BETONIELEMENTTIEN NOSTOLENKIT JA ANKKURIT

BETONIELEMENTTIEN NOSTOLENKIT JA ANKKURIT ESITYS MITOITUSPERUSTEISTA UUSITTAESSA OHJE EUROKOODIIN PERUSTUVAKSI Eurokoodien käyttöönotto rakennesuunnittelussa on tuonut tarpeen uudistaa betonielementtien nostolenkkien ja -ankkureiden ohje [1]. Markkinoilla on myös uusia elementtien nostoon tarkoitettuja tuotteita, jotka otetaan huomioon ohjetta uusittaessa. Uusittavan ohjeen on tarkoitus korvata nykyinen nostolenkkien ja ankkureiden ohje. Betonirakenteiden Eurokoodin [2] lisäksi tämän esityksen pohjana on käytetty CEN:n teknistä raporttia [3], joka käsittelee betonielementtien nostoissa käytettävien nosto-osien suunnittelua ja käyttöä. Teknisen raportin mukaisesti nosto-osien mitoittaminen perustuu osavarmuusmenettelyyn. Tämän esityksen taustamateriaalina on käytetty myös VTT:n tutkimusraporttia jännepunoksesta valmistetuista nostolenkeistä [4], lausuntoa ohjeesta Nostolenkkien mitoitusohjeet ja taivutusmallit [5], tutkimusselostuksia ruostumattomien nostolenkkien ulosveto- ja lämpölaajenemiskokeista [6], [7] sekä tutkimusselostusta nostolenkkien koukkuankkuroinnin vaikutuksesta betonin halkeamiseen korkealujuuksisilla teräslajeilla [8]. Eurokoodi ei kata sileäpintaisen raudoituksen käyttöä. Eurokoodi perustuu mallinormiin CEB-FIB Model Code 1990, jota täydentävässä tiedonannossa [9] on esitetty laskentaperusteet pyörötangon tartunnalle betoniin. Uudehko italialainen tutkimusselostus [10] esittää tutkimustuloksia koukulla varustetuille pyörötangoille. Tutkimustyö liittyy 1950- ja 60-luvuilla rakennettujen betonirunkojen kestävyyteen maanjäristyksen aikana. Tämän esityksen on laatinut työryhmä, johon kuuluvat Arto Suikka, Tauno Hietanen ja Timo Tikanoja RT/Betoniteollisuudesta, Petri Suur-askola Peikko Oy:stä ja Teemu Anttila Ramboll Finland Oy:stä. MITOITTAMISEN PERUSTEET Materiaalivarmuudet Teknisessä raportissa betonin osavarmuusluvulle on esitetty arvo γ = 1,5. Teräksen osavarmuudelle esitetään pyörötangoille arvo γ = 2,0 ja jännepunoksille arvo γ = 1,8. Teollisesti valmistettujen nostojärjestelmien osalta teräksen osavarmuuskerroin on teknisessä raportissa γ = 1,5. Työryhmä esittää käytettäväksi teknisen raportin mukaisia osavarmuuslukuja betonille, teollisesti valmistetuille nostojärjestelmille sekä pyörötangoista ja jännepunoksesta valmistetuille nostolenkeille. Myös teollisesti valmistetuilla pyöröteräsnostolenkeillä on syytä käyttää teräksen varmuuskerrointa 2,0, koska niissä tapahtuu plastinen muodonmuutos nostoapulaitteen kohdalla ja betonin pinnan läheisyydessä nostokulman ollessa erisuuntainen kuin nostolenkin symmetria-akseli. Nostolenkin

