Παράδειγμα σχεδιασμού πλάκας βάσης χρησιμοποιώντας το EN 1993-1-8-2005, ΣΕ 1993-1-1-2005 και EN 1992-1-1-2004
Προβληματική δήλωση:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a 50-kN tension load.
Δεδομένα:
Στήλη:
Ενότητα στήλης: ΑΥΤΟΣ 240 σι
Επιφάνεια στήλης: 10600 χιλ2
Υλικό στήλης: S235
Πλάκα βάσης:
Διαστάσεις πλάκας βάσης: 450 mm x 450 χιλ
Πάχος πλάκας βάσης: 20 χιλ
Υλικό πλάκας βάσης: S235
Πηκτώ:
Πάχος ενέματα: 20 χιλ
Σκυρόδεμα:
Διαστάσεις σκυροδέματος: 500 mm x 500 χιλ
Πάχος σκυροδέματος: 350 χιλ
Σκυρόδεμα: C25/30
Ραγισμένα ή αδιευκρίνιστα: Ραγισμένος
Άγκυρες:
Διάμετρος άγκυρας: 12 χιλ
Αποτελεσματικό μήκος ενσωμάτωσης: 300.0 χιλ
Embedded plate diameter: 60 χιλ
Ενσωματωμένο πάχος πλάκας: 10 χιλ
Anchor material: 8.8
Other information:
- Non-countersunk anchors.
- Anchor with cut threads.
Συγκολλήσεις:
Weld type: FPBW
Η ταξινόμηση μετάλλων πλήρωσης: E35
Δεδομένα αγκυροβόλησης (από Υπολογιστής Skyciv):
Ορισμοί:
Anchor Tension Zone:
Στο Λογισμικό σχεδιασμού πλάκας βάσης SkyCIV, μόνο άγκυρες που βρίσκονται μέσα στο ζώνη τάσης άγκυρας θεωρούνται αποτελεσματικοί στην αντιστάθμιση της ανύψωσης. Αυτή η ζώνη περιλαμβάνει συνήθως περιοχές κοντά στις φλάντζες της στήλης ή στο διαδίκτυο. Οι άγκυρες εκτός αυτής της ζώνης δεν συμβάλλουν στην αντίσταση στην ένταση και αποκλείονται από τους υπολογισμούς ανύψωσης.
Η υπόθεση απλοποιεί την ανάλυση της πλάκας βάσης προσεγγίζοντας τον τρόπο με τον οποίο εξαπλώνεται η δύναμη ανύψωσης μέσω της πλάκας.
Ομάδες άγκυρας:
ο Λογισμικό σχεδιασμού πλάκας βάσης SkyCIV Περιλαμβάνει ένα διαισθητικό χαρακτηριστικό που προσδιορίζει ποιες άγκυρες αποτελούν μέρος μιας ομάδας αγκύρωσης για αξιολόγηση ξέσπασμα σκυροδέματος και concrete side-face blowout αποτυχία.
Ενα ομάδα άγκυρας Αποτελείται από πολλαπλές άγκυρες με παρόμοια αποτελεσματικά βάθη ενσωμάτωσης και απόσταση, και είναι αρκετά κοντά ώστε τους Οι προβλεπόμενες περιοχές αντίστασης επικαλύπτονται. Όταν ομαδοποιούνται άγκυρες, Οι ικανότητές τους συνδυάζονται για να αντισταθούν στη συνολική δύναμη έντασης που εφαρμόζεται στην ομάδα.
Οι άγκυρες που δεν πληρούν τα κριτήρια ομαδοποίησης αντιμετωπίζονται ως άγκυρες. Σε αυτήν την περίπτωση, Μόνο η δύναμη τάσης στην ατομική άγκυρα ελέγχεται από τη δική της αποτελεσματική περιοχή αντίστασης.
Υπολογισμοί βήμα προς βήμα:
Ελεγχος #1: Υπολογίστε τη χωρητικότητα συγκόλλησης
From the given information, the weld used in this design example is a Full Penetration Butt Weld (FPBW). We will calculate the base metal capacities of the column and the base plate to determine the weld resistance. Για να το κάνω αυτό, we first need to calculate the Συνολικό μήκος συγκόλλησης on the column and obtain the weld stress.
