Base plaatontwerp voorbeeld met behulp van AISC 360-22 en ACI 318-19
Probleemverklaring:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a 20-kip tension load.
Gegeven gegevens:
Kolom:
Kolomgedeelte: W12x53
Kolomgebied: 15.6 in2
Kolommateriaal: A992
Bodemplaat:
Baseplaat afmetingen: 18 in x 18 in
Basisplaatdikte: 3/4 in
Basisplaatmateriaal: A36
Vocht:
Vochtdikte: 1 in
Beton:
Concrete dimensies: 22 in x 22 in
Betonnen dikte: 15 in
Betonnen materiaal: 4000 psi
Gebarsten of ongescheurd: Gebarsten
Ankers:
Ankerdiameter: 3/4 in
Effectieve inbeddingslengte: 12 in
Embedded plate width: 3 in
Ingebedde plaatdikte: 1/4 in
Anchor offset distance from face of column web: 2.8275 in
Lassen:
Lasgrootte: 1/4 in
Vulmetaalclassificatie: E70XX
Ankergegevens (van Skyciv Calculator):
Definities:
Load Path:
When a base plate is subjected to uplift (treksterkte) krachten, 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.
In de SkyCiv-software voor het ontwerpen van grondplaten, Alleen ankers in de ankerspanningszone worden als effectief beschouwd bij het weerstaan van opheffing. Deze zone bevat meestal gebieden in de buurt van de kolomflenzen of het web. Ankers buiten deze zone dragen niet bij aan spanningsweerstand en zijn uitgesloten van de Uplift -berekeningen.
To determine the effective area of the base plate that resists bending, een 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 van de plaat.
De veronderstelling vereenvoudigt de basisplaatanalyse door te benaderen hoe de opheffingskracht zich door de plaat verspreidt.
Ankergroepen:
De SkyCiv-software voor het ontwerpen van grondplaten Bevat een intuïtieve functie die identificeert welke ankers deel uitmaken van een ankergroep om te evalueren beton doorbraak en concrete side-face blowout mislukkingen.
Een ankergroep bestaat uit meerdere ankers met vergelijkbare effectieve inbeddingsdiepten en afstand, en zijn dichtbij genoeg dat hun geprojecteerde weerstandsgebieden overlappen elkaar. Wanneer ankers zijn gegroepeerd, Hun capaciteiten worden gecombineerd om de totale spanningskracht te weerstaan die op de groep wordt uitgeoefend.
Ankers die niet voldoen aan de groeperingscriteria worden behandeld als enkele ankers. In dit geval, Alleen de spanningskracht op het individuele anker wordt gecontroleerd tegen zijn eigen effectieve weerstandsgebied.
Stapsgewijze berekeningen:
Controleren #1: Lascapaciteit berekenen
Beginnen, 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 of 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. In dit voorbeeld, 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.
\(
l_r = \frac{d_{col} – 2t_f – 2R_{col} – S_(N_{een,⡒🐑⥼ Koop goedkope metoprolol} – 1)}{2} = frac{12.1 \, \tekst{in} – 2 \keer 0.575 \, \tekst{in} – 2 \keer 0.605 \, \tekst{in} – 5 \, \tekst{in} \keer (2 – 1)}{2} = 2.37 \, \tekst{in}
\)
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.
\(
l_{eff,einde} = \min(Doen, 0.5S_) + \min(Doen, l_r)
\)
\(
l_{eff,einde} = \min(2.8275 \, \tekst{in}, 0.5 \keer 5 \, \tekst{in}) + \min(2.8275 \, \tekst{in}, 2.37 \, \tekst{in}) = 4.87 \, \tekst{in}
\)
Voor dit voorbeeld, de final effective weld length for the web anchor is taken as the effective length of the end anchor.
\(
l_{eff} = l_{eff,einde} = 4.87 \, \tekst{in}
\)
De volgende, Laten we de load per anchor. For a given set of four (4) ankers, the load per anchor is:
\(
T_{u,anker} = frac{N_x}{N_{een,t}} = frac{20 \, \tekst{kip}}{4} = 5 \, \tekst{kip}
\)
Using the calculated effective weld length, we can now determine the required force per unit length on the weld.