mitoittaminen perustuu vain normaalivoimaan eli paikallista taivutusta ja leikkausvoimaa ei oteta huomioon. Kuorman varmuus Teknisessä raportissa noston nosto-osien mitoittava voima lasketaan kertomalla elementin omapaino G termillä jossa γ Ψ 1 γ, (1) γ on oman painon varmuuskerroin, Ψ on noston dynaaminen kerroin ja γ on muuttuvan kuorman varmuuskerroin. Työryhmä esittää käytettäväksi teknisen raportin mukaisia arvoja γ =1,15 ja γ =1,5, mutta dynaamiselle kertoimelle teknisen raportin mukaisesta paikoillaan olevan autonosturin arvosta 1,4 poiketen arvoa Ψ =1,6. Jatkossa tässä esityksessä termille (1) käytetään merkintää γ, jonka lukuarvo on 2,05. Varmuustasojen vertailu Nykyinen nostolenkkien ja -ankkureiden ohje perustuu kokonaisvarmuuslukuun, jonka arvo on 4,0. Keski-Euroopan maissa yleisesti käytettävissä teollisesti valmistetuissa nostojärjestelmissä vaadittu kokonaisvarmuuden taso on 3,0. Edellä esitetyillä kertoimilla betonin murtumisen varmuus voidaan laskea tulona γ γ, jonka lukuarvo on 3,08. Työryhmän edellä esittämien kertoimien arvojen perusteella laskettu varmuus pyöröteräksestä valmistetuilla nostolenkeillä teräksen murrolle voidaan laskea tulona γ γ, jonka lukuarvo on 4,10. Vastaavasti jännepunoksille tulon lukuarvo on 3,69. Työryhmän edellä esittämillä kerrointen arvoilla saadaan teollisesti valmistetuilla nostojärjestelmillä teräksen murron varmuudeksi laskennallisesti arvo 3,08. Uusittavassa nostolenkkiohjeessa esitetään kuitenkin sallittavaksi teollisesti valmistetuilla nostojärjestelmillä Keski-Euroopassa käytössä oleva kokonaisvarmuus 3,0. Tartuntapituuden laskenta jännepunokselle Työryhmä esittää jännepunoksesta valmistettujen nostolenkkien haarojen tartuntapituuden laskemisen perustuvan Eurokoodiin [2]. Nykyisessä nostolenkkiohjeessa käytetään punoksen vetomurtokuormana ominaislujuutta eikä murtolujuutta, perustuen VTT:n tutkimusselostukseen [4]. Työryhmä esittää ominaislujuutta käytettäväksi myös uusittavassa nostolenkkiohjeessa punoksen vetokestävyyttä laskettaessa. Tartuntapituuden laskenta pyöröteräslenkeille CEB-FIB tiedonannossa [9] esitetään pyörötangon tartunnan ja liukuman välinen yhteys. Sen mukaan tartunta kasvaa 0,1 mm liukumaan saakka, jonka jälkeen tartunnalla on vakioarvo. Tartuntaolosuhteista riippuen vakioarvolle on esitetty ala- ja yläraja. Liitteessä A on esitetty pyörötangon tartuntaan liittyviä kuvaajia italialaisten tutkijoiden laatimasta tutkimusraportista [10] sekä esitetty esimerkkilaskelmat pyörötangon vetovoiman välittymisestä koukulle käyttörajatilassa.