\(
ΦΑ_{β,Εκδ} = frac{N_x}{2 b_f t_f + \αριστερά( ρε_{διάσελο} – 2 T_F – 2 r_{διάσελο} \σωστά) t_w}
\)
\(
ΦΑ_{β,Εκδ} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{2 \φορές 240 \, \κείμενο{χιλ} \φορές 17 \, \κείμενο{χιλ} + \αριστερά( 240 \, \κείμενο{χιλ} – 2 \φορές 17 \, \κείμενο{χιλ} – 2 \φορές 21 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά) \φορές 10 \, \κείμενο{χιλ}} = 5.102 \, \κείμενο{MPa}
\)
Επόμενο, καθορίζουμε το tensile strength of the weaker material between the column and the base plate.
\(
f_y = \min \left( φά_{και,\κείμενο{διάσελο}}, φά_{και,\κείμενο{bp}} \σωστά) = min αριστερά( 225 \, \κείμενο{MPa}, 225 \, \κείμενο{MPa} \σωστά) = 225 \, \κείμενο{MPa}
\)
We then use ΣΕ 1993-1-8:2005 Ρήτρα 4.7.1 και ΣΕ 1993-1-1:2005 Εξ. 6.6 to calculate the FPBW design weld resistance.
\(
ΦΑ_{β,Rd3} = frac{f_y}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{Μ0}} = frac{225 \, \κείμενο{MPa}}{1} = 225 \, \κείμενο{MPa}
\)
Από 5.102 MPa < 225 MPa, Η χωρητικότητα συγκόλλησης είναι επαρκής.
Ελεγχος #2: Υπολογίστε τη χωρητικότητα κάμψης πλάκας βάσης λόγω φορτίου τάσης
Για να υπολογίσετε το base plate flexural capacity against tension load, θα το χρησιμοποιησουμε yield line patterns such as circular patterns and non-circular patterns. Τότε, we determine the governing capacity, assuming no prying forces, by comparing the plate’s yielding strength with the tensile resistance of the anchor bolts.
Υπολογίστε τις φυσικές συχνότητες της δομής σας σε Structural 3D, we compute the required διαστάσεις based on the given bolt layout. Παραπέμπω ΣΕ 1992-1-8:2005 Τραπέζι 6.2 for guidance.
\(
m_x = \frac{μικρό_ – ρε_{διάσελο}}{2} = frac{350 \, \κείμενο{χιλ} – 240 \, \κείμενο{χιλ}}{2} = 55 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
w = s_z \left( n_{ένα,\κείμενο{πλευρά}} – 1 \σωστά) = 350 \, \κείμενο{χιλ} \φορές αριστερά( 2 – 1 \σωστά) = 350 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
e_x = \frac{ΜΕΓΑΛΟ_{bp} – μικρό_}{2} = frac{450 \, \κείμενο{χιλ} – 350 \, \κείμενο{χιλ}}{2} = 50 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
e = frac{ΣΙ_{bp} – β}{2} = frac{450 \, \κείμενο{χιλ} – 350 \, \κείμενο{χιλ}}{2} = 50 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
b_p = B_{bp} = 450 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Let us also compute the anchor edge distance on the base plate, which is limited by the \( m_x \) dimension per
\(
n = \min \left( e_x, 1.25 m_x \right) = min αριστερά( 50 \, \κείμενο{χιλ}, 1.25 \φορές 55 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά) = 50 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Τότε, we calculate the effective lengths ofthe following circular patterns (Συνδέσεις/Υποστήριξη SCI P398 Table 5.3).
