Îmbinări cu placă de bază (AISC)

Mark D. Denavit și Kayla Truman-Jarrell au pregătit acest exemplu de verificare în cadrul unui proiect comun al Universității din Tennessee și IDEA StatiCa.

1 Descriere

În acest articol este prezentată o comparație între rezultatele obținute prin metoda elementelor finite bazată pe componente (CBFEM) și metodele tradiționale de calcul utilizate în practica din SUA pentru îmbinările cu placă de bază. Sunt evaluate trei condiții de încărcare: încărcare axială de compresiune concentrică, încărcare la forfecare și combinație de încărcare axială de compresiune și moment. O schemă a îmbinării stâlp-placă de bază investigate este prezentată în Fig. 1.

Metodele tradiționale de calcul se bazează pe recomandările prezentate în AISC Design Guide 1 (Fisher și Kloiber 2006). Recomandările din acest ghid se bazează pe ipoteze simplificatoare privind comportamentul plăcii de bază, care pot conduce la rezultate foarte conservative dacă redistribuirea tensiunilor de contact este posibilă după curgerea plăcii de bază, sau la rezultate neconservative dacă forțele de întindere din tijele de ancoraj sunt subestimate. În special, ipoteza distribuției uniforme a tensiunilor de contact (adică placă de bază rigidă) este adesea inexactă, deoarece flexibilitatea plăcii de bază conduce la o distribuție neuniformă a tensiunilor (Fitz et al. 2018). Prin urmare, vor fi prezentate și rezultatele calculelor tradiționale bazate pe ipoteze alternative mai puțin conservative. În ambele cazuri, calculele au fost efectuate în conformitate cu prevederile pentru proiectarea la factori de încărcare și rezistență (LRFD) din Specificația AISC (2016). Codul ACI (2019) include, de asemenea, prevederi relevante pentru rezistența îmbinărilor cu placă de bază. Cu toate acestea, stările limită ale betonului, altele decât rezistența la compresiune a betonului, au fost evitate în acest studiu, iar prevederile pentru rezistența la compresiune a betonului din Codul ACI sunt identice cu cele din Specificația AISC.

Rezultatele CBFEM au fost obținute din IDEA StatiCa Versiunea 22.1. Încărcările maxime admise au fost determinate iterativ prin ajustarea valorii încărcării aplicate la o valoare pe care programul o consideră sigură, dar dacă ar fi mărită cu o cantitate mică (de ex., 1 kip), programul ar considera-o nesigură. Tipul de analiză rezistența de calcul a îmbinării poate ajuta la identificarea încărcărilor maxime admise. Cu toate acestea, în evaluarea rezistenței de calcul a îmbinării se fac unele aproximări, prin urmare toate rezultatele din acest raport se bazează pe tipul de analiză efort-deformație.

Fig. 1 Schemă a îmbinării cu placă de bază prezentând un stâlp cu profil cu tălpi late. Placa de bază pentru stâlpul HSS este similară

2 Încărcare axială de compresiune concentrică

În primul rând, sunt investigate plăcile de bază supuse la încărcare axială de compresiune concentrică. Stările limită evaluate pentru această condiție de încărcare sunt strivirea betonului și curgerea la încovoiere a plăcii de bază. Sunt examinate două cazuri: unul cu un stâlp HSS dreptunghiular și unul cu un stâlp cu profil cu tălpi late.

Pentru cazul cu stâlpul HSS dreptunghiular, secțiunea stâlpului a fost HSS10x4x5/8 (ASTM A500 Gr. C, F_y = 50 ksi), iar placa a fost pătrată cu dimensiuni în plan de 12 in. × 12 in., grosime variind de la 0,25 in. la 2,50 in., și oțel conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Tijele de ancoraj au avut diametrul de 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) și o distanță la margine de c₁ = 1 in. Găurile pentru tijele de ancoraj au avut diametrul de 1-5/16 in. în conformitate cu recomandările din Tabelul 14-2 al Manualului AISC (2017). S-a presupus că placa de bază reazămă direct pe beton (f'_c= 4 ksi). Aria în plan a betonului a fost suficient de mare pentru a se aplica rezistența maximă admisă la compresiune (adică \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). O vedere tridimensională a îmbinării cu placă de bază este prezentată în Fig. 2.

