Παράδειγμα σχεδιασμού πλάκας βάσης χρησιμοποιώντας AISC 360-22 και ACI 318-19
Προβληματική δήλωση:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a 20-kip tension load.
Δεδομένα:
Στήλη:
Ενότητα στήλης: W12x53
Επιφάνεια στήλης: 15.6 σε2
Υλικό στήλης: A992
Πλάκα βάσης:
Διαστάσεις πλάκας βάσης: 18 σε x 18 σε
Πάχος πλάκας βάσης: 3/4 σε
Υλικό πλάκας βάσης: A36
Πηκτώ:
Πάχος ενέματα: 1 σε
Σκυρόδεμα:
Διαστάσεις σκυροδέματος: 22 σε x 22 σε
Πάχος σκυροδέματος: 15 σε
Σκυρόδεμα: 4000 psi
Cracked or Uncracked: Cracked
Anchors:
Anchor diameter: 3/4 σε
Effective embedment length: 12 σε
Embedded plate width: 3 σε
Embedded plate thickness: 1/4 σε
Anchor offset distance from face of column web: 2.8275 σε
Συγκολλήσεις:
Μέγεθος συγκόλλησης: 1/4 σε
Η ταξινόμηση μετάλλων πλήρωσης: Ε70ΧΧ
Anchor Data (από SkyCiv Calculator):
Definitions:
Load Path:
When a base plate is subjected to uplift (εντάσεως) δυνάμεις, these forces are transferred to the anchor rods, which in turn induce bending moments in the base plate. The bending action can be visualized as cantilever bending occurring around the flanges or web of the column section, depending on where the anchors are positioned.
Στο SkyCiv Base Plate Design Software, only anchors located within the anchor tension zone are considered effective in resisting uplift. This zone typically includes areas near the column flanges or web. Anchors outside this zone do not contribute to tension resistance and are excluded from the uplift calculations.
To determine the effective area of the base plate that resists bending, ένα 45-degree dispersion is assumed from the centerline of each anchor rod toward the column face. This dispersion defines the effective weld length and helps establish the effective bending width του πιάτου.
The assumption simplifies the base plate analysis by approximating how the uplift force spreads through the plate.
Anchor Groups:
ο SkyCiv Base Plate Design Software includes an intuitive feature that identifies which anchors are part of an anchor group for evaluating ξέσπασμα σκυροδέματος και concrete side-face blowout failures.
Ενα anchor group consists of multiple anchors with similar effective embedment depths and spacing, and are close enough that their projected resistance areas overlap. When anchors are grouped, their capacities are combined to resist the total tension force applied to the group.
Anchors that do not meet the grouping criteria are treated as single anchors. Σε αυτήν την περίπτωση, only the tension force on the individual anchor is checked against its own effective resistance area.
Υπολογισμοί βήμα προς βήμα:
Ελεγχος #1: Υπολογίστε τη χωρητικότητα συγκόλλησης
Να ξεκινήσω, we need to calculate the load per anchor and the effective weld length per anchor. The effective weld length is determined by the shortest length from the 45° dispersion, constrained by the actual weld length and anchor spacing.
For this calculation, anchors are classified as either end anchors ή intermediate anchors. End anchors are located at the ends of a row or column of anchors, while intermediate anchors are positioned between them. The calculation method differs for each and depends on the column geometry. Σε αυτό το παράδειγμα, there are two anchors along the web, and both are classified as end anchors.
For end anchors, the effective weld length is limited by the available distance from the anchor centerline to the column fillet. The 45° dispersion must not extend beyond this boundary.
\(
l_r = \frac{ρε_{διάσελο} – 2T_F – 2r_{διάσελο} – s_y(n_{ένα,side} – 1)}{2} = frac{12.1 \, \κείμενο{σε} – 2 \φορές 0.575 \, \κείμενο{σε} – 2 \φορές 0.605 \, \κείμενο{σε} – 5 \, \κείμενο{σε} \φορές (2 – 1)}{2} = 2.37 \, \κείμενο{σε}
\)
On the inner side, the effective length is limited by half the anchor spacing. The total effective weld length for the end anchor is the sum of the outer and inner lengths.
\(
μεγάλο_{εφ,τέλος} = \min(κάνω, 0.5s_y) + \ελάχ(κάνω, l_r)
\)
\(
μεγάλο_{εφ,τέλος} = \min(2.8275 \, \κείμενο{σε}, 0.5 \φορές 5 \, \κείμενο{σε}) + \ελάχ(2.8275 \, \κείμενο{σε}, 2.37 \, \κείμενο{σε}) = 4.87 \, \κείμενο{σε}
\)
Για αυτό το παράδειγμα, ο final effective weld length for the web anchor is taken as the effective length of the end anchor.
