Exemplo de design da placa de base usando EN 1993-1-8:2005, EN 1993-1-1:2005, EN 1992-1-1:2004, e EN 1992-4:2018.
Declaração de problemas:
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for a Vy=5-kN e Vz=5-kN cargas de cisalhamento.
Dados dados:
Coluna:
Seção de coluna: SHS 180x180x8
Área da coluna: 5440 milímetros2
Material da coluna: S235
Placa Base:
Dimensões da placa de base: 350 mm x 350 milímetros
Espessura da placa de base: 12 milímetros
Material da placa de base: S235
Grout:
Espessura do rejunte: 6 milímetros
Grout material: ≥ 30 MPa
Concreto:
Dimensões concretas: 350 mm x 350 milímetros
Espessura do concreto: 350 milímetros
Material concreto: C25/30
Rachado ou sem crack: Rachado
Âncoras:
Diâmetro da âncora: 12 milímetros
Comprimento eficaz de incorporação: 150 milímetros
Diâmetro da placa incorporada: 60 milímetros
Espessura da placa incorporada: 10 milímetros
Material de ancoragem: 8.8
Outras informações:
- Âncoras não esbanjadoras.
- Âncora com fios cortados.
- K7 factor for anchor steel shear failure: 1.0
- Degree of Restraint of Fastener: No restraint
Soldas:
Tipo de solda: Fillet Weld
Weld leg size: 8milímetros
Classificação de metal de enchimento: E35
Dados de âncora (a partir de Calculadora Skyciv):
Definições:
Caminho de carga:
A Software de design de placa de base SkyCiv follows EN 1992-4:2018 for anchor rod design. Shear loads applied to the column are transferred to the base plate through the welds and then to the supporting concrete through the anchor rods. Friction and shear lugs are not considered in this example, as these mechanisms are not supported in the current software.
Grupos de âncora:
The software includes an intuitive feature that identifies which anchors are part of an anchor group for evaluating concrete shear breakout e concrete shear pryout falhas.
A grupo âncora is defined as two or more anchors with overlapping projected resistance areas. Nesse caso, the anchors act together, and their combined resistance is checked against the applied load on the group.
A single anchor is defined as an anchor whose projected resistance area does not overlap with any other. Nesse caso, the anchor acts alone, and the applied shear force on that anchor is checked directly against its individual resistance.
This distinction allows the software to capture both group behavior and individual anchor performance when assessing shear-related failure modes.
Cálculos passo a passo:
Verificar #1: Calcule a capacidade de solda
We assume that the Vz shear load is resisted by the top and bottom welds, enquanto o Vy shear load is resisted exclusively by the left and right welds.
To determine the weld capacity of the top and bottom welds, we first calculate their total weld lengths.
\(
EU_{C,top\&figura inferior} = 2 \deixou(b_{col} – 2t_{col} – 2r_{col}\direito)
= 2 \times left(180 \,\texto{milímetros} – 2 \vezes 8 \,\texto{milímetros} – 2 \vezes 4 \,\texto{milímetros}\direito)
= 312 \,\texto{milímetros}
\)
A continuação, nós calculamos o stresses in the welds.
Note that the applied Vz shear acts parallel to the weld axis, with no other forces present. This means the perpendicular stresses can be taken as zero, and only the shear stress in the parallel direction needs to be calculated.
\(
\sigma_{\criminoso} = frac{N}{(EU_{C,top\&figura inferior})\,a\sqrt{2}}
= frac{0 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros} \times sqrt{2}}
= 0
\)
\(
\sua_{\criminoso} = frac{0}{(EU_{C,top\&figura inferior})\,a\sqrt{2}}
= frac{0 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros} \times sqrt{2}}
= 0
\)
\(
\sua_{\paralelo} = frac{V_{z}}{(EU_{C,top\&figura inferior})\,uma}
= frac{5 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros}}
= 2.8329 \,\texto{MPa}
\)
Usando EN 1993-1-8:2005, Eq. 4.1, the design weld stress is obtained using the directional method.
