JÄNNITETTYJEN I- JA HI-PALKKIEN SUUNNITTELUOHJEET

Transkriptio

1 JÄNNITETTYJEN I- JA HI-PALKKIEN SUUNNITTELUOHJEET Sisällysluettelo 1 YLEISTÄ 1.1 Soveltamisala ja käytettävät standardit 1. Suunnittelumerkinnät 1.3 Määritelmät ja oletukset - poikkileikkauksen muoto ja muuttuminen rakenteen jänteen eri kohdissa MATERIAALIOMINAISUUDET.1 Lujuus- ja muodonmuutosominaisuudet.1.1 Betoni.1. Jännepunokset.1.3 Jännittämätön raudoitus. Osavarmuusluvut 3 HI-PALKKIEN SUUNNITTELURAJATILAT 3.1 Jännevoiman siirto 3. Kuljetus- ja asentamisrajatila 3..1 Nostot ja kuljetukset 3.. Vääntö asentamisrajatilassa 3.3 Valmiin rakennuksen murtorajatila Palkin taivutuskestävyys 3.3. Ehytuumaisen palkin leikkauskestävyys Palkin uumareikien vaikutus kestävyyteen 3.4 Valmiin rakennuksen käyttörajatila Halkeilukestävyys 3.4. Taipumat Jännevoiman siirrossa tapahtuva esijännityksen pieneneminen Jännevoiman siirron aikana tapahtuvan halkeilun kompensoimiseksi tarvittava raudoitus Jännityshäviöt ja tehollinen jännevoima 4 HI-PALKKIEN RASITUSTILAT JA KUORMITUKSET ERI SUUNNITTELURAJATILOISSA 4.1 Rasitustila jännevoiman siirron aikana 4. Palkin kuljetus ja asennus 4.3 Valmiin rakennuksen rajatilat 5 RAUDOITTAMISEN JA PUNOSTAMISEN VAATIMUKSET 5.1 Punosten ja tankojen sijoittaminen poikkileikkauksessa 5. Raudoitustankojen ankkurointi- ja jatkospituudet 5.3 Puristusraudoituksen suunnittelu ja sitomisvaatimukset 5.4 Jännittämättömän vetoraudoituksen käyttäminen ja rajoitukset 5.5 Jännevoiman suuruus palkin eri kohdissa 5.6 Leikkausraudoituksen yksityiskohtien suunnitteluvaatimukset

2 6 HI-PALKKIEN UUMAREIKIEN SUUNNITTELUVAATIMUKSET 6.1 Reikien koot ja sijoittaminen ilman tarkempaa analyysiä 6. Reikien ympäristön rasitustilat 6..1 Murtorajatila 6.. Käyttörajatila 7 PALKKIEN LIITTYMINEN MUIHIN RAKENTEISIIN 7.1 TT-laattojen ja palkkien väliset liitokset 7. Palkin ja pilarin liitokset 7.3 Palkkeihin liittyvät kannatusjärjestelmät, ripustus- ja jälkikiinnitysohjeet 8 TAIVUTUSJÄNNITYSTILOJEN JA -KESTÄVYYDEN LASKEMINEN 8.1 Jäyhyysmomentti ja taivutusvastukset 8. Jännevoiman vaikutuksien seuranta ja mitoitusehdot 8..1 Jännevoiman siirto 8.. Rasitustilat jännevoiman siirron jälkeen 8.3 Taivutuskestävyyden laskeminen 8.4 Punosten ylilujuuden vaikutus poikkileikkauksen murtumistapaan 9 LIITTEET 9.1 Suositeltavat hakamallit 9. Esimerkki: Jännevoiman vaikutus palkin rasitustilaan ja kestävyyteen 9.3 Esimerkki: Jännityshäviöiden arvioiminen LÄHDEKIRJALLISUUS

3 1 YLEISTÄ 1.1 Soveltamisala ja käytettävät standardit Nämä suunnitteluohjeet koskevat jännitettyjä, yksinkertaisesti tuettuja I- tai harja-ipalkkeja, joiden uumassa voi olla yksi tai useampia pyöreitä reikiä. Palkit jännitetään tartunnallisin jäntein. Palkkien rakenne on kohdassa 1.3 esitettävien määrittelyjen mukainen. Ohjeiden sisältö painottuu harja-i-palkkeihin, joissa taivutusrasituksien kannalta yleensä oletetaan määräävän poikkileikkauksen sijaitsevan 1/3-pisteissä (jänteen keskikohdan suhteen symmetriset pituusprofiilit), mutta sääntöjä voidaan yhtä hyvin soveltaa korkeudeltaan muuttumattomiin palkkeihin. Palkkien suunnittelussa noudatetaan yleisperiaatteena SFS-EN ja sen viitestandardien suunnitteluohjeita, ellei erikseen toisin osoiteta. Näissä suunnitteluohjeissa ei käsitellä palkkien valmistustyön suoritusta, jonka oletetaan täyttävän SFS-EN liitteen A ja kyseisen standardin kansallisen liitteen mukaiset vaatimukset. 1. Suunnittelumerkinnät Suunnittelumerkinnät ovat SFS-EN mukaiset. Symbolit, joita tarvitaan täydentämään tätä standardia, esitetään seuraavassa luettelossa. A c on betonipoikkileikkauksen ala A ci on muunnetun poikkileikkauksen ala A c.top on reiän yläpuolisen betonipoikkileikkauksen ala A sc on ylälaipan raudoituksen ala A sc.top on reiän yläpuolisen poikkileikkauksen raudoituksen ala A p on jännepunosten kokonaisala alalaipassa A s on jännittämättömän raudoituksen ala alalaipassa A sci on jännittämättömän raudoituksen ala ylälaipassa, i = 1, tai 3 A sw on leikkausraudoituksen ala b 1 on ylälaipan leveys b on alalaipan leveys b w on uuman paksuus d o on reiän halkaisija d p on hyötykorkeus jännepunoksiin d sci on hyötykorkeus ylälaipan jännittämättömään raudoitukseen, i = 1, tai 3 d si on hyötykorkeus alalaipan jännittämättömään raudoitukseen y top on poikkileikkauksen painopisteakselin y-y etäisyys yläpinnasta y bot on poikkileikkauksen painopisteakselin y-y etäisyys alapinnasta y p on jännevoiman painopisteen etäisyys painopisteakselista y-y f cd on mitoituslujuus ristikkomallin puristussauvassa f pd on jännepunoksen mitoituslujuus f pd.max on jännepunoksen mitoituslujuuden suurin arvo f sd on jännittämättömän veto- tai puristusraudoituksen mitoituslujuus on jännittämättömän veto- tai puristusraudoituksen ominaislujuus f sk

4 f swd h c.top h i on leikkausraudoituksen mitoituslujuus on reiän yläpuolisen osan korkeus on poikkileikkauksessa olevan suorakaide- tai puolisuunnikasosan korkeus H i on poikkileikkauksen pystykoordinaatti yläpinnasta mitattuna, i = 1,,.., 5 h 3 on uuman korkeus (muuttuva palkin korkeuden mukaisesti) H 5 on poikkileikkauksen korkeus (muuttuva palkin korkeuden mukaisesti) H 5o on poikkileikkauksen korkeus reiän kohdalla H 5,r on poikkileikkauksen korkeus harjan kohdalla I c on betonipoikkileikkauksen jäyhyysmomentti y-y akselin suhteen I c,i on muunnetun poikkileikkauksen jäyhyysmomentti y-y akselin suhteen I z on betonipoikkileikkauksen jäyhyysmomentti z-z akselin suhteen M gb on ominaistaivutusmomentti palkin painosta M g+q on ominaistaivutusmomentti rakenteiden painosta ja hyötykuormasta M cr.d on mitoitusvetolujuuteen f ctd perustuva halkeamiskestävyys M ncr on halkeilukestävyys poikkileikkauksen yläpinnan ollessa vedetty M cr on halkeilukestävyys poikkileikkauksen alapinnan ollessa vedetty T Rd.c on ehyen poikkileikkauksen vääntökestävyys (halkeilua aiheuttava) W T on betonipoikkileikkauksen vääntövastus W top,i on muunnetun poikkileikkauksen taivutusvastus yläpinnan suhteen W bot,i on muunnetun poikkileikkauksen taivutusvastus alapinnan suhteen l eb on palkin päätylohkon pituus debond on mitta palkin päästä, jolla punoksen tartunta on poistettu L on jännemitta n E on kimmokerroinsuhde, n 0 lyhytaikaisvaikutukset, n L pitkäaikaisvaikutukset s l on hakaväli s o on kahden peräkkäisen reiän keskiöväli z on momenttivarsi on lappeen kaltevuuskulma on kulma on virumaluku k 1.3 Määritelmät ja oletukset Palkin harjamuoto = palkin yläpinnan lappeittain saman kaltevuuden muodostama taiteviiva, jossa kaltevuus on yleensä 1:16. Harja sijaitsee tavallisimmin jännevälin keskikohdassa. I-poikkileikkaus = palkin poikkileikkauksen muodostaa pystyakselin suhteen symmetriset puolisuunnikkaan muotoiset laipat, joiden poikkileikkauksiin sisältyy jännepunoksia ja jännittämätöntä raudoitusta. Uumaosa on vakioleveä ja kapeampi kuin laipat. Laippojen mitat ovat muuttumattomat jänteen eri kohdissa ja uuman korkeus muuttuu palkin korkeuden muuttuessa. Pääjäyhyysakseli z-z tarkoittaa pystysuoraa akselia ja akseli y-y vaakasuoraa akselia. I z on poikkileikkauksen pienempi jäyhyysmomentti, kun taivutus tapahtuu

