CC BY
48
ПРОЕКТИРОВАНИЕ И КОНСТРУИРОВАНИЕ
СТРОИТЕЛЬНЫХ СИСТЕМ. ПРОБЛЕМЫ МЕХАНИКИ В СТРОИТЕЛЬСТВЕ
УДК 624.04
Р.С. Алисултанов, А.В. Олейников, М.В. Срывкова, М.Ю. Прошин
НИУМГСУ
ИССЛЕДОВАНИЕ НАГРУЗОЧНОЙ СПОСОБНОСТИ ФАСАДНОГО АНКЕРНОГО ДЮБЕЛЯ, ИЗВЛЕКАЕМОГО ИЗ СТАЛЬНОЙ ВТУЛКИ*
Исследовано сопротивление вырыва фасадного анкерного дюбеля из стальной втулки — материала, обладающего заведомо большими прочностными свойствами, чем нейлоновая втулка дюбеля, что позволяет определить свойства именно втулки, а не стенового материала. Получена диаграмма нагружения, состоящая из четырех участков. Участок № 1 — практически соответствует закону Гука до наибольшего усилия. Участок № 2 — скачкообразное падение усилия вырыва. Участок № 3 — плавная нисходящая ветвь до предельной деформации в соответствии с паспортом изделия. Участок № 4 — окончательное извлечение дюбеля в виде наклонной линии.
Предложена гипотеза о возникновении и разрушении микродефектов на поверхности соприкосновения нейлоновой гильзы дюбелями металлической втулки. Дано математическое описание предложенной гипотезы.
Ключевые слова: навесные фасадные системы, фасадный анкерный дюбель, усилие вырыва, нагрузочная способность, диаграмма нагружения, зависимость усилия, величина смещения, вырыв, усталостная прочность, анкерное крепление
Навесные фасадные системы (НФС) предназначены для улучшения теплотехнических характеристик ограждающих конструкций существующих зданий и соблюдения нормативных требований вновь возводимых сооружений.
Элементом соединения НФС с ограждающей стеновой конструкцией является фасадный анкерный дюбель. Прочность анкерного соединения во многом определяет надежность работы НФС в целом [1—11].
Изучению несущей способности анкеров посвящен ряд отечественных и зарубежных исследований. Так, вопросам, связанным с определением несущей способности (сопротивление вырыву) прямолинейного анкера из стальной арматуры и замоноличенного в кирпичную кладку, посвящена [12]. Классификация анкерных креплений НФС, технология их устройства и некоторые принципы работы изложены в [13—20]. Вопросы сейсмостойкости вентилируемых фасадных систем рассмотрены в [21—25].
В настоящей работе отражены некоторые результаты исследований фасадных анкерных дюбелей EFA на сопротивление вырыву.
* Работа выполнена при поддержке Министерства образования и науки Российской Федерации (грант Президента Российской Федерации № 14^57.14.6545-НШ).
ВЕСТНИК
МГСУ-
10/2015
В соответствии с описанием этих анкеров, приведенных на сайте elementa-russia.ru1, дюбель обеспечивает сопротивление вырыву, т.е. удерживает нагрузку силой трения при его использовании в полнотелых материалах (анке-ровка трением) и за счет упора распорных ламелей в материалах, обладающих внутренними пустотами (анкеровка формой). При проведении исследований использовались универсальные нейлоновые фасадные анкерные дюбели EFA-FH с коррозионностойким покрытием HARP распорного элемента, изготовленного из материала класса прочности 6.8. Диаметр дюбеля — 10 мм, его длина — 100 мм (EFA 10^100 FH артикул 200233). Рекомендуемый диаметр бура — 10 мм. Минимальная глубина отверстия 110 мм. Эффективная глубина анкеровки 70 мм. Применяемый распорный элемент имеет полную длину 112 мм и диаметр 7 мм. В соответствии с заявленными характеристиками допускаемая вырывающая нагрузка на одиночный фасадный анкерный дюбель EFA при его использовании в бетоне класса не менее, чем С12/С15 (приблизительная нормативная прочность 7,5 МПа) составляет 1,93 кН; при его использовании в полнотелом керамическом кирпиче — 1,80 кН; в полнотелом силикатном кирпиче — 1,75 кН; в ячеистом бетоне — 0,43 кН; в щелевом керамическом кирпиче — 0,70 кН.
