Base Plate Design Example using AS 4100:2020, ALS 3600:2018, ALS 5216:2021
Probleemverklaring:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a 50-kN tension load.
Gegeven gegevens:
Kolom:
Kolomgedeelte: 250x150x8 RHS
Kolomgebied: 5920 mm2
Kolommateriaal: AS / NZS 1163 Gr. C350
Bodemplaat:
Baseplaat afmetingen: 350 mm x 350 mm
Basisplaatdikte: 20 mm
Basisplaatmateriaal: AS / NZS 1163 Gr. C250
Grout:
Grout thickness: 20 mm
Beton:
Concrete dimensies: 450 mm x 450 mm
Betonnen dikte: 400 mm
Betonnen materiaal: N28
Cracked or Uncracked: Cracked
Anchors:
Anchor diameter: 16 mm
Effective embedment length: 250.0 mm
Embedded plate width: 70 mm
Embedded plate thickness: 10 mm
Anchor offset distance from face of column: 62.5 mm
Lassen:
Weld type: Fillet
Weld category: SP
Vulmetaalclassificatie: E43XX
Anchor Data (van SkyCiv Calculator):
Definitions:
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, 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. For rectangular columns, the anchor tension zone refers to the area adjacent to the column walls. 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, 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.
The assumption simplifies the base plate analysis by approximating how the uplift force spreads through the plate.
Anchor Groups:
De SkyCiv-software voor het ontwerpen van grondplaten includes an intuitive feature that identifies which anchors are part of an anchor group for evaluating beton doorbraak en concrete side-face blowout failures.
Een 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. In dit geval, only the tension force on the individual anchor is checked against its own effective resistance area.
Prying Increase Factor:
De SkyCiv-software voor het ontwerpen van grondplaten includes an option to apply a prying increase factor to account for additional tensile forces on the anchors due to prying action. This factor increases the load demand on the anchors during the anchor checks, providing a more conservative and realistic assessment where applicable. Standaard, the prying increase factor is set to 1.0, meaning no additional prying load is applied unless specified by the user.
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 corner radius. The 45° dispersion must not extend beyond this boundary.
\(
l_r = \frac{d_{col} – 2t_{col} – 2R_{col} – s_y (n_{een,\tekst{⡒🐑⥼ Koop goedkope metoprolol}} – 1)}{2} = frac{250 \, \tekst{mm} – 2 \keer 8 \, \tekst{mm} – 2 \keer 12 \, \tekst{mm} – 150 \, \tekst{mm} \keer (2 – 1)}{2} = 30 \, \tekst{mm}
\)
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.
\(
l_{eff,einde} = min links( Doen, 0.5 s_y \right) + \min \left( Doen, l_r \right)
\)
\(
l_{eff,einde} = min links( 62.5 \, \tekst{mm}, 0.5 \keer 150 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) + \min \left( 62.5 \, \tekst{mm}, 30 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 92.5 \, \tekst{mm}
\)
Voor dit voorbeeld, the final effective weld length for the web anchor is taken as the effective length of the end anchor.
\(
l_{eff} = l_{eff,einde} = 92.5 \, \tekst{mm}
\)
De volgende, let’s calculate the load per anchor. For a given set of four (4) ankers, the load per anchor is:
\(
T_{u,anchor} = frac{N_x}{n_{een,t}} = frac{50 \, \tekst{kN}}{4} = 12.5 \, \tekst{kN}
\)
Using the calculated effective weld length, we can now compute the required force per unit length acting on the weld.
\(
v^*_w = \frac{T_{u,anchor}}{l_{eff}} = frac{12.5 \, \tekst{kN}}{92.5 \, \tekst{mm}} = 0.13514 \, \tekst{kN / mm}
\)
Nu, we zullen gebruiken ALS 4100:2020 Clausule 9.6.3.10 to calculate the design strength of the fillet weld.
\(
\phi v_w = \phi 0.6 f_{uw} E_w k_r = 0.8 \keer 0.6 \keer 430 \, \tekst{MPa} \keer 5.657 \, \tekst{mm} \keer 1 = 1.1676 \, \tekst{kN / mm}
\)
In addition to checking the weld, we also need to verify the resistance of the base metal against the applied tension force to ensure it does not govern the failure mode.
\(
\phi v_{wbm} = \phi \left( \min \left( F_{en _col} t_{col}, f_{en _BP} t_{bp} \Rechtsaf) \Rechtsaf)
\)
\(
\phi v_{wbm} = 0.9 \keer links( \min \left( 350 \, \tekst{MPa} \keer 8 \, \tekst{mm}, 250 \, \tekst{MPa} \keer 20 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) \Rechtsaf) = 2.52 \, \tekst{kN / mm}
\)
In dit geval, the weld resistance governs over the base metal resistance.
