Scherverhalten von Einzelguss

Jul 24, 2023

Wissenschaftliche Berichte Band 12, Artikelnummer: 13308 (2022) Diesen Artikel zitieren

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Details zu den Metriken

Ein Brückentraganker überträgt verschiedene Lasten eines Überbaus auf einen Unterbau. Die meisten Anker werden im Allgemeinen ohne Berücksichtigung von Eigenschaften wie Betonsockel, Mörtelbettung und Ankerhülse konstruiert. In dieser Studie wurde das Scherverhalten von Ankern in Abhängigkeit vom Randabstand, der Einbindetiefe, der Druckfestigkeit des Betons und der Höhe des Betonsockels untersucht, um die praktischen Eigenschaften der Brückentraganker zu simulieren. Die tatsächliche Schertragfähigkeit des Ankers weicht von den nach ACI 318 und EN 1992-4 berechneten Scherfestigkeiten ab; Insbesondere die Bedeutung der Einbettungstiefe wird in diesen Codes unterschätzt. Eine Vergrößerung des Betonsockels wirkt sich aufgrund der Spannungskonzentration negativ auf die Schertragfähigkeit aus. Der Mörtel wird gebrochen, bevor lokale Schäden im Beton auftreten, was zu einem sekundären Moment führt. Dadurch wird die Wirkung des Nivellierarms beobachtet. Durch die Analyse der Verschiebung von Mörtel und Beton wird eine Gleichung vorgeschlagen, die den relativen Rissgrad von Beton vorhersagen kann. In den Bügeln in der Nähe des Ankers treten hohe Dehnungen auf, und das Dehnungsverhalten wird stärker von der Einbindetiefe als vom Randabstand beeinflusst. Der Vergleich der ermittelten und analytisch bewerteten Versagenslasten durch Berechnungen nach EN 1992-4, Schmid-Modell und Sharma-Modell wurde durchgeführt, um die Wirkung der Zusatzbewehrung zu berücksichtigen. Abschließend wird die Bemessungsgleichung der Betonausbrechfestigkeit modifiziert, um die Scherfestigkeit eines Brückenankers genauer vorherzusagen.

Allgemeine Anker unter Zug- und Scherlasten, die sich schließlich in den Konstruktionsvorschriften widerspiegeln, wurden ausführlich untersucht1,2,3. Basierend auf den in früheren Studien entwickelten Datenbanken wurden Anker in ACI 349 (Anhang B)4 eingeführt. Allerdings stellt die ACI 349 eine Gleichung dar, die das Versagensverhalten eines Ankersystems direkt mit seinem elastischen und plastischen Verhalten korreliert. Dies führt dazu, dass das Bruchverhalten des Ankersystems überschätzt wird und nicht das tatsächliche Verhalten. Fuchs et al. schlugen eine CCD-Methode (Concrete Capacity Design) unter Berücksichtigung der Brucheigenschaften von Beton vor5. Basierend auf den experimentellen Ergebnissen wurde eine theoretische Formel in Abhängigkeit von der linearen elastischen Bruchmechanik angegeben. Die CCD-Methode bietet einen theoretischen Hintergrund für die aktuelle ACI 318 und EN 1992-4, die Entwurfsnormen für Betonanker enthalten.

Das Verhalten hochfester Anker mit großem Durchmesser wurde eingehend untersucht, um die Stabilität für ihre Anwendung hauptsächlich in Kernkraftwerken weiter sicherzustellen6,7. Darüber hinaus wurden verschiedene Studien zu nachträglich installierten Ankern durchgeführt, die für Wiederaufbau- und Sanierungszwecke verwendet wurden, sowie zu vor Ort einbetonierten Ankern, die vor dem Aushärten des Betons installiert wurden8,9. Das Scherverhalten von Ankergruppen mit unterschiedlichen Konfigurationen wurde ebenfalls gründlich untersucht, indem verschiedene experimentelle Studien berücksichtigt wurden10,11,12,13,14. In jüngster Zeit wurden im Zuge der Entwicklung der FRP-Technologie viele Studien zu Ankern mit Verstärkungsstäben aus faserverstärktem Polymer (FRP) durchgeführt15. Darüber hinaus werden auch verschiedene Studien durchgeführt, beispielsweise zum Verhalten von Ankersystemen aus stahlfaserverstärktem Beton (SFRC) zur Verbesserung der Zugfestigkeit von Beton und zur Vorhersage der Festigkeit von Ankern durch Maschinenbetrieb16,17,18. Das Scher- und Zugverhalten von Einzel- und Ankergruppen in SFRC wird durch entsprechende Entwurfsempfehlungen bewertet19.

Ein Brückentraganker ist ein wichtiges System zur Übertragung verschiedener Lasten, wie z. B. Fahrzeug- und Windlasten, von einem Oberbau auf einen Unterbau. Das Lager muss vollständig verbunden sein, damit die Zugspannung, Schubspannung und Biegespannung über das Brückenlagerankersystem20 auf den Beton der Unterkonstruktion übertragen werden können. Der Brückentraganker weist Merkmale wie einen auf der Unterkonstruktion installierten Betonsockel, eine Mörtelbettung auf dem Betonsockel und eine im Beton eingebettete Ankerhülse auf, wie in Abb. 121 dargestellt. Die Mörtelbettung gleicht etwaige Neigungen der Oberfläche des Widerlagers aus. Es schützt auch den Abschnitt der Befestigungsschrauben zwischen dem Beton und der Unterseite der Grundplatte22. Der Betonsockel ist im Vergleich zum Widerlager ein kleiner Teil; Eine wesentliche Rolle spielt es jedoch als Bauteil, das durch die Tragfähigkeit des Betons die Lasten sicher überträgt. Obwohl viele Studien zum Betonsockel durchgeführt wurden, müssen örtliche Ausfälle im Brückensockel noch eindeutig angegangen werden23. Bei Brückentragankern werden überwiegend eingegossene Rundstahlhülsen ohne Spirale verwendet. Eine Ankerhülse zeichnet sich durch die Eigenschaften eines leicht austauschbaren Bauteils aus, nachdem die Ankerbolzen beschädigt wurden. Die meisten bisherigen Studien konzentrierten sich auf Anker, die ohne Ankerhülsen direkt in Beton eingebettet werden; Allerdings wurde das Scherverhalten von Ankern mit Ankerhülsen noch nicht bewertet.

Schematische Darstellung des Brückenlagerankers und der Versagensarten: (a) Versagen des Ankerbolzens, (b) Betonausbruch, (c) Betonausbruch.

Obwohl Brückentraganker ganz andere Eigenschaften aufweisen als allgemeine Ortbetonanker, wird ein Brückentraganker auf der Grundlage der Konstruktionsvorschriften eines allgemeinen Ankers entworfen, ohne die oben genannten Eigenschaften zu berücksichtigen. Daher treten bei Brückentragankern viele strukturelle Stabilitätsprobleme auf, wie z. B. Ausbruchsversagen des Betonsockels, Schäden an der Mörtelbettung und Versagen von Ankerbolzen, die in Abb. 224 dargestellt sind. In letzter Zeit wurden viele Brückentraganker tatsächlich durch den Pohang beschädigt Erdbeben in Südkorea, das eine niedrigere Spitzenbodenbeschleunigung (PGA) aufweist als die geplante PGA der Brücken25. Bei vielen früheren Vorfällen ist ein Brückenüberbau aufgrund von Erdbeben eingestürzt, beispielsweise beim San-Fernado-Erdbeben (1971), dem Loma-Prieta-Erdbeben (1989), dem Northridge-Erdbeben (1994) und dem Kobe-Erdbeben (1995)26,27 . Aufgrund dieser Ereignisse hat sich die Philosophie des seismischen Entwurfs einer Brücke von der reinen Festigkeit hin zur Berücksichtigung der Duktilität gewandelt, und die Bedeutung des Lagers rückt zunehmend in den Vordergrund28,29. Daher wurden seismische Isolationssysteme wie Isolationslager und Dämpfer eingeführt, die zu einer Verbesserung der Widerstandsfähigkeit gegenüber seismischen Kräften führten; Es erfolgt jedoch keine Neubewertung der Bemessung von Tragankern.

Schadensarten von Brückentragankern: (a) Beschädigung der Mörtelbettung, (b) Versagen des Ankerbolzens, (c) Durchbruchversagen des Betonsockels.

Ziel dieser Studie ist es daher, das Verhalten von Brückentragankern unter Scherbeanspruchung zu untersuchen. Die Brückentraganker wurden unter Berücksichtigung der beschriebenen Merkmale unter quasistatischer Belastung geprüft. Im Folgenden sind die spezifischen Ziele dieser Studie aufgeführt: (1) Vergleich der experimentellen und vorhergesagten Stärke des aktuellen Codes; (2) die Auswirkungen des Randabstands, der Einbettungstiefe, der Druckfestigkeit des Betons und der Lagerhöhe auf die Scherkapazität bewerten; (3) die Auswirkungen von Mörtelbettung und Bügelverstärkung analysieren; und (4) die Festigkeitsgleichung des Brückentragankers modifizieren.

In diesem Versuchsprogramm wurden insgesamt einundzwanzig Proben von Brückentragankern mit siebzehn Variablen hergestellt und unter monotoner Querlast getestet. Zur Validierung der Hauptvariablen in der konkreten Ausbruchskapazität wurden vier doppelte Variablen festgelegt. Die Bezeichnung der Proben spiegelt den Randabstand, die Einbindetiefe der Ankerhülse, die Höhe des Betonsockels und die Druckfestigkeit des Betons durch die Mischung wider. Die Details jeder Testvariablen sind unten angegeben und in Tabelle 1 und Abb. 3 aufgeführt:

Höhe des Betonsockels und der Fugenbettung: Die Höhe des Betonsockels spielt eine wichtige Rolle bei der Bestimmung der Tragfähigkeit von Betonsockeln. Als Variablen für den Betonsockel wurden in dieser Studie Höhen von 70 und 150 mm festgelegt, bei denen es sich im Allgemeinen um die Sockelhöhen in Abhängigkeit vom Raum unter dem Brückenüberbau handelt30. Für eine bessere Stabilität wird empfohlen, dass die Höhe der Fugenbettung nicht mehr als 50 mm über der Oberkante des Betonsockels liegt; Daher wurde die Höhe der Mörtelbettung auf 50 mm31 festgelegt.

