基本板设计示例使用en 1993-1-8-2005, 在 1993-1-1-2005 和EN 1992-1-1-2004
问题陈述:
确定设计的列板连接是否足以满足50k的张力负载.
给定数据:
柱:
列部分: 他 240 乙
列区域: 10600 毫米2
列材料: S235
底盘:
基板尺寸: 450 毫米× 450 毫米
基板厚度: 20 毫米
底板材料: S235
灌浆:
灌浆厚度: 20 毫米
具体:
混凝土尺寸: 500 毫米× 500 毫米
混凝土厚度: 350 毫米
混凝土材料: C25/30
破裂或无裂缝: 破裂
锚:
锚直径: 12 毫米
有效嵌入长度: 300.0 毫米
Embedded plate diameter: 60 毫米
嵌入式板厚度: 10 毫米
Anchor material: 8.8
Other information:
- Non-countersunk anchors.
- Anchor with cut threads.
焊缝:
Weld type: FPBW
填充金属分类: E35
锚数据 (从 SkyCiv计算器):
定义:
Anchor Tension Zone:
在里面 SkyCiv 底板设计软件, 只有位于 锚张带 被认为有效抵抗提升. 该区域通常包括列法兰或网络附近的区域. 该区域以外的锚点不会导致抗拉力抵抗力，并且被排除在隆起计算之外.
该假设通过近似抬高力如何通过板来简化基板分析.
锚群:
的 SkyCiv 底板设计软件 包括一个直观的功能，该功能标识哪些锚定为评估的锚点组的一部分 混凝土突破 和 concrete side-face blowout 失败.
一个 锚群 由具有相似有效嵌入深度和间距的多个锚组成, 并且足够近，以至于他们 预计电阻区重叠. 当锚分组时, 它们的能力合并以抵抗施加到该组的总张力.
不符合分组标准的锚被视为 单锚. 在这种情况下, 仅检查单个锚点上的张力力与其自身的有效阻力区域检查.
分步计算:
检查一下 #1: 计算焊接容量
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. 去做这个, we first need to calculate the 总焊接长度 on the column and obtain the weld stress.
\(
F_{w,埃德} = frac{n_x}{2 b_f t_f + \剩下( d_{上校} – 2 T_F – 2 r_{上校} \对) t_w}
\)
\(
F_{w,埃德} = frac{50 \, \文本{千牛}}{2 \次 240 \, \文本{毫米} \次 17 \, \文本{毫米} + \剩下( 240 \, \文本{毫米} – 2 \次 17 \, \文本{毫米} – 2 \次 21 \, \文本{毫米} \对) \次 10 \, \文本{毫米}} = 5.102 \, \文本{兆帕}
\)
下一个, 我们确定 tensile strength of the weaker material between the column and the base plate.
\(
f_y = \min \left( F_{和,\文本{上校}}, F_{和,\文本{BP}} \对) = min left( 225 \, \文本{兆帕}, 225 \, \文本{兆帕} \对) = 225 \, \文本{兆帕}
\)
We then use 在 1993-1-8:2005 条款 4.7.1 和 在 1993-1-1:2005 情商. 6.6 to calculate the FPBW design weld resistance.
\(
F_{w,Rd3} = frac{f_y}{\伽玛_{莫0}} = frac{225 \, \文本{兆帕}}{1} = 225 \, \文本{兆帕}
\)
以来 5.102 兆帕 < 225 兆帕, 焊接容量是 充足的.
检查一下 #2: 计算由于张力负载而导致的基本板弯曲屈服能力
计算 base plate flexural capacity against tension load, 我们将使用 yield line patterns such as circular patterns and non-circular patterns. 然后, we determine the governing capacity, assuming no prying forces, by comparing the plate’s yielding strength with the tensile resistance of the anchor bolts.
开始, we compute the required 方面 based on the given bolt layout. 参考 在 1992-1-8:2005 桌子 6.2 for guidance.
