So entwerfen Sie eine Flanschplatten-Momentverbindung

Entwurf einer Momentenverbindung mit verschraubter Flanschplatte nach AISC 360, Sie wandeln das Trägerendmoment in ein Paar Flanschkräfte um und überprüfen alles, durch das die Kraft hindurchgeht. Das führt zu einem Durchrutschen der Flanschschrauben, Bolzenlager und Ausreißer, Blockschere, Spannung und Druck in der Flanschplatte, Spannung und Biegebruch des Balkens an den Löchern, die Schweißnaht an der Säule, und der Säulenflansch und der Steg. Ein separates Stegblech trägt die Schere und wird wie eine Scherlasche abgestützt.

Auf dieser Seite wird ein reales Beispiel von Anfang bis Ende durchgearbeitet: Ein Balkenrahmen W24x84 wird in den Flansch einer Säule W14x211 eingesetzt, mit einem 300 Kip-ft-Moment, ein 250 Kip-Schere und 100 Kippen der Axiallast, Entwickelt für AISC 360-16 LRFD und das AISC-Handbuch 15. Ausgabe. Die Flanschplatten sind 1/2 in dick mit acht 1 jeweils in rutschkritischen Schrauben A490, und die Stegplatte ist 1 in dick mit zehn 1 in A490-N-Schrauben. 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 Flanschplatten-Momentverbindung??

Eine Flanschplattenmomentverbindung überträgt das Endmoment eines Trägers über zwei Platten auf eine Stütze, eine an jedem Trägerflansch. Jede Platte wird in der Werkstatt mit dem Stützenflansch verschweißt und vor Ort mit dem Trägerflansch verschraubt, und eine separate Stegplatte trägt die Schere. Es ist völlig zurückhaltend (NS) Moment Verbindung unter AISC 360-16 B3.4(b).

Sie wird auch als verschraubte Flanschplatte oder flanschverschraubte Momentenverbindung bezeichnet. Hersteller mögen es, weil das gesamte Schweißen in der Werkstatt erfolgt und der Träger erst vor Ort verschraubt wird. Die Flanschplatten tragen das Moment als Zug- und Druckpaar, Die Stegplatte ist ein Einzelplattenverbindung (eine Scherlasche) für die Schere, und die Stütze muss die konzentrierten Flanschkräfte aufnehmen. Sie können dies direkt im überprüfen Rechner für Flanschplattenverbindungen, und die anderen Typen sind auf der Moment Verbindungen seite.

Höhe der Beispielverbindung. Die Flanschplatten werden mit der Säule verschweißt 1/4 in Hohlkehlen geschnitten und mit den Trägerflanschen verschraubt. Das Stegblech ist verschweißt 7/16 in Hohlkehlen gefertigt und mit dem Trägersteg verschraubt. Da ist ein 1/4 im Montagespalt an jeder Flanschplatte, nach Bedarf mit Unterlegscheiben gefüllt.

Abschnitt A-A. Jede Flanschplatte verfügt über zwei Reihen mit jeweils vier Schrauben 5 1/2 im Messgerät, in übergroßen Löchern in der Platte und Standardlöchern im Trägerflansch.

Wie konstruieren Sie eine Flanschplatten-Momentverbindung?? Die Schritte auf einen Blick

Zunächst wird die Flanschplattenverbindung überprüft, für die Flanschkraft aus Moment und Axiallast. Als zweites wird das Stegblech geprüft, für die Schere.

1. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenzen am Trägerflansch: Messgerät, Abstände und Randabstände.
2. Ermitteln Sie die Flanschkraft und prüfen Sie den Schlupf der schlupfkritischen Schrauben.
3. Bolzenlager und Ausriss an der Flanschplatte prüfen.
4. Bolzenlager und Ausriss am Trägerflansch prüfen.
5. Blockscherung der Flanschplatte auf drei Ausreißmuster prüfen.
6. Blockscherung des Trägerflansches prüfen.
7. Spannungsnachgeben und Bruch der Flanschplatte prüfen.
8. Spannungsbruch des Balkens prüfen, mit Schubverzögerung.
9. Überprüfen Sie den Biegebruch des Trägers an den Flanschschraubenlöchern.
10. Überprüfen Sie die Kompression der Flanschplatte.
11. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenze an der Stützenfläche.
12. Überprüfen Sie die Kehlnaht von der Flanschplatte zum Säulenflansch.
13. Überprüfen Sie den Säulenflansch und den Steg auf die konzentrierte Flanschkraft.
14. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenzen für das Stegblech.
15. Schraubengruppenscherung am Stegblech prüfen.
16. Bolzenlager und Ausriss am Stegblech prüfen.
17. Bolzenlager und Ausriss am Trägersteg prüfen.
18. Schere kombinieren, Lager und Ausreißer pro Bolzen für die effektive Gruppenfestigkeit.
19. Blockscherung des Stegbleches prüfen.
20. Überprüfen Sie die Schubnachgiebigkeit und den Schubbruch des Stegblechs.
21. Überprüfen Sie die Detaillierungsgrenze für die Stegblechschweißung.
22. Überprüfen Sie die Kehlnaht vom Stegblech zum Stützenflansch.

Designeingaben für dieses Beispiel

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

 

 

 

Teil 1: die Flanschplattenverbindung

Schritte 1 zu 13 Überprüfen Sie die Flanschplatten, die Trägerflansche, die Schweißnähte an der Säule und die Säule selbst, alles für die in Schritt ermittelte Flanschkraft 2.

Schritt 1: Detaillierungsgrenzen am Trägerflansch (AISC 360-16 J3.3, J3.4, J3.5)

Vor jeder Festigkeitsprüfung, Die Schraubenanordnung muss baubar sein und den Annahmen hinter den Festigkeitsgleichungen entsprechen. Zu enge Schrauben reißen zwischen den Löchern, und zu enge Kanten reißen aus.

Der Mindestbolzenabstand beträgt [mathin] 2\tfrac{2}{3} d_{b} [mathin] ab J3.3. Der minimale Kantenabstand für a 1 im Bolzen ist 1 1/4 aus Tabelle J3.4, Dies ist die Grenze für den Trägerflansch, wo die Löcher Standard sind. Die Flanschplatte hat übergroße Löcher, so fügt Tabelle J3.5 hinzu 1/8 im, wodurch sich seine Randabstandsgrenzen ergeben 1.375 im. Das Messgerät hat sein eigenes Minimum, so dass die beiden Schraubenlinien über den Flansch passen und Platz für die Montage der Schrauben bleibt.

[math] s_{min} = 2\tfrac{2}{3}\, d_{b} = 2.667 \times (1\,in) = 2.667\,in [math]

Bei einem Mindestgrenzwert ist das Verhältnis Grenzwert zu Ist, und für ein Maximum liegt die tatsächliche Überschreitung des Grenzwerts vor. Maßgebend ist der horizontale Randabstand der Platte:

[math] DCR = \frac{1.375\,in}{1.5\,in} = 0.917 [math]

DCR = 0.917 < 1.0, in Ordnung

Schritt 2: Flanschkraft und rutschkritische Schraubenfestigkeit (AISC 360-16 J3.8)

Das Moment wird als ein Paar gleicher und entgegengesetzter Kräfte in den beiden Trägerflanschen übertragen, und die Flanschplattenschrauben müssen dieser Kraft standhalten, ohne zu verrutschen. Diese Schrauben sind rutschkritisch, da die Flanschplatte übergroße Löcher aufweist, welche AISC 360-16 J3.2 erlaubt nur schlupfkritische Verbindungen.

Flanschkraft

Das Moment wird durch den Abstand zwischen den Trägerflanschschwerpunkten geteilt, [mathin] d_{bm} – t_{fb} [mathin]. Die Stegplatte ist nur für Scherung ausgelegt, Die Axiallast wird also auf die Flanschplatten übertragen, jeweils die Hälfte:

[math] P_{uF} = \frac{M_{ux}}{d_{bm} – t_{fb}} + \frac{P_{u}}{2} [math]

[math] P_{uF} = \frac{(300\,kip\text{-}ft)}{(24.1\,in) – (0.77\,in)} + \frac{(100\,kip)}{2} [math]

[math] P_{uF} = 204.31\,kip [math]

Die axiale Spannung und Kompression sind beides 100 kip, also die Flanschkraft 204.31 kipp so oder so: Die Spannung erhöht den Spannungsflansch und die Kompression erhöht den Druckflansch. Jeder Check-in Teil 1 verwendet diesen einen Wert.