Randabstand: Der Mindestrandabstand für einen einbetonierten Anker ohne Torsion ist festgelegt, um die in der ACI 318 festgelegte Deckungsanforderung für die Bewehrung zu erfüllen. Der Randabstand des Ankers ist ein wichtiger Faktor für die Unterstützung des Brückentragsystems, das dem standhält horizontale Belastung. Um ein Versagen des Betonausbruchs herbeizuführen, wurde der Randabstand auf 6d, 5d, 4,5d, 3,2d und 2,7d eingestellt, wobei d der Durchmesser der Ankerhülse ist.

Einbindetiefe der Ankerhülse: Es wird empfohlen, darauf zu achten, dass die Ankerhülse mindestens bis zur Oberseite der Bewehrung in der Unterkonstruktion reicht. In vielen Fällen ist die Einbindetiefe jedoch zu gering, um eine Beeinträchtigung der dichten Bewehrung zu vermeiden. Die Einbettungsvariablen wurden ermittelt, um ihre Auswirkung auf die Scherkapazität zu bestimmen und die Lagerspannungsverteilung entlang der Ankerhülse zu bestätigen, die durch den Leistungsterm im Code angegeben wird. Hier wurden Einbettungstiefenvariablen von der Tiefe bis zur Oberfläche der Widerlageroberseite der Bewehrung im Unterbau eingestellt.

Druckfestigkeit von Betonsockel und Vergussbettung: Die Unterkonstruktion des Widerlagers und der Betonsockel werden in der Regel gemeinsam mit der gleichen Mischung gegossen. Im Brückenwiderlager wird meist eine Druckfestigkeit von 30 MPa verwendet, gefolgt von hochfestem Beton mit einer Festigkeit von ca. 60 MPa. Die Mischungseigenschaften sind in Tabelle 2 aufgeführt. Bei der Fugenbettung wird ein Fertigprodukt verwendet, um vor der Schwachstelle der Anschlüsse zu schützen und die Neubettung bei der Sanierung von Sockeln zu erleichtern. In dieser Studie wurde der schrumpffreie Mörtel unter Verwendung eines hochfesten (Zielfestigkeit 60 MPa) hydraulisch-zementösen Mörtels (hergestellt von der Republik Korea) mit einem aw/b von 0,16 hergestellt.

Bezeichnung der Prüflinge.

Bei einem allgemeinen Brückentraganker sollte die Bewehrung sowohl in den Betonsockel als auch in die Unterkonstruktion eingebettet werden, um einen zusätzlichen Einschlusseffekt zu erzielen, der die Tragfähigkeit des Betons sichert und die Scherfestigkeit des Ankerstahls trägt. In dieser Studie wurden Stäbe Nr. 5 mit einer Nennstreckgrenze von Stahl der Güteklasse 60 mit einem horizontalen Abstand von 100 mm und einem vertikalen Abstand von 120 mm verwendet. Die Bewehrung wurde von der Oberseite des Betonsockels um 90° gebogen und in die Unterkonstruktion eingebettet, um der erforderlichen Ausbaulänge zu entsprechen. Laut Zugversuch des Stabes betrugen die Streckgrenze und die Dehnung 446,13 MPa bzw. 2110 × 10–6 mm/mm.

Darüber hinaus wurde ein Sechskant-Strukturankerbolzen mit einem Durchmesser von 30 mm gemäß ASTM A490M Klasse 10.9 (\({f}_{y}\) = 940 MPa, \({f}_{ut}\) verwendet. ) = 1040 MPa), das häufig in Brückenlagern verwendet wird32. Für Ankerhülsen wurde die Nennstreckgrenze von Stahl der Güteklasse 55 mit einem Durchmesser (d) von 70 mm verwendet, der für den Eingriff mit Ankerbolzen mit einer Schraubenlinie von 30 mm Durchmesser und 50 mm Länge ausgelegt war. Alle Proben hatten die gleiche Geometrie, Querschnittsabmessungen von 450 mm × 500 mm im Bereich der Mörtelbettung, 780 mm × 1080 mm im Bereich des Betonsockels und 1400 mm × 1300 mm im Bereich der Unterkonstruktion, wie in Abb. 4. Der Herstellungsprozess der Proben wurde in den in Abb. 5 dargestellten Schritten durchgeführt. Nach 3 Tagen Aushärten bei Umgebungstemperatur wurde die Abdeckung des Betonsockels um 50 mm bis zur Bewehrungsoberfläche ausgeschnitten und mit einer hohen Festigkeit versehen In den Schnittraum wurde schrumpffreier Mörtel eingebracht, um die Mörtelbettung herzustellen.

Geometrische Details von Probekörpern.

Herstellungsprozess eines Brückenlagerankers.

Die monotone Scherleistung des Brückenlagerankers wurde anhand des in Abb. 6 gezeigten Aufbaus bewertet. Während der Probenherstellung wurden im Voraus fünf Löcher erstellt, um die Probe am Boden zu befestigen. Zunächst wurde die Unterseite der Probe mit einer hochfesten Stahlstange und Muttern fixiert. Anschließend wurde die Probe langsam mit hydraulischen Fixierungen oben mit einer Kapazität von 49 kN fixiert. Auf beiden Seiten der Belastungsrichtung wurden zusätzliche feste Stützen eingesetzt, um einen Schub in die Belastungsrichtung zu verhindern. Die Belastungsplatte, bei der es sich um eine 30 mm dicke Stahlplatte handelte, wurde als Bodenplatte des eigentlichen Lagers betrachtet, um den Ankerbolzen fest zu befestigen. Ein 980-kN-Aktuator wurde verwendet, um über die Belastungsplatte eine monotone Scherbelastung mit einer Verschiebungskontrollrate von 1,2 mm/min auf den Anker auszuüben. Der Aktuatorkörper wurde mit einer Stütze auf einem stabilen Boden abgestützt, um die Drehung der Ladeplatte und die Abwärtsbewegung des Aktuatorkopfes zu verhindern. Zur Messung der Ankerverschiebung wurde ein linearer variabler Differentialtransformator (LVDT) installiert. Als Ergebnis der Analyse der Verschiebung des auf der Rückseite des Prüfkörpers installierten LVDT wurde kein Schlupf zwischen Prüfkörper und Boden beobachtet.

Versuchsaufbau für monotone Querbelastung.

Tabelle 3 listet die gemessenen Scherkapazitäten und vorhergesagten Festigkeiten anhand der Gleichungen auf, die sowohl in den Codes ACI 318 als auch EN 1992-4 enthalten sind. Die aktuellen Bemessungsvorschriften spiegeln die Mörtelbettungseigenschaften der Brückentraganker nicht direkt wider, da sie sich nur auf allgemeine Betonanker beziehen. Daher wurde in dieser Studie die vorhergesagte Festigkeit zum Vergleich mit der gemessenen Festigkeit konservativ berechnet, indem die Festigkeit des im Betonsockel platzierten Mörtels als gleich der Betonfestigkeit betrachtet wurde. Tabelle 3 zeigt, dass EN 1992-4 im Vergleich zu ACI 318 bei allen Prüfkörpern einen konservativeren Ansatz für Festigkeitsberechnungen verfolgt und einen Festigkeitsunterschied zwischen 11,7 und 35,2 % in Bezug auf die Betonausbruchfestigkeit zeigt. Die drei wichtigsten Arten von Versagensarten, die für die Anker beobachtet wurden, sind in Tabelle 3 dargestellt. Die Versagenslasten der duplizierten Variablen zeigten ähnliche Ergebnisse mit Ausnahme des LN-5d-15-Ankers.

Abbildung 7 zeigt die Lastverschiebungskurve der Randabstandsreihe, die einen positiven Zusammenhang zwischen einer Erhöhung der Scherkapazität und dem Randabstand zeigt. Bei der Ankerserie mit einer Verankerungstiefe von 150 mm (Abb. 7a) versagte nur der Probekörper LN-6d-15 durch Ankerschaftbruch (Abb. A.1), wohingegen die Probekörper mit einem Randabstand von weniger als 6d versagten durch Betonausbruch (Abb. A.3, A.7, A.11 und A.13). In der Abbildung gibt SF das Stahlversagen des Ankerbolzens an. In dieser Studie war der Ankerbolzen nicht direkt im Beton eingebettet, sodass die Last über die Ankerhülse auf die Struktur übertragen wurde. Der Ankerbruch begann mit einem Biegeriss des Bolzens nach Erreichen einer Maximallast und der Anker zeigte nach der Spitzenlast kein duktiles Verhalten. Die Versagenslast ging weit über die gesetzlich festgelegte Ankertragfähigkeit hinaus, da sie größtenteils durch den Bruch des Ankerschafts verursacht wurde, wie in Abb. 8a33 dargestellt. Die Traganker mit Randabständen kleiner 5d zeigten im Gegensatz zum LN-5d-15-Anker nach der Spitzenlast ein leichtes Duktilitätsverhalten. Darüber hinaus war nur die gemessene Scherkapazität des LN-5d-15-Ankers kleiner als die von ACI 318 vorhergesagten Festigkeiten. Dies liegt daran, dass die durch den ACI 318-Code berechnete Ausbruchfestigkeit und Ausbrechfestigkeit aufgrund des ausreichenden Randabstands ähnlich sind 5d. Es wird davon ausgegangen, dass sich dies nur auf den Unterschied in der Versagenslast der LN-5D-15-Proben unter den Duplikatproben auswirkt und zu unterschiedlichen Rissmustern führt (Abb. A.3 und A.4). Darüber hinaus hielt die Mörtelbettung des Probekörpers mit relativ geringem Randabstand als Beton zunächst der größten Belastung stand, so dass es zunächst zu Rissen in der Mörtelbettung kam. Wenn der Mörtel beschädigt ist, geht die Fähigkeit verloren, die Drehung und Verschiebung der Ankerstange zu verhindern34.