\(
m_x = \frac{s_ – d_{上校}}{2} = frac{350 \, \文本{毫米} – 240 \, \文本{毫米}}{2} = 55 \, \文本{毫米}
\)
\(
w = s_z \left( n_{一个,\文本{边}} – 1 \对) = 350 \, \文本{毫米} \时代左( 2 – 1 \对) = 350 \, \文本{毫米}
\)
\(
e_x = \frac{L_{BP} – s_}{2} = frac{450 \, \文本{毫米} – 350 \, \文本{毫米}}{2} = 50 \, \文本{毫米}
\)
\(
e = frac{b_{BP} – w}{2} = frac{450 \, \文本{毫米} – 350 \, \文本{毫米}}{2} = 50 \, \文本{毫米}
\)
\(
b_p = B_{BP} = 450 \, \文本{毫米}
\)
Let us also compute the anchor edge distance on the base plate, which is limited by the \( m_x \) dimension per
\(
n = \min \left( e_x, 1.25 m_x \right) = min left( 50 \, \文本{毫米}, 1.25 \次 55 \, \文本{毫米} \对) = 50 \, \文本{毫米}
\)
然后, we calculate the effective lengths ofthe following circular patterns (参考 SCI P398 Table 5.3).
Circular pattern 1:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,cp1} = n_{一个,\文本{边}} \pi m_x = 2 \times \pi \times 55 \, \文本{毫米} = 345.58 \, \文本{毫米}
\)
Circular pattern 2:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,cp2} = 左( \压裂{n_{一个,\文本{边}}}{2} \对) (\pi m_x + 2 e_x) = 左( \压裂{2}{2} \对) \次 (\pi \times 55 \, \文本{毫米} + 2 \次 50 \, \文本{毫米}) = 272.79 \, \文本{毫米}
\)
Governing circular pattern 有效长度:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,cp} = min (由使用公式计算的最小值控制{效果,cp1}, 由使用公式计算的最小值控制{效果,cp2}) = min (345.58 \, \文本{毫米}, 272.79 \, \文本{毫米}) = 272.79 \, \文本{毫米}
\)
现在, we calculate the effective lengths of the following non-circular patterns (参考 SCI P398 Table 5.3)
Non-circular pattern 1:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,nc1} = frac{b_p}{2} = frac{450 \, \文本{毫米}}{2} = 225 \, \文本{毫米}
\)
Non-circular pattern 2:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,nc2} = 左( \压裂{n_{一个,\文本{边}}}{2} \对) (4 m_x + 1.25 e_x) = 左( \压裂{2}{2} \对) \次 (4 \次 55 \, \文本{毫米} + 1.25 \次 50 \, \文本{毫米}) = 282.5 \, \文本{毫米}
\)
Non-circular pattern 3:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,nc3} = 2 m_x + 0.625 e_x + e = 2 \次 55 \, \文本{毫米} + 0.625 \次 50 \, \文本{毫米} + 50 \, \文本{毫米} = 191.25 \, \文本{毫米}
\)
Non-circular pattern 4:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,nc4} = 2 m_x + 0.625 e_x + \压裂{(n_{一个,\文本{边}} – 1) s_z}{2} = 2 \次 55 \, \文本{毫米} + 0.625 \次 50 \, \文本{毫米} + \压裂{(2 – 1) \次 350 \, \文本{毫米}}{2} = 316.25 \, \文本{毫米}
\)
Governing non-circular pattern 有效长度:
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,nc} = min (由使用公式计算的最小值控制{效果,nc1}, 由使用公式计算的最小值控制{效果,nc2}, 由使用公式计算的最小值控制{效果,nc3}, 由使用公式计算的最小值控制{效果,nc4}) = min (225 \, \文本{毫米}, 282.5 \, \文本{毫米}, 191.25 \, \文本{毫米}, 316.25 \, \文本{毫米}) = 191.25 \, \文本{毫米}
\)
然后, we determine the lesser value between the effective lengths of the circular and non-circular patterns.
\(
由使用公式计算的最小值控制{效果,1} = min (由使用公式计算的最小值控制{效果,cp}, 由使用公式计算的最小值控制{效果,nc}) = min (272.79 \, \文本{毫米}, 191.25 \, \文本{毫米}) = 191.25 \, \文本{毫米}
\)
现在, we use this computed effective length to calculate its flexural yielding resistance. 根据 在 1993-1-8:2005 桌子 6.2, the plate moment resistance for failure Mode 1 是:
\(
M_{PL,1,路} = frac{0.25 由使用公式计算的最小值控制{效果,1} (t_{BP})^2 f_{和 _bp}}{\伽玛_{莫0}} = frac{0.25 \次 191.25 \, \文本{毫米} \次 (20 \, \文本{毫米})^2 times 225 \, \文本{兆帕}}{1} = 4303.1 \, \文本{千牛} \CDOT text{毫米}
\)
Assuming no prying, we use EN 1993-1-8:2005 桌子 6.2 确定 设计 resistance of the base plate for failure Modes 1 和 2.