\(
r_u = frac{T_{u,anker}}{l_{eff}} = frac{5 \, \tekst{kip}}{4.87 \, \tekst{in}} = 1.0267 \, \tekst{kip/in}
\)
Nu, we zullen gebruiken 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 Eq. J2-5.
\(
zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{ds} = 1.0 + 0.5(\zonder(\theta))^{1.5} = 1 + 0.5 \keer (\zonder(1.5708))^{1.5} = 1.5
\)
Uiteindelijk, wij zullen toepassen AISC 360-22 Eq. J2-4 Om de design strength of the fillet weld per unit length.
\(
\phi r_n = \phi 0.6 F_{exx} E_{w,web} zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{ds} = 0.75 \keer 0.6 \keer 70 \, \tekst{KSI} \keer 0.177 \, \tekst{in} \keer 1.5 = 8.3633 \, \tekst{kip/in}
\)
Sinds 1.0267 kpi < 8.3633 kpi, De lascapaciteit is voldoende.
Controleren #2: Bereken de buigcapaciteit van de basisplaat als gevolg van spanningsbelasting
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 cantilever assumption.
\(
M_u = T_{u,\tekst{anker}} e = 5 \, \tekst{kip} \keer 2.8275 \, \tekst{in} = 14.137 \, \tekst{kip} \cdot \text{in}
\)
De volgende, using the calculated effective weld length from the previous check as the bending width, we kunnen de berekenen is een ontwerpmodule voor het ontwerpen van gespreide funderingen vanaf de bovenbouwbelastingen of the base plate using AISC 360-22, Vergelijking 2-1:
\(
\phi M_n = \phi F_{j,\tekst{bp}} Z_{\tekst{eff}} = 0.9 \keer 36 \, \tekst{KSI} \keer 0.68484 \, \tekst{in}^3 = 22.189 \, \tekst{kip} \cdot \text{in}
\)
Waarbij,
\(
Z_{\tekst{eff}} = frac{l_{\tekst{eff}} (t_{\tekst{bp}})^ 2}{4} = frac{4.87 \, \tekst{in} \keer (0.75 \, \tekst{in})^ 2}{4} = 0.68484 \, \tekst{in}^3
\)
Sinds 14.137 kip-in < 22.189 kip-in, De buigplaten van de basisplaat is voldoende.
Controleren #3: Bereken de trekcapaciteit van de ankerstaaf
To evaluate the tensile capacity of the anchor rod, we zullen gebruiken ACI 318-19 Vergelijking 17.6.1.2.
Eerste, We bepalen de specified tensile strength of the anchor steel. This is the lowest value permitted by ACI 318-19 Clausule 17.6.1.2, with reference to material properties in AISC 360-22 Tabel J3.2.
\(
f_{\tekst{uta}} = min links( 0.75 F_{u,\tekst{anc}}, 1.9 F_{j,\tekst{anc}}, 125 \Rechtsaf) = min links( 0.75 \keer 120 \, \tekst{KSI}, 1.9 \keer 92 \, \tekst{KSI}, 125.00 \, \tekst{KSI} \Rechtsaf) = 90 \, \tekst{KSI}
\)
De volgende, we berekenen de 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.
\(
EEN_{ik weet,N} = frac{\pi}{4} \links( d_a – \frac{0.9743}{n_t} \Rechtsaf)^2 = frac{\pi}{4} \keer links( 0.75 \, \tekst{in} – \frac{0.9743}{10 \, \tekst{in}^{-1}} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 0.33446 \, \tekst{in}^ 2
\)
With these values, We passen toe ACI 318-19 Vergelijking 17.6.1.2 to compute the design tensile strength of the anchor rod.
\(
\phi N_{naar} = phi A_{ik weet,N} f_{\tekst{uta}} = 0.75 \keer 0.33446 \, \tekst{in}^2 \times 90 \, \tekst{KSI} = 22.576 \, \tekst{kip}
\)
Bedenk de eerder berekende spanningsbelasting per anker:
\(
N_{ua} = frac{N_x}{N_{een,t}} = frac{20 \, \tekst{kip}}{4} = 5 \, \tekst{kip}
\)
Sinds 5 kip < 22.576 kip, De trekcapaciteit van de ankerkam is voldoende.