Одной из задач исследования являлось определение сопротивления вырыву в полнотелых материалах, т.е. исследование усилия вырыва при анкеровке трением. Для этого были изготовлены стальные втулки с глубиной отверстия 110 мм, что соответствует минимально допустимой глубине анкеровки. Отверстие изготавливалось путем сверления с последующей разверткой. Диаметр отверстия равен 10 мм. Шероховатость поверхности Ra равна 3,2. При столь малой шероховатости, измеряемой микронами, можно полностью исключить анке-ровку формой, полагая, что анкеровка осуществляется за счет силы трения. Прочность и твердость стальной втулки превышает соответствующие показатели материала дюбеля на несколько порядков. В связи с этим стальная втулка может быть использована многократно. Установка исследуемого анкерного дюбеля в стальную втулку проводилась в традиционной последовательности, отраженной на рис. 1. Во-первых, в стальную втулку 1 устанавливалась гильза 2 из полиамида высокой степени очистки. Затем в гильзу 2 вворачивался распорный элемент 3. Усилие вырыва прикладывалось к специально изготовленной насадке 4, обеспечивающей центральное приложение уси- Рис. 1. Схема установки лия, т.е. соосность втулки, дюбеля и насадки при анкерного дюбеля для испы-их установке в разрывную машину. таний на вырыв
1 EFA — фасадный анкерный дюбель // Каталог строительного крепежа 2013—2014. Режим доступа: http://elementa-russia.ru/pdf/elementa_EFA_2013_2014.pdf.
После монтажа анкерного дюбеля во втулку производилась его установка в универсальную напольную электромеханическую машину для статических испытаний 1шйоп 3382. Затем шестигранная головка распорного элемента захватывалась насадкой и производился вырыв анкера из втулки. При нагруже-нии записывалась диаграмма в координатах нагрузка, кН — деформация, мм. Считывание информации осуществлялось с периодичностью 0,1 с, что обеспечивало квазинепрерывный режим записи показаний. В начальный период (до 3...4 с) скорость нагружения составлял 0,5 мм/мин. По мере увеличения деформации скорость приращения деформации ступенчато увеличивалась. При деформации выше 30 мм она составляла 15 мм/мин. Процесс увеличения деформации производился до момента полного вырыва анкера, т.е. до усилия, равного нулю.
После извлечения анкера из втулки производилось вывинчивание распорного элемента из гильзы. Использованная гильза вновь устанавливалась во втулку, далее в нее вворачивался распорный элемент и анкер повторно устанавливался в разрывную машину и производился его вырыв. Эта операция последовательно повторялась четыре раза. Результат вырыва анкера в графической форме приведен на рис. 2.
Анализ представленных на рис. 2 графических материалов позволяет зафиксировать четыре зоны на диаграммах нагружения. Первая зона — зона резкого набора нагрузки (усилия вырыва) при минимальных значениях деформаций, а именно до 1...3 мм. Вторая зона соответствует снижению нагрузки при возрастании деформаций. Эта зона наблюдается при деформациях от 1 до 4...10 мм. Далее начинается третья зона ниспадающего (почти постоянного) усилия вырыва. Она простирается до деформации в 30 мм, что соответствует максимальной толщине прикрепляемой детали. Иными словами, верхняя часть гильзы не принимает участия в работе дюбеля. Далее начинается четвертая зона плавного снижения усилия до нуля. Конец этой зоны соответствует деформациям 85...90 мм. Дальше начинается коническая часть гильзы, которая не принимает участия в работе анкера.
Первая зона характеризуется практически линейной зависимостью нагрузки от деформации, т.е. соответствует упругой зоне работы анкера, а именно нейлоновой гильзы. При достижении предельного значения нагрузки происходит резкий срыв диаграммы. Площадка текучести отсутствует. На рис. 3 приведено графическое отображение первой зоны для четырех последовательных нагружений дюбеля.
Заметим, что после резкого падения приложенной нагрузки происходит ее нарастание. Снова срыв и рост нагрузки. При первом вырыве наблюдается порядка сорока срывов с постоянно затухающей амплитудой. При втором вырыве картина повторяется при числе срывов порядка тридцати. Третьему на-гружению соответствуют два срыва. Четвертому — порядка десяти. Каждый последующий срыв соответствует меньшим напряжением. Такое поведение дает возможность предположить наличие микродефектов на поверхности нейлоновой гильзы в зонах ее соприкосновения со стальной втулкой. В процессе
перемещения происходят увеличения размера микродефектов и их совокупности. В некоторый момент нагружения происходит разрушение ряда микродефектов, что соответствует резкому падению нагрузки. Дальнейшее перемещение опять приводит к зарождению и развитию микродефектов, но уже в меньшем количестве. И так до полного прекращения их возникновения, что характеризуется горизонтальным участком на диаграмме нагружения. Снижение количества сбросов нагрузки по мере увеличения количества вырывов дюбеля из втулки подтверждает данное предположение. Внешняя поверхность нейлоновой гильзы притирается (шлифуется) в процессе вырыва дюбеля.
