CSA S16 kullanarak taban plaka tasarımı örneği:19 ve CSA A23.3:19
Sorun Bildirimi
Tasarlanan sütun-tabaka plaka bağlantısının bir Sen = 5-kn ve VZ = 5-KN kesme yükleri.
Verilen Veriler
Sütun:
Sütun bölümü: HP200x54
Sütun alanı: 6840.0 mm2
Sütun malzemesi: 350W
Taban plakası:
Taban plaka boyutları: 400 mm x 400 mm
Taban plakası kalınlığı: 13 mm
Taban plaka malzemesi: 300W
Izgara:
Harç Kalınlığı: 13 mm
Somut:
Somut boyutlar: 450 mm x 450 mm
Beton kalınlığı: 380 mm
Beton malzeme: 20.68 MPa
Çatlamış veya çatlaksız: Çatlak
Çapa:
Çapa: 12.7 mm
Etkili gömme uzunluğu: 300 mm
Plaka yıkayıcı kalınlığı: 0 mm
Plaka yıkayıcı bağlantısı: Hayır
Kaynaklar:
kaynak boyutu: 8 mm
Dolgu Metal Sınıflandırması: E43xx
Çapa Verileri (itibaren SkyCiv Hesap Makinesi):
SkyCiv Ücretsiz Aracındaki Model
Ücretsiz çevrimiçi aracımızı kullanarak yukarıdaki taban plakası tasarımını bugün modelleyin! Kayıt olmanıza gerek yok.
Tanımlar
Yük yolu:
Tasarım şu şekildedir: CSA A23.3:2019 standartlar ve tavsiyeler AISC Tasarım Kılavuzu 1, 3Rd Edition. Kolona uygulanan kesme yükleri kaynaklar vasıtasıyla taban plakasına aktarılır., ve ardından destek betonuna çapa çubukları. Bu örnekte sürtünme ve kesme pabuçları dikkate alınmaz, Bu mekanizmalar mevcut yazılımda desteklenmediğinden.
Varsayılan olarak, NS uygulanan kesme yükü tüm ankrajlara dağıtılır, ya kaynaklı plaka rondelalarının kullanılmasıyla ya da diğer mühendislik araçlarıyla. Her bir ankrajın taşıdığı yük üç değer kullanılarak belirlenir. (3) belirtilen durumlarda CSA A23.3:2019 Madde D.7.2.1 ve Şekil D.13. Her bir ankraj daha sonra yükü aşağıdaki destekleyici betona aktarır.. Yük aktarımı varsayımlarında sürekliliği sağlamak için ankraj çeliği kesme dayanımı kontrol edilirken bu referanslara uygun yük dağılımı da kullanılır..
Alternatif olarak, yazılım basitleştirilmiş ve daha ihtiyatlı bir varsayıma izin verir, nerede tüm kesme yükü yalnızca yüklü kenara en yakın ankrajlara atanır. Bu durumda, kesme kapasitesi kontrolü yalnızca bu kenar ankrajlarında gerçekleştirilir, Potansiyel kayma kırılmasının ihtiyatlı bir şekilde ele alınmasının sağlanması.
Çapa:
NS SkyCiv Taban Plakası Tasarım Yazılımı Hangi çapaların değerlendirmek için bir çapa grubunun parçası olduğunu belirleyen sezgisel bir özellik içerir. beton kesme kırılması ve Beton Kesme Pryout başarısızlık.
Bir çapa örtüşen öngörülen direnç alanlarına sahip iki veya daha fazla ankraj olarak tanımlanır. Bu durumda, Çapalar birlikte hareket eder, ve birleşik dirençleri gruptaki uygulanan yüke karşı kontrol edilir.
Bir tek çapa Öngörülen direnç alanı başka biriyle örtüşmeyen bir çapa olarak tanımlanır.. Bu durumda, Çapa tek başına hareket eder, ve bu çapa üzerindeki uygulanan kesme kuvveti doğrudan bireysel direncine göre kontrol edilir.
Bu ayrım, kayma ile ilgili arıza modlarını değerlendirirken yazılımın hem grup davranışını hem de bireysel çapa performansını yakalamasını sağlar..