Fig. 2 Vedere tridimensională a plăcii de bază cu stâlp HSS

Încărcările axiale de compresiune factorizate maxime care pot fi aplicate în siguranță îmbinării cu placă de bază, determinate din IDEA StatiCa și din calculele tradiționale, sunt prezentate în Fig. 3. Pentru plăcile de bază groase, adică t_p ≥ 2,25 in., rezultatele tradiționale și cele din IDEA StatiCa sunt aproape identice. În aceste cazuri, compresiunea controlează rezistența și întreaga arie a plăcii de bază este în contact cu betonul. Mica diferență de rezistență între rezultatele metodei tradiționale și IDEA StatiCa se datorează faptului că IDEA StatiCa ia în considerare găurile pentru tijele de ancoraj la calculul ariei de contact, în timp ce reducerea ariei datorată găurilor este de obicei neglijată în metoda tradițională.

Fig. 3 Încărcarea axială de compresiune factorizată maximă vs. grosimea plăcii pentru placa de bază cu stâlp HSS

Pentru plăcile de bază mai subțiri, rezultatele calculelor tradiționale și ale IDEA StatiCa diferă semnificativ. În aceste cazuri, calculele tradiționale sunt controlate de încovoierea plăcii de bază, în timp ce starea limită determinantă în IDEA StatiCa este strivirea betonului. Distribuția uniformă a tensiunilor de contact presupusă în AISC Design Guide 1 conduce la solicitări mari la încovoiere în placa de bază. Cu toate acestea, placa de bază, în special când este subțire, este flexibilă și se va deforma, rezultând o distribuție a tensiunilor de contact concentrată sub stâlp, așa cum se arată în Fig. 4. Curgerea plăcii de bază crește și mai mult flexibilitatea acesteia și limitează tensiunile de contact la extremitățile plăcii de bază. Acest comportament este modelat explicit în IDEA StatiCa. Astfel, deși curgerea plăcii de bază are loc, deformația plastică din placă nu atinge niciodată limita de 5%, iar rezistența betonului controlează.

Fig. 4 Distribuția tensiunilor de contact din IDEA StatiCa pentru placa de bază cu stâlp HSS. Hașura indică aria A₂ și se extinde dincolo de câmpul vizual

Pentru a explora mai în detaliu diferențele, calculele tradiționale au fost repetate cu ipoteze mai consistente cu o placă de bază flexibilă. Distribuția de tensiuni presupusă pentru aceste calcule tradiționale alternative este prezentată în Fig. 5. Tensiunea de contact este uniformă, dar numai pe o porțiune a plăcii de bază. Mărimea tensiunii de contact este egală cu valoarea maximă permisă de Specificația AISC (2016) (adică \(\phi 1.7 f'_c\),  notând că aria în plan a betonului este mare). Lățimea zonei de contact depinde de încărcarea aplicată și de tensiunea de contact. Pentru aceste calcule, locația liniilor de curgere a fost aceeași cu cea recomandată în AISC Design Guide 1. Deși această ipoteză alternativă privind distribuția tensiunilor de contact diferă de cea prezentată în ghid, ea respectă în continuare Specificația AISC (2016). O altă modalitate de interpretare a ipotezei alternative privind tensiunile de contact este că porțiunile plăcii de bază care depășesc ceea ce este necesar pentru contactul cu betonul sunt neglijate.

Fig. 5 Distribuția presupusă a tensiunilor de contact pentru calculele tradiționale (flexibile) pentru placa de bază cu stâlp HSS

Încărcările axiale de compresiune factorizate maxime calculate folosind calculele tradiționale alternative sunt prezentate în Fig. 3. Utilizarea ipotezei alternative privind tensiunile de contact oferă rezistențe mult mai mari decât cele obținute cu ipotezele din AISC Design Guide 1. Dat fiind că ambele seturi de ipoteze sunt valide, aceasta indică faptul că presupunerea distribuției uniforme a tensiunilor de contact pe întreaga placă de bază este conservativă pentru plăcile de bază supradimensionate pentru contact. Rezistențele din IDEA StatiCa sunt totuși mai mari decât rezistențele din calculele tradiționale folosind ipoteza alternativă. Motivul este că distribuția tensiunilor de contact în IDEA StatiCa nu este uniformă (Fig. 4). Tensiunile sunt concentrate în apropierea stâlpului, plasând astfel solicitări mai mici la încovoiere pe placă. Deși acest comportament este fizic realist, este dificil de surprins prin calcule manuale.