Last-Weg-Kurve, Randabstand: (a) Einbindetiefe 150 mm, (b) Einbindetiefe 70 mm.

Versagensform des Ankerbolzens: (a) typischer Bruch, (b) Biegung.

Anker mit einer Verankerungstiefe von 70 mm zeigten ein unterschiedliches Versagensverhalten, wie in Abb. 7b dargestellt. Die Steigung des Diagramms änderte sich nach der anfänglichen Rissbildung deutlich und nahm nach der Spitzenlast rasch ab. Darüber hinaus führte die Verringerung der Einbindetiefe bei der Variable mit einem Randabstand von 6d eher zu hinteren als zu vorderen Rissen. Auch der Versagensmodus änderte sich von Bolzenversagen zu Ausbrechversagen (Abb. A.1, A.2). Ebenso traten im variablen Randabstand von 4,5d hintere Risse häufiger auf als vordere Risse (Abb. A.7, A.8, A.10). Dieses Versagensmuster unterschied sich geringfügig vom allgemeinen Versagensmodus beim Herausbrechen, da die Hülse nicht herausgezogen wurde, indem die Drehung der Ankerhülse durch die tragende Wirkung des Bewehrungsstabs verhindert wurde35,36,37. Entsprechend der Vergrößerung des Randabstands erhöhte sich die tatsächliche Festigkeit im Vergleich zur vorhergesagten Ausbrechfestigkeit von 0,73 auf 1,09 bzw. von 0,96 auf 1,43 bei Verwendung von ACI 318 bzw. EN 1992-4. Durch die Verringerung der Einbettungstiefe verringerte sich die Scherkapazität signifikant um 56,2 % für 6 Tage und um 53,0 % für 4,5 Tage, da der maßgebliche Versagensmodus von Ausbruch auf Ausbrechen geändert wurde (Abb. A.1, A.2, A.7, A. 8, A.10). Diese Ergebnisse zeigen, wie wichtig es ist, eine ausreichende Einbettungstiefe sicherzustellen, da der vorgesehene Versagensmodus durch die Auslegung einer geeigneten Einbettungstiefe im Voraus geplant werden kann, um ein plötzliches Versagen des Ankerbolzens oder des Betonausbruchs zu verhindern.

Bild 9a zeigt den Last-Verschiebungsverlauf in Abhängigkeit der Verankerungstiefe bei einem Randabstand von 4,5d. Vergleiche der Höhe des Betonsockels mit und ohne Änderung der Einbindetiefe sind in Abb. 9b bzw. c dargestellt. Abbildung 9b vergleicht die Variable, bei der die Einbindetiefe um den gleichen Betrag zunahm wie die Höhe des Betonsockels. In Abb. 9c wurden die Proben HN-6d-15 und HN-4.5d-15 aufgrund einer Erhöhung der Höhe des Betonsockels, der eine Höhe von 150 mm hat, nicht in die Unterkonstruktion eingebettet.

Last-Verschiebungs-Kurve, Einbindetiefe: (a) Randabstand von 4,5d, (b) unterschiedliche Einbindetiefe bei zwei Arten von Sockelhöhen, (c) gleiche Einbindetiefe bei zwei Arten von Sockelhöhen.

Gemäß den meisten Konstruktionsnormen des Ankers, wie z. B. ACI 318, EN 1992-4, ETAG 001 und KCI, wird davon ausgegangen, dass die Einbettungstiefe nur einen geringen Einfluss auf die Bruchfestigkeit unter Scherung hat, wobei der Kraftausdruck auf nur 0,2 oder weniger festgelegt ist2 ,3,38,39. Diese Codegleichungen wurden jedoch aus den experimentellen Ergebnissen für einfachen Beton ohne Berücksichtigung etwaiger Bewehrungen abgeleitet, die in den eigentlichen Brückentraganker eingebettet waren. Klingner et al. berichteten über eine verbesserte Scherkapazität eines verstärkten Ankers mit einer Doppelschicht aus 180°-Haarnadeln20. Nilsson et al. berichteten, dass eine Oberflächenverstärkung die Tragfähigkeit von Beton erheblich erhöhte, was mit der Einbettungstiefe in der Entwurfscodegleichung zusammenhängt40. Bei der LN-4.5d-Serie (Abb. 9a) nahmen sowohl die Scherkapazität als auch die Verschiebung bei Spitzenlast mit zunehmender Einbindetiefe zu. Die gemessene Scherkapazität war größer als die vorhergesagte Festigkeit für die Proben mit einer Einbettung von mehr als 110 mm, bei denen das Verhältnis der Einbettungstiefe zum Durchmesser der Ankerhülse größer als 2 war. Dies liegt daran, dass Proben mit einer tieferen Einbettungstiefe in der Nähe der Bewehrung erhalten werden können die Rückhaltewirkung der Bewehrung im Vergleich zu Proben mit geringer Einbettung. Dieses Ergebnis zeigte, dass die Lagerspannungsverteilung entlang des Schafts der Ankerhülse nicht gut übertragen wurde, da das Verhältnis weniger als 241 betrug.

Die bis zur Unterkonstruktionsverstärkung eingebettete LN-4,5d-22-Probe zeigte nach der Spitzenlast eine erhebliche Duktilität. Die Scherfestigkeit des Betons und des Vergussmörtels nahm nach der Spitzenlast ab; Allerdings verformten sich die Bewehrungen neben dem Anker (L1, R1) über die Streckgrenze hinaus und die Duktilität des Ankersystems nahm zu, was mit den Erkenntnissen von Segle42 übereinstimmt. Dieses Ergebnis zeigt, dass die Scherkapazität des bewehrten Ankers nicht nur mit Oberflächenverstärkungen im Betonsockel, sondern auch mit Verstärkungen in der Unterkonstruktion zusammenhängt.

Für alle Proben mit einer Betonsockelhöhe von 150 mm und einer Einbettungstiefe von 150 mm wurden gemessen, dass die Scherkapazitäten kleiner als die mit ACI 318 berechneten vorhergesagten Festigkeiten waren und nahe an den mit EN 1992-4 vorhergesagten Festigkeiten lagen, wie in der Tabelle gezeigt 3. Wie in Abb. 9b dargestellt, zeigte der HN-4.5d-23-Probekörper, bei dem die Ankerhülse nicht ausreichend in die Bewehrung in der Unterkonstruktion eingebettet war, eine Zunahme der Scherkapazität entsprechend der Zunahme der Einbettungstiefe. Die Proben LN-4.5d-22 und HN-4.5d-23 mit ähnlichen Einbindetiefen zeigten ein duktiles Verhalten der Ankerbolzen (Abb. 8b). Die beiden Proben versagten eher durch Betonausbruch (Abb. A.5, A.18) als durch Bolzenversagen, da die Dehnungsrate der Bewehrung nach der Spitzenlast zunahm. Daher sollte es im Voraus zur Zerstörung des Betons kommen, um durch die richtige Einstellung der Höhe des Sockels und der Einbettungstiefe ein duktiles Verhalten der Schrauben herbeizuführen.

Bei den HN-4.5d-15- und HN-6d-15-Proben in Abb. 9c nahm die Steigung der Lastverschiebung nach dem ersten Riss schnell ab, und auch die maximale Scherkapazität nahm im Vergleich zu den niedrigen und hohen Betonsockeln ab. Dies liegt daran, dass die strukturelle Reaktion eines Betonlagers nicht nur von der Fläche abhängt, die der Belastung standhält, sondern auch von seiner Höhe. Yahya berichtete, dass eine Erhöhung der Sockelhöhe die Duktilität des Sockels bei geringer Belastung verbessern kann; Allerdings ist die Gesamtsteifigkeit geringer23. Dieses Ergebnis ist auch darauf zurückzuführen, dass die Last nicht gut auf die Unterkonstruktion übertragen wurde, sondern sich auf den Sockel konzentrierte, wie von der Korea Expressway Corporation43 berichtet. Um die Spannungskonzentration im Sockel zu minimieren und die Last gut auf die Unterkonstruktion zu übertragen, muss daher der Randabstand mit zunehmender Höhe für geeignete Brückentragankersysteme vergrößert werden30.

Gemäß ACI 318 und EN 1992-4 ist die Festigkeit eines Ankers proportional zur Quadratwurzel der Druckfestigkeit des Betons sowohl unter Scherung als auch unter Zug. Dies liegt daran, dass der Anker die Zugfestigkeit von Beton nutzt, die im Betonbau häufig als proportional zu \(\sqrt{{f}_{ck}}\) angenommen wird44. Die Last-Verschiebungskurven des Ankers für die Betondruckfestigkeit wurden wie in Abb. 10 dargestellt ausgewertet. Mit zunehmender Druckfestigkeit erhöhte sich auch die Betonkantenausbruchfestigkeit des Brückentragankers. Es stellte sich heraus, dass das duktile Verhalten nach dem Höhepunkt unabhängig von der Festigkeit ähnlich war, da es keine Verbesserung der Zugfestigkeit wie bei der Verwendung von Fasern gab45. Im Betonsockel des Probekörpers LH-4.5d-15 (Abb. A.14b) traten nur wenige Risse auf, allerdings wurde der Bolzen aufgrund der hohen Druckfestigkeit des Betons zerstört.

Last-Verschiebungs-Kurve, Druckfestigkeit von Beton: (a) Randabstand, (b) Sockelhöhe.