Sinds 0.13514 kN / mm < 1.1676 kN / mm, De lascapaciteit is voldoende.
Controleren #2: Calculate base plate flexural yielding capacity due to tension load
De ... gebruiken 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.
\(
M^* = T_{u,anchor} e = 12.5 \, \tekst{kN} \keer 62.5 \, \tekst{mm} = 781.25 \, \tekst{kN} \cdot \text{mm}
\)
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:
\(
\phi M_s = \phi Z_{eff} f_{en _BP} = 0.9 \keer 9250 \, \tekst{mm}^3 \times 250 \, \tekst{MPa} = 2081.2 \, \tekst{kN} \cdot \text{mm}
\)
Waarbij,
\(
Z_{eff} = frac{l_{eff} (t_{bp})^ 2}{4} = frac{92.5 \, \tekst{mm} \keer (20 \, \tekst{mm})^ 2}{4} = 9250 \, \tekst{mm}^3
\)
Sinds 781.25 kN-mm < 2081.2 kN-mm, the base plate flexural yielding capacity is voldoende.
Controleren #3: Calculate anchor rod tensile capacity
To evaluate the tensile capacity of the anchor rod, we refer to ALS 5216:2021 Clausule 6.2.2 en ALS 4100:2020 Clausule 9.2.2.2.
Eerste, We bepalen de = reductiefactor voor gesneden draad of the threaded portion of the rod, als vervolg op ALS 4100:2020 Clausule 7.2 en AS 1275–1985 Clause 1.7.
\(
A_n = \frac{\pi}{4} \links( \frac{d_a}{\tekst{mm}} – 0.9382 P \right)^ 2 \, \tekst{mm}^2 = \frac{\pi}{4} \keer links( \frac{16 \, \tekst{mm}}{1 \, \tekst{mm}} – 0.9382 \keer 2 \Rechtsaf)^2 \times 1 \, \tekst{mm}➔⡔ Koop generieke tadalafil 156.67 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Gebruik makend van ALS 4100:2020 Clausule 9.2.2, we berekenen de nominal tension capacity of the bolt based on the tensile stress area and the material strength.
\(
N_{tf} = A_n F_{u\_anc} = 156.67 \, \tekst{mm}^2 \times 800 \, \tekst{MPa} = 125.33 \, \tekst{kN}
\)
We then apply the appropriate resistance factor to obtain the design anchor capacity in tension.
\(
\phi N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,s} = \phi N_{tf} = 0.8 \keer 125.33 \, \tekst{kN} = 100.27 \, \tekst{kN}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor, and apply the prying increase factor if specified.
\(
N^* = p \left( \frac{N_x}{n_{een,t}} \Rechtsaf) = 1 \keer links( \frac{50 \, \tekst{kN}}{4} \Rechtsaf) = 12.5 \, \tekst{kN}
\)
Sinds 12.5 kN < 100.27 kN, de anchor rod tensile capacity is sufficient.
Controleren #4: Calculate concrete breakout capacity in tension
Before calculating the breakout capacity, we must first determine whether the member qualifies as a narrow member. Volgens ALS 5216:2021 Clausule 6.2.3.8, the member meets the criteria for a narrow member. Daarom, een modified effective embedment length must be used in the breakout capacity calculations. This adjustment also affects the characteristic spacing en characteristic edge distance, which must be modified accordingly.
Based on the narrow member criteria, de modified values for the anchor group are as follows:
- modified effective embedment length, \(h’_{ef} = 100 \, \tekst{mm}\)
- modified characteristic spacing, \(s’_{Instellingen voor buiging-torsieknik} = 300 \, \tekst{mm}\)
- modified characteristic edge distance, \(c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik} = 150 \, \tekst{mm}\)
Gebruik makend van ALS 5216: 2021 Clausule 6.2.3.3, we berekenen de reference projected concrete cone area voor één enkel anker.
\(
A0_{c,N} = links( s’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} \Rechtsaf)^2 = \left( 300 \, \tekst{mm} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 90000 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Evenzo, we berekenen de actual projected concrete cone area of the anchor group.