Geometria îmbinării cu placă de bază HSS face simplă calcularea solicitărilor la încovoiere din placă cu ipoteze mai realiste privind distribuția tensiunilor de contact. Astfel de calcule sunt mai dificile pentru stâlpii cu profil cu tălpi late, dar ipoteza distribuției uniforme a tensiunilor de contact este în mod similar conservativă. Pentru a explora acest aspect, au fost efectuate analize suplimentare cu un stâlp W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) pe o placă de bază pătrată cu dimensiuni în plan de 18 in. × 18 in., grosime variind de la 0,25 in. la 3,00 in., și oțel conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Tijele de ancoraj au avut diametrul de 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) și o distanță la margine de c₁ = 1,5 in. Găurile pentru tijele de ancoraj au avut diametrul de 1-5/16 in. în conformitate cu recomandările din Tabelul 14-2 al Manualului AISC (2017). S-a presupus că placa de bază reazămă direct pe beton (f'_c= 4 ksi). Aria în plan a betonului a fost suficient de mare pentru a se aplica rezistența maximă admisă la compresiune (adică \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

Încărcările axiale de compresiune factorizate maxime care pot fi aplicate în siguranță îmbinării cu placă de bază, determinate din IDEA StatiCa și din calculele tradiționale, sunt prezentate în Fig. 6. Pentru plăcile de bază groase, adică t_p ≥ 2,25 in., rezultatele tradiționale și cele din IDEA StatiCa sunt aproape identice. La fel ca pentru placa de bază a stâlpului HSS, diferența se datorează modului diferit de tratare a găurilor pentru tijele de ancoraj la calculul ariei de contact.

Fig. 6 Încărcarea axială de compresiune factorizată maximă vs. grosimea plăcii pentru placa de bază cu stâlp cu profil cu tălpi late

De asemenea, similar cu placa de bază a stâlpului HSS, se constată o diferență semnificativă de rezistență pentru plăcile de bază mai subțiri. O sursă majoră a diferenței este distribuția uniformă a tensiunilor de contact pe întreaga placă de bază presupusă în calculele tradiționale. O abordare alternativă a calculelor tradiționale, bazată pe practica europeană, constă în a presupune o distribuție uniformă a tensiunilor de contact doar pe o porțiune a plăcii de bază. Porțiunea plăcii de bază supusă tensiunilor de contact este secțiunea transversală a stâlpului extinsă cu dimensiunea c, așa cum se arată în Fig. 7.

Fig. 7 Aria de contact presupusă pentru calculele tradiționale (flexibile) pentru placa de bază cu stâlp cu profil cu tălpi late

În practica europeană, dimensiunea c se bazează pe analogia cu o grindă în consolă, ca lungimea maximă încărcată uniform care poate prelua tensiunea de contact fără curgere. O valoare pentru dimensiunea c poate fi determinată prin aplicarea acestui concept la acest exemplu și la calculele utilizate în practica din SUA. Analogia cu grinda în consolă este prezentată în Fig. 8. Tensiunea uniformă de contact  este egală cu 1,7 ori rezistența la compresiune a betonului, dat fiind că aria în plan a betonului este mare în acest exemplu (adică \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). Tensiunea de calcul la contact este \(\phi F_p = 1.105 f'_c\) după aplicarea factorului de rezistență pentru strivirea betonului de 0,65. Momentul solicitat rezultant la reazem pentru o lățime unitară a consolei este

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

Momentul rezistent disponibil pentru starea limită de curgere la încovoiere pentru o lățime unitară a consolei este

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

Egalizând momentele solicitat și rezistent (adică \(M_u=\phi M_n\)) se obține o ecuație pentru c în funcție de grosimea plăcii.

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

Pentru rezistențele materialelor utilizate în acest exemplu, F_y = 36 ksi și f'_c = 4 ksi, valoarea lui c este 1,91t_p pentru un raport c/t_p = 1,91.

Fig. 8 Analogia cu grinda în consolă pentru determinarea dimensiunii c

Steenhuis et al. (2008) au evaluat rigiditatea relativă a plăcii de bază și a fundației din beton și au recomandat un raport c/t_p = 1,5. O altă valoare potențială pentru raport este c/t_p = 2,5, bazată pe panta de 2,5:1 pentru distribuția încărcării presupusă în alte aspecte ale proiectării structurilor metalice, de ex., prevederile privind curgerea locală a inimii din Secțiunea J10.2 a Specificației AISC (2016).