5 pystyakselin suhteen. Taivutuksen tapahtuessa pystytasossa, poikkileikkauksen korkeusmuuttujaa kuvassa.1b merkitään y:llä. Palkin geometria ja mittasymbolit esitetään kuvassa 1.1: yleensä h = (b 1 - b w )/4 ja h 4 = (b - b w )/. Symmetrisen harjamuodon mukainen palkin pituusprofiili esitetään kuvassa 1.. Kuvassa 1.1 jännepunoksien painopiste vastaa alalaipassa olevia punoksia ja yläpunokset eivät kuulu alaan A p. Yläpunoksia käytetään tarvittaessa tasapainottamaan alalaipassa olevan suuren jännevoiman vaikutuksia, mutta niitä ei oteta huomioon laskettaessa poikkileikkauksen taivutuskestävyyttä. d d d sc3 sc sc1 b Asc1 A sc Asc3 1 h h 1 H top d s d p b w h 3 H 3 H 4 H 5 Kuva Palkkipoikkileikkauksen geometria b A p A s h h 4 5 bot H l eb lw 5,r lw 1:16 1:16 leb H 5,s L/ L/ H 5,s L Kuva 1. - Symmetrisen harjapalkin pituusprofiili, harjakorkeus H5,r H5,s tan. Päätylohkon pituus l eb on valmistajakohtainen asia ja sen suuruus riippuu käytettävästä muottikalustosta, yleensä l eb > 500 mm. Uumaviisteen pituus on vaihteleva ja muotituksesta riippuva, l w = (1,5.. 3)(b 1 - b w ).

6 MATERIAALIOMINAISUUDET.1 Lujuus ja muodonmuutosominaisuudet.1.1 Betoni Betonin lujuudet ja jännitys-muodonmuutosominaisuudet ovat SFS-EN kohdan 3.1., ja mukaiset: Lujuudet f ck, f cm ja kimmokerroin E cm, SFS-EN taulukko 3.1. Suhde E cm /G cm =,4 (vastaa suppeumalukua c = 0,). Taivutuskestävyyden laskemisessa käytettävä betonin mitoituspuristuslujuus f f ck cd cc, cc = 0,85. Betonin puristusjännitysten resultantti voidaan laskea c kuvan.1a mukaisen jännityssuorakaiteen tai kuvan.1b muuttuvan jännitystilan perusteella. Taivutetussa poikkileikkauksessa jännityssuorakaiteen korkeus on x cu ja tehollinen puristusjännitys on f cd. Jännityssuorakaidetta käytettäessä jännitysresultantin paikka ei ole korkeuden x cu keskikohdassa, kun kyseisellä osalla poikkileikkauksen leveys ei ole vakio. 0,8 Kun f ck 50 MPa, 1 fck 50 0,8 00 Kun 50 < f ck 90 MPa, fck 50 1,0 00 (.1a) (.1b) Jännitystä f cd vastaava suurin puristuma on cu. Muuttuvassa jännitysmallissa suurin puristuma on myös cu ja lisäksi puristuma c ja potenssi n ovat: c 0,00 kun f ck 50, n cu 0,0035 kun 50 f ck 90, c 0,085(fck 50) f n 1,4 3,4 ck f ck cu 0,53 3, (.1c) (.1d)

7 f cd cu F x cu Kuva.1a x cu x cu F c Betonin jännityssuorakaide taivutetussa poikkileikkauksessa. x cu = muodonmuutosten nollaviivan etäisyys eniten puristetusta pinnasta. Jännitysresultantin paikka: useimmiten F < 0,5 Kuva.1b f cd cu < cu Betonin paraabeli-suora jännitysmalli taivutetussa poikkileikkauksessa: y x cu c x c n xcu y xcu y c(y) f cd xc xc xcu xc y xcu c (y) = f cd kun 0 < y < x c. Koordinaatin y origo on yläpinnassa ja mitta x c c xcu. Kutistuminen ja viruminen käsitellään SFS-EN kohdan ja liitteen B mukaisesti. Seuraavat kutistumis- ja virumislausekkeet on kirjoitettu sopiviksi betoneille, jotka valmistetaan R-sementtiä käyttäen. Lausekkeissa RH = suhteellinen kosteus %, t s = betonin ikä, vrk, jolloin kutistuminen alkaa ja A h c 0 = betonipoikkileikkauksen muunnettu paksuus, mm. t 0 = betonin ikä u kuormittumisen alkaessa, vrk. Betonin kovettumislämpötila T voidaan ottaa huomioon muuttamalla kuormittumisen alkamisikää t 0 t 0.T. Virumamuodonmuutoksen lausekkeissa otetaan huomioon jännitystason suuruuden vaikutus: kun c /f cm (t 0 ) > 0,45, lineaarinen virumaoletus ei enää pidä paikkaansa. Seuraavalla sivulla olevissa lausekkeissa viruman mahdollinen epälineaarisuus on otettu huomioon, eli virumaluku k(t,t 0) edustaa joko lineaarista tai epälineaarista virumaa jännitystason c /f cm (t 0 ) mukaisesti. Betonin keskipuristuslujuus f cm = f ck + 8 MPa. Betonin kimmokerroin 0,3 f E cm cm cu

8 Virumamuodonmuutos aikavälillä t - t 0 : c cc(t,t 0) k(t,t 0) E cm 1,5(k 0,45) c k(t,t 0) (t,t 0)e ; k 0,45 f cm(t 0) 0,7 0, 35 1 RH / ,8 1 (t,t 0) c(t,t 0) 1 f 3 0,0 cm 0,1 h f 0 cm fcm 0,1t0 0,3 t t0 c(t,t 0) ; RH t t 0 RH 1, , 01RH h fcm fcm 8 0, 1 t 0 f cm(t 0 ) cc(t 0 )f cm; cc(t 0 ) e Kovettumislämpötilan vaikutus kuormittumisen alkamisikään: muutetaan t 0 t 0.T n t0.t i i T( t ) 13,65 i te vrk, T(t i ) = lämpötila o C aikana t i Kutistumismuodonmuutos cs (t,t s ) cd (t,t s ) ca (t) t t 3 s 6 0,011f cm RH cd(t,t s) kh e 1 3 t t 100 s 0,04 h 0 0, t 6 ca(t ) 1e,5(fck 10 ) 10 Taulukko.1: Kerroin k h kuivumiskutistuman cd (t, t s ) lausekkeessa h 0 (mm) k h 1,0 0,85 0,75 0,70 Betonin keskivetolujuus f ctm lasketaan lausekkeista fctm /3 0,3f ck kun betoni on enintään C50/60,1 ln(1 f cm / 10 ) kun betoni on parempi kuin C50/60 Betonin ominaisvetolujuus on f ctk = 0,7f ctm. Poikkileikkauksen halkeilukestävyyttä voidaan arvioida keskivetolujuuden perusteella. f ctm

