วิศวกรทุกคนที่เคยตรวจสอบคานรับแรงเฉือนย่อมจำขั้นตอนตาม EN 1992-1-1 ได้ขึ้นใจ: VRd,c จากสูตรเชิงประจักษ์ จากนั้นคือเหล็กปลอกและค้ำยันที่มี cot θ อยู่ระหว่าง 1 ถึง 2.5 FprEN 1992-1-1 ซึ่งเป็นร่างสุดท้ายของ Eurocode 2 รุ่นที่สอง ยังคงใช้แบบจำลองทรัสเดิม แต่เปลี่ยนปัจจัยส่วนใหญ่ที่ป้อนเข้าสู่แบบจำลองนั้น คำถามที่เราได้ยินบ่อยที่สุดนั้นง่ายมาก: หน้าตัดของฉันจะผ่านหรือไม่ผ่านต่างไปจากเดิมหรือไม่?
เพื่อตอบคำถามนี้ด้วยตัวเลขแทนที่จะใช้ความรู้สึก เราจึงรันมาตรฐานทั้งสองฉบับเคียงข้างกันผ่านเอนจินคำนวณเดียวกัน และนำพารามิเตอร์ที่สำคัญมาพิจารณา ได้แก่ อัตราส่วนเหล็กเสริม ความชะลูดของแรงเฉือน ความลึกของชิ้นส่วน แรงตามแนวแกน ชั้นคุณภาพ Concrete และมุมของค้ำยัน ในกรณีทดสอบเริ่มต้น มาตรฐานทั้งสองให้ผลต่างกันไม่เกินหนึ่งเปอร์เซ็นต์ แต่เมื่อเปลี่ยนพารามิเตอร์เพียงตัวเดียว ความต่างอาจสูงถึง 30 % หรือมากกว่าในทิศทางใดทิศทางหนึ่ง
ประเด็นสำคัญ
- กรณีไม่มีเหล็กเสริมรับแรงเฉือน กำลังต้านทานตาม FprEN 1992-1-1 ขึ้นอยู่กับ MEd/VEd ตลอดการศึกษาความไว อัตราส่วน FprEN/EN อยู่ระหว่าง 0.86 ถึง 1.20 ช่วงรับแรงเฉือนสั้นและ ρl ต่ำมากหรือสูงมากให้ค่าเพิ่มขึ้น ส่วนชิ้นส่วนชะลูดที่ใช้เหล็กเสริมทั่วไปให้ค่าลดลงได้ถึงประมาณ 14%
- ผลของขนาดหน้าตัดรุนแรงกว่ามากใน FprEN 1992-1-1 ที่ d ≈ 2 m กำลังรับแรงเฉือนระบุต่ำกว่าค่าตาม EN 1992-1-1 อยู่ 32 %
- แรงตามแนวแกนส่งผลต่างกัน FprEN 1992-1-1 ผ่อนปรนกว่ามากสำหรับแรงดึง และอนุรักษ์นิยมกว่าสำหรับแรงอัดระดับปานกลาง
- เหล็กปลอกใช้สูตรเดียวกันในมาตรฐานทั้งสองฉบับ ผลลัพธ์ต่างกันเพียงเพราะมุมค้ำยันที่อนุญาต ซึ่งใน FprEN 1992-1-1 ขึ้นอยู่กับแรงตามแนวแกนและชั้นความเหนียว
- การตรวจสอบค้ำยันเปลี่ยนแปลงมากที่สุด เมื่อใช้ ν ที่ขึ้นกับความเครียด ค่า VRd,max ตาม FprEN 1992-1-1 สูงกว่าประมาณ 30 % สำหรับค้ำยันชัน และต่ำกว่าได้ถึง 58 % สำหรับค้ำยันลาดต่ำ
สองแบบจำลองสำหรับการตรวจสอบเดียวกัน
EN 1992-1-1 คำนวณส่วนที่ Concrete รับด้วยสมการเชิงประจักษ์ (6.2.a) โดยใช้ตัวประกอบขนาด k = 1 + √(200/d) ≤ 2 อัตราส่วนเหล็กเสริมที่จำกัดไว้ไม่เกิน 2 % และพจน์ความเค้นตามแนวแกนแบบบวกเพิ่ม k1σcp หน้าตัดรับรู้เพียง VEd และไม่เคยรับรู้โมเมนต์ที่เกิดร่วมกับแรงเฉือนนั้น