\(
F_{C,Ed1} = sqrt{ (\sigma_{\criminoso})^ 2 + 3 \deixou( (\sua_{\criminoso})^ 2 + (\sua_{\paralelo})^2 certo) }
= sqrt{ (0)^ 2 + 3 \times left( (0)^ 2 + (2.8329 \,\texto{MPa})^2 certo) }
= 4.9067 \,\texto{MPa}
\)
Além disso, the design normal stress for the base metal check, por EN 1993-1-8:2005, Eq. 4.1, is taken as zero, optimizada no normal stress is present.
\(
F_{C,Ed2} = \sigma_{\criminoso} = 0
\)
Agora, let us assess the left and right welds. As with the top and bottom welds, we first calculate the Comprimento total da solda.
\(
EU_{C,left\&direito} = 2 \deixou(d_{col} – 2t_{col} – 2r_{col}\direito)
= 2 \times left(180 \,\texto{milímetros} – 2 \vezes 8 \,\texto{milímetros} – 2 \vezes 4 \,\texto{milímetros}\direito)
= 312 \,\texto{milímetros}
\)
We then calculate the components of the weld stresses.
\(
\sigma_{\criminoso} = frac{N}{(EU_{C,left\&direito})\,a\sqrt{2}}
= frac{0 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros} \times sqrt{2}}
= 0
\)
\(
\sua_{\criminoso} = frac{0}{(EU_{C,left\&direito})\,a\sqrt{2}}
= frac{0 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros} \times sqrt{2}}
= 0
\)
\(
\sua_{\paralelo} = frac{V_y}{(EU_{C,left\&direito})\,uma}
= frac{5 \,\texto{kN}}{(312 \,\texto{milímetros}) \vezes 5.657 \,\texto{milímetros}}
= 2.8329 \,\texto{MPa}
\)
Usando EN 1993-1-8:2005, Eq. 4.1, we determine both the design weld stress and the design normal stress for the base metal check.
\(
F_{C,Ed1} = sqrt{ \deixou( \sigma_{\criminoso} \direito)^ 2 + 3 \deixou( \deixou( \sua_{\criminoso} \direito)^ 2 + \deixou( \sua_{\paralelo} \direito)^2 certo) }
\)
\(
F_{C,Ed1} = sqrt{ \deixou( 0 \direito)^ 2 + 3 \times left( \deixou( 0 \direito)^ 2 + \deixou( 2.8329 \,\texto{MPa} \direito)^2 certo) }
\)
\(
F_{C,Ed1} = 4.9067 \,\texto{MPa}
\)
The next step is to identify the governing weld stress between the top/bottom welds and the left/right welds. Because the weld lengths are equal and the applied loads have the same magnitude, the resulting weld stresses are equal.
\(
F_{C,Ed1} = \max(F_{C,Ed1}, \, F_{C,Ed1})
= \max(4.9067 \,\texto{MPa}, \, 4.9067 \,\texto{MPa})
= 4.9067 \,\texto{MPa}
\)
The base metal stress remains zero.
\(
F_{C,Ed2} = \max(F_{C,Ed2}, \, F_{C,Ed2}) = \max(0, \, 0) = 0
\)
Agora, we calculate the weld capacity. Primeiro, the resistance of the cordão de solda is computed. Então, the resistance of the base metal is determined. Usando EN 1993-1-8:2005, Eq. 4.1, the capacities are calculated as follows:
\(
F_{C,Rd1} = frac{f_u}{\beta_w \left(\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{M2,weld}\direito)}
= frac{360 \,\texto{MPa}}{0.8 \vezes (1.25)}
= 360 \,\texto{MPa}
\)
\(
F_{C,Rd2} = frac{0.9 f_u}{\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{M2,weld}}
= frac{0.9 \vezes 360 \,\texto{MPa}}{1.25}
= 259.2 \,\texto{MPa}
\)
Finalmente, we compare the weld stresses with the weld capacities, and the base metal stresses with the base metal capacities.