Liitteessä B on esitetty saman tutkimusraportin [10] mukaiset tulokset koukun voima-siirtymä -yhteydestä. Tuloksista selviää, että pelkkä koukku riittää ankkuroimaan pyöröterästangon murtoon saakka kuormitettuna. Käyttörajatilan kuormitustasolla koukun liukuma on noin 0,5 millimetrin suuruusluokkaa. Teräksen jännityksen ylittäessä myötörajan, pyörötangon tartunta betoniin irtoaisi suoralla osalla murtokurouman vaikutuksesta vaikka tartuntaa ei olisikaan estetty muoviputkella. Tartuntapituuden laskemiselle ei voida liitteissä A ja B esitetyn tiedon perusteella esittää yksinkertaista menetelmää. Koska koukku riittää ankkuroimaan teräksen vetovoiman kokonaisuudessaan, määräävä murtotapa on betonin kartiomurto noston aikaisesta elementin yläpinnasta tai ohuissa levyissä elementin sivupinnasta. Työryhmä esittää nostolenkkiohjeen uudistamisen yhteydessä suositeltaviksi tartuntapituuksiksi nykyisessä nostolenkkiohjeessa esitettyjä tartuntapituuksia. Suunnittelijalle jätettäisiin kuitenkin mahdollisuus mitoittaa tartuntapituus pienemmäksi, jolloin hänen tulisi laskelmin osoittaa, että nostolenkillä on vaadittu varmuustaso betonin murtumista vastaan. Betonin murtuminen ohuissa levyissä Liitteessä C on esitetty VTT:n tutkimusselostuksessa [8] kuvattuun koukun toimintaperiaatteeseen perustuva menetelmä koukun aiheuttaman halkaisuvoiman laskemiseksi. Menetelmä perustuu matemaattiseen relaatioon koukun betoniin aiheuttaman paikallisen suuren puristusrasituksen, leimapaineen, ja siitä aiheutuvan poikittaisen vetorasituksen välillä. Relaation avulla voidaan laskea betonin murtumisen aiheuttavan pyörötangon vetovoiman suuruus, kun muuttujina on betonin lujuusluokka sekä koukun suojabetonipeite ja taivutussäde. Laadittu menetelmä antaa pienillä suojabetonipeitteen paksuuksilla koukulle pienemmän kapasiteetin kuin tutkimusselostuksen [8] mukainen arvo. Esimerkiksi suojabetonipeitteen paksuuden ollessa 1,5 kertaa nostolenkin halkaisija, on kapasiteetti noin 25 % pienempi. Tämä johtuu siitä, että tutkimusselostuksessa [8] käytetty matemaattinen malli antaa varmuustasoltaan pienempiä kapasiteetteja pienillä suojabetonipaksuuksilla. Työryhmä esittää nostolenkkiohjeen uusimisen yhteydessä käytettävän liitteessä C kuvattua laskentamenetelmää ohuiden betonilevyjen halkaisuvoimien laskemisessa. Kuorman jakautuminen nostolenkin haaroille Nykyisessä nostolenkkiohjeessa on hyvin paljon varmalla puolella oleva oletus voiman jakaantumisesta nostolenkin haarojen kesken, kun noston suunta poikkeaa nostolenkin symmetriatasosta. Kun nosto tapahtuu toisen nostolenkin haaran suuntaan, oletetaan toisen haaran voiman suuruudeksi nolla. Työryhmä esittää nostolenkkiohjeen uusimisen yhteydessä käytettävän liitteessä D esitettyä periaatetta vetovoiman jakaantumiselle nostolenkin haarojen välillä. Periaatteen mukaisesti noston suuntautuessa toisen nostolenkin haaran suuntaan, vaikuttaa toisessa nostolenkin haarassa voima, jonka suuruus on puolet noston suuntaisen voiman suuruudesta.

Liite A: Jännepunosten ja pyörötankojen tartunta Nykyisessä nostolenkkiohjeessa punoksen tartuntapituuden laskenta perustuu tartuntakertoimen arvoon 1,5, mikä vastaa kuvan A-1 mukaisesti punoksen 0,5 millimetrin liukumaa suhteessa betoniin. Koska tartunta kasvaa suurilla liukuman arvoilla noin kolminkertaiseksi tähän arvoon verrattuna, on tartuntapituuden laskenta paljon varmalla puolella. Kuva A- 1 on lainattu lähteestä [5]. Kuvassa A-2 on esitetty italialaisen tutkimusraportin [10] mukaiset tutkimustulokset suoran pyöröteräksen Kuva A-1. Tartuntakerroin k b punoksen liukuman tartunnasta liukuman funktiona. Liukuman funktiona, kun suojabetonipeite on 25 mm ollessa suurempi kuin tartunnan huippuarvon kohdalla, perustuu tartunta tangon ja betonin väliseen kitkaan. Kuva A-2. Pyörötangon tartuntalujuus betoniin a) valun nousu kohtisuoraan pyörötangon suuntaa vastaan (esim. nostolenkki seinäelementissä) b) valun nousu pyörötangon suuntaan (esim. nostolenkki palkkielementissä) Mittaustulosten vertailuarvona on esitetty FIB-CEB Model Code 1990 mukaisilla kaavoilla laskettu tartuntalujuus, jonka alempi vakioarvo τ 0,15 ja ylempi vakioarvo τ 0,3 [9]. Nykyisen nostolenkkiohjeen [1] mukaisilla tartuntapituuksilla teräksen jännitys on käyttörajatilan kuormilla dynaaminen kerroin huomioon ottaen noin 40% murto- ja 60% myötöjännityksestä. Esimerkki 1: Nykyisen nostolenkkiohjeen mukaisesti 16 mm pyöröteräksestä S235 valmistettu nostolenkki, jonka pituus L 1 = 520 mm, kantavassa seinäelementissä, jonka betonilaatu on C30/37. Käyttörajatilassa nostolenkin haaran maksimivoima on noin 40% murtovoimasta eli 29 kn.