FprEN 1992-1-1 ทำงานบนพื้นฐานของความเค้นเฉือน τEd = VEd/(bw·z) และนำไปเปรียบเทียบกับกำลังต้านทานที่อิงทฤษฎีรอยแตกร้าวจากแรงเฉือนวิกฤต:
τRd,c = (0.66/γV)·(100·ρl·fck·ddg/d)1/3 ≥ τRd,c,min (8.27), (8.20)
มีข้อมูลนำเข้าใหม่สามตัวในที่นี้ ค่าความหยาบที่ขึ้นกับมวลรวม ddg เข้ามาแทนที่ตัวประกอบขนาด ความชะลูดของแรงเฉือน acs = |MEd/VEd| ≥ d ลดความลึกประสิทธิผลสำหรับช่วงสั้น (8.29)–(8.30) ตัวประกอบ kvp (8.31) นำแรงตามแนวแกนเข้ามาพิจารณา สำหรับชิ้นส่วนที่มีเหล็กปลอก แบบจำลองทรัสยังคงอยู่ แต่ตัวประกอบลดกำลัง ν สามารถเปลี่ยนตามความเครียดของคอร์ด (8.45) แทนที่จะเป็นค่าคงที่
กรณีทดสอบ
ผลลัพธ์ทั้งหมดมาจากสคริปต์คำนวณด้วยมือสองชุด ชุดละหนึ่งมาตรฐาน เขียนด้วยโครงสร้างเดียวกัน สคริปต์ FprEN 1992-1-1 ได้รับการเปรียบเทียบกับ IDEA StatiCa Section สคริปต์ทั้งสองถูกนำไปใช้ใน viewer แบบโต้ตอบ และผลที่ได้ตรงกับสคริปต์ในระดับความแม่นยำของเครื่อง หน้าตัดอ้างอิงคือหน้าตัดที่เห็นด้านล่าง ทุกการศึกษาเปลี่ยนพารามิเตอร์เพียงตัวเดียวและคงตัวอื่นไว้คงที่ กรณีทดสอบเป็นหน้าตัดสี่เหลี่ยมผืนผ้าที่เรียบง่ายมาก (ตัวอย่างระดับโรงเรียน) ซึ่งคำนวณด้วยมือได้ง่าย และพิจารณาการตอบสนองของหน้าตัดต่อแรงตามแนวแกน + โมเมนต์ดัดในระนาบ กฎการจัดรายละเอียดเหล็กเสริมไม่ผ่านในกรณีทดสอบนี้
รูปที่ 1 หน้าตัดอ้างอิง (บน) และ viewer เปรียบเทียบที่ใช้ในทุกการศึกษา (ล่าง) viewer แสดงแผนภูมิอัตราการใช้งานของแต่ละการตรวจสอบ สรุปผล และค่าตามข้อกำหนดแต่ละข้อ
| การตรวจสอบ (VEd = 60 kN, MEd = 50 kNm, NEd = −10 kN, θ = 22°) | EN 1992-1-1 | FprEN 1992-1-1 |
| ไม่มีเหล็กเสริมรับแรงเฉือน | 68.1 kN · 88.1 % | 67.4 kN · 89.1 % |
| เหล็กเสริมรับแรงเฉือน | 221.0 kN · 27.1 % | 221.0 kN · 27.1 % |
| ค้ำยันรับแรงอัด | 384.7 kN · 15.6 % | 285.1 kN · 21.0 % |
กรณีฐานเริ่มบอกใบ้ถึงรูปแบบแล้ว การตรวจสอบ Concrete และเหล็กปลอกให้ผลตรงกัน แต่ค้ำยันไม่ตรงกัน: fcd ลดจาก 16.67 เหลือ 14.17 MPa เมื่อใช้ ktc = 0.85 และ ν ลดจาก 0.54 เหลือ 0.47 ที่มุมค้ำยันนี้
ชิ้นส่วนที่ไม่มีเหล็กเสริมรับแรงเฉือน
ความชะลูดของแรงเฉือนคือพารามิเตอร์ลำดับแรกตัวใหม่
ใน EN 1992-1-1 โมเมนต์ที่หน้าตัดไม่มีอิทธิพลต่อ VRd,c แต่ใน FprEN 1992-1-1 มีอิทธิพล ที่ ρl = 1 % มาตรฐาน EN 1992-1-1 ให้ค่า 80.9 kN สำหรับทุกค่าโมเมนต์ ส่วนมาตรฐาน FprEN 1992-1-1 ให้ค่า 83.2 kN สำหรับ acs = 1.5d ให้ค่า 73.7 kN สำหรับ 3d และให้ค่า 70.0 kN สำหรับ 6d
