Guide des barres d ’ armature rapportées
6.0 QUELLE EST L ’ HISTOIRE ?
ψ ec , N
ψ c , N
ψ cp , N
λ a
Facteur pour tenir compte des groupes à charge excentrique Facteur d ’ augmentation qui tient compte du béton non fissuré
FFacteur de prise en compte des contraintes de frettage par fractionnement
facteur de réglage du béton léger
k c efficacité pour la rupture du béton ( valeur caractéristique , béton fissuré ); pour les ancrages adhésifs , cette valeur est déterminée par des essais conformément à l ’ ACI 355.4 . h ef efficace en pouces
De même , conformément à la section 17.6.5.1 de l ’ ACI 318-19 , la force de liaison caractéristique , N ag , des ancrages adhésifs dans le béton fissuré est déterminée comme indiqué dans l ’ équation 13 :
N = A Na ag A ψ ed , Na ψ ec , Na ψ cp , Na cr λ a πd a h ef ( lb ) ( Eq . 13 ) Nao où A Nca = ( 2c Na ) 2
A Na
c Na
cr
unc
Une zone d ’ influenceprojetée Na en fonction de la distance critique du bord d ’ ancrage , c Na
= 10d a annulercr
1100
( po )
Contecée de contrainte de liaison dans le béton fissuré selon l ’ évaluation , conformément à l ’ ACI 355.4
Stress de liaison caractéristique dans le béton non fissuré selon l ’ évaluation , conformément à l ’ ACI 355.4
d un diamètre de l ’ élément d ’ ancrage ( tige filetée , barre de renforcement )
D ’ autres termes sont analogues à l ’ expression d ’ une éruption concrète .
Les facteurs de réduction de la force ( Φ ) indiqués dans les tableaux 17.5.3 ( a , b & c ) de l ’ ACI 318-19 sont appliqués sur l ’ acier nominal , la rupture du béton et les forces de liaison , et la valeur minimale est comparée à la charge de conception pondérée N ua . Des vérifications de conception supplémentaires sont effectuées conformément à la section 17.5.2.2 de l ’ ACI 318-19 pour les ancrages adhésifs soumis à des charges de tension soutenues . Lorsque des ancrages sont utilisés dans des structures assignées aux catégories de conception sismique C , D , E ou F , des exigences supplémentaires conformément à la section 17.10 de l ’ ACI 318-19 sont placées sur le comportement de l ’ ancrage .
Selon la norme ACI 318-19 R25.4.2.4 , le fractionnement régit le comportement des barres d ’ armature placées au minimum sans renforcement transverse ou autre renforcement de confinement . Les barres placées avec un couvercle accru et / ou fournies avec un renforcement transversal sont régies par une défaillance de retrait , mais il est peu probable que «... une augmentation du revêtement ou du renforcement transverse ( au-delà de ce qui est supposé pour assurer le comportement de retrait ) augmente la capacité d ’ ancrage . » Notez que , en aucun cas , les ruptures de béton ne sont prévues , quelle que soit la densité des barres placées dans un volume spécifique de béton . Cette hypothèse est probablement fondée sur les contraintes d ’ obligation relativement faibles associées à l ’ équation de la longueur du développement ( voir la Figure 45 ). Pour les barres d ’ armature rapportées conçues conformément à la théorie de l ’ ancrage , cependant , la force de liaison complète testée de l ’ adhésif est utilisée et , par conséquent , une évaluation des capacités de liaison et de rupture conformément à l ’ ACI 318 est requise .
Les barres d ’ armature rapportées peuvent être conçues en rediscastant les expressions de rupture et de force de liaison du béton dans l ’ ACI 318 dans les équations de longueur de développement , c ’ est-à-dire en équivalencenant la force associée à la défaillance du béton ou à la défaillance de liaison avec la force de rendement de la barre intégrée et la résolution de l ’ en-un . Cela peut être particulièrement utile lorsque la couverture ( distance au bord ) est importante mais que la profondeur d ’ encastrement est limitée , comme dans le cas du développement de barres dans la face d ’ un mur .
Note : Pour de plus amples renseignements sur cette approche , consultez Charney , et al ., « Procédures recommandées pour le développement et l ’ épissage des barres d ’ armature liées rapportées dans des structures en béton », ACI Structurer Journal , Vol . 110 , No . 3 , mai-juin 2013 [ 4 ].
Selon Charney et al ., lorsqu ’ une seule barre de renforcement installée est installée dans du béton de poids normal , loin des bords , de sorte que la résistance à la rupture du béton n ’ est pas affectée par la distance des bords , l ’ enrobage associé à la dérivation du béton requis pour obtenir un rendement dans la barre de renforcement intégrée peut être exprimé comme indiqué dans l ’ équation 14 :
l d , breakout =
De même , lorsqu ’ une seule barre de renforcement installée est installée loin de tout bord , l ’ enrobage à commande d ’ adhérence requis pour obtenir un rendement dans la barre de renforcement intégrée peut être exprimée comme indiqué dans l ’ équation 15 :
l d , bond =
1,2
0,3 db f y
cr
A b f y
k c
2 / 3
( po ) ( Eq . 15 )
( po ) ( Eq . 14 )
La durée de développement de la conception pour ce cas particulier peut être considérée comme la plus grande des valeurs suivantes : et , l d , breakout et l d , breakout , comme le montre l ’ équation 16 :
l d , bond = max | l d , breakout ; l d , bond |
( po ) ( Eq . 16 )
Note : L ’ éq . 14 et l ’ éq . 15 peuvent également être dérivés à l ’ aide de la disposition de la CSA , où le rapport des facteurs de modification de la résistance peut être mesuré de 1,0 de façon prudente . »
29 Novembre 2022