Tartunnan minimiarvolla τ = 0,82 N/mm 2 laskien saadaan vaadittavaksi tartuntapituudeksi 700 mm. Tällöin tartunnan kautta betonille välittyy noin 75% tangon vetovoimasta ja noin 25% siirtyy koukun kannettavaksi. Esimerkki 2: Nykyisen nostolenkkiohjeen mukaisesti 16 mm pyöröteräksestä S355 valmistettu edellisen esimerkin mukainen nostolenkki samanlaisessa seinäelementissä. Käyttörajatilassa nostolenkin haaran maksimivoima on noin 40% murtovoimasta eli 41 kn. Tartunnan minimiarvolla τ = 0,82 N/mm 2 laskien saadaan vaadittavaksi tartuntapituudeksi 990 mm. Tällöin tartunnan kautta betonille välittyy noin 50% tangon vetovoimasta ja noin 50% välittyy koukun kannettavaksi.

Liite B: Pyöröteräskoukun voima-siirtymä -yhteys Italialaisessa tutkimuksessa [2] selvitettiin pyörötangon koukun voima-siirtymä -yhteys koejärjestelyssä, jonka yhteenveto on esitetty kuvassa B-1. Kuva B-1. Yhteenveto koukun voima-siirtymä -yhteyden määrittämisestä Kuvassa B-2 on esitetty laskentamalli, jota käyttäen päätekoukulla varustetun pyörötangon voima-siirtymä -yhteys on mahdollista laskea. Kuva B-2. Laskentamalli

Liite C: Pyöröteräskoukun halkaisuvoima VTT:n tutkimusselostuksessa [8] on esitetty Hiltschnerin ja Florinin koetuloksiin perustuva matemaattinen yhteys koukun betoniin aiheuttaman paikallisen suuren puristusrasituksen, leimapaineen, ja siitä aiheutuvan poikittaisen vetorasituksen välillä. Tämän yhteyden avulla voidaan arvioida betonin murtumisen aiheuttavan pyörötangon vetovoiman suuruutta, kun muuttujina on betonin lujuusluokka ja koukun suojabetonipeite sekä taivutussäde. Kuvassa C-1, joka on lainattu lähteestä [8], on esitetty leimapaineen jakautuminen koukun alueella. Tämän esityksen taustatyönä sovitettiin VTT:n tutkimusselostuksessa esitettyihin mittaustuloksiin suora, jota käyttäen koukun halkaisuvoima voidaan laskea. Leimapaineen oletettiin jakautuvan alueelle, jonka pinta-ala 1,5 2,0 (C-1) Kuvassa C-2 on esitetty riippuvuus halkaisun aiheuttaman leimapaineen ja Eurokoodin [2] mukaisen vetolujuuden välille, joka voidaan ilmaista kaavalla σ 4,0 (C-2) Kuva C-1. Leimapaineen jakautuminen Kuva C-2. Suhteellisen leimapaineen yhteys suojabetonipeitteen ja tangon halkaisijan osamäärään Betonin halkeamisen aiheuttavan tangon vetovoiman ominaisarvo saadaan kaavasta, σ 12,0, (C-3) jolloin halkeamavoiman mitoitusarvo lasketaan vastaavasti kaavasta, 12,0. (C-4)

Tangon vetokestävyyden mitoitusarvo lasketaan kaavalla γ. (C-5) Tangon vetovoiman mitoitusarvo lasketaan kaavalla γ, (C-6) jossa on nostolenkin haarassa vaikuttava elementin omapainon nimellisarvosta aiheutuva voima ja γ on teknisen raportin [3] mukainen termi γ Ψ 1 γ. Tangon vetovoiman mitoitusehdoksi saadaan kaava min,,. (C-7)