9 .1. Jännepunokset Jännepunosten jännitys-venymäominaisuudet ovat SFS-EN kohtien 3.3., ja mukaiset. Sovellettaessa asianomaisen standardin kansallista liitettä oletetaan punosten jännitys-venymäyhteys ( p - ) kuvan. mukaiseksi ja jännityslausekkeissa (.) käytetään valmistajan takaamia materiaaliominaisuuksia. Ellei punosten valmistajan takaamia materiaaliominaisuuksia ole käytettävissä, oletetaan seuraavat arvot: E p = punosten kimmokerroin = MPa, f pk = punoksen vetolujuus asiaankuuluvan tuotestandardin mukaisesti, f p0.1k = nimellinen myötöraja asiaankuuluvan tuotestandardin mukaisesti, uk = 0,05 Huomautus: yleensä uk :n vaatimus on 0,035. Tässä osoitettu arvo 0,05 vastaa paremmin valmistajien todellisia ominaisuuksia ja johtaa varmemmalla puolella olevaan plastiseen käyttäytymiseen. p f pd.max f pd pyd ud 1 Kuva. Punosten jännitys-venymäyhteys, vaihtoehdot 1 ja. Vaihtoehdossa 1 ei venymän suuruutta rajoiteta. Vaihtoehdossa suurin venymä on ud = 0,0 ja f pd.max on lausekkeen (.c) mukainen Kuvan. vaihtoehtoa vastaava jännitys-venymäyhteys esitetään lausekkeina (.). Plastinen jännitys f pd () voi kasvaa enintään arvoon f pd.max : ( ) E, kun < pyd ; p p pyd f E p0.1k fp0.1k fpk fp0.1k pyd f pd( ) f s s uk pyd s p pd.max (.a), kun pyd ud (.b) f pd.max f f f p0.1k pk p0.1k ud pyd s s uk pyd (.c).1..1 Jännepunosten relaksaatio Lyhyen ajan relaksaatiohäviö pr voidaan arvioida lausekkeen (.3) ja taulukon. avulla:

10 pr (t) 1000 pi pr (t) (.3) missä 1000 on suhteellinen relaksaatio, kun punos on ollut jännitettynä arvoon pi 1000 h. Jännepunokset kuuluvat relaksaatioluokkaan 1 (= matala relaksaatio). pr (t) on relaksaatiohäviön aikafunktio, jonka suuruutta voidaan arvioida taulukoiden. ja.3 perusteella. Taulukko.: Relaksaatiohäviön kehittyminen SFS-ENV mukaan Aika tunneissa Jännityshäviö % 1000 h arvosta Taulukko.3: Relaksaatioluokkaa 1 vastaavat 1000 arvot SFS-ENV mukaan pi /f pk (%) (%) 1,0,5 4,5 Huomautus: Taulukoiden. ja.3 avulla voidaan arvioida relaksaatiohäviön kehittymistä aikavälillä h, mihin tarkoitukseen lauseke (.4) ei ole soveltuva. Lauseketta (.4) voidaan sen sijaan käyttää pitkäaikaisen relaksaatiohäviön t >> 1000 h arvioimiseen. SFS-EN mukainen relaksaation aikakehitys (t = aika tunneissa) on jännepunoksien tapauksessa: pr pi (t) pi pi 9,1 0,751 5 f t pk f pk 0, e 1000 ja loppurelaksaatio saavutetaan kun t = h (57 vuotta). (.4) Lauseke (.4) vastaa lämpötilaa 0 o C. Betonin lämpökäsittely, esimerkiksi höyrykarkaisu lisää relaksaatiota ja se voidaan ottaa huomioon lisäämällä 0 o C relaksaatioaikaan aikaekvivalentti t eq : Tmax 0 1,14 n teq T( t i) 0ti Tmax 0 i1 T(t i ) = lämpötila ( o C) aikana t i, t i = aika tunneissa, T max = lämpökäsittelyn aikainen suurin lämpötila ( o C). (.5).1.3 Jännittämätön raudoitus Jännittämättömän betoniraudoituksen ominaisuudet ovat SFS-EN kohtien 3..3 ja 3..7 mukaiset. Jännitys-muodonmuutosyhteys sekä puristetussa että vedetyssä betoniraudoituksessa on ideaalikimmoplastinen, f sd = f sk / s, kun s f sd /E s.

11 f sd s Kuva.3 syd. Osavarmuusluvut s Jännittämättömän betoniraudoituksen ideaalikimmoplastinen jännitysmalli sekä puristetuille että vedetyille tangoille, syd = f sd /E s. SFS-EN kansallisen liitteen kohdan A..1 (laadunvalvonnan tehokkuuden ja mittapoikkeamien pienentämisen vaikutus) mukaan materiaalien osavarmuuslukuina c ja s voidaan käyttää: c = c.red1 = 1,35 (SFS-EN kansallinen liite, A..1()) s = s.red1 = 1,1 (SFS-EN kansallinen liite, A..1(1)) Jännevoiman osavarmuuslukuina käytetään P,fav = 0,9 ja P,unfav = 1,. 3 HI-PALKKIEN SUUNNITTELURAJATILAT 3.1 Jännevoiman siirto Jännevoiman siirron yhteydessä betoniin syntyviä jännityksiä tarkasteltaessa jännevoiman osavarmuuslukuna käytetään P = 1. Jännevoiman oletetaan siirtyvän betonille vakion tartuntajännityksen f bpt välittämänä: f (t) ; f ctm bpt 3,f ctd(t ),4 c 0,1 f ctm(t) fctme 8 t (3.1) Jännevoiman siirtymiseksi tarvittava siirtymispituus on l pt1 = 0,8l pt, kun p0 lpt 0,191 ja kertoimen 1 suuruus riippuu siirtotavasta: f bpt 1 1,5 nopea jännevoiman siirto. 1 1,0 hidas jännevoiman siirto p0 = jännitys punoksissa välittömästi siirron tapahduttua. Betonipoikkileikkauksissa oletetaan vallitsevan lineaarinen jännitysjakaantuma etäisyydellä disp pt p punosten päästä. l l d Välittömästi jännevoiman siirron jälkeen betoniin syntyvät suurimmat puristusjännitykset ovat c.pt.max (alapinnassa) ja c.pt.p (punosten painopisteen kohdalla): Suurin betonijännitys c.pt.max kpt.maxf ck(t pt ), k pt.max = 0,65, (SFS-EN kohta (5) ja standardin kansallinen liite)

12 Lisäksi voi olla tarpeen tarkistaa, että jännepunosten painopisteen kohdalla k f (t ), k pt.p = 0,5 (viruman lisääntyminen ja alttius suurempiin c.pt.p pt.p ck pt jännityshäviöihin) t pt = betonin ikä, vrk, jännevoiman siirtohetkellä. Huomautus 1: SFS-EN kohdan (5) lähtökohta on, että k pt.max = 0,6. Kansallisen liitteen mukaan voidaan arvoa nostaa yllä osoitetusti, jos kokemuksen perusteella tai kokeiden perusteella voidaan osoittaa, että pituussuuntaista halkeilua ei esiinny. Huomautus : Käytettäessä sivulla 8 olevia virumaluvun k lausekkeita, niihin sisältyy epälineaarinen viruman vaikutus ja silloin riittää, että huolehditaan jännityksen c.pt.max rajoittamisesta edellisen sivun mukaisesti. 3. Kuljetus- ja asentamisrajatila 3..1 Nostot ja kuljetukset Nostojen vaikutukset tarkastellaan kuten by10:ssä esitetään. Kuljetuksen aikana palkin tuenta on erilainen kuin asennettuna (indeksi ts transport supported) ja varmuus kiepahduksen suhteen tulee tutkia sen mukaisesti. Ellei riittävää varmuutta osoiteta luotettavasti muuten, voidaan varmuus osoittaa laskemalla palkin kriittinen paino G B.cr.ts kiepahduksen suhteen lausekkeesta (3.): G BC z T B.cr.ts kcr.ts Lts (3.) missä L ts on palkin tukipisteiden väli kuljetuksen aikana, yleensä voidaan käyttää L ts = L, B z on palkin tehollinen poikittainen taivutusjäykkyys kuljetuksen aikana = E cm (t ts )I z, C T on palkin tehollinen vääntöjäykkyys kuljetuksen aikana = G cm (t ts )I t, k cr.ts on kuljetuksen kriittisen kuorman kerroin = 16,9 (Stratford ja Burgoyne 1999). Poikkileikkaussuureet I z, I t kiepahdustarkastelua varten lasketaan jännevälin kolmannespisteessä olevan korkeuden mukaan. Jos G B /G B.cr.ts > 0,5 palkki on harustettava kuljetuksen ajaksi. Voidaan osoittaa, että HI-palkeissa harustusta ei tarvita, jos poikkileikkauksen leveyden b ja palkin jännevälin L suhteen on voimassa ehto L 60b. 3.. Vääntö asentamisrajatilassa Asennusaikaisen väännön vaikutukset eivät saa aiheuttaa palkkiin halkeilua. Sitä varten tarkistetaan, että leikkausvoiman ja väännön yhteisvaikutus ei aiheuta halkeilua asennustilanteessa.