Adım adım hesaplamalar
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #1: Kaynak kapasitesini hesapla
İlk adım hesaplamaktır Toplam kaynak uzunluğu kesmeye direnmek için mevcut. Toplam kaynak uzunluğu, Kaynak , her taraftaki kaynakların toplanmasıyla elde edilir.
\( L_{kaynak} = 2b_f + 2(d_{seri} – 2T_F – 2r_{seri}) + 2(B_F – t_w – 2r_{seri}) \)
\( L_{kaynak} = 2 \times 207,\text{mm} + 2 \zamanlar (204,\Metin{mm} – 2 \times 11.3,\text{mm} – 2 \times 9.7,\text{mm}) + 2 \zamanlar (207,\Metin{mm} – 11.3,\Metin{mm} – 2 \times 9.7,\text{mm}) = 1090.6,\text{mm} \)
Bu kaynak uzunluğunu kullanma, y'de uygulanan kesme kuvvetleri- ve z-yönleri ortalamayı belirlemek için bölünür birim uzunluk başına kesme kuvveti her yönde:
\( v_{fy} = frac{V_y}{L_{kaynak}} = frac{5,\Metin{kN}}{1090.6,\Metin{mm}} = 0.0045846,\text{kN/mm} \)
\( v_{fz} = frac{V_Z}{L_{kaynak}} = frac{5,\Metin{kN}}{1090.6,\Metin{mm}} = 0.0045846,\text{kN/mm} \)
NS ortaya çıkan kesme talebi birim uzunluk başına karelerin toplamının karekökü kullanılarak belirlenir (SRSS) yöntem.
\( v_f = \sqrt{\ayrıldı((v_{fy})^2\right) + \ayrıldı((v_{fz})^2\right)} \)
\( v_f = \sqrt{\ayrıldı((0.0045846,\Metin{kN/mm})^2\right) + \ayrıldı((0.0045846,\Metin{kN/mm})^2\right)} = 0.0064836,\text{kN/mm} \)
Sonraki, kaynak kapasitesi kullanılarak hesaplanır CSA S16:19 Madde 13.13.2.2, with the directional strength coefficient taken as kds=1.0 to be conservative. The weld capacity for an 8mm weld on both the flanges and web is:
\( v_r = 0.67\phi t_{w,Ana farkın, kiriş flanşlarının destek kolonuna bağlantısında yattığını fark edebilirsiniz.}X_u = 0.67 \zamanlar 0.67 \times 5.657,\text{mm} \times 430,\text{MPa} = 1.092,\text{kN/mm} \)
\( v_r = 0.67\phi t_{w,ağ}X_u = 0.67 \zamanlar 0.67 \times 5.657,\text{mm} \times 430,\text{MPa} = 1.092,\text{kN/mm} \)
yönetim fillet weld capacity dır-dir:
\( v_{r,fillet} = min(v_r, v_i) = min(1.092\,\Metin{kN/mm}, 1.092\,\Metin{kN/mm}) = 1.092\,\text{kN/mm} \)
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 0.0064 kN/mm < 1.092 kN/mm, the factored weld capacity is yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #2: VY kesme nedeniyle beton kırılma kapasitesini hesaplayın
Perpendicular Edge Capacity:
Using the ca1 values of each anchor to project the failure cones, the software identified that the failure cones of these anchors overlap. Bu nedenle, we can treat them as an çapa. Referring to CSA A23.3:19 incir. D.13, because s<ca1 , kullanıyoruz Durum 3 to determine the resistance of the anchor group against shear breakout. Ayrıca, the support was determined değil to be a narrow member, so the ca1 distance is used directly without modification.
Durum 3:
The total force to be considered for Case 3 bu full shear force along the Vy direction. This shear force is applied to the front anchors only.
\( V_{fa\perp,case3} = V_y = 5\,\text{kN} \)
To calculate the capacity of the anchor group, kullanıyoruz CSA A23.3:19 Clause D.7.2. NS maximum projected area for a single anchor is calculated using Equation D.34 with the actual ca dimension.
