EN kullanan baz plaka tasarım örneği 1993-1-8-2005, İÇİNDE 1993-1-1-2005 ve EN 1992-1-1-2004
Sorun Bildirimi:
50 kn gerilimli bir yük için tasarlanmış sütun-taban plakası bağlantısının yeterli olup olmadığını belirleyin.
Verilen Veriler:
Sütun:
Sütun bölümü: O 240 B
Sütun alanı: 10600 mm2
Sütun malzemesi: S235
Taban plakası:
Taban plaka boyutları: 450 mm x 450 mm
Taban plakası kalınlığı: 20 mm
Taban plaka malzemesi: S235
Izgara:
Grout kalınlığı: 20 mm
Somut:
Somut boyutlar: 500 mm x 500 mm
Beton kalınlığı: 350 mm
Beton malzeme: C25/30
Çatlamış veya çatlaksız: Çatlak
Çapa:
Çapa: 12 mm
Etkili gömme uzunluğu: 300.0 mm
Embedded plate diameter: 60 mm
Gömülü plaka kalınlığı: 10 mm
Anchor material: 8.8
Other information:
- Non-countersunk anchors.
- Anchor with cut threads.
Kaynaklar:
Kaynak tipi: FPBW
Dolgu Metal Sınıflandırması: E35
Çapa Verileri (itibaren SkyCiv Hesap Makinesi):
Tanımlar:
Anchor Tension Zone:
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. Bu bölgenin dışındaki ankrajlar gerilim direncine katkıda bulunmaz ve yükselme hesaplamalarından hariç tutulur.
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.
Adım adım hesaplamalar:
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #1: Kaynak kapasitesini hesapla
From the given information, the weld used in this design example is a Full Penetration Butt Weld (FPBW). We will calculate the base metal capacities of the column and the base plate to determine the weld resistance. Bunu yapmak için, we first need to calculate the Toplam kaynak uzunluğu on the column and obtain the weld stress.
\(
F_{w,Ed} = frac{N_x}{2 b_f t_f + \ayrıldı( d_{seri} – 2 T_F – 2 r_{seri} \sağ) t_w}
\)
\(
F_{w,Ed} = frac{50 \, \Metin{kN}}{2 \zamanlar 240 \, \Metin{mm} \zamanlar 17 \, \Metin{mm} + \ayrıldı( 240 \, \Metin{mm} – 2 \zamanlar 17 \, \Metin{mm} – 2 \zamanlar 21 \, \Metin{mm} \sağ) \zamanlar 10 \, \Metin{mm}} = 5.102 \, \Metin{MPa}
\)
Sonraki, Belirliyoruz tensile strength of the weaker material between the column and the base plate.
\(
f_y = \min \left( f_{Y,\Metin{seri}}, f_{Y,\Metin{bp}} \sağ) = dak sol( 225 \, \Metin{MPa}, 225 \, \Metin{MPa} \sağ) = 225 \, \Metin{MPa}
\)
We then use İÇİNDE 1993-1-8:2005 Madde 4.7.1 ve İÇİNDE 1993-1-1:2005 Eşitlik. 6.6 to calculate the FPBW design weld resistance.
\(
F_{w,Rd3} = frac{f_y}{\gama_{M0}} = frac{225 \, \Metin{MPa}}{1} = 225 \, \Metin{MPa}
\)
Dan beri 5.102 MPa < 225 MPa, Kaynak kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #2: Gerginlik yükü nedeniyle taban plakası eğilme verme kapasitesini hesaplayın
hesaplamak için base plate flexural capacity against tension load, kullanacağız yield line patterns such as circular patterns and non-circular patterns. Sonra, we determine the governing capacity, assuming no prying forces, by comparing the plate’s yielding strength with the tensile resistance of the anchor bolts.
Başlamak, we compute the required boyutlar based on the given bolt layout. Anmak İÇİNDE 1992-1-8:2005 Tablo 6.2 for guidance.
