Base Plate Design Example using AS 4100:2020, GİBİ 3600:2018, GİBİ 5216:2021
Sorun Bildirimi:
50 kn gerilimli bir yük için tasarlanmış sütun-taban plakası bağlantısının yeterli olup olmadığını belirleyin.
Verilen Veriler:
Sütun:
Sütun bölümü: 250x150x8 RHS
Sütun alanı: 5920 mm2
Sütun malzemesi: AS / NZS 1163 Gr. C350
Taban plakası:
Taban plaka boyutları: 350 mm x 350 mm
Taban plakası kalınlığı: 20 mm
Taban plaka malzemesi: AS / NZS 1163 Gr. C250
Izgara:
Grout kalınlığı: 20 mm
Somut:
Somut boyutlar: 450 mm x 450 mm
Beton kalınlığı: 400 mm
Beton malzeme: N28
Çatlamış veya çatlaksız: Çatlak
Çapa:
Çapa: 16 mm
Etkili gömme uzunluğu: 250.0 mm
Embedded plate width: 70 mm
Embedded plate thickness: 10 mm
Çapa ofseti sütunun yüzünden mesafe: 62.5 mm
Kaynaklar:
Kaynak tipi: Fillet
Weld category: SP
Dolgu Metal Sınıflandırması: E43xx
Çapa Verileri (itibaren SkyCiv Hesap Makinesi):
Tanımlar:
Yük yolu:
Bir taban plakası yükselmeye tabi tutulduğunda (çekme) kuvvetler, Bu kuvvetler ankraj çubuklarına aktarılır, bu da taban plakadaki bükülme momentlerini indükler. Bükme eylemi şöyle görülebilir. konsol bükme sütun bölümünün flanşlarının veya ağının etrafında meydana gelir, Ankrajların nerede konumlandırıldığına bağlı olarak.
İçinde SkyCiv Taban Plakası Tasarım Yazılımı, sadece içinde bulunan ankrajlar çapa gerilim bölgesi yükselişe direnmede etkili kabul edilir. Bu bölge tipik olarak sütun flanşlarının veya web'in yakınındaki alanları içerir. For rectangular columns, the anchor tension zone refers to the area adjacent to the column walls. Bu bölgenin dışındaki ankrajlar gerilim direncine katkıda bulunmaz ve yükselme hesaplamalarından hariç tutulur.
Bükülmeye direnen taban plakasının etkili alanını belirlemek için, a 45-derece dispersiyon her çapa çubuğunun merkez çizgisinden sütun yüzüne doğru varsayılır. Bu dağılım, Etkili kaynak uzunluğu ve kurulmaya yardımcı olur Etkili bükülme genişliği plakanın.
Varsayım, yükselme kuvvetinin plakadan nasıl yayıldığını tahmin ederek taban plakası analizini basitleştirir..
Çapa:
NS SkyCiv Taban Plakası Tasarım Yazılımı Hangi çapaların değerlendirmek için bir çapa grubunun parçası olduğunu belirleyen sezgisel bir özellik içerir. beton patlaması ve beton yan yüzlü patlama başarısızlık.
Bir çapa Benzer etkili gömme derinlikleri ve aralıklı çoklu ankrajlardan oluşur, ve onların Öngörülen direnç alanları örtüşüyor. Çapalar gruplandığında, Gruba uygulanan toplam gerilim kuvvetine direnmek için kapasiteleri birleştirilir.
Gruplama kriterlerini karşılamayan çapalar, tek çapa. Bu durumda, Sadece bireysel çapa üzerindeki gerilim kuvveti kendi etkili direnç alanına göre kontrol edilir.
Prying Increase Factor:
NS SkyCiv Taban Plakası Tasarım Yazılımı 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. Varsayılan olarak, the prying increase factor is set to 1.0, meaning no additional prying load is applied unless specified by the user.
Adım adım hesaplamalar:
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #1: Kaynak kapasitesini hesapla
Başlamak, 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 veya 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. Bu örnekte, 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.
