Design der Säulenspleißverbindung

Säulenspleißverbindungsdesign zu AISC 360 beginnt mit einer Frage: Ist die Verbindung fertig zum Tragen?? Wenn die Säulenenden gefräst und passgenau sind, Die axiale Kompression geht direkt von der oberen Säule in die untere über, und die Verbindungsplatten müssen nur das Moment tragen, die Scherung und jegliche Spannung. Die Flanschplatten tragen das Moment als Zug- und Druckpaar, Die Stegbleche tragen die Schere, und jede Bolzengruppe, Der Platten- und Säulenabschnitt auf diesem Pfad wird oberhalb und unterhalb der Verbindung überprüft.

Auf dieser Seite wird eine echte verschraubte Säulenverbindung vom Anfang bis zum Ende beschrieben: eine obere Säule B14x90, gespleißt mit einer unteren Säule B14x211, mit 1000 ein bisschen Komprimierung, 50 Kip der Spannung, ein 150 Kip-Schere und a 100 Kip-ft-Moment, Entwickelt für AISC 360-16 LRFD und das AISC-Handbuch 15. Ausgabe. Jeder Flansch hat eine 1/2 in von 14.5 in Flanschplatte mit sechs 1 in A490 schlupfkritischen Schrauben auf jeder Seite der Verbindung, zwei Bolzenlinien an einem 11.5 im Abstand von drei Reihen. Das Web hat ein Paar 7/8 in Stegplatten, 6 im breiten, mit vier 1 in A490 rutschkritische Bolzen auf jeder Seite. Jede Gleichung wird mit ihren Zahlen ausgeschrieben, in der gleichen Reihenfolge wie das AISC-Berechnungsblatt SkyCiv-Verbindungsdesign Modul produziert dafür.

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Was ist eine Säulenspleißverbindung??

Eine Säulenverbindung verbindet zwei Säulenlängen Ende an Ende. Säulen werden üblicherweise alle zwei bis drei Stockwerke gespleißt, etwas über dem Boden, denn das ist so lange, wie eine Säule in einem Stück versendet und aufgebaut werden kann. Der Abschnitt wird oft heller, wenn man das Gebäude hinaufgeht, was hier der Fall ist: Das schwere B14x211 darunter trägt die darüber liegenden Böden, und das W14x90 oben trägt weniger.

In einer verschraubten Säulenverbindung, Flanschplatten überlappen die Verbindung an der Außenseite beider Flansche, und ein Paar Stegplatten liegen über dem Steg. Die beiden Säulen sind unterschiedlich tief, Daher füllen Füllstoffe oder Unterlegscheiben den Spalt zwischen der flacheren Säule und den Platten aus. Sie können diese Konfiguration im überprüfen Rechner für Säulenspleißverbindungen. Die Flansch- und Stegbleche werden ähnlich wie bei einem geprüft Balkenspleißverbindung, und das Rechner für Schraubverbindungsverbindungen deckt einfachere Überlappungsverbindungen ab.

Höhe der Flanschverbindung. Mit der 1/2 In der Flanschplatte befinden sich jeweils zwei Schraubenlinien 11 1/2 im Messgerät, 1 1/2 in in von jeder Plattenkante, und drei Schraubenreihen auf jeder Seite der Verbindung 3 im Abstand, mit 1 3/4 in Endabständen. Die Säulenenden sind tragfähig.

Abschnitt A-A. Mit der 7/8 Im Steg sitzen Platten auf beiden Seiten des Stegs (NS/FS), mit zwei Reihen von zwei Schrauben auf jeder Seite der Verbindung 3 im Abstand und 1 1/2 in Rand- und Endabständen. Ausgleichsplatten füllen jeden Spalt zwischen den Säulen und den Platten.

Design der Säulenspleißverbindung: Die Schritte auf einen Blick

Zunächst werden die Lasten aufgeteilt: Kompression geht zum Lager, und der Moment, Spannung und Scherung gehen auf die Platten ein. Anschließend wird die Flanschplattenverbindung an der unteren Stütze und an der oberen Stütze überprüft, gefolgt von der Stegplattenverbindung.

1. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenzen für die Flanschplattenschrauben.
2. Ermitteln Sie den Füllfaktor und prüfen Sie den Schlupf der schlupfkritischen Flanschschrauben.
3. Bolzenlager und Ausriss an der Flanschplatte prüfen.
4. Bolzenlager und Ausriss am Säulenflansch prüfen.
5. Blockscherung der Flanschplatte auf drei Ausreißmuster prüfen.
6. Blockscherung des Säulenflansches prüfen.
7. Spannungsnachgeben und Bruch der Flanschplatte prüfen.
8. Spannungsbruch der Säule prüfen, mit Schubverzögerung.
9. Überprüfen Sie den Biegebruch der Säule an den Flanschschraubenlöchern.
10. Überprüfen Sie die Kompression der Flanschplatte.
11. Wiederholen Sie die Flanschprüfungen für die obere Säule.
12. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenzen für die Stegplattenschrauben.
13. Überprüfen Sie den Schlupf der Stegbolzengruppe unter der Resultierenden aus Scherung und Axiallast.
14. Bolzenlager an den Stegblechen auf Abscherung prüfen, Axiallast und deren Wechselwirkung.
15. Bolzenlager am Stützensteg auf Scherung prüfen, Axiallast und deren Wechselwirkung.
16. Blockscherung der Stegbleche auf Scherung prüfen, Axiallast und deren Wechselwirkung.
17. Blockschub des Stützenstegs auf Axiallast prüfen.
18. Überprüfen Sie die Schubnachgiebigkeit und den Scherbruch der Stegbleche.
19. Spannungsnachgiebigkeit und Bruch der Stegbleche prüfen.
20. Spannungsriss des Stützenstegs prüfen, mit Schubverzögerung.
21. Überprüfen Sie die Kompression der Stegplatten.
22. Wiederholen Sie die Webprüfungen für die obere Spalte.

Designeingaben für dieses Beispiel

Der Designcode ist AISC 360-16 LRFD. Abschnittseigenschaften stammen aus dem AISC-Handbuch.

 

 

 

Bei einer Stütze sind die Schrauben entlang des Stabes angeordnet, welches vertikal ist. Der Bericht behält die Benennung der Trägerspleiße bei, also die “Bolzensäulen” Bei der Flanschverbindung handelt es sich um die drei Schraubenreihen, die in jeder Spalte gestapelt sind, und das “horizontale” Randabstand ist der Endabstand zum Plattenende bzw. Stützenende.

Die Randabstände über den Flansch ergeben sich aus der Lehre. Mit der 14.5 in Platte mit einem 11.5 in Messblättern [mathin] (14.5 – 11.5)/2 = 1.5\,in [mathin] auf jeder Seite, und das gilt auch 14.5 im Flansch des W14x90. In der unteren Spalte wird die Flanschbreite W14x211 verwendet 15 3/4 im, Also [mathin] L_{ev,c} = (15.75 – 11.5)/2 = 2.125\,in [mathin].