\(
F_{Ť,1,路} = frac{2 M_{PL,1,路}}{m_x} = frac{2 \次 4303.1 \, \文本{千牛} \CDOT text{毫米}}{55 \, \文本{毫米}} = 156.48 \, \文本{千牛}
\)
然后, we calculate the tensile resistance of the anchor rod using 在 1992-4:2018 条款 7.2.1.3. This will be further detailed in the succeeding anchor checks.
\(
F_{Ť,路} = frac{c k_2 F_{u\_anc} 作为}{\伽玛_{M2,anchor}} = frac{0.85 \次 0.9 \次 800 \, \文本{兆帕} \次 113.1 \, \文本{毫米}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \文本{千牛}
\)
We will then use the resistance per anchor rod to calculate the design resistance of the base plate under failure 模式 3, which is the total bolt failure.
\(
F_{Ť,3,路} = n_{一个,边} F_{Ť,路} = 2 \次 55.372 \, \文本{千牛} = 110.74 \, \文本{千牛}
\)
最后, we determine the governing resistance value among the failure modes.
\(
F_{Ť,路} = min (F_{Ť,1,路}, F_{Ť,3,路}) = min (156.48 \, \文本{千牛}, 110.74 \, \文本{千牛}) = 110.74 \, \文本{千牛}
\)
Calculating the tension load per flange, 我们有:
\(
F_{Ť,埃德} = frac{n_x}{2} = frac{50 \, \文本{千牛}}{2} = 25 \, \文本{千牛}
\)
以来 25 千牛 < 110.74 千牛, 基板弯曲屈服能力为 充足的.
检查一下 #3: 计算锚杆拉伸能力
We already know the value for the anchor rod tensile capacity, but let’s tackle it in more detail.
第一, let’s calculate the tensile stress area of the anchor rod.
\(
A_s = frac{\pi}{4} (d_{无})^2 = frac{\pi}{4} \次 (12 \, \文本{毫米})可以假设为 113.1 \, \文本{毫米}^ 2
\)
然后, let’s apply the values for the \( C \) factor and the \( 钢底板设计欧洲规范{2} \) 因素. 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
- \( 钢底板设计欧洲规范{2} = 0.9\) for non-countersunk anchor
现在, let’s use 在 1992-4:2018 条款 7.2.1.3 to calculate the design resistance of anchor rod 紧张中.
\(
N_{路,s} = frac{c k_2 F_{u\_anc} 作为}{\伽玛_{M2,anchor}} = frac{0.85 \次 0.9 \次 800 \, \文本{兆帕} \次 113.1 \, \文本{毫米}^ 2}{1.25} = 55.372 \, \文本{千牛}
\)
Calculating the 每个锚的张力负载, 我们有:
\(
N_{埃德} = frac{n_x}{n_{一个,Ť}} = frac{50 \, \文本{千牛}}{4} = 12.5 \, \文本{千牛}
\)
以来 12.5 千牛 < 55.372 千牛, 锚杆拉伸能力为 充足的.
检查一下 #4: 计算张力的混凝土突破能力
在计算突破能力之前, 我们必须首先确定成员是否有资格 狭窄的成员. 根据 在 1992-4:2008 条款 7.2.1.4(8), 该成员符合狭窄成员的标准. 因此, 一个 修改的 effective embedment length must be used in the breakout capacity calculations. This adjustment also affects the characteristic spacing 和 characteristic edge distance, which must be modified accordingly.
Based on the narrow member criteria, 的 modified values for the anchor group are as follows:
- 修改的有效嵌入长度, \( h__{ef} = 100 毫米 \)
- modified characteristic spacing, \( s’_{铬} = 300 mm\)
- modified characteristic edge distance, \( c’_{铬} = 150 mm\)
使用 在 1992-4:2018 情商. 7.3, 我们计算 reference projected concrete cone area 对于单个锚点.