Circular pattern 1:
\(
μεγάλο_{εφ,cp1} = n_{ένα,\κείμενο{πλευρά}} \pi m_x = 2 \times \pi \times 55 \, \κείμενο{χιλ} = 345.58 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Circular pattern 2:
\(
μεγάλο_{εφ,cp2} = αριστερά( \frac{n_{ένα,\κείμενο{πλευρά}}}{2} \σωστά) (\pi m_x + 2 e_x) = αριστερά( \frac{2}{2} \σωστά) \φορές (\pi \times 55 \, \κείμενο{χιλ} + 2 \φορές 50 \, \κείμενο{χιλ}) = 272.79 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Governing circular pattern αποτελεσματικό μήκος:
\(
μεγάλο_{εφ,cp} = min (μεγάλο_{εφ,cp1}, μεγάλο_{εφ,cp2}) = min (345.58 \, \κείμενο{χιλ}, 272.79 \, \κείμενο{χιλ}) = 272.79 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Τώρα, we calculate the effective lengths of the following non-circular patterns (Συνδέσεις/Υποστήριξη SCI P398 Table 5.3)
Non-circular pattern 1:
\(
μεγάλο_{εφ,nc1} = frac{b_p}{2} = frac{450 \, \κείμενο{χιλ}}{2} = 225 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Non-circular pattern 2:
\(
μεγάλο_{εφ,nc2} = αριστερά( \frac{n_{ένα,\κείμενο{πλευρά}}}{2} \σωστά) (4 m_x + 1.25 e_x) = αριστερά( \frac{2}{2} \σωστά) \φορές (4 \φορές 55 \, \κείμενο{χιλ} + 1.25 \φορές 50 \, \κείμενο{χιλ}) = 282.5 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Non-circular pattern 3:
\(
μεγάλο_{εφ,nc3} = 2 m_x + 0.625 e_x + ε = 2 \φορές 55 \, \κείμενο{χιλ} + 0.625 \φορές 50 \, \κείμενο{χιλ} + 50 \, \κείμενο{χιλ} = 191.25 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Non-circular pattern 4:
\(
μεγάλο_{εφ,nc4} = 2 m_x + 0.625 e_x + \frac{(n_{ένα,\κείμενο{πλευρά}} – 1) s_z}{2} = 2 \φορές 55 \, \κείμενο{χιλ} + 0.625 \φορές 50 \, \κείμενο{χιλ} + \frac{(2 – 1) \φορές 350 \, \κείμενο{χιλ}}{2} = 316.25 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Governing non-circular pattern αποτελεσματικό μήκος:
\(
μεγάλο_{εφ,nc} = min (μεγάλο_{εφ,nc1}, μεγάλο_{εφ,nc2}, μεγάλο_{εφ,nc3}, μεγάλο_{εφ,nc4}) = min (225 \, \κείμενο{χιλ}, 282.5 \, \κείμενο{χιλ}, 191.25 \, \κείμενο{χιλ}, 316.25 \, \κείμενο{χιλ}) = 191.25 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Τότε, we determine the lesser value between the effective lengths of the circular and non-circular patterns.
\(
μεγάλο_{εφ,1} = min (μεγάλο_{εφ,cp}, μεγάλο_{εφ,nc}) = min (272.79 \, \κείμενο{χιλ}, 191.25 \, \κείμενο{χιλ}) = 191.25 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Τώρα, we use this computed effective length to calculate its flexural yielding resistance. Σύμφωνα με ΣΕ 1993-1-8:2005 Τραπέζι 6.2, the plate moment resistance for failure Mode 1 είναι:
\(
Μ_{παρακαλώ,1,Rd} = frac{0.25 μεγάλο_{εφ,1} (αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{bp})^2 f_{και _bp}}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{Μ0}} = frac{0.25 \φορές 191.25 \, \κείμενο{χιλ} \φορές (20 \, \κείμενο{χιλ})^2 φορές 225 \, \κείμενο{MPa}}{1} = 4303.1 \, \κείμενο{ΚΝ} \cdot \text{χιλ}
\)
Assuming no prying, we use EN 1993-1-8:2005 Τραπέζι 6.2 Για να προσδιορίσετε το σχέδιο resistance of the base plate for failure Modes 1 και 2.
\(
ΦΑ_{Τ,1,Rd} = frac{2 Μ_{παρακαλώ,1,Rd}}{m_x} = frac{2 \φορές 4303.1 \, \κείμενο{ΚΝ} \cdot \text{χιλ}}{55 \, \κείμενο{χιλ}} = 156.48 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Τότε, we calculate the tensile resistance of the anchor rod using ΣΕ 1992-4:2018 Ρήτρα 7.2.1.3. This will be further detailed in the succeeding anchor checks.
\(
ΦΑ_{τ,Rd} = frac{c k_2 F_{u\_anc} Οπως και}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{M2,anchor}} = frac{0.85 \φορές 0.9 \φορές 800 \, \κείμενο{MPa} \φορές 113.1 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
We will then use the resistance per anchor rod to calculate the design resistance of the base plate under failure Τρόπος 3, which is the total bolt failure.
\(
ΦΑ_{Τ,3,Rd} = n_{ένα,πλευρά} ΦΑ_{τ,Rd} = 2 \φορές 55.372 \, \κείμενο{ΚΝ} = 110.74 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Τελικά, we determine the governing resistance value among the failure modes.
