Podstawy teoretyczne

Sprawdzenie elementów połączenia stalowego (AS)

Steel

AS (Australia)

CBFEM

Connection

Ten artykuł jest również dostępny w:

Przetłumaczone przez AI z języka angielskiego

Śruby, śruby sprężające i spoiny są sprawdzane zgodnie z AS 4100–2020, Rozdział 9. Powierzchnia nośna betonu zgodnie z AS3600:2018 – Rozdział 12.6. Sprawdzenie kotew jest przeprowadzane zgodnie z AS 5216:2018. Projekt ostróg i przeniesienie sił ścinających w podstawie słupa przez tarcie jest zgodny z publikacją: Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002.

Sprawdzenie normowe blach stalowych według norm australijskich

Sprawdzenie odkształceń jest wykonywane na powłokowych elementach skończonych symulujących blachy. Wytrzymałość na granicę plastyczności jest zmniejszona przez współczynnik nośności.

Wynikowe naprężenie zastępcze (HMH, von Mises) oraz odkształcenie plastyczne są obliczane dla blach. Gdy granica plastyczności (pomnożona przez współczynnik nośności ϕ = 0,9, który jest edytowalny w ustawieniach normy) na dwuliniowym diagramie materiałowym zostaje osiągnięta, wykonywane jest sprawdzenie zastępczego odkształcenia plastycznego. Wartość graniczna 5% jest zalecana w Eurokodzie (EN1993-1-5 Zał. C, pkt C8, Uwaga 1). Wartość ta może być modyfikowana w ustawieniach normy, jednak badania weryfikacyjne zostały przeprowadzone dla tej zalecanej wartości.

Element płytowy jest podzielony na pięć warstw, a zachowanie sprężyste/plastyczne jest analizowane w każdej z nich. Program pokazuje najgorszy wynik ze wszystkich warstw.

Metoda CBFEM może dawać naprężenia nieco wyższe od granicy plastyczności. Przyczyną jest niewielkie nachylenie gałęzi plastycznej diagramu naprężenie-odkształcenie, stosowanego w analizie w celu poprawy stabilności obliczeń interakcji. Nie stanowi to problemu w praktycznym projektowaniu. Zastępcze odkształcenie plastyczne jest przekraczane przy wyższych naprężeniach i złącze i tak nie spełnia wymagań.

Sprawdzenie normowe śrub i śrub sprężonych według norm australijskich

Siły w śrubach, w tym siły podważające, są wyznaczane metodą elementów skończonych. Nośności śrub są sprawdzane zgodnie z postanowieniami normy.

Śruby

Śruby są sprawdzane zgodnie z Rozdziałem 9.2 Design of bolts. Siła rozciągająca i siła ścinająca w każdej śrubie są wyznaczane metodą elementów skończonych. Siły podważające są uwzględniane zgodnie z zaleceniami Klauzuli 9.1.8. Siły podważające są wyznaczane metodą elementów skończonych. Każda płaszczyzna ścinania jest sprawdzana oddzielnie. Docisk blachy jest sprawdzany w odniesieniu do sumy sił ścinających w pobliskich płaszczyznach.

Śruba na ścinanie

Śruba poddana obliczeniowej sile ścinającej jest projektowana zgodnie z Kl. 9.2.2.1 i powinna spełniać:

\[ V_f^* \le \phi V_f \]

gdzie:

V_f* – obliczeniowa siła ścinająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności (Tabela 3.4) edytowalny w ustawieniach normy
V_f = 0,62 f_uf A – nominalna nośność na ścinanie śruby
f_uf – minimalna wytrzymałość na rozciąganie śruby określona w Tabeli 9.2.1
A – pole przekroju śruby równe A_c lub A_o, odpowiednio: pole przekroju w rdzeniu śruby zgodnie z AS 1275 lub nominalne pole przekroju trzpienia gładkiego śruby. Każda płaszczyzna ścinania jest sprawdzana oddzielnie.

Wartość A_c jest w oprogramowaniu przybliżana funkcją:

A_c = 0,0000163 · A_s² + 0,91682 · A_s − 0,85375

Maksymalna różnica wynosi 0,8 mm² lub 0,5 %.

Współczynnik redukcyjny podany w Tabeli 9.2.2.1 uwzględniający długość zakładkowego połączenia śrubowego wynosi 1,0. Redukcja jest stosowana automatycznie poprzez sprawdzanie każdej śruby oddzielnie.

Zgodnie z Kl. 9.2.2.5, w połączeniach, w których grubość blach wypełniających przekracza 6 mm, nominalna nośność na ścinanie śruby powinna być zredukowana o 15 %. W przypadku połączeń wielopłaszczyznowych redukcja jest stosowana do wszystkich płaszczyzn ścinania.

Śruba na rozciąganie

Śruba poddana obliczeniowej sile rozciągającej jest projektowana zgodnie z Kl. 9.2.2.2 i powinna spełniać:

\[ N_{tf}^* \le \phi N_{tf} \]

gdzie:

N_tf* – obliczeniowa siła rozciągająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności (Tabela 3.4) edytowalny w ustawieniach normy
N_tf = A_s f_uf – nominalna nośność na rozciąganie śruby
A_s – pole przekroju czynnego śruby na rozciąganie określone w AS 1275
f_uf – minimalna wytrzymałość na rozciąganie śruby określona w Tabeli 9.2.1

Śruba poddana jednoczesnym siłom ścinającym i rozciągającym

Śruba wymagająca przeniesienia jednocześnie obliczeniowej siły ścinającej i obliczeniowej siły rozciągającej jest projektowana zgodnie z Kl. 9.2.2.3 i powinna spełniać:

\[ \left ( \frac{V_f^*}{\phi V_f} \right ) ^2 + \left ( \frac{N_{tf}^*}{\phi N_{tf}} \right ) ^2 \le 1.0 \]

gdzie:

ϕ = 0,8 – współczynnik nośności (Tabela 3.4) edytowalny w ustawieniach normy

Docisk blachy

Blacha poddana obliczeniowej sile docisku od śruby na ścinanie jest projektowana zgodnie z Kl. 9.2.2.4 i powinna spełniać:

\[ V_b^* \le ϕ V_b \]

gdzie:

ϕ = 0,9 – współczynnik nośności (Tabela 3.4) edytowalny w ustawieniach normy
$ V_b = 3.2 d_f t_p f_{up} \le a_e t_p f_{up} $ – nominalna nośność na docisk blachy
d_f – średnica śruby
t_p – grubość blachy
f_up – wytrzymałość na rozciąganie blachy
a_e – minimalna odległość od krawędzi otworu do krawędzi blachy, mierzona w kierunku składowej siły, powiększona o połowę średnicy śruby. Za krawędź blachy uważa się również krawędź sąsiedniego otworu na śrubę

Połączenia cierne

W przypadku połączeń ciernych wymagane jest ograniczenie poślizgu w stanie granicznym użytkowalności i projektowanie zgodnie z Kl. 9.2.3. Śruby te powinny być również sprawdzane jako połączenia dociskowe dla stanu granicznego nośności. Śruba poddana sile ścinającej powinna spełniać:

\[ V_{sf}^* \le ϕ V_{sf} \]

gdzie:

ϕ = 0,7 – współczynnik nośności (Rozdział 3.5.5) edytowalny w ustawieniach normy
V_sf = μ N_ti k_h – nominalna nośność na ścinanie śruby
μ = 0,35 – współczynnik poślizgu określony w Klauzuli 9.2.3.2, edytowalny w ustawieniach normy
N_ti – minimalna siła sprężenia śruby przy montażu określona w Klauzuli 15.2.2.2

Nominalna średnica śruby	Minimalne sprężenie śruby [kN]
M16	95
M20	145
M24	210
M30	335
M36	490
Inne	$A_s \cdot 600$ MPa

k _h – współczynnik dla różnych typów otworów, określony w Klauzulach 9.2.3.1 i 14.3.2
- k _h = 1 dla otworów standardowych (+2 mm dla d _f ≤ 24 mm, +3 mm w pozostałych przypadkach)
- k _h = 0,85 dla otworów krótkich owalnych (długość otworu ≤ max(1,33 d _f, d _f + 10 mm)) i otworów powiększonych
- k _h = 0,70 dla otworów długich owalnych

Liczba efektywnych powierzchni styku, n_ei, jest zawsze równa 1, ponieważ każda powierzchnia styku jest sprawdzana oddzielnie.

Śruby w połączeniach ciernych obciążonych jednoczesnym ścinaniem i rozciąganiem powinny spełniać:

\[ \left ( \frac{V_{sf}^*}{ϕ V_{sf}} \right ) + \left ( \frac{N_{tf}^*}{ϕ N_{tf}} \right ) \le 1.0 \]

gdzie:

V_sf* – obliczeniowa siła ścinająca na śrubę w płaszczyźnie powierzchni styku
N_tf* – obliczeniowa siła rozciągająca na śrubę
ϕ = 0,7 – współczynnik nośności (Rozdział 3.5.5) edytowalny w ustawieniach normy
V_sf – nominalna nośność na ścinanie śruby
N_tf = N_ti – nominalna nośność na rozciąganie śruby równa minimalnemu sprężeniu śruby przy montażu

Połączenia cierne powinny być również sprawdzane dla stanu granicznego nośności. Typ śruby należy zmienić na dociskowy – interakcja rozciąganie/ścinanie, odpowiednio zwiększyć obciążenia i ponownie sprawdzić złącze.

Sprawdzenie normowe spoin według norm australijskich

Spoiny pachwinowe są sprawdzane zgodnie z AS 4100 - Rozdział 9.6. Wytrzymałość spoin czołowych CJP przyjmuje się jako równą wytrzymałości materiału podstawowego i nie jest sprawdzana.

Możliwe jest ustawienie spoin czołowych lub pachwinowych na całej długości krawędzi, spoin częściowych lub przerywanych. Spoiny czołowe przyjmuje się jako mające taką samą wytrzymałość jak spawany element i nie są sprawdzane. W przypadku spoin pachwinowych element spoiny jest wstawiany pomiędzy łączniki interpolacyjne łączące ze sobą blachy. Element spoiny posiada określony sprężysto-plastyczny diagram materiałowy umożliwiający redystrybucję naprężeń wzdłuż długości spoiny, tak aby długie spoiny, spoiny wielokierunkowe lub spawanie do niesztywnego pasa miały podobną nośność jak w obliczeniach ręcznych. Najbardziej wytężony element spoiny jest decydujący przy sprawdzeniu normowym spoiny.

Spoina pachwinowa poddana obliczeniowej sile na jednostkę długości spoiny, v_w*, jest projektowana zgodnie z Cl. 9.6.3.10 i powinna spełniać:

\[ v_w^* \le ϕ v_w \]

gdzie:

ϕ = 0.8 – współczynnik nośności (Rozdział 3.4) edytowalny w ustawieniach normy
v_w = 0.6 f_uw t_t – nominalna nośność spoiny pachwinowej na jednostkę długości
f_uw – nominalna wytrzymałość na rozciąganie spoiwa (Tabela 9.6.3.10 (A))
t_t – obliczeniowa grubość gardła spoiny

Współczynnik redukcyjny k_r przyjmuje się równy 1 (spoina krótsza niż 1,7 m).

Wykresy spoin przedstawiają naprężenia zgodnie z następującym wzorem:

\[ \sigma = \sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 } \]

Sprawdzenie normowe bloku betonowego według norm australijskich

Beton poniżej płyty podstawy jest symulowany przez podłoże Winklera o jednolitej sztywności, które zapewnia naprężenia kontaktowe. Do sprawdzenia na ściskanie stosuje się średnie naprężenie na obciążonej powierzchni w kontakcie z płytą podstawy.

Powierzchnia nośna betonu

Powierzchnia nośna betonu jest sprawdzana zgodnie z AS3600: 2018 – Cl. 12.6. Obliczeniowe naprężenie dociskowe na powierzchni betonu nie może przekraczać:

\[ ϕ f_b = ϕ 0.9 f'_c \sqrt{\frac{A_2}{A_1}} \le ϕ 1.8 f'_c \]

gdzie:

ϕ = 0,6 – współczynnik nośności (Tabela 2.2) edytowalny w ustawieniach normy
f'_c – charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie oznaczona na próbkach walcowych w wieku 28 dni
A₁ – powierzchnia nośna
A₂ – największa powierzchnia podpierająca geometrycznie podobna i współśrodkowa z A₁. Boki ostrosłupa ściętego mają nachylenie 1 wzdłużnie i 2 poprzecznie względem kierunku obciążenia.

