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:
Grout Thickness: 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
Plate washer thickness: 0 mm
Plate washer connection: 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:
The design follows the CSA A23.3:2019 standards and the recommendations of AISC Tasarım Kılavuzu 1, 3Rd Edition. 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. Bu örnekte sürtünme ve kesme pabuçları dikkate alınmaz, Bu mekanizmalar mevcut yazılımda desteklenmediğinden.
Varsayılan olarak, NS applied shear load is distributed to all anchors, either through the use of welded plate washers or by other engineering means. The load carried by each anchor is determined using the three (3) cases stated in CSA A23.3:2019 Clause D.7.2.1 and Figure D.13. Each anchor then transfers the load to the supporting concrete below. The load distribution in accordance with these references is also used when checking the anchor steel shear strength to ensure continuity in the load transfer assumptions.
Alternatif olarak, the software allows a simplified and more conservative assumption, nerede entire shear load is assigned only to the anchors nearest the loaded edge. Bu durumda, the shear capacity check is performed on these edge anchors alone, ensuring that potential shear failure is conservatively addressed.
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
The first step is to calculate the Toplam kaynak uzunluğu available to resist shear. The total weld length, Lweld , is obtained by summing the welds on all sides.
\( L_{kaynak} = 2b_f + 2(d_{seri} – 2T_F – 2r_{seri}) + 2(B_F – t_w – 2r_{seri}) \)
\( L_{kaynak} = 2 \times 207,\text{mm} + 2 \zamanlar (204,\Metin{mm} – 2 \times 11.3,\text{mm} – 2 \times 9.7,\text{mm}) + 2 \zamanlar (207,\Metin{mm} – 11.3,\Metin{mm} – 2 \times 9.7,\text{mm}) = 1090.6,\text{mm} \)
Using this weld length, the applied shear forces in the y- and z-directions are divided to determine the average shear force per unit length in each direction:
\( v_{fy} = frac{V_y}{L_{kaynak}} = frac{5,\Metin{kN}}{1090.6,\Metin{mm}} = 0.0045846,\text{kN/mm} \)
\( v_{fz} = frac{V_Z}{L_{kaynak}} = frac{5,\Metin{kN}}{1090.6,\Metin{mm}} = 0.0045846,\text{kN/mm} \)
NS resultant shear demand per unit length is then determined using the square root of the sum of the squares (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, the weld capacity is calculated using 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 thickness factor 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.
Parallel Edge Capacity:
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. Based on the figure below, 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 thickness factor:
\( \Psi_{ec,V } = \min\left(1.0, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2ve'_N}{3c_{a1,g1}}}\sağ) = \min\left(1, \çatlamak{1}{1 + \çatlamak{2\times0}{3\times175\,\text{mm}}}\sağ) = 1 \)
\( \Psi_{h,V } = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5c_{a1,g1}}{t_{\Metin{conc}}}}, 1.0\sağ) = \max\left(\sqrt{\çatlamak{1.5 \times 175\,\text{mm}}{380\,\Metin{mm}}}, 1\sağ) = 1 \)
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:
\( V_{cpgr} = c times A_{cp}N_{CBR} = 2 \times 60.207\,\text{kN} = 120.41\,\text{kN} \)
The required strength is the resultant of the applied shear loads. Since all anchors belong to a single group, the total resultant shear is assigned to the group.
\( V_{FA} = sqrt{((V_y)^ 2) + ((V_Z)^ 2)} = sqrt{((5\,\Metin{kN})^ 2) + ((5\,\Metin{kN})^ 2)} = 7.0711\,\text{kN} \)
\( V_{FA} = sol(\çatlamak{V_{FA}}{n_a}\sağ)N_{a,G1} = sol(\çatlamak{7.0711\,\Metin{kN}}{4}\sağ) \zamanlar 4 = 7.0711\,\text{kN} \)
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
Recall that in this design example, shear is distributed to all anchors. 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 provides the option to disable this reduction factor and instead use the shear–bending interaction check. This feature can be explored using the Base Plate Free Tool.
CSA A23.3 Anchor Rod Shear Capacity:
İlk, we calculate the anchor rod shear capacity using CSA A23.3. NS minimum tensile stress of the anchor rod is:
\( f_{uta} = min(F_{u _anc}, 1.9F_{y\_anc}, 860) = min(400\,\Metin{MPa}, 1.9 \times 248.2\,\text{MPa}, 860.00\,\Metin{MPa}) = 400\,\text{MPa} \)
NS factored anchor rod shear capacity, kullanılarak hesaplandı CSA A23.3:19 Equation D.31 and Clause D.7.1.3, dır-dir:
\( V_{SAR,a23} = 0.8A_{biliyorum,V }\phi_s0.6f_{uta}R = 0.8 \times 92\,\text{mm}^2 Times 0.85 \zamanlar 0.6 \times 400\,\text{MPa} \zamanlar 0.75 = 11.258\,\text{kN} \)
Note that the 0.8 reduction factor is applied here due to the presence of grout. This reduced shear capacity accounts for the additional bending in the anchor rod.
CSA S16 Anchor Rod Shear Capacity:
For the CSA S16 capacity, only the shear capacity is checked, 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.