Wie in Abb. 10b dargestellt, nahm die Scherkapazität mit zunehmender Höhe des Betonsockels ab, unabhängig von der Druckfestigkeit des Betons. Dies liegt daran, dass die Ankerhülsen der Proben mit geringer Betonsockelhöhe in Unterkonstruktionen mit relativ großem Volumen eingebettet waren, während die Ankerhülsen der Proben mit höheren Betonsockeln nur in den Sockel eingebettet waren. Abbildung 11 zeigt, dass der Anstieg der maximalen Scherkraft nahezu proportional zur Quadratwurzel des Anstiegs der Druckfestigkeit war, unabhängig von der Höhe des Betonsockels. Dieses Ergebnis steht im Einklang mit der Eignung der aktuellen Norm für Anker, die Zugfestigkeit von Beton zu nutzen. Unterdessen zeigte ein Vergleich zwischen LN-4.5d-15 und LH-4.5d-15, dass die maximale Scherkraft proportional zu 0,92 \(\sqrt{{f}_{ck}}\) statt 1,00 \(\sqrt) war {{f}_{ck}}\), weil LH-4.5d-15 durch Stahlversagen des Bolzens und nicht durch Ausbruchversagen versagte. Daher wird der Schluss gezogen, dass unabhängig von der Sockelhöhe die Quadratwurzel in Bezug auf die Betondruckfestigkeit in der aktuellen Norm bei der Berechnung der maximalen Scherkraft nicht geändert werden muss.

Vergleich der maximalen Scherkraft aufgrund zweier Arten der Druckfestigkeit von Beton.

Die über die Widerstandsfähigkeit hinausgehende Scherlast bildete geneigte Bruchflächen sowohl auf der Mörtelbettung als auch auf dem Betonsockel. Bei einigen Probekörpern stimmte die Neigung der Hauptversagensfläche im Vergussmörtel nicht mit der Neigung des Betonsockels überein. Darüber hinaus traten am Betonsockel Risse auf, die nicht im Fugenmörtel zu finden waren. Dieses Ergebnis wird auf den Nivellierarm zurückgeführt, der durch das Versagen des Mörtels vor dem Versagen des Betons verursacht wird. Eligehausen et al. berichteten, dass das Abplatzen von dicken Mörtelpolstern vor dem Anker zu einer Biegung des Ankers führt, um die Scherlast zu übertragen44. Trotz der höheren Festigkeit von Mörtel als Beton beginnt der Mörtel mit relativ geringem Randabstand zuerst zu versagen. Fuchs et al. berichteten, dass ein Mörtelversagen vor allen anderen Versagensarten die Lastübertragungskapazität verringert5. Randle erklärte dieses komplexe Zusammenspiel anhand des Tragverhaltens von Schubdübeln46. Kann der Vergussmörtel der Belastung nicht mehr standhalten, bildet sich ein ebener Arm, wodurch ein komplexes Zusammenspiel von Zug-, Schub- und Biegespannungen im Anker entsteht, wie in Abb. 12 dargestellt. Paschen und Schönhoff untersuchten den Effekt der sekundären Kippmomente in der Verbindung und prognostizierte die Scherkraft, die dem Betonausbruch eines einzelnen Ankers entspricht, wie folgt47:

wobei Vb die grundlegende Betonausbrechfestigkeit eines einzelnen Ankers bei Scherung ist; ψM ist der Momentfaktor zur Änderung der Scherfestigkeit des Ankers bei einer Scherlast mit waagerechtem Arm; und ψh,V ist der Durchbruchsdickenfaktor, der zur Modifizierung der Scherfestigkeit von Ankern in Betonbauteilen wie folgt verwendet wird:

wobei le die Einbindetiefe der Ankerhülse in mm ist; d ist der Durchmesser der Ankerhülse, mm; fck ist die spezifische Druckfestigkeit von Beton am Testtag, MPa.; ca1 ist der Abstand von der Mitte eines Ankerschafts bis zum Rand des Betons in einer Richtung, mm.; e ist der Abstand zwischen Scherlast und Betonoberfläche, mm.; und h ist die Dicke des Elements, in dem sich ein Anker befindet, mm.

Beschädigter Brückenlageranker: (a) ohne Nivellierarm, (b) mit Nivellierarm.

Eine bisher nicht berücksichtigte Erhöhung der Scherfestigkeit durch Berücksichtigung der Schertragfähigkeit der Mörtelbettung wurde nach Gl. (5) Verwendung des ACI 318:

wobei AVg die prognostizierte Mörtelbruchfläche des Ankers ist, mm2; AVgo ist die projizierte Mörtelbruchfläche des Ankers, sofern diese nicht durch Eckeinflüsse, Abstände oder Elementdicke begrenzt ist, mm2; Vg ist die Grundausbrechfestigkeit des Mörtels bei Scherung eines einzelnen Ankers, mit einer ähnlichen Formel wie Vb; ψhg,V ist der Durchbruchsdickenfaktor, der zur Modifizierung der Scherfestigkeit von Ankern in Mörtelbauteilen verwendet wird, mit einer ähnlichen Formel wie ψh,V; und ψedg,V ist der Ausbruchkanteneffektfaktor, der zur Modifizierung der Scherfestigkeit des Ankers basierend auf der Nähe zu den Kanten des Vergusselements verwendet wird. In dieser Untersuchung wird ψedg,V = 1 angewendet.

Somit kann der Mörteleffekt des Brückenankers unter Scherung ermittelt werden, indem der durch das Versagen des Mörtels verursachte Nivellierarmeffekt von der Scherfestigkeit des im Mörtel eingebetteten Ankers wie folgt abgezogen wird:

wobei AVc die projizierte Betonversagensfläche des Ankers ist, mm2; AVco ist die prognostizierte Betonversagensfläche des Ankers, sofern diese nicht durch Eckeinflüsse, Abstände oder Elementdicke begrenzt ist, mm2; ψed,V ist der Ausbruchskanteneffektfaktor, der zur Modifizierung der Scherfestigkeit des Ankers basierend auf der Nähe zu Kanten des Betonelements verwendet wird. Wenn ca2 \(<\) 1,5ca1, dann ψed,V = 0,7 + 0,3ca2/(1,5 ca1), sonst ψed,V = 1.

Abbildung 13 zeigt die berechnete Mörtelwirkung im Schubwiderstand in Abhängigkeit von der Mörtelhöhe in der Reihe Randabstand bzw. Einbindetiefe, die nach Gl. (6). Wenn die Scherwirkung des Mörtels weniger als 0 beträgt, bedeutet dies, dass die Verringerung des Scherwiderstands aufgrund des Nivellierarms größer ist als die Verbesserung der Scherkapazität, die durch die Einbettung des Mörtels verursacht wird. Mit zunehmender Mörtelhöhe nimmt die Scherwirkung unabhängig vom Randabstand und der Einbindetiefe ab. Dieses Ergebnis steht im Einklang mit vielen Richtlinien, die die Mörtelhöhe aufgrund des Spannungsungleichgewichts in hoher Mörtelbettung begrenzen22,31,43,48. Mit zunehmendem Randabstand nahm die Schubwirkung des Mörtels deutlich ab, verglichen mit der geringen Abnahme, die sich bei zunehmender Einbettungstiefe zeigte. Dies liegt daran, dass der Mörtel mit konstantem Randabstand zuerst zerstört wurde und vor dem Betonversagen einen ebenen Arm bildete. Die Berechnungsergebnisse ähnelten den experimentellen Ergebnissen. Während die LN-5d-15-Probe eine geringere maximale Scherbelastung aufwies als die durch die Gleichung in ACI 318 berechnete Festigkeit, zeigten die Proben mit einem Randabstand von weniger als 5d das gegenteilige Ergebnis, da diese Proben bei 50 mm Höhe eine positive Scherbeanspruchung aufweisen Die Fugenwirkung bei Scherung näherte sich bei einer Höhe von ca. 50 mm entsprechend der Vergrößerung des Randabstands ebenfalls gegen Null an, weshalb es als angemessen erachtet wurde, die Fugenhöhe unten festzulegen 50 mm, um den negativen Effekt zu vermeiden, der durch das Verlegen der Fugenbettung auf dem Betonsockel entsteht.

Wirkung des Fugenmörtels bei Scherung bei unterschiedlicher Höhe des Fugenmörtels: (a) Randabstand, (b) Einbindetiefe.

Darüber hinaus zeigten Proben mit einem relativ kurzen Randabstand von weniger als 4,5 d einen Fortschritt auf der gleichen geneigten Bruchfläche am Vergussmörtel und am Betonsockel (Abb. A.11, A.12, A.13, A.15). Dies liegt daran, dass Beton und Mörtel gleichzeitig zu versagen beginnen, bevor das zusätzliche Moment durch den Nivellierarm erzeugt wird. Viele Experimente wurden durchgeführt, ohne den Nivellierarm für Mörtelversagen zu berücksichtigen49,50,51. Mohamed et al. untersuchten die Eigenschaften des Mörtels in Bezug auf die Scherfestigkeit in Stützenfußverbindungen und berichteten, dass die Bildung von Mörtelstreben eine wichtige Rolle für die endgültige Festigkeit der Verbindung spielt, selbst über die Zone des elastischen Bereichs hinaus52. Eine Mörtelbettung ist so konzipiert, dass sie einen kürzeren Randabstand aufweist als Beton in Brückentragankern. Die aktuellen Designvorschriften berücksichtigen nicht die Auswirkungen von Fugenmörtel; Es sollte jedoch in Betracht gezogen werden, die Höhe der Mörtelbettung zu begrenzen, um diesen negativen Effekt im Hinblick auf die Gesamtstabilität bei Scherung zu minimieren.