13 Palkin poikkileikkauksien puhdas halkeilukestävyys T Rd.c vääntömomentin vaikuttaessa on: T 0,8W f 1 10 ; cp P,fav e Rd.c T ctd cp (3.3) fck Ac missä P e on tehollinen jännevoima jännehäviöiden tapahduttua. W T on betonipoikkileikkauksen vääntövastus, joka voidaan laskea kuvan 1.1 mukaisia merkintöjä käyttäen lausekkeesta: Ac h h W 4 T 0,8, Ac b1h 1 bh5 bwh3 b1 bw b bw uc (3.4a) u (b1 b w) (b c b1 b b w) h 1 h 3 h 5 h h tai T W 0,45x y w w 4 3 w 0,45(b h b h 0,5(( b b )h (b b )h ) h b ) P (3.4b) missä poikkileikkaus on jaettu xy suorakaideosiin siten että summatermi on mahdollisimman suuri ja x on suorakaideosien pienempi ja y suurempi sivumitta. Palkin uuman puhdas halkeilukestävyys V Rd.c.r leikkausvoiman vaikuttaessa on: Icbw lx P,favPe VRd.c.r fctd fctd, l pt = 1,l pt (3.5) Sc lpt Ac missä I c on palkin betonipoikkileikkauksen jäyhyysmomentti ja S c on puolen poikkileikkauksen staattinen momentti painopisteen suhteen. Kuvan 1.1 merkintöjä käyttäen: 1 1 S c hb 11 H5 h1 h w 3 b1 bw h 3 4h /3 b h 4 (3.6) Kun T Ek on asennusaikana esiintyvä vääntömomentti ja V Ek sen kanssa samanaikaisesti vaikuttava leikkausvoima, halkeilemattomuuden takaamiseksi vääntömomentin tulee täyttää ehto: T Ek 0,7T Rd.c 1 T 1 ev V Rd.c Rd.c.r T, e Ek V (3.7) VEk 3.3 Valmiin rakennuksen murtorajatila Palkin taivutuskestävyys Taivutuskestävyys M pl.rd (kohta 8.3) lasketaan käyttäen muodonmuutosten jakaumaa cu, pd, joka täyttää jännitysresultanttien tasapainoehdon F T = F C,

14 muodonmuutosten cu, pt yhteensopivuusehdot ja kokonaismuodonmuutosten cu, pd rajoittamisehdot: dp xcu pd pe ce pt, pt kuvan 3.1 mukaisesti ja pt cu sekä xcu Pe P e 1 y pi pe ce, P EpAp E cm A e = (P 0 + P )/ ci Ici vetojännityksien resultantti F T = F p + F s, missä F p = jännepunosten vetoresultantti ja F s = jännittämättömän raudoituksen vetoresultantti, puristusjännityksien resultantti F C = F sc + F c, missä F sc = ylälaipan raudoituksen puristusresultantti ja F c = betonin puristusjännitysten resultantti, resultantti F c voidaan laskea jännitysmallia 1 tai käyttäen (kuvat.1a ja.1b), cu cu ja käytettäessä punosten jännitysmallia kokonaisvenymä punosten painopisteen kohdalla tulee olla 1,4 pyd pd ud, kun halutaan varmistaa sitkeä murtumistapa. Jos pd < 1,4 pyd, poikkileikkauksen pienennetty mitoituskestävyys on Mpl.Rd pd fp0.1k MRd, missä br 1,7 0,5 ; 1, br 1 ja pyd E br pyd s p Jännitysmalli Jännitysmalli 1 f cd cu < A sc f cd cu y x cu c x cu F sc PNA pe+ ce d - x p cu pt A s Ap pd A p + s A s pd muodonmuutokset Kuva Betonin jännitysmallit ja muodonmuutosjakautumat taivutuskestävyyden laskemisessa

15 Huomautukset: Jännittämättömän vetoraudoituksen tarkastelussa on tarpeen käyttää kuvan.3 jännitysmallia, jossa ei ole muodonmuutosrajoitusta. Betonin jännitysmalli 1 ei ole riippuvainen betonin reunapuristuman suuruudesta, ja eri malleihin perustuvien betonin resultanttien yhtäsuuruus koskee vain tilannetta, jossa cu = cu. Kun cu < cu, mallin mukainen betonin jännitysresultantti on pienempi kuin mallin 1 mukaan laskettu. Jännepunosten lujenevaa jännitysmallia käytettäessä punosten suurin venymä on %. Tämän rajoituksen huomioon ottaminen voi edellyttää, että voimatasapainon vuoksi betonin puristumaa on rajoitettava niin, että cu < cu. Sitkeän murtumisen varmistamiseksi puristetun osan korkeus voidaan rajoittaa kohdan 5.4 mukaisesti (ehto (5.)) ja lisäksi pd 1,4 pyd. Jos venymäehto ei toteudu, otetaan mitoituskestävyydessä huomioon lisävarmuus br. Harjan kohdalla tapahtuva puristusresultanttien suunnan muutos aiheuttaa laipan ja uuman välille pystysuoran vetovoiman F vr (kuva 5.3), joka on sidottava riittävästi ankkuroiduilla haoilla, ks. kohta Ehytuumaisen palkin leikkauskestävyys Leikkausmurtumisen mekanismit ovat samat kuin jännittämättömissä rakenteissa, mutta jännevoima viivyttää leikkaushalkeilun alkamista ja kasvattaa jonkin verran leikkauskestävyyttä. Harjapalkeissa muuttuvasta korkeudesta aiheutuva puristusresultantin pystykomponentti vähentää hieman leikkausvoiman vaikutusta, mutta toisaalta suurimman leikkausvoiman vaikutusalueella tämä vaikutus häviää. Varmalle puolelle leikkausmitoitusta voidaan tarkastella kuten vakiokorkeassa palkissa, mutta kunkin poikkileikkauksen korkeuden mukaisesti. Leikkauskestävyyden tarkistusehto V Rd V Ed tarkoittaa, että (1) Poikkileikkauksissa, joihin voi muodostua alapinnasta alkavia taivutushalkeamia (x > x cr ), osoitetaan, että V Rd.s (x) V Ed (x). x cr = etäisyys tuelta, jossa toteutuu halkeamisehto M Ed (x cr ) = M cr.d (halkeamiskestävyys M cr.d, lauseke (3.11) kohdassa ). Kun x > x cr : Asw V Rd.s(x) z(x)fswd cot sl, missä cot,5 (3.8) V Rd.s(x) V Rd.max(x) A sw A sw.min, Asw,min 0,08 fck fswk, s l 0,75d p (3.9a) slbwsin Pystyhaat, = 90 o, 0,08 fck Asw,min fswk sb l w Minimihakoja käytettäessä leikkauskestävyys on vähintään V Rd.c (x): (3.9b)

16 V 3 Rd.c( x) bwd p( x) CRd.ck 100lfck 0,15 bw d p( x) vmin 0,15 P,favPe Ac P,favPe Ac Palkin pienin leikkauskestävyys on V (x) maxv (x),v (x) Rd.min Rd.s.min Rd.c V Rd.max(x) cwbwz(x) 1 cot fcd tan f 0,6 1 50, ck 1 (3.10) cp 1 kun 0 cp 0,5fcd fcd 1,5 kun 0,5f 0,5f cp,5 1 kun 0,5f f fcd cw cd cp cd cp c cd cp cd P e P,fav = jännevoiman aiheuttama puristusjännitys poikkileikkauksessa, A z(x) = 0,9d p (x) ja f swd = hakaraudoituksen mitoituslujuus. () Poikkileikkauksissa, joihin ei voi muodostua taivutushalkeamia (x < x cr ), uuman halkeilua aiheuttava kestävyys on V Rd.c.r (lauseke (3.5)) ja sen mukaisesti: Jos V Rd.c.r V Ed riittää, että käytetään samoja hakoja kuin kohdissa, joissa voi esiintyä taivutushalkeamia. Jos V Rd.c.r < V Ed, mitoitetaan haat lausekkeen (3.8) mukaisen kestävyyden mukaan. (g + q) d () (1) () M Ed < Mcr.d M Ed > M M cr.d Ed < M xcr x cr x Kuva 3. - Leikkauskestävyyden mitoituksen määrittelyalueet cr.d