\(
μεγάλο_{εφ} = l_{εφ,τέλος} = 4.87 \, \κείμενο{σε}
\)
Επόμενο, let’s calculate the load per anchor. For a given set of four (4) άγκυρες, the load per anchor is:
\(
T_{εσύ,anchor} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{20 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{4} = 5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Using the calculated effective weld length, we can now determine the required force per unit length on the weld.
\(
r_u = frac{T_{εσύ,anchor}}{μεγάλο_{εφ}} = frac{5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{4.87 \, \κείμενο{σε}} = 1.0267 \, \κείμενο{kip/in}
\)
Τώρα, θα το χρησιμοποιησουμε AISC 360-22, Chapter J2.4 to calculate the design strength of the fillet weld.
Since the applied load is purely axial tension, the angle \(\theta\) is taken as 90°, and the directional strength coefficient kds is calculated according to AISC 360-22 Εξ. J2-5.
\(
κ_{δδ} = 1.0 + 0.5(\χωρίς(\θήτα))^{1.5} = 1 + 0.5 \φορές (\χωρίς(1.5708))^{1.5} = 1.5
\)
Τελικά, θα εφαρμόσουμε AISC 360-22 Εξ. J2-4 to determine the design strength of the fillet weld per unit length.
\(
\phi r_n = \phi 0.6 ΦΑ_{Exx} ΜΙ_{β,ιστός} κ_{δδ} = 0.75 \φορές 0.6 \φορές 70 \, \κείμενο{ksi} \φορές 0.177 \, \κείμενο{σε} \φορές 1.5 = 8.3633 \, \κείμενο{kip/in}
\)
Από 1.0267 KPI < 8.3633 KPI, Η χωρητικότητα συγκόλλησης είναι επαρκής.
Ελεγχος #2: Calculate base plate flexural yielding capacity due to tension load
Using the load per anchor and the offset distance from the center of the anchor to the face of the column (serving as the load eccentricity), the moment applied to the base plate can be calculated using a υποστήριγμα assumption.
\(
M_u = T_{εσύ,\κείμενο{anchor}} ε = 5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} \φορές 2.8275 \, \κείμενο{σε} = 14.137 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} \cdot \text{σε}
\)
Επόμενο, using the calculated effective weld length from the previous check as the bending width, Μπορούμε να υπολογίσουμε το Υπολογίζει τη φέρουσα ικανότητα of the base plate using AISC 360-22, Εξίσωση 2-1:
\(
\phi M_n = \phi F_{και,\κείμενο{bp}} Z_{\κείμενο{εφ}} = 0.9 \φορές 36 \, \κείμενο{ksi} \φορές 0.68484 \, \κείμενο{σε}^3 = 22.189 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} \cdot \text{σε}
\)
Οπου,
\(
Z_{\κείμενο{εφ}} = frac{μεγάλο_{\κείμενο{εφ}} (αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{\κείμενο{bp}})^ 2}{4} = frac{4.87 \, \κείμενο{σε} \φορές (0.75 \, \κείμενο{σε})^ 2}{4} = 0.68484 \, \κείμενο{σε}^ 3
\)
Από 14.137 κοτόπουλο < 22.189 κοτόπουλο, the base plate flexural yielding capacity is επαρκής.
Ελεγχος #3: Calculate anchor rod tensile capacity
To evaluate the tensile capacity of the anchor rod, θα το χρησιμοποιησουμε ACI 318-19 Εξίσωση 17.6.1.2.
Πρώτα, καθορίζουμε το specified tensile strength of the anchor steel. This is the lowest value permitted by ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.1.2, with reference to material properties in AISC 360-22 Πίνακας J3.2.
\(
φά_{\κείμενο{Γιούτα}} = min αριστερά( 0.75 ΦΑ_{εσύ,\κείμενο{Α.Κ.}}, 1.9 ΦΑ_{και,\κείμενο{Α.Κ.}}, 125 \σωστά) = min αριστερά( 0.75 \φορές 120 \, \κείμενο{ksi}, 1.9 \φορές 92 \, \κείμενο{ksi}, 125.00 \, \κείμενο{ksi} \σωστά) = 90 \, \κείμενο{ksi}
\)
Επόμενο, υπολογίζουμε το effective cross-sectional area of the anchor rod. This is based on ACI 318-19 Commentary Clause R17.6.1.2, which accounts for thread geometry. The number of threads per inch is taken from ASME B1.1-2019 Table 1.