\( bir_{vco} = 4.5(c_{a1,g1})montaj yüksekliğinde 4.5 \zamanlar (180\,\Metin{mm})^2 = 145800\,\text{mm}^ 2 \)
To get the actual projected area of the anchor group, Önce belirliyoruz width of the failure surface:
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(c_{\Metin{ayrıldı},G1}, 1.5c_{a1,g1}) + (\min(S_{\Metin{toplam},x,G1}, 3c_{a1,g1}(N_{x,G1} – 1))) + \min(c_{\Metin{sağ},G1}, 1.5c_{a1,g1}) \)
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(175\,\Metin{mm}, 1.5 \times 180\,\text{mm}) + (\min(100\,\Metin{mm}, 3 \times 180\,\text{mm} \zamanlar (2-1))) + \min(175\,\Metin{mm}, 1.5 \times 180\,\text{mm}) \)
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = 450\,\text{mm} \)
NS height of the failure surface dır-dir:
\( H_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(1.5c_{a1,g1}, t_{\Metin{conc}}) = min(1.5 \times 180\,\text{mm}, 380\,\Metin{mm}) = 270\,\text{mm} \)
Bu verir total area gibi:
\( bir_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder}.H_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = 450\,\text{mm} \times 270\,\text{mm} = 121500\,\text{mm}^ 2 \)
Sonra kullanıyoruz CSA A23.3:19 Equations D.35 and D.36 to obtain the basic single anchor breakout strength.
\( V_{br1} = 0.58\left(\çatlamak{\min(the, 8D_A)}{D_A}\sağ)^{0.2}\sqrt{\çatlamak{D_A}{mm}}\phi\lambda_a\sqrt{\çatlamak{f'_c}{MPa}}\ayrıldı(\çatlamak{c_{a1,g1}}{mm}\sağ)^{1.5}R(N) \)
\( V_{br1} = 0.58 \kez kaldı(\çatlamak{\min(300\,\Metin{mm}, 8 \times 12.7\,\text{mm})}{12.7\,\Metin{mm}}\sağ)^{0.2} \kez sqrt{\çatlamak{12.7\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}} \zamanlar 0.65 \zamanlar 1 \kez sqrt{\çatlamak{20.68\,\Metin{MPa}}{1\,\Metin{MPa}}} \kez kaldı(\çatlamak{180\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}\sağ)^{1.5} \zamanlar 1 \times 0.001\,\text{kN} \)
\( V_{br1} = 22.364\,\text{kN} \)
\( V_{br2} = 3.75\lambda_a\phi\sqrt{\çatlamak{f'_c}{MPa}}\ayrıldı(\çatlamak{c_{a1,g1}}{mm}\sağ)^{1.5}R(N) \)
\( V_{br2} = 3.75 \zamanlar 1 \zamanlar 0.65 \kez sqrt{\çatlamak{20.68\,\Metin{MPa}}{1\,\Metin{MPa}}} \kez kaldı(\çatlamak{180\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}\sağ)^{1.5} \zamanlar 1 \times 0.001\,\text{kN} = 26.769\,\text{kN} \)
The governing capacity between the two conditions is:
\( V_{br} = min(V_{\Metin{br1}}, V_{\Metin{br2}}) = min(22.364\,\Metin{kN}, 26.769\,\Metin{kN}) = 22.364\,\text{kN} \)
Sonraki, we calculate the eccentricity factor, kenar etki faktörü, and thickness factor using CSA A23.3:19 Clauses D.7.2.5, D.7.2.6, and D.7.2.8.
NS eksantriklik faktörü dır-dir:
\( \Psi_{ec,V } = \min\left(1.0, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2ve'_N}{3c_{a1,g1}}}\sağ) = \min\left(1, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2\times0}{3\times180\,\text{mm}}}\sağ) = 1 \)
NS kenar etki faktörü dır-dir:
\( \Psi_{ed,V } = \min\left(1.0, 0.7 + 0.3\ayrıldı(\çatlamak{c_{a2,g1}}{1.5c_{a1,g1}}\sağ)\sağ) = \min\left(1, 0.7 + 0.3 \kez kaldı(\çatlamak{175\,\Metin{mm}}{1.5 \times 180\,\text{mm}}\sağ)\sağ) = 0.89444 \)
NS kalınlık faktörü dır-dir:
\( \Psi_{h,V } = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5c_{a1,g1}}{t_{\Metin{conc}}}}, 1.0\sağ) = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5 \times 180\,\text{mm}}{380\,\Metin{mm}}}, 1\sağ) = 1 \)
En sonunda, the breakout strength of the anchor group, kullanılarak hesaplandı CSA A23.3:19 Clause D.7.2.1, dır-dir:
\( V_{cbg\perp} = sol(\çatlamak{bir_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder}}{bir_{vco}}\sağ)\Psi_{ec,V }\Psi_{ed,V }\Psi_{c,V }\Psi_{h,V }V_{br} \)
\( V_{cbg\perp} = sol(\çatlamak{121500\,\Metin{mm}^ 2}{145800\,\Metin{mm}^ 2}\sağ) \zamanlar 1 \zamanlar 0.89444 \zamanlar 1 \zamanlar 1 \times 22.364\,\text{kN} = 16.669\,\text{kN} \)
The calculated capacity for Vy shear in the perpendicular direction dır-dir 16.669 kN.