\(
m_x = \frac{S_ – d_{seri}}{2} = frac{350 \, \Metin{mm} – 240 \, \Metin{mm}}{2} = 55 \, \Metin{mm}
\)
\(
w = s_z \left( N_{a,\Metin{taraf}} – 1 \sağ) = 350 \, \Metin{mm} \kez kaldı( 2 – 1 \sağ) = 350 \, \Metin{mm}
\)
\(
e_x = \frac{L_{bp} – S_}{2} = frac{450 \, \Metin{mm} – 350 \, \Metin{mm}}{2} = 50 \, \Metin{mm}
\)
\(
e = frak{B_{bp} – w}{2} = frac{450 \, \Metin{mm} – 350 \, \Metin{mm}}{2} = 50 \, \Metin{mm}
\)
\(
b_p = B_{bp} = 450 \, \Metin{mm}
\)
Let us also compute the anchor edge distance on the base plate, which is limited by the \( m_x \) dimension per
\(
n = \min \left( e_x, 1.25 m_x \right) = dak sol( 50 \, \Metin{mm}, 1.25 \zamanlar 55 \, \Metin{mm} \sağ) = 50 \, \Metin{mm}
\)
Sonra, we calculate the effective lengths ofthe following circular patterns (başvurmak SCI P398 Table 5.3).
Circular pattern 1:
\(
l_{eff,cp1} = n_{a,\Metin{taraf}} \pi m_x = 2 \times \pi \times 55 \, \Metin{mm} = 345.58 \, \Metin{mm}
\)
Circular pattern 2:
\(
l_{eff,cp2} = sol( \çatlamak{N_{a,\Metin{taraf}}}{2} \sağ) (\pi m_x + 2 e_x) = sol( \çatlamak{2}{2} \sağ) \zamanlar (\Pi Times 55 \, \Metin{mm} + 2 \zamanlar 50 \, \Metin{mm}) = 272.79 \, \Metin{mm}
\)
Governing circular pattern etkili uzunluk:
\(
l_{eff,cp} = min (l_{eff,cp1}, l_{eff,cp2}) = min (345.58 \, \Metin{mm}, 272.79 \, \Metin{mm}) = 272.79 \, \Metin{mm}
\)
Şimdi, we calculate the effective lengths of the following non-circular patterns (başvurmak SCI P398 Table 5.3)
Non-circular pattern 1:
\(
l_{eff,nc1} = frac{b_p}{2} = frac{450 \, \Metin{mm}}{2} = 225 \, \Metin{mm}
\)
Non-circular pattern 2:
\(
l_{eff,nc2} = sol( \çatlamak{N_{a,\Metin{taraf}}}{2} \sağ) (4 m_x + 1.25 e_x) = sol( \çatlamak{2}{2} \sağ) \zamanlar (4 \zamanlar 55 \, \Metin{mm} + 1.25 \zamanlar 50 \, \Metin{mm}) = 282.5 \, \Metin{mm}
\)
Non-circular pattern 3:
\(
l_{eff,nc3} = 2 m_x + 0.625 e_x + e = 2 \zamanlar 55 \, \Metin{mm} + 0.625 \zamanlar 50 \, \Metin{mm} + 50 \, \Metin{mm} = 191.25 \, \Metin{mm}
\)
Non-circular pattern 4:
\(
l_{eff,nc4} = 2 m_x + 0.625 e_x + \çatlamak{(N_{a,\Metin{taraf}} – 1) s_z}{2} = 2 \zamanlar 55 \, \Metin{mm} + 0.625 \zamanlar 50 \, \Metin{mm} + \çatlamak{(2 – 1) \zamanlar 350 \, \Metin{mm}}{2} = 316.25 \, \Metin{mm}
\)
Governing non-circular pattern etkili uzunluk:
\(
l_{eff,nc} = min (l_{eff,nc1}, l_{eff,nc2}, l_{eff,nc3}, l_{eff,nc4}) = min (225 \, \Metin{mm}, 282.5 \, \Metin{mm}, 191.25 \, \Metin{mm}, 316.25 \, \Metin{mm}) = 191.25 \, \Metin{mm}
\)
Sonra, we determine the lesser value between the effective lengths of the circular and non-circular patterns.