Rezistențele plăcii de bază folosind cele trei rapoarte diferite c/t_p sunt prezentate împreună cu rezultatele IDEA StatiCa și rezultatele calculelor tradiționale folosind ipoteza plăcii de bază rigide în Fig. 9. Pentru plăcile de bază mai subțiri, distribuția alternativă a tensiunilor de contact permite încărcări factorizate maxime mai mari decât atunci când se utilizează ipotezele din AISC Design Guide 1. Rezistențele sunt mai apropiate de cele din IDEA StatiCa, dar IDEA StatiCa arată în continuare rezistențe mai mari. Există două motive principale pentru aceasta. În primul rând, placa de bază nu se comportă ca o consolă între tălpile stâlpului. Utilizarea unei distribuții a tensiunilor de contact bazată pe analogia cu grinda în consolă în această regiune dintre tălpi este conservativă. În al doilea rând, IDEA StatiCa nu utilizează o tensiune de contact uniformă, nici chiar în interiorul ariei de contact.

Fig. 9 Încărcarea axială de compresiune factorizată maximă vs. grosimea plăcii pentru placa de bază cu stâlp cu profil cu tălpi late, incluzând calculele tradiționale cu placă de bază flexibilă

Distribuția tensiunilor de contact în IDEA StatiCa rezultă din rigiditatea relativă a plăcii de bază și a fundației din beton. Tensiunea de contact este cea mai mare direct sub inima și tălpile stâlpului și scade pe măsură ce ne îndepărtăm de aceste elemente, așa cum se arată în Fig. 10. Astfel, distribuția tensiunilor de contact nu este uniformă, așa cum se presupune în analogia cu grinda în consolă. De asemenea, tensiunea de contact de vârf poate depăși tensiunea de contact uniformă utilizată în proiectare, deoarece IDEA StatiCa evaluează gradul de utilizare pe baza tensiunii medii de contact din aria de contact. Aria de contact este definită în IDEA StatiCa ca aria cu o tensiune de contact mai mare decât o fracțiune din tensiunea de contact maximă. Fracțiunea, numită raportul de tăiere a tensiunii, este luată implicit ca 0,1, dar poate fi setată de utilizator în meniul de configurare a codului. Utilizarea unui raport de tăiere a tensiunii diferit produce rezultate diferite. Încărcarea axială de compresiune factorizată maximă conform IDEA StatiCa folosind un raport de tăiere a tensiunii de 0,4 este prezentată în Fig. 9.

Fig. 10 Distribuția tensiunilor de contact din IDEA StatiCa pentru placa de bază cu stâlp WF. Hașura indică aria A₂ și se extinde dincolo de câmpul vizual

Utilizarea unei tensiuni de contact uniforme pe întreaga placă de bază pentru plăcile de bază supradimensionate pentru contact este în mod evident conservativă. Abordările alternative care țin cont de flexibilitatea plăcii de bază includ în continuare ipoteze simplificatoare pentru a permite calculul manual. Deși IDEA StatiCa oferă rezistențe mai mari decât oricare dintre aceste metode, se bazează pe ipoteze realiste de comportament, iar verificările rezistenței la contact sunt efectuate în conformitate cu Specificația AISC. Inginerii care doresc rezultate care să corespundă mai bine calculelor manuale pot ajusta raportul de tăiere a tensiunii în IDEA StatiCa la 0,4.

3 Încărcare la forfecare

În această secțiune sunt investigate plăcile de bază supuse la încărcare de forfecare. Transferul forței de forfecare de la o placă de bază la beton poate avea loc prin mai multe mecanisme, inclusiv frecare, rezemare a plăcii de bază sau a unui pivot de forfecare pe beton și forfecare în tijele de ancoraj. Acest studiu investighează doar mecanismul de forfecare în tijele de ancoraj.

Așa cum se menționează în AISC Design Guide 1, proiectarea tijelor de ancoraj la forfecare depinde de detaliile îmbinării și de traseul corespunzător al forțelor. Găurile din plăcile de bază pentru tijele de ancoraj au de obicei o toleranță mai mare decât găurile pentru șuruburi, pentru a permite dezalinierea tijelor în timpul montajului. Dimensiunile recomandate pentru găurile tijelor de ancoraj în plăcile de bază sunt prezentate în Tabelul 14-2 al Manualului AISC (2017). Pentru a evita alunecarea și a transfera forța de forfecare uniform la toate tijele de ancoraj, se poate instala o placă de reglaj sub placa de bază sau plăci tip șaibă deasupra plăcii de bază (și sub piulițele tijelor de ancoraj). Odată ce placa de reglaj sau plăcile tip șaibă sunt sudate de placa de bază, forța de forfecare va fi transferată uniform fiecărei tije de ancoraj. Cu toate acestea, dacă se utilizează plăci tip șaibă, încovoierea tijei de ancoraj în interiorul plăcii de bază trebuie luată în considerare în proiectare.

