de alternatieve aanname. De reden hiervoor is dat de contactspanningsverdeling in IDEA StatiCa niet uniform is (Fig. 4). De spanningen zijn geconcentreerd nabij de kolom, waardoor er minder buigbelasting op de plaat wordt uitgeoefend. Hoewel dit gedrag fysiek realistisch is, is het moeilijk te modelleren met handberekeningen.

De geometrie van de HSS-voetplaat verbinding maakt de berekening van buigbelastingen in de voetplaat met meer realistische aannames van de contactspanningsverdeling eenvoudig. Dergelijke berekeningen zijn moeilijker bij breed-flens kolommen, maar de aanname van een uniforme contactspanningsverdeling is evenzo conservatief. Om dit te onderzoeken zijn aanvullende analyses uitgevoerd met een W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) kolom op een vierkante voetplaat met planafmetingen van 18 in. bij 18 in., dikte variërend van 0,25 in. tot 3,00 in., en staal conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Ankerbouten hadden een diameter van 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) en een randafstand van c₁ = 1,5 in. De gaten voor de ankerbouten hadden een diameter van 1-5/16 in. conform de aanbevelingen van Tabel 14-2 van de AISC Manual (2017). De voetplaat werd verondersteld direct op het beton te steunen (f'_c= 4 ksi). Het planoppervlak van het beton was groot, zodat de maximaal toegestane contactsterkte van toepassing zou zijn (d.w.z. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

De maximale maatgevende axiale drukbelastingen die veilig op de voetplaat verbinding kunnen worden aangebracht, zoals bepaald met IDEA StatiCa en traditionele berekeningen, zijn weergegeven in Fig. 6. Voor dikke voetplaten, d.w.z. t_p ≥ 2,25 in., zijn de traditionele resultaten en die van IDEA StatiCa nagenoeg identiek. Net als bij de HSS-kolom voetplaat is het verschil te wijten aan een verschillende behandeling van de gaten voor de ankerbouten bij de berekening van het contactoppervlak.

Fig. 6 Maximale maatgevende axiale drukbelasting vs. plaatdikte voor voetplaat met breed-flens kolom

Ook net als bij de HSS-kolom voetplaat wordt een significant verschil in sterkte opgemerkt voor de dunnere voetplaten. Een belangrijke oorzaak van het verschil is de uniforme contactspanning over de gehele voetplaat die wordt aangenomen in de traditionele berekeningen. Een alternatieve benadering voor de traditionele berekeningen, gebaseerd op Europese praktijk, is het aannemen van een uniforme contactspanning over slechts een deel van de voetplaat. Het deel van de voetplaat dat onderhevig is aan contactspanning is de kolomdoorsnede uitgebreid met afmeting c, zoals weergegeven in Fig. 7.

Fig. 7 Aangenomen contactoppervlak voor de traditionele (flexibele) berekeningen voor voetplaat met breed-flens kolom

In de Europese praktijk is de afmeting c gebaseerd op een kraagbalk-analogie als de maximale gelijkmatig belaste lengte die de contactspanning kan dragen zonder te vloeien. Een waarde voor de afmeting c kan worden bepaald door dit concept toe te passen op dit voorbeeld en berekeningen die worden gebruikt in de Amerikaanse praktijk. De kraagbalk-analogie is weergegeven in Fig. 8. De uniforme contactspanning is gelijk aan 1,7 maal de druksterkte van het beton, gegeven dat het planoppervlak van het beton groot is in dit voorbeeld (d.w.z. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). De rekenwaarde van de contactspanning is \(\phi F_p = 1,105 f'_c\) na toepassing van de weerstandsfactor voor verbrijzelen van het beton van 0,65. De resulterende vereiste momentsterkte bij de oplegging voor een eenheidsbreedte van de kraagbalk is

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

De beschikbare momentsterkte voor de grenstoestand van buigvloeien voor een eenheidsbreedte van de kraagbalk is

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

Het gelijkstellen van de vereiste en beschikbare momentsterkte (d.w.z. \(M_u=\phi M_n\)) resulteert in een vergelijking voor c als functie van de plaatdikte.

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

Voor de materiaalsterkten gebruikt in dit voorbeeld, F_y = 36 ksi en f'_c = 4 ksi, is de waarde van c gelijk aan 1,91t_p voor een verhouding van c/t_p = 1,91.