\(
l_{eff,1} = min (l_{eff,cp}, l_{eff,nc}) = min (272.79 \, \Metin{mm}, 191.25 \, \Metin{mm}) = 191.25 \, \Metin{mm}
\)
Şimdi, we use this computed effective length to calculate its flexural yielding resistance. Göre İÇİNDE 1993-1-8:2005 Tablo 6.2, the plate moment resistance for failure Mode 1 dır-dir:
\(
M_{lütfen,1,Yol} = frac{0.25 l_{eff,1} (t_{bp})^2 f_{ve _bp}}{\gama_{M0}} = frac{0.25 \zamanlar 191.25 \, \Metin{mm} \zamanlar (20 \, \Metin{mm})^2 Times 225 \, \Metin{MPa}}{1} = 4303.1 \, \Metin{kN} \cdot metin{mm}
\)
Assuming no prying, we use EN 1993-1-8:2005 Tablo 6.2 belirlemek için tasarım resistance of the base plate for failure Modes 1 ve 2.
\(
F_{T,1,Yol} = frac{2 M_{lütfen,1,Yol}}{m_x} = frac{2 \zamanlar 4303.1 \, \Metin{kN} \cdot metin{mm}}{55 \, \Metin{mm}} = 156.48 \, \Metin{kN}
\)
Sonra, we calculate the tensile resistance of the anchor rod using İÇİNDE 1992-4:2018 Madde 7.2.1.3. This will be further detailed in the succeeding anchor checks.
\(
F_{t,Yol} = frac{c k_2 F_{u\_anc} Olarak}{\gama_{M2,anchor}} = frac{0.85 \zamanlar 0.9 \zamanlar 800 \, \Metin{MPa} \zamanlar 113.1 \, \Metin{mm}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \Metin{kN}
\)
We will then use the resistance per anchor rod to calculate the design resistance of the base plate under failure mod 3, which is the total bolt failure.
\(
F_{T,3,Yol} = n_{a,taraf} F_{t,Yol} = 2 \zamanlar 55.372 \, \Metin{kN} = 110.74 \, \Metin{kN}
\)
En sonunda, we determine the governing resistance value among the failure modes.
\(
F_{T,Yol} = min (F_{T,1,Yol}, F_{T,3,Yol}) = min (156.48 \, \Metin{kN}, 110.74 \, \Metin{kN}) = 110.74 \, \Metin{kN}
\)
Hesaplanıyor tension load per flange, sahibiz:
\(
F_{T,Ed} = frac{N_x}{2} = frac{50 \, \Metin{kN}}{2} = 25 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 25 kN < 110.74 kN, taban plakası bükülme verim kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #3: Ankraj çubuğu gerilme kapasitesini hesaplayın
We already know the value for the anchor rod tensile capacity, but let’s tackle it in more detail.
İlk, let’s calculate the tensile stress area of the anchor rod.
\(
A_s = frac{\pi}{4} (d_{anc})^2 = frac{\pi}{4} \zamanlar (12 \, \Metin{mm})montaj yüksekliğinde 113.1 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Sonra, let’s apply the values for the \( c \) factor and the \( Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.{2} \) faktör. These values can be modified in the settings of the SkyCiv Base Plate Design software. Try free version here.
- \( c = 0.85 \) for anchors with cut threads
- \( Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.{2} = 0.9\) for non-countersunk anchor
Şimdi, let’s use İÇİNDE 1992-4:2018 Madde 7.2.1.3 hesaplamak için design resistance of anchor rod gerginlikte.