โดยทั่วไป เมื่อสัดส่วนของโมเมนต์เพิ่มขึ้น กำลังรับแรงเฉือนจะลดลง
รูปที่ 2 VRd,c เทียบกับอัตราส่วนเหล็กเสริมตามยาว EN 1992-1-1 เป็นเส้นโค้งเส้นเดียว ส่วน FprEN 1992-1-1 แยกตามความชะลูดของแรงเฉือน EN 1992-1-1 ไม่ให้ค่าเพิ่มขึ้นอีกเมื่อ ρl สูงกว่า 2 %
แผนที่อัตราส่วนแสดงให้เห็นว่ามาตรฐานฉบับใดให้ค่ามากกว่า ในช่วง ρl = 0.25–2.5 % และ acs/d = 1–8 อัตราส่วนของกำลังต้านทานตาม FprEN 1992-1-1 ต่อ EN 1992-1-1 อยู่ระหว่าง 0.86 ถึง 1.20 มาตรฐานฉบับใหม่ให้ค่าสูงขึ้นสำหรับช่วงรับแรงเฉือนสั้น (ต่ำกว่าประมาณ 1.7d) เหล็กเสริมน้อยมากที่ค่าต่ำสุดเป็นตัวควบคุม และ ρl เกิน 2 % สำหรับคานชะลูดทั่วไปที่ใช้เหล็กเสริมปกติ มาตรฐานฉบับใหม่อนุรักษ์นิยมกว่าถึงประมาณ 14 %
รูปที่ 3 VRd,c(FprEN)/VRd,c(EN) ตาม ρl และความชะลูดของแรงเฉือน บริเวณสีส้มเป็นกรณีที่ FprEN 1992-1-1 ให้ค่าสูงกว่า บริเวณสีน้ำเงินเป็นกรณีที่ EN 1992-1-1 ให้ค่าสูงกว่า หน้าตัดฐาน, C25/30, Dlower = 16 mm
ชิ้นส่วนลึก: ผลของขนาดที่รุนแรงกว่ามาก
ตัวประกอบ k ของ EN 1992-1-1 ราบเรียบลงอย่างรวดเร็ว ส่วนพจน์ (ddg/d)1/3 ของ FprEN 1992-1-1 ลดลงต่อเนื่อง ที่ d = 204 mm ความต่างอยู่ที่ 6 % และเพิ่มเป็น 18 % ที่ d = 704 mm, 25 % ที่ 1204 mm และ 32 % ที่ 1954 mm แผ่นพื้นถ่ายแรง คานฐานราก และผนังลึก คือจุดที่มาตรฐานฉบับใหม่จะส่งผลกระทบก่อน ขนาดมวลรวมก็มีความสำคัญเช่นกัน: ส่วนผสมที่หยาบกว่า (Dlower = 32 mm) ช่วยชดเชยส่วนที่สูญเสียไปได้บางส่วน และส่วนผสม 8 mm สูญเสียมากกว่า
ยิ่งหน้าตัดลึก กำลังรับแรงเฉือนยิ่งต่ำ
รูปที่ 4 กำลังรับแรงเฉือนระบุ VRd,c/(bwd) เทียบกับความลึกประสิทธิผล, ρl = 1 %, acs = 4d
แรงตามแนวแกน: มาตรฐานทั้งสองฉบับเคลื่อนไปคนละทิศทาง
EN 1992-1-1 บวก 0.15·σcp เข้ากับกำลังต้านทาน ทำให้เป็นเชิงเส้นกับความเค้นตามแนวแกนและไม่ผ่อนปรนในกรณีแรงดึง FprEN 1992-1-1 ปรับความลึกประสิทธิผลด้วย kvp ดังนั้นผลจึงขึ้นอยู่กับอัตราส่วน NEd/VEd สำหรับกรณีของเรา (VEd = 100 kN, acs = 3d) และแรงดึงตามแนวแกน −2 MPa FprEN 1992-1-1 ให้ค่า 66.5 kN เทียบกับ 38.6 kN ใน EN 1992-1-1 ซึ่งมากกว่า 72 % ที่แรงอัด +3 MPa ลำดับกลับกัน: 92.3 kN เทียบกับ 140.8 kN ซึ่งน้อยกว่า 34 % แรงอัดที่สูงมากทำให้ทั้งสองค่าเข้าใกล้กันอีกครั้ง เพราะ EN 1992-1-1 จำกัด σcp ไว้ที่ 0.2fcd