Desde a 4.9067 MPa < 360 MPa e 0 MPa < 259.2 MPa, the capacity of the welded connection is suficiente.
Verificar #2: Calculate concrete breakout capacity due to Vy shear
Following the provisions of EN 1992-4:2018, the edge perpendicular to the applied load is assessed for shear breakout failure. Only the anchors nearest to this edge are considered engaged, while the remaining anchors are assumed not to resist shear.
These edge anchors must have a concrete edge distance greater than the larger of 10·hef and 60·d, Onde ter is the embedment length and d is the anchor diameter. If this condition is not met, the thickness of the base plate must be less than 0.25·hef.
If the requirements in EN 1992-4:2018, Cláusula 7.2.2.5(1), are not satisfied, the SkyCiv software cannot proceed with the design checks, and the user is advised to refer to other relevant standards.
From the SkyCiv software results, the edge anchors act as âncoras únicas, since their projected areas do not overlap. Para este cálculo, Anchor 1 will be considered.
To calculate the portion of the Vy shear load carried by Anchor 1, the total Vy shear is distributed among the anchors nearest to the edge. This gives the perpendicular force on Anchor 1.
\(
V_{\criminoso} = frac{V_y}{n_{uma,s}}
= frac{5 \,\texto{kN}}{2}
= 2.5 \,\texto{kN}
\)
Para o parallel force, it is assumed that all anchors resist the load equally. Portanto, the parallel component of the load is calculated as:
\(
V_{\paralelo} = frac{V_z}{n_{anc}}
= frac{5 \,\texto{kN}}{4}
= 1.25 \,\texto{kN}
\)
A total shear load on Anchor 1 is therefore:
\(
V_{Ed} = sqrt{ \deixou( V_{\criminoso} \direito)^ 2 + \deixou( V_{\paralelo} \direito)^ 2 }
\)
\(
V_{Ed} = sqrt{ \deixou( 2.5 \,\texto{kN} \direito)^ 2 + \deixou( 1.25 \,\texto{kN} \direito)^ 2 } = 2.7951 \,\texto{kN}
\)
The first part of the capacity calculation is to determine the alpha and beta factors. We use EN 1992-4:2018, Cláusula 7.2.2.5, to set the lf dimension, e Equações 7.42 e 7.43 to determine the factors.
\(
l_f = \min(h_{ef}, \, 12d_{anc})
= min(150 \,\texto{milímetros}, \, 12 \vezes 12 \,\texto{milímetros})
= 144 \,\texto{milímetros}
\)
\(
\alfa = 0.1 \deixou(\fratura{l_f}{c_{1,s1}}\direito)^{0.5}
= 0.1 \times left(\fratura{144 \,\texto{milímetros}}{50 \,\texto{milímetros}}\direito)^{0.5}
= 0.16971
\)
\(
\beta = 0.1 \deixou(\fratura{d_{anc}}{c_{1,s1}}\direito)^{0.2}
= 0.1 \times left(\fratura{12 \,\texto{milímetros}}{50 \,\texto{milímetros}}\direito)^{0.2}
= 0.07517
\)
The next step is to calculate the initial value of the characteristic resistance of the fastener. Usando EN 1992-4:2018, Equação 7.41, the value is:
\(
V^{0}_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = k_9 \left( \fratura{d_{anc}}{\texto{milímetros}} \direito)^{\alfa}
\deixou( \fratura{l_f}{\texto{milímetros}} \direito)^{\beta}
\sqrt{ \fratura{f_{inclui cálculos detalhados passo a passo}}{\texto{MPa}} }
\deixou( \fratura{c_{1,s1}}{\texto{milímetros}} \direito)^{1.5} N
\)
\(
V^{0}_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = 1.7 \times left( \fratura{12 \,\texto{milímetros}}{1 \,\texto{milímetros}} \direito)^{0.16971}
\times left( \fratura{144 \,\texto{milímetros}}{1 \,\texto{milímetros}} \direito)^{0.07517}
\times sqrt{ \fratura{20 \,\texto{MPa}}{1 \,\texto{MPa}} }
\times left( \fratura{50 \,\texto{milímetros}}{1 \,\texto{milímetros}} \direito)^{1.5}
\vezes 0.001 \,\texto{kN}
\)
\(
V^{0}_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = 5.954 \,\texto{kN}
\)
Então, nós calculamos o Área projetada de referência of a single anchor, Segue EN 1992-4:2018, Equação 7.44.