17 Poikkileikkauksen halkeamiskestävyys M cr.d Halkeamiskestävyys M cr.d voidaan laskea alaraja-arvona lausekkeesta: i ypiybot.i fctm cr.d P,fav e 1 ci ybot.i i c M P A y bot.i on painopisteakselin etäisyys alareunasta,, i ci I, A ci /3 ctm ck (3.11) f 0,3f y pi on jännevoiman painopisteen etäisyys poikkileikkauksen painopisteakselista. I ci ja A ci ovat ehyen muunnetun poikkileikkauksen jäyhyysmomentti ja poikkileikkausala bruttoarvoina. P e on tarkasteltavassa kohdassa vaikuttava tehollinen jännevoima (pienempi kuin kuvan 3. mukaisella alueella (1) taivutuksen kannalta määräävässä kohdassa oleva suurin jännevoima). Tehollinen jännevoima palkin eri kohdissa lasketaan kohdan 5.5 mukaisesti Vääntömomentin aiheuttama leikkauskestävyyden aleneminen Vääntörasituksien syntymistä palkkiin tulee välttää kaikin mahdollisin keinoin. Palkin sivukäyryydestä syntyvän vääntömomentin T Ed vaikutus ei alenna leikkauskestävyyttä, kun T T Ed Rd.c V Ed 0,5 (3.1) VRd.c.r missä T Rd.c on palkin vääntökestävyys, joka perustuu betonin halkeamiseen (lauseke 3.3), V Rd.c.r on palkin uuman halkeamiseen perustuva leikkauskestävyys (lauseke 3.5) Palkin uumareikien vaikutus kestävyyteen Yksittäiset uumareiät Yksittäinen uumareikä tarkoittaa reikää, joka sijaitsee riittävän kaukana toisista mahdollisista rei'istä siten, että reiän aiheuttamat paikalliset vaikutukset häviävät ennen seuraavan reiän vaikutusaluetta. Jos s o d o1 d o, reiät eivät vaikuta toisiinsa ja reikien vaikutuksia leikkaus- ja taivutuskestävyyteen voidaan tarkastella yksittäisen uumareiän perustein. Yksittäisen uumareiän koko ja sijainti ratkaisevat, heikentääkö reikä leikkaus- tai taivutuskestävyyttä.

18 s o d o1 h c.top d o Kuva 3.3 Reikien geometria ja keskinäinen sijainti: halkaisijat d o1 ja d o sekä keskiöväli s o Periaatesääntö: Uumareiät eivät saa aiheuttaa haurasmurtuman riskiä. Jotta periaatesääntö toteutuu, otetaan huomioon seuraavat tekijät: 1. Reiät tulee sijoittaa riittävän alas niin, että voimatasapainon edellyttämä puristettu korkeus murtorajatilassa voidaan luotettavasti määritellä normaaleja sitkeän murtumisen olettamukseen perustuvia sääntöjä käyttäen.. Taivutuskestävyys voidaan mitoittaa kuten umpiuumaisessa palkissa, jos reiän yläpuolelle jäävän ehyen pinnan korkeus h c.top x cu (kuvat 3.3 ja 3.1) ja aina kuitenkin h c.top > H + b w, jolloin reikä ei pienennä umpiuumaisen palkin mukaan laskettua puristetun osan korkeutta (x cu kuvassa 3.1). Muussa tapauksessa taivutuskestävyyden laskemisen tulee perustua tarkempaan analyysiin. 3. Puristetun raudoituksen > 16 mm tulee olla sidottu umpihaoilla, jotka ovat ominaisuuksiltaan vastaavat kuin pilareissa käytettävät umpihaat. Hakavälit uumareikien kohdalla saavat olla enintään 10 tai 150 mm, kun on suurimman puristetun tangon halkaisija. 4. Puristettuja tankojen limijatkoksien päät eivät saa osua suuren reiän kohdalle (ks. raudoituksen yksityiskohtien suunnittelu, puristettujen tankojen jatkokset, suurten uumareikien määrittely) Jaottelu erikokoisiin uumareikiin Pienet uumareiät ovat sellaisia, joihin ei voi kehittyä Vierendeel-tyyppistä mekanismia. Pyöreän reiän ekvivalenttina edustajana voidaan pitää pyöreän reiän ympäri menevää neliöreikää, jonka sivumitta on sama kuin reiän halkaisija d o. Pääsääntöisesti tulee pyrkiä siihen, että ehyen poikkileikkauksen korkeus reiän yläpuolella, h c.top, on suurempi reiän yläpuolella kuin alapuolella. Vierendeelmekanismia ei voi syntyä, kun reiän halkaisija d o h c.top (Mansur 1998). Muut reiät luokitellaan suuriksi Leikkauskestävyys pienten uumareikien kohdalla Pienten reikien kohdalla leikkauskestävyys V Rd.s voidaan laskea samanlaisista lausekkeista kuin umpiuumaisen rakenteen tapauksessa, kun tehollisena korkeutena

19 h käytetään z ef = z pv - d o ja z 1 pv dpo xo tan. Raudoitus A sw ulotetaan etäisyydelle z ef / reiän molemmin puolin. VRd VRd.s Asdfsd sin (3.13) A f V z cot sw swd Rd.s ef, s l 0,75(d po - d o ) (3.14) sl h h 1 c.top x o tan tan (3.15) d po h c.top s l A sw f swd x o z pv A f sd sd Kuva 3.4 Geometria pienen uumareiän tarkastelua varten. A sd = reiän pielien vinoraudoituksen ala, f sd = vinoraudoituksen mitoituslujuus. d po = tehollinen korkeus reiän keskipisteen kautta kulkevassa leikkauksessa Leikkauskestävyys suurten uumareikien kohdalla Suurten reikien kohdalla voi tapahtua Vierendeel-tyyppinen murtuminen ja erityisesti silloin, kun reiän kohdalla on suurempi taivutusmomentti kuin tukien lähellä. Leikkausvoima voi välittyä osina V Ed.top ja V Ed.bot reiän ylä- ja alapuolelta ja osat täytyy mitoittaa erikseen kestämään osille jaettu kokonaisleikkausvoima, V Ed = V Ed.top + V Ed.bot. Koska pyöreän reiän kohdalla ei esiinny merkittäviä sekundäärimomentteja, leikkausvoiman voidaan olettaa jakaantuvan osiin reiän yläja alapuolisten poikkileikkausalojen suhteessa. Jos reiän alareuna on kiinni alalaipan yläpinnassa, voidaan ajatella, että suurin osa leikkausvoimasta tai koko leikkausvoima siirtyy reiän yläpuolelta jo senkin vuoksi, että yläpuoli on puristettu ja halkeilematon. V Ed.top V Ed.bot F c M Ed F t d po- 0,5h 1 Kuva 3.5 Tasapainomekanismi suuren uumareiän kohdalla

20 Kuvan 3.5 tasapainomekanismiin kuuluu, että puristus- ja vetoresultantit F c ja F t voidaan laskea yksinkertaisesti momentin M Ed suuruudesta riippuvana: F c M Ed h d 1 po F t (3.16) missä h 1 = ylälaipan korkeus (kuva 1.1) ja d po on palkin hyötykorkeus reiän kohdalla punosten painopisteeseen. Leikkausvoiman V Ed osuudet V Ed.top ja V Ed.bot ovat yksinkertaisesti: A V c.top Ed.top V Ed A A c.top c.bot ja V Ed.bot = V Ed - V Ed.top Reiän yläpuoli mitoitetaan sitten puristavan normaalivoiman F c ja leikkausvoiman V Ed.top ja alapuoli vetävän normaalivoiman F t ja V Ed.bot suhteen noudattaen SFS-EN perussääntöjä: Asw.topfswd VRd.s.top 0,8 hc.top VEd.top ja V Rd.s.top V Rd.max (3.17) sl Huomautus: Useissa tapauksissa voidaan koko leikkausvoima välittää reiän yläpuolelta jo senkin vuoksi, että A c.top >> A c.bot. h 1 h c.top Kuva 3.6 Reiän yläpuolen mahdolliset hakajärjestelyt A sw.top A sw.top A sw.min A c.top = betonipoikkileikkauksen ala reiän yläpuolella Huomautus: Reiän yläpuolella F c parantaa leikkauskestävyyttä V Rd.s tai minimihakojen mukaista kestävyyttä V Rd.s.min, vaikka mitoituslausekkeissa tätä ei oteta huomioon muuten kuin leikkauskestävyyden ylärajaa V Rd.s.max määritettäessä (kerroin cw on verrannollinen keskimääräiseen puristusjännitykseen c.top = F c /A c.top ).