\(
ΕΝΑ_{Ξέρω,Ν} = frac{\πι}{4} \αριστερά( d_a – \frac{0.9743}{n_t} \σωστά)^2 = \frac{\πι}{4} \φορές αριστερά( 0.75 \, \κείμενο{σε} – \frac{0.9743}{10 \, \κείμενο{σε}^{-1}} \σωστά)💕⬛ Αγορά Indocin από 0.33446 \, \κείμενο{σε}^ 2
\)
With these values, Εφαρμόζουμε ACI 318-19 Εξίσωση 17.6.1.2 to compute the design tensile strength of the anchor rod.
\(
\phi Ν_{προς την} = phi Α_{Ξέρω,Ν} φά_{\κείμενο{Γιούτα}} = 0.75 \φορές 0.33446 \, \κείμενο{σε}^2 \times 90 \, \κείμενο{ksi} = 22.576 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor:
\(
Ν_{ua} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{20 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{4} = 5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Από 5 δέρμα μόσχου ακατέργαστου < 22.576 δέρμα μόσχου ακατέργαστου, the anchor rod tensile capacity is επαρκής.
Ελεγχος #4: Calculate concrete breakout capacity in tension
Before calculating the breakout capacity, we must first determine whether the member qualifies as a narrow member. Σύμφωνα με ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.2.1.2, the member meets the criteria for a narrow member. Επομένως, a modified effective embedment length must be used in the calculations.
It is determined that the modified effective embedment length, h’ef, of the anchor group is:
\(
h’_{\κείμενο{εφ}} = 5.667 \, \κείμενο{σε}
\)
Χρησιμοποιώντας ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.2, υπολογίζουμε το maximum projected concrete cone area για μια μόνο άγκυρα, based on the modified effective embedment length.
\(
ΕΝΑ_{Ν_{συν}} = 9 \αριστερά( h’_{εφ,g1} \σωστά)💕⬛ Αγορά Indocin από 9 \φορές αριστερά( 5.6667 \, \κείμενο{σε} \σωστά)💕⬛ Αγορά Indocin από 289 \, \κείμενο{σε}^ 2
\)
Ομοίως, we use the modified effective embedment length to calculate the actual projected concrete cone area of the anchor group.
\(
ΕΝΑ_{N_c} = min αριστερά( n_{ένα,g1} ΕΝΑ_{Ν_{συν}}, ΜΕΓΑΛΟ_{N_c} ΣΙ_{N_c} \σωστά) = min αριστερά( 4 \φορές 289 \, \κείμενο{σε}^ 2, 22 \, \κείμενο{σε} \φορές 22 \, \κείμενο{σε} \σωστά) = 484 \, \κείμενο{σε}^ 2
\)
Οπου,
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{N_c} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{αριστερά},g1}, 1.5 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( s_{\κείμενο{άθροισμα},με,g1}, 3 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \αριστερά( n_{με,g1} – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( ντο_{\κείμενο{σωστά},g1}, 1.5 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \σωστά)
\)
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{N_c} = min αριστερά( 8 \, \κείμενο{σε}, 1.5 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( 6 \, \κείμενο{σε}, 3 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \φορές αριστερά( 2 – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( 8 \, \κείμενο{σε}, 1.5 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \σωστά)
\)
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{N_c} = 22 \, \κείμενο{σε}
\)
\(
ΣΙ_{N_c} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{μπλουζα},g1}, 1.5 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( s_{\κείμενο{άθροισμα},και,g1}, 3 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \αριστερά( n_{και,g1} – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( ντο_{\κείμενο{κάτω μέρος},g1}, 1.5 h’_{\κείμενο{εφ},g1} \σωστά)
\)
\(
ΣΙ_{N_c} = min αριστερά( 8.5 \, \κείμενο{σε}, 1.5 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( 5 \, \κείμενο{σε}, 3 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \φορές αριστερά( 2 – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( 8.5 \, \κείμενο{σε}, 1.5 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε} \σωστά)
\)
\(
ΣΙ_{N_c} = 22 \, \κείμενο{σε}
\)
Επόμενο, we evaluate the basic concrete breakout strength of a single anchor using ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.2.2.1
\(
N_b = k_c lambda_a sqrt{\frac{f'_c}{\κείμενο{psi}}} \αριστερά( \frac{h’_{\κείμενο{εφ},g1}}{\κείμενο{σε}} \σωστά)^{1.5} \, \κείμενο{lbf}
\)
\(
Ν_β = 24 \φορές 1 \φορές sqrt{\frac{4 \, \κείμενο{ksi}}{0.001 \, \κείμενο{ksi}}} \φορές αριστερά( \frac{5.6667 \, \κείμενο{σε}}{1 \, \κείμενο{σε}} \σωστά)^{1.5} \φορές 0.001 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} = 20.475 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Οπου,
- \(κ_{ντο} = 24\) για άγκυρες
- \(\lambda = 1.0 \) for normal-weight concrete
Τώρα, we assess the effects of geometry by calculating the edge effect factor και το eccentricity factor.