\(
UMA_{c,V}^{0} = 4.5 \deixou( c_{1,s1} \direito)^ 2
= 4.5 \times left( 50 \,\texto{milímetros} \direito)^ 2
= 11250 \,\texto{milímetros}^ 2
\)
Depois disso, nós calculamos o área projetada real of Anchor 1.
\(
B_{c,V} = min(c_{deixou,s1}, \, 1.5c_{1,s1}) + \min(c_{direito,s1}, \, 1.5c_{1,s1})
\)
\(
B_{c,V} = min(300 \,\texto{milímetros}, \, 1.5 \vezes 50 \,\texto{milímetros}) + \min(50 \,\texto{milímetros}, \, 1.5 \vezes 50 \,\texto{milímetros}) = 125 \,\texto{milímetros}
\)
\(
a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{c,V} = min(1.5c_{1,s1}, \, t_{conc}) = min(1.5 \vezes 50 \,\texto{milímetros}, \, 200 \,\texto{milímetros}) = 75 \,\texto{milímetros}
\)
\(
UMA_{c,V} = H_{c,V} B_{c,V} = 75 \,\texto{milímetros} \vezes 125 \,\texto{milímetros} = 9375 \,\texto{milímetros}^ 2
\)
We also need to calculate the parameters for shear breakout. We use EN 1992-4:2018, Equação 7.4, to get the factor that accounts for the disturbance of stress distribution, Equação 7.46 for the factor that accounts for the member thickness, e Equação 7.48 for the factor that accounts for the influence of a shear load inclined to the edge. These are calculated as follows:
\(
\Psi_{s,V} = min left( 0.7 + 0.3 \deixou( \fratura{c_{2,s1}}{1.5c_{1,s1}} \direito), \, 1.0 \direito)
= min left( 0.7 + 0.3 \times left( \fratura{50 \,\texto{milímetros}}{1.5 \vezes 50 \,\texto{milímetros}} \direito), \, 1 \direito)
= 0.9
\)
\(
\Psi_{h,V} = max left( \deixou( \fratura{1.5c_{1,s1}}{t_{conc}} \direito)^{0.5}, \, 1 \direito)
= max left( \deixou( \fratura{1.5 \vezes 50 \,\texto{milímetros}}{200 \,\texto{milímetros}} \direito)^{0.5}, \, 1 \direito)
= 1
\)
\(
\alfa_{V} = \tan^{-1} \deixou( \fratura{V_{\paralelo}}{V_{\criminoso}} \direito)
= \tan^{-1} \deixou( \fratura{1.25 \,\texto{kN}}{2.5 \,\texto{kN}} \direito)
= 0.46365 \,\texto{trabalhar}
\)
\(
\Psi_{\alfa,V} = max left(
\sqrt{ \fratura{1}{(\cos(\alfa_{V}))^ 2 + \deixou( 0.5 \, (\sem(\alfa_{V})) \direito)^ 2 } }, \, 1 \direito)
\)
\(
\Psi_{\alfa,V} = max left(
\sqrt{ \fratura{1}{(\cos(0.46365 \,\texto{trabalhar}))^ 2 + \deixou( 0.5 \times \sin(0.46365 \,\texto{trabalhar}) \direito)^ 2 } }, \, 1 \direito)
\)
\(
\Psi_{\alfa,V} = 1.0847
\)
One important note when determining the alpha factor is to ensure the perpendicular shear and parallel shear are identified correctly.