\(
ΦΑ_{Τ,Rd} = min (ΦΑ_{Τ,1,Rd}, ΦΑ_{Τ,3,Rd}) = min (156.48 \, \κείμενο{ΚΝ}, 110.74 \, \κείμενο{ΚΝ}) = 110.74 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Calculating the tension load per flange, έχουμε:
\(
ΦΑ_{Τ,Εκδ} = frac{N_x}{2} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{2} = 25 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 25 ΚΝ < 110.74 ΚΝ, Η ικανότητα απόδοσης της κάμψης της πλάκας βάσης είναι επαρκής.
Ελεγχος #3: Υπολογίστε την ικανότητα εφελκυσμού της ράβδου άγκυρας
We already know the value for the anchor rod tensile capacity, but let’s tackle it in more detail.
Πρώτα, let’s calculate the tensile stress area of the anchor rod.
\(
A_s = frac{\πι}{4} (ρε_{Α.Κ.})^2 = frac{\πι}{4} \φορές (12 \, \κείμενο{χιλ})💕⬛ Αγορά Indocin από 113.1 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Τότε, let’s apply the values for the \( ντο \) factor and the \( κ_{2} \) παράγοντας. These values can be modified in the settings of the SkyCiv Base Plate Design software. Try free version here.
- \( γ = 0.85 \) for anchors with cut threads
- \( κ_{2} = 0.9\) for non-countersunk anchor
Τώρα, let’s use ΣΕ 1992-4:2018 Ρήτρα 7.2.1.3 to calculate the design resistance of anchor rod σε ένταση.
\(
Ν_{Rd,μικρό} = frac{c k_2 F_{u\_anc} Οπως και}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{M2,anchor}} = frac{0.85 \φορές 0.9 \φορές 800 \, \κείμενο{MPa} \φορές 113.1 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Calculating the φορτίο έντασης ανά άγκυρα, έχουμε:
\(
Ν_{Εκδ} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{4} = 12.5 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 12.5 ΚΝ < 55.372 ΚΝ, Η χωρητικότητα εφελκυσμού της ράβδου άγκυρας είναι επαρκής.
Ελεγχος #4: Υπολογίστε τη χωρητικότητα ξεμπλοκάρισμα από σκυρόδεμα σε ένταση
Πριν υπολογίσετε την χωρητικότητα ξεμπλοκάρισμα, πρέπει πρώτα να καθορίσουμε εάν το μέλος χαρακτηρίζεται ως στενό μέλος. Σύμφωνα με ΣΕ 1992-4:2008 Ρήτρα 7.2.1.4(8), Το μέλος πληροί τα κριτήρια για ένα στενό μέλος. Επομένως, ένα modified effective embedment length must be used in the breakout capacity calculations. This adjustment also affects the characteristic spacing και characteristic edge distance, which must be modified accordingly.
Based on the narrow member criteria, ο modified values for the anchor group are as follows:
- Τροποποιημένο αποτελεσματικό μήκος ενσωμάτωσης, \( h'_{εφ} = 100 χιλ \)
- modified characteristic spacing, \( s’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το} = 300 mm)
- modified characteristic edge distance, \( c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το} = 150 mm)
Χρησιμοποιώντας ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.3, υπολογίζουμε το reference projected concrete cone area για μια μόνο άγκυρα.
\(
A0_{ντο,Ν} = s’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} s’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} = 350 \, \κείμενο{χιλ} \φορές 350 \, \κείμενο{χιλ} = 122500 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Ομοίως, υπολογίζουμε το Πραγματική προβλεπόμενη περιοχή κώνου σκυροδέματος της ομάδας αγκύρωσης.