Paralel Kenar Kapasitesi:
Failure along the edge parallel to the load is also possible in this scenario, so the concrete breakout capacity for the parallel edge must be determined. The anchors involved are different due to the new failure cone projection. Aşağıdaki şekle dayanarak, NS failure cone projections overlap; bu nedenle, the anchors are again treated as an çapa.
Durum 3:
The Case to use is still Durum 3 since s<ca1. Bu nedenle, the load taken by this anchor group is the full Vy shear load.
\( V_{fa\perp,case3} = V_y = 5\,\text{kN} \)
We then follow the same steps as for the perpendicular capacity.
The failure surface for an individual anchor dır-dir:
\( bir_{vco} = 4.5(c_{a1,g1})montaj yüksekliğinde 4.5 \zamanlar (175\,\Metin{mm})^2 = 137810\,\text{mm}^ 2 \)
NS actual failure surface çapa grubunun:
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(c_{\Metin{alt},G1}, 1.5c_{a1,g1}) + (\min(S_{\Metin{toplam},Y,G1}, 3c_{a1,g1}(N_{Y,G1} – 1))) + \min(c_{\Metin{üst},G1}, 1.5c_{a1,g1}) \)
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(180\,\Metin{mm}, 1.5 \times 175\,\text{mm}) + (\min(90\,\Metin{mm}, 3 \times 175\,\text{mm} \zamanlar (2-1))) + \min(180\,\Metin{mm}, 1.5 \times 175\,\text{mm}) \)
\( B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = 450\,\text{mm} \)
\( H_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = min(1.5c_{a1,g1}, t_{\Metin{conc}}) = min(1.5 \times 175\,\text{mm}, 380\,\Metin{mm}) = 262.5\,\text{mm} \)
\( bir_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = B_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder}H_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder} = 450\,\text{mm} \times 262.5\,\text{mm} = 118130\,\text{mm}^ 2 \)
benzer şekilde, NS basic single anchor breakout güçlü are calculated as follows:
\( V_{br1} = 0.58\left(\çatlamak{\min(the, 8D_A)}{D_A}\sağ)^{0.2}\sqrt{\çatlamak{D_A}{mm}}\phi\lambda_a\sqrt{\çatlamak{f'_c}{MPa}}\ayrıldı(\çatlamak{c_{a1,g1}}{mm}\sağ)^{1.5}R(N) \)
\( V_{br1} = 0.58 \kez kaldı(\çatlamak{\min(300\,\Metin{mm}, 8 \times 12.7\,\text{mm})}{12.7\,\Metin{mm}}\sağ)^{0.2} \kez sqrt{\çatlamak{12.7\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}} \zamanlar 0.65 \zamanlar 1 \kez sqrt{\çatlamak{20.68\,\Metin{MPa}}{1\,\Metin{MPa}}} \kez kaldı(\çatlamak{175\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}\sağ)^{1.5} \zamanlar 1 \times 0.001\,\text{kN} \)
\( V_{br1} = 21.438\,\text{kN} \)
\( V_{br2} = 3.75\lambda_a\phi\sqrt{\çatlamak{f'_c}{MPa}}\ayrıldı(\çatlamak{c_{a1,g1}}{mm}\sağ)^{1.5}R(N) \)
\( V_{br2} = 3.75 \zamanlar 1 \zamanlar 0.65 \kez sqrt{\çatlamak{20.68\,\Metin{MPa}}{1\,\Metin{MPa}}} \kez kaldı(\çatlamak{175\,\Metin{mm}}{1\,\Metin{mm}}\sağ)^{1.5} \zamanlar 1 \times 0.001\,\text{kN} = 25.661\,\text{kN} \)
NS governing strength dır-dir:
\( V_{br} = min(V_{\Metin{br1}}, V_{\Metin{br2}}) = min(21.438\,\Metin{kN}, 25.661\,\Metin{kN}) = 21.438\,\text{kN} \)
Sonra hesaplıyoruz eksantriklik faktörü ve kalınlık faktörü:
\( \Psi_{ec,V } = \min\left(1.0, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2ve'_N}{3c_{a1,g1}}}\sağ) = \min\left(1, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2\times0}{3\times175\,\text{mm}}}\sağ) = 1 \)
\( \Psi_{h,V } = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5c_{a1,g1}}{t_{\Metin{conc}}}}, 1.0\sağ) = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5 \times 175\,\text{mm}}{380\,\Metin{mm}}}, 1\sağ) = 1 \)
İçin breakout edge effect factor, we take it as 1.0 per CSA A23.3:19 Clause D.7.2.1c. Ek olarak, the value of the breakout capacity for the perpendicular edge is taken as twice the calculated value using Equation D.33 (for an anchor group).