Liite D: Voiman jakaantuminen nostolenkin haarojen välillä Noston suunnan poiketessa kuvan D-1 mukaisesti nostolenkin symmetriatasosta, oletetaan nykyisessä nostolenkkiohjeessa, että vain noston suuntaisessa nostolenkin haarassa esiintyy vetovoima. Pystysuuntaisessa nostolenkin haarassa ei oleteta esiintyvän vetovoimaa. Tämä on hyvin paljon varmalla puolella oleva otaksuma. Kun oletetaan elementissä, jonka paino on G, olevan kaksi kuvan D-1 mukaista nostolenkkiä toistensa peilikuvana, saadaan resultantin suuruudeksi R = 0,7 G. Kun nosto tapahtuu nostolenkin symmetriatasosta poikkeavaan suuntaan, syntyy nostolenkin ja nostoapulaitteen välille kitkavoima, jonka suuruus voidaan laskea kaavasta µ µ. Nostolenkin taivutusjäykkyys pyrkii myös estämään nostoapulaitteen liukumista nostolenkin suhteen. Kuva D-1. Voiman välittyminen nostoapulaitteelta nostolenkin haaroille Teräs-teräs kitkakerroin on noin 0,2. Otetaan taivutusjäykkyys huomioon kasvattamalla kerroin arvoon 0,3. Tällöin saadaan kitkavoimalle arvo µ = 0,3 0,7 G = 0,2 G. Nostolenkin nostava voima on yhteensä 0,5 G, jolloin köysivoiman S arvoksi saadaan 0,4 G. Tällöin nostolenkin pystyhaarassa vaikuttava voima on 0,2 G eli puolet noston suuntaisessa haarassa vaikuttavasta voimasta. VTT:n tutkimusselostuksessa [4] on esitetty holkilla varustettujen jännepunoksista tehtyjen nostolenkkien vetokokeiden tulokset. Tutkimusselostuksessa todetaan elementin yläpinnan tasoon nähden 45 o kulmassa vaikuttavan nostovoiman suurimman arvon olevan noin 5-10 % heikompi kuin vastaavan pinnan tason normaalin suuntaan vaikuttavan voiman suurin arvo. Pyöröteräksen taivutusjäykkyys on suurempi kuin jännepunoksella. Oletettaessa nostolenkin noston suuntainen haara täysin kuormitetuksi ja toisen haaran vetovoiman olevan puolet noston suuntaisessa haarassa vaikuttavasta voimasta, voidaan siitä huolimatta todeta oltavan varmalla puolella.

Viitteet [1] Betonikeskus ry. Betonielementtien nostolenkit ja ankkurit. 2003 [2] Suomen Standardoimisliitto SFS ry. SFS-EN 1992-1-1, Eurokoodi 2: Betonirakenteiden suunnittelu. Osa 1-1: Yleiset säännöt ja rakennuksia koskevat säännöt. 2005 [3] Suomen Standardoimisliitto SFS ry. CEN/TR 15728, Design and Use of Inserts for Lifting and Handling of Precast Concrete Elements. 2008 [4] VTT, Tutkimusselostus BET95023, Nostolenkkien vetokokeet ja lausunto nostolenkkien mitoitusja suunnitteluohjeesta. Jukka Jokela ja Asko Sarja. 1979 [5] VTT, Lausunto 230/0/81/BET ohjeesta Nostolenkkien mitoitusohjeet ja taivutusmallit. Seppo Huovinen ja Asko Sarja. 1981 [6] VTT, Tutkimusselostus RTE2898/00, Betonijulkisivuelementin ruostumattomien nostolenkkien ulosveto- ja lämpölaajenemiskokeet. Juha Ratvio ja Heikki Kukko. 2000 [7] VTT, Tutkimusselostus RTE1790/01, Ruostumattomien nostolenkkien käyttö betonijulkisivuelementissä. Juha Ratvio ja Heikki Kukko. 2001 [8] VTT, Tutkimusselostus RTE3175/02, Elementtien korkealujuuksisten nostolenkkien käytettävyys. Lasse Mörönen ja Alpo Ranta-Maunus. 2002 [9] CEB-FIB Bulletin 1. Structural Concrete, Textbook on Behaviour, Design and Performance, Updated knowledge of the CEB/FIB Model Code 1990, Volume 1. [10] Fabbrocino G, Verderame GM, Manfredi G. Experimental behaviour of anchored smooth rebars in old type reinforced concrete buildings. 2004