\(
EEN_{Nc} = L_{Nc} B_{Nc} = 450 \, \tekst{mm} \keer 450 \, \tekst{mm} = 202500 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Waarbij,
\(
L_{Nc} = min links( c_{links,g1}, c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} + R_{embed\_plate} \Rechtsaf) + \min \left( s_{som,z,g1}, s’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} \cdot \left( n_{z,g1} – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) + \min \left( c_{Rechtsaf,g1}, c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} + R_{embed\_plate} \Rechtsaf)
\)
\(
L_{Nc} = min links( 87.5 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} + 18 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) + \min \left( 275 \, \tekst{mm}, 300 \, \tekst{mm} \cdot (2 – 1) \Rechtsaf) + \min \left( 87.5 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} + 18 \, \tekst{mm} \Rechtsaf)
\)
\(
L_{Nc} = 450 \, \tekst{mm}
\)
\(
B_{Nc} = min links( c_{top,g1}, c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} + R_{embed\_plate} \Rechtsaf) + \min \left( s_{som,j,g1}, s’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} \cdot \left( n_{j,g1} – 1 \Rechtsaf) \Rechtsaf) + \min \left( c_{bodem,g1}, c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1} + R_{embed\_plate} \Rechtsaf)
\)
\(
B_{Nc} =\min \left( 150 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} + 18 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) + \min \left( 150 \, \tekst{mm}, 300 \, \tekst{mm} \cdot (2 – 1) \Rechtsaf) + \min \left( 150 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} + 18 \, \tekst{mm} \Rechtsaf)
\)
\(
B_{Nc} = 450 \, \tekst{mm}
\)
De embedded plate effective radius is used to provide additional capacity for concrete breakout. To determine this, add the thickness of the embedded plate to half of the anchor diameter.
De volgende, we evaluate the characteristic strength of a single anchor using ALS 5216:2021 Eq. 6.2.3.2
\(
N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,c} = k_1 \sqrt{\frac{f'_c}{\tekst{MPa}}} \links( \frac{h’_{ef,g1}}{\tekst{mm}} \Rechtsaf)^{1.5} \, \tekst{N}
\)
\(
N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,c} = 8.9 \keer sqrt{\frac{28 \, \tekst{MPa}}{1 \, \tekst{MPa}}} \keer links( \frac{100 \, \tekst{mm}}{1 \, \tekst{mm}} \Rechtsaf)^{1.5} \keer 0.001 \, \tekst{kN} = 47.094 \, \tekst{kN}
\)
Waarbij,
- \(zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{1} = 8.9\) voor ingestorte ankers
Nu, we assess the effects of geometry by calculating the necessary parameters for breakout resistance.
The shortest edge distance of the anchor group is determined as:
\(
c_{min,N} = min links( c_{links,g1}, c_{Rechtsaf,g1}, c_{top,g1}, c_{bodem,g1} \Rechtsaf) = min links( 87.5 \, \tekst{mm}, 87.5 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 87.5 \, \tekst{mm}
\)
Volgens ALS 5216:2021 Eq. 6.2.3.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\Psi_{s,N} = min links( 0.7 + 0.3 \links( \frac{c_{min,N}}{c’_{Instellingen voor buiging-torsieknik,g1}} \Rechtsaf), 1.0 \Rechtsaf) = min links( 0.7 + 0.3 \keer links( \frac{87.5 \, \tekst{mm}}{150 \, \tekst{mm}} \Rechtsaf), 1 \Rechtsaf) = 0.875
\)
De shell spalling effect is accounted for using ALS 5216:2021 Vergelijking 6.2.3.5, giving:
\(
\Psi_{= reductiefactor voor gesneden draad,N} = min links( 0.5 + \frac{h’_{ef,g1}}{\tekst{mm} \cdot 200}, 1.0 \Rechtsaf) = min links( 0.5 + \frac{100 \, \tekst{mm}}{1 \, \tekst{mm} \cdot 200}, 1 \Rechtsaf) = 1
\)
Daarnaast, both the eccentricity factor als de compression influence factor are taken as:
\(
\Psi_{eg,N} = 1
\)
\(
\Psi_{M,N} = 1
\)
We then combine all these factors and apply ALS 5216:2021 Vergelijking 6.2.3.1 to evaluate the design concrete cone breakout resistance for the anchor group:
\(
\phi N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,c} = phi_{Mc} N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,c} \links( \frac{EEN_{Nc}}{A0_{c,N}} \Rechtsaf) \Psi_{s,N} \Psi_{= reductiefactor voor gesneden draad,N} \Psi_{eg,N} \Psi_{M,N}
\)
\(
\phi N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,c} = 0.6667 \keer 47.094 \, \tekst{kN} \keer links( \frac{202500 \, \tekst{mm}^ 2}{90000 \, \tekst{mm}^ 2} \Rechtsaf) \keer 0.875 \keer 1 \keer 1 \keer 1 = 61.814 \, \tekst{kN}
\)
De total applied tension load on the anchor group is calculated by multiplying the tension load per anchor by the number of anchors, with the prying increase factor applied as needed:
\(
N^* = p \left( \frac{N_x}{n_{een,t}} \Rechtsaf) n_{een,g1} = 1 \keer links( \frac{50 \, \tekst{kN}}{4} \Rechtsaf) \keer 4 = 50 \, \tekst{kN}
\)
Sinds 50 kN < 61.814 kN the concrete breakout capacity is voldoende.