IDEA StatiCa nu ia în considerare încovoierea tijei de ancoraj în interiorul plăcii de bază. Au fost efectuate o serie de analize pentru a demonstra efectul acestei încovoieri. Analizele au fost efectuate cu un stâlp W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) pe o placă de bază pătrată cu dimensiuni în plan de 18 in. × 18 in., grosime variind de la 0,25 in. la 2,50 in., și oțel conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Tijele de ancoraj au avut diametrul de 3/4 in. (ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi) cu filete neexcluse din planul de forfecare și o distanță la margine de c₁ = 1,5 in. Găurile pentru tijele de ancoraj au avut diametrul de 1-5/16 in. în conformitate cu recomandările din Tabelul 14-2 al Manualului AISC (2017). S-a presupus că placa de bază reazămă pe un strat de mortar de 2 in. grosime deasupra betonului (f'_c= 4 ksi). Aria în plan a betonului a fost suficient de mare astfel încât efectele de margine nu au trebuit luate în considerare. Forța de forfecare a fost aplicată cu punctul de moment zero la partea superioară a plăcii de bază.

Încărcările de forfecare factorizate maxime din IDEA StatiCa și din calculele tradiționale sunt prezentate în Fig. 11. Rezultatele IDEA StatiCa sunt aproape constante, cu o încărcare de forfecare factorizată maximă de 24 kips. Această valoare reprezintă rezistența la forfecare disponibilă a celor patru tije de ancoraj cu un factor de reducere de 0,8 aplicat conform cerințelor Codului ACI (2019) pentru plăcile de bază cu straturi de mortar. Această rezistență este adecvată atunci când se utilizează o placă de reglaj sau găurile tijelor de ancoraj nu au o toleranță mare. Cu toate acestea, dacă se utilizează plăci tip șaibă, rezistența scade odată cu creșterea grosimii plăcii de bază. Calculele tradiționale au fost efectuate urmând procedura prezentată în Exemplul 4.11 din AISC Design Guide 1 incluzând un braț de pârghie pentru încovoiere egal cu jumătate din distanța de la centrul plăcii tip șaibă la partea superioară a mortarului. Conform recomandărilor din AISC Design Guide 1, factorul de reducere de 0,8 pentru plăcile de bază cu mortar definit în Codul ACI (2019) nu a fost aplicat. Pentru acest caz, abordarea tradițională conform AISC Design Guide 1 conduce la o forță de forfecare factorizată maximă mai mică decât IDEA StatiCa pentru plăci de bază cu grosimea de 3/8 in. și mai mult. Dacă se utilizează plăci de bază cu plăci tip șaibă sudate sau alte detalii care permit încovoierea semnificativă a tijelor de ancoraj în interiorul plăcii de bază, se recomandă efectuarea verificărilor în afara IDEA StatiCa.

Fig. 11 Încărcarea de forfecare factorizată maximă vs. grosimea plăcii

4 Combinație de încărcare axială de compresiune și moment

În această secțiune sunt investigate plăcile de bază supuse la combinație de încărcare axială de compresiune și moment. Stările limită evaluate pentru această condiție de încărcare sunt compresiunea betonului, curgerea la încovoiere a plăcii de bază, curgerea la întindere a tijei de ancoraj și rezistența elementului.

Analizele au fost efectuate cu un stâlp W12x120 (ASTM A992, F_y = 50 ksi) pe o placă de bază pătrată cu dimensiuni în plan de 20 in. × 20 in., grosime variind de la 0,5 in. la 2,50 in., și oțel conform ASTM A36 (F_y = 36 ksi). Tijele de ancoraj au avut diametrul de 1 in. (ASTM F1554 Gr. 55, F_y = 55 ksi) înglobate la o adâncime suficientă în beton astfel încât rezistența la întindere a tijei de ancoraj să controleze față de toate modurile de cedare a betonului la întindere. Tijele de ancoraj au avut o distanță la margine de c₁ = 2 in. Găurile pentru tijele de ancoraj au avut diametrul de 1-7/8 in. în conformitate cu recomandările din Tabelul 14-2 al Manualului AISC (2017). S-a presupus că placa de bază reazămă pe un strat de mortar de 2 in. grosime deasupra betonului (f'_c= 4 ksi). Aria în plan a betonului a fost suficient de mare astfel încât efectele de margine nu au trebuit luate în considerare și se aplică rezistența maximă admisă la compresiune (adică \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