21 Peräkkäisten uumareikien tarkastelu Reikien välissä syntyvän uuman puristusmurtumisen välttämiseksi peräkkäisten tai sarjareikien keskinäisen välin s o tulee olla vähintään: so 0,5(do1 d o) bc V, b Ed c sin bwfcd f, ck f f ck cd 0,6 1 sin 50 c (3.18) s o d o1 y o1 b c y o d o Kuva 3.7 Sarjareikien reikäväli s o ja ristikkomalliin perustuvan puristuskaistan leveys b c. V Ed = reikien välissä vaikuttavan mitoitusleikkausvoiman suuruus Reikien yläpuolelta siirtyvän leikkausvoiman osuus koko leikkausvoimasta V Ed on: y o yo 0,7h V 1 Ed.top VEd dp 0,7h1 (3.19) =(y o1 + y o )/, y o1 ja y o ovat reikien keskipisteiden etäisyydet yläreunasta, d p on poikkileikkauksen hyötykorkeus jännepunoksiin reikien välin s o keskikohdassa, V Ed on mitoitusleikkausvoima reikien välin keskikohdassa. Reikien välisen uuman vaakasuora mitoitusleikkausvoima V L.Ed voidaan laskea lausekkeesta s V o L.Ed VEd dp 0,7h1 (3.0) ja vaakasuoran leikkausvoiman hallitsemiseen tarvittava uumaraudoituksen kokonaismäärä reikien välissä on A sw kun cot = 1. VL.Ed V L.Ed f (sincot cos ) f (sin cos ) swd Pystyhakojen tapauksessa hakojen kokonaismäärä on A sw V L.Ed /f swd. swd (3.1) Lisäksi on osoitettava, että V L.Ed V L.Ed.max ; V L.Ed.max = min{v L.Ed.max(a), V L.Ed.max(b) } ( = 45 o ):

22 fcdbwb V c L.Ed.max(a) fcdbwb c(cos sincot ) (1+cot ) s b o c 0,5do1 do f cd(cot cot ) do1 d V o L.Ed.max(b) b w(s o ) cot 1 f cd(1cot ) do1 d b o w(s o ) (3.a) (3.b) Harjan kohdalla oleva uumareikä Harjan kohdalla olevien uumareikien käyttöä tulee välttää. Jos harjan kohdalle kuitenkin asetetaan uumareikä, reiän yläpuoli on suunniteltava erikseen sitkeän murtumisen varmistavaksi: Ylälaipan nurkissa tulee olla pieliteräkset, jotka on sidottu umpihaoilla Uumareiän yläreuna ei saa ulottua ylälaippaan: Af p pd b1 b1 bw h h c.top H h1 bwfcd bw bw kuitenkin aina H bw (3.3) Harjan kohdalla oleva ylälaipan raudoitus ulotetaan erikseen osoitettavien raudoituksen yksityiskohtien sääntöjen mukaan reiän ohi. Reiän yläpuolinen poikkileikkaus mitoitetaan puristavan normaalivoiman F cd = A p f pd + A s f sd ja taivutusmomentin M d = F cd d o /64 suhteen. Reiän molemmille puolille sijoitetaan lisäksi kuvan 5.3 mukaisen voiman F vr edellyttämä F hakararaudoitus A vr swr (kuva 3.8). f sin swd Käytettäessä vinositeitä, todetaan reiän yläpuolelle muodostuvan solmun kestävyys ristikkoanalogian sääntöjen mukaisesti. A swr do Aswr Kuva Vinohaat harjan kohdalla olevan nostovoiman F vr hallitsemiseksi

23 3.4 Valmiin rakennuksen käyttörajatila Viruminen otetaan huomioon pitkäaikaismuodonmuutoksien c + cc = c (1 + k (t,t 0 )) = c /E cm.c (t,t 0 ) tarkastelussa käyttämällä betonin tehollisena kimmokertoimena E cm.c (t,t 0 ): E E cm cm.c(t,t 0) 1 (t,t ) k 0 Jännevoiman siirron aikana voidaan olettaa kimmokertoimen olevan E cm. Lyhytaikaiskuormiin liittyvä kimmokerroinsuhde on n 0 = E s /E cm ja pitkäaikaiskuormiin liittyvä arvo on n L = E s /E cm.c = (1 + k (t,t 0 ))n 0. Kuhunkin rasitustilaan liittyvät poikkileikkaussuureet lasketaan vastaavaa kimmokerroinsuhdetta käyttäen. Poikkileikkaussuureet I ci, A ci ja niitä vastaavat painopisteakselin sijainnit y top.i, y bot.i ja y pi tarkoittavat seuraavissa kohdissa muunnetun, halkeilemattoman nettopoikkileikkauksen arvoja, joissa raudoitus on mukana (n E - 1)-kertaisena. Kimmokerroinsuhteen n E arvossa otetaan huomioon ajasta riippuvat vaikutukset (n E = n 0 tai n L ). Ellei lasketa tarkemmin, ylälaipan puristusjännityksien suuruutta rajoitetaan niin, että valmiissa rakenteessa c.max 0,45f ck. Tällä varmistetaan, että lineaarisen viruman oletus on voimassa ja puristettujen tankojen jännitykset ovat < 0,9f sk. Epälineaarinen viruma lisää erityisesti raudoituksen jännityksiä ja voi aiheuttaa myötäämistä sekä tankojen suuntaista betonin halkeilua Halkeilukestävyys Taivutushalkeilua tulee tarkastella sekä jännevoiman siirron että valmiin rakennuksen käyttörajatilan kannalta: 1. Jännevoiman siirron yhteydessä palkin yläpinta voi joutua vedetyksi ja halkeilukestävyys yläpinnan suhteen on: i ypiytop.i ncr 0 1 ctm pt ci ytop.i i M P f (t )A, i I ci (3.4) Aci f ctm (t pt ) = betonin keskivetolujuus jännevoiman siirron aikana.. Valmiin rakennuksen käyttörajatilassa palkin alapinta voi joutua vedetyksi ja halkeilukestävyys alapinnan suhteen on: i ypiybot.i cr eff 1 ctm ci ybot.i i M P f A, P eff = (P 0 + P )/ (3.5)

24 3.4. Taipumat Taipumien laskemisessa voidaan käyttää halkeilemattoman poikkileikkauksen tehollisena taivutusjäykkyytenä arvoa (EI) eff = E c I c.eff, missä I c.eff = 0,75I c.max ja I c.max = harjan kohdalla olevan betonipoikkileikkauksen jäyhyysmomentti. I c.eff vastaa likimäärin jäyhyysmomenttia 1/3-pisteessä. Käyristymistä ylöspäin aiheuttava tehollinen jännevoima on P eff = (P 0 + P )/ Jännevoiman siirrossa tapahtuva esijännityksen pieneneminen Jännevoiman siirrossa tapahtuvaan esijännityksen pienenemiseen p.el vaikuttavat jännevoiman P i suuruus välittömästi ennen siirtoa ja palkin oman painon aiheuttama taivutusmomentti: missä P i y y pi pi p.el n0 1 MB.gk A, ci i i Aci P A A 0 pi p.el p p0 p i I ci (3.6) Aci n 0 P i P 0 M B.gk = E s /E cm on jännevoima välittömästi ennen siirtoa, on jännevoima välittömästi siirron tapahduttua, on palkin oman painon aiheuttama taivutusmomentti. Huomautus 1: SFS-EN kohdan mukaan pi min{0,8f pk, 0,9f p.0,1k }. Huomautus : Laskettaessa jännevoiman pieneneminen p.el varmalle puolelle, oman painon vaikutus voidaan jättää ottamatta huomioon. Kuitenkin todellinen pieneneminen jää oletettua vähäisemmäksi oman painon vaikutuksen vuoksi ja jännevoima P 0 on erilainen jänteen eri kohdissa, kun M B.gk on muuttuva. Eniten rasitetuissa kohdissa jännevälin keskialueella yläreunan halkeilu kasvattaa ensimmäistä termiä yhtälössä (3.6) ja senkin perusteella p.el voidaan arvioida P pelkästään alkujännevoiman avulla, eli i y pi p.el n0 1 A. ci i Huomautus 3: Arvioitaessa yläreunan halkeilua ja sen edellyttämää raudoitustarvetta jännevoiman siirron jälkeen, palkin omaa painoa ei saa jättää ottamatta huomioon Jännevoiman siirron aikana tapahtuvan halkeilun kompensoimiseksi tarvittava raudoitus Kun M ncr < M B.gk, yläreuna voi halkeilla jännevoiman siirron seurauksena ja palkin ylälaippa tulee raudoittaa halkeilun eliminoimiseksi. Vastaavasti jännevoima P 0.cr, joka aiheuttaa ylälaipan halkeamisen on:

25 ytop.i Aci f ctm(t pt ) MB.gk ci P I 0.cr ypiytop.i 1 i (3.7) ja kun P 0 > P 0.cr, ylälaippa tulee vetoraudoittaa riittävästi. Ellei lasketa tarkemmin, vetoraudoituksen määrä voidaan arvioida laskemalla näennäisten vetojännitysten ct,nom > 0 resultantti F ct ehyen poikkileikkauksen perusteella. Raudoituksen määrä on A s,top 1,F ct /f sk. A ct ct> 0 As.top ct.nom > f ctm (t pt ) F ct Kuva 3.9 Vetovoima Fct Act ctda c < 0 PP-akseli A s.top F 1, f ct sk Jännityshäviöt ja tehollinen jännevoima Alkujännevoiman P 0 pienennys P 0, jännityshäviö p.(c+s+r) ja tehollinen jännevoima P(t) ovat: cs(t,t 0 )E p pr (t) n 0k (t,t 0 )( c.( g q ) cp0 ) p.(csr) (t) A p y 1n pi ,8 k(t,t 0) A ci i P 0(t) p.(csr) (t)a p, P(t) P0 P 0(t) (3.8) Kutistumismuodonmuutos cs (t,t 0 ), virumaluku k (t,t 0 ) ja relaksaatio pr (t) lasketaan kohdassa.1 esitettyjä lausekkeita käyttäen. Summajännitys ( c.(g+q) + cp0 ) on betonin puristusjännitys punosten painopisteen kohdalla pitkäaikaiskuormista (osuus c.(g+q) ) ja jännevoimasta P 0 (osuus cp0 ). Huomautus 1: Lauseke (3.8) on DIN mukainen ja poikkeaa SFS-EN sisältämästä lausekkeesta (5.46) siinä, että relaksaatio pr (t) on otettu täytenä, kun taas Eurokoodin lausekkeessa relaksaatiosta otetaan huomioon vain 80 %. Huomautus : Jännityshäviö voidaan myös laskea lausekkeista (3.9). Huomautus 3: Ellei lasketa tarkemmin (3.8) tai (3.9) mukaisesti, voidaan arvioida, että P = 0,8A p pi.