Controleren #5: Calculate anchor pullout capacity
De pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. Eerste, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, vanaf ALS 5216:2021 Clausule 6.3.4.
\(
d_{h,\tekst{max}} = min links( b_{embed\_plate}, 6 \links( t_{embed\_plate} \Rechtsaf) + d_a \right) = min links( 70 \, \tekst{mm}, 6 \keer (10 \, \tekst{mm}) + 16 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 70 \, \tekst{mm}
\)
De volgende, we calculate the net bearing area of the rectangular embedded plate using:
\(
A_h = \left( d_{h,\tekst{max}}^2 \right) – EEN_{hengel} = links( (70 \, \tekst{mm})^2 \right) – 201.06 \, \tekst{mm}➔⡔ Koop generieke tadalafil 4698.9 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Waarbij,
\(
EEN_{hengel} = frac{\pi}{4} (d_a)^2 = \frac{\pi}{4} \keer (16 \, \tekst{mm})➔⡔ Koop generieke tadalafil 201.06 \, \tekst{mm}^ 2
\)
We then calculate the design basic anchor pullout strength gebruik makend van ALS 5216:2021 Clausule 6.3.4:
\(
N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,p} = phi_{Mc} k_2 A_h \left( f’_c \right) = 0.6667 \keer 7.5 \keer 4698.9 \, \tekst{mm}^2 \times (28 \, \tekst{MPa}) = 657.88 \, \tekst{kN}
\)
Recall the previously calculated tension load per anchor:
\(
N^* = p \left( \frac{N_x}{n_{een,t}} \Rechtsaf) = 1 \keer links( \frac{50 \, \tekst{kN}}{4} \Rechtsaf) = 12.5 \, \tekst{kN}
\)
Sinds 12.5 kN < 657.88 kN, the anchor pullout capacity is voldoende.
Controleren #6: Calculate side-face blowout capacity in Y-direction
Let’s consider Side-Face Blowout Anchor Group 1 for the capacity calculation. Referring to the Anchor Data Summary, Anchor IDs 3 en 4 are part of SFy Group 1.
We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
c_{z,\tekst{min}} = min links( c_{\tekst{links},g1}, c_{\tekst{Rechtsaf},g1} \Rechtsaf) = min links( 87.5 \, \tekst{mm}, 362.5 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 87.5 \, \tekst{mm}
\)
De volgende, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
c_{j,\tekst{min}} = min links( c_{\tekst{top},g1}, c_{\tekst{bodem},g1} \Rechtsaf) = min links( 150 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 150 \, \tekst{mm}
\)
Gebruik makend van ALS 5216:2021 Clausule 6.2.7.3, let’s calculate the reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{c,Nb} = links( 4 c_{z,\tekst{min}} \Rechtsaf)^2 = \left( 4 \keer 87.5 \, \tekst{mm} \Rechtsaf)➔⡔ Koop generieke tadalafil 122500 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using ALS 5216:2021 Clausule 6.2.7.2.
\(
EEN_{Nc} = B_{c,Nb} H_{c,Nb} = 450 \, \tekst{mm} \keer 325 \, \tekst{mm} = 146250 \, \tekst{mm}^ 2
\)
Waarbij,
\(
B_{c,Nb} = min links( 2 c_{z,\tekst{min}}, c_{\tekst{top},g1} \Rechtsaf) + s_{\tekst{som},j,g1} + \min \left( 2 c_{z,\tekst{min}}, c_{\tekst{bodem},g1} \Rechtsaf)
\)
\(
B_{c,Nb} = min links( 2 \keer 87.5 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) + 150 \, \tekst{mm} + \min \left( 2 \keer 87.5 \, \tekst{mm}, 150 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) = 450 \, \tekst{mm}
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 c_{z,\tekst{min}} + \links( \min \left( t_{\tekst{conc}} – h_{\tekst{ef}}, 2 c_{z,\tekst{min}} \Rechtsaf) \Rechtsaf)
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 \keer 87.5 \, \tekst{mm} + \links( \min \left( 400 \, \tekst{mm} – 250 \, \tekst{mm}, 2 \keer 87.5 \, \tekst{mm} \Rechtsaf) \Rechtsaf) = 325 \, \tekst{mm}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, we zullen gebruiken ALS 5216:2021 Clausule 6.2.7.2.