Obliczeniowe naprężenie dociskowe, σ, jest równe średniemu naprężeniu pod płytą podstawy na powierzchni poniżej płyty podstawy w kontakcie z betonem.

Przeniesienie ścinania

Przyjmuje się, że siła ścinająca w płycie podstawy jest przenoszona ze słupa na fundament betonowy przez:

Tarcie między płytą podstawy a betonem / zaprawa
Ostrogę
Śruby kotwiące

Przeniesienie siły ścinającej przez tarcie

Nośność na ścinanie jest obliczana zgodnie z Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.3 w następujący sposób:

\[ ϕ V_f = ϕ μ N_c^* \]

gdzie:

ϕ = 0,8 – współczynnik nośności
μ = 0,55 – współczynnik tarcia edytowalny w ustawieniach normy
N_c* – obliczeniowa osiowa siła ściskająca w słupie

Przeniesienie siły ścinającej przez ostrogę

Jeżeli siła ścinająca jest przenoszona przez ostrogę, ostroga jest modelowana metodą elementów skończonych, a jej blachy i spoiny są sprawdzane metodą elementów skończonych oraz komponentami spoin. Wymagane są dodatkowe sprawdzenia – nośność dociskowa betonu; nośność krawędziowa betonu.

Nośność dociskowa betonu

Nośność dociskowa betonu jest sprawdzana zgodnie z Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.5:

\[ ϕ_c V_b = 0.85 ϕ_c f'_c A_{sl} \]

gdzie:

ϕ_c = 0,6 – współczynnik nośności betonu na docisk edytowalny w ustawieniach normy
f'_c – charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie oznaczona na próbkach walcowych w wieku 28 dni
A_sl – rzutowana powierzchnia zakotwionej ostrogi w kierunku siły, z wyłączeniem części ostrogi w kontakcie z zaprawą powyżej elementu betonowego

Nośność krawędziowa betonu

Jeżeli siła ścinająca działa w kierunku wolnej krawędzi betonu, należy sprawdzić, czy beton jest w stanie przenieść przyłożoną siłę ścinającą. Nośność krawędziowa betonu jest sprawdzana zgodnie z Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.5:

\[ ϕ V_{ce} = ϕ 0.33 \sqrt{f'_c} A_{Vc} \]

gdzie:

ϕ = 0,85 – współczynnik nośności
f'_c – charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie oznaczona na próbkach walcowych w wieku 28 dni
A_Vc – efektywna powierzchnia naprężeń wyznaczona przez rzutowanie płaszczyzny pod kątem 45° od krawędzi nośnych ostrogi do wolnej powierzchni w kierunku siły ścinającej. Powierzchnia nośna ostrogi jest wyłączona z powierzchni rzutowanej

Przeniesienie siły ścinającej przez kotwy

Przyjmuje się, że siła ścinająca jest przenoszona przez kotwy. Siła w każdej kotwie jest wyznaczana metodą elementów skończonych. Każda kotwa lub grupa kotew jest sprawdzana na zniszczenie stali przy ścinaniu, zniszczenie krawędziowe betonu, zniszczenie betonu przez wyrwanie oraz kombinację rozciągania i ścinania, jeżeli jednocześnie występuje rozciąganie.

Sprawdzenie normowe kotew zgodnie z australijskimi normami

Siły w kotwach, w tym siły podważające, są wyznaczane metodą elementów skończonych, natomiast nośności są sprawdzane zgodnie z postanowieniami normy AS 5216.

Sprawdzenie normowe kotew jest przeprowadzane zgodnie z AS 5216:2018. Mimo że norma nie podaje wprost niektórych wzorów dla kotew wbudowanych, wzory te są identyczne jak w SA TS 101:2015, gdzie kotwy wbudowane są wyraźnie wymienione. W ustawieniach normy można wybrać beton zarysowany lub niezarysowany. Domyślnie, po stronie bezpiecznej, przyjmowany jest beton zarysowany. Sprawdzenie wyrwania stożka betonowego na rozciąganie i ścinanie może zostać pominięte w ustawieniach normy, co oznacza, że zakłada się przeniesienie siły przez zbrojenie. Użytkownik otrzymuje informację o wartości tej siły. Ze względu na zastosowanie nośności na wyrwanie stożka betonowego we wzorze na sprawdzenie zniszczenia przez oderwanie (pry-out), sprawdzenie to jest również pomijane.

Następujące sprawdzenia kotew obciążonych na rozciąganie nie są wykonywane i powinny być weryfikowane na podstawie informacji zawartych w odpowiedniej Technicznej Specyfikacji Produktu (badania zgodnie z AS 5216:2018: Załącznik A):

Wyrwanie łącznika (dla kotew montowanych po betonowaniu – mechanicznych) – AS 5216:2018: 6.2.4,
Kombinowane wyrwanie i zniszczenie stożka betonowego (dla kotew montowanych po betonowaniu – klejonych) – AS 5216:2018: 6.2.5,
Zniszczenie przez rozłupanie betonu – AS 5216:2018: 6.2.6.

Zniszczenie przez wyboczenie boczne (blow-out) jest sprawdzane wyłącznie dla kotew z podkładkami.

Zniszczenie stali na rozciąganie

Zniszczenie stali na rozciąganie jest sprawdzane zgodnie z Cl. 6.2.2:

\[ ϕ_{Ms} N_{tf} = ϕ_{Ms} A_s f_{uf} \]

gdzie:

$ ϕ_{Ms} = \frac{5 f_{yf}}{6 f_{uf}} \le 1/1.4 $ – współczynnik nośności dla zniszczenia stali na rozciąganie (Tabela 3.2.4)
A_s – pole przekroju czynnego śruby na rozciąganie zgodnie z AS 1275
f_uf – minimalna wytrzymałość śruby na rozciąganie zgodnie z AS 4100 – Tabela 9.3.1

Zniszczenie stożka betonowego

Zniszczenie stożka betonowego jest sprawdzane zgodnie z Cl. 6.2.3 i dotyczy grupy kotew (jeśli ma zastosowanie). Charakterystyczna nośność napiętych łączników w grupie lub pojedynczego łącznika wynosi:

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,c} = ϕ_{Mc} N_{Rk,c}^0 \left ( \frac{A_{c,N}}{A^0_{c,N}} \right ) \psi_{s,N} \psi_{re,N} \psi_{ec,N} \psi_{M,N} \]

gdzie:

ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)
$ N_{Rk,c}^0 = k_1 \sqrt{f'_c} h_{ef}^{1.5} $ – charakterystyczna nośność łącznika, bez wpływu sąsiednich łączników ani krawędzi elementu betonowego – Cl. 6.2.3.2
A_c,N – rzeczywiste rzutowane pole powierzchni stożka zniszczenia łącznika, ograniczone przez sąsiednie łączniki i krawędzie elementu betonowego – Cl. 6.2.3.3
A_c,N⁰ = s_cr,N² – referencyjna rzutowana powierzchnia pojedynczego łącznika przy odległości od krawędzi co najmniej 1,5 h_ef – Cl. 6.2.3.3
$ \psi_{s,N} = 0.7 + 0.3 \frac{c}{c_{cr,N}} \le 1 $ – parametr związany z rozkładem naprężeń w betonie wynikającym z bliskości łącznika do krawędzi elementu betonowego – Cl. 6.2.3.4
$ \psi_{re,N} = 0.5 + \frac{h_{ef}}{200} \le 1 $– parametr uwzględniający efekt odpryskiwania otuliny – Cl. 6.2.3.5
$ \psi_{ec,N} = \frac{1}{1+2 e_N / s_{cr,N}} \le 1 $ – parametr uwzględniający mimośród wypadkowej siły w grupie łączników – Cl. 6.2.3.6
$ \psi_{M,N} = 2- \frac{2 z}{3 h_{ef}} \ge 1 $ – parametr uwzględniający wpływ siły ściskającej między płytą podstawy a betonem – Cl. 6.2.3.7; parametr ten jest równy 1, jeśli c < 1,5 h_ef lub stosunek siły ściskającej (łącznie ze ściskaniem od zginania) do sumy sił rozciągających w kotwach jest mniejszy niż 0,8
\item k₁ – parametr; dla kotew wbudowanych (typ kotwy – podkładki) k₁ = k_cr,N = 8,9 dla betonu zarysowanego i k₁ = k_ucr,N = 12,7 dla betonu niezarysowanego; dla kotew montowanych po betonowaniu (typ kotwy – proste) k₁ = k_cr,N = 7,7 dla betonu zarysowanego i k₁ = k_ucr,N = 11,0 dla betonu niezarysowanego
s_cr,N = 2 c_cr,N = 3 h_ef – rozstaw łączników
c_cr,N = 1,5 h_ef – charakterystyczna odległość od krawędzi
h_ef – efektywna głębokość zakotwienia łącznika; w przypadku wąskiego elementu betonowego stosuje się Cl. 6.2.3.8 i$ h'_{ef} = \max \left ( \frac{c_{max}}{c_{cr,N}}h_{ef}; \, \frac{s_{max}}{s_{cr,N}}h_{ef} \right ) $
z – wewnętrzne ramię sił
c – najmniejsza odległość od krawędzi

Rzutowana powierzchnia stożka wyrwania betonu dla grupy kotew obciążonych na rozciąganie, tworzących wspólny stożek betonowy, A_c,N, jest zaznaczona czerwoną linią przerywaną.

Zgodnie z Cl. 6.2.8, zbrojenie dodatkowe może być stosowane do przenoszenia sił powodujących zniszczenie stożka betonowego. Takie zbrojenie powinno być zaprojektowane zgodnie z AS 3600.

Wyrwanie łącznika

Wyrwanie łącznika jest sprawdzane dla kotew wbudowanych z łbem (typ kotwy – podkładka) zgodnie z SA TS 101:2015 – Cl. 6.2.3:

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,p} = k_1 A_h f'_c \]

ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)
k₁ – parametr związany ze stanem betonu; dla betonu zarysowanego k₁ = 8,0, dla betonu niezarysowanego k₁ = 11,2
A_h – pole powierzchni nośnej głowicy łącznika; dla okrągłej podkładki $ A_h = \frac{\pi}{4} \left ( d_h^2 - d^2 \right $$, dla prostokątnej podkładki $ A_h = a_{wp}^2 - \frac{\pi}{4} d^2 $
d_h ≤ 6 t_h + d – średnica głowicy łącznika
t_h – grubość głowicy łącznika z łbem
d – średnica trzonu łącznika
a_wp – długość krawędzi prostokątnej podkładki
f'_c – charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie

Wyrwanie łącznika dla kotew innych niż wbudowane z łbem nie jest obliczane, a nośność powinna być zagwarantowana przez producenta lub wyznaczona na podstawie badań i oceny zgodnie z Załącznikiem A.

Ani nośność na zniszczenie przez rozłupanie podczas montażu (Cl. 6.2.6.1), ani pod obciążeniem (Cl. 6.2.6.2) nie jest obliczana i powinna być zagwarantowana przez producenta lub wyznaczona na podstawie badań i oceny zgodnie z Załącznikiem A.

Zniszczenie przez wyboczenie boczne (blow-out)

Zniszczenie przez wyboczenie boczne jest sprawdzane dla kotew z łbem (typ kotwy – podkładka) przy odległości od krawędzi c ≤ 0,5 h_ef zgodnie z Cl. 6.2.7. Kotwy są traktowane jako grupa, jeśli ich rozstaw przy krawędzi wynosi s ≤ 4 c₁. Kotwy podcinane mogą być sprawdzane w ten sam sposób, jednak wartość A_h jest nieznana w oprogramowaniu. Zniszczenie przez wyboczenie boczne kotew podcinanych można wyznaczyć, wybierając podkładkę o odpowiednich wymiarach.