\(
N_{Yol,s} = frac{c k_2 F_{u\_anc} Olarak}{\gama_{M2,anchor}} = frac{0.85 \zamanlar 0.9 \zamanlar 800 \, \Metin{MPa} \zamanlar 113.1 \, \Metin{mm}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \Metin{kN}
\)
Hesaplanıyor Ankraj başına gerilim yükü, sahibiz:
\(
N_{Ed} = frac{N_x}{N_{a,t}} = frac{50 \, \Metin{kN}}{4} = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 55.372 kN, Ankraj çubuğu gerilme kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #4: Gerginlikte beton kırılma kapasitesini hesaplayın
Kırılma kapasitesini hesaplamadan önce, Öncelikle üyenin bir dar üye. Göre İÇİNDE 1992-4:2008 Madde 7.2.1.4(8), Üye, dar bir üye için kriterleri karşılıyor. 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:
- Modifiye Etkili Gömme Uzunluğu, \( H'_{ef} = 100 mm \)
- modified characteristic spacing, \( s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır} = 300 mm\)
- modified characteristic edge distance, \( c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır} = 150 mm\)
kullanma İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.3, hesaplıyoruz reference projected concrete cone area tek bir çapa için.
\(
A0_{c,N} = s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} = 350 \, \Metin{mm} \zamanlar 350 \, \Metin{mm} = 122500 \, \Metin{mm}^ 2
\)
benzer şekilde, hesaplıyoruz gerçek öngörülen beton koni alanı çapa grubunun.
\(
bir_{Nc} = L_{Nc} B_{Nc} = 500 \, \Metin{mm} \zamanlar 500 \, \Metin{mm} = 250000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
L_{Nc} = dak sol( c_{ayrıldı,G1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \sağ)
+ \ayrıldı( \Min Sol( S_{toplam,ile,G1}, s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \ayrıldı( N_{ile,G1} – 1 \sağ) \sağ) \sağ)
+ \Min Sol( c_{sağ,G1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \sağ)
\)
\(
L_{Nc} = dak sol( 75 \, \Metin{mm}, 175 \, \Metin{mm} \sağ)
+ \ayrıldı( \Min Sol( 350 \, \Metin{mm}, 350 \, \Metin{mm} \zamanlar (2 – 1) \sağ) \sağ)
+ \Min Sol( 75 \, \Metin{mm}, 175 \, \Metin{mm} \sağ)
\)
\(
L_{Nc} = 500 \, \Metin{mm}
\)
\(
B_{Nc} = dak sol( c_{üst,G1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \sağ)
+ \ayrıldı( \Min Sol( S_{toplam,Y,G1}, s’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \ayrıldı( N_{Y,G1} – 1 \sağ) \sağ) \sağ)
+ \Min Sol( c_{alt,G1}, c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1} \sağ)
\)
\(
B_{Nc} = dak sol( 75 \, \Metin{mm}, 175 \, \Metin{mm} \sağ)
+ \ayrıldı( \Min Sol( 350 \, \Metin{mm}, 350 \, \Metin{mm} \zamanlar (2 – 1) \sağ) \sağ)
+ \Min Sol( 75 \, \Metin{mm}, 175 \, \Metin{mm} \sağ)
\)
\(
B_{Nc} = 500 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, değerlendiriyoruz characteristic strength kullanan tek bir çapanın İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.2
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = k_1 \sqrt{\çatlamak{f_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.}}{\Metin{MPa}}} \ayrıldı( \çatlamak{H'_{ef,G1}}{\Metin{mm}} \sağ)^{1.5} N
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} = 8.9 \kez sqrt{\çatlamak{25 \, \Metin{MPa}}{1 \, \Metin{MPa}}} \kez kaldı( \çatlamak{116.67 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} \sağ)^{1.5} \zamanlar 0.001 \, \Metin{kN} = 56.076 \, \Metin{kN}
\)
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 İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\Psi_{s,N} = dak sol( 0.7 + 0.3 \ayrıldı( \çatlamak{c_{min,N}}{c’_{sonucu AISI S100-12'ye göre hesaplayacaktır,G1}} \sağ), 1.0 \sağ)
= dak sol( 0.7 + 0.3 \kez kaldı( \çatlamak{75 \, \Metin{mm}}{175 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ)