При втором вырыве максимальное усилие равно 5,85 кН, что превышает усилие соответствующее горизонтальному участку первого вырыва, а именно 3,8 кН. На последующих вырывах (см. рис. 3) максимальные усилия так же больше горизонтального участка предыдущего вырыва. Это явление так же объясняется выдвинутым выше предположением об образовании микродефектов на поверхности нейлоновой гильзы. При установке гильзы во втулку, осуществляемой с некоторым усилием, происходит образование микродефектов срезаемых при обратном движении — при извлечении анкера из втулки.
Третья часть диаграммы нагружения, представляющая собой практически горизонтальный участок ниспадающей нагрузки с некоторым разбросом значений нагрузки, что так же подтверждает выдвинутое выше предположение о наличии зарождающихся возрастающих и разрушаемых микродефектов в процессе извлечения анкера из втулки.
Четвертый участок характеризуется значительным перемещением анкера во втулке, а именно более 30 мм, и простирается до полного извлечения анкера. При отсутствии упомянутых выше микродефектов этот участок должен быть графическим отображен прямой наклонной линией. Чем меньше зона распора, т.е. части гильзы, находящейся во втулке, тем меньше усилие вырыва. Однако этот участок имеет прогиб на всех четырех диаграммах нагружения. Такой эффект может быть так же описан зарождением, развитием и разрушением микродефектов. Чем больше путь анкера во втулке, тем больше он шлифуется, и тем меньше микродефектов, а следовательно, и меньше усилие вырыва именно этого участка.
Как было отмечено выше, в процессе вырыва гильзы из втулки происходит образование микродефектов, способствующих увеличению усилия вы-рыва, с последующим их разрушением и мгновенным локальным снижением. Величины усилия вырыва (зона № 2 на рис. 3). В связи с этим возможно выдвижение гипотезы о разрушении микродефектов под воздействием накопленной энергии в зоне контакта. Чем больше величина накапливаемой энергии, тем больше количество микродефектов разрушается и тем меньше становятся усилия вырыва. Другими словами снижение величины усилия вырыва пропорционально величине действующего усилия и смещение гильзы относительно втулки. Запишем эту гипотезу в виде дифференциального уравнения
VESTNIK
JVIGSU
я
и
^
л ft ю о
л ft
ъ ю
<N
£ -
ft
ю о
ft
ю о
5?
4
(Г
ш
о ш
X
3 «
о и
Л
н
о
^
U
а
(D
a о
U
(D
5 а a
03
а
8
л
и &
-О «
3
13
н ■о
4
^
со
(D
рц
О
S Л
п ^
«г 6Щ
^ 51
Ы
5 3 2
/
0.5
и/иж
1 и
Деформация. ли
а
2Л
6
Ж 5"
"V
д = 2
/
си
I 1,5
Деформация, мм
□о т
0
—I
1
х
25
и
О
го о
(Л
6
■а.
хи в
/
ЛлАл
_
/
в5
3 и
Деформации, мм
з: 4 и
Е- 2 —
—I
^ 1-0
{ /
/
к!