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,cb} = ϕ_{Mc} N_{Rk,cb}^0 \frac{A_{c,Nb}}{A_{c,Nb}^0} \psi_{s,Nb} \psi_{g,Nb} \psi_{ec,Nb} \]

gdzie:

ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)
$ N_{Rk,cb}^0 = k_5 c_1 \sqrt{A_h} \sqrt{f'_c} $ – charakterystyczna nośność pojedynczego łącznika bez wpływu sąsiednich łączników i krawędzi elementu betonowego – Cl. 6.2.7.2
A_c,Nb – rzeczywista rzutowana powierzchnia dla łącznika, ograniczona przez krawędzie elementu betonowego (c₂ ≤ 2 c₁), obecność sąsiednich łączników (s ≤ 4 c₁) lub grubość elementu – Cl. 6.2.7.3
A_c,Nb⁰ = (4 c₁)² – referencyjna rzutowana powierzchnia pojedynczego łącznika przy odległości od krawędzi równej c₁ – Cl. 6.2.7.3
$ \psi_{s,Nb} = 0.7+0.3 \frac{c_2}{2 c_1} \le 1 $ – parametr uwzględniający zaburzenie naprężeń w betonie wynikające z bliskiej odległości łącznika od narożnika elementu betonowego – Cl. 6.2.7.4
$ \psi_{g,Nb} = \sqrt{n} + (1-\sqrt{n}) \frac{s_2}{4c_1} \ge 1 $ – parametr uwzględniający efekt grupowy – Cl. 6.2.7.5
$ \psi_{ec,Nb} = \frac{1}{1+2 e_N / s_{cr,Nb}} \le 1 $ – parametr uwzględniający mimośród obciążenia grupy łączników – Cl. 6.2.7.6
k₅ – parametr związany ze stanem betonu; dla betonu zarysowanego k₅ = 8,7, dla betonu niezarysowanego k₅ = 12,2
c₁ – odległość łącznika od krawędzi w kierunku 1, w stronę najbliższej krawędzi
c₂ – odległość łącznika od krawędzi prostopadle do kierunku 1, będąca najmniejszą odległością od krawędzi w wąskim elemencie z wieloma odległościami od krawędzi
A_h – pole powierzchni nośnej głowicy łącznika; dla okrągłej podkładki $ A_h = \frac{\pi}{4} \left ( d_h^2 - d^2 \right $, dla prostokątnej podkładki $ A_h = a_{wp}^2 - \frac{\pi}{4} d^2 $
f'_c – charakterystyczna wytrzymałość betonu na ściskanie
n – liczba łączników w rzędzie równoległym do krawędzi elementu betonowego
s₂ – rozstaw łączników w grupie prostopadle do kierunku 1
s_cr,Nb = 4 c₁ – rozstaw wymagany, aby łącznik rozwinął swoją charakterystyczną nośność na rozciąganie przy zniszczeniu przez wyboczenie boczne

Zniszczenie stali na ścinanie

Zniszczenie stali na ścinanie jest wyznaczane zgodnie z Cl. 7.2.2. Przyjmuje się, że kotwa jest wykonana z pręta gwintowanego o takich samych właściwościach materiałowych jak śruby.

Siła ścinająca bez ramienia dźwigni

Siłę ścinającą bez ramienia dźwigni przyjmuje się, gdy wybrano opcję stand-off – direct. Zakłada się, że łączniki są wykonane ze stali ciągliwej, a współczynnik k₇ = 1. Każdy łącznik jest sprawdzany oddzielnie. Nośność jest wyznaczana zgodnie z AS 5216 – Cl. 7.2.2.2 oraz AS 4100 – Cl. 9.2.2.1:

\[ ϕ_{Ms} V_{Rk,s} = ϕ_{Ms} 0.62 f_{uf} A \]

gdzie:

$ ϕ_{Ms} = f_{yf} / f_{uf} \le 0.8 $ gdy f_uf ≤ 800 MPa i f_yf / f_uf ≤ 0,8; ϕ_Ms = 2/3 w pozostałych przypadkach – współczynnik nośności dla zniszczenia stali na ścinanie (Tabela 3.2.4)
f_uf – minimalna wytrzymałość śruby na rozciąganie zgodnie z AS 4100 Tabela 9.2.1
A – pole przekroju śruby równe A_c lub A_o, odpowiednio: pole przekroju w rdzeniu śruby zgodnie z AS 1275 lub nominalne pole przekroju trzonu śruby

Dla łączników z h_ef / d < 5 w betonie o f'_c < 20 MPa, V_Rk,s jest mnożone przez współczynnik równy 0,8.

Siła ścinająca z ramieniem dźwigni

Nośność na ścinanie stali z ramieniem dźwigni jest obliczana zgodnie z Cl. 7.2.2.3:

\[ ϕ_{Ms} V_{Rk,s,M} = ϕ_{Ms} \frac{\alpha_M M_{Rk,s}}{l_a} \]

gdzie:

$ ϕ_{Ms} = f_{yf} / f_{uf} \le 0.8 $ gdy f_uf ≤ 800 MPa i f_yf / f_uf ≤ 0,8; ϕ_Ms = 2/3 w pozostałych przypadkach – współczynnik nośności dla zniszczenia stali na ścinanie (Tabela 3.2.4)
α_M = 2 – parametr uwzględniający stopień utwierdzenia; przyjmuje się, że płyta podstawy jest zabezpieczona przed obrotem – Cl. 4.2.2.4
$ M_{Rk,s} = M_{Rk,s}^0 \left ( 1- \frac{N^*}{ϕ_{Ms} N_{Rk,s}} \right ) $ – charakterystyczna nośność na zginanie łącznika z uwzględnieniem wpływu siły osiowej
l_a = a₃ + e₁ – długość ramienia dźwigni
a₃ = 0,5 d – odległość między przyjętym punktem utwierdzenia łącznika obciążonego na ścinanie a powierzchnią betonu
e₁ = t_g + t_fix / 2 – mimośród przyłożonej siły ścinającej względem powierzchni betonu, z pominięciem grubości warstwy wyrównawczej z zaprawy
t_g – grubość warstwy zaprawy
t_fix – grubość płyty podstawy
d – nominalna średnica łącznika
N* – obliczeniowa siła rozciągająca
ϕ_Ms N_Rk,s – nośność łącznika na rozciąganie przy zniszczeniu stali
M_Rk,s⁰ = 1,2 W_el f_uf – charakterystyczna nośność na zginanie łącznika – ETAG 001 – Załącznik C
W_el = π d³ / 32 – wskaźnik wytrzymałości przekroju sprężystego łącznika; jeśli wybrano opcję Shear plane in thread, zamiast nominalnej średnicy d stosuje się średnicę zredukowaną przez gwint, $ d_s = \sqrt{\frac{4 A_s}{\pi}} $

Zniszczenie betonu przy krawędzi

Zniszczenie betonu przy krawędzi jest sprawdzane zgodnie z Cl. 7.2.3. Jeśli stożki betonowe łączników nachodzą na siebie, są sprawdzane jako grupa. Sprawdzane są krawędzie w kierunku siły ścinającej. Przyjmuje się, że całe obciążenie na płycie podstawy jest przenoszone przez łącznik przy sprawdzanej krawędzi.