\(
l_r = \frac{d_{seri} – 2t_{seri} – 2r_{seri} – s_y (N_{a,\Metin{side}} – 1)}{2} = frac{250 \, \Metin{mm} – 2 \zamanlar 8 \, \Metin{mm} – 2 \zamanlar 12 \, \Metin{mm} – 150 \, \Metin{mm} \zamanlar (2 – 1)}{2} = 30 \, \Metin{mm}
\)
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.
\(
l_{eff,son} = dak sol( Yapmak, 0.5 s_y \right) + \Min Sol( Yapmak, l_r \right)
\)
\(
l_{eff,son} = dak sol( 62.5 \, \Metin{mm}, 0.5 \zamanlar 150 \, \Metin{mm} \sağ) + \Min Sol( 62.5 \, \Metin{mm}, 30 \, \Metin{mm} \sağ) = 92.5 \, \Metin{mm}
\)
Bu örnek için, the final effective weld length for the web anchor is taken as the effective length of the end anchor.
\(
l_{eff} = l_{eff,son} = 92.5 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, let’s calculate the load per anchor. Belirli bir dört set için (4) çapalar, Ankraj başına yük:
\(
T_{sen,Çapa} = frac{N_x}{N_{a,t}} = frac{50 \, \Metin{kN}}{4} = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Hesaplanan etkili kaynak uzunluğunu kullanarak, we can now compute the required force per unit length acting on the weld.
\(
v^*_w = \frac{T_{sen,Çapa}}{l_{eff}} = frac{12.5 \, \Metin{kN}}{92.5 \, \Metin{mm}} = 0.13514 \, \Metin{kN/mm}
\)
Şimdi, kullanacağız GİBİ 4100:2020 Madde 9.6.3.10 to calculate the design strength of the fillet weld.
\(
\phi v_w = \phi 0.6 f_{sizin} E_w k_r = 0.8 \zamanlar 0.6 \zamanlar 430 \, \Metin{MPa} \zamanlar 5.657 \, \Metin{mm} \zamanlar 1 = 1.1676 \, \Metin{kN/mm}
\)
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.
\(
\phi v_{wbm} = Phi Sol( \Min Sol( F_{ve _col} t_{seri}, f_{ve _bp} t_{bp} \sağ) \sağ)
\)
\(
\phi v_{wbm} = 0.9 \kez kaldı( \Min Sol( 350 \, \Metin{MPa} \zamanlar 8 \, \Metin{mm}, 250 \, \Metin{MPa} \zamanlar 20 \, \Metin{mm} \sağ) \sağ) = 2.52 \, \Metin{kN/mm}
\)
Bu durumda, the weld resistance governs over the base metal resistance.
Dan beri 0.13514 kN/mm < 1.1676 kN/mm, Kaynak kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #2: Gerginlik yükü nedeniyle taban plakası eğilme verme kapasitesini hesaplayın
Kullanmak Ankraj başına yük and the offset distance from the center of the anchor to the face of the column (serving as the load eccentricity), Taban plakasına uygulanan an bir konsol varsayım.
\(
M^* = T_{sen,Çapa} e = 12.5 \, \Metin{kN} \zamanlar 62.5 \, \Metin{mm} = 781.25 \, \Metin{kN} \cdot metin{mm}
\)
Sonraki, using the calculated Etkili kaynak uzunluğu from the previous check as the bending width, hesaplayabiliriz Taşıma kapasitesini hesaplar taban plakasının AISC 360-22, Denklem 2-1:
\(
\phi M_s = \phi Z_{eff} f_{ve _bp} = 0.9 \zamanlar 9250 \, \Metin{mm}^3 \times 250 \, \Metin{MPa} = 2081.2 \, \Metin{kN} \cdot metin{mm}
\)
Nerede,
\(
Z_{eff} = frac{l_{eff} (t_{bp})^ 2}{4} = frac{92.5 \, \Metin{mm} \zamanlar (20 \, \Metin{mm})^ 2}{4} = 9250 \, \Metin{mm}^3
\)
Dan beri 781.25 KN-MM < 2081.2 KN-MM, taban plakası bükülme verim kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #3: Ankraj çubuğu gerilme kapasitesini hesaplayın
To evaluate the tensile capacity of the anchor rod, Bahsediyoruz GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.2 ve GİBİ 4100:2020 Madde 9.2.2.2.