26 p.(cs) (t) p.(csr) (t) p.(cs) (t) pr(t) 1 p0 (t,t )E cs s p p.s(t) A p yp 0 k 0 Ai i p.(cs) 1 n 1 1 0,8 (t,t ) p.c(t) k(t,t 0)n0c.(gq) cp0 1n 0k(t,t 0) (t) (t) (t) p.c p.s c.( gq) p0 cp0 (3.9) 4 HI-PALKKIEN RASITUSTILAT JA KUORMITUKSET ERI RAJATILOISSA 4.1 Jännevoiman siirto Palkkiin vaikuttavat kuormitukset ovat jännevoima P 0 ja palkin paino, joka voidaan arvioida tasaisena kuormana g Bk = 0,85 c A c.max, c = 5 kn/m Palkin kuljetus ja asennus Palkkiin vaikuttavat kuormitukset ovat jännevoima P 0 ja palkin paino (1 + dyn )g Bk, dyn = 0,3. Mahdolliset vääntörasitukset eivät saa aiheuttaa halkeilua palkissa (kohta 3..). 4.3 Valmiin rakennuksen rajatilat Palkkien kestävyydet murtorajatilassa tarkistetaan SFS-EN 1990 ja sen kansallisen liitteen mukaisille kuormitusyhdistelmille ottaen huomioon luotettavuus- ja seuraamusluokat. Hyötykuormien arvot määritetään SFS-EN 1991 eri osien mukaisesti (mm. lumikuorma ja tuulikuorma). Virumista ja kutistumista tarkastellaan ottamalla huomioon palkkien todelliset säilytysolosuhteet, jotka voivat poiketa rakennuksen keskimääräisistä olosuhteista. 5 RAUDOITTAMISEN JA PUNOSTAMISEN VAATIMUKSET 5.1 Punosten ja tankojen sijoittaminen poikkileikkauksessa Sijoittamisessa noudatetaan SFS-EN mukaisia keskinäisiä välejä. Punosten ja tankojen keskinäisiä välejä tarkasteltaessa mitat s v ja s h määritetään punoksen nimellishalkaisijan tai ekvivalentin halkaisijan (niputetut punokset tai tangot) n mukaisesti.

27 Punosten keskinäiset välit (SFS-EN ): O s v s v dg [mm] ja dg 5 sh 0 [mm] s h d g = maksimiraekoko = punoksen nimellishalkaisija tai nipun ekvivalentti halkaisija Jännittämättömien tankojen keskinäiset välit (SFS-EN /NA): sv ja sh dg 3 [mm], = tangon nimellishalkaisija. 0 Jännittämättömiä tankoja ei saa niputtaa palkin ylälaipassa eniten rasitetuilla alueilla. 5. Raudoitustankojen ankkurointi- ja jatkospituudet Ankkurointipituuden perusarvona käytetään sd b.rqd, missä f bd,5 1 f ctd ja 4 f bd 1 = 1,0 alalaipassa oleville tangoille ja 1 = 0,7 ylälaipassa oleville tangoille. Ankkurointipituuden mitoitusarvo bd on (5.1) bd b.rqd b.min sd f sd on ankkuroitavan tangon mitoitusjännitys rakenteen siinä kohdassa, josta voimaa ankkuroidaan. Kertoimien ja b.min arvot esitetään taulukossa 5.1. Huomautus 1: Taulukossa 5.1 ylälaippaa koskevat ankkurointipituudet tarkoittavat puristettuja tankoja, jotka alkutilanteessa ovat vetorasitettuja. Kuitenkin lopputilanteessa tangot ovat puristettuja ja tankojen sijoitus, ankkurointi ja jatkaminen on suunniteltava tämän tilanteen mukaisesti, koska se on kriittisempi. Huomautus : Puristettujen tankojen voimansiirto jatkos- ja ankkurointipituuksilla poikkeaa vedettyjen tankojen toiminnasta siten, että puristetun tangon pään kautta siirtyy huomattava osa tangon voimasta. Tästä aiheutuu jatkettavien ja päättyvien tankojen päihin betonin halkaisuvaikutus ja halkeaman vapaa aukeaminen estetään jatkos- ja päättymiskohdan haoilla, joista ulommaiset sijoitetaan tankojen pään ulkopuolelle etäisyydelle 4 (kuva 5.). Katso myös seuraava kohta 5.3. Huomautus 3: Lausekkeen (5.1) ja taulukon 5.1 mukaisesti ja ottaen huomioon kertoimen 1 suuruus, puristetut tangot tulee ankkuroida aina siten, että bd b.rqd, kun:

28 b.rqd sd f 0,16 0,10 f f ctd Huomautus 4: Mitoitusvetolujuutena käytetään sd ctd f ctd f ctk.0,05 c 3MPa Taulukko 5.1: Alalaipan ja ylälaipan tankojen ankkurointipituuksiin liittyvät arvot Kerroin tai suure Ylälaippa Alalaippa 1 = tangon taivutusmuodon vaikutuskerroin, b.eq = 1 b.rqd 1,0 *) 1,0 **) = betonipeitteen c d vaikutuskerroin = 1-0,14(c d - 3)/ 1,0 0,7 1,0 3 = poikittaisen raudoituksen sulkemisvaikutuksen huomioon ottava kerroin = 1-0,1(A st /A s - 0,5) 0,7 A st = pituudella bd olevan poikittaisen raudoituksen ala 1,0 1,0 0,5A s A s = suurimman ankkuroitavan tangon poikkileikkausala 4 = tangon päähän hitsattujen poikittaistankojen kerroin, b.eq = 4 b.rqd 1,0 1,0 5 = halkeamistasoon nähden poikittaisen puristavan paineen p [MPa] kerroin = 1-0,04p c 1,0 0,7 1,0 b.min = ankkurointipituuden vähimmäisarvo, suurin kolmesta vaihtoehdosta 0,6 b.rqd mm 0,3 b.rqd mm *) standardikoukkujen ja lenkkien kokonaisankkurointipituudet otetaan kuvan 5.1 mukaisesti **) koukut tai lenkit eivät paranna puristetun tangon ankkurointia ylälaipassa

29 > 5O Standardi suorakulmakoukku 90 o < < 150o b.eq > 5O F bd a F bd > 150 o F bd a F bd b.eq Standardi täysikoukku b.eq O > 0,6O t > O a b.eq Standardilenkki > 5O Hitsattu poikittaistanko F bhd F bhd F bhd F bhd F bd F bd Kuva Standardikoukkujen ja lenkkien sekä hitsattujen poikittaistankojen ekvivalentit ankkurointipituudet (by10 mukaisesti). Mitta a = + m, m = taivutustelan halkaisija. 5.3 Puristusraudoituksen suunnittelu ja sitomisvaatimukset Puristetulla raudoituksella tarkoitetaan tässä yhteydessä ylälaipassa olevaa jännittämätöntä raudoitusta, joka rakennuksen käyttötilanteessa ja murtorajatilassa on puristettu. Sen suunnittelussa noudatetaan seuraavia ohjeita: Raudoituksen määrä saa olla enintään A sc.max 0,038b 1 h 1, missä mitat b 1 ja h 1 ovat kuvan 1.1 mukaiset. Puristettu raudoitus on ympäröitävä haoilla, jotka ovat ominaisuuksiltaan umpihakoja vastaavia, jos suurimpien tankojen koko > 16 mm (ks. kuvat 9.1 ja 9.). Puristettua raudoitusta ei saa jatkaa erillisillä limityspaloilla. Suurien > 16 mm päättyvien tankojen pään kohdalle tulee sijoittaa halkaisuvaikutuksia estävä haka, vrt. kuva 5.. Jatkospituus 0 6 b.rqd, 1 6 ja 1,0 6 1,5. 1 = prosenttiosuus 5 jatkettavasta raudoituksesta, joka on jatkettu enintään 0,65 0 etäisyydellä tarkasteltavan jatkoksen keskipisteestä. SFS-EN mukaan koko puristetun raudoituksen saa jatkaa samassa kohdassa, jolloin 6 = 1,5. Kun tankojen koko on > 16 mm, pituudelle tulee sijoittaa umpihakoja, joiden kokonaisala A st A sl. A sl = jatkettavan tangon poikkileikkausala. Jatkospituus s 0 0,16 6, s fsd. Jatkoksen kestävyyden kannalta fctd