Wie die Lasten in einem Stützenstoß aufgeteilt werden

Die Säulenenden sind gefräst und passgenau, Das ist der Hinweis auf der Höhe. AISC 360-16 J1.4 ermöglicht die Durchleitung der Kompression durch eine fertige Lagerverbindung, die Spleißplatten müssen es also nicht tragen. Die Tragfähigkeit der gefrästen Oberfläche beträgt J7, mit der Auflagefläche der kleineren Säule:

[math] C_{u,brg} = \min\left( C_{u},\, \phi\, 1.8\, F_{y}\, A_{brg} \right) = \min\left( (1000\,kip),\, (0.75) \times 1.8 \times (50\,ksi) \times (26.125\,in^{2}) \right) = 1000\,kip [math]

Der Lagerbereich von 26.125 in² sind die beiden Flansche und der Steg des W14x90 von seinen Nennmaßen, [mathin] 2 \times 14.5 \times 0.71 + (14 – 2 \times 0.71) \times 0.44 = 26.125\,in^{2} [mathin], Es werden also die Filets weggelassen, die das sind 26.5 in² tabellarischer Bereich umfasst. Alle 1000 Der Kompressionsstoß geht ins Lager, Die für die Stegplatten verbleibende Kompression ist also Null:

[math] C_{web} = 0\,kip [math]

Über den Hebelarm der flacheren oberen Säule wird das Moment in ein Flanschkraftpaar umgewandelt, [mathin] d – t_{f} = 14 – 0.71 = 13.29\,in [mathin]. Die Druckflanschkraft ist nur das Momentenpaar, weil vom Lager keine Kompression übrig bleibt:

[math] C_{flange} = \frac{C_{u} – C_{u,brg} – C_{web}}{2} + \frac{M_{u}}{d_{uc} – t_{f,uc}} = \frac{(1000\,kip) – (1000\,kip) – (0\,kip)}{2} + \frac{(100\,kip\text{-}ft)}{(14\,in) – (0.71\,in)} = 90.293\,kip [math]

Spannung kann nicht durch das Lager gelangen, es wird also zwischen den Flanschen und dem Steg geteilt. Das Web nimmt den Anteil davon ein 50 Kip proportional zur Bahnfläche über der Bruttofläche, [mathin] T_{web} = 9.9423\,kip [mathin], und die Flansche übernehmen den Rest, jeweils die Hälfte:

[math] T_{flange} = \frac{T_{u} – T_{web}}{2} + \frac{M_{u}}{d_{uc} – t_{f,uc}} = \frac{(50\,kip) – (9.9423\,kip)}{2} + \frac{(100\,kip\text{-}ft)}{(14\,in) – (0.71\,in)} = 110.32\,kip [math]

[math] P_{flange} = \max\left( T_{flange},\, C_{flange} \right) = \max\left( (110.32\,kip),\, (90.293\,kip) \right) = 110.32\,kip [math]

Die Stegbleche tragen die volle Scherung plus den Steganteil der Spannung. Ihre Resultierende wird für die Stegbolzenschlupfprüfung verwendet:

[math] P_{web} = 9.9423\,kip, \quad R_{u} = \sqrt{V_{u}^{2} + P_{web}^{2}} = \sqrt{(150\,kip)^{2} + (9.9423\,kip)^{2}} = 150.33\,kip [math]

Die Lagerung macht hier einen großen Unterschied. Ohne es, Jede Flanschplatte müsste die Hälfte davon tragen 1000 Kip oben auf dem Moment Paar, was das ist 1/2 in Platte und sechs Schrauben reichten nicht aus. Der Passgenauigkeitsvermerk auf der Zeichnung ist Bestandteil der Konstruktion, kein Herstellungsdetail.

Teil 1: Flanschplattenverbindung an der unteren Säule

Schritt 1: Detaillierungsgrenzen für die Flanschplattenschrauben (AISC 360-16 J3.3, J3.4, J3.5)

Die Flanschschrauben müssen weit genug voneinander entfernt sein, um festgezogen zu werden, und müssen eng genug beieinander liegen, um als Gruppe zu wirken, und jede Schraube benötigt einen ausreichenden Randabstand sowohl an der Platte als auch am Säulenflansch.

Die Platte hat übergroße Löcher, so fügt Tabelle J3.5 hinzu 1/8 in der Tabelle J3.4 Mindestrandabstand von 1.25 im, geben 1.375 auf dem Teller. Der Säulenflansch verfügt über Standardlöcher und Halterungen 1.25 im.

DCR = 1.375 im / 1.5 im = 0.917 < 1.0, in Ordnung

Maßgebend ist der Randabstand über die Flanschplatte. Mit einem 11.5 in Spurweite auf a 14.5 im Teller, jede Bolzenlinie sitzt 1.5 vom Plattenrand her einziehen, nur 1/8 in mehr als dem Minimum an übergroßen Löchern.

Schritt 2: Schlupfkritische Schraubenfestigkeit am Flansch (AISC 360-16 J3.8, Manueller Tisch 14-3)

Die Platten haben übergroße Löcher, welche AISC 360-16 J3.2 erlaubt nur in gleitkritischen Verbindungen. Die Schraubengruppe muss der Flanschkraft durch Reibung standhalten, ohne ins Lager zu rutschen. Füllstoffe zwischen Platte und Säule verringern die Rutschfestigkeit, Daher wird zuerst die Fülldicke ermittelt.

Fülldicke und Füllfaktor

Die Detaillierungstiefen sind [mathin] d_{det,lc} = 15.75\,in [mathin] für die W14x211 und [mathin] d_{det,uc} = 14\,in [mathin] für die B14x90, die Tiefen werden auf den nächsten Wert gerundet 1/16 , dass im AISC-Handbuch Einzelheiten aufgeführt sind. Die Flanschplatten liegen flach auf der tieferen Untersäule auf, auf dieser Seite ist der Füller also Null (Manueller Tisch 14-3, Fälle I-A und I-B):

[math] t_{f} = \left\lceil \frac{\max\left( d_{det,uc} – d_{det,lc},\, 0 \right)}{2} + 0.125\,in \right\rceil_{0.125\,in} \text{ if } d_{det,lc} – d_{det,uc} \lt 0.25\,in, \text{ otherwise } 0 [math]

[math] t_{f} = 0\,in, \quad h_{f} = 1.0 [math]

Ohne Füllstoff, der Füllfaktor [mathin] h_{f} [mathin] ist 1.0.