\(
A0_{C,ñ} = s’_{铬,G1} s’_{铬,G1} = 350 \, \文本{毫米} \次 350 \, \文本{毫米} = 122500 \, \文本{毫米}^ 2
\)
相似地, 我们计算 实际投影混凝土锥体 锚群.
\(
一个_{数控} = L_{数控} b_{数控} = 500 \, \文本{毫米} \次 500 \, \文本{毫米} = 250000 \, \文本{毫米}^ 2
\)
在哪里,
\(
L_{数控} = min left( C_{剩下,G1}, c’_{铬,G1} \对)
+ \剩下( \最小左( s_{和,与,G1}, s’_{铬,G1} \剩下( n_{与,G1} – 1 \对) \对) \对)
+ \最小左( C_{对,G1}, c’_{铬,G1} \对)
\)
\(
L_{数控} = min left( 75 \, \文本{毫米}, 175 \, \文本{毫米} \对)
+ \剩下( \最小左( 350 \, \文本{毫米}, 350 \, \文本{毫米} \次 (2 – 1) \对) \对)
+ \最小左( 75 \, \文本{毫米}, 175 \, \文本{毫米} \对)
\)
\(
L_{数控} = 500 \, \文本{毫米}
\)
\(
b_{数控} = min left( C_{最佳,G1}, c’_{铬,G1} \对)
+ \剩下( \最小左( s_{和,和,G1}, s’_{铬,G1} \剩下( n_{和,G1} – 1 \对) \对) \对)
+ \最小左( C_{底部,G1}, c’_{铬,G1} \对)
\)
\(
b_{数控} = min left( 75 \, \文本{毫米}, 175 \, \文本{毫米} \对)
+ \剩下( \最小左( 350 \, \文本{毫米}, 350 \, \文本{毫米} \次 (2 – 1) \对) \对)
+ \最小左( 75 \, \文本{毫米}, 175 \, \文本{毫米} \对)
\)
\(
b_{数控} = 500 \, \文本{毫米}
\)
下一个, 我们评估 characteristic strength 使用一个锚 在 1992-4:2018 情商. 7.2
\(
N0_{检查锚容量,C} = k_1 \sqrt{\压裂{F_{钢底板设计欧洲规范}}{\文本{兆帕}}} \剩下( \压裂{h__{ef,G1}}{\文本{毫米}} \对)^{1.5} ñ
\)
\(
N0_{检查锚容量,C} = 8.9 \次 sqrt{\压裂{25 \, \文本{兆帕}}{1 \, \文本{兆帕}}} \时代左( \压裂{116.67 \, \文本{毫米}}{1 \, \文本{毫米}} \对)^{1.5} \次 0.001 \, \文本{千牛} = 56.076 \, \文本{千牛}
\)
在哪里,
- \(钢底板设计欧洲规范{1} = 8.9\) 用于预制锚栓
现在, we assess the effects of geometry by calculating the necessary 参数 for breakout resistance.
锚固组的最短边缘距离确定为:
\(
C_{分,ñ} = min left( C_{剩下,G1}, C_{对,G1}, C_{最佳,G1}, C_{底部,G1} \对)
= min left( 87.5 \, \文本{毫米}, 87.5 \, \文本{毫米}, 150 \, \文本{毫米}, 150 \, \文本{毫米} \对)
= 87.5 \, \文本{毫米}
\)
根据 在 1992-4:2018 情商. 7.4, the value for the parameter accounting for distribution of stress in concrete is:
\(
\psi_{s,ñ} = min left( 0.7 + 0.3 \剩下( \压裂{C_{分,ñ}}{c’_{铬,G1}} \对), 1.0 \对)
= min left( 0.7 + 0.3 \时代左( \压裂{75 \, \文本{毫米}}{175 \, \文本{毫米}} \对), 1 \对)
= 0.82857
\)
的 shell spalling effect is accounted for using 在 1992-4:2018 情商. 7.5, giving:
\(
\psi_{检查锚容量,ñ} = min left( 0.5 + \压裂{h__{ef,G1}}{\文本{毫米} \, / \, 200}, 1.0 \对)
= min left( 0.5 + \压裂{116.67 \, \文本{毫米}}{1 \, \文本{毫米} \, / \, 200}, 1 \对)
= 1
\)
此外, 两者 偏心率因子 和 compression influence factor 被视为:
\(
\psi_{欧共体,ñ} = 1
\)
\(
\psi_{中号,ñ} = 1
\)
We then combine all these factors and apply 如 5216:2021 方程 6.2.3.1 评估 design concrete cone breakout resistance for the anchor group:
\(