İlk, Belirliyoruz = c times A_ of the threaded portion of the rod, takip etme GİBİ 4100:2020 Madde 7.2 ve AS 1275–1985 Clause 1.7.
\(
A_n = \frac{\pi}{4} \ayrıldı( \çatlamak{d_a}{\Metin{mm}} – 0.9382 P \right)^ 2 \, \Metin{mm}^2 = \frac{\pi}{4} \kez kaldı( \çatlamak{16 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} – 0.9382 \zamanlar 2 \sağ)^2 Times 1 \, \Metin{mm}montaj yüksekliğinde 156.67 \, \Metin{mm}^ 2
\)
kullanma GİBİ 4100:2020 Madde 9.2.2, hesaplıyoruz nominal tension capacity of the bolt based on the tensile stress area and the material strength.
\(
N_{tf} = A_n F_{u\_anc} = 156.67 \, \Metin{mm}^2 Times 800 \, \Metin{MPa} = 125.33 \, \Metin{kN}
\)
We then apply the appropriate resistance factor to obtain the design anchor capacity in tension.
\(
\phi N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,s} = \phi N_{tf} = 0.8 \zamanlar 125.33 \, \Metin{kN} = 100.27 \, \Metin{kN}
\)
Daha önce hesaplananları hatırlayın Ankraj başına gerilim yükü, and apply the prying increase factor if specified.
\(
N^* = p \left( \çatlamak{N_x}{N_{a,t}} \sağ) = 1 \kez kaldı( \çatlamak{50 \, \Metin{kN}}{4} \sağ) = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 100.27 kN, NS anchor rod tensile capacity is sufficient.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #4: Gerginlikte beton kırılma kapasitesini hesaplayın
Kırılma kapasitesini hesaplamadan önce, Öncelikle üyenin bir dar üye. Göre GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.3.8, the member meets the criteria for a narrow member. Bu nedenle, a modified Etkili gömme uzunluğu must be used in the breakout capacity calculations. This adjustment also affects the characteristic spacing ve characteristic edge distance, which must be modified accordingly.
Based on the narrow member criteria, NS modified values for the anchor group are as follows:
- modified effective embedment length, \(h’_{ef} = 100 \, \Metin{mm}\)
- modified characteristic spacing, \(s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır} = 300 \, \Metin{mm}\)
- modified characteristic edge distance, \(c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır} = 150 \, \Metin{mm}\)
kullanma GİBİ 5216: 2021 Madde 6.2.3.3, hesaplıyoruz reference projected concrete cone area tek bir çapa için.
\(
A0_{c,N} = sol( s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} \sağ)^2 = \left( 300 \, \Metin{mm} \sağ)montaj yüksekliğinde 90000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
benzer şekilde, hesaplıyoruz gerçek öngörülen beton koni alanı of the anchor group.