-
I 5,5
Деформация.. Ш1
— 25
в г
Рис. 3. Диаграммы нагружения четырех последовательных вырывов анкера: а — образец 1; б — образец 2; в — образец 3; г — образец 4
йр =-к(р - а)йх, (1)
где йр — приращение (снижение) величина усилия вырыва; к — коэффициент пропорциональности между накопленной энергией, разрушающей микродефекты, и величиной снижения усилия вырыва; р — действующая величина усилия вырыва при перемещении х гильзы относительно втулки (отсчет величины смещения х начинается от точки наибольшего значения усилия вырыва); а — некоторая постоянная величины, определяемая уровнем механических напряжений, на контакте гильзы и стальной втулки, дальнейшее снижение которых не приводит к изменению усилия вырыва; йх — приращение смещения гильзы относительно втулки. Разделив левую и правую части этого уравнения на (р—а) и проведя интегрирование, получим
1п(р — а) = —кх + с, (2)
где с — постоянная интегрирования. Из полученного уравнения не трудно получить функциональную зависимость усилия вырыва от перемещения гильзы во втулке
р = а + е - кх + с. (3)
Постоянную интегрирования С можно получить, исходя из начальных условий, а именно при х = 0 величина усилия вырыва максимальна, тогда
ртах = а + еС или еС = ртах - а. (4)
Подставляя полученное выражение в уравнение (3) после преобразований, получим
р = а + (ртах - а) е - кх. (5)
Возможна иная интерпретация искомого уравнения. Выражая а из уравнения (4) и подставляя полученные значения в (3), получим
р = ртах - еС + е-Ь+С = ртах - Ь (1 - е"* ), (6)
где Ь = ес. Выбор того или иного выражения зависит от удобства обработки полученных экспериментальных данных в программных комплексах. К таким же результатам мы придем и при другом подходе к исходному дифференциальному уравнению (1). А именно, предполагая, что дифференциал снижения усилия вырыва пропорционален энергии, затрачиваемой на вырыв Рйх и собственно перемещению йх. В этом случае дифференциальное уравнение (1) примет вид
йР = -( к р + к2) йх. (7)
Полученные выражение (5) или (6) позволяют описать искомые кривые как на участке № 2 — участок резкого падения усилия вырыва, так и на участке № 3, т.е. зоне практически постоянного значения усилия вырыва (ниспадающее усилие).
После статистической обработки результатов механических испытаний, связанных с определением усилия вырыва гильзы с распорным элементом из втулки, можно определить постоянные, указанные в уравнениях (5) или (6). На их основе можно описать усилия вырыва на участке № 4. Для этого воспользуемся следующими постулатами. Во-первых, усилие вырыва в начале участка № 4 равно усилию в конце участка № 3. Пренебрегая изменением усилия при перемещении в этой зоне на 1...4 мм, что соответствует протяженности первого
участка, можно определить усилия в начале участка № 4 по (5) или (6), полагая х = 30 мм. Во-вторых, следует заметить, что полная длина гильзы равна 100 мм, в т.ч. на 30 мм диаметр гильзы занижен. Этот участок не принимает участия в работе анкера. Кроме того, противоположный конец гильзы имеет конус на длине 10 мм. И так эффективная длина гильзы составляет 60 мм. В-третьих, усилия вы-рыва можно определить по приведенным выше уравнениям (5) или (6), умножив их на отношение оставшейся в теле втулки эффективной части гильзы (величина А на рис. 5) к полной длине гильзы (60 мм). Это отношение легко определяется из геометрии гильзы и втулки, схематично отраженной на рис. 5. Нетрудно заметить, что А = 90 - х. Длина эффективной части гильзы — 60 мм. Следовательно, применяемый коэффициент равен (90 - х)/60. Таким образом, полученное уравнение зависимости усилия вырыва от величины смещения описывает три из четырех зон, представленных на графиках рис. 2 и рис. 3.
а б
Рис. 5. Размещение нейлоновой гильзы в стальной втулке: а — начальное положение; б — при смещении более 30 мм; 1 — нейлоновая гильза; 2 — стальная втулка
Как было отмечено выше, внешний диаметр нейлоновой втулки равен 10 мм, диаметр распорного элемента — 7 мм. Следовательно толщина стенки гильзы — 1,5 мм. При вырыве анкера, во-первых, происходит выборка зазоров характеризуемая параболическим нарастанием усилия в функции перемещения. Выборка зазоров происходит при перемещении до 0,1...0,2 мм. Во-вторых, происходит нарастание усилия вырыва пропорционально смещению на участке протяженностью порядка 0,5 мм.
Полагая в первом приближении, что величина растяжения материала нейлоновой втулки может быть определена как разность длин растянутого
материала -\Д,52 + 0,52 и того же участка до растяжения 1,5 мм, получим 1,58 - 1,5 = 0,08 мм. Относительное удлинение материала втулки, тем самым составляет 0,08 - 1,5 « 0,05.
На сайте http://www.poliamid.ru2 приводятся сведения механических свойствах полиамидов. В частности там указаны значения предела прочности полиамида ПА 6 при изгибе Ои = 90...100 МПа и модуля упругости Е = (1,2-1,5) • 103 МПа.
Откуда следует, что относительное удлинение материала Е при достижении предела прочности составляет 0,06...0,08. На сайте techelectro.rU приводится значение модуля упругости нейлона 6,6 Е = 1700 МПа. В этом случае Е = 0,05...0,066.
2 Полиамид // РустХим. Режим доступа: http://www.poliamid.ru/.