Rutschfestigkeit

Wo [mathin] \phi = 0.85 [mathin] für übergroße Löcher, [mathin] \mu = 0.5 [mathin] für Stoßflächen der Klasse B, [mathin] D_{u} = 1.13 [mathin], [mathin] T_{b} = 64\,kip [mathin] für ein 1 in A490-Bolzen, [mathin] N_{s} = 1 [mathin] Gleitebene, und 2 Bolzenlinien von 3 Schraubenreihen:

[math] \phi R_{n} = \phi\, \mu\, D_{u}\, h_{f}\, T_{b}\, N_{s}\, n_{r}\, n_{c} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.85) \times (0.5) \times (1.13) \times (1) \times (64\,kip) \times (1) \times (2) \times (3) [math]

[math] \phi R_{n} = 184.42\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 184.42 kip = 0.598 < 1.0, in Ordnung

Schritt 3: Bolzenlager und Ausreißer an der Flanschplatte (AISC 360-16 J3.10)

Jeder Bolzen liegt an der Seite seines Lochs in der Platte an. Der Endbolzen kann zum Plattenende hin ausreißen, und die anderen auf das Loch vor ihnen zu. Bei einem übergroßen Loch beträgt das Lochmaß [mathin] d_{h} = 1.25\,in [mathin]:

[math] l_{c1} = L_{eh,fp} – \frac{d_{h}}{2} = (1.75\,in) – \frac{(1.25\,in)}{2} = 1.125\,in, \quad l_{c2} = s_{c} – d_{h} = (3\,in) – (1.25\,in) = 1.75\,in [math]

Wo [mathin] t_{fp} = 0.5\,in [mathin], [mathin] F_{up} = 65\,ksi [mathin] und [mathin] \phi = 0.75 [mathin]:

[math] \phi R_{n} = \phi \left[ \min\left(1.2\, l_{c1},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{fp} F_{up}\, n_{r} + \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{fp} F_{up}\, n_{r} \left( n_{c} – 1 \right) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.2 \times 1.125\,in,\, 2.4\,in\right)(0.5\,in)(65\,ksi)(2) + \min\left(1.2 \times 1.75\,in,\, 2.4\,in\right)(0.5\,in)(65\,ksi)(2)(3 – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = 270.56\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 270.56 kip = 0.408 < 1.0, in Ordnung

Schritt 4: Bolzenlager und Ausreißer am Säulenflansch (AISC 360-16 J3.10)

Für die gleiche Prüfung am Säulenflansch werden Standardlöcher verwendet, [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin], und das 1.56 im dicken Flansch des W14x211:

[math] l_{c1} = L_{eh,c} – \frac{d_{h}}{2} = (1.75\,in) – \frac{(1.125\,in)}{2} = 1.1875\,in, \quad l_{c2} = s_{c} – d_{h} = (3\,in) – (1.125\,in) = 1.875\,in [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.2 \times 1.1875\,in,\, 2.4\,in\right)(1.56\,in)(65\,ksi)(2) + \min\left(1.2 \times 1.875\,in,\, 2.4\,in\right)(1.56\,in)(65\,ksi)(2)(3 – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = 901.19\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 901.19 kip = 0.122 < 1.0, in Ordnung

Der untere Stützenflansch ist mehr als dreimal so dick wie die Platte, Daher ist die Peilung der Säule auf dieser Seite kein Problem.

Schritt 5: Blockscherung der Flanschplatte (AISC 360-16 J4.3)

Im Bereich der Bolzen kann ein Block der Flanschplatte ausreißen: Scheren Sie entlang der Schraubenlinien bis zum Plattenende, und Spannung auf der Platte. Der Bericht prüft drei Muster und wählt das niedrigste. In jedem, Die Lochgröße für die Nettofläche beträgt [mathin] d_{h} + 1/16\,in [mathin].

L-Muster

Eine Scherebene entlang einer Schraubenlinie, und Spannung von dieser Linie bis zur anderen Plattenkante:

[math] A_{nt} = t_{fp} \left[ (n_{r} – 2)\, s_{r} + g_{a} + L_{ev,fp} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.5\,in) \times \left[ 0 + 11.5\,in + 1.5\,in – 1.5(1.3125\,in) \right] = 5.5156\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = (0.5\,in) \times \left[ 1.75\,in + 2(3\,in) \right] = 3.875\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.5\,in) \times \left[ 7.75\,in – 2.5(1.3125\,in) \right] = 2.2344\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = \phi \left( 0.6\, F_{up}\, A_{nv} + U_{bs}\, F_{up}\, A_{nt} \right) \le \phi \left( 0.6\, F_{yp}\, A_{gv} + U_{bs}\, F_{up}\, A_{nt} \right) [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 2.2344 + 1 \times 65 \times 5.5156 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 3.875 + 1 \times 65 \times 5.5156 \right) = 334.24\,kip [math]

U-Muster

Zwei Scherebenen entlang beider Schraubenlinien, und Spannung zwischen ihnen:

[math] A_{gv} = 2t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 7.75\,in^{2}, \quad A_{nv} = 4.4687\,in^{2} [math]

[math] A_{nt} = t_{fp} \left[ (n_{r} – 2)\, s_{r} + g_{a} – (n_{r} – 1)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.5\,in) \times \left[ 11.5\,in – 1.3125\,in \right] = 5.0938\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 4.4687 + 1 \times 65 \times 5.0938 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 7.75 + 1 \times 65 \times 5.0938 \right) = 379.03\,kip [math]

2L-Muster

Zwei Scherebenen entlang beider Schraubenlinien, und Spannung von jeder Linie bis zur eigenen Plattenkante:

[math] A_{nt} = 2t_{fp} \left[ L_{ev,fp} – 0.5\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1\,in) \times \left[ 1.5\,in – 0.5(1.3125\,in) \right] = 0.84375\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 4.4687 + 1 \times 65 \times 0.84375 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 7.75 + 1 \times 65 \times 0.84375 \right) = 171.84\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 334.24\,kip,\, 379.03\,kip,\, 171.84\,kip \right) = 171.84\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 171.84 kip = 0.642 < 1.0, in Ordnung

Es gilt das 2L-Muster. Die Weite 11.5 In der Stärke entsteht ein großer Spannungsbereich zwischen den Schraubenlinien, was den L- und U-Mustern hilft, aber es bleibt nur ein 1.5 in Streifen außerhalb jeder Zeile. Nachdem das halbe Loch herauskommt, Der 2L-Block hat weniger als 0.85 in² der Nettospannungsfläche.

Schritt 6: Blockscherung des Stützenflansches (AISC 360-16 J4.3)

Der Säulenflansch kann auf die gleiche Weise ausreißen. Seine Kanten sind die Flanschspitzen, es gilt also das 2L-Muster: Scheren Sie entlang beider Schraubenlinien bis zum Stützenende, und Spannung von jeder Schraubenlinie bis zur Flanschspitze.