** แรงดึงใช้เครื่องหมายลบ แรงอัดใช้เครื่องหมายบวก (แนวทางของ Eurocode สำหรับ σcp)
รูปที่ 5 VRd,c เทียบกับความเค้นตามแนวแกนเฉลี่ย แรงดึงอยู่ด้านซ้าย แรงอัดอยู่ด้านขวา
ชั้นคุณภาพ Concrete
สำหรับ C12/15 ถึง C60/75 ค่า VRd,c ตาม FprEN 1992-1-1 ของชิ้นส่วนชะลูดต่ำกว่าอย่างสม่ำเสมอประมาณ 13 % (C25/30: 70.1 เทียบกับ 80.9 kN) สูงกว่า C60 มาตรฐานลดค่า ddg ทำให้เส้นโค้ง FprEN 1992-1-1 แทบไม่เพิ่มขึ้นอีก: ที่ C90/105 ต่ำกว่า EN 1992-1-1 อยู่ 20 %
รูปที่ 6 ซ้าย: VRd,c เทียบกับ fck (ρl = 1 %, acs = 4d) ขวา: VRd,max ที่ θ = 45° เมื่อใช้ ν1 ของ EN 1992-1-1, ν แปรผันของ FprEN 1992-1-1 และ ν คงที่ = 0.5
ชิ้นส่วนที่มีเหล็กเสริมรับแรงเฉือน
เหล็กปลอก: สูตรเดียวกัน แต่มุมต่างกัน
กำลังต้านทานของเหล็กปลอกใช้สมการทรัสเดียวกันในมาตรฐานทั้งสองฉบับ คือ VRd,s = Asw/s·z·fywd·cot θ เมื่อใช้ z และ θ เท่ากัน มาตรฐานทั้งสองให้ค่าเหมือนกัน ดังในกรณีฐานของเรา ความแตกต่างอยู่ที่ช่วงของ θ ที่เลือกใช้ได้ EN 1992-1-1 อนุญาตให้ใช้ 1 ≤ cot θ ≤ 2.5 โดยไม่ขึ้นกับแรงที่กระทำ FprEN 1992-1-1 เพิ่มขีดจำกัดเป็น 3.0 เมื่อมีแรงอัดมาก ลดขีดจำกัดลงในกรณีแรงดึง (2.5 − 0.1·NEd/|VEd|) และลดลง 20 % สำหรับเหล็กเสริมชั้นความเหนียว A
รูปที่ 7 ขีดจำกัดบนของ cot θ เทียบกับแรงตามแนวแกน (VEd = 100 kN) ระหว่าง 2.5 และ 3.0 มาตรฐานอนุญาตให้ใช้การประมาณค่าในช่วง การประมาณค่าเชิงเส้นตาม σcp เป็นการตีความของสคริปต์ของเรา
ค้ำยัน: การเปลี่ยนแปลงครั้งใหญ่ที่สุดเพียงรายการเดียว
เมื่อใช้ ν คงที่ = 0.5 ค้ำยันตาม FprEN 1992-1-1 อ่อนกว่า EN 1992-1-1 สม่ำเสมอประมาณ 22 % ในกรณีของเรา สาเหตุหลักมาจาก ktc ค่า ν แปรผันตาม (8.45) ทำให้ภาพเปลี่ยนไป ν ขึ้นอยู่กับความเครียดเฉลี่ยของคอร์ด εx และ cot²θ ดังนั้นค้ำยันชันได้เปรียบ ส่วนค้ำยันลาดต่ำถูกลดค่า ที่ cot θ = 1 ค่า VRd,max ตาม FprEN 1992-1-1 เท่ากับ 724.8 kN เทียบกับ 553.8 kN (+31 %) ที่ cot θ = 2.5 ค่านี้เท่ากับ 279.9 kN เทียบกับ 381.9 kN (−27 %) เส้นโค้งทั้งสองตัดกันใกล้ θ = 30°
รูปที่ 8 VRd,max และ VRd,s เทียบกับ cot θ สำหรับหน้าตัดฐาน เส้น VRd,s ของมาตรฐานทั้งสองฉบับทับกัน