3 Свойства нейлона // ТехноЭлектро. Режим доступа: http://techelectro.ru/info/a-ties/nylone.
Таким образом, можно заметить, что реальное удлинение практически совпадает с расчетными значениями полученными на основе табличных данных. Отсюда следует, что в материале втулки возникают напряжения близкие к пределу прочности. Однако фактическое удлинение материала — 5 % намного меньше значений, приведенных на указанных выше сайтах от 100 до 150 %. Из этого можно сделать вывод о достижении материалом гильзы текучести при ее вырыве из стальной втулки. Такое предположение корреспондируется с резким падением усилия вырыва при дальнейшем смещении гильзы внутри втулки.
Выводы. В процессе эксплуатации НФС могут возникнуть ситуации, связанные с субмиллиметровым проскальзыванием дюбеля в стеновой основе. Такое проскальзывание для стальной стеновой основы не является критическим ввиду отсутствия разрушения дюбеля, но приводит к значительному снижению несущей способности дюбеля. Допустимая величина проскальзывания дюбеля определяется минимальным усилием воздействия на дюбель и составляет от нескольких миллиметров до 30 мм — величина, определяемая разницей наибольшей и фактической толщины прикрепляемой детали.
Библиографический список
1. Цыкановский Е.Ю. Проблемы надежности, безопасности и долговечности НФС при строительстве высотных зданий // Технологии строительства. 2006. N° 1. С. 38—40.
2. Грановский А.В., Киселев Д.А., Цыкановский Е.Ю. К вопросу об оценке надежности фасадных систем и о распределении ветровых нагрузок на них // Строительная механика и расчет сооружений. 2006. № 3. С. 78—82.
3. Волков А.А., Шилова Л.А. Обеспечение устойчивости объектов жизнеобеспечения в условиях возникновения чрезвычайной ситуации // Вестник МГСУ 2014. № 4. С. 107—115.
4. ТамразянА.Г. К задачам мониторинга риска зданий и сооружений // Строительные материалы, оборудование, технологии XXI века. 2013. № 3 (170). С. 19—21.
5. Симонян В.В., Шендяпина С.В. Расчет точности наблюдений за деформациями высотных зданий и сооружений с использованием электронных тахеометров // Инженерные изыскания. 2014. № 8. С. 54—57.
6. Гинзбург А.В., Нестерова Е.И. Технология непрерывной информационной поддержки жизненного цикла строительного объекта // Вестник МГСУ 2011. № 5. С. 317—320.
7. Рубцов И.В., Кухта А.В. Некоторые задачи мониторинга и перспективы их решения на примере фасадных систем // Кровельные и изоляционные материалы. 2007. № 3. С. 46—47.
8. Волков А.А., Рубцов И.В. Построение комплексных систем прогнозирования и мониторинга чрезвычайных ситуаций в зданиях, сооружениях и их комплексах // Вестник МГСУ 2013. № 1. C. 208—212.
9. Рубцов И.В. Мониторинг на стадии возведения сооружения // Интеграл. 2007. № 5. С. 86—87.
10. Рубцов И.В. Задачи мониторинга на стадии эксплуатации сооружения // Интеграл. 2007. № 6. С. 102—103.
11. Çolak A. Parametric study of factors affecting the pull-out strength of steel rods bonded into precast concrete panels // International Journal of Adhesion and Adhesives. 2001. Vol. 21. No. 6. Pp. 487—493.
12. Гучкин И.С., Ласьков Н.Н., Сидоренко Н.П., Шишкин С.О. Сопротивление выдергиванию анкера из кирпичной кладки // Региональная архитектура и строительство. 2014. № 4. С. 81—84.
13. Грановский А.В., Киселев Д.А., Аксенова А.Г. Об оценке несущей способности анкерных креплений // Бетон и железобетон. 2006. № 2. С. 17—19.
14. ASTM E 488-96. American Association for Testing and Materials. Standard Test Methods for Strength of Anchors in Concrete and Masonry Elements. ASTM, June 2003. Pp. 1—8.
15. Gesoglu M., Ozturan T., OzelM. and Guneyisi E. Tensile behavior of post-installed anchors in plain and steel fiber-reinforced normal and high-strength concretes // ACI Structural Journal. March-April 2005. Vol. 102. No. 2. Pp. 224—231.
16. Иванов А.С., Быкова М.Е. Принципы крепления и расчета анкеров навесных вентилируемых фасадных систем // Известия вузов. Инвестиции. Строительство. Недвижимость. 2014. № 3 (8). С. 32—39.