[math] A_{nt} = t_{f,lc} \left[ b_{f,lc} – g_{a} – (n_{r} – 1)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1.56\,in) \times \left[ 15.8\,in – 11.5\,in – 1.1875\,in \right] = 4.8555\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = 2t_{f,lc} \left[ L_{eh,c} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 2 \times (1.56\,in) \times \left[ 1.75\,in + 2(3\,in) \right] = 24.18\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2t_{f,lc} \left[ L_{eh,c} + (n_{c} – 1)\, s_{c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 14.918\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 14.918 + 1 \times 65 \times 4.8555 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 24.18 + 1 \times 65 \times 4.8555 \right) = 673.04\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 673.04 kip = 0.164 < 1.0, in Ordnung

Schritt 7: Spannungsnachgeben und Bruch der Flanschplatte (AISC 360-16 J4.1)

Die Flanschplatte trägt die volle Flanschkraft über die Verbindung, Daher darf sein Bruttoquerschnitt nicht nachgeben und sein Nettoquerschnitt durch die beiden Löcher darf nicht reißen.

[math] \phi R_{n,ty} = \phi\, F_{yp}\, t_{fp}\, b_{fp} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (0.5\,in) \times (14.5\,in) = 326.25\,kip [math]

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{up}\, t_{fp} \left[ b_{fp} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.5\,in) \times \left[ 14.5\,in – 2 \times (1.3125\,in) \right] = 289.45\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 326.25\,kip,\, 289.45\,kip \right) = 289.45\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 289.45 kip = 0.381 < 1.0, in Ordnung

Schritt 8: Spannungsriss der Säule, mit Schubverzögerung (AISC 360-16 D3, J4.1)

Die Flanschkraft muss auch in die Säule gelangen. Nur der Flansch ist verschraubt, Daher behandelt der Bericht die halbe Stütze als T-Stück und wendet die Scherverzögerung aus Tabelle D3.1 an, Fall 2. Der Schwerpunkt des Abschlags ist [mathin] \bar{y} = 1.5842\,in [mathin] von der Außenseite des Flansches, und die Verbindungslänge ist [mathin] l = (n_{c} – 1)\, s_{c} = 6\,in [mathin]:

[math] U = 1 – \frac{\bar{y}}{l} = 1 – \frac{1.5842\,in}{6\,in} = 0.73606 [math]

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{u}\, U \left[ 0.5\, A_{lc} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{f,lc} \right] = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.73606) \times \left[ 0.5 \times (62\,in^{2}) – 2 \times (1.1875\,in) \times (1.56\,in) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = 979.43\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 979.43 kip = 0.113 < 1.0, in Ordnung

Drei Bolzenreihen ergeben ein 6 in der Verbindungslänge, so sinkt der Scherverzögerungsfaktor auf etwa 0.74. Eine kurze Verbindung an einem tiefen Abschlag verliert durch Scherverzögerung mehr Nettofläche als eine lange.

Schritt 9: Biegebruch der Säule an den Schraubenlöchern (AISC 360-16 F13.1)

Die Bolzenlöcher im Spannflansch können die Biegefestigkeit der Säule verringern. F13.1 vergleicht die Bruchfestigkeit des Nettoflansches mit der Streckgrenze des Bruttoflansches, um zu entscheiden, ob dies der Fall ist.

[math] A_{fg} = b_{f,lc}\, t_{f,lc} = (15.8\,in) \times (1.56\,in) = 24.648\,in^{2} [math]

[math] A_{fn} = A_{fg} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{f,lc} = (24.648\,in^{2}) – 2 \times (1.1875\,in) \times (1.56\,in) = 20.943\,in^{2} [math]

Das Verhältnis [mathin] F_{y}/F_{u} = 50/65 = 0.76923 [mathin] ist nicht mehr als 0.8, Also [mathin] Y_{t} = 1.0 [mathin]:

[math] F_{u}\, A_{fn} = (65\,ksi) \times (20.943\,in^{2}) = 1361.3\,kip \ge Y_{t}\, F_{y}\, A_{fg} = (1) \times (50\,ksi) \times (24.648\,in^{2}) = 1232.4\,kip [math]

weil [mathin] F_{u} A_{fn} [mathin] ist nicht kleiner als [mathin] Y_{t} F_{y} A_{fg} [mathin], der Grenzzustand des Zugbruchs gilt nicht, und die Löcher schränken die Biegung nicht ein. Die Säule behält ihr plastisches Moment:

[math] M_{n} = F_{y}\, Z_{x} = (50\,ksi) \times (390\,in^{3}) = 1625\,kip\text{-}ft [math]

Dieses Moment wird über den Hebelarm der Säule in eine Flanschkraft umgewandelt, Sie kann also mit der Flanschkraft verglichen werden:

[math] \phi R_{n} = \frac{\phi\, M_{n}}{d_{lc} – t_{f,lc}} = \frac{(0.9) \times (1625\,kip\text{-}ft)}{(15.7\,in) – (1.56\,in)} = 1241.2\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 1241.2 kip = 0.089 < 1.0, in Ordnung

Schritt 10: Druckfestigkeit der Flanschplatte (AISC 360-16 J4.4, E3)

Momentan auf der Kompressionsseite, Die Flanschplatte erstreckt sich als kurze Säule zwischen den nächstgelegenen Schrauben oberhalb und unterhalb der Verbindung. Sein Komprimierungsbedarf ist der 90.293 Kippmomentpaar aus der Lastverteilung, weil die axiale Kompression über das Lager erfolgt.

Mit [mathin] K = 1.2 [mathin], [mathin] L_{b} = 3.5\,in [mathin] und [mathin] r = t_{fp}/\sqrt{12} [mathin]:

[math] \frac{K L}{r} = \frac{(1.2) \times (3.5\,in)}{(0.5\,in) / \sqrt{12}} = 29.098 \gt 25 [math]

KL/r ist oben 25, Daher sendet J4.4 die Platte an Kapitel E. Die Schlankheit ist unten [mathin] 4.71\sqrt{E/F_{y}} = 113.43 [mathin], also Gl. Es gilt E3-2:

[math] F_{e} = \frac{\pi^{2} E}{\left( KL/r \right)^{2}} = \frac{\pi^{2} \times (29000\,ksi)}{(29.098)^{2}} = 338.03\,ksi [math]

[math] F_{cr} = 0.658^{F_{yp}/F_{e}} F_{yp} = 0.658^{(50/338.03)} \times (50\,ksi) = 46.998\,ksi [math]

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{cr}\, t_{fp}\, b_{fp} = (0.9) \times (46.998\,ksi) \times (0.5\,in) \times (14.5\,in) = 306.66\,kip [math]

DCR = 90.293 kip / 306.66 kip = 0.294 < 1.0, in Ordnung

Das Einknicken dauert nur ca 6% bei dieser Schlankheit von der Streckgrenze ab. Eine dünnere Platte oder eine längere unversteifte Länge würde mehr kosten, weil r mit der Plattendicke abnimmt.

Schritt 11: Flanschplattenverbindung an der oberen Säule

Beim W14x90 werden die gleiche Flanschplatte und Schraubenanordnung verwendet, also die Platte prüft (Lager auf der Platte, Blockscherung der Platte, Plattenspannung und Plattenkompression) ergeben die gleichen Ergebnisse wie in der unteren Spalte. Drei Dinge ändern sich: Der Säulenflansch ist dünner 0.71 im, das Mindestmaß sinkt auf 4.875 im, und es gibt jetzt einen Füller.