Die Inspektion und Wartung von Brückentragankern erfolgt im Allgemeinen bei sichtbaren Zerstörungen, wie z. B. dem Versagen des Ankerbolzens, des Betonsockels und großen Rissen sowohl in der Mörtelbettung als auch im Betonsockel53. Allerdings ist es nicht einfach, innere Risse zu erkennen, die bei bestimmten Belastungen nicht bis zur freien Oberfläche reichen, da sich der Beton um den Anker herum unter der Vergussbettung befindet. Diese kleinen inneren Risse im Beton haben möglicherweise noch keinen wesentlichen Einfluss auf die strukturelle Leistung. Sie könnten jedoch anfällig für das Eindringen von Chemikalien sein, beispielsweise durch vom Brückenträger herabfallendes Enteisungsmittel, wodurch die Haltbarkeit des Betons beeinträchtigt wird54. ACI 224R-01 empfiehlt eine maximal zulässige Rissbreite von 0,18 mm für Beton, der Enteisungsmitteln ausgesetzt ist55. Mittlerweile wird für die Instandhaltung dieser Betonkonstruktionen normalerweise die zerstörungsfreie Prüfung (NDT) von Betonrissen eingesetzt, und zahlreiche Methoden ändern sich mit der Entwicklung von Erkennungsgeräten56. Titman betonte jedoch, dass trotz der Vorteile der NDT-Methoden Sorgfalt und Erfahrung erforderlich seien, und wies darauf hin, dass es ohne eine spezielle Technik zu ungenauen Interpretationen kommen könne57.

Wie zuvor beschrieben, entstehen zunächst Risse im Vergussmörtel und dann kommt es zu einer Spannungsumverteilung im Anker, was zu Rissen im Beton führt. Eine einfache Erstprüfung ist möglich, wenn die Rissbreite des Betons durch den Fugenriss relativ vorhersehbar ist. Mit anderen Worten: Aus dem Rissgrad des Fugenmörtels kann auf den Rissgrad des darunter liegenden Betons geschlossen werden. In dieser Studie wurde der Beton durch Anwendung von hydraulischem Druck vollständig fixiert und es kam zu keiner Bewegung der Unterkonstruktion, wie durch LVDT gemessen wurde. Die Verschiebungen der linken und rechten Punkte 100 mm von der vorhergesagten Bruchlinie des vorderen Mittelteils sowohl des Betonsockels als auch der Mörtelbettung entfernt wurden mithilfe von LVDTs gemessen. Als Beispiel ist in Abb. 14a die Last-Verschiebungskurve der LN-3.2d-15-Probe für den Vergussmörtel und den Betonsockel dargestellt. Hier stellen CL und CR die Werte des linken bzw. rechten Punktes des Betonsockels dar, auf die gleiche Weise, wie GL und GR der Mörtelbettung entsprechen. Mit zunehmender Belastung nahm die Verdrängung des Mörtels im Vergleich zur Verdrängung des Betons rasch zu. Auch die maximale Verdrängung des Mörtels war höher als die des Betonsockels. Die durchschnittliche Mörtelverschiebung am linken und rechten Punkt wurde bei gleicher Belastung bei einer Betonverschiebung von 0,18 mm ermittelt. Die Verschiebungen des Vergussmörtels für Probekörper mit niedrigem Betonsockel normaler Festigkeit wurden nach Randabstand und Verankerungstiefe zusammengefasst. Als Ergebnis der Regressionsanalyse wurden die Mörtelverschiebungen als Exponentialfunktion entsprechend dem Randabstand und der Einbindetiefe mit R2 = 0,97 bzw. 0,91 ausgedrückt. Daher kann es als Abb. 14b dargestellt werden, wenn die beiden Variablen kombiniert werden, indem das Produkt der beiden Exponentialfunktionen als x-Achse festgelegt wird, um die Anwendbarkeit zu erweitern. Der Grad der Rissbreite des Betons konnte relativ durch die Mörtelverschiebung vorhergesagt werden, indem der geplante Randabstand und die Einbindetiefe des Brückentragankers mit normalfestem Betonsockel durch die Kurve eingegeben wurden.

Verschiebungsverhalten der Mörtelbettung und des Betonsockels: (a) Last-Verschiebungs-Kurve der LN-3.2d-15-Probe für Mörtel und Beton, (b) Verschiebung des Mörtels aufgrund des Randabstands und der Einbindetiefe.

Es wurden nur wenige Studien zu Ankern durchgeführt, die durch eine gerade Bewehrung verstärkt werden, wie sie üblicherweise im Bauwesen verwendet werden, während es einige experimentelle Studien zu Haarnadelankern gibt58. Ein Brückenlageranker übernimmt die Methode der Bügelbewehrung, die sich bis zur Unterkonstruktionsbewehrung erstreckt. Der ACI 318 erhöht einfach die Festigkeit durch einen Ausbruchsrissfaktor ψc,V für einen Anker mit Bewehrung basierend auf der Ausbruchsfestigkeit, anstatt den Widerstand durch die Bewehrung zu berücksichtigen2,38. EN 1992-4 hingegen berücksichtigt die Auswirkung zusätzlicher Bewehrung in Form von Bügeln und Randbewehrung auf die Schubleistung durch die Darstellung von Gleichung3. Eligehausen et al. berichteten, dass ein enger Bügelabstand bei großem Randabstand die Rückhaltewirkung erhöht und bewerteten die Widerstandsfestigkeit der Bügelbewehrung durch Anwendung des Konzepts des Strut-Tie-Modells44. Sharma et al. entwickelte ein Modell für ein- und mehrreihige Verankerungen mit zusätzlicher Bewehrung durch Verbesserung der von Schmid59,60,61,62 vorgeschlagenen Formel.

Die Einzelheiten der Bügelbewehrung und der Dehnungsmessstreifenpositionen sind in Abb. 15 dargestellt. Die Dehnungsmessstreifen wurden 25 mm hinter der angenommenen Ausbruchsoberflächenlinie auf den Oberflächenbewehrungen installiert. Die vom ACI 318 vorgeschlagenen wirksamen Ankerbewehrungen sind Bügel, die innerhalb von 0,5 \({c}_{a1}\) oder 0,3 \({c}_{a1}\) vom Anker entfernt liegen, während Bügel innerhalb eines Abstands von 0,75 liegen \({c}_{a1}\) gelten nach EN 1992-4 als wirksam. Die LN-5d-15-Probe entsprach vier Bügeln, während die Proben mit einem Randabstand von weniger als 4,5 d nur zwei Bügeln gemäß ACI 318 entsprachen. Größere Dehnungen wurden im Allgemeinen im Bügel näher am Anker beobachtet, wie in Abb. 16. Nur das LN-4.5d-22-Probestück zeigte, dass die Dehnung des Bügels neben dem Anker die Streckgrenze überstieg. Es wurde festgestellt, dass der Widerstand der Bügel stärker von der Einbindetiefe als vom Randabstand abhängt. Der Einfluss der Oberflächenbewehrung kann größer sein als der der Bewehrung in der Unterkonstruktion, da der Ausbruchkegel am oberen Ende der Einbindetiefe entsteht. Wird der Anker jedoch bis zur Bewehrung in die Unterkonstruktion eingebettet, trägt er eine Randbewehrung sowohl der Oberfläche als auch der Unterkonstruktion. Dadurch kann die Zwangswirkung der Zugstrebe durch Beton und Bewehrung verstärkt werden, was zu einer Erhöhung der Schubfestigkeit führt.

Standorte von Bügel und Dehnungsmessstreifen (LN-5d-15).

Maximale Dehnung in der Ankerbügelbewehrung: (a) Randabstand, (b) Einbindetiefe.

Abbildung 17 zeigt den Vergleich experimentell ermittelter und analytisch bewerteter Versagenslasten durch Berechnungen nach EN 1992-4, Schmid-Modell und Sharma-Modell, die den Effekt der Zusatzbewehrung in der Formel berücksichtigen. Der aus EN 1992-4 und dem Schmid-Modell erhaltene Widerstand stellte ähnliche Versagenslasten dar, da der berechnete mittlere Betonkantenausbruchwiderstand der Verankerung bei den meisten Proben größer war als der berechnete mittlere Widerstand der Zusatzbewehrung des Verankerungsversagens im Betonkantenausbruchkörper. Die Versagenslasten aus EN 1992-4 und dem Schmid-Modell zeigten konservative Ergebnisse im Vergleich zu experimentellen Ergebnissen, die für die Probe mit einer Einbettungstiefe von 70 mm zu erwarten sind. Die Proben mit geringer Einbettungstiefe waren nicht vollständig eingebettet, sodass der tatsächliche Beitrag der Bewehrung zur Scherfestigkeit unbedeutend war, wie bereits erläutert (Abb. 16). Diese Ergebnisse verdeutlichen die Schwierigkeit, die Sicherheit des tragenden Ankersystems der Brücke bei geringer Einbettungstiefe zu gewährleisten. Die Versagenslasten aus dem Sharma-Modell stellten konservative Ergebnisse dar, wenn der Randabstand um 3,2 d abnahm und die Einbindetiefe um 180 mm zunahm, wie in Abb. 17a bzw. b dargestellt. Der Gesamtkurvenverlauf der Experimente wurde vom Sharma-Modell gut verfolgt. Der Hebelarm im Brückenlageranker könnte im Vergleich zu anderen Ankersystemen recht hoch sein. Wenn der Anker vollständig eingebettet ist, kann die Stützbewehrung nachgeben und einen konservativen Bemessungswert darstellen (Abb. 17b). Andernfalls kann sich die effektive Länge des Stabes zusammen mit dem Nivellierarmeffekt verringern, was auf nicht konservative Ergebnisse hinweist. Daher wird davon ausgegangen, dass die Versagenslasten von Proben mit großem Randabstand eher den experimentellen Ergebnissen ähneln können, wenn die Einbettungstiefe vollständig gesichert ist.

Vergleich der aus den Versuchen erhaltenen Versagenslasten mit berechneten Versagenslasten gemäß EN1992-43, Schmid59 und Sharma62: (a) Einfluss des Randabstands bei einer Einbindetiefe von 150 mm, (b) Einfluss der Einbindetiefe bei einem Randabstand von 4,5 d.