17. Корнилов Т.А., Амбросьев В.В. Оценка прочности крепления анкеров кронштейнов вентилируемых фасадных систем // Жилищное строительство. 2010. № 11. С. 35—37.
18. Ehrenstein G.W. Aus Reihenuntersuchungen mit Bauwerksdubeln aus Polyamid. Verbindungstechnik. 1976. No. 12. Pp. 13—14. (in German)
19. Eligehausen R., Malle R., Silva J. Anchorage in concrete construction. Berlin, Ernst&Sohn, 2006. 391 p.
20. Грановский А.В., Киселев Д.А. Экспериментальные исследования работы анкерного крепежа при динамических воздействиях // Сейсмостойкое строительство. Безопасность сооружений. 2012. № 1. С. 43—45.
21. Грановский А.В., Киселев Д.А. Исследования работы анкеров при сейсмических ударных воздействиях // Технологии строительства. 2009. № 6. С. 44—46.
22. Грановский А.В., Киселев Д.А. Экспериментальные исследования анкерного крепежа фирмы MUNGO при сейсмических воздействиях // СтройМеталл. 2009. № 5 (13). С. 52—56.
23. Rainieri C., Fabbrocino G. and Cosenza E. Structural health monitoring systems as a tool for seismic protection // World Conference on Earthquake Engineering, October 12—17. 2008, Beijing, China.
24. ГрановскийА.В., ДоттуевА.И., КраснощековГ.Ю. Сейсмостойкость анкерного крепежа для крепления сэндвич-панелей к металлическому каркасу // Промышленное и гражданское строительство. 2012. № 3. С. 46—48.
25. EligehausenR., HoehlerМ. Testing of post-installed fastenings to concrete structures in seismic regions // Conference Proceedings of the fib Symposium on Concrete Structures in Seismic Regions, Athens, Greece, 2003.
Поступила в редакцию в октябре 2015 г.
Об авторах: Алисултанов Рамидин Семедович — аспирант, ассистент кафедры инженерной геодезии, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected];
Олейников Александр Владимирович — аспирант, ассистент кафедры инженерной геодезии, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected];
Срывкова Мария Владимировна — начальник обособленного проектного отдела по модернизации имущественного комплекса ПКБ, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, [email protected];
Промпт Максим Юрьевич — магистрант Института гидротехнического и энергетического строительства, Национальный исследовательский Московский государственный строительный университет (НИУ МГСУ), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26. [email protected].
Для цитирования: Алисултанов Р.С., Олейников А.В., Срывкова М.В., Про-шин М.Ю. Исследование нагрузочной способности фасадного анкерного дюбеля, извлекаемого из стальной втулки // Вестник МГСУ. 2015. № 10. С. 7—19.
R.S. Alisultanov, A.V. Oleynikov, M.V. Sryvkova, M.Yu. Proshin
INVESTIGATION OF THE LOAD BEARING CAPACITY OF FACADE EXPANSION ANCHOR WITHDRAWN FROM STEEL SOCKET
The authors investigated tear resistance of a facade expansion anchor from a steel socket — a material possessing greater strength properties than nylon expansion anchor socket, which allows defining the properties of a socket, but not of a wall material. The authors obtained a load diagram consisting of four areas. Area 1 almost corresponds to Hook's law up to peak force. Area 2 is an abrupt decrease of tearing force. Area 3 is a smooth descending branch up to ultimate deformation corresponding to product certificate. Area 4 is a final withdrawal of an expansion anchor as a inclined line.
The authors offered a hypothesis about genesis and destruction of microdefects on the contact area of nylon sleeve by dowels of metal bushing. Mathematical description of the offered hypothesis is given.