\(
ΕΝΑ_{Αρ} = L_{Αρ} ΣΙ_{Αρ} = 500 \, \κείμενο{χιλ} \φορές 500 \, \κείμενο{χιλ} = 250000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Οπου,
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{Αρ} = min αριστερά( ντο_{αριστερά,G1}, c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( μικρό_{άθροισμα,με,G1}, s’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \αριστερά( n_{με,G1} – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( ντο_{σωστά,G1}, c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \σωστά)
\)
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{Αρ} = min αριστερά( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 175 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( 350 \, \κείμενο{χιλ}, 350 \, \κείμενο{χιλ} \φορές (2 – 1) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 175 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
\)
\(
ΜΕΓΑΛΟ_{Αρ} = 500 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
ΣΙ_{Αρ} = min αριστερά( ντο_{μπλουζα,G1}, c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( μικρό_{άθροισμα,και,G1}, s’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \αριστερά( n_{και,G1} – 1 \σωστά) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( ντο_{κάτω μέρος,G1}, c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1} \σωστά)
\)
\(
ΣΙ_{Αρ} = min αριστερά( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 175 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
+ \αριστερά( \min left( 350 \, \κείμενο{χιλ}, 350 \, \κείμενο{χιλ} \φορές (2 – 1) \σωστά) \σωστά)
+ \min left( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 175 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
\)
\(
ΣΙ_{Αρ} = 500 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Επόμενο, Αξιολογούμε το characteristic strength μιας μόνο άγκυρας που χρησιμοποιεί ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.2
\(
N0_{Rk,ντο} = k_1 \sqrt{\frac{φά_{ck}}{\κείμενο{MPa}}} \αριστερά( \frac{h'_{εφ,G1}}{\κείμενο{χιλ}} \σωστά)^{1.5} Ν
\)
\(
N0_{Rk,ντο} = 8.9 \φορές sqrt{\frac{25 \, \κείμενο{MPa}}{1 \, \κείμενο{MPa}}} \φορές αριστερά( \frac{116.67 \, \κείμενο{χιλ}}{1 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά)^{1.5} \φορές 0.001 \, \κείμενο{ΚΝ} = 56.076 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Οπου,
- \(κ_{1} = 8.9\) για άγκυρες
Τώρα, we assess the effects of geometry by calculating the necessary Παράμετροι for breakout resistance.
Η συντομότερη απόσταση ακμής της ομάδας αγκύρωσης καθορίζεται ως:
\(
ντο_{ελάχ,Ν} = min αριστερά( ντο_{αριστερά,G1}, ντο_{σωστά,G1}, ντο_{μπλουζα,G1}, ντο_{κάτω μέρος,G1} \σωστά)
= min αριστερά( 87.5 \, \κείμενο{χιλ}, 87.5 \, \κείμενο{χιλ}, 150 \, \κείμενο{χιλ}, 150 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 87.5 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Σύμφωνα με ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\Psi_{μικρό,Ν} = min αριστερά( 0.7 + 0.3 \αριστερά( \frac{ντο_{ελάχ,Ν}}{c’_{Ενώ το Restraint θα απαιτήσει να εισαγάγετε το,G1}} \σωστά), 1.0 \σωστά)
= min αριστερά( 0.7 + 0.3 \φορές αριστερά( \frac{75 \, \κείμενο{χιλ}}{175 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά), 1 \σωστά)
= 0.82857
\)
ο shell spalling effect is accounted for using ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.5, giving:
\(
\Psi_{σχετικά με,Ν} = min αριστερά( 0.5 + \frac{h'_{εφ,G1}}{\κείμενο{χιλ} \, / \, 200}, 1.0 \σωστά)
= min αριστερά( 0.5 + \frac{116.67 \, \κείμενο{χιλ}}{1 \, \κείμενο{χιλ} \, / \, 200}, 1 \σωστά)
= 1
\)
Επιπλέον, και οι δύο παράγοντας εκκεντρότητας και το compression influence factor λαμβάνονται ως:
\(
\Psi_{εκ,Ν} = 1
\)
\(
\Psi_{Μ,Ν} = 1
\)
We then combine all these factors and apply ΟΠΩΣ ΚΑΙ 5216:2021 Εξίσωση 6.2.3.1 Για να αξιολογήσετε το design concrete cone breakout resistance for the anchor group:
\(
Ν_{Rd,ντο} = frac{N0_{Rk,ντο} \αριστερά( \frac{ΕΝΑ_{Αρ}}{A0_{ντο,Ν}} \σωστά) \Psi_{μικρό,Ν} \Psi_{σχετικά με,Ν} \Psi_{εκ,Ν} \Psi_{Μ,Ν}}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{Mc}}
\)
\(
Ν_{Rd,ντο} = frac{56.076 \, \κείμενο{ΚΝ} \φορές αριστερά( \frac{250000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{122500 \, \κείμενο{χιλ}^ 2} \σωστά) \φορές 0.82857 \φορές 1 \φορές 1 \φορές 1}{1.5} = 63.215 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
ο Συνολικό φορτίο εφαρμοζόμενης τάσης on the anchor group is calculated by multiplying the tension load per anchor by the number of anchors:
\(
Ν_{fa} = αριστερά( \frac{N_x}{n_{ένα,τ}} \σωστά) n_{ένα,G1} = αριστερά( \frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{4} \σωστά) \φορές 4 = 50 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 50 ΚΝ < 63.215 ΚΝ Η χωρητικότητα ξεμπλοκάρισμα του σκυροδέματος είναι επαρκής.