\(
bir_{Nc} = L_{Nc} B_{Nc} = 450 \, \Metin{mm} \zamanlar 450 \, \Metin{mm} = 202500 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
L_{Nc} = dak sol( c_{ayrıldı,g1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} + r_{embed\_plate} \sağ) + \Min Sol( s_{toplam,ile,g1}, s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} \cdot \left( N_{ile,g1} – 1 \sağ) \sağ) + \Min Sol( c_{sağ,g1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} + r_{embed\_plate} \sağ)
\)
\(
L_{Nc} = dak sol( 87.5 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} + 18 \, \Metin{mm} \sağ) + \Min Sol( 275 \, \Metin{mm}, 300 \, \Metin{mm} \cdot (2 – 1) \sağ) + \Min Sol( 87.5 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} + 18 \, \Metin{mm} \sağ)
\)
\(
L_{Nc} = 450 \, \Metin{mm}
\)
\(
B_{Nc} = dak sol( c_{üst,g1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} + r_{embed\_plate} \sağ) + \Min Sol( s_{toplam,Y,g1}, s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} \cdot \left( N_{Y,g1} – 1 \sağ) \sağ) + \Min Sol( c_{alt,g1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1} + r_{embed\_plate} \sağ)
\)
\(
B_{Nc} =\min \left( 150 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} + 18 \, \Metin{mm} \sağ) + \Min Sol( 150 \, \Metin{mm}, 300 \, \Metin{mm} \cdot (2 – 1) \sağ) + \Min Sol( 150 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} + 18 \, \Metin{mm} \sağ)
\)
\(
B_{Nc} = 450 \, \Metin{mm}
\)
NS 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.
Sonraki, değerlendiriyoruz characteristic strength kullanan tek bir çapanın GİBİ 5216:2021 Eşitlik. 6.2.3.2
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = k_1 \sqrt{\çatlamak{f'_c}{\Metin{MPa}}} \ayrıldı( \çatlamak{h’_{ef,g1}}{\Metin{mm}} \sağ)^{1.5} \, \Metin{N}
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = 8.9 \kez sqrt{\çatlamak{28 \, \Metin{MPa}}{1 \, \Metin{MPa}}} \kez kaldı( \çatlamak{100 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} \sağ)^{1.5} \zamanlar 0.001 \, \Metin{kN} = 47.094 \, \Metin{kN}
\)
Nerede,
- \(Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.{1} = 8.9\) dökme ankrajlar için
Şimdi, we assess the effects of geometry by calculating the necessary parametreleri for breakout resistance.
Çapa grubunun en kısa kenar mesafesi olarak belirlenir.:
\(
c_{min,N} = dak sol( c_{ayrıldı,g1}, c_{sağ,g1}, c_{üst,g1}, c_{alt,g1} \sağ) = dak sol( 87.5 \, \Metin{mm}, 87.5 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} \sağ) = 87.5 \, \Metin{mm}
\)
Göre GİBİ 5216:2021 Eşitlik. 6.2.3.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\Psi_{s,N} = dak sol( 0.7 + 0.3 \ayrıldı( \çatlamak{c_{min,N}}{c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,g1}} \sağ), 1.0 \sağ) = dak sol( 0.7 + 0.3 \kez kaldı( \çatlamak{87.5 \, \Metin{mm}}{150 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ) = 0.875
\)
NS shell spalling effect is accounted for using GİBİ 5216:2021 Denklem 6.2.3.5, giving:
\(
\Psi_{= c times A_,N} = dak sol( 0.5 + \çatlamak{h’_{ef,g1}}{\Metin{mm} \cdot 200}, 1.0 \sağ) = dak sol( 0.5 + \çatlamak{100 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm} \cdot 200}, 1 \sağ) = 1
\)
Ek olarak, her ikisi de eccentricity factor ve compression influence factor olarak alınır:
\(
\Psi_{ec,N} = 1
\)
\(
\Psi_{M,N} = 1
\)
We then combine all these factors and apply GİBİ 5216:2021 Denklem 6.2.3.1 değerlendirmek için design concrete cone breakout resistance for the anchor group:
\(
\phi N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = phi_{= c times A_} N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} \ayrıldı( \çatlamak{bir_{Nc}}{A0_{c,N}} \sağ) \Psi_{s,N} \Psi_{= c times A_,N} \Psi_{ec,N} \Psi_{M,N}
\)
\(
\phi N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = 0.6667 \zamanlar 47.094 \, \Metin{kN} \kez kaldı( \çatlamak{202500 \, \Metin{mm}^ 2}{90000 \, \Metin{mm}^ 2} \sağ) \zamanlar 0.875 \zamanlar 1 \zamanlar 1 \zamanlar 1 = 61.814 \, \Metin{kN}
\)
NS 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:
\(
N^* = p \left( \çatlamak{N_x}{N_{a,t}} \sağ) N_{a,g1} = 1 \kez kaldı( \çatlamak{50 \, \Metin{kN}}{4} \sağ) \zamanlar 4 = 50 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 50 kN < 61.814 kN Beton kırılma kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #5: Çapa çekme kapasitesini hesaplayın
NS pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. İlk, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, göre GİBİ 5216:2021 Madde 6.3.4.
