CSA S16 kullanarak taban plaka tasarımı örneği:19 ve CSA A23.3:19
Sorun Bildirimi
Determine whether the designed column-to-base plate connection is sufficient for 15 kN gerilim yükü, 5 kN Vy kesme yükü, ve 5 kN Vz kesme yükü.
Verilen Veriler
Sütun:
Sütun bölümü: HP200x54
Sütun alanı: 6840.0 mm2
Sütun malzemesi: 350W
Taban plakası:
Taban plaka boyutları: 400 mm x 500 mm
Taban plakası kalınlığı: 25 mm
Taban plaka malzemesi: 300W
Izgara:
Grout Thickness: 0 mm
Somut:
Somut boyutlar: 400 mm x 500 mm
Beton kalınlığı: 380 mm
Beton malzeme: 20.7 MPa
Çatlamış veya çatlaksız: Çatlak
Çapa:
Çapa: 12.7 mm
Etkili gömme uzunluğu: 300 mm
Anchor Ending: Rectangular Plate
Gömülü plaka genişliği: 60mm
Gömülü plaka kalınlığı: 10 mm
Steel Material: F1554 Gr.55
Threads in Shear Plane: Included
Kaynaklar:
kaynak boyutu: 8 mm
Dolgu Metal Sınıflandırması: E43XX-X
Çapa Verileri (itibaren SkyCiv Hesap Makinesi):
SkyCiv Ücretsiz Aracındaki Model
Ücretsiz çevrimiçi aracımızı kullanarak yukarıdaki taban plakası tasarımını bugün modelleyin! Kayıt olmanıza gerek yok.
Not
Bu tasarım örneğinin amacı, eşzamanlı kesme ve eksenel yükleri içeren kapasite kontrolleri için adım adım hesaplamaları göstermektir.. Gerekli kontrollerden bazıları önceki tasarım örneklerinde zaten tartışılmıştı.. Lütfen her bölümde verilen bağlantılara bakın.
Adım adım hesaplamalar
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #1: Kaynak kapasitesini hesapla
To determine the weld capacity under simultaneous loading, we first need to calculate the weld demand due to the shear load and the weld demand due to the gerilim yükü. You may refer to this bağlantı for the procedure to obtain the weld demands for shear, and this bağlantı for the tension weld demands.
For this design, NS weld demand at the flange due to the tension load is found to be as follows, where the stress is expressed as birim uzunluk başına kuvvet.
\( v_{f,flg} = frac{T_{sen,Çapa}}{l_{eff}} = frac{3.75\,\Metin{kN}}{100.5\,\Metin{mm}} = 0.037313\,\text{kN/mm} \)
Ayrıca, NS weld stress at any part of the column section due to the shear load is determined as:
\( v_{fy} = frac{V_y}{L_{kaynak}} = frac{5\,\Metin{kN}}{1090.6\,\Metin{mm}} = 0.0045846\,\text{kN/mm} \)
\( v_{fz} = frac{V_Z}{L_{kaynak}} = frac{5\,\Metin{kN}}{1090.6\,\Metin{mm}} = 0.0045846\,\text{kN/mm} \)
Since there is a combination of tension and shear loads at the ağ, we need to obtain the resultant. Expressing this as force per unit length, sahibiz:
\(r_f = \sqrt{(r_{f,\Metin{flg}})^ 2 + (v_{fy})^ 2 + (v_{fz})^ 2}\)
\( r_f = \sqrt{(0.037313\,\Metin{kN/mm})^ 2 + (0.0045846\,\Metin{kN/mm})^ 2 + (0.0045846\,\Metin{kN/mm})^ 2} \)
\(r_f = 0.037873\ \Metin{kN/mm}\)
İçin ağ, only shear stresses are present. Böylece, the resultant is:
\( r_f = \sqrt{((v_{fy})^ 2) + ((v_{fz})^ 2)} \)
\( r_f = \sqrt{((0.0045846\,\Metin{kN/mm})^ 2) + ((0.0045846\,\Metin{kN/mm})^ 2)} = 0.0064836\,\text{kN/mm} \)
Sonraki, hesaplıyoruz factored weld capacity kullanma CSA S16:19 Madde 13.13.2.2. We conservatively assume kds = 1.0, by always setting angle of load to 0 sen, neglecting any additional capacity added by the actual load angle.