Ελεγχος #5: Υπολογίστε την χωρητικότητα αγκύρωσης
ο pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. Να ξεκινήσω, υπολογίζουμε το επιφάνεια έδρας of the embedded plate, που είναι η καθαρή περιοχή μετά την αφαίρεση της περιοχής που καταλαμβάνεται από τη ράβδο αγκύρωσης.
Πρώτα, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, σύμφωνα με ΣΕ 1992-4:2018 Ρήτρα 7.2.1.5 Σημείωση.
\(
ρε_{η,\κείμενο{Μέγιστη}} = min αριστερά( αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{\κείμενο{ενσωματωμένος _plate}}, 6 \αριστερά( αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{\κείμενο{ενσωματωμένος _plate}} \σωστά) + ρε_{\κείμενο{Α.Κ.}} \σωστά)
= min αριστερά( 60 \, \κείμενο{χιλ}, 6 \φορές (10 \, \κείμενο{χιλ}) + 12 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 60 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Επόμενο, we calculate the net bearing area of the circular embedded plate using:
\(
ΕΝΑ_{brg} = frac{\πι}{4} \αριστερά( \αριστερά( ρε_{η,\κείμενο{Μέγιστη}} \σωστά)^ 2 – \αριστερά( ρε_{\κείμενο{Α.Κ.}} \σωστά)^2 right)
\)
\(
ΕΝΑ_{brg} = frac{\πι}{4} \φορές αριστερά( \αριστερά( 60 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)^ 2 – \αριστερά( 12 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)^2 right) = 2714.3 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
We then calculate the design concrete pullout resistance of cast-in anchor in tension using ΣΕ 1992-4:2018 Ρήτρα 7.2.1.5:
\(
Ν_{Rd,μικρό} = frac{k_2 A_{brg} φά_{ck}}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{Mp}}
= frac{7.5 \φορές 2714.3 \, \κείμενο{χιλ}^2 φορές 25 \, \κείμενο{MPa}}{1.5}
= 339.29 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Θυμηθείτε τους προηγουμένως υπολογισμένους φορτίο έντασης ανά άγκυρα:
\(
Ν_{Εκδ} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{4} = 12.5 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 12.5 ΚΝ < 339.29 ΚΝ, η χωρητικότητα αγκύρωσης είναι επαρκής.
Ελεγχος #6: Υπολογίστε την χωρητικότητα εκτόξευσης πλευρικού προσώπου σε κατεύθυνση y
Let’s consider Anchor ID #3. We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{αριστερά,s3}}, ντο_{\κείμενο{σωστά,s3}} \σωστά)
= min αριστερά( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 425 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 75 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Επόμενο, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{μπλουζα,s3}}, ντο_{\κείμενο{κάτω μέρος,s3}} \σωστά)
= min αριστερά( 425 \, \κείμενο{χιλ}, 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 75 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Χρησιμοποιώντας ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.27, ας υπολογίσουμε το reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{ντο,Σημ} = αριστερά( 4 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά)^ 2
= αριστερά( 4 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)^ 2
= 90000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.27.
\(
ΕΝΑ_{Αρ} = B_{ντο,Σημ} η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{ντο,Σημ} = 225 \, \κείμενο{χιλ} \φορές 200 \, \κείμενο{χιλ} = 45000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Οπου,
\(
ΣΙ_{ντο,Σημ} = 2 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} + \min left( 2 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}}, ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά)
= 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} + \min left( 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ}, 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 225 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{ντο,Σημ} = 2 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} + \αριστερά( \min left( αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{\κείμενο{σύμπλεγμα}} – ω_{\κείμενο{εφ}}, 2 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά) \σωστά)
= 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} + \αριστερά( \min left( 350 \, \κείμενο{χιλ} – 300 \, \κείμενο{χιλ}, 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά) \σωστά)
= 200 \, \κείμενο{χιλ}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, θα το χρησιμοποιησουμε ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.26.