\(
d_{h,\Metin{max}} = dak sol( b_{embed\_plate}, 6 \ayrıldı( t_{embed\_plate} \sağ) + d_a \right) = dak sol( 70 \, \Metin{mm}, 6 \zamanlar (10 \, \Metin{mm}) + 16 \, \Metin{mm} \sağ) = 70 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, we calculate the net bearing area of the rectangular embedded plate using:
\(
A_h = \left( d_{h,\Metin{max}}^2 \right) – bir_{kamış} = sol( (70 \, \Metin{mm})^2 \right) – 201.06 \, \Metin{mm}montaj yüksekliğinde 4698.9 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
bir_{kamış} = frac{\pi}{4} (d_a)^2 = \frac{\pi}{4} \zamanlar (16 \, \Metin{mm})montaj yüksekliğinde 201.06 \, \Metin{mm}^ 2
\)
We then calculate the design basic anchor pullout strength kullanma GİBİ 5216:2021 Madde 6.3.4:
\(
N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,p} = phi_{= c times A_} k_2 A_h \left( f’_c doğru) = 0.6667 \zamanlar 7.5 \zamanlar 4698.9 \, \Metin{mm}^2 Times (28 \, \Metin{MPa}) = 657.88 \, \Metin{kN}
\)
Daha önce hesaplananları hatırlayın Ankraj başına gerilim yükü:
\(
N^* = p \left( \çatlamak{N_x}{N_{a,t}} \sağ) = 1 \kez kaldı( \çatlamak{50 \, \Metin{kN}}{4} \sağ) = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 657.88 kN, Çapa çekme kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #6: Y yönünde yan yüz patlama kapasitesini hesaplayın
Let’s consider Side-Face Blowout Anchor Group 1 for the capacity calculation. Referring to the Anchor Data Summary, Anchor IDs 3 ve 4 are part of SFy Group 1.
We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
c_{ile,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{ayrıldı},g1}, c_{\Metin{sağ},g1} \sağ) = dak sol( 87.5 \, \Metin{mm}, 362.5 \, \Metin{mm} \sağ) = 87.5 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
c_{Y,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{üst},g1}, c_{\Metin{alt},g1} \sağ) = dak sol( 150 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} \sağ) = 150 \, \Metin{mm}
\)
kullanma GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.7.3, Hadi hesaplayalım reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{c,Nb} = sol( 4 c_{ile,\Metin{min}} \sağ)^2 = \left( 4 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm} \sağ)montaj yüksekliğinde 122500 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.7.2.
\(
bir_{Nc} = B_{c,Nb} H_{c,Nb} = 450 \, \Metin{mm} \zamanlar 325 \, \Metin{mm} = 146250 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
B_{c,Nb} = dak sol( 2 c_{ile,\Metin{min}}, c_{\Metin{üst},g1} \sağ) + s_{\Metin{toplam},Y,g1} + \Min Sol( 2 c_{ile,\Metin{min}}, c_{\Metin{alt},g1} \sağ)
\)
\(
B_{c,Nb} = dak sol( 2 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} \sağ) + 150 \, \Metin{mm} + \Min Sol( 2 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm}, 150 \, \Metin{mm} \sağ) = 450 \, \Metin{mm}
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 c_{ile,\Metin{min}} + \ayrıldı( \Min Sol( t_{\Metin{conc}} – h_{\Metin{ef}}, 2 c_{ile,\Metin{min}} \sağ) \sağ)
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm} + \ayrıldı( \Min Sol( 400 \, \Metin{mm} – 250 \, \Metin{mm}, 2 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm} \sağ) \sağ) = 325 \, \Metin{mm}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, kullanacağız GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.7.2.