N_{路,C} = frac{N0_{检查锚容量,C} \剩下( \压裂{一个_{数控}}{A0_{C,ñ}} \对) \psi_{s,ñ} \psi_{检查锚容量,ñ} \psi_{欧共体,ñ} \psi_{中号,ñ}}{\伽玛_{检查锚容量}}
\)
\(
N_{路,C} = frac{56.076 \, \文本{千牛} \时代左( \压裂{250000 \, \文本{毫米}^ 2}{122500 \, \文本{毫米}^ 2} \对) \次 0.82857 \次 1 \次 1 \次 1}{1.5} = 63.215 \, \文本{千牛}
\)
的 总施加负荷 on the anchor group is calculated by multiplying the tension load per anchor by the number of anchors:
\(
N_{fa} = 左( \压裂{n_x}{n_{一个,Ť}} \对) n_{一个,G1} = 左( \压裂{50 \, \文本{千牛}}{4} \对) \次 4 = 50 \, \文本{千牛}
\)
以来 50 千牛 < 63.215 千牛 具体的突破能力是 充足的.
检查一下 #5: 计算锚推拉力
的 pullout capacity of an anchor is governed by the resistance at its embedded end. 开始, 我们计算 轴承区 of the embedded plate, 减去锚杆占用的区域后，这是净区域.
第一, we compute the maximum anchor head dimension effective for pull out resistance, 按照 在 1992-4:2018 条款 7.2.1.5 注意.
\(
d_{H,\文本{最高}} = min left( b_{\文本{嵌入 _ plate}}, 6 \剩下( t_{\文本{嵌入 _ plate}} \对) + d_{\文本{无}} \对)
= min left( 60 \, \文本{毫米}, 6 \次 (10 \, \文本{毫米}) + 12 \, \文本{毫米} \对)
= 60 \, \文本{毫米}
\)
下一个, we calculate the net bearing area of the circular embedded plate using:
\(
一个_{brg} = frac{\pi}{4} \剩下( \剩下( d_{H,\文本{最高}} \对)^ 2 – \剩下( d_{\文本{无}} \对)^2 对)
\)
\(
一个_{brg} = frac{\pi}{4} \时代左( \剩下( 60 \, \文本{毫米} \对)^ 2 – \剩下( 12 \, \文本{毫米} \对)^2 对) = 2714.3 \, \文本{毫米}^ 2
\)
We then calculate the design concrete pullout resistance of cast-in anchor in tension using 在 1992-4:2018 条款 7.2.1.5:
\(
N_{路,s} = frac{k_2 A_{brg} F_{钢底板设计欧洲规范}}{\伽玛_{Mp}}
= frac{7.5 \次 2714.3 \, \文本{毫米}^2 times 25 \, \文本{兆帕}}{1.5}
= 339.29 \, \文本{千牛}
\)
回想先前计算的 每个锚的张力负载:
\(
N_{埃德} = frac{n_x}{n_{一个,Ť}} = frac{50 \, \文本{千牛}}{4} = 12.5 \, \文本{千牛}
\)
以来 12.5 千牛 < 339.29 千牛, 锚推拔出能力是 充足的.
检查一下 #6: 计算Y方向的侧面井喷容量
Let’s consider Anchor ID #3. We begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
C_{与,\文本{分}} = min left( C_{\文本{剩下,s3}}, C_{\文本{对,s3}} \对)
= min left( 75 \, \文本{毫米}, 425 \, \文本{毫米} \对)
= 75 \, \文本{毫米}
\)
下一个, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
C_{和,\文本{分}} = min left( C_{\文本{最佳,s3}}, C_{\文本{底部,s3}} \对)
= min left( 425 \, \文本{毫米}, 75 \, \文本{毫米} \对)
= 75 \, \文本{毫米}
\)
使用 在 1992-4:2018 情商. 7.27, 让我们计算 reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{C,Nb} = 左( 4 C_{与,\文本{分}} \对)^ 2
= 左( 4 \次 75 \, \文本{毫米} \对)^ 2
= 90000 \, \文本{毫米}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using 在 1992-4:2018 情商. 7.27.