Fig. 8 Kraagbalk-analogie voor de bepaling van afmeting c

Steenhuis et al. (2008) evalueerden de relatieve stijfheid van de voetplaat en betonfundering en bevalen een verhouding van c/t_p = 1,5 aan. Een andere mogelijke waarde voor de verhouding is c/t_p = 2,5, gebaseerd op de 2,5:1 helling voor de verspreiding van belasting die wordt aangenomen in andere aspecten van staalontwerp, bijv. de bepalingen voor lokaal vloeien van het lijf in Sectie J10.2 van de AISC Specification (2016).

De sterkten van de voetplaat met de drie verschillende c/t_p-verhoudingen zijn weergegeven samen met de IDEA StatiCa-resultaten en de traditionele berekeningsresultaten met een stijve voetplaat-aanname in Fig. 9. Voor de dunnere voetplaten laat de alternatieve contactspanningsverdeling hogere maximale maatgevende belastingen toe dan bij gebruik van de aannames van AISC Design Guide 1. De sterkten liggen dichter bij de sterkten uit IDEA StatiCa, maar IDEA StatiCa toont nog steeds een grotere sterkte. Hiervoor zijn twee hoofdredenen. Ten eerste gedraagt de voetplaat zich niet als een kraagbalk tussen de flenzen van de kolom. Het gebruik van een contactspanningsverdeling gebaseerd op de kraagbalk-analogie in dit gebied tussen de flenzen is conservatief. Ten tweede gebruikt IDEA StatiCa geen uniforme contactspanning, zelfs niet binnen het contactoppervlak.

Fig. 9 Maximale maatgevende axiale drukbelasting vs. plaatdikte voor voetplaat met breed-flens kolom inclusief traditionele berekeningen met flexibele voetplaat

De verdeling van de contactspanning in IDEA StatiCa volgt uit de relatieve stijfheid van de voetplaat en betonfundering. De contactspanning is het grootst direct onder het lijf en de flenzen van de kolom en neemt af naarmate men verder van deze elementen verwijderd raakt, zoals weergegeven in Fig. 10. De verdeling van de contactspanning is dus niet uniform zoals aangenomen in de kraagbalk-analogie. Bovendien kan de piekcontactspanning de uniforme contactspanning die in het ontwerp wordt gebruikt overschrijden, omdat IDEA StatiCa de benuttingsgraad evalueert op basis van de gemiddelde contactspanning in het contactoppervlak. Het contactoppervlak wordt in IDEA StatiCa gedefinieerd als het oppervlak met een contactspanning groter dan een fractie van de maximale contactspanning. De fractie, de spanningsafkapverhouding genoemd, wordt standaard ingesteld op 0,1, maar kan door de gebruiker worden ingesteld in het menu voor norminstelling. Het gebruik van een andere spanningsafkapverhouding levert andere resultaten op. De maximale maatgevende axiale drukbelasting volgens IDEA StatiCa met een spanningsafkapverhouding van 0,4 is weergegeven in Fig. 9.

Fig. 10 Contactspanningsverdeling uit IDEA StatiCa voor voetplaat met WF-kolom. Arcering geeft oppervlak A₂ aan en strekt zich uit buiten het weergavegebied

Het gebruik van een uniforme contactspanning over de gehele voetplaat voor voetplaten die te groot zijn voor de contactsterkte is duidelijk conservatief. Alternatieve benaderingen die rekening houden met de flexibiliteit van de voetplaat bevatten nog steeds vereenvoudigende aannames om handberekeningen mogelijk te maken. Hoewel IDEA StatiCa grotere sterkten geeft dan beide methoden, is het gebaseerd op realistische gedragsaannames en worden contactsterktechecks uitgevoerd conform de AISC Specification. Ingenieurs die resultaten wensen die beter overeenkomen met handberekeningen kunnen de spanningsafkapverhouding in IDEA StatiCa aanpassen naar 0,4.

3 Afschuivingsbelasting

Voetplaten onder afschuivingsbelasting worden in deze sectie onderzocht. De overdracht van afschuiving van een voetplaat naar het beton kan plaatsvinden via verschillende mechanismen, waaronder wrijving, contact van de voetplaat of een afschuif deuvel tegen het beton, en afschuiving in de ankerbouten. Deze studie onderzoekt alleen het mechanisme van afschuiving in de ankerbouten.