\[ ϕ_{Mc} V_{Rk,c} = ϕ_{Mc} V_{Rk,c}^0 \frac{A_{c,V}}{A_{c,V}^0} \psi_{s,V} \psi_{h,V} \psi_{ec,V} \psi_{\alpha,V} \psi_{re,V} \]

gdzie:

ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)
$ V_{Rk,c}^0 = k_9 d^{\alpha} l_f^{\beta} \sqrt{f'_c} c_1^{1.5} $ – wartość początkowa charakterystycznej nośności na ścinanie łącznika – Cl. 7.2.3.2
A_c,V – rzeczywiste pole idealizowanego ciała wyrwania betonu – Cl. 7.2.3.3
A_c,V⁰ = 4,5 c₁² – referencyjna rzutowana powierzchnia stożka zniszczenia – Cl. 7.2.3.3
$ psi_{s,V} = 0.7 + 0.3 \frac{c_2}{1.5 c_1} \le 1 $ – parametr uwzględniający zaburzenie rozkładu naprężeń w elemencie betonowym – Cl. 7.2.3.4
$ \psi_{h,V} = \left ( \frac{1.5 c_1}{h} \right ) ^{0.5} \ge 1 $ – parametr uwzględniający wpływ grubości elementu – Cl. 7.2.3.5
$ \psi_{ec,V} = \frac{1}{1+2 e_V / (3c_1)} \le 1 $ – parametr uwzględniający mimośród wypadkowej siły w grupie łączników – Cl. 7.2.3.6
$ \psi_{\alpha,V} = \sqrt{\frac{1}{(\cos \alpha_V)^2 + (0.5 \sin \alpha_V)^2}} \ge 1 $ – parametr uwzględniający kąt przyłożonego obciążenia – Cl. 7.2.3.7
ψ_re,V = 1 – parametr uwzględniający efekt odpryskiwania otuliny – Cl. 7.2.3.8; przyjmuje się brak zbrojenia przy krawędzi ani strzemion
k₉ – parametr uwzględniający stan betonu; dla betonu zarysowanego k₉ = 1,7, dla betonu niezarysowanego k₉ = 2,4
d – nominalna średnica łącznika
$ \alpha = 0.1 \left ( \frac{l_f}{c_1} \right ) ^{0.5} $
$ \beta = 0.1 \left ( \frac{d}{c_1} \right ) ^{0.2} $
l_f = h_ef ≤ 12 d gdy d ≤ 24 mm; l_f = h_ef ≤ max (8 d, 300 mm) gdy d > 24 mm – parametr związany z długością łącznika
f'_c – charakterystyczna walcowa wytrzymałość betonu na ściskanie w wieku 28 dni
c₁ – odległość łącznika od sprawdzanej krawędzi; zgodnie z Cl. 7.2.3.9, dla wąskiego elementu, c_2,max < 1,5 c₁, uznanego również za cienki, h < 1,5 c₁, w poprzednich wzorach zamiast c₁ stosuje się c'₁; zredukowana wartość c'₁ = max (c_2,max / 1,5, h/ 1,5, s_c,max / 3)
c₂ – mniejsza odległość łącznika od krawędzi w kierunku prostopadłym do sprawdzanej krawędzi
h – grubość elementu betonowego
e_V – mimośród wypadkowej siły ścinającej działającej na grupę łączników względem środka ciężkości łączników obciążonych na ścinanie
α_V – kąt między przyłożonym obciążeniem na łącznik lub grupę łączników a kierunkiem prostopadłym do rozpatrywanej wolnej krawędzi, 0° < α_V < 90°
h_ef – efektywna głębokość zakotwienia łącznika

Zgodnie z Cl. 6.2.8, zbrojenie dodatkowe może być stosowane do przenoszenia sił powodujących zniszczenie betonu przy krawędzi i/lub zniszczenie przez oderwanie (pry-out). Takie zbrojenie powinno być zaprojektowane zgodnie z AS 3600.

Zniszczenie przez oderwanie (pry-out)

Zniszczenie przez oderwanie jest sprawdzane zgodnie z Cl. 7.2.4. Przyjmuje się, że wszystkie kotwy na jednej płycie podstawy są obciążone na ścinanie, a nośność na wyrwanie stożka betonowego, N_Rk,c, użyta w obliczeniach, jest wyznaczana przy założeniu, że wszystkie kotwy są obciążone na rozciąganie bez mimośrodu. Nie przyjmuje się zbrojenia dodatkowego.

\[ ϕ_{Mc} V_{Rk,cp} = ϕ_{Mc} k_8 N_{Rk,c} \]

gdzie:

ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)
k₈ – parametr podany w Raporcie z Oceny, zgodnie z ETAG 001 – Załącznik C; dla h_ef < 60 mm, k₈ = 1, dla h_ef ≥ 60 mm, k₈ = 2
N_Rk,c – charakterystyczna nośność stożka betonowego dla pojedynczego łącznika lub łącznika w grupie

Kombinowane obciążenie rozciąganiem i ścinaniem

Nośność łącznika obciążonego kombinowanym rozciąganiem i ścinaniem jest wyznaczana zgodnie z Rozdziałem 8.

Zniszczenie stali

Ocena nośności łącznika przy kombinowanym obciążeniu rozciąganiem i ścinaniem jest oparta na AS 4100:

\[ \left ( \frac{N^*}{ϕ_{Ms} N_{Rk,s}} \right ) ^2 + \left ( \frac{V^*}{ϕ_{Ms} V_{Rk,s}} \right ) ^2 \le 1.0 \]

Zniszczenie betonu

Tryby zniszczenia inne niż zniszczenie stali są sprawdzane zgodnie z Cl. 8.2.1:

\[ \left ( \frac{N^*}{ϕ_{Mc} N_{Rk,i}} \right ) ^{1.5} + \left ( \frac{V^*}{ϕ_{Mc} V_{Rk,i}} \right ) ^{1.5} \le 1.0 \]

gdzie:

N* – obliczeniowa siła rozciągająca działająca na pojedynczy łącznik lub grupę
V* – obliczeniowa siła ścinająca działająca na pojedynczy łącznik lub grupę
N_Rk,i – charakterystyczna nośność na rozciąganie łącznika lub grupy dla trybu zniszczenia „i"
V_Rk,i – charakterystyczna nośność na ścinanie łącznika lub grupy dla trybu zniszczenia „i"
$ ϕ_{Ms} = \frac{5 f_{yf}}{6 f_{uf}} $ – współczynnik nośności dla zniszczenia stali na rozciąganie (Tabela 3.2.4)
ϕ_Ms = f_yf / f_uf ≤ 0,8 gdy f_uf ≤ 800 MPa i f_yf / f_uf ≤ 0,8; ϕ_Ms = 2/3 w pozostałych przypadkach – współczynnik nośności dla zniszczenia stali na ścinanie (Tabela 3.2.4)
ϕ_Mc – współczynnik nośności dla trybów zniszczenia kotwy związanych z betonem, edytowalny w ustawieniach normy; zalecana wartość to 1/1,5 (Tabela 3.2.4)

Kotwy z odstępem (stand-off)

Kotwy z odstępem są projektowane jako elementy belkowe zgodnie z AS 4100 ze współczynnikami nośności dla śrub. Przyjmowana długość elementu jest sumą wysokości szczeliny, połowy nominalnej średnicy oraz połowy grubości płyty podstawy. Kotwy z odstępem są zazwyczaj sprawdzane jako etap budowy przed zabetonowaniem.

Nośność na zginanie

Nośność na zginanie jest wyznaczana zgodnie z AS 4100, Cl. 5.1.

M* ≤ ϕ M_s

gdzie:

M* – moment zginający działający na kotwę, wyznaczony metodą elementów skończonych
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
M_s = f_y Z_e – nośność przekroju na zginanie
f_y – granica plastyczności kotwy
Z_e = min {S, 1,5 · Z} – efektywny wskaźnik wytrzymałości przekroju – Cl. 5.2.3
$ S = \frac{d^3}{6} $ – plastyczny wskaźnik wytrzymałości przekroju; jeśli wybrano opcję Shear plane in thread, nominalna średnica d jest zastępowana średnicą zredukowaną przez gwint, d_s
$ Z = \frac{1}{32} \pi d^3 $ – sprężysty wskaźnik wytrzymałości przekroju; jeśli wybrano opcję Shear plane in thread, nominalna średnica d jest zastępowana średnicą zredukowaną przez gwint, d_s

Nośność na ścinanie

Nośność na ścinanie jest wyznaczana zgodnie z AS 4100, Cl. 5.11.

V* ≤ ϕ V_w

gdzie:

V* – obliczeniowa siła ścinająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
V_w = 0,6 f_y A_w – nominalna nośność plastyczna na ścinanie – Cl. 5.11.4
f_y – granica plastyczności kotwy
A_w = 0,844 A_s – pole przekroju na ścinanie
A_s – pole przekroju czynnego śruby na rozciąganie zgodnie z AS 1275

Nośność na ściskanie osiowe

Nośność na ściskanie osiowe jest wyznaczana zgodnie z AS 4100, Cl. 6. Wyboczenie jest uwzględniane zgodnie z Cl. 6.3:

N* ≤ ϕ N_c

gdzie:

N* – obliczeniowa siła ściskająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
N_c = α_c N_s ≤ N_s – nominalna nośność elementu – Cl. 6.3.3
N_s = k_f A_s f_y – nominalna nośność przekroju – Cl. 6.2
f_y – granica plastyczności kotwy
l_e = k_e l – długość efektywna – Cl. 6.3.2
k_e = 2 – współczynnik efektywnej długości elementu; po stronie bezpiecznej przyjmuje się, że kotwa jest utwierdzana u dołu i przegubowa u góry jako element z możliwością przesuwu
l = l_gap + d / 2 + t_p / 2 – przyjmowana długość elementu
l_gap – wysokość szczeliny
d – nominalna średnica śruby
t_p – grubość płyty podstawy
$ \alpha_c = \xi \left \{ 1 - \sqrt{1- \left ( \frac{90}{\xi \lambda} \right )^2 } \right \} $ – współczynnik redukcji smukłości elementu ściskanego – Cl. 6.3.3
$ \xi = \frac{\left( \frac{\lambda}{90} \right)^2 + 1 + \eta}{2 \left( \frac{\lambda}{90} \right)^2} $ – współczynnik elementu ściskanego – Cl. 6.3.3
$ \lambda = \lambda_n + \alpha_a \alpha_b $ – smukłość – Cl. 6.3.3
$ \eta = 0.00326 (\lambda-13.5) $ – współczynnik imperfekcji elementu ściskanego – Cl. 6.3.3
$ \lambda_n = \frac{l_e}{r} \sqrt{k_f} \sqrt{\frac{f_y}{250}} $ – zmodyfikowana smukłość elementu ściskanego – Cl. 6.3.3
k_f = 1 – współczynnik kształtu – Cl. 6.2.2
$ r = \sqrt{\frac{I_s}{A_s}} $ – promień bezwładności
$ I_s = \frac{1}{64} \pi d_s^4 $ – moment bezwładności
A_s – pole przekroju czynnego śruby na rozciąganie zgodnie z AS 1275
$ d_s = \sqrt{\frac{4 A_s}{\pi}} $ – średnica zredukowana przez gwint
$ \alpha_a = \frac{2100 (\lambda_n - 13.5)}{\lambda_n^2 - 15.3 \lambda_n + 2050} $ – współczynnik elementu ściskanego – Cl. 6.3.3
α_b = 0,5 – stała przekroju elementu ściskanego – Tabela 6.3.3

Nośność na rozciąganie osiowe

Nośność na rozciąganie osiowe jest wyznaczana zgodnie z AS 4100, Cl. 7:

N* ≤ ϕ N_t

gdzie:

N* – obliczeniowa siła rozciągająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
N_t = A_s f_y – nominalna nośność przekroju śruby na rozciąganie – Cl. 7.2
A_s – pole przekroju czynnego śruby na rozciąganie zgodnie z AS 1275
f_y – granica plastyczności kotwy

Interakcja obciążeń

Jeśli kotwa z odstępem jest obciążona siłą ścinającą i siłą ściskającą, przeprowadzane jest sprawdzenie interakcji obciążeń:

\[ \frac{N^*}{\phi N_c} + \frac{M^*}{\phi M_s} \le 1 \]

gdzie:

N* – obliczeniowa siła ściskająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
N_c – nośność na ściskanie
M* – obliczeniowy moment zginający od siły ścinającej na ramieniu dźwigni
M_s – nośność na zginanie

Dodatkowo przeprowadzane są sprawdzenia zniszczenia stali na ścinanie oraz zniszczenia betonu na ścinanie (zniszczenie betonu przy krawędzi, zniszczenie przez oderwanie).