เนื่องจาก ν เปลี่ยนตามความเครียดของคอร์ด โมเมนต์ดัดจึงมีอิทธิพลต่อค้ำยันด้วย ใน EN 1992-1-1 โมเมนต์ไม่มีบทบาท ใน FprEN 1992-1-1 ที่ θ = 21.8° และ VEd = 150 kN ค่า ν อยู่ระหว่าง 0.27 ถึง 0.38 เทียบกับค่า 0.54 ของ EN 1992-1-1 ดังนั้น VRd,max ต่ำกว่า 40–58 % ค่า ν ต่ำสุดที่ปลายทั้งสองด้านของช่วงโมเมนต์ ที่โมเมนต์น้อย แรงในคอร์ดที่เกิดจากแรงเฉือนทำให้คอร์ดรับแรงอัดเปลี่ยนเป็นรับแรงดึง ที่โมเมนต์มาก ความเครียดในคอร์ดรับแรงดึงเพิ่มขึ้น ผลในทางปฏิบัติประการหนึ่งคือ หากคอร์ดรับแรงอัดเปลี่ยนเป็นรับแรงดึงและหน้าตัดไม่มีเหล็กเสริมด้านบน ค่า ν จะลดลงเป็นศูนย์ ดังนั้นควรจำลองเหล็กเสริมด้านบนด้วย
รูปที่ 9 VRd,max (ซ้าย) และตัวประกอบลดกำลัง (ขวา) เทียบกับ MEd รวมเหล็กเสริมด้านบน 2Ø12
ความหมายต่อกำลังรับน้ำหนักการออกแบบ
ผู้ออกแบบไม่ได้ตรวจสอบที่ θ คงที่ แต่เลือกมุมที่ให้กำลังต้านทานสูงสุด ดังนั้นสำหรับอัตราส่วนเหล็กเสริมรับแรงเฉือนแต่ละค่า เราจึงใช้ θ ที่ทำให้ min(VRd,s; VRd,max) มีค่าสูงสุด ผลที่ได้แบ่งเป็นสามช่วง:
- เอวคานที่มีเหล็กเสริมน้อย (ρw ≈ 0.08 %) มาตรฐานทั้งสองให้ผลตรงกันภายใต้ขีดจำกัดของ cot θ (107 kN) FprEN 1992-1-1 ให้ค่าเพิ่มขึ้น 21 % (129 kN) ก็ต่อเมื่อใช้ทางเลือกตามข้อ 8.2.3(7) เพื่อใช้ค่าเกิน cot θmin ร่วมกับ ν แปรผัน
- เอวคานที่มีเหล็กเสริมปานกลาง (ρw ≈ 0.4 %) FprEN 1992-1-1 ต่ำกว่า 14 % (379 เทียบกับ 439 kN) เนื่องจากมุมที่เหมาะสมที่สุดถูกจำกัดโดยค้ำยันลาดต่ำที่อ่อนกว่า
- เอวคานที่มีเหล็กเสริมมาก (ρw ≥ 1 %) ค้ำยันเป็นตัวควบคุมที่ θ = 45° ซึ่ง FprEN 1992-1-1 สูงกว่า 10–15 % (610–634 เทียบกับ 554 kN)
รูปที่ 10 กำลังรับแรงเฉือนการออกแบบเมื่อใช้มุมค้ำยันที่เหมาะสมที่สุด เทียบกับ ρw MEd = 150 kNm และ VEd = 150 kN
แผนที่ความแตกต่าง
| การตรวจสอบ | ปัจจัยขับเคลื่อน | FprEN 1992-1-1 เทียบกับ EN 1992-1-1 |
| VRd,c | ความชะลูดของแรงเฉือน acs/d | 0.86 … 1.20 โดยรวม · ต่ำกว่าได้ถึง −14 % สำหรับชิ้นส่วนชะลูดที่ใช้ ρl ปกติ |
| VRd,c | ความลึกประสิทธิผล | −6 % ที่ 0.2 m … −32 % ที่ 2 m |
| VRd,c | แรงดึงตามแนวแกน (−2 MPa) | +72 % |
| VRd,c | แรงอัดตามแนวแกน (+3 MPa) | −34 % |
| VRd,c | ชั้นคุณภาพ Concrete C12–C60 / C90 | −13 % / −20 % |
| VRd,s | θ เท่ากัน | เหมือนกัน |
| VRd,s | cot θ ที่อนุญาต | 3.0 แรงอัด · 2.5 ไม่มีแรงตามแนวแกน · 2.2 แรงดึง · ×0.8 ชั้น A |