Rutschfestigkeit

Wo [mathin] \phi = 0.85 [mathin] ist der Widerstandsfaktor für übergroße Löcher, [mathin] \mu = 0.5 [mathin] ist der mittlere Rutschkoeffizient für Stoßflächen der Klasse B, [mathin] D_{u} = 1.13 [mathin] setzt die mittlere installierte Vorspannung auf das angegebene Minimum, [mathin] h_{f} = 0.85 [mathin] ist der Füllfaktor, [mathin] T_{b} = 64\,kip [mathin] ist die minimale Vorspannung von a 1 in A490-Schraube aus Tabelle J3.1, und das gibt es [mathin] N_{s} = 1 [mathin] Gleitebene:

[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 (0.85) \times (64\,kip) \times (1) \times (2) \times (4) [math]

[math] \phi R_{n} = 209\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 209 kip = 0.978 < 1.0, in Ordnung

Der Füllfaktor von 0.85 ist der J3,8-Wert für zwei oder mehr Füllstücke zwischen den verbundenen Teilen. Die Zeichnung sieht die erforderlichen Unterlegscheiben vor 1/4 in der Erektionslücke, Das Design rechnet also nicht damit, dass es nur eines gibt. Bei 0.978 Dies ist eine der beiden strengsten Prüfungen in der Verbindung.

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

Auch als Lagerbolzen müssen rutschkritische Bolzen eine ausreichende Festigkeit aufweisen, für den Fall, dass das Gelenk verrutscht. Jeder Bolzen drückt auf den Rand seines Lochs in der Platte. Entweder verformt sich die Platte am Loch (Lager, begrenzt auf 2.4 d t Fu) oder reißt einen Streifen bis zum nächsten Loch oder bis zum Ende der Platte heraus (herausreißen, 1.2 lc t Fu). Die Schrauben, die dem Ende der Platte am nächsten sind, haben den kürzesten lichten Abstand, also sind sie die Schwachen.

Freier Abstand für die Endbolzen, mit [mathin] d_{h} = 1.25\,in [mathin], das übergroße Lochmaß entlang der Bauteillänge:

[math] l_{c1} = L_{eh,fp} – \frac{d_{h}}{2} = (1.5\,in) – \frac{(1.25\,in)}{2} = 0.875\,in [math]

Lichter Abstand zwischen den anderen Schrauben:

[math] l_{c2} = s_{c} – d_{h} = (3\,in) – (1.25\,in) = 1.75\,in [math]

Der Endbolzen wird in jeder der beiden Linien verwendet [mathin] l_{c1} [mathin], und die anderen drei in jeder Zeile verwenden [mathin] l_{c2} [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 0.875\,in,\, 2.4 \times 1\,in\right)(0.5\,in)(65\,ksi)(2) + \min\left(1.2 \times 1.75\,in,\, 2.4 \times 1\,in\right)(0.5\,in)(65\,ksi)(2)(4 – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = 358.31\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 358.31 kip = 0.570 < 1.0, in Ordnung

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

Die gleiche Prüfung gilt für den Trägerflansch, das Standardlöcher hat ([mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin]) und ist dicker als die Platte.

[math] l_{c1} = L_{eh,bf} – \frac{d_{h}}{2} = (1.5\,in) – \frac{(1.125\,in)}{2} = 0.9375\,in [math]

[math] l_{c2} = s_{c} – d_{h} = (3\,in) – (1.125\,in) = 1.875\,in [math]

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

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.2 \times 0.9375\,in,\, 2.4 \times 1\,in\right)(0.77\,in)(65\,ksi)(2) + \min\left(1.2 \times 1.875\,in,\, 2.4 \times 1\,in\right)(0.77\,in)(65\,ksi)(2)(4 – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n} = 591.22\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 591.22 kip = 0.346 < 1.0, in Ordnung

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

Entlang der Bolzenlinien kann ein Block der Flanschplatte ausreißen: Scherung entlang einer Lochreihe plus Spannung über die Platte. Bei zwei Bolzenlinien gibt es dafür drei Möglichkeiten, und der Schwächste regiert. Jedes Loch fügt hinzu 1/16 auf Beschädigungen beim Stanzen (B4.3), und [mathin] d_{h} = 1.25\,in [mathin] für die übergroßen Löcher in beide Richtungen.