The shortest edge distance of the anchor group is determined as:
\(
ντο_{ένα,\κείμενο{ελάχ}} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{αριστερά},g1}, ντο_{\κείμενο{σωστά},g1}, ντο_{\κείμενο{μπλουζα},g1}, ντο_{\κείμενο{κάτω μέρος},g1} \σωστά)
= min αριστερά( 8 \, \κείμενο{σε}, 8 \, \κείμενο{σε}, 8.5 \, \κείμενο{σε}, 8.5 \, \κείμενο{σε} \σωστά) = 8 \, \κείμενο{σε}
\)
Σύμφωνα με ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.2.4.1, the breakout edge effect factor είναι:
\(
\Psi_{εκδ,Ν} = min αριστερά( 1.0, 0.7 + 0.3 \αριστερά( \frac{ντο_{ένα,\κείμενο{ελάχ}}}{1.5 h’_{\κείμενο{εφ},g1}} \σωστά) \σωστά)
= min αριστερά( 1, 0.7 + 0.3 \φορές αριστερά( \frac{8 \, \κείμενο{σε}}{1.5 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε}} \σωστά) \σωστά) = 0.98235
\)
Since the tension load is applied at the centroid of the anchor group, the eccentricity is zero. Ετσι, ο eccentricity factor, also from Clause 17.6.2.4.1, είναι:
\(
\Psi_{εκ,Ν} = min αριστερά( 1.0, \frac{1}{1 + \frac{2 και'_N}{3 h’_{\κείμενο{εφ},g1}}} \σωστά)
= min αριστερά( 1, \frac{1}{1 + \frac{2 \φορές 0}{3 \φορές 5.6667 \, \κείμενο{σε}}} \σωστά) = 1
\)
Επιπλέον, both the cracking factor και το splitting factor are taken as:
\(
\Psi_{ντο,Ν} = 1
\)
\(
\Psi_{cp,Ν} = 1
\)
Τότε, we combine all these factors and use ACI 318-19 Εξ. 17.6.2.1σι to evaluate the concrete breakout strength of the anchor group:
\(
\phi Ν_{cbg} = \phi \left( \frac{ΕΝΑ_{N_c}}{ΕΝΑ_{Ν_{συν}}} \σωστά) \Psi_{εκ,Ν} \Psi_{εκδ,Ν} \Psi_{ντο,Ν} \Psi_{cp,Ν} Ν_β
\)
\(
\phi Ν_{cbg} = 0.7 \φορές αριστερά( \frac{484 \, \κείμενο{σε}^ 2}{289 \, \κείμενο{σε}^ 2} \σωστά) \φορές 1 \φορές 0.98235 \φορές 1 \φορές 1 \φορές 20.475 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} = 23.58 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
ο total applied tension load on the anchor group is the product of the individual anchor load and the number of anchors:
\(
Ν_{ua} = αριστερά( \frac{N_x}{n_{ένα,τ}} \σωστά) n_{ένα,g1} = αριστερά( \frac{20 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{4} \σωστά) \φορές 4 = 20 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Από 20 kips < 23.58 kips , the concrete breakout capacity is επαρκής.
Ελεγχος #5: Calculate anchor pullout capacity
The pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. Να ξεκινήσω, we calculate the bearing area of the embedded plate, which is the net area after subtracting the area occupied by the anchor rod.
For a rectangular embedded plate, ο bearing area is calculated as:
\(
ΕΝΑ_{brg} = αριστερά( \αριστερά( αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{embed\_plate} \σωστά)^2 right) – ΕΝΑ_{ράβδος} = αριστερά( \αριστερά( 3 \, \κείμενο{σε} \σωστά)^2 right) – 0.44179 \, \κείμενο{σε}💕⬛ Αγορά Indocin από 8.5582 \, \κείμενο{σε}^ 2
\)
Οπου,
\(
ΕΝΑ_{ράβδος} = frac{\πι}{4} \αριστερά( d_a \right)^2 = \frac{\πι}{4} \φορές αριστερά( 0.75 \, \κείμενο{σε} \σωστά)💕⬛ Αγορά Indocin από 0.44179 \, \κείμενο{σε}^ 2
\)
Επόμενο, καθορίζουμε το basic anchor pullout strength χρησιμοποιώντας ACI 318-19 Equation 17.6.3.2.2a.