| VRd,max | ค้ำยันชัน, cot θ = 1 | +31 % (ν แปรผัน) · −22 % (ν = 0.5) |
| VRd,max | ค้ำยันลาดต่ำ, cot θ = 2.5 | −27 % … −58 % ขึ้นอยู่กับ MEd |
| กำลังรับน้ำหนักการออกแบบ | ρw 0.4 % / ≥ 1 % | −14 % / +10 … 15 % |
สิ่งที่ควรระวังในทางปฏิบัติ
- ส่งต่อแรงภายในทั้งหมด ไม่ใช่เฉพาะแรงเฉือน ใน FprEN 1992-1-1 ค่า MEd และ NEd ที่หน้าตัดเดียวกันเปลี่ยนทั้ง VRd,c และ ν สเปรดชีตที่อ่านเฉพาะ VEd จึงไม่เพียงพออีกต่อไป
- ทบทวนชิ้นส่วนลึกก่อน องค์อาคารที่มี d เกินประมาณ 700 mm และไม่มีเหล็กปลอกจะได้รับผลลดลงมากที่สุด
- อย่าใช้ θ ลาดต่ำซ้ำตามความเคยชิน cot θ = 2.5 มักเป็นตัวเลือกที่ประหยัดภายใต้ EN 1992-1-1 เมื่อใช้ ν แปรผัน ค้ำยันอาจเป็นตัวควบคุม ขณะที่มุมที่ชันกว่าอาจให้กำลังรวมมากกว่า
- ระบุขนาดมวลรวม Dlower เป็นข้อมูลนำเข้าสำหรับการออกแบบรับแรงเฉือนแล้ว
- จำลองเหล็กเสริมของคอร์ดรับแรงอัด เหล็กเสริมนี้เข้าสู่ εx ทุกครั้งที่คอร์ดรับแรงดึง
ข้อสมมติและข้อจำกัด
หน้าตัดคอนกรีตเสริมเหล็กสี่เหลี่ยมผืนผ้าที่ไม่มีการอัดแรง ใช้ค่าแนะนำของพารามิเตอร์ที่กำหนดโดยประเทศทั้งหมด (Nationally Determined Parameters) ภาคผนวกแห่งชาติอาจเปลี่ยนค่า CRd,c, vmin, k1 ขีดจำกัดของ cot θ ตัวประกอบ γ และ ktc ได้ z = 0.9d สำหรับ FprEN 1992-1-1 ใช้ xc = 0.20d และขาของเหล็กปลอกขนานกับแรงเฉือน สำหรับ EN 1992-1-1 ใช้ ν1 = ν จาก (6.6N) และ αcw จาก σcp (6.11.aN) ทางเลือกอื่นคือ ν1 = 0.6 และ αcw = 1.0 ซึ่งมีให้เลือกใน viewer แรงที่อยู่ใกล้จุดรองรับ หน้าตัดที่มีปีก แรงบิด และค่าต่ำสุดตามข้อกำหนดอยู่นอกขอบเขตของการศึกษานี้ สคริปต์ EN 1992-1-1 ได้รับการตรวจสอบทีละข้อกำหนดเทียบกับ EN 1992-1-1 แล้ว แต่ยังไม่ได้เปรียบเทียบกับ IDEA StatiCa Section ค่าเปอร์เซ็นต์เหล่านี้อธิบายหน้าตัดในกลุ่มนี้เท่านั้น และไม่ใช่ตัวประกอบทั่วไป
ทดลองใช้ Eurocode ฉบับใหม่กับหน้าตัดของคุณเอง
IDEA StatiCa Section BETA ออกแบบหน้าตัดคอนกรีตเสริมเหล็กที่สภาวะขีดจำกัดสูงสุดตาม FprEN 1992-1-1 โหลดหน้าตัดของคุณ เปรียบเทียบผลลัพธ์กับแนวปฏิบัติปัจจุบันของคุณ และบอกเราว่ามาตรฐานฉบับใหม่ทำให้คุณประหลาดใจตรงไหนบ้าง
อ่านเกี่ยวกับการเปลี่ยนผ่านสู่ Eurocode รุ่นที่ 2 →
แหล่งอ้างอิง
- EN 1992-1-1 ข้อ 2.4.2.4, 3.1.6, 6.2.2, 6.2.3
- FprEN 1992-1-1 ข้อ 4.3, 5.1, 8.2.1–8.2.3