\(
一个_{数控} = B_{C,Nb} H_{C,Nb} = 225 \, \文本{毫米} \次 200 \, \文本{毫米} = 45000 \, \文本{毫米}^ 2
\)
在哪里,
\(
b_{C,Nb} = 2 C_{与,\文本{分}} + \最小左( 2 C_{与,\文本{分}}, C_{和,\文本{分}} \对)
= 2 \次 75 \, \文本{毫米} + \最小左( 2 \次 75 \, \文本{毫米}, 75 \, \文本{毫米} \对)
= 225 \, \文本{毫米}
\)
\(
H_{C,Nb} = 2 C_{与,\文本{分}} + \剩下( \最小左( t_{\文本{浓}} – H_{\文本{ef}}, 2 C_{与,\文本{分}} \对) \对)
= 2 \次 75 \, \文本{毫米} + \剩下( \最小左( 350 \, \文本{毫米} – 300 \, \文本{毫米}, 2 \次 75 \, \文本{毫米} \对) \对)
= 200 \, \文本{毫米}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, 我们将使用 在 1992-4:2018 情商. 7.26.
\(
N0_{检查锚容量,CB} = k_5 \left( \压裂{C_{与,\文本{分}}}{\文本{毫米}} \对)
\剩下( \sqrt{\压裂{一个_{\文本{brg}}}{\文本{毫米}^ 2}} \对)
\剩下( \sqrt{\压裂{F_{钢底板设计欧洲规范}}{\文本{兆帕}}} \对) ñ
\)
\(
N0_{检查锚容量,CB} = 8.7 \时代左( \压裂{75 \, \文本{毫米}}{1 \, \文本{毫米}} \对)
\时代左( \sqrt{\压裂{2714.3 \, \文本{毫米}^ 2}{1 \, \文本{毫米}^ 2}} \对)
\时代左( \sqrt{\压裂{25 \, \文本{兆帕}}{1 \, \文本{兆帕}}} \对)
\次 0.001 \, \文本{千牛}
\)
\(
N0_{检查锚容量,CB} = 169.97 \, \文本{千牛}
\)
然后, 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 在 1992-4:2018 情商. 7.28.
\(
\psi_{s,Nb} = min left( 0.7 + 0.3 \剩下( \压裂{C_{和,\文本{分}}}{2 C_{与,\文本{分}}} \对), 1.0 \对)
= min left( 0.7 + 0.3 \时代左( \压裂{75 \, \文本{毫米}}{2 \次 75 \, \文本{毫米}} \对), 1 \对)
= 0.85
\)
此外, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\psi_{G,Nb} = 1
\)
\(
\psi_{欧共体,ñ} = 1
\)
最后, in reference to 如 5216:2021 情商. 6.2.7 for headed anchor rods, 的 design concrete blow-out resistance 是:
\(
N_{检查锚容量,CB} = frac{N0_{检查锚容量,CB} \剩下( \压裂{一个_{数控}}{A0_{C,Nb}} \对) \剩下( \psi_{s,Nb} \对) \剩下( \psi_{G,Nb} \对) \剩下( \psi_{欧共体,ñ} \对)}{\伽玛_{检查锚容量}}
\)
\(
N_{检查锚容量,CB} = frac{169.97 \, \文本{千牛} \时代左( \压裂{45000 \, \文本{毫米}^ 2}{90000 \, \文本{毫米}^ 2} \对) \时代左( 0.85 \对) \时代左( 1 \对) \时代左( 1 \对)}{1.5} = 48.159 \, \文本{千牛}
\)
Recall 每个锚的张力负载:
\(
N_{埃德} = frac{n_x}{n_{一个,Ť}} = frac{50 \, \文本{千牛}}{4} = 12.5 \, \文本{千牛}
\)
以来 12.5 千牛 < 48.159 千牛, the concrete side-face blowout along Y-direction is 充足的.
Any other Anchor ID number can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
检查一下 #7: 计算Z方向的侧面井喷容量
The same procedure is used in calculating the capacity for side-face blowout in Z-direction. Let’s consider Anchor ID #2 this time. 再次, we begin by calculating the edge distance to the failure edge.