Ankerhülsen werden zur Vereinfachung der Konstruktion in Brückentragankern verwendet. In den aktuellen Konstruktionsvorschriften wird der Durchmesser der Ankerhülse einfach als Durchmesser des Ankers betrachtet. Allerdings unterscheidet sich das Verhalten von Ankerhülsen erheblich von dem von herkömmlichen Ankern, die infolge eines Bruchs des Ankerschafts versagen, ohne dass es zu einer Biegung kommt50. Beim Brückenlageranker widersteht der obere Teil des Ankerbolzens in der Lastplatte zunächst der Scherlast, und dann wird die Last über die Ankerhülse in Kombination mit dem Ankerbolzen auf den Beton übertragen. Da der Durchmesser der Hülse relativ größer ist als der des Ankerbolzens, ist ein duktiles Verhalten der Ankerhülse bei Querbelastung nicht zu erwarten. Daher kommt es aufgrund der Spannungskonzentration an der Kontaktstelle zwischen der Muffenoberseite und dem Bolzen, der nicht direkt im Beton eingebettet ist, zum Sprödbruch. Es kann bestätigt werden, dass die Schrauben an der Kontaktstelle gebrochen und verbogen waren, wie in Abb. 8 dargestellt. Die Ankerschraube versagte plötzlich, nachdem die Last bei verschiedenen Spitzenlasten abgenommen hatte, was nicht wie erwartet war. Darüber hinaus haben Ankerhülsen meist eine runde Form, während allgemeine Anker verformte Linien im Schaft aufweisen. Bei den meisten Proben, wie z. B. LN-4.5d-18 und LN-3.2d-15, kam es zu einem Verbundversagen zwischen der Ankerhülse und dem Vergussmörtel, was schließlich zu einem Durchbruchversagen führte. Es besteht großer Bedarf, den Verbund zwischen Mörtel und Ankerhülse sowie zwischen Beton und Ankerhülse zu verbessern. Daher müssen verformte Ankerhülsen verwendet und experimentell überprüft werden, um ein Versagen der Verbindung bei voller Durchbruchfestigkeit zu verhindern, wie von Chicchi et al.63 angegeben.

Ein Brückentraganker besteht im Allgemeinen aus Ankergruppen, deren Anzahl sich nach der Lagerart richtet, und umfasst meist vier Anker. Der Anker sollte auf der Grundlage der Stahlfestigkeit des Ankers, der Ausbruchfestigkeit und der Ausbrechfestigkeit ausgelegt werden. Da Ankerbolzen je nach Lagertyp bestimmt werden, wurden sowohl der allgemeine Durchmesser als auch die Festigkeit bereits verallgemeinert. Die Ausbrechfestigkeit eines allgemeinen Ankers, der bis zur Unterkonstruktionsbewehrung eingebettet ist, ist im Allgemeinen höher als die Ausbrechfestigkeit bei Scherung43,64. Daher wurde die Analyse der Entwurfsformel für die Durchbruchfestigkeit anhand der Ergebnisse bestätigt.

Eine mehrfache nichtlineare Regressionsanalyse wurde an den Variablen eines niedrigen Betonsockels durchgeführt, um zu vermeiden, dass die Auswirkungen auf den Ausbruchsdickenfaktor ψh,V und die projizierte Betonversagensfläche AVc unter den Variablen berücksichtigt werden, die durch Ausbruchsversagen versagt haben. Es zeigte sich, dass die Betonausbrechfestigkeit, wie zuvor beschrieben, nahezu proportional zur Quadratwurzel der Druckfestigkeit war. Daher wurde die Druckfestigkeit in der Regressionsanalyse nicht als Variable berücksichtigt. Es wurde eine Regressionsanalyse mit zwei unabhängigen Variablen durchgeführt, nämlich Randabstand und Einbettungstiefe. Die Ausbrechfestigkeit des Brückentragankers lässt sich wie folgt ausdrücken:

Die abgeleitete Entwurfsgleichung zeigte, dass die Leistung von \(({l}_{e}/d)\) im Vergleich zu der im ACI 318 angegebenen, die \({\left({l}_{e} /d\right)}^{0.2}\). Dies entspricht den bisherigen Ergebnissen, die durch die Verstärkung der Unterkonstruktion in Abhängigkeit von der Einbindetiefe beeinflusst werden. Die Lagerspannungsverteilung entlang des Lastübertragungsankerschafts wurde auch stark durch die Einschränkung durch die Unterkonstruktionsverstärkung beeinflusst65. Die Leistung von \({c}_{a1}\) hat im Vergleich zu der im ACI 318 angegebenen, die \({{c}_{a1}}^{1,5}\“ übernahm, etwas abgenommen. Dieses Ergebnis stimmt mit denen des Vergleichstestergebnisses und der vorhergesagten Festigkeit aufgrund des Randabstands überein, wie in Abb. 18a dargestellt. Die negative Steigung des Vergleichs weist darauf hin, dass die Bemessungsformel des ACI 318 den Einfluss des Randabstands im Brückenlageranker übermäßig berücksichtigt66. Mit zunehmendem Randabstand kann die Scherkapazität aufgrund der Wirkung des Nivellierarms abnehmen. Ein Vergleich mit der durch Gl. (7) und die gemessene Belastung zeigte nur 4,60 % COV (Variationskoeffizient) und einen Unterschied von weniger als 10 %, wie in Abb. 18b dargestellt.

Vergleich zwischen vorhergesagten und gemessenen Belastungen: (a) Randabstand, (b) vorhergesagte Belastung nach Gl. (4).

Zur Vereinfachung der Entwurfsgleichung gilt Gl. (7) kann zu Gl. geändert werden. (8) mit Potenzen von 2/3 und 1,4 für \(\left({l}_{e}/d\right)\) bzw. \({c}_{a1}\), was 4,63 % von zeigt COV:

Die ACI 318 für die Festigkeit von Ankern übernimmt das 5 %-Fraktilkonzept für die Sicherheit der Struktur. Das Konzept des 5-%-Fraktils gibt eine 90-prozentige Sicherheit an, dass die tatsächliche Festigkeit mit 95-prozentiger Wahrscheinlichkeit die Nennfestigkeit übersteigt2,67,68. Der 5 %-Fraktilkoeffizient F5 % wurde unter Verwendung des Mittelwerts, des COV und der Anzahl der Proben mit 0,884 berechnet. Folglich kann die nominale Betonausbruchfestigkeit des Brückentragankers auf Schub wie folgt ermittelt werden18:

Die Ausbruchsfestigkeit \({V}_{cb}\) kann berechnet werden, indem der Koeffizient des tragenden Brückenankers, beispielsweise die effektive Fläche der Gruppenanker, berücksichtigt wird und \({V}_{b}\) von ersetzt wird der ACI 318 mit \({V}_{b,bearing}\). Diese Gleichung ist nur auf diese Forschungsphase anwendbar, da die Hauptfaktoren wie Höhe und Festigkeit der Mörtelbettung und verschiedene Arten der Zusatzbewehrung hier nicht berücksichtigt werden. Daher ist weitere Forschung erforderlich, um die Anwendbarkeit für alle Fälle von Brückentragankern zu festigen.

Diese Forschung untersuchte die Scherkapazitäten von vor Ort einbetonierten Einzelankern und simulierte die Eigenschaften von Brückentragankern unter quasistatischen Lasten. Es wurden 21 Ankerproben mit unterschiedlichem Randabstand, Einbindetiefe und Druckfestigkeit des Betons hergestellt und getestet. Basierend auf den oben beschriebenen Ergebnissen und Analysen wurden die folgenden Schlussfolgerungen gezogen:

Je nach Randabstand, Einbettungstiefe und Druckfestigkeit wurden drei Arten von Versagensarten beobachtet. Wenn die Ausbrechfestigkeit viel größer war als die Stahlfestigkeit des Ankers, zeigte der Bolzen bei einer Belastung, die über der vorhergesagten Festigkeit lag, sprödes Versagen. Bei einer kurzen Einbettungstiefe, wie etwa bei der Probe LN-4,5d-7, trat die Bruchlast nahe der Ausbrechfestigkeit auf; Aufgrund der tragenden Wirkung der Bewehrung wurden jedoch im hinteren Teil des Ankers keine größeren Abplatzungen beobachtet.

Die Schertragfähigkeiten der Anker unterschieden sich von den durch die Bemessungsgleichung in ACI 318 und EN 1992-4 ermittelten Festigkeiten; Insbesondere hatte die Einbindetiefe einen größeren Einfluss auf die Scherfestigkeit als in den aktuellen Vorschriften berücksichtigt, da sowohl Oberflächen- als auch Unterkonstruktionsbewehrungen vorhanden waren. Mit zunehmender Höhe des Betonsockels wurde die Spannungsverteilung vom Lager auf die Unterkonstruktion nicht gut übertragen, insbesondere bei Proben mit geringer Einbettungstiefe.

Die Mörtelbettung auf dem Betonsockel wurde lokal beschädigt, bevor es zu ernsthaften Schäden am Beton kam, wodurch sich ein ebener Arm bildete, der zu einer Verringerung der Scherfestigkeit führte. Der Einfluss des Mörtels auf die Scherfestigkeit nahm mit abnehmender Mörtelhöhe zu und wurde eher vom Randabstand als von der Einbindetiefe beeinflusst. Durch die Analyse des Verschiebungsverhaltens der Mörtelbettung und des Betonsockels wurde eine Kurvengleichung vorgeschlagen, um den relativen Rissgrad des Betons unter dem Mörtel vorherzusagen.