Finalmente, nós calculamos o breakout resistance of the single anchor using EN 1992-4:2018, Equação 7.1.
\(
V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = V^0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} \deixou(\fratura{UMA_{c,V}}{A^0_{c,V}}\direito)
\Psi_{s,V} \Psi_{h,V} \Psi_{ec,V} \Psi_{\alfa,V} \Psi_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,V}
\)
\(
V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c} = 5.954 \,\texto{kN} \times left(\fratura{9375 \,\texto{milímetros}^ 2}{11250 \,\texto{milímetros}^ 2}\direito)
\vezes 0.9 \vezes 1 \vezes 1 \vezes 1.0847 \vezes 1
= 4.8435 \,\texto{kN}
\)
Applying the partial factor, the design resistance is 3.23 kN.
\(
V_{Rd,c} = frac{V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c}}{\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer}}
= frac{4.8435 \,\texto{kN}}{1.5}
= 3.229 \,\texto{kN}
\)
Desde a 2.7951 kN < 3.229 kN, the shear breakout capacity for Vy shear is suficiente.
Verificar #3: Calculate concrete breakout capacity due to Vz shear
The same approach is used to determine the capacity on the edge perpendicular to the Vz shear.
Because of the symmetric design, the anchors resisting Vz shear are also identified as âncoras únicas. Let’s consider Anchor 1 again for the calculations.
Para calcular o perpendicular load on Anchor 1, we divide the Vz shear by the total number of anchors nearest to the edge only. Para calcular o parallel load on Anchor 1, we divide the Vy shear by the total number of anchors.
\(
V_{\criminoso} = frac{V_{z}}{n_{uma,s}}
= frac{5 \,\texto{kN}}{2}
= 2.5 \,\texto{kN}
\)
\(
V_{\paralelo} = frac{V_{Y}}{n_{anc}}
= frac{5 \,\texto{kN}}{4}
= 1.25 \,\texto{kN}
\)
\(
V_{Ed} = sqrt{ \deixou( V_{\criminoso} \direito)^ 2 + \deixou( V_{\paralelo} \direito)^ 2 }
\)
\(
V_{Ed} = sqrt{ \deixou( 2.5 \,\texto{kN} \direito)^ 2 + \deixou( 1.25 \,\texto{kN} \direito)^ 2 }
= 2.7951 \,\texto{kN}
\)
Using a similar approach to Check #2, the resulting breakout resistance for the edge perpendicular to Vz shear is:
\(
V_{Rd,c} = frac{V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,c}}{\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer}}
= frac{4.8435 \,\texto{kN}}{1.5}
= 3.229 \,\texto{kN}
\)
Desde a 2.7951 kN < 3.229 kN, the shear breakout capacity for Vz shear is suficiente.
Verificar #4: Calculate concrete pryout capacity
The calculation for the shear pryout resistance involves determining the nominal capacity of the anchors against tension breakout. The reference for tension breakout capacity is EN 1992-4:2018, Cláusula 7.2.1.4. A detailed discussion of tension breakout is already covered in the SkyCiv Design Example with Tension Load and will not be repeated in this design example.
From the SkyCiv software calculations, the nominal capacity of the section for tension breakout is 44.61 kN.
Nós então usamos EN 1992-4:2018, Equation 7.39a, to obtain the design characteristic resistance. Usando k8 = 2, the capacity is 59.48 kN.
\(
V_{Rd,cp} = frac{k_8 N_{cbg}}{\Gamma_c}
= frac{2 \vezes 44.608 \,\texto{kN}}{1.5}
= 59.478 \,\texto{kN}
\)
In the shear pryout check, all anchors are effective in resisting the full shear load. From the image generated by the SkyCiv software, all failure cone projections overlap with each other, making the anchors act as an grupo âncora.
Portanto, the required resistance of the anchor group is the total resultant shear load of 7.07 kN.