\(
C_{和,\文本{分}} = min left( C_{\文本{最佳},s2}, C_{\文本{底部},s2} \对)
= min left( 75 \, \文本{毫米}, 425 \, \文本{毫米} \对)
= 75 \, \文本{毫米}
\)
下一个, we determine the edge distance to the orthogonal edge.
\(
C_{与,\文本{分}} = min left( C_{\文本{剩下},s2}, C_{\文本{对},s2} \对)
= min left( 75 \, \文本{毫米}, 425 \, \文本{毫米} \对)
= 75 \, \文本{毫米}
\)
使用 在 1992-4:2018 情商. 7.27, 让我们计算 reference projected area of a single fastener.
\(
A0_{C,Nb} = 左( 4 C_{和,\文本{分}} \对)^ 2
= 左( 4 \次 75 \, \文本{毫米} \对)^ 2
= 90000 \, \文本{毫米}^ 2
\)
Since we are checking the capacity of the anchor group, let’s get the actual projected area of the anchor group using 在 1992-4:2018 情商. 7.27.
\(
一个_{数控} = B_{C,Nb} H_{C,Nb}
= 225 \, \文本{毫米} \次 200 \, \文本{毫米}
= 45000 \, \文本{毫米}^ 2
\)
在哪里,
\(
b_{C,Nb} = 2 C_{和,\文本{分}} + \最小左( 2 C_{和,\文本{分}}, C_{与,\文本{分}} \对)
= 2 \次 75 \, \文本{毫米} + \最小左( 2 \次 75 \, \文本{毫米}, 75 \, \文本{毫米} \对)
= 225 \, \文本{毫米}
\)
\(
H_{C,Nb} = 2 C_{和,\文本{分}} + \剩下( \最小左( t_{\文本{浓}} – H_{\文本{ef}}, 2 C_{和,\文本{分}} \对) \对)
= 2 \次 75 \, \文本{毫米} + \剩下( \最小左( 350 \, \文本{毫米} – 300 \, \文本{毫米}, 2 \次 75 \, \文本{毫米} \对) \对)
= 200 \, \文本{毫米}
\)
In computing the characteristic concrete blow-out strength of an individual anchor, 我们将使用 在 1992-4:2018 情商. 7.26.
\(
N0_{检查锚容量,CB} = k_5 \left( \压裂{C_{和,\文本{分}}}{\文本{毫米}} \对)
\sqrt{\剩下( \压裂{一个_{brg}}{\文本{毫米}^ 2} \对)}
\sqrt{\剩下( \压裂{F_{钢底板设计欧洲规范}}{\文本{兆帕}} \对)} \, \文本{ñ}
\)
\(
N0_{检查锚容量,CB} = 8.7 \剩下( \压裂{75 \, \文本{毫米}}{1 \, \文本{毫米}} \对)
\sqrt{\剩下( \压裂{2714.3 \, \文本{毫米}^ 2}{1 \, \文本{毫米}^ 2} \对)}
\sqrt{\剩下( \压裂{25 \, \文本{兆帕}}{1 \, \文本{兆帕}} \对)}
\点 0.001 \, \文本{千牛}
\)
\(
N0_{检查锚容量,CB} = 169.97 \, \文本{千牛}
\)
然后, 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 在 1992-4:2018 情商. 7.28.
\(
\psi_{s,Nb} = min left( 0.7 + 0.3 \剩下( \压裂{C_{与,\文本{分}}}{2 C_{和,\文本{分}}} \对), 1.0 \对)
= min left( 0.7 + 0.3 \时代左( \压裂{75 \, \文本{毫米}}{2 \次 75 \, \文本{毫米}} \对), 1 \对)
= 0.85
\)
此外, the factors for group effect and factor the influence of eccentricity are as follows:
\(
\psi_{G,Nb} = 1
\)
\(
\psi_{欧共体,ñ} = 1
\)
最后, in reference to 如 5216:2021 情商. 6.2.7 for headed anchor rods, 的 design concrete blow-out resistance 是:
Recall 每个锚的张力负载:
\(
N_{埃德} = frac{n_x}{n_{一个,Ť}} = frac{50 \, \文本{千牛}}{4} = 12.5 \, \文本{千牛}
\)
以来 12.5 千牛 < 48.159 千牛, the concrete side-face blowout along Z-direction is 充足的.
Any other Anchor ID number can also be used and will yield the same result, since the design is symmetric.
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