\( v_{r,ağ} = 0.67\phi t_wX_u = 0.67 \zamanlar 0.67 \times 5.657\,\text{mm} \times 430\,\text{MPa} = 1.092\,\text{kN/mm} \)
\( v_{r,flg} = 0.67\phi t_wX_u = 0.67 \zamanlar 0.67 \times 5.657\,\text{mm} \times 430\,\text{MPa} = 1.092\,\text{kN/mm} \)
For this welded connection, the electrode strength does not overmatch the base metal strengths. Bu nedenle, the base metal check is not governing and does not need to be performed.
Dan beri 0.0064836 kN/mm < 1.092 kN/mm ve 0.037873 kN/mm < 1.092 kN/mm, Kaynak kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #2: Gerginlik yükü nedeniyle taban plakası eğilme verme kapasitesini hesaplayın
Taban plakasının eğilme akma kapasitesi için bir tasarım örneği, Gerilim için Taban Plakası Tasarım Örneği bölümünde zaten tartışılmıştır.. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #3: Ankraj çubuğu gerilme kapasitesini hesaplayın
A design example for the anchor rod tensile capacity is already discussed in the Base Plate Design Example for Tension. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #4: Gerginlikte beton kırılma kapasitesini hesaplayın
A design example for the capacity of the concrete in tension breakout is already discussed in the Base Plate Design Example for Tension. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #5: Çapa çekme kapasitesini hesaplayın
A design example for the anchor pull out capacity is already discussed in the Base Plate Design Example for Tension. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #6: Gömme tabağı eğilme kapasitesini hesaplayın
A design example for the supplementary check on the embedded plate flexural yielding capacity is already discussed in the Base Plate Design Example for Tension. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #7: Y yönünde yan yüz patlama kapasitesini hesaplayın
Side-face blowout failure along the Y-direction is not applicable because the anchors are not located close enough to the left and right edges of the concrete support.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #8: Z yönünde yan yüz patlama kapasitesini hesaplayın
hesaplamak için Side-Face Blowout (SFBO) kapasite, we first determine the total tension force on the anchors closest to the edge. For this check, we will evaluate the capacity of the edge along the Z-direction.
Since the failure cone projections of the SFBO along the Z-direction overlap, the anchors are treated as an çapa.
The total tension demand of the anchor group is calculated as:
\( N_{FA} = sol(\çatlamak{N_z}{N_{a,t}}\sağ)N_{ile,G1} = sol(\çatlamak{15\,\Metin{kN}}{4}\sağ) \zamanlar 2 = 7.5\,\text{kN} \)
Sonraki, Belirliyoruz kenar mesafeleri:
\( c_{Y,min} = min(c_{\Metin{üst},G1}, c_{\Metin{alt},G1}) = min(85\,\Metin{mm}, 415\,\Metin{mm}) = 85\,\text{mm} \)
\( c_{ile,min} = min(c_{\Metin{ayrıldı},G1}, c_{\Metin{sağ},G1}) = min(162.5\,\Metin{mm}, 162.5\,\Metin{mm}) = 162.5\,\text{mm} \)
Using these edge distances, hesaplıyoruz anchor group capacity uyarınca CSA A23.3:19 Clause D.6.4.
\( N_{sbgr} = sol(\çatlamak{1 + \çatlamak{c_{ile,min}}{c_{Y,min}}}{4} + \çatlamak{S_{toplam,ile,G1}}{6c_{Y,min}}\sağ)13.3\ayrıldı(\çatlamak{c_{Y,min}}{mm}\sağ)\sqrt{\çatlamak{bir_{brg}}{mm^2}}\phi\lambda_a\sqrt{\çatlamak{f'_c}{MPa}}R(N) \)
\( N_{sbgr} = sol(\çatlamak{1 + \çatlamak{162.5\,\Metin{mm}}{85\,\Metin{mm}}}{4} + \çatlamak{75\,\Metin{mm}}{6 \times 85\,\text{mm}}\sağ) \zamanlar 13.3 \kez kaldı(\çatlamak{85\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}\sağ) \kez sqrt{\çatlamak{3473.3\,\Metin{mm}^ 2}{1\,\Metin{mm}^ 2}} \zamanlar 0.65 \zamanlar 1 \kez sqrt{\çatlamak{20.68\,\Metin{MPa}}{1\,\Metin{MPa}}} \zamanlar 1 \times 0.001\,\text{kN} \)
\( N_{sbgr} = 172.32\,\text{kN} \)
In the original equation, a reduction factor is applied when the anchor spacing is less than 6ca₁, assuming the headed anchors have sufficient edge distance. ancak, in this design example, dan beri ca₂ < 3ca₁, the SkyCiv calculator applies an additional reduction factor to account for the reduced edge capacity.