Füller auf der oberen Säule

Das W14x90 ist 1.75 ist flacher als das W14x211, Daher stehen die Flanschplatten von den Flanschen ab und benötigen auf jeder Seite einen Füller. Der Bericht skaliert es mit der manuellen Tabelle 14-3, Fälle I-A und I-C:

[math] t_{f} = \left\lfloor \frac{d_{det,lc} – d_{det,uc}}{2} – 0.125\,in \right\rfloor_{0.125\,in} \text{ if } d_{det,lc} – d_{det,uc} \gt 0.625\,in, \text{ otherwise } 0 [math]

[math] t_{f} = 0.625\,in [math]

Jeder Füllstoff ist dicker als 1/8 in sinkt der Füllfaktor um 0.85, was dauert 15% Rutschfestigkeit ausschalten:

[math] h_{f} = 1.0 \text{ if } t_{f} \le 0.125\,in, \text{ otherwise } 0.85 \quad \Rightarrow \quad h_{f} = 0.85 [math]

[math] \phi R_{n} = (0.85) \times (0.5) \times (1.13) \times (0.85) \times (64\,kip) \times (1) \times (2) \times (3) = 156.75\,kip [math]

DCR = 110.32 kip / 156.75 kip = 0.704 < 1.0, in Ordnung

Dies ist die Prüfung der höchsten Flanschfestigkeit. Die gleichen sechs Schrauben haben einen DCR von 0.598 an der unteren Spalte und 0.704 in der oberen Spalte, und der einzige Unterschied ist der Füllfaktor.

Weitere Kontrollen in der oberen Spalte

Der W14x90-Flansch ist derselbe 14.5 in der Breite wie die Platte, also ist auch sein Randabstand 1.5 im. Der Säulenflansch verfügt über Standardlöcher und a 1.25 im Minimum, also ist sein Verhältnis 0.833. Der Kantenabstand der Flanschplatte bestimmt weiterhin die Detaillierung 0.917.

Der Blockschub des Stützenflansches ist der höchste Stützennachweis auf dieser Seite 0.422. Der 2L-Spannstreifen am W14x90 ist nur 1.5 in breit auf jeder Seite und 0.71 in dick.

Teil 2: Stegblechverbindung an der unteren Säule

Schritt 12: Detaillierungsgrenzen für die Stegblechschrauben (AISC 360-16 J3.3, J3.4, J3.5)

Die Anordnung der Stegbolzen muss den gleichen Abstands- und Kantenabstandsregeln entsprechen wie der Flansch, und die Stegbleche müssen tief genug sein, um die Mindestverbindungstiefe zu erreichen, aber dennoch zwischen die Säulenflansche passen.

DCR = 1.375 im / 1.5 im = 0.917 < 1.0, in Ordnung

Beide Stegplatten-Randabstände betragen 1.5 gegen das übergroße Lochminimum von 1.375 im. Mit der 6 in platte ist genau 1.5 + 3 + 1.5 im, Es gibt also keine freie Breite.

Schritt 13: Schlupfkritische Schraubenfestigkeit am Steg (AISC 360-16 J3.8)

Die Bahnbolzen tragen gemeinsam die Scherung und die Bahnspannung, Daher verwendet die Slip-Prüfung deren Resultierende, 150.33 kip. Die Bolzen sind rutschkritisch, da die Stegbleche übergroße Löcher haben.

Der untere Stützensteg ist der dickere, daher gibt es auf dieser Seite keinen Füller. Verwendung der Detaillierungsbahndicken, 7/16 in für die W14x90 und 1 in für die W14x211:

[math] t_{f} = \max\left( \frac{tw_{det,uc} – tw_{det,lc}}{2},\, 0 \right) = \max\left( \frac{(0.4375\,in) – (1\,in)}{2},\, 0 \right) = 0\,in, \quad h_{f} = 1 [math]

Wo [mathin] \phi = 0.85 [mathin], [mathin] \mu = 0.5 [mathin], [mathin] D_{u} = 1.13 [mathin], [mathin] T_{b} = 64\,kip [mathin], und [mathin] N_{s} = 2 [mathin] Gleitebenen, da sich auf jeder Seite des Stegs eine Stegplatte befindet:

[math] \phi R_{n} = \phi\, \mu\, D_{u}\, h_{f}\, T_{b}\, N_{s}\, n_{r}\, n_{c} = (0.85) \times (0.5) \times (1.13) \times (1) \times (64\,kip) \times (2) \times (2) \times (2) = 245.89\,kip [math]

DCR = 150.33 kip / 245.89 kip = 0.611 < 1.0, in Ordnung

Schritt 14: Bolzenlager an den Stegblechen (AISC 360-16 J3.10)

Die Stegblechlöcher werden gleichzeitig in zwei Richtungen belastet: über die Säule durch die Schere, und entlang der Säule durch die Bahnspannung. Lager und Ausriss werden in jeder Richtung separat geprüft und anschließend kombiniert. Beide Platten arbeiten zusammen, also die Dicke [mathin] 2t_{wp} = 1.75\,in [mathin], und der Schraubengruppenkoeffizient ist [mathin] C = 4 [mathin] weil die Last konzentrisch ist.

Scherrichtung

[math] l_{c1} = L_{ev,wp} – \frac{d_{h}}{2} = (1.5\,in) – \frac{(1.25\,in)}{2} = 0.875\,in, \quad l_{c2} = s_{r} – d_{h} = (3\,in) – (1.25\,in) = 1.75\,in [math]

[math] \phi R_{n} = \phi \left[ \min\left(1.2\, l_{c1},\, 2.4\, d_{b}\right) 2t_{wp} F_{up} + \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) 2t_{wp} F_{up} \left( n_{r} – 1 \right) \right] \frac{C}{n_{r}} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.05\,in,\, 2.4\,in\right)(1.75\,in)(65\,ksi) + \min\left(2.1\,in,\, 2.4\,in\right)(1.75\,in)(65\,ksi)(2 – 1) \right] \times \frac{4}{2} = 537.47\,kip [math]

DCR = 150 kip / 537.47 kip = 0.279 < 1.0, in Ordnung

Axiale Richtung

Der Endabstand am Stegblech beträgt ebenfalls 1.5 im, die lichten Abstände und die Festigkeit sind also gleich wie in Scherrichtung:

[math] l_{c1} = L_{eh,wp} – \frac{d_{h}}{2} = (1.5\,in) – \frac{(1.25\,in)}{2} = 0.875\,in, \quad l_{c2} = s_{c} – d_{h} = 1.75\,in, \quad \phi R_{n} = 537.47\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 537.47 kip = 0.018 < 1.0, in Ordnung

Interaktion

[math] \left( \frac{V_{u}}{\phi R_{n,v}} \right)^{2} + \left( \frac{P_{web}}{\phi R_{n,a}} \right)^{2} = \left( \frac{150}{537.47} \right)^{2} + \left( \frac{9.9423}{537.47} \right)^{2} = 0.078231 [math]

DCR = 0.078 < 1.0, in Ordnung

Schritt 15: Bolzenlager am Stützensteg (AISC 360-16 J3.10)

Der Stützensteg verfügt über Standardlöcher, [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin], und ist 0.98 in dick auf dem W14x211.