Controleren #4: Bereken de betonuitbraakcapaciteit in spanning
Voordat u de breakout -capaciteit berekent, We moeten eerst bepalen of het lid in aanmerking komt als een smal lid. Volgens ACI 318-19 Clausule 17.6.2.1.2, Het lid voldoet aan de criteria voor een smal lid. Daarom, a modified effective embedment length must be used in the calculations.
It is determined that the gemodificeerde effectieve inbeddingslengte, h’ef, of the anchor group is:
\(
H'_{\tekst{ef}} = 5.667 \, \tekst{in}
\)
Gebruik makend van ACI 318-19 Clausule 17.6.2, we berekenen de maximum projected concrete cone area voor één enkel anker, based on the modified effective embedment length.
\(
EEN_{N_{co}} = 9 \links( H'_{ef,G1} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 9 \keer links( 5.6667 \, \tekst{in} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 289 \, \tekst{in}^ 2
\)
Evenzo, we use the modified effective embedment length to calculate the Werkelijk geprojecteerd betonnen kegelgebied van de ankergroep.
\(
EEN_{N_c} = min links( N_{een,G1} EEN_{N_{co}}, L_{N_c} B_{N_c} \Rechtsaf) = min links( 4 \keer 289 \, \tekst{in}^ 2, 22 \, \tekst{in} \keer 22 \, \tekst{in} \Rechtsaf) = 484 \, \tekst{in}^ 2
\)
Waarbij,
\(
L_{N_c} = min links( c_{\tekst{links},G1}, 1.5 H'_{\tekst{ef},G1} \Rechtsaf)
+ \links( \min links( S_{\tekst{som},z,G1}, 3 H'_{\tekst{ef},G1} \links( N_{z,G1} – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) \Rechtsaf)
+ \min links( c_{\tekst{Rechtsaf},G1}, 1.5 H'_{\tekst{ef},G1} \Rechtsaf)
\)
\(
L_{N_c} = min links( 8 \, \tekst{in}, 1.5 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \Rechtsaf)
+ \links( \min links( 6 \, \tekst{in}, 3 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \keer links( 2 – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) \Rechtsaf)
+ \min links( 8 \, \tekst{in}, 1.5 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \Rechtsaf)
\)
\(
L_{N_c} = 22 \, \tekst{in}
\)
\(
B_{N_c} = min links( c_{\tekst{top},G1}, 1.5 H'_{\tekst{ef},G1} \Rechtsaf)
+ \links( \min links( S_{\tekst{som},j,G1}, 3 H'_{\tekst{ef},G1} \links( N_{j,G1} – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) \Rechtsaf)
+ \min links( c_{\tekst{bodem},G1}, 1.5 H'_{\tekst{ef},G1} \Rechtsaf)
\)
\(
B_{N_c} = min links( 8.5 \, \tekst{in}, 1.5 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \Rechtsaf)
+ \links( \min links( 5 \, \tekst{in}, 3 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \keer links( 2 – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) \Rechtsaf)
+ \min links( 8.5 \, \tekst{in}, 1.5 \keer 5.6667 \, \tekst{in} \Rechtsaf)
\)
\(
B_{N_c} = 22 \, \tekst{in}
\)
De volgende, We evalueren de basic concrete breakout strength van een enkel anker met behulp van ACI 318-19 Clausule 17.6.2.2.1
\(
N_b = k_c lambda_a sqrt{\frac{f'_c}{\tekst{psi}}} \links( \frac{H'_{\tekst{ef},G1}}{\tekst{in}} \Rechtsaf)^{1.5} \, \tekst{lbf}
\)
\(
N_b = 24 \keer 1 \keer sqrt{\frac{4 \, \tekst{KSI}}{0.001 \, \tekst{KSI}}} \keer links( \frac{5.6667 \, \tekst{in}}{1 \, \tekst{in}} \Rechtsaf)^{1.5} \keer 0.001 \, \tekst{kip} = 20.475 \, \tekst{kip}
\)
Waarbij,
- \(zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{c} = 24\) voor ingestorte ankers
- \(\lambda = 1.0 \) for normal-weight concrete
Nu, we assess the effects of geometry by calculating the edge effect factor als de excentriciteitsfactor.