\(
N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} = k_5 \left( \frac{c_{z,\tekst{min}}}{\tekst{mm}} \Rechtsaf) \sqrt{\frac{A_h}{\tekst{mm}^ 2}} \sqrt{\frac{f'_c}{\tekst{MPa}}} \, N
\)
\(
N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} = 8.7 \keer links( \frac{87.5 \, \tekst{mm}}{1 \, \tekst{mm}} \Rechtsaf) \keer sqrt{\frac{4698.9 \, \tekst{mm}^ 2}{1 \, \tekst{mm}^ 2}} \keer sqrt{\frac{28 \, \tekst{MPa}}{1 \, \tekst{MPa}}} \keer 0.001 \, \tekst{kN}
\)
\(
N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} = 276.13 \, \tekst{kN}
\)
Waarbij,
- \(zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{5} = 8.7\) voor gescheurd beton
- \(zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt{5} = 12.2\) for uncracked concrete
Vervolgens, 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 ALS 5216:2021 Clausule 6.2.7.4.
\(
\Psi_{s,Nb} = min links( 0.7 + 0.3 \links( \frac{c_{j,\tekst{min}}}{2 c_{z,\tekst{min}}} \Rechtsaf), 1.0 \Rechtsaf)
\)
\(
\Psi_{s,Nb} = min links( 0.7 + 0.3 \keer links( \frac{150 \, \tekst{mm}}{2 \keer 87.5 \, \tekst{mm}} \Rechtsaf), 1 \Rechtsaf) = 0.95714
\)
The equation from ALS 5216:2021 Clausule 6.2.7.5 is then used to get the parameter accounting for the group effect.
\(
\Psi_{g,Nb} = max links( \sqrt{n_{j,g1}} + \links( 1 – \sqrt{n_{j,g1}} \Rechtsaf) \links( \frac{\min \left( s_{j,g1}, 4 c_{z,\tekst{min}} \Rechtsaf)}{4 c_{z,\tekst{min}}} \Rechtsaf), 1.0 \Rechtsaf)
\)
\(
\Psi_{g,Nb} = max links( \sqrt{2} + \links( 1 – \sqrt{2} \Rechtsaf) \keer links( \frac{\min \left( 150 \, \tekst{mm}, 4 \keer 87.5 \, \tekst{mm} \Rechtsaf)}{4 \keer 87.5 \, \tekst{mm}} \Rechtsaf), 1 \Rechtsaf)
\)
\(
\Psi_{g,Nb} = 1.2367
\)
Uiteindelijk, in reference to ALS 5216:2021 Eq. 6.2.7 for headed anchor rods, de design concrete blow-out resistance is:
\(
\phi N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} = \phi_M N0_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} \links( \frac{EEN_{Nc}}{A0_{c,Nb}} \Rechtsaf) \Psi_{s,Nb} \Psi_{g,Nb} \Psi_{eg,N}
\)
\(
\phi N_{zodat ingenieurs precies kunnen nagaan hoe deze berekeningen zijn gemaakt,cb} = 0.6667 \keer 276.13 \, \tekst{kN} \keer links( \frac{146250 \, \tekst{mm}^ 2}{122500 \, \tekst{mm}^ 2} \Rechtsaf) \keer 0.95714 \keer 1.2367 \keer 1 = 260.16 \, \tekst{kN}
\)
For this anchor group, only two (2) anchors belong to group. Daarom, de design tension force for the anchor group is:
\(
N^* = p \left( \frac{N_x}{n_{een,t}} \Rechtsaf) n_{j,g1}
\)
\(
N^* = 1 \keer links( \frac{50 \, \tekst{kN}}{4} \Rechtsaf) \keer 2 = 25 \, \tekst{kN}
\)
Sinds 25 kN < 260.16 kN, the concrete side-face blowout along Y-direction is voldoende.
Side-Face Blowout Anchor Group 2 can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
Controleren #7: Calculate side-face blowout capacity in Z-direction
This calculation is not applicable for failure along the Z-direction, as the edge distance to the sides exceeds half of the effective embedment length.
Ontwerp Samenvatting
De Skyciv Base Plate Design Software can automatically generate a step-by-step calculation report for this design example. 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 to download a sample report.
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.