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = k_5 \left( \çatlamak{c_{ile,\Metin{min}}}{\Metin{mm}} \sağ) \sqrt{\çatlamak{A_h}{\Metin{mm}^ 2}} \sqrt{\çatlamak{f'_c}{\Metin{MPa}}} \, N
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 8.7 \kez kaldı( \çatlamak{87.5 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} \sağ) \kez sqrt{\çatlamak{4698.9 \, \Metin{mm}^ 2}{1 \, \Metin{mm}^ 2}} \kez sqrt{\çatlamak{28 \, \Metin{MPa}}{1 \, \Metin{MPa}}} \zamanlar 0.001 \, \Metin{kN}
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 276.13 \, \Metin{kN}
\)
Nerede,
- \(Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.{5} = 8.7\) çatlaklı beton için
- \(Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.{5} = 12.2\) for uncracked concrete
Sonra, 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 GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.7.4.
\(
\Psi_{s,Nb} = dak sol( 0.7 + 0.3 \ayrıldı( \çatlamak{c_{Y,\Metin{min}}}{2 c_{ile,\Metin{min}}} \sağ), 1.0 \sağ)
\)
\(
\Psi_{s,Nb} = dak sol( 0.7 + 0.3 \kez kaldı( \çatlamak{150 \, \Metin{mm}}{2 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ) = 0.95714
\)
The equation from GİBİ 5216:2021 Madde 6.2.7.5 is then used to get the parameter accounting for the group effect.
\(
\Psi_{g,Nb} = maks sol( \sqrt{N_{Y,g1}} + \ayrıldı( 1 – \sqrt{N_{Y,g1}} \sağ) \ayrıldı( \çatlamak{\Min Sol( s_{Y,g1}, 4 c_{ile,\Metin{min}} \sağ)}{4 c_{ile,\Metin{min}}} \sağ), 1.0 \sağ)
\)
\(
\Psi_{g,Nb} = maks sol( \sqrt{2} + \ayrıldı( 1 – \sqrt{2} \sağ) \kez kaldı( \çatlamak{\Min Sol( 150 \, \Metin{mm}, 4 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm} \sağ)}{4 \zamanlar 87.5 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ)
\)
\(
\Psi_{g,Nb} = 1.2367
\)
En sonunda, in reference to GİBİ 5216:2021 Eşitlik. 6.2.7 for headed anchor rods, NS design concrete blow-out resistance dır-dir:
\(
\phi N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = \phi_M N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} \ayrıldı( \çatlamak{bir_{Nc}}{A0_{c,Nb}} \sağ) \Psi_{s,Nb} \Psi_{g,Nb} \Psi_{ec,N}
\)
\(
\phi N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 0.6667 \zamanlar 276.13 \, \Metin{kN} \kez kaldı( \çatlamak{146250 \, \Metin{mm}^ 2}{122500 \, \Metin{mm}^ 2} \sağ) \zamanlar 0.95714 \zamanlar 1.2367 \zamanlar 1 = 260.16 \, \Metin{kN}
\)
For this anchor group, only two (2) anchors belong to group. Bu nedenle, NS design tension force for the anchor group is:
\(
N^* = p \left( \çatlamak{N_x}{N_{a,t}} \sağ) N_{Y,g1}
\)
\(
N^* = 1 \kez kaldı( \çatlamak{50 \, \Metin{kN}}{4} \sağ) \zamanlar 2 = 25 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 25 kN < 260.16 kN, the concrete side-face blowout along Y-direction is yeterli.
Side-Face Blowout Anchor Group 2 can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #7: Z yönünde yan yüz patlama kapasitesini hesaplayın
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.
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
Buraya Tıkla Örnek bir rapor indirmek için.
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.