Die Dehnung der Oberflächenbügelbewehrung wurde gemessen und es trat eine hohe Dehnung im Bewehrungsstab in der Nähe des Ankers auf. Das Verhalten der Dehnung wurde stärker von der Einbettungstiefe als vom Randabstand beeinflusst; Daher wurde festgestellt, dass eine Erhöhung der Einbindetiefe bis zur Unterkonstruktionsbewehrung die Widerstandsfähigkeit der Bügel gegenüber Scherlasten wirksam verbessert.

Der Vergleich experimentell ermittelter und analytisch bewerteter Versagenslasten durch Berechnungen nach EN 1992-4, Schmid-Modell und Sharma-Modell wurde durchgeführt, um die Wirkung der Zusatzbewehrung zu berücksichtigen. Die Bruchlasten des Brückentragankers waren höher als die nach EN 1992-4 und dem Schmid-Modell berechneten, mit Ausnahme der Proben mit einer Einbindetiefe von 70. Die nach dem Sharma-Modell berechneten Bruchlasten waren entsprechend einer Abnahme niedriger als die experimentelle Bruchlast im Randabstand und Erhöhung der Einbindetiefe.

Es wurde eine mehrfache nichtlineare Regressionsanalyse für Anker mit niedrigen Betonsockeln durchgeführt, bei denen ein Ausbruchsversagen auftrat, und eine Entwurfsgleichung abgeleitet, um eine genauere Vorhersage der Brückentragfähigkeit zu ermöglichen. Die Kraft der Druckfestigkeit zeigte eine ähnliche Tendenz wie der Code, und die Kräfte der Einbettungstiefe und des Randabstands wurden modifiziert. Um die Sicherheit der Struktur zu gewährleisten, wurde auch das 5 %-Fraktilkonzept in die Gleichung einbezogen.

Die während der aktuellen Studie generierten und analysierten Datensätze sind auf begründete Anfrage beim entsprechenden Autor erhältlich.

ACI-Komitee 355. Qualifizierung nachträglich installierter mechanischer Anker in Beton und Kommentar (American Concrete Institute, 2007).

ACI-Komitee 318. Anforderungen der Bauvorschriften für Strukturbeton (ACI 318-19) und Kommentar (318R-19) (American Concrete Institute, 2019).

EN1992-4. Eurocode 2: Bemessung von Betonkonstruktionen – Teil 4: Bemessung von Befestigungselementen zur Verwendung in Beton (Europäisches Komitee für Normung, CEN/TC 250, 2018).

ACI-Komitee 349. Code-Anforderungen für nukleare Sicherheitsstrukturen (ACI 349-90) (American Concrete Institute, 1990).

Fuchs, W., Eligehausen, R. & Breen, JE Concrete Capacity Design (CCD)-Ansatz für die Befestigung an Beton. ACI-Struktur. J. 92(1), 73–94. https://doi.org/10.14359/1533 (1995).

Artikel Google Scholar

Lee, NH, Kim, KS, Bang, CJ & Park, KR Zugkopfanker mit großem Durchmesser und tiefer Einbettung in Beton. ACI-Struktur. J. 104(4), 479–486. https://doi.org/10.14359/18778 (2007).

Artikel Google Scholar

Lee, NH, Park, KR & Suh, YP Scherverhalten von Kopfankern mit großen Durchmessern und tiefen Einbettungen. ACI-Struktur. J. 107(2), 146–156 (2010).

Google Scholar

Kim, JS, Jung, WY, Kwon, MH & Ju, BS Leistungsbewertung des nachträglich installierten Ankers für Schilderkonstruktionen in Südkorea. Konstr. Mater bauen. 44, 496–506. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.03.015 (2013).

Artikel Google Scholar

Wang, D., Wu, D., He, S., Zhou, J. & Ouyang, C. Verhalten nachträglich installierter Anker mit großem Durchmesser in Betonfundamenten. Konstr. Mater bauen. 95, 124–132. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2015.07.129 (2015).

Artikel Google Scholar

Grosser, P. & Cook, R. Tragverhalten von Ankergruppen, die senkrecht zur Kante angeordnet sind und durch Scherung zur freien Kante hin belastet werden. USA: Department of Civil and Coastal Engineering, University of Florida, UF Structures Report 2009-1 (2009).

Grosser, P. Tragverhalten und Bemessung von Verankerungen unter Schub- und Torsionsbeanspruchung in ungerissenem Beton, Dissertation. Universität Stuttgart, Stuttgart, Deutschland (2012).

Bokor, B., Sharma, A. & Hofmann, J. Betonkantenversagen von Ankergruppen, die parallel zu einer Kante platziert sind. ACI-Struktur. J. 118, 237–248. https://doi.org/10.1016/j.conbuildmat.2013.03.015 (2021).

Artikel Google Scholar

Borkor, B., Sharma, A. & Hofmann, J. Experimentelle Untersuchungen zum Betonkantenversagen von schubbelasteten Ankergruppen mit rechteckiger und nicht rechteckiger Konfiguration. Ing. Struktur. 222, 111153. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2020.111153 (2020).

Artikel Google Scholar

Ruopp, J. & Kuhlmann, U. Stahl-Beton-Verbindungen mit großen Ankerplatten unter Scherbelastung. Stahlbau 10, 115–124. https://doi.org/10.1002/stco.201710015 (2017).

Artikel Google Scholar

Carvelli, V., Fava, G. & Pisani, MA Ankersystem zur Spannungsprüfung von GFK-Stäben mit großem Durchmesser. J. Compos. Konstr. 13(5), 344–349. https://doi.org/10.1061/(asce)cc.1943-5614.0000027 (2009).

Artikel Google Scholar

Lee, JH, Cho, B., Kim, JB, Lee, KJ & Jung, CY Schertragfähigkeit von einbetonierten Kopfankern in stahlfaserverstärktem Beton. Ing. Struktur. 171, 421–432. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.05.106 (2018).

Artikel Google Scholar

Nilforoush, R., Nilsson, M. & Elfgren, L. Experimentelle Bewertung des Zugverhaltens einzelner Ortbetonankerbolzen in einfachem und stahlfaserverstärktem normal- und hochfestem Beton. Ing. Struktur. 147, 195–206. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.05.062 (2017).

Artikel Google Scholar

Olalusi, OB & Spyridis, P. Auf maschinellem Lernen basierende Modelle für die Betonausbruchkapazitätsvorhersage einzelner Anker unter Scherung. Adv. Ing. Softw. 147, 102832. https://doi.org/10.1016/j.advengsoft.2020.102832 (2020).

Artikel Google Scholar

Tóth, M., Bokor, B. & Sharma, A. Verankerung in stahlfaserverstärktem Beton – Konzept, experimentelle Beweise und Entwurfsempfehlungen für die Versagensarten Betonkegel und Betonkantenausbruch. Ing. Struktur. 181, 60–75. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2018.12.007 (2019).

Artikel Google Scholar

Klingner, RE, Mendonca, JA & Malik, JB Einfluss von Verstärkungsdetails auf die Scherfestigkeit von Ankerbolzen unter umgekehrter zyklischer Belastung. Marmelade. Konz. Inst. 79(1), 3–12. https://doi.org/10.14359/10455 (1982).

Artikel Google Scholar

Texas Department of Transportation, Bridge Design Manual-LRFD (2020).

Soubry, M. Bridge Detailing Guide (Ciria, 2001).

Yahya, NA Strategien zur Minderung des Versagens von Betonsockeln, die Brückenträgerlager tragen. 240 (2017).

Bericht über die Entwicklung einer Sicherheitsverbesserungstechnologie für schwache Brückenverbindungen und seismische Ausrüstung zur Sicherung der Evakuierungs- und Wiederherstellungsroute bei Erdbeben. (Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology (KICT), 2018).

Zentrales Hauptquartier für Katastrophen- und Sicherheitsabwehrmaßnahmen. Bericht über das Erdbebenereignis und Gegenmaßnahmen in Pohang. Provinz Gyeongsangbuk-do (2017).

Jennings, PC Engineering-Merkmale des San Fernando-Erdbebens vom 9. Februar 1971 (1971).

Miller, DK Lehren aus dem Northridge-Erdbeben. Ing. Struktur. 20(4–6), 249–260. https://doi.org/10.1016/S0141-0296(97)00031-X (1998).

Artikel Google Scholar

Buckle, IE & Freidland, IM ll Seismisches Nachrüstungshandbuch für Autobahnbrücken (1995).

Cooper, JD & Buckle, I. Lehren aus dem Kobe-Erdbeben. Öffentliche Straßen. 59(2), 28–37. https://doi.org/10.1016/0148-9062(96)81954-1 (1995).

Artikel Google Scholar

Jeong, HC, Kim, MS, Park, KS, Ju, HS & Kim, IH Seismische Leistung des Ankersystems von Lagerschutzvorrichtungen, die das Abstürzen von Brücken verhindern. J. Earthq. Ing. Soc. Korea. 14(6), 45–53. https://doi.org/10.5000/eesk.2010.14.6.043 (2010).

Artikel Google Scholar

Kennedy Reid, I. Inspektion und Bewertung. Im ICE Man. Brücke. Ing. 2. Aufl. 659–693 (ICE Publishing, 2008).

ASTM A490M. Standardspezifikation für hochfeste Stahlschrauben der Klassen 10.9 und 10.9.3 für Baustahlverbindungen. (ASTM International, 2014).

Petersen, D. & Zhao, J. Entwurf der Ankerbewehrung für seismische Scherlasten. ACI-Struktur. J. 110(1), 53 (2013).

Google Scholar

de Abreu, LMP, Carvalho, H., Fakury, RH, Rodrigues, FC & Caldas, RB Experimentelle Bewertung von Säulenbasisverbindungen, die aus verschiedenen Mörteltypen bestehen, die einer Scherung ausgesetzt sind. Ing. Scheitern. Anal. 120, 105090. https://doi.org/10.1016/j.engfailanal.2020.105090 (2021).