Scherrichtung

Auf beiden Seiten der Bolzen befindet sich quer zur Säule ein Steg, Daher nutzt jede Schraube den lichten Abstand zwischen den Löchern, [mathin] l_{c2} = 3 – 1.125 = 1.875\,in [mathin]:

[math] \phi R_{n} = \phi \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{w,lc}\, F_{u,lc}\, C = (0.75) \times \min\left(2.25\,in,\, 2.4\,in\right) \times (0.98\,in) \times (65\,ksi) \times (4) = 429.98\,kip [math]

DCR = 150 kip / 429.98 kip = 0.349 < 1.0, in Ordnung

Axiale Richtung

Entlang der Säule, die dem Säulenende am nächsten liegende Schraubenreihe reißt zu diesem hin aus, mit [mathin] l_{c1} = L_{eh,c} – d_{h}/2 = 1.5 – 0.5625 = 0.9375\,in [mathin]:

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.125\,in,\, 2.4\,in\right)(0.98\,in)(65\,ksi) + \min\left(2.25\,in,\, 2.4\,in\right)(0.98\,in)(65\,ksi)(2 – 1) \right] \times \frac{4}{2} = 322.48\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 322.48 kip = 0.031 < 1.0, in Ordnung

Interaktion

[math] \left( \frac{150}{429.98} \right)^{2} + \left( \frac{9.9423}{322.48} \right)^{2} = 0.12265 [math]

DCR = 0.123 < 1.0, in Ordnung

Schritt 16: Blockscherung der Stegbleche (AISC 360-16 J4.3)

Unter der Scherung oder unter der Axialkraft kann ein Block der Stegbleche ausreißen. Jede Richtung hat ihr eigenes Ausreißmuster, und die beiden Verhältnisse werden auf die gleiche Weise wie beim Lager kombiniert.

Scherbelastung

Der Block schert entlang der äußeren Schraubenreihe bis zum Plattenrand und reißt unter Spannung über die Schraubenspalten bis zum Plattenende:

[math] A_{nt} = 2t_{wp} \left[ (n_{c} – 1)\, s_{c} + L_{eh,wp} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1.75\,in) \times \left[ 3\,in + 1.5\,in – 1.5(1.3125\,in) \right] = 4.4297\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = 2t_{wp} \left[ L_{ev,wp} + (n_{r} – 1)\, s_{r} \right] = (1.75\,in) \times \left[ 1.5\,in + 3\,in \right] = 7.875\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2t_{wp} \left[ b_{wp} – L_{ev,wp} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1.75\,in) \times \left[ 6\,in – 1.5\,in – 1.5(1.3125\,in) \right] = 4.4297\,in^{2} [math]

Bei zwei Bolzensäulen ist die Zugspannung über den Block hinweg nicht gleichmäßig, Also [mathin] U_{bs} = 0.5 [mathin]:

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 4.4297 + 0.5 \times 65 \times 4.4297 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 7.875 + 0.5 \times 65 \times 4.4297 \right) = 237.54\,kip [math]

DCR = 150 kip / 237.54 kip = 0.631 < 1.0, in Ordnung

Axiale Belastung

Im L-Muster, Der Block reißt unter Spannung über die Schraubenreihen und aus der Plattenkante heraus, und schert entlang einer Schraubenreihe bis zum Plattenende:

[math] A_{nt} = 4.4297\,in^{2}, \quad A_{gv} = 2t_{wp} \left[ L_{eh,wp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 7.875\,in^{2}, \quad A_{nv} = 2t_{wp} \left[ L_{wp} – L_{eh,c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 4.4297\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,L} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 4.4297 + 1 \times 65 \times 4.4297 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 7.875 + 1 \times 65 \times 4.4297 \right) = 345.52\,kip [math]

In den USA (oder C) Muster, Der Block zwischen den beiden Bolzenreihen wird herausgezogen, Scheren entlang beider Reihen:

[math] A_{nt} = 2t_{wp} \left[ (n_{r} – 1)\, s_{r} – (n_{r} – 1)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1.75\,in) \times \left[ 3\,in – 1.3125\,in \right] = 2.9531\,in^{2}, \quad A_{gv} = 15.75\,in^{2}, \quad A_{nv} = 8.8594\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,U} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 8.8594 + 1 \times 65 \times 2.9531 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 15.75 + 1 \times 65 \times 2.9531 \right) = 403.1\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 345.52\,kip,\, 403.1\,kip \right) = 345.52\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 345.52 kip = 0.029 < 1.0, in Ordnung

Interaktion

[math] \left( \frac{150}{237.54} \right)^{2} + \left( \frac{9.9423}{345.52} \right)^{2} = 0.39958 [math]

DCR = 0.400 < 1.0, in Ordnung

Fast alle 0.400 kommt vom Scherbegriff. Der Axialterm addiert etwa 0.001.

Schritt 17: Blockschub des Stützenstegs (AISC 360-16 J4.3)

Unter axialer Spannung, Ein Block des Stützenstegs um die Bolzen herum kann aus dem Stützenende herausgezogen werden: Spannung zwischen den beiden Schraubenreihen, und entlang beider Reihen bis zum Ende der Säule scheren. Dies ist das C-Muster.

[math] A_{nt} = t_{w,lc} \left[ (n_{r} – 1)\, s_{r} – (n_{r} – 1)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.98\,in) \times \left[ 3\,in – 1.1875\,in \right] = 1.7762\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = 2t_{w,lc} \left[ L_{eh,c} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 2 \times (0.98\,in) \times \left[ 1.5\,in + 3\,in \right] = 8.82\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2t_{w,lc} \left[ (n_{c} – 1)\, s_{c} + L_{eh,c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 5.3288\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 5.3288 + 1 \times 65 \times 1.7762 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 8.82 + 1 \times 65 \times 1.7762 \right) = 242.46\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 242.46 kip = 0.041 < 1.0, in Ordnung

Schritt 18: Schubnachgeben und Scherbruch der Stegplatten (AISC 360-16 J4.2)

Die beiden Stegplatten tragen das volle Gewicht 150 Kip-Scherung über die Verbindung hinweg. Ihr Bruttoquerschnitt darf bei Scherung nicht nachgeben, und ihr Netzquerschnitt durch die Bolzenlöcher darf nicht reißen.