Zoals vermeld in AISC Design Guide 1, is het ontwerp van ankerbouten voor afschuiving afhankelijk van de verbindingsdetails en het bijbehorende krachtpad. Gaten in voetplaten voor ankerbouten hebben doorgaans een grotere tolerantie dan boutgaten om uitlijning van de bouten tijdens plaatsing mogelijk te maken. Aanbevolen maten voor ankerboutgaten in voetplaten zijn weergegeven in Tabel 14-2 van de AISC Manual (2017). Om glijden te voorkomen en de afschuiving gelijkmatig over alle ankerbouten te verdelen, kan een stelplaat onder de voetplaat worden aangebracht of kunnen plaatsluitringen boven de voetplaat (en onder de ankerboutmoeren) worden geplaatst. Zodra de stelplaat of plaatsluitringen aan de voetplaat zijn gelast, wordt de afschuiving gelijkmatig overgedragen naar elk van de ankerbouten. Als echter plaatsluitringen worden gebruikt, dient buiging van de ankerbout binnen de voetplaat in het ontwerp te worden meegenomen.

IDEA StatiCa houdt geen rekening met buiging van de ankerbout binnen de voetplaat. Een reeks analyses is uitgevoerd om het effect van deze buiging aan te tonen. De analyses zijn uitgevoerd met een W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) kolom op een vierkante voetplaat met planafmetingen van 18 in. bij 18 in., dikte variërend van 0,25 in. tot 2,50 in., en staal conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Ankerbouten hadden een diameter van 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) met schroefdraad niet uitgesloten van het afschuivingsvlak en een randafstand van c₁ = 1,5 in. De gaten voor de ankerbouten hadden een diameter van 1-5/16 in. conform de aanbevelingen van Tabel 14-2 van de AISC Manual (2017). De voetplaat werd verondersteld te steunen op een 2 in. dikke mortellaag boven het beton (f'_c= 4 ksi). Het planoppervlak van het beton was groot zodat randeffecten niet hoefden te worden beschouwd. De afschuiving werd aangebracht met het nulpunt van het moment aan de bovenkant van de voetplaat.

Maximale maatgevende afschuivingsbelastingen uit IDEA StatiCa en traditionele berekeningen zijn weergegeven in Fig. 11. De IDEA StatiCa-resultaten zijn nagenoeg constant met een maximale maatgevende afschuivingsbelasting van 24 kips. Deze waarde is de beschikbare afschuivingssterkte van de vier ankerbouten met een reductiefactor van 0,8 toegepast zoals vereist door de ACI Code (2019) voor voetplaten met mortellagen. Deze sterkte is van toepassing wanneer een stelplaat wordt gebruikt, of de ankerboutgaten geen grote tolerantie hebben. Als echter plaatsluitringen worden gebruikt, neemt de sterkte af met toenemende voetplaatdikte. De traditionele berekeningen zijn uitgevoerd volgens de procedure beschreven in Voorbeeld 4.11 van AISC Design Guide 1 inclusief een hefboomarm voor buiging van de helft van de afstand van het midden van de plaatsluitring tot de bovenkant van de mortel. Zoals aanbevolen in AISC Design Guide 1 werd de reductiefactor van 0,8 voor voetplaten met mortellagen zoals gedefinieerd in de ACI Code (2019) niet toegepast. Voor dit geval resulteert de traditionele benadering conform AISC Design Guide 1 in een lagere maximale maatgevende afschuivingsbelasting dan IDEA StatiCa voor voetplaten van 3/8 in. en dikker. Als voetplaten met gelaste plaatsluitringen of andere details worden gebruikt die significante buiging van de ankerbouten binnen de voetplaat mogelijk maken, wordt aanbevolen om normtoetsingen buiten IDEA StatiCa uit te voeren.

Fig. 11 Maximale maatgevende afschuivingsbelasting vs. plaatdikte

4 Gecombineerde axiale drukbelasting en moment

Voetplaten onder gecombineerde axiale drukbelasting en moment worden in deze sectie onderzocht. De grensstaten die voor deze belastingsconditie worden geëvalueerd zijn betoncontact, buigvloeien van de voetplaat, trekvloeien van de ankerbout en staafsterkte.