Încărcarea axială de compresiune aplicată a fost menținută constantă la 100 kips și s-a determinat momentul încovoietor maxim care poate fi aplicat simultan. Momentul încovoietor factorizat maxim este prezentat în Fig. 12. Pentru IDEA StatiCa, limita deformației plastice pe partea întinsă a plăcii de bază a controlat rezistența îmbinării cu o placă de bază de 0,5 in. grosime. Pentru îmbinarea cu o placă de bază de 0,625 in. grosime, o stare limită interesantă de strivire a betonului a controlat, deoarece colțurile plăcii de bază pe partea întinsă au fost îndoite în jos în beton de către ancore, așa cum se arată în Fig. 13. Rezistența la întindere a ancorelor a fost atinsă la aproximativ 5% moment aplicat mai mare. Rezistența la întindere a ancorelor a controlat pentru toate celelalte îmbinări (adică t_p ≥ 0,75 in.). În calculele tradiționale, curgerea la încovoiere a plăcii de bază pe partea comprimată a controlat rezistența îmbinărilor cu grosimea plăcii de 1,5 in. și mai puțin, iar rezistența la întindere a tijei de ancoraj a controlat în celelalte cazuri.

Fig. 12 Momentul factorizat maxim vs. grosimea plăcii pentru placa de bază cu încărcare axială de compresiune de 100 kips

Fig. 13 Formă deformată (factor de scară = 5) și tensiunea de contact a betonului pentru îmbinarea cu placă de bază de 0,625 in. grosime. Se observă tensiunile de contact la colțurile părții întinse a plăcii de bază

Acolo unde încovoierea plăcii de bază a controlat calculele tradiționale, momentele factorizate maxime admise au fost mai mici pentru metoda tradițională decât pentru IDEA StatiCa. Motivul acestui rezultat este similar cu cel pentru plăcile de bază supuse la încărcare axială concentrică, și anume că distribuția presupusă a tensiunilor de contact este conservativă și nu ține cont de flexibilitatea crescută a plăcii de bază după curgere. Metode de calcul tradiționale au fost dezvoltate pentru evaluarea plăcilor de bază flexibile supuse la compresiune axială și încovoiere și au fost comparate cu IDEA StatiCa în alte studii.

Dimpotrivă, acolo unde rezistența la întindere a tijei de ancoraj a controlat calculele tradiționale, încărcările factorizate maxime admise au fost ușor mai mari pentru metoda tradițională decât pentru IDEA StatiCa. Rezistența la întindere disponibilă a tijelor de ancoraj este ușor mai mare pentru calculele tradiționale, deoarece se bazează pe recomandările din AISC Design Guide 1, în timp ce IDEA StatiCa se bazează pe prevederile Codului ACI. Cele două abordări diferă, de asemenea, în distribuția presupusă a tensiunilor de contact, rezultând un braț de pârghie ușor diferit pentru cuplul de forțe format între tija de ancoraj și centrul forței de contact.

5 Concluzii

Acest studiu a comparat proiectarea îmbinărilor cu placă de bază prin metode tradiționale de calcul utilizate în practica din SUA și IDEA StatiCa. Observațiile cheie din studiu includ:

• Pentru plăcile de bază groase care se conformează mai bine ipotezei plăcii de bază rigide, IDEA StatiCa oferă rezistențe comparabile cu calculele tradiționale prezentate în AISC Design Guide 1.
• Pentru plăcile de bază mai subțiri, unde curgerea la încovoiere a plăcii de bază datorată tensiunilor de contact controlează, IDEA StatiCa poate oferi rezistențe semnificativ mai mari decât calculele tradiționale, deoarece distribuția tensiunilor de contact este calculată explicit și se redistribuie la inițierea curgerii plăcii de bază.
• IDEA StatiCa calculează corect rezistența la forfecare a tijelor de ancoraj, dar neglijează potențialele reduceri ale rezistenței la forfecare datorate încovoierii tijei de ancoraj în interiorul plăcii de bază, care pot apărea în anumite configurații ale plăcii de bază (de ex., plăci de bază cu plăci tip șaibă sudate).

Referințe

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.