Scherung nachgebend (Gl. J4-3)

[math] A_{gv} = b_{wp} \times 2t_{wp} = (6\,in) \times (1.75\,in) = 10.5\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,sy} = \phi\, 0.6\, F_{yp}\, A_{gv} = (1) \times 0.6 \times (50\,ksi) \times (10.5\,in^{2}) = 315\,kip [math]

Scherbruch (Gl. J4-4)

[math] A_{nv} = 2t_{wp} \left[ b_{wp} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1.75\,in) \times \left[ 6\,in – 2 \times (1.3125\,in) \right] = 5.9062\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,sr} = \phi\, 0.6\, F_{up}\, A_{nv} = (0.75) \times 0.6 \times (65\,ksi) \times (5.9062\,in^{2}) = 172.76\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 315\,kip,\, 172.76\,kip \right) = 172.76\,kip [math]

DCR = 150 kip / 172.76 kip = 0.868 < 1.0, in Ordnung

Dies ist die höchste Festigkeitsprüfung im gesamten Säulenspleiß. Zwei übergroße Löcher nehmen 2.625 in aus einem 6 im Teller, mehr als 40% seiner Breite, Daher liegt der Nettoquerschnittsbruch weit unter der Scherstreckgrenze. Eine tiefere Stegplatte mit einer dritten Schraubenreihe, oder dickere Platten, würde die Nettofläche direkt hinzufügen.

Schritt 19: Spannungsnachgeben und Bruch der Stegplatten (AISC 360-16 J4.1)

Unter dem Spannungsfall, Die Stegplatten tragen die 9.9423 Als Zugelement wirkt die Bahnkraft quer über die Verbindung.

[math] \phi R_{n,ty} = \phi\, F_{yp}\, 2t_{wp}\, b_{wp} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (1.75\,in) \times (6\,in) = 472.5\,kip [math]

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{up}\, 2t_{wp} \left[ b_{wp} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.75) \times (65\,ksi) \times (1.75\,in) \times \left[ 6\,in – 2 \times (1.3125\,in) \right] = 287.93\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 287.93 kip = 0.035 < 1.0, in Ordnung

Schritt 20: Spannungsriss des Stützenstegs, mit Schubverzögerung (AISC 360-16 D3, J4.1)

Auch die Bahnspannung muss in die Säule gelangen. Nur der Steg ist verschraubt, Daher hinken die Flansche der Spannungsaufnahme hinterher, und der gesamte Stützenabschnitt wird mit einem Schubfaktor aus Tabelle D3.1 überprüft, Fall 2. Der Bericht verwendet [mathin] \bar{x} = 3.2088\,in [mathin] für W14x211 und einen Scherverzögerungsfaktor von [mathin] U = 0.175 [mathin]:

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{u,lc}\, U \left[ A_{lc} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{w,lc} \right] = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.175) \times \left[ 62\,in^{2} – 2 \times (1.1875\,in) \times (0.98\,in) \right] = 509.08\,kip [math]

DCR = 9.9423 kip / 509.08 kip = 0.020 < 1.0, in Ordnung

Hier [mathin] \bar{x} [mathin] ist größer als die 3 in der Verbindungslänge, Also [mathin] 1 – \bar{x}/l [mathin] wäre negativ, und der Bericht verwendet stattdessen ein niedriges U. Der DCR ist immer noch nur 0.020.

Schritt 21: Druckfestigkeit der Stegplatten (AISC 360-16 J4.4)

Unter Druck würden die Stegplatten als kurze Säulen über der Verbindung wirken. Jede Platte kann sich einzeln verbiegen, Der Gyrationsradius beträgt also Eins 7/8 im Teller. Mit [mathin] K = 1.2 [mathin] und [mathin] L_{b} = 3\,in [mathin]:

[math] \frac{K L}{r} = \frac{(1.2) \times (3\,in)}{(0.875\,in) / \sqrt{12}} = 14.252 \le 25 [math]

KL/r ist nicht mehr als 25, also Gl. Es gilt J4-6, und die Platten erreichen ihre volle Ausbeute, ohne zu knicken:

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{yp}\, 2t_{wp}\, b_{wp} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (1.75\,in) \times (6\,in) = 472.5\,kip [math]

DCR = 0 kip / 472.5 kip = 0.000 < 1.0, in Ordnung

Der Bedarf ist Null, da die gesamte Kompression über die Lager an den gefrästen Enden erfolgt. Die Prüfung ist auch dann von Bedeutung, wenn die Verbindung noch nicht vollständig tragfähig ist, denn dann würden die Platten die Kompression tragen.

Schritt 22: Stegplattenverbindung an der oberen Säule

Die Stegplatten und die Schraubenanordnung sind beim W14x90 gleich, also die Platte prüft (Lager auf den Platten, Blockscherung der Platten, Plattenschere, Spannung und Kompression) ergeben die gleichen Ergebnisse wie in der unteren Spalte. Die Spaltenstegprüfungen ändern sich, da nur der W14x90-Steg vorhanden ist 0.44 in dick.

Die dünne Bahn benötigt außerdem einen Füllstoff. Mit detaillierten Stegstärken von 1 in und 7/16 im:

[math] t_{f} = \max\left( \frac{tw_{det,lc} – tw_{det,uc}}{2},\, 0 \right) = \max\left( \frac{(1\,in) – (0.4375\,in)}{2},\, 0 \right) = 0.28125\,in [math]

Der Füllstoff ist dicker als 1/8 im, Also [mathin] h_{f} = 0.85 [mathin]:

[math] \phi R_{n} = (0.85) \times (0.5) \times (1.13) \times (0.85) \times (64\,kip) \times (2) \times (2) \times (2) = 209\,kip [math]

DCR = 150.33 kip / 209 kip = 0.719 < 1.0, in Ordnung

Die Auflage auf dem dünnen W14x90-Steg ist die höchste Stützenstegprüfung, beim 0.777 in Scherung. Sein Steg ist weniger als halb so dick wie der des W14x211, und die Tragkraft ist proportional zur Dicke.

Zusammenfassung der Designprüfungen

Flanschplattenverbindung

Stegplattenverbindung

Der Säulenspleiß besteht jede Prüfung. Das höchste Verhältnis, 0.917, ist detailliert: Jeder Plattenrandabstand beträgt 1.5 gegen die 1.375 im Minimum mit übergroßen Löchern, was bedeutet, dass die Platten nahe am Code-Minimum liegen, nicht überbeansprucht. Von den Festigkeitskontrollen, Dabei herrscht Scherbruch der Stegbleche vor 0.868 auf beiden seiten. Als nächstes kommt das Lager auf dem dünnen W14x90-Steg an 0.777, Schlupf der Oberstegschrauben bei 0.719 und Schlupf der oberen Flanschschrauben bei 0.704, die letzten beiden mit dem 0.85 Füllfaktor.

Was ist zu ändern, wenn eine Prüfung fehlschlägt?