\(
N0_{Rk,γβ} = k_5 \left( \frac{ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}}}{\κείμενο{χιλ}} \σωστά)
\αριστερά( \τ.μ.{\frac{ΕΝΑ_{\κείμενο{brg}}}{\κείμενο{χιλ}^ 2}} \σωστά)
\αριστερά( \τ.μ.{\frac{φά_{ck}}{\κείμενο{MPa}}} \σωστά) Ν
\)
\(
N0_{Rk,γβ} = 8.7 \φορές αριστερά( \frac{75 \, \κείμενο{χιλ}}{1 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά)
\φορές αριστερά( \τ.μ.{\frac{2714.3 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{1 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}} \σωστά)
\φορές αριστερά( \τ.μ.{\frac{25 \, \κείμενο{MPa}}{1 \, \κείμενο{MPa}}} \σωστά)
\φορές 0.001 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
\(
N0_{Rk,γβ} = 169.97 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Τότε, we will get the side-face blowout parameters.
The parameter accounting for the disturbance of the distribution of stresses in concrete can be calculated from ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.28.
\(
\Psi_{μικρό,Σημ} = min αριστερά( 0.7 + 0.3 \αριστερά( \frac{ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}}}{2 ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}}} \σωστά), 1.0 \σωστά)
= min αριστερά( 0.7 + 0.3 \φορές αριστερά( \frac{75 \, \κείμενο{χιλ}}{2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά), 1 \σωστά)
= 0.85
\)
Επιπλέον, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\Psi_{σολ,Σημ} = 1
\)
\(
\Psi_{εκ,Ν} = 1
\)
Τελικά, in reference to ΟΠΩΣ ΚΑΙ 5216:2021 Εξ. 6.2.7 for headed anchor rods, ο design concrete blow-out resistance είναι:
\(
Ν_{Rk,γβ} = frac{N0_{Rk,γβ} \αριστερά( \frac{ΕΝΑ_{Αρ}}{A0_{ντο,Σημ}} \σωστά) \αριστερά( \Psi_{μικρό,Σημ} \σωστά) \αριστερά( \Psi_{σολ,Σημ} \σωστά) \αριστερά( \Psi_{εκ,Ν} \σωστά)}{\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{Mc}}
\)
\(
Ν_{Rk,γβ} = frac{169.97 \, \κείμενο{ΚΝ} \φορές αριστερά( \frac{45000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{90000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2} \σωστά) \φορές αριστερά( 0.85 \σωστά) \φορές αριστερά( 1 \σωστά) \φορές αριστερά( 1 \σωστά)}{1.5} = 48.159 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Recall φορτίο έντασης ανά άγκυρα:
\(
Ν_{Εκδ} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{4} = 12.5 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 12.5 ΚΝ < 48.159 ΚΝ, the concrete side-face blowout along Y-direction is επαρκής.
Any other Anchor ID number can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
Ελεγχος #7: Υπολογίστε την χωρητικότητα εκτόξευσης πλευρικού προσώπου στην κατεύθυνση z
The same procedure is used in calculating the capacity for side-face blowout in Z-direction. Let’s consider Anchor ID #2 this time. Πάλι, we begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{μπλουζα},δ2}, ντο_{\κείμενο{κάτω μέρος},δ2} \σωστά)
= min αριστερά( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 425 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 75 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Επόμενο, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} = min αριστερά( ντο_{\κείμενο{αριστερά},δ2}, ντο_{\κείμενο{σωστά},δ2} \σωστά)
= min αριστερά( 75 \, \κείμενο{χιλ}, 425 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 75 \, \κείμενο{χιλ}
\)
Χρησιμοποιώντας ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.27, ας υπολογίσουμε το reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{ντο,Σημ} = αριστερά( 4 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά)^ 2
= αριστερά( 4 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)^ 2
= 90000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.27.