= 0.82857
\)
NS shell spalling effect is accounted for using İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.5, giving:
\(
\Psi_{= c times A_,N} = dak sol( 0.5 + \çatlamak{H'_{ef,G1}}{\Metin{mm} \, / \, 200}, 1.0 \sağ)
= dak sol( 0.5 + \çatlamak{116.67 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm} \, / \, 200}, 1 \sağ)
= 1
\)
Ek olarak, her ikisi de eksantriklik faktörü 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:
\(
N_{Yol,c} = frac{N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,c} \ayrıldı( \çatlamak{bir_{Nc}}{A0_{c,N}} \sağ) \Psi_{s,N} \Psi_{= c times A_,N} \Psi_{ec,N} \Psi_{M,N}}{\gama_{= c times A_}}
\)
\(
N_{Yol,c} = frac{56.076 \, \Metin{kN} \kez kaldı( \çatlamak{250000 \, \Metin{mm}^ 2}{122500 \, \Metin{mm}^ 2} \sağ) \zamanlar 0.82857 \zamanlar 1 \zamanlar 1 \zamanlar 1}{1.5} = 63.215 \, \Metin{kN}
\)
NS Toplam uygulanan gerilim yükü on the anchor group is calculated by multiplying the tension load per anchor by the number of anchors:
\(
N_{FA} = sol( \çatlamak{N_x}{N_{a,t}} \sağ) N_{a,G1} = sol( \çatlamak{50 \, \Metin{kN}}{4} \sağ) \zamanlar 4 = 50 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 50 kN < 63.215 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. Başlamak, hesaplıyoruz rulman alanı of the embedded plate, Ankraj çubuğu tarafından işgal edilen alanı çıkardıktan sonra net alan.
İlk, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, göre İÇİNDE 1992-4:2018 Madde 7.2.1.5 Not.
\(
d_{h,\Metin{max}} = dak sol( b_{\Metin{Gömme _plate}}, 6 \ayrıldı( t_{\Metin{Gömme _plate}} \sağ) + d_{\Metin{anc}} \sağ)
= dak sol( 60 \, \Metin{mm}, 6 \zamanlar (10 \, \Metin{mm}) + 12 \, \Metin{mm} \sağ)
= 60 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, we calculate the net bearing area of the circular embedded plate using:
\(
bir_{brg} = frac{\pi}{4} \ayrıldı( \ayrıldı( d_{h,\Metin{max}} \sağ)^ 2 – \ayrıldı( d_{\Metin{anc}} \sağ)^2 doğru)
\)
\(
bir_{brg} = frac{\pi}{4} \kez kaldı( \ayrıldı( 60 \, \Metin{mm} \sağ)^ 2 – \ayrıldı( 12 \, \Metin{mm} \sağ)^2 doğru) = 2714.3 \, \Metin{mm}^ 2
\)
We then calculate the design concrete pullout resistance of cast-in anchor in tension using İÇİNDE 1992-4:2018 Madde 7.2.1.5:
\(
N_{Yol,s} = frac{k_2 A_{brg} f_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.}}{\gama_{Mp}}
= frac{7.5 \zamanlar 2714.3 \, \Metin{mm}^2 Times 25 \, \Metin{MPa}}{1.5}
= 339.29 \, \Metin{kN}
\)
Daha önce hesaplananları hatırlayın Ankraj başına gerilim yükü:
\(
N_{Ed} = frac{N_x}{N_{a,t}} = frac{50 \, \Metin{kN}}{4} = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 339.29 kN, Çapa çekme kapasitesi yeterli.
Soğuk şekillendirilmiş elemanlar aşağıdakilere uygun olarak tasarlanırken #6: Y yönünde yan yüz patlama kapasitesini hesaplayın
Let’s consider Anchor ID #3. We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
c_{ile,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{ayrıldı,kip-ft}}, c_{\Metin{sağ,kip-ft}} \sağ)
= dak sol( 75 \, \Metin{mm}, 425 \, \Metin{mm} \sağ)
= 75 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
c_{Y,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{üst,kip-ft}}, c_{\Metin{alt,kip-ft}} \sağ)
= dak sol( 425 \, \Metin{mm}, 75 \, \Metin{mm} \sağ)
= 75 \, \Metin{mm}
\)
kullanma İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.27, Hadi hesaplayalım reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{c,Nb} = sol( 4 c_{ile,\Metin{min}} \sağ)^ 2
= sol( 4 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} \sağ)^ 2
= 90000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.27.