De analyses zijn uitgevoerd met een W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) kolom op een vierkante voetplaat met planafmetingen van 20 in. bij 20 in., dikte variërend van 0,5 in. tot 2,50 in., en staal conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Ankerbouten hadden een diameter van 1 in. (ASTM F1554 Gr. 55, F_y = 55 ksi) en waren voldoende diep ingestort in het beton zodat de treksterkte van de ankerbout maatgevend was boven alle bezwijkmodi van beton onder trek. De ankerbouten hadden een randafstand van c₁ = 2 in. De gaten voor de ankerbouten hadden een diameter van 1-7/8 in. conform de aanbevelingen van Tabel 14-2 van de AISC Manual (2017). De voetplaat werd verondersteld te steunen op een 2 in. dikke mortellaag boven het beton (f'_c= 4 ksi). Het planoppervlak van het beton was groot zodat randeffecten niet hoefden te worden beschouwd en de maximaal toegestane contactsterkte van toepassing zou zijn (d.w.z. \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

De opgelegde axiale drukbelasting werd constant gehouden op 100 kips en het maximale buigmoment dat gelijktijdig kan worden aangebracht werd bepaald. Het maximale maatgevende buigmoment is weergegeven in Fig. 12. Voor IDEA StatiCa bepaalde de plastische rek-limiet aan de trekzijde van de voetplaat de sterkte van de verbinding met een voetplaat van 0,5 in. dikte. Voor de verbinding met een voetplaat van 0,625 in. dikte was een interessante grenstoestand van verbrijzelen van het beton maatgevend, doordat de hoeken van de voetplaat aan de trekzijde door de ankers naar beneden in het beton werden gebogen, zoals weergegeven in Fig. 13. De treksterkte van de ankers werd bereikt bij ongeveer 5% groter aangebracht moment. De treksterkte van de ankers was maatgevend voor alle andere verbindingen (d.w.z. t_p ≥ 0,75 in.). Bij de traditionele berekeningen bepaalde buigvloeien van de voetplaat aan de drukzijde de sterkte van de verbindingen met een plaatdikte van 1,5 in. en minder, en was de treksterkte van de ankerbout anders maatgevend.

Fig. 12 Maximaal maatgevend moment vs. plaatdikte voor voetplaat met 100 kips axiale drukbelasting

Fig. 13 Vervormde vorm (schaalfactor = 5) en betoncontactspanning voor voetplaat verbinding met 0,625 in. dikke voetplaat. Let op de contactspanningen aan de hoeken van de trekzijde van de voetplaat

Waar buiging van de voetplaat de traditionele berekeningen bepaalde, waren de maximaal toegestane maatgevende momenten lager voor de traditionele methode dan voor IDEA StatiCa. De reden voor dit resultaat is vergelijkbaar met die voor de voetplaten onder concentrische axiale belasting, namelijk dat de aangenomen verdeling van de contactspanning conservatief is en geen rekening houdt met de toegenomen flexibiliteit van de voetplaat na vloeien. Traditionele berekeningsmethoden zijn ontwikkeld voor het evalueren van flexibele voetplaten onder axiale druk en buiging en zijn vergeleken met IDEA StatiCa in andere studies.

Omgekeerd, waar de trekweerstand van de ankerbout de traditionele berekeningen bepaalde, waren de maximaal toegestane maatgevende belastingen iets groter voor de traditionele methode dan voor IDEA StatiCa. De beschikbare treksterkte van de ankerbouten is iets groter voor de traditionele berekeningen omdat deze is gebaseerd op aanbevelingen uit AISC Design Guide 1, terwijl IDEA StatiCa is gebaseerd op bepalingen uit de ACI Code. De twee benaderingen verschillen ook in de aangenomen contactspanningsverdeling, wat resulteert in een iets andere hefboomarm voor het krachtkoppel gevormd tussen de ankerbout en het zwaartepunt van de contactkracht.

5 Samenvatting

Deze studie vergeleek het ontwerp van voetplaat verbindingen met traditionele berekeningsmethoden gebruikt in de Amerikaanse praktijk en IDEA StatiCa. Belangrijke bevindingen uit de studie zijn:

• Voor dikke voetplaten die beter voldoen aan de aanname van een stijve voetplaat, levert IDEA StatiCa sterkten die vergelijkbaar zijn met de traditionele berekeningen gepresenteerd in AISC Design Guide 1.
• Voor dunnere voetplaten, waarbij buigvloeien van de voetplaat door contactspanningen maatgevend is, kan IDEA StatiCa aanzienlijk grotere sterkten leveren dan de traditionele berekeningen, omdat de verdeling van contactspanningen expliciet wordt berekend en herverdeelt bij het optreden van vloeien van de voetplaat.
• IDEA StatiCa berekent de afschuivingssterkte van ankerbouten correct, maar verwaarloost de mogelijke reducties in afschuivingssterkte door buiging van de ankerbout binnen de voetplaat die kan optreden bij bepaalde voetplaatconfiguraties (bijv. voetplaten met gelaste plaatsluitringen).

Referenties

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., en 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 het Duits] https://doi.org/10.1002/stab.201800036

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