\(
V_{res} = sqrt{(V_y)^ 2 + (V_z)^ 2}
= sqrt{(5 \,\texto{kN})^ 2 + (5 \,\texto{kN})^ 2}
= 7.0711 \,\texto{kN}
\)
\(
V_{Ed} = left(\fratura{V_{res}}{n_{anc}}\direito) n_{uma,G1}
= left(\fratura{7.0711 \,\texto{kN}}{4}\direito) \vezes 4
= 7.0711 \,\texto{kN}
\)
Desde a 7.0711 kN < 59.478 kN, the shear pryout capacity is suficiente.
Verificar #5: Calculate anchor rod shear capacity
The calculation of the anchor rod shear capacity depends on whether the shear load is applied with a moment arm. Para determinar isso, nós nos referimos a EN 1992-4:2018, Cláusula 6.2.2.3, where the thickness and material of the grout, the number of fasteners in the design, the spacing of the fasteners, and other factors are checked.
A Software de design de placa de base skyciv performs all the necessary checks to determine whether the shear load acts with or without a lever arm. For this design example, it is determined that the shear load is não applied with a lever arm. Portanto, nós usamos EN 1992-4:2018, Cláusula 7.2.2.3.1, for the capacity equations.
We begin by calculating the characteristic resistance of the steel fastener using EN 1992-4:2018, Equação 7.34.
\(
V^0_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,s} = k_6 A_s f_{você,anc}
= 0.5 \vezes 113.1 \,\texto{milímetros}^2 Times 800 \,\texto{MPa}
= 45.239 \,\texto{kN}
\)
A continuação, we apply the factor for the ductility of the single anchor or the anchor group, taking k7 = 1.
\(
V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,s} = k_7 V^{0}_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,s}
= 1 \vezes 45.239 \,\texto{kN}
= 45.239 \,\texto{kN}
\)
We then obtain the partial factor for steel shear failure usando EN 1992-4:2018, Tabela 4.1. For an anchor with 8.8 material, the resulting partial factor is:
\(
\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,o cisalhamento}
= max left( 1.0 \deixou( \fratura{F_{você,anc}}{F_{Y,anc}} \direito), \, 1.25 \direito)
= max left( 1 \vezes frac{800 \,\texto{MPa}}{640 \,\texto{MPa}}, \, 1.25 \direito)
= 1.25
\)
Applying this factor to the characteristic resistance, the design resistance is 36.19 kN.
\(
V_{Rd,s} = frac{V_{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,s}}{\a força de deslizamento é a soma da força horizontal resultante da pressão ativa do solo no lado ativo do solo e a força horizontal resultante da presença da sobrecarga{Cl.7.2.1.3 e deve satisfazer,o cisalhamento}}
= frac{45.239 \,\texto{kN}}{1.25}
= 36.191 \,\texto{kN}
\)
A required shear resistance per anchor rod is the resultant shear load divided by the total number of anchor rods, which calculates to 1.77 kN.
\(
V_{Ed} = frac{\sqrt{ (V_y)^ 2 + (V_z)^ 2 }}{n_{anc}}
\)
\(
V_{Ed} = frac{\sqrt{ (5 \,\texto{kN})^ 2 + (5 \,\texto{kN})^ 2 }}{4}
= 1.7678 \,\texto{kN}
\)
Desde a 1.7678 kN < 36.191 kN, the anchor rod steel shear capacity is suficiente.
Resumo do projeto
A Software de design de placa de base skyciv pode gerar automaticamente um relatório de cálculo passo a passo para este exemplo de design. Ele também fornece um resumo dos cheques executados e suas proporções resultantes, facilitando o entendimento da informação. Abaixo está uma tabela de resumo de amostra, que está incluído no relatório.
Relatório de amostra de Skyciv
Clique aqui Para baixar um relatório de amostra.
Compre software de placa de base
Compre a versão completa do módulo de design da placa de base por conta própria, sem outros módulos Skyciv. Isso oferece um conjunto completo de resultados para o design da placa de base, incluindo relatórios detalhados e mais funcionalidade.