\(
bir_{Nc} = B_{c,Nb} H_{c,Nb} = 225 \, \Metin{mm} \zamanlar 200 \, \Metin{mm} = 45000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
B_{c,Nb} = 2 c_{ile,\Metin{min}} + \Min Sol( 2 c_{ile,\Metin{min}}, c_{Y,\Metin{min}} \sağ)
= 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} + \Min Sol( 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm}, 75 \, \Metin{mm} \sağ)
= 225 \, \Metin{mm}
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 c_{ile,\Metin{min}} + \ayrıldı( \Min Sol( t_{\Metin{conc}} – h_{\Metin{ef}}, 2 c_{ile,\Metin{min}} \sağ) \sağ)
= 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} + \ayrıldı( \Min Sol( 350 \, \Metin{mm} – 300 \, \Metin{mm}, 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} \sağ) \sağ)
= 200 \, \Metin{mm}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, kullanacağız İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.26.
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = k_5 \left( \çatlamak{c_{ile,\Metin{min}}}{\Metin{mm}} \sağ)
\ayrıldı( \sqrt{\çatlamak{bir_{\Metin{brg}}}{\Metin{mm}^ 2}} \sağ)
\ayrıldı( \sqrt{\çatlamak{f_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.}}{\Metin{MPa}}} \sağ) N
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 8.7 \kez kaldı( \çatlamak{75 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} \sağ)
\kez kaldı( \sqrt{\çatlamak{2714.3 \, \Metin{mm}^ 2}{1 \, \Metin{mm}^ 2}} \sağ)
\kez kaldı( \sqrt{\çatlamak{25 \, \Metin{MPa}}{1 \, \Metin{MPa}}} \sağ)
\zamanlar 0.001 \, \Metin{kN}
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 169.97 \, \Metin{kN}
\)
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 İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.28.
\(
\Psi_{s,Nb} = dak sol( 0.7 + 0.3 \ayrıldı( \çatlamak{c_{Y,\Metin{min}}}{2 c_{ile,\Metin{min}}} \sağ), 1.0 \sağ)
= dak sol( 0.7 + 0.3 \kez kaldı( \çatlamak{75 \, \Metin{mm}}{2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ)
= 0.85
\)
Ek olarak, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\Psi_{g,Nb} = 1
\)
\(
\Psi_{ec,N} = 1
\)
En sonunda, in reference to GİBİ 5216:2021 Eşitlik. 6.2.7 for headed anchor rods, NS design concrete blow-out resistance dır-dir:
\(
N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = frac{N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} \ayrıldı( \çatlamak{bir_{Nc}}{A0_{c,Nb}} \sağ) \ayrıldı( \Psi_{s,Nb} \sağ) \ayrıldı( \Psi_{g,Nb} \sağ) \ayrıldı( \Psi_{ec,N} \sağ)}{\gama_{= c times A_}}
\)
\(
N_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = frac{169.97 \, \Metin{kN} \kez kaldı( \çatlamak{45000 \, \Metin{mm}^ 2}{90000 \, \Metin{mm}^ 2} \sağ) \kez kaldı( 0.85 \sağ) \kez kaldı( 1 \sağ) \kez kaldı( 1 \sağ)}{1.5} = 48.159 \, \Metin{kN}
\)
Recall Ankraj başına gerilim yükü:
\(
N_{Ed} = frac{N_x}{N_{a,t}} = frac{50 \, \Metin{kN}}{4} = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 48.159 kN, the concrete side-face blowout along Y-direction is yeterli.