De kortste randafstand van de ankergroep wordt bepaald als:
\(
c_{een,\tekst{min}} = min links( c_{\tekst{links},G1}, c_{\tekst{Rechtsaf},G1}, c_{\tekst{top},G1}, c_{\tekst{bodem},G1} \Rechtsaf)
= min links( 8 \, \tekst{in}, 8 \, \tekst{in}, 8.5 \, \tekst{in}, 8.5 \, \tekst{in} \Rechtsaf) = 8 \, \tekst{in}
\)
Volgens ACI 318-19 Clausule 17.6.2.4.1, the breakout edge effect factor is:
\(
\Psi_{ed,N} = min links( 1.0, 0.7 + 0.3 \links( \frac{c_{een,\tekst{min}}}{1.5 H'_{\tekst{ef},G1}} \Rechtsaf) \Rechtsaf)
= min links( 1, 0.7 + 0.3 \keer links( \frac{8 \, \tekst{in}}{1.5 \keer 5.6667 \, \tekst{in}} \Rechtsaf) \Rechtsaf) = 0.98235
\)
Since the tension load is applied at the centroid of the anchor group, the eccentricity is zero. Dus, de excentriciteitsfactor, also from Clause 17.6.2.4.1, is:
\(
\Psi_{eg,N} = min links( 1.0, \frac{1}{1 + \frac{2 en N}{3 H'_{\tekst{ef},G1}}} \Rechtsaf)
= min links( 1, \frac{1}{1 + \frac{2 \keer 0}{3 \keer 5.6667 \, \tekst{in}}} \Rechtsaf) = 1
\)
Daarnaast, Beide cracking factor als de splitting factor worden genomen als:
\(
\Psi_{c,N} = 1
\)
\(
\Psi_{cp,N} = 1
\)
Vervolgens, we combine all these factors and use ACI 318-19 Eq. 17.6.2.1b om de concrete breakout strength of the anchor group:
\(
\phi N_{cbg} = \phi \left( \frac{EEN_{N_c}}{EEN_{N_{co}}} \Rechtsaf) \Psi_{eg,N} \Psi_{ed,N} \Psi_{c,N} \Psi_{cp,N} N_b
\)
\(
\phi N_{cbg} = 0.7 \keer links( \frac{484 \, \tekst{in}^ 2}{289 \, \tekst{in}^ 2} \Rechtsaf) \keer 1 \keer 0.98235 \keer 1 \keer 1 \keer 20.475 \, \tekst{kip} = 23.58 \, \tekst{kip}
\)
De Totaal toegepaste spanningsbelasting on the anchor group is the product of the individual anchor load and the number of anchors:
\(
N_{ua} = links( \frac{N_x}{N_{een,t}} \Rechtsaf) N_{een,G1} = links( \frac{20 \, \tekst{kip}}{4} \Rechtsaf) \keer 4 = 20 \, \tekst{kip}
\)
Sinds 20 kips < 23.58 kips, De betonnen breakout -capaciteit is voldoende.
Controleren #5: Bereken het pull -outcapaciteit van het anker
The pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. Beginnen, we calculate the bearing area of the embedded plate, dat is het netto gebied na het aftrekken van het gebied bezet door de ankerbang.
For a rectangular embedded plate, de lageroppervlak is calculated as:
\(
EEN_{brg} = links( \links( b_{insluiten _plate} \Rechtsaf)^2 Juist) – EEN_{hengel} = links( \links( 3 \, \tekst{in} \Rechtsaf)^2 Juist) – 0.44179 \, \tekst{in}➔⡔ Koop generieke tadalafil 8.5582 \, \tekst{in}^ 2
\)
Waarbij,
\(
EEN_{hengel} = frac{\pi}{4} \links( d_a \right)^2 = frac{\pi}{4} \keer links( 0.75 \, \tekst{in} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 0.44179 \, \tekst{in}^ 2
\)
De volgende, We bepalen de basic anchor pullout strength gebruik makend van ACI 318-19 Equation 17.6.3.2.2a.