Dan beri 7.5 kN < 172.32 kN, the SFBO capacity along the Z-direction is yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #9: Calculate breakout capacity (Vy kesme)
A design example for the concrete breakout capacity in Vy shear is already discussed in the Base Plate Design Example for Shear. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #10: Calculate breakout capacity (Vz kesme)
A design example for the concrete breakout capacity in Vy shear is already discussed in the Base Plate Design Example for Shear. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #11: Kaldırma kapasitesini hesaplayın (Vy kesme)
A design example for the capacity of the concrete against pryout failure due to Vy shear is already discussed in the Base Plate Design Example for Shear. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #12: Kaldırma kapasitesini hesaplayın (Vz kesme)
A design example for the capacity of the concrete against pryout failure due to Vy shear is already discussed in the Base Plate Design Example for Shear. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #13: Ankraj çubuğu kesme kapasitesini hesaplayın
A design example for the anchor rod shear capacity is already discussed in the Base Plate Design Example for Shear. Adım adım hesaplama için lütfen bu bağlantıya bakın.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #14: Calculate anchor rod shear and tension capacity (CSA S16)
To determine the capacity of the anchor rod under combined shear and axial loads, kullanıyoruz CSA S16:19 Madde 13.12.1.4.
The total tensile force experienced by the anchors, including additional bending from eccentric shear load is shown below.
\( T_{f,toplam} = T_f + N_{FA} = 18.038\,\text{kN} + 3.75\,\Metin{kN} = 21.788\,\text{kN} \)
Using the demand and capacity values for both shear and tension checks performed, we now calculate the interaction equation.
\( I = \left(\ayrıldı(\çatlamak{V_{FA}}{V_{c,zh}}\sağ)^2\right) + \ayrıldı(\ayrıldı(\çatlamak{T_{f,toplam}}{T_c}\sağ)^2\right) \)
\( I = \left(\ayrıldı(\çatlamak{3.5355\,\Metin{kN}}{14.255\,\Metin{kN}}\sağ)^2\right) + \ayrıldı(\ayrıldı(\çatlamak{21.788\,\Metin{kN}}{28.85\,\Metin{kN}}\sağ)^2\right) = 0.63189 \)
Dan beri 0.63 < 1.0, the anchor rod interaction capacity per CSA S16 is yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #15: Calculate interaction checks (CSA A23.3)
When checking the anchor rod capacity under combined shear and tension loads using CSA A23.3, a different approach is applied. For completeness, we also perform the CSA A23.3 interaction checks in this calculation, which include other concrete interaction checks ilave olarak.
Here are the resulting ratios for all CSA A23.3 tension checks:
And here are the resulting ratios for all CSA A23.3 shear checks:
We take the design check with the largest ratio and compare it to the maximum interaction ratio using CSA A23.3:19 Equation D.46.
\( BEN_{int} = frac{N_{FA}}{N_{ra}} + \çatlamak{V_{FA}}{V_{ra}} = frac{15}{53.52} + \çatlamak{5}{16.278} = 0.58743 \)
Dan beri 0.587 < 1.2, the interaction check is yeterli.
Tasarım Özeti
NS Skyciv Base Plaka Tasarım Yazılımı Bu tasarım örneği için otomatik olarak adım adım hesaplama raporu oluşturabilir. Ayrıca gerçekleştirilen kontrollerin ve bunların sonuç oranlarının bir özetini sağlar, Bir bakışta bilginin anlaşılmasını kolaylaştırmak. Aşağıda bir örnek özet tablosu var, rapora dahildir.
Skyciv Örnek Raporu
SkyCiv Taban Plakası Tasarım Raporundan bekleyebileceğiniz ayrıntı ve netlik düzeyini görün. Rapor tüm önemli tasarım kontrollerini içerir, denklemler, ve sonuçların net ve okunması kolay bir formatta sunulması. Tasarım standartlarıyla tam uyumludur. SkyCiv Taban Plakası Hesaplayıcısı kullanılarak oluşturulan örnek raporu görüntülemek için aşağıya tıklayın.
Base Plaka Yazılımı Satın Alın
Base Plaka Tasarım Modülünün tam sürümünü başka bir SkyCiv modül olmadan kendi başına satın alın. Bu size taban plakası tasarımı için tam bir dizi sonuç verir, ayrıntılı raporlar ve daha fazla işlevsellik dahil.