30 uloimmat haat sijoitetaan etäisyydelle 4 tangon päättyvän pään ulkopuolelle ja poikittaisraudoitus 0,5A st sijoitetaan 0 /3 matkalle jatkoksen molemmissa päissä (kuva 5.). Ylälaipan suunnan muutoksesta harjan kohdalla aiheutuva pystysuora nostovoima tulee sitoa uuman kanssa yhteen haoilla, jotka mitoitetaan kestämään fp.0,1k kokonaisvoima Fvr 1,8Ap sin (kuva 5.3). s Aslfsd 0,5A 0,5A st st Asl fsd Kuva 5. - Puristetun jatkoksen poikittaisen raudoituksen (hakojen) järjestelyperiaate Huomautus 1: Rajana pienten ja suurten tankojen välillä pidetään kokoa T16: kun > 16, tankojen halkaisuvaikutukset korostuvat ja erityisesti tangon pään halkaisuvaikutus. Huomautus : Vaikka ylälaipan rasitustila jännityksen siirrossa ja kuljetuksessa on vetävä, tangot ovat lopputilanteessa puristettuja ja jatkokset suunnitellaan tämän tilanteen mukaisesti. l vr F vr F vr Ap fp.0,1k s Kuva Harjan kohdalla tapahtuva ylälaipan suunnan muutoksesta aiheutuva pystysuora nostovoima otetaan kokonaan haoille, joilla sidotaan yhteen uuma ja fp.0,1k ylälaippa: Fvr 1,8Ap sin. Haat voidaan sijoittaa pituudelle l vr min {d pr /, s 1000 mm} kun d pr on hyötykorkeus harjan kohdalla.

31 5.4 Jännittämättömän vetoraudoituksen käyttäminen ja rajoitukset Jännittämätöntä vetoraudoitusta voidaan käyttää lisäämään taivutuskestävyyttä, mutta sen määrä A s voi olla syytä rajoittaa niin, että taivutusmurtorajatilassa puristetun poikkileikkauksen korkeus x cu (kuvat.1a,.1b ja 3.1) mitoittavassa kohdassa on enintään missä d p xcu 0,4 d, dpapfpd dsiasifsd de e Apfpd Asifsd on jännepunosten painopisteen etäisyys poikkileikkauksen yläpinnasta, (5.) d si on alalaipassa olevien jännittämättömien tankojen i etäisyydet poikkileikkauksen yläpinnasta (kuva 1.1), A si x cu on alalaipassa olevien jännittämättömien tankojen i poikkileikkausala, on muodonmuutosten yhteensopivuuteen ja sen mukaiseen jännitysresultanttien tasapainoon perustuva puristetun osan korkeus. 5.5 Jännevoiman suuruus palkin eri kohdissa Taivutusmomentin edellyttämä suurin jännevoima määräytyy yleensä L/3-kohdissa (tai etäisyydellä L/6 palkin keskikohdasta) olevan poikkileikkauksen perusteella. Jännevoiman suuruutta palkin eri kohdissa voidaan säätää irrottamalla tartunta osasta punoksia palkin päästä halutulle etäisyydelle debond mitattuna. Punos katsotaan täysin toimivaksi jännevoiman osana etäisyydeltä debond + l disp palkin päästä mitattuna, kun disp pt p (kohta 3.1). Jännevoiman suuruuden l l d oletetaan muuttuvan suoraviivaisesti pituudella l disp. A p.db lpt A p.db toimiva jännevoiman tuottajana d p Kuva 5.4 Punoksen toimivuus jännevoiman tuottajana debond l disp Tartunnan poistoa suunniteltaessa tulee välttää jännevoiman suuruuden huomattavia paikallisia muutoksia: jännevoiman muutoksen tulee vastata mahdollisimman juohevasti taivutusmomentin muutosta.

32 5.6 Leikkausraudoituksen yksityiskohtien suunnitteluvaatimukset Leikkausraudoituksena toimivien hakojen tulee olla ankkuroituja SFS-EN kohdan 8.5 mukaiset vaatimukset täyttävästi. Leikkausraudoituksena toimivien vinositeiden tulee ankkuroitua siteen mitoituksessa käytettyä suurinta jännitystä vastaavasti pituuden bd.link = 0,7 b.rqd mukaisesti (kuva 5.5). Tällä välillä esiintyvä vinositeen mitoitusvoima tulee ankkuroida pituutta bd.link käyttäen d p Kuva 5.5 Vinositeiden ankkurointivaatimus d p/3 d p/3 6 UUMAREIKIEN SUUNNITTELUVAATIMUKSET 6.1 Reikien koot ja sijoittaminen ilman tarkempaa analyysiä Yksittäisiä pyöreitä reikiä voidaan sijoittaa uuman alaosaan ilman erillistä mitoitusta, kun aiotun reiän keskipisteen kohdalla leikkausvoima V Ed V Rd.c.o, reiän yläpuoli varustetaan haoilla, joiden poikkileikkausala on vähintään A sw.o ja ehyen poikkileikkauksen korkeus reiän yläpuolella h c.top x cu.o : 3 MEd VRd.c.o b w (dp d C o ) Rd.ck 100lofck 6(dp d o )A c.top As.top 00 lo, k 1,0 b w(dp d o) dp do, 0,08 fck Asw.o bw slo, slo 0,5hc.top fsk (h c.top kuvan 3.6 mukaisesti) x cu.o = reiän kohdalla olevan poikkileikkauksen puristetun osan korkeus taivutuskestävyyttä M pl.rd laskettaessa. Yksittäisiä reikiä, joiden koko d o < 0,5d p, voidaan sijoittaa vapaasti palkin eri osiin, kun reiän yläreuna on alempana kuin 0,45d p ja peräkkäisten reikien väli s o on vähintään d p. Yleisenä rei'itysperiaatteena voidaan käyttää taulukkoa 6.1 (Runko- BES, julkaisu 13) ja siihen liittyvää kuvaa 6.1. Vaakasuoran leikkautumisen edellyttämä leikkausraudoitus peräkkäisten reikien välissä mitoitetaan kohdan mukaan reikien keskiövälien suuruudesta riippumatta.

33 Taulukko Palkin rei'itysperiaatteet Alue (kuva 6.1) A B C D Alueen pituus L/10 L/10 L/7,5 L/3 Reiän halk. d o d oa 100 mm d ob < h/4 d oc < h/3 d od < h/3 Reiän sijainti h c.top > h/3 > h/3 > h/4 Reikien keskiöväli s o s o 0,5h + d o doa d d d ob oc od 45 o A B C D L/10 L/10 L/7,5 L/3 Kuva Palkkien yleinen rei'itysperiaate (Runko-BES, julkaisu 13) 6. Reikien ympäristön rasitustilat 6..1 Murtorajatila Murtorajatilassa reikien kohdat ja ympäristö mitoitetaan ja raudoitetaan niin, että kyseisissä kohdissa esiintyvät vaaka- ja pystysuorat leikkausvoimat voidaan luotettavasti hallita raudoituksen avulla. Taivutuskestävyyden riittävyys suurten uumareikien kohdalla (d o > h c.top ja x cu.f h c.top ) on todennettava siten, että missä Fco.Rd Af p pd.max Af s sd M F Ed co.rd zo, kun F co.rd A c.top f cd A sc.top (f sd f cd ) (6.1) x cu.f on puristetun osan korkeus murtorajatilassa vastaavassa reiättömässä poikkileikkauksessa, f pd.max on lausekkeen (.c) mukainen punosten suurin mahdollinen mitoitusjännitys, z o on reiän yläpuolisen osan painopisteen ja jännepunosten painopisteen välinen etäisyys, A c.top on reiän yläpuolisen betonipoikkileikkauksen ala, A s on alalaipan jännittämättömän raudoituksen ala, on ylälaipan umpihaoilla sidotun raudoituksen ala. A sc.top