• Scherbruch der Stegplatte oder Blockscherung: Machen Sie die Stegplatten tiefer und fügen Sie eine Schraubenreihe hinzu, oder dickere Platten verwenden. Der W14x90 hat zwischen seinen Flanschen Platz für eine tiefere Platte.
• Lagerung am oberen Stützensteg: Fügen Sie Schrauben hinzu, um die Scherung zu verteilen, oder den Endabstand zum Stützenende vergrößern. Mit der 0.44 Im Web ist das W14x90 die schwache Seite.
• Verrutschen der Schrauben an der oberen Säule: Fügen Sie eine Schraubenreihe hinzu, oder die Spachtelmasse so ausbauen, dass die volle Rutschfestigkeit genutzt werden kann. Ein Füllfaktor von 0.85 Kosten 15% der Rutschfestigkeit sowohl am Flansch als auch am Steg.
• Flanschplatten-Blockschere: hier gilt das 2L-Muster, Daher sind die Randstreifen außerhalb der Schraubenlinien das schwache Glied. Bringen Sie die Schraubenlinien ein, um sie zu verbreitern, solange der Wert über dem Minimum bleibt, oder eine dickere Platte verwenden. Durch das Hinzufügen von Schraubenreihen werden auch die Scherebenen verlängert.
• Detaillierung des Kantenabstands: Die Plattenrandabstände sitzen 1/8 über dem Minimum für übergroße Löcher. Eine schmalere Stärke oder eine breitere Stegplatte erhöht den Spielraum.
• Plattenkompression: Verkürzen Sie die unverspannte Länge, indem Sie die Schraubenanordnung in der Nähe der Verbindung festziehen, oder verwenden Sie dickere Platten, um KL/r zu senken. Wenn die Verbindung nicht tragfähig ist, Die Platten tragen die gesamte Kompression und diese Prüfung ist normalerweise maßgebend.
• Lager an den gefrästen Enden: wenn die Kompression größer ist als die Tragfähigkeit der kleineren Säule, der Überschuss kommt in die Teller, Überprüfen Sie daher zunächst die Lastverteilung.

Häufig gestellte Fragen

Warum tragen die Spleißplatten nicht das? 1000 Kip-Komprimierung?

Die Säulenenden sind gefräst und passgenau. AISC 360-16 J1.4 lässt die Kompression in einem fertigen Säulenspleiß durch direkte Peilung passieren, und die Tragfähigkeit des W14x90-Endes beträgt weit mehr als 1000 kip. Die Platten tragen nur das Momentenpaar, die Scherung und die Spannung. Sie müssen die Säulen weiterhin in einer Linie halten und jeglicher Spannung durch Anheben oder Umkehren standhalten, Aus diesem Grund benötigt J1.4 genügend Spleißmaterial, um alle Teile an Ort und Stelle zu halten.

Wie verteilt sich die Last zwischen den Flanschplatten und den Stegplatten in einer Stützenverbindung??

Die Stegplatten tragen die gesamte Scherung. Die Axialspannung wird flächenmäßig aufgeteilt: Das Web nimmt seinen Anteil an der Bruttofläche ein, Hier 9.9423 Kip der 50 kip, und die Flansche übernehmen den Rest, jeweils die Hälfte. Das Moment geht als Zug- und Druckpaar vollständig auf die Flansche über. In diesem Beispiel trägt jede Flanschplatte 110.32 in Spannung kippen und 90.293 kip in Kompression.

Warum werden Füllstoffe benötigt?, und warum sind sie für die Schrauben wichtig??

Das W14x90 ist 1.75 ist flacher als das W14x211, und sein Netz ist weniger als halb so dick, Daher können die Platten nicht flach auf beiden Säulen aufliegen. Füllstoffe füllen die Lücke in der kleineren Säule aus. Ein Spachtel sorgt für eine rutschfeste Oberfläche, also AISC 360-16 J3.8 reduziert die Rutschhemmung mit einem Füllfaktor von 0.85 wenn der Füllstoff dicker ist als 1/8 im. In diesem Beispiel bezieht dieser Faktor die Flanschschrauben der oberen Stütze aus einem DCR von 0.598 zu 0.704.

Warum sind die Verbindungsschrauben rutschkritisch??

Die Flansch- und Stegplatten haben übergroße Löcher, die dem Monteur Raum geben, die beiden Säulen auszurichten. AISC 360-16 J3.2 erlaubt übergroße Löcher nur bei gleitkritischen Verbindungen. Schlupfkritische Schrauben verhindern außerdem, dass sich die Verbindung bewegt, wenn sich das Moment unter Wind oder seismischer Belastung umkehrt.

Wo soll sich eine Säulenverbindung befinden??

Säulenverbindungen werden normalerweise in der Nähe platziert 4 Fuß über dem Boden. In dieser Höhe kann der Monteur die Verbindungsstelle vom Boden aus erreichen, und die Verbindungsplatten bleiben von den Trägerverbindungen auf Bodenhöhe fern.

Folgt dieses Beispiel der AISC-15. Ausgabe oder dem AISC-Handbuch der 16. Ausgabe??

Es folgt AISC 360-16 und das AISC-Handbuch, 15. Auflage, die um diese Spezifikation herum geschrieben ist. Das AISC-Handbuch der 16. Ausgabe ist mit dem letzteren gekoppelt 360-22 Spezifikation. Klauselnummern und einige Bestimmungen, einschließlich des Füllfaktors für schlupfkritische Schrauben, in der neueren Ausgabe geändert, Überprüfen Sie daher die Referenzen anhand der Edition, die Ihr Projekt verwendet.

Wie würde sich dies für AISC ASD anstelle von LRFD ändern??

Die Grenzzustände und Nennfestigkeiten sind gleich. Mit AISC ASD vergleichen Sie die Kräfte auf Betriebsniveau mit der Nennfestigkeit dividiert durch einen Sicherheitsfaktor, anstatt sie mit einem Widerstandsfaktor zu multiplizieren. Ein Widerstandsfaktor von 0.75 wird zum Sicherheitsfaktor von 2.00, 0.90 wird 1.67, und 1.00 wird 1.50. Auch die Lastkombinationen ändern sich, daher sind die Flansch- und Stegkräfte geringer.

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Verweise

• AISC 360-16, Spezifikation für Baustahlgebäude: B4.3b, D3 (Tabelle D3.1), E3 (Gl. E3-1, E3-2, E3-4), F2.1, F13.1, J1.4, J3.2, J3.3, J3.4 (Tabelle J3.4), J3.5 (Tabelle J3.5), J3.8 (Gl. J3-4), J3.10 (Gl. J3-6a, J3-6c), J4.1 (Gl. J4-1, J4-2), J4.2 (Gl. J4-3, J4-4), J4.3 (Gl. J4-5), J4.4 (Gl. J4-6), J7.
• AISC-Stahlkonstruktionshandbuch, 15th Ausgabe: Teil 1 Abschnittseigenschaften und Detailabmessungen; Tabelle 14-3, Säulenspleißfüller.
• Entwurf von Stahlverbindungen mit AISC 360-16
• Schrauben im SkyCiv Connection Design