Jeśli kotwa z odstępem jest obciążona siłą ścinającą i siłą rozciągającą, przeprowadzane jest sprawdzenie interakcji obciążeń:

\[ \frac{N_{tf}^*}{\phi N_{t}} + \frac{M^*}{\phi M_s} \le 1 \]

gdzie:

N*_tf – obliczeniowa siła rozciągająca
ϕ = 0,8 – współczynnik nośności dla śrub
N_t – nośność na rozciąganie
M* – obliczeniowy moment zginający od siły ścinającej na ramieniu dźwigni
M_s – nośność na zginanie

Dodatkowo przeprowadzane są sprawdzenia zniszczenia stali na ścinanie oraz zniszczenia betonu od rozciągania i ścinania.

Szczegółowe projektowanie śrub, spoin i kotew zgodnie z normami australijskimi

Śruby

Minimalna podziałka (odległość między osiami otworów na śruby) nie powinna być mniejsza niż 2,5-krotność nominalnej średnicy śruby. Wartość ta jest zalecana w Klauzuli 9.5.1 i można ją edytować w ustawieniach normy.

Minimalna odległość od krawędzi (odległość między osią otworu na śrubę a krawędzią blachy) nie powinna być mniejsza niż 1,25-krotność nominalnej średnicy śruby. Wartość ta jest zalecana w Klauzuli 9.5.2 dla krawędzi walcowanych i można ją modyfikować w ustawieniach normy.

Spoiny

Minimalna wielkość spoiny pachwinowej jest sprawdzana zgodnie z Klauzulą 9.6.3.2 i powinna być mniejszą z: grubości łączonego cieńszego elementu oraz wartości podanej w poniższej tabeli:

Wielkość spoiny przyjmowana jest jako $ \sqrt{2} $ razy grubość gardła spoiny.

Kotwy

Minimalna rozstaw między kotwami powinien wynosić s ≥ 4d, gdzie d jest nominalną średnicą kotwy. Współczynnik 4 można edytować w ustawieniach normy.

Minimalna odległość od krawędzi jest zgodna z zasadami dla śrub, tj. nie powinna być mniejsza niż 1,25-krotność nominalnej średnicy śruby. Wartość ta jest zalecana w Klauzuli 9.5.2 dla krawędzi walcowanych i można ją modyfikować w ustawieniach normy.

Klasyfikacja złącza według norm australijskich

Złącza są klasyfikowane według sztywności złącza na:

Sztywne – złącza z nieznaczną zmianą pierwotnych kątów między elementami,
Podatne – złącza, które zakłada się, że mają zdolność do zapewnienia wiarygodnego i znanego stopnia ograniczenia momentu zginającego,
Przegubowe – złącza, które nie przenoszą momentów zginających.

Norma australijska AS 4100, Cl. 4.2 nie podaje dokładnych granic, dlatego złącza są klasyfikowane zgodnie z komentarzem w AISC 360-16, Cl. B3.4.

Sztywne – $ \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \ge 20 $
Podatne – $ 2 < \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} < 20 $
Przegubowe – $ \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \le 2 $

gdzie:

S_j,ini – sztywność początkowa złącza; sztywność złącza przyjmuje się jako liniową do 2/3 wartości M_j,Rd
L_b – teoretyczna długość analizowanego elementu
E – moduł sprężystości Younga
I_b – moment bezwładności analizowanego elementu
M_j,Rd – obliczeniowa nośność momentowa złącza

Projektowanie na podstawie nośności zgodnie z normami australijskimi

Projektowanie na podstawie nośności jest częścią sprawdzenia sejsmicznego i zapewnia, że złącze posiada wystarczającą zdolność do odkształceń.

Celem projektowania na podstawie nośności jest potwierdzenie, że budynek wykazuje kontrolowane zachowanie plastyczne, aby uniknąć zawalenia podczas trzęsienia ziemi o obliczeniowym poziomie intensywności. Projektowanie na podstawie nośności nie jest ujęte w normie australijskiej, dlatego stosuje się normę nowozelandzką. Oczekuje się, że przegub plastyczny pojawi się w elemencie dysypatywnym, a wszystkie elementy niedysypatywne złącza muszą być zdolne do bezpiecznego przenoszenia sił wynikających z uplastycznienia elementu dysypatywnego. Elementem dysypatywnym jest zazwyczaj belka w ramie momentowej, ale może nim być również np. płyta czołowa. Współczynnik bezpieczeństwa nie jest stosowany dla elementów dysypatywnych. Granica plastyczności elementu dysypatywnego jest obliczana jako F_y,max = 0.9 ϕ_os ϕ_omf_y, gdzie:

ϕ_os – współczynnik umocnienia odkształceniowego; zalecane wartości to ϕ_os = 1.15 dla belki w ramie momentowej, γ_sh = 1.0 w pozostałych przypadkach; edytowalny w operacji
ϕ_om – współczynnik nadwytrzymałości – EN 1998-1, pkt 6.2; zalecana wartość to ϕ_om = 1.3; edytowalny w materiałach

Diagram materiałowy jest modyfikowany zgodnie z poniższym rysunkiem:

Zwiększona wytrzymałość elementu dysypatywnego umożliwia wprowadzenie obciążeń powodujących pojawienie się przegubu plastycznego w elemencie dysypatywnym. W przypadku ramy momentowej z belką jako elementem dysypatywnym, belka powinna być obciążona momentem M_y = f_y,maxW_pl,_y oraz odpowiadającą siłą poprzeczną V_z = –2 M_y / L_h, gdzie:

f_y – charakterystyczna granica plastyczności
W_pl,_y – plastyczny wskaźnik wytrzymałości przekroju
L_h – odległość między przegubami plastycznymi na belce

W przypadku złącza niesymetrycznego, belka powinna być obciążona zarówno momentami gnącymi dodatnimi, jak i ujemnymi oraz odpowiadającymi im siłami poprzecznymi.

Blachy elementów dysypatywnych są wyłączone ze sprawdzenia normowego.