Key words: curtain wall systems, facade expansion anchor, tear force, load bearing capacity, load diagram, dependence of force, displacement value, tear, fatigue strength, anchor clamping
References
1. Tsykanovskiy E.Yu. Problemy nadezhnosti, bezopasnosti i dolgovechnosti NFS pri stroitel'stve vysotnykh zdaniy [Problems of Stability, Safety and Durability of Curtain Wall Systems at Construction of High-Rise Buildings]. Tekhnologii stroitel'stva [Technologies of Construction]. 2006, no. 1, pp. 38—40. (In Russian)
2. Granovskiy A.V., Kiselev D.A., Tsykanovskiy E.Yu. K voprosu ob otsenke nadezhnosti fasadnykh sistem i o raspredelenii vetrovykh nagruzok na nikh [To the Question of Estimating Reliability of Facade Systems and on Distribution of Wind Loads]. Stroitel'naya mekhan-ika i raschet sooruzheniy [Structural Mechanics and Calculation of Structures]. 2006, no. 3, pp. 78—82. (In Russian)
3. Volkov A.A., Shilova L.A. Obespechenie ustoychivosti ob"ektov zhizneobespecheniya v usloviyakh vozniknoveniya chrezvychaynoy situatsii [Sustainability of Life Support Systems in Emergency Situations]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2014, no. 4, pp. 107—115. (In Russian)
4. Tamrazyan A.G. K zadacham monitoringa riska zdaniy i sooruzheniy [To Risk Monitoring Problems of Buildings and Structures]. Stroitel'nye materialy, oborudovanie, tekhnologii XXI veka [Construction Materials, Equipment, Technologies of the 21st Century]. 2013, no. 3 (170), pp. 19—21. (In Russian)
5. Simonyan V.V., Shendyapina S.V. Raschet tochnosti nablyudeniy za deformatsiyami vysotnykh zdaniy i sooruzheniy s ispol'zovaniem elektronnykh takheometrov [Calculating Observation Accuracy of the Deformation of Hogh-Rise Buildings and Structures Using Electronic Tacheom-eter]. Inzhenernye izyskaniya [Engineering Surveys]. 2014, no. 8, pp. 54—57. (In Russian)
6. Ginzburg A.V., Nesterova E.I. Tekhnologiya nepreryvnoy informatsionnoy podderzhki zhiznennogo tsikla stroitel'nogo ob"ekta [Technology of Constant Informational Support of the Life Cycle of a Construction Object]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2011, no. 5, pp. 317—320. (In Russian)
BECTHMK
10/2015
7. Rubtsov I.V., Kukhta A.V. Nekotorye zadachi monitoringa i perspektivy ikh resheniya na primere fasadnykh sistem [Some Tasks of Monitoring and Prospects of Their Solution on the Example of Facade Systems]. Krovel'nye i izolyatsionnye materialy [Roofing and Insulating Materials]. 2007, no. 3, pp. 44—45. (In Russian)
8. Volkov A.A., Rubtsov I.V. Postroenie kompleksnykh sistem prognozirovaniya i monitoringa chrezvychaynykh situatsiy v zdaniyakh, sooruzheniyakh i ikh kompleksakh [Design of Integrated Systems Designated for the Forecasting and Monitoring of Emergencies in Buildings, Structures and Their Clusters]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2013, no. 1, pp. 208—212. (In Russian)
9. Rubtsov I.V. Monitoring na stadii vozvedeniya sooruzheniya [Monitoring on the Construction Stage of a Structure]. Integral [Integral]. 2007, no. 5, pp. 86—87. (In Russian)
10. Rubtsov I.V. Zadachi monitoringa na stadii ekspluatatsii sooruzheniya [Monitoring Tasks on the Operation Stage of a Building]. Integral [Integral]. 2007, no. 6, pp. 102—103. (In Russian)
11. Çolak A. Parametric Study of Factors Affecting the Pull-Out Strength of Steel Rods Bonded into Precast Concrete Panels. International Journal of Adhesion and Adhesives. 2001, vol. 21, no. 6, pp. 487—493. DOI: http://dx.doi.org/10.1016/S0143-7496(01)00028-8.
12. Guchkin I.S., Las'kov N.N., Sidorenko N.P., Shishkin S.O. Soprotivlenie vyder-givaniyu ankera iz kirpichnoy kladki [Pull-Out Resistance of Anchor from Brick Masonry]. Regional'naya arkhitektura i stroitel'stvo [Regional Architecture and Construction]. 2014, no. 4, pp. 81—84. (In Russian)
13. Granovskiy A.V., Kiselev D.A., Aksenova A.G. Ob otsenke nesushchey sposobnosti ankernykh krepleniy [On Estimation of Bearing Capacity of Anchor Clamping]. Beton i zhe-lezobeton [Concrete and Reinforced Concrete]. 2006, no. 2, pp. 17—19. (In Russian)
14. ASTM E 488-96. American Association for Testing and Materials. Standard Test Methods for Strength of Anchors in Concrete and Masonry Elements. ASTM, June 2003, pp. 1—8.
15. Gesoglu M., Özturan T., Özel M. and Güneyisi E. Tensile Behavior of Post-Installed Anchors in Plain and Steel Fiber-Reinforced Normal and High-Strength Concretes. ACI Structural Journal. March-April 2005, vol. 102, no. 2, pp. 224—231.