Artikel CAS Google Scholar

Jebara, K., Ožbolt, J. & Sharma, A. Pryout-Kapazität von Ankergruppen mit Kopfbolzen und steifer Grundplatte: 3D-Finite-Elemente-Analyse. Struktur. Konz. 21(3), 905–916. https://doi.org/10.1002/suco.201900241 (2020).

Artikel Google Scholar

Anderson, NS & Meinheit, DF Pryout-Kapazität von einbetonierten Bolzenankern mit Kopf. PCI J. 50(2), 90–112. https://doi.org/10.15554/pcij.03012005.90.112 (2005).

Artikel Google Scholar

Choi, JS, Chin, WJ, Kim, YJ & Yoon, YS Bewertung der Scherfestigkeit einzelner Anker an der Brückenlagerverbindung entsprechend der Einbettungstiefe. J. Korean Soc. Gefahrenminderung. 19(7), 315–321. https://doi.org/10.9798/kosham.2019.19.7.315 (2019).

Artikel Google Scholar

ETAG 001 Leitlinie für die europäische technische Zulassung von Metallankern zur Verwendung in Beton, Anhang C: Entwurfsmethoden für Verankerungen, Europäische Organisation für technische Zulassungen: EOTA; 1997, Rev. 2008.

Koreanisches Betoninstitut. Structural Design Code for Concrete (2012).

Nilsson, M., Ohlsson, U. & Elfgren, L. Auswirkungen der Oberflächenbewehrung auf die Tragfähigkeit von Beton mit Ankerbolzen. Nord. Konz. Res. 2011(44), 161–174 (2011).

Google Scholar

Choi, S., Joh, C. & Chun, SC Verhalten und Festigkeiten einzelner einbetonierter Anker in ultrahochleistungsfaserverstärktem Beton (UHPFRC), die einer monotonen Spannung oder Scherung ausgesetzt sind. KSCE J. Civ. Ing. 19(4), 964–973. https://doi.org/10.1007/s12205-013-0246-8 (2015).

Artikel Google Scholar

Segle, P., Ljustell, P., Larsson, A., Kölfors, J. Numerische Simulationen des Bruchs von Kopfankern in verstärkten und nicht verstärkten Betonkonstruktionen, Phase 2. The Radiation Safety Authority (2017).

Korea Expressway Corporation, Richtlinien für die Gestaltung von Brückenlagern (2011).

Eligehausen, R., Mallée, R. & Silva, JF Anchorage in Concrete Construction, vol. 10. (Wiley, 2006).

Gesoglu, M., Özturan, T., Özel, M. & Güneyisi, E. Zugverhalten von nachträglich installierten Ankern in einfach und stahlfaserverstärkten normal- und hochfesten Betonen. ACI-Struktur. J. 102(2), 224–231. https://doi.org/10.14359/14273 (2005).

Artikel Google Scholar

Randl, N. Load bearing behaviour of cast-in shear dowels. Beton- Und Stahlbetonbau. 102(S1), 31–37. https://doi.org/10.1002/best.200710103 (2007).

Artikel Google Scholar

Paschen, H. & Schönhoff, T. Untersuchungen über in Beton eingelassene Scherbolzen aus Betonstahl. Dtsch Ausschuss Für Stahlbet. 346, 105–149 (1983).

Google Scholar

Money, B. & Hodgson, GJ Manual of Contract Documents for Highway Works (Telford, 1992).

Lin, Z., Petersen, D., Zhao, J. & Tian, ​​Y. Simulation und Design freiliegender Ankerbolzen unter Scherung. Int. J. Theor. Appl. Mehrskaliger Mech. 2(2), 111–129. https://doi.org/10.1504/ijtamm.2011.043534 (2011).

Artikel Google Scholar

Petersen, D., Lin, Z. & Zhao, J. Verhalten und Design von Ortbetonankern unter simulierter seismischer Belastung. Entwurf der endgültigen Rep. 1 (2013).

Swirsky, R. Querwiderstand von in Beton eingebauten Ankerbolzen. 100 (1977).

Shaheen, MA, Tsavdaridis, KD & Salem, E. Einfluss der Mörteleigenschaften auf die Scherfestigkeit von Säulenbasisverbindungen: FEA und analytischer Ansatz. Ing. Struktur. 152, 307–319. https://doi.org/10.1016/j.engstruct.2017.08.065 (2017).

Artikel Google Scholar

Koreanisches Unternehmen für Infrastruktursicherheit. Handbuch zur Brückenwartung (2014).

Gode, K. & Paeglitis, A. Beschädigung von Betonbrücken durch Tausalze in Straßenumgebungen mit hohem Verkehrsaufkommen in Lettland. Balt. J. Straßenbrücke. Ing. 9(3), 200–207. https://doi.org/10.3846/bjrbe.2014.25 (2014).

Artikel Google Scholar

ACI-Komitee 224. Kontrolle von Rissen in Betonkonstruktionen – ACI 224R-01. (American Concrete Institute, 2008).

Islam, MM, Yamamoto, H. & Tanaka, S. Zerstörungsfreie Prüfung mehrerer Betonrisse mittels Ultraschallsensor. SICE-ICASE Int. Jt. Konf. IEEE. https://doi.org/10.1109/SICE.2006.314679 (2006).

Artikel Google Scholar

Titman, DJ Anwendungen der Thermografie bei der zerstörungsfreien Prüfung von Strukturen. NDT E Int. 34(2), 149–154. https://doi.org/10.1016/S0963-8695(00)00039-6 (2001).

Artikel Google Scholar

Park, YM, Jo, SH, Kim, TH, Kang, CH & Kim, JB Statische Scherfestigkeit von einbetonierten Ankern mit Bügelverstärkung. J. Korean Soc. Stahlbau 28, 1–12. https://doi.org/10.7781/kjoss.2016.28.1.001 (2016).

Artikel CAS Google Scholar

Schmid, K. Verhalten und Bemessung von Randbefestigungen mit Ankerbewehrung bei Querlasten zum Rand hin. Doktorarbeit, Universität Stuttgart, Stuttgart, Deutschland (2010).

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Experimentelle Untersuchung des Betonkantenversagens mehrreihiger Verankerungen mit zusätzlicher Bewehrung. Struktur. Konz. 18, 153–163. https://doi.org/10.1002/suco.201600015 (2017).

Artikel Google Scholar

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Ein neues Modell für Betonkantenversagen mehrreihiger Verankerungen mit zusätzlichem Bewehrungsversagen. Struktur. Konz. 18, 893–901. https://doi.org/10.1002/suco.201700002 (2017).

Artikel Google Scholar

Sharma, A., Eligehausen, R. & Asmus, J. Umfassendes Analysemodell für Verankerungen mit zusätzlicher Bewehrung. Im 3. Int. Symp. Verbinden. Zwischen Stahlbeton. 253–265 (2017).

Chicchi, R., Varma, AH, Seo, J., Bradt, T. & McCarty, E. Experimentelle Prüfung von zugbelasteten deformierten Ankern in Beton. ACI-Struktur. J. 117(5), 133–146. https://doi.org/10.14359/51724670 (2020).

Artikel Google Scholar

Choi, JS, Chin, WJ, Kim, YJ & Yoon, YS Bewertung der Betonausbrechkapazität einzelner Anker an der Brückenlagerverbindung unter Scherbelastung. J. Korean Soc. Gefahrenminderung. 20(6), 177–186. https://doi.org/10.9798/kosham.2020.20.6.177 (2020).

Artikel Google Scholar

Adebar, P. & Zhou, Z. Tragfähigkeit von Druckstreben, die durch einfachen Beton begrenzt sind. ACI-Struktur. J. 90, 534–541. https://doi.org/10.14359/3948 (1993).

Artikel Google Scholar

Muratli, H., Klingner, RE & Graves, HL Ausbruchkapazität von Ankern in Beton – Teil 2: Scherung. ACI-Struktur. J. 101(6), 821–829. https://doi.org/10.14359/13457 (2004).

Artikel Google Scholar

ACI 355.2-01. Bewertung der Leistung nachträglich installierter mechanischer Anker in Beton (American Concrete Institute, 2002).

Natrella, MG Experimentelle Statistik. National Bureau of Standards Handbook 91. (US Government Printing Office, 1963).

Referenzen herunterladen

Diese Arbeit wurde durch den von der koreanischen Regierung (MSIT) finanzierten Zuschuss der National Research Foundation of Korea (NRF) unterstützt (Nr. 2019R1A2C2087646).

School of Civil, Environmental, and Architectural Engineering, Korea University, 145 Anam-ro, Seongbuk-gu, Seoul, 02841, Südkorea

Jin-Seok Choi, Tian-Feng Yuan und Young-Soo Yoon

Abteilung für Infrastruktursicherheitsforschung, Korea Institute of Civil Engineering and Building Technology, Goyang, 10223, Südkorea

Gewann Jong Chin

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Konzeptualisierung, J.-SC und T.-FY; Methodik, J.-SC, T.-FY und Y.-SY; Experiment, J.-SC, WJC und T.-FY; Schreiben-Originalentwurf, J.-SC; Aufsicht, T.-FY und Y.-SY; und korrespondierende Autoren, T.-FY und Y.-SY Alle Autoren haben die veröffentlichte Version des Manuskripts gelesen und ihr zugestimmt.

Korrespondenz mit Tian-Feng Yuan oder Young-Soo Yoon.

Die Autoren geben an, dass keine Interessenkonflikte bestehen.

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Nachdrucke und Genehmigungen

Choi, JS., Chin, WJ, Yuan, TF. et al. Scherverhalten eines einzelnen einbetonierten Ankers zur Simulation der Eigenschaften eines Brückenankers. Sci Rep 12, 13308 (2022). https://doi.org/10.1038/s41598-022-17027-z

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Eingegangen: 25. April 2022

Angenommen: 19. Juli 2022

Veröffentlicht: 03. August 2022

DOI: https://doi.org/10.1038/s41598-022-17027-z

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