\(
ΕΝΑ_{Αρ} = B_{ντο,Σημ} η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{ντο,Σημ}
= 225 \, \κείμενο{χιλ} \φορές 200 \, \κείμενο{χιλ}
= 45000 \, \κείμενο{χιλ}^ 2
\)
Οπου,
\(
ΣΙ_{ντο,Σημ} = 2 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} + \min left( 2 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}}, ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά)
= 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} + \min left( 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ}, 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά)
= 225 \, \κείμενο{χιλ}
\)
\(
η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης{ντο,Σημ} = 2 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} + \αριστερά( \min left( αυτό είναι ένα πολύ σημαντικό στάδιο στο σχεδιασμό ενός τοίχου αντιστήριξης, καθώς η μη αντιστοίχιση των σωστών αναλογικών διαστάσεων από την αρχή σε κάθε στοιχείο μπορεί να οδηγήσει στην ανάγκη πολλών επαναλήψεων για να συμμορφωθεί ο τοίχος αντιστήριξης με τις απαιτήσεις ευστάθειας ή υπερμεγέθη σύστημα που πληροί όλες τις απαιτήσεις, αλλά χρησιμοποιεί πολύ περισσότερο υλικό από το θεωρητικό ελάχιστο{\κείμενο{σύμπλεγμα}} – ω_{\κείμενο{εφ}}, 2 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}} \σωστά) \σωστά)
= 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} + \αριστερά( \min left( 350 \, \κείμενο{χιλ} – 300 \, \κείμενο{χιλ}, 2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ} \σωστά) \σωστά)
= 200 \, \κείμενο{χιλ}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, θα το χρησιμοποιησουμε ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.26.
\(
N0_{Rk,γβ} = k_5 \left( \frac{ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}}}{\κείμενο{χιλ}} \σωστά)
\τ.μ.{\αριστερά( \frac{ΕΝΑ_{brg}}{\κείμενο{χιλ}^ 2} \σωστά)}
\τ.μ.{\αριστερά( \frac{φά_{ck}}{\κείμενο{MPa}} \σωστά)} \, \κείμενο{Ν}
\)
\(
N0_{Rk,γβ} = 8.7 \αριστερά( \frac{75 \, \κείμενο{χιλ}}{1 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά)
\τ.μ.{\αριστερά( \frac{2714.3 \, \κείμενο{χιλ}^ 2}{1 \, \κείμενο{χιλ}^ 2} \σωστά)}
\τ.μ.{\αριστερά( \frac{25 \, \κείμενο{MPa}}{1 \, \κείμενο{MPa}} \σωστά)}
\η δύναμη ολίσθησης είναι το άθροισμα της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την ενεργό πίεση του εδάφους στην ενεργή πλευρά του εδάφους και της προκύπτουσας οριζόντιας δύναμης από την παρουσία της πρόσθετης επιβάρυνσης 0.001 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
\(
N0_{Rk,γβ} = 169.97 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Τότε, we will get the side-face blowout parameters.
The parameter accounting for the disturbance of the distribution of stresses in concrete can be calculated from ΣΕ 1992-4:2018 Εξ. 7.28.
\(
\Psi_{μικρό,Σημ} = min αριστερά( 0.7 + 0.3 \αριστερά( \frac{ντο_{με,\κείμενο{ελάχ}}}{2 ντο_{και,\κείμενο{ελάχ}}} \σωστά), 1.0 \σωστά)
= min αριστερά( 0.7 + 0.3 \φορές αριστερά( \frac{75 \, \κείμενο{χιλ}}{2 \φορές 75 \, \κείμενο{χιλ}} \σωστά), 1 \σωστά)
= 0.85
\)
Επιπλέον, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\Psi_{σολ,Σημ} = 1
\)
\(
\Psi_{εκ,Ν} = 1
\)
Τελικά, in reference to ΟΠΩΣ ΚΑΙ 5216:2021 Εξ. 6.2.7 for headed anchor rods, ο design concrete blow-out resistance είναι:
Recall φορτίο έντασης ανά άγκυρα:
\(
Ν_{Εκδ} = frac{N_x}{n_{ένα,τ}} = frac{50 \, \κείμενο{ΚΝ}}{4} = 12.5 \, \κείμενο{ΚΝ}
\)
Από 12.5 ΚΝ < 48.159 ΚΝ, the concrete side-face blowout along Z-direction is επαρκής.
Any other Anchor ID number can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
Περίληψη σχεδίου
ο Λογισμικό σχεδιασμού πλάκας βάσης SkyCIV Μπορεί να δημιουργήσει αυτόματα μια αναφορά υπολογισμού βήμα προς βήμα για αυτό το παράδειγμα σχεδιασμού. 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.