16. Ivanov A.S., Bykova M.E. Printsipy krepleniya i rascheta ankerov navesnykh ventil-iruemykh fasadnykh sistem [Principles of Clamping and Calculation of Anchors of Ventilated Façade Systems]. Izvestiya vuzov. Investitsii. Stroitel'stvo. Nedvizhimost'[News of the Universities of Higher Education Investment. Construction. Real Estate]. 2014, no. 3 (8), pp. 32—39. (In Russian)
17. Kornilov T.A., Ambros'ev V.V. Otsenka prochnosti krepleniya ankerov kronshtey-nov ventiliruemykh fasadnykh sistem [Reliability Estimation of Anchor Carrier Clamping of Ventilated Façade Systems]. Zhilishchnoe stroitel'stvo [Housing Construction]. 2010, no. 11, pp. 35—37. (In Russian)
18. Ehrenstein G.W. Aus Reihenuntersuchungen mit Bauwerksdübeln aus Polyamid. Verbindungstechnik. 1976, no. 12, pp. 13—14. (in German)
19. Eligehausen R., Malle R., Silva J. Anchorage in Concrete Construction. Berlin, Ernst&Sohn, 2006, 391 p.
20. Granovskiy A.V., Kiselev D.A. Eksperimental'nye issledovaniya raboty ankernogo krepezha pri dinamicheskikh vozdeystviyakh [Experimental Research of Anchor Fastener at Dynamic Impacts]. Seysmostoykoe stroitel'stvo. Bezopasnost' sooruzheniy [Seismic Construction. Safety of Structures]. 2012, no. 1, pp. 43—45. (In Russian)
21. Granovskiy A.V., Kiselev D.A. Issledovaniya raboty ankerov pri seysmicheskikh udarnykh vozdeystviyakh [Investigation of Anchors Operation at Seismic Impact Actions]. Tekhnologii stroitel'stva [Construction Technologies]. 2009, no. 6, pp. 44—46. (In Russian)
22. Granovskiy A.V., Kiselev D.A. Eksperimental'nye issledovaniya ankernogo krepezha firmy MUNGO pri seysmicheskikh vozdeystviyakh [Experimental Investigations of Anchor Clamping by MUNGO at Seismic Impacts]. StroyMetall [Construction Metal]. 2009, no. 5 (13), pp. 52—56. (In Russian)
23. Rainieri C., Fabbrocino G. and Cosenza E. Structural Health Monitoring Systems as a Tool for Seismic Protection. World Conference on Earthquake Engineering, October 12—17. 2008, Beijing, China.
24. Granovskiy A.V., Dottuev A.I., Krasnoshchekov G.Yu. Seysmostoykost' ankernogo krepezha dlya krepleniya sendvich-paneley k metallicheskomu karkasu [Seismic Resistance of Anchor Clamping for Fixing Sandwich Panels to Metal Frame]. Promyshlennoe i grazh-danskoe stroitel'stvo [Industrial and Civil Engineering]. 2012, no. 3, pp. 46—48. (In Russian)
25. Eligehausen R., Hoehler M. Testing of Post-Installed Fastenings to Concrete Structures in Seismic Regions. Conference Proceedings of the fib Symposium on Concrete Structures in Seismic Regions, Athens, Greece, 2003.
About the authors: Alisultanov Ramidin Semedovich — postgraduate student, Assistant Lecturer, Department of Engineering Geodesy, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoye shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; [email protected];
Oleynikov Aleksandr Vladimirovich — postgraduate student, Assistant Lecturer, Department of Engineering Geodesy, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoye shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; [email protected];
Sryvkova Mariya Vladimirovna — head, Independent Project Department on Asset Complex Modernization of Planning And Design Office, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoye shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; [email protected];
Proshin Maksim Yur'evich — Master student, Institute of Hydrotechnical and Energy Construction, Moscow State University of Civil Engineering (National Research University) (MGSU), 26 Yaroslavskoye shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; [email protected].
For citation: Alisultanov R.S., Oleynikov A.V., Sryvkova M.V., Proshin M.Yu. Issledo-vanie nagruzochnoy sposobnosti fasadnogo ankernogo dyubelya, izvlekaemogo iz stal'noy vtulki [Investigation of the Load Bearing Capacity of Facade Expansion Anchor Withdrawn from Steel Socket]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2015, no. 10, pp. 7—19. (In Russian)