NS faktörlü breakout capacity of the anchor group dır-dir:
\( V_{cbgr\parallel} = 2\left(\çatlamak{bir_{Çelik Taban Plakası Tasarımı, Beton mesnedi kontrol eder}}{bir_{vco}}\sağ)\Psi_{ec,V }\Psi_{ed,V }\Psi_{c,V }\Psi_{h,V }V_{br} \)
\( V_{cbgr\parallel} = 2 \kez kaldı(\çatlamak{118130\,\Metin{mm}^ 2}{137810\,\Metin{mm}^ 2}\sağ) \zamanlar 1 \zamanlar 1 \zamanlar 1 \zamanlar 1 \times 21.438\,\text{kN} = 36.752\,\text{kN} \)
- İçin perpendicular edge failure, dan beri 5 kN < 16.7 kN, the concrete shear breakout capacity is yeterli.
- İçin parallel edge failure, dan beri 5 kN < 36.8 kN, the concrete shear breakout capacity is yeterli.
VZ kesme nedeniyle beton kırılma kapasitesini hesaplayın
The base plate is also subjected to Vz shear, so the failure edges perpendicular and parallel to the Vz shear must be checked. Using the same approach, the perpendicular and parallel capacities are calculated as 16.6 Kn ve 37.3 kN, sırasıyla.
Perpendicular Edge:
Parallel Edge:
These capacities are then compared to the required strengths.
- İçin perpendicular edge failure, dan beri 5 kN < 16.6 kN, the factored concrete shear breakout capacity is yeterli.
- İçin parallel edge failure, dan beri 5 kN < 37.3 kN, the factored concrete shear breakout capacity is yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #4: Beton Pryout kapasitesini hesaplayın
The concrete cone for pryout failure is the same cone used in the tensile breakout check. To calculate the shear pryout capacity, NS nominal tensile breakout strength of the single anchors or anchor group must first be determined. Detailed calculations for the tensile breakout check are already covered in the SkyCiv Design Examples for Tension Load and will not be repeated here.
It is important to note that the anchor group determination for shear breakout is different from that for shear pryout. The anchors in the design must still be checked to determine whether they act as a group or as single anchors. The classification of the support as a narrow section must also be verified and should follow the same conditions used for tension breakout.
According to the SkyCiv software, the nominal tensile breakout strength of the anchor group is 60.207 kN. With a pryout factor of 2.0, NS factored pryout capacity dır-dir:
\( V_{cpgr} = c times A_{cp}N_{CBR} = 2 \times 60.207\,\text{kN} = 120.41\,\text{kN} \)
Gerekli güç, resultant of the applied shear loads. Tüm çapalar tek bir gruba ait olduğundan, toplam bileşke kesme kuvveti gruba atanır.