\(
N_b = 8 EEN_{brg} \links( f’_c rechts) = 8 \keer 8.5582 \, \tekst{in}^2 \times \left( 4 \, \tekst{KSI} \Rechtsaf) = 273.86 \, \tekst{kip}
\)
We then apply the appropriate resistance factor and pullout cracking factor:
- Voor cracked beton, \(\Psi_{cp} = 1.0\)
- Voor uncracked beton, \(\Psi_{cp} = 1.4\)
Using these, We berekenen de design anchor pullout strength in tension per ACI 318-19 Vergelijking 17.6.3.1.
\(
\phi N_{pn} = \phi \Psi_{c,p} N_b = 0.7 \keer 1 \keer 273.86 \, \tekst{kip} = 191.7 \, \tekst{kip}
\)
Bedenk de eerder berekende spanningsbelasting per anker:
\(
N_{ua} = frac{N_x}{N_{een,t}} = frac{20 \, \tekst{kip}}{4} = 5 \, \tekst{kip}
\)
Sinds 5 kips < 191.7 kips, De pull -outcapaciteit van het anker is voldoende.
Controleren #6: Calculate embed plate flexural capacity
This is a supplementary check performed using the Skyciv Base Plate Design Software to verify that the embedded plate has sufficient flexural capacity and will not yield under the applied pullout loads.
Eerste, 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.
\(
b’ = frac{b_{insluiten _plate} – d_a}{2} = frac{3 \, \tekst{in} – 0.75 \, \tekst{in}}{2} = 1.125 \, \tekst{in}
\)
De volgende, we berekenen de buigmoment induced by the uniform bearing pressure. This pressure represents the force transferred from the anchor pullout action onto the embedded plate.
\(
m_f = \frac{\links( \frac{T_a}{EEN_{brg}} \Rechtsaf) \links( b’ \Rechtsaf)^ 2}{2} = frac{\links( \frac{5 \, \tekst{kip}}{8.5582 \, \tekst{in}^ 2} \Rechtsaf) \keer links( 1.125 \, \tekst{in} \Rechtsaf)^ 2}{2} = 0.36971 \, \tekst{kip}
\)
Uiteindelijk, using the calculated moment and given material properties, we will determine the minimum required plate thickness to resist flexural yielding.
\(
t_{min} = sqrt{\frac{4 m_f}{\phi F_{y\_ep}}} = sqrt{\frac{4 \keer 0.36971 \, \tekst{kip}}{0.9 \keer 36 \, \tekst{KSI}}} = 0.21364 \, \tekst{in}
\)
Recall actual embedded plate thickness:
\(
t_{actual} = t_{insluiten _plate} = 0.25 \, \tekst{in}
\)
Sinds 0.21364 in < 0.25 in, the embedded plate flexural capacity is voldoende.
Controleren #7: Bereken de side-face blowoutcapaciteit in Y-richting
This calculation is not applicable for this example, as the conditions specified in ACI 318-19 Clausule 17.6.4 are not met. Daarom, side-face blowout failure along the Y-direction will not occur.
Controleren #8: Bereken side-face blowoutcapaciteit in Z-richting
This calculation is not applicable for this example, as the conditions specified in ACI 318-19 Clausule 17.6.4 are not met. Daarom, side-face blowout failure along the Z-direction will not occur.
Ontwerp Samenvatting
De Skyciv Base Plate Design Software Kan automatisch een stapsgewijze berekeningsrapport genereren voor dit ontwerpvoorbeeld. Het biedt ook een samenvatting van de uitgevoerde controles en hun resulterende verhoudingen, De informatie in één oogopslag gemakkelijk te begrijpen maken. Hieronder is een sample samenvattende tabel, die is opgenomen in het rapport.
Skyciv Sample Report
Klik hier Om een voorbeeldrapport te downloaden.
Koop baseplaatsoftware
Koop de volledige versie van de basisplaatontwerpmodule op zichzelf zonder andere SkyCiv -modules. Dit geeft u een volledige set resultaten voor het ontwerp van de basisplaat, inclusief gedetailleerde rapporten en meer functionaliteit.