\(
Ν_β = 8 ΕΝΑ_{brg} \αριστερά( f'_c σωστά) = 8 \φορές 8.5582 \, \κείμενο{σε}^2 \times \left( 4 \, \κείμενο{ksi} \σωστά) = 273.86 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
We then apply the appropriate resistance factor and pullout cracking factor:
- Για cracked σκυρόδεμα, \(\Psi_{cp} = 1.0\)
- Για uncracked σκυρόδεμα, \(\Psi_{cp} = 1.4\)
Using these, Υπολογίζουμε το design anchor pullout strength in tension ανά ACI 318-19 Εξίσωση 17.6.3.1.
\(
\phi Ν_{π} = \phi \Psi_{ντο,Π} Ν_β = 0.7 \φορές 1 \φορές 273.86 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου} = 191.7 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor:
\(
Ν_{ua} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{20 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{4} = 5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Από 5 kips < 191.7 kips , the anchor pullout capacity is επαρκής.
Ελεγχος #6: Calculate embed plate flexural capacity
This is a supplementary check performed using the Λογισμικό σχεδιασμού πλάκας βάσης SkyCIV to verify that the embedded plate has sufficient flexural capacity and will not yield under the applied pullout loads.
Πρώτα, we determine the length of the free (unsupported) end of the embedded plate, measured from the edge of the support to the face of the rod.
\(
σι’ = frac{αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{embed\_plate} – d_a}{2} = frac{3 \, \κείμενο{σε} – 0.75 \, \κείμενο{σε}}{2} = 1.125 \, \κείμενο{σε}
\)
Επόμενο, υπολογίζουμε το στιγμή κάμψης induced by the uniform bearing pressure. This pressure represents the force transferred from the anchor pullout action onto the embedded plate.
\(
m_f = \frac{\αριστερά( \frac{T_a}{ΕΝΑ_{brg}} \σωστά) \αριστερά( σι’ \σωστά)^ 2}{2} = frac{\αριστερά( \frac{5 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{8.5582 \, \κείμενο{σε}^ 2} \σωστά) \φορές αριστερά( 1.125 \, \κείμενο{σε} \σωστά)^ 2}{2} = 0.36971 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}
\)
Τελικά, using the calculated moment and given material properties, we will determine the minimum required plate thickness to resist flexural yielding.
\(
αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{ελάχ} = sqrt{\frac{4 m_f}{\phi F_{y\_ep}}} = sqrt{\frac{4 \φορές 0.36971 \, \κείμενο{δέρμα μόσχου ακατέργαστου}}{0.9 \φορές 36 \, \κείμενο{ksi}}} = 0.21364 \, \κείμενο{σε}
\)
Recall actual embedded plate thickness:
\(
αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{actual} = t_{embed\_plate} = 0.25 \, \κείμενο{σε}
\)
Από 0.21364 σε < 0.25 σε, the embedded plate flexural capacity is επαρκής.
Ελεγχος #7: Calculate side-face blowout capacity in Y-direction
This calculation is not applicable for this example, as the conditions specified in ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.4 are not met. Επομένως, side-face blowout failure along the Y-direction will not occur.
Ελεγχος #8: Calculate side-face blowout capacity in Z-direction
This calculation is not applicable for this example, as the conditions specified in ACI 318-19 Ρήτρα 17.6.4 are not met. Επομένως, side-face blowout failure along the Z-direction will not occur.
Περίληψη σχεδίου
ο Λογισμικό σχεδιασμού πλάκας βάσης SkyCIV can automatically generate a step-by-step calculation report for this design example. Παρέχει επίσης μια περίληψη των επιταγών που εκτελούνται και των προκύπτουσων αναλογιών τους, καθιστώντας τις πληροφορίες κατανοητές με μια ματιά. Παρακάτω είναι ένας πίνακας συνοπτικών δείγματος, που περιλαμβάνεται στην αναφορά.
Αναφορά δείγματος SkyCIV
Κάντε κλικ ΕΔΩ Για να κατεβάσετε μια αναφορά δείγματος.
Αγορά λογισμικού πλάκας βάσης
Αγοράστε την πλήρη έκδοση της μονάδας σχεδιασμού πλάκας βάσης από μόνη της χωρίς άλλες ενότητες SkyCIV. Αυτό σας δίνει ένα πλήρες σύνολο αποτελεσμάτων για σχεδιασμό πλάκας βάσης, συμπεριλαμβανομένων λεπτομερών αναφορών και περισσότερων λειτουργιών.