\( V_{FA} = sqrt{((V_y)^ 2) + ((V_Z)^ 2)} = sqrt{((5\,\Metin{kN})^ 2) + ((5\,\Metin{kN})^ 2)} = 7.0711\,\text{kN} \)
\( V_{FA} = sol(\çatlamak{V_{FA}}{n_a}\sağ)N_{a,G1} = sol(\çatlamak{7.0711\,\Metin{kN}}{4}\sağ) \zamanlar 4 = 7.0711\,\text{kN} \)
Dan beri 7.07 kN < 120.4 kN, the factored pryout capacity is yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #5: Ankraj çubuğu kesme kapasitesini hesaplayın
Bu tasarım örneğinde bunu hatırlayın, kesme kuvveti tüm ankrajlara dağıtılır. NS total shear load per anchor is therefore the resultant of its share of the Vy load and its share of the Vz load. We also consider the governing case used in the shear breakout checks.
For Vy shear, Durum 3 is governing.
\( V_{FA,Y} = frac{V_y}{N_{ile,G1}} = frac{5\,\Metin{kN}}{2} = 2.5\,\text{kN} \)
benzer şekilde, for Vz shear, Durum 3 is governing.
\( V_{FA,ile} = frac{V_Z}{N_{Y,G1}} = frac{5\,\Metin{kN}}{2} = 2.5\,\text{kN} \)
Bu verir shear force on the anchor rod gibi:
\( V_{FA} = sqrt{((V_{FA,Y})^ 2) + ((V_{FA,ile})^ 2)} = sqrt{((2.5\,\Metin{kN})^ 2) + ((2.5\,\Metin{kN})^ 2)} = 3.5355\,\text{kN} \)
In this design example, grout is present. Bu nedenle, the anchor rod also experiences bending due to eccentric shear. Bunun hesabını vermek, we can either apply the grout reduction factor per CSA A23.3:19 Clause D.7.1.3 veya check shear–bending interaction using CSA S16:19 Madde 13.12.1.4.
Bu hesaplama için, we opted to use the 0.8 reduction factor from CSA A23.3. To allow for individual engineering judgment, NS SkyCiv Base Plate software bu azaltma faktörünü devre dışı bırakma ve bunun yerine kesme-bükme etkileşimi kontrolünü kullanma seçeneğini sunar. Bu özellik kullanılarak keşfedilebilir. Taban Plakası Ücretsiz Aracı.
CSA A23.3 Ankraj Çubuğu Kesme Kapasitesi:
İlk, Ankraj çubuğu kesme kapasitesini CSA A23.3'ü kullanarak hesaplıyoruz. NS minimum çekme gerilimi çapa çubuğunun:
\( f_{uta} = min(F_{u _anc}, 1.9F_{y\_anc}, 860) = min(400\,\Metin{MPa}, 1.9 \times 248.2\,\text{MPa}, 860.00\,\Metin{MPa}) = 400\,\text{MPa} \)
NS faktörlü ankraj çubuğu kesme kapasitesi, kullanılarak hesaplandı CSA A23.3:19 Denklem D.31 ve Madde D.7.1.3, dır-dir:
\( V_{SAR,a23} = 0,8A_{biliyorum,V }\phi_s0.6f_{uta}R = 0.8 \times 92\,\text{mm}^2 Times 0.85 \zamanlar 0.6 \times 400\,\text{MPa} \zamanlar 0.75 = 11.258\,\text{kN} \)
Şunu unutmayın: 0.8 Harcın varlığı nedeniyle burada azaltma faktörü uygulanır. Bu azaltılmış kesme kapasitesi, ankraj çubuğundaki ek bükülmeyi hesaba katar.
CSA S16 Ankraj Çubuğu Kesme Kapasitesi:
CSA S16 kapasitesi için, sadece kesme kapasitesi kontrol edilird, since the bending due to eccentric shear has already been accounted for in the CSA A23.3 check.
NS factored shear capacity is calculated using CSA S16:19 Madde 25.3.3.3.
\( V_{r,s16} = 0.7\phi_m 0.6n A_{sr} F_{u _anc} = 0.7 \zamanlar 0.67 \zamanlar 0.6 \zamanlar 1 \times 126.68\,\text{mm}^2 \times 400\,\text{MPa} = 14.255\,\text{kN} \)
To ensure both methods are considered, the governing capacity is taken as the lesser of the two values, hangisi 11.258 kN.
Dan beri 3.54 kN < 11.258 kN, the factored anchor rod shear capacity 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.