Any other Anchor ID number 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
The same procedure is used in calculating the capacity for side-face blowout in Z-direction. Let’s consider Anchor ID #2 this time. Tekrar, we begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
c_{Y,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{üst},kip-ft}, c_{\Metin{alt},kip-ft} \sağ)
= dak sol( 75 \, \Metin{mm}, 425 \, \Metin{mm} \sağ)
= 75 \, \Metin{mm}
\)
Sonraki, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
c_{ile,\Metin{min}} = dak sol( c_{\Metin{ayrıldı},kip-ft}, c_{\Metin{sağ},kip-ft} \sağ)
= dak sol( 75 \, \Metin{mm}, 425 \, \Metin{mm} \sağ)
= 75 \, \Metin{mm}
\)
kullanma İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.27, Hadi hesaplayalım reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{c,Nb} = sol( 4 c_{Y,\Metin{min}} \sağ)^ 2
= sol( 4 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} \sağ)^ 2
= 90000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.27.
\(
bir_{Nc} = B_{c,Nb} H_{c,Nb}
= 225 \, \Metin{mm} \zamanlar 200 \, \Metin{mm}
= 45000 \, \Metin{mm}^ 2
\)
Nerede,
\(
B_{c,Nb} = 2 c_{Y,\Metin{min}} + \Min Sol( 2 c_{Y,\Metin{min}}, c_{ile,\Metin{min}} \sağ)
= 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} + \Min Sol( 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm}, 75 \, \Metin{mm} \sağ)
= 225 \, \Metin{mm}
\)
\(
H_{c,Nb} = 2 c_{Y,\Metin{min}} + \ayrıldı( \Min Sol( t_{\Metin{conc}} – h_{\Metin{ef}}, 2 c_{Y,\Metin{min}} \sağ) \sağ)
= 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} + \ayrıldı( \Min Sol( 350 \, \Metin{mm} – 300 \, \Metin{mm}, 2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm} \sağ) \sağ)
= 200 \, \Metin{mm}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, kullanacağız İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.26.
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = k_5 \left( \çatlamak{c_{Y,\Metin{min}}}{\Metin{mm}} \sağ)
\sqrt{\ayrıldı( \çatlamak{bir_{brg}}{\Metin{mm}^ 2} \sağ)}
\sqrt{\ayrıldı( \çatlamak{f_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.}}{\Metin{MPa}} \sağ)} \, \Metin{N}
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 8.7 \ayrıldı( \çatlamak{75 \, \Metin{mm}}{1 \, \Metin{mm}} \sağ)
\sqrt{\ayrıldı( \çatlamak{2714.3 \, \Metin{mm}^ 2}{1 \, \Metin{mm}^ 2} \sağ)}
\sqrt{\ayrıldı( \çatlamak{25 \, \Metin{MPa}}{1 \, \Metin{MPa}} \sağ)}
\cdot 0.001 \, \Metin{kN}
\)
\(
N0_{Böylece mühendisler bu hesaplamaların tam olarak nasıl yapıldığını gözden geçirebilirler.,cb} = 169.97 \, \Metin{kN}
\)
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 İÇİNDE 1992-4:2018 Eşitlik. 7.28.
\(
\Psi_{s,Nb} = dak sol( 0.7 + 0.3 \ayrıldı( \çatlamak{c_{ile,\Metin{min}}}{2 c_{Y,\Metin{min}}} \sağ), 1.0 \sağ)
= dak sol( 0.7 + 0.3 \kez kaldı( \çatlamak{75 \, \Metin{mm}}{2 \zamanlar 75 \, \Metin{mm}} \sağ), 1 \sağ)
= 0.85
\)
Ek olarak, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\Psi_{g,Nb} = 1
\)
\(
\Psi_{ec,N} = 1
\)
En sonunda, in reference to GİBİ 5216:2021 Eşitlik. 6.2.7 for headed anchor rods, NS design concrete blow-out resistance dır-dir:
Recall Ankraj başına gerilim yükü:
\(
N_{Ed} = frac{N_x}{N_{a,t}} = frac{50 \, \Metin{kN}}{4} = 12.5 \, \Metin{kN}
\)
Dan beri 12.5 kN < 48.159 kN, the concrete side-face blowout along Z-direction is yeterli.
Any other Anchor ID number can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
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.