L-Muster: eine Scherebene, Spannung über die Schrauben bis zu einer Kante

[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] [math]

[math] A_{nt} = (0.5\,in) \times \left[ (2 – 2)(3\,in) + 5.5\,in + 3.625\,in – (2 – 0.5)(1.25\,in + 0.0625\,in) \right] = 3.5781\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = (0.5\,in) \times \left[ 1.5\,in + (4 – 1)(3\,in) \right] = 5.25\,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[ 1.5\,in + (3)(3\,in) – (3.5)(1.3125\,in) \right] = 2.9531\,in^{2} [math]

Mit [mathin] U_{bs} = 1 [mathin] für gleichmäßige Spannung:

[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 2.9531 + 1 \times 65 \times 3.5781 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 5.25 + 1 \times 65 \times 3.5781 \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 260.81\,kip [math]

U-Muster: zwei Scherebenen, Spannung zwischen den Bolzenlinien

[math] A_{gv} = 2\, t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 2 \times (0.5\,in) \times \left[ 1.5\,in + (3)(3\,in) \right] = 10.5\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2\, t_{fp} \left[ L_{eh,fp} + (n_{c} – 1)\, s_{c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 5.9062\,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[ 0 + 5.5\,in – (1)(1.3125\,in) \right] = 2.0937\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 5.9062 + 1 \times 65 \times 2.0937 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 10.5 + 1 \times 65 \times 2.0937 \right) = 274.83\,kip [math]

2L-Muster: zwei Scherebenen, Spannung von jeder Schraubenlinie bis zum Rand

[math] A_{nt} = 2\, t_{fp} \left[ L_{ev,fp} – 0.5\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 2 \times (0.5\,in) \times \left[ 3.625\,in – 0.5 \times (1.3125\,in) \right] = 2.9687\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 5.9062 + 1 \times 65 \times 2.9687 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 10.5 + 1 \times 65 \times 2.9687 \right) = 317.48\,kip [math]

Maßgebende Blockschere

[math] \phi R_{n} = \min\left( 260.81\,kip,\, 274.83\,kip,\, 317.48\,kip \right) = 260.81\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 260.81 kip = 0.783 < 1.0, in Ordnung

Das L-Muster ist maßgebend, da es nur eine Scherebene hat. Mit der 12.75 in der Platte ist breiter als die 9.02 im Trägerflansch, Dadurch erhalten die Außenstreifen im 2L-Muster ausreichend Spannungsbereich.

Schritt 6: Blockschub des Trägerflansches (AISC 360-16 J4.3)

Der Trägerflansch kann auf die gleiche Weise ausreißen. Seine Kanten sind nur 1.76 außerhalb der Bolzenlinien, Der kritische Block ist also das 2L-Muster: Die beiden äußeren Flanschstreifen scheren entlang der Schraubenlinien und ziehen sich unter Spannung weg.

[math] A_{nt} = t_{fb} \left[ b_{fb} – g_{a} – (n_{r} – 1)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (0.77\,in) \times \left[ 9.02\,in – 5.5\,in – (1)(1.125\,in + 0.0625\,in) \right] = 1.796\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = 2\, t_{fb} \left[ L_{eh,bf} + (n_{c} – 1)\, s_{c} \right] = 2 \times (0.77\,in) \times \left[ 1.5\,in + (3)(3\,in) \right] = 16.17\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2\, t_{fb} \left[ L_{eh,bf} + (n_{c} – 1)\, s_{c} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = 2 \times (0.77\,in) \times \left[ 10.5\,in – (3.5)(1.1875\,in) \right] = 9.7694\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \left( 0.6 \times 65 \times 9.7694 + 1 \times 65 \times 1.796 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 16.17 + 1 \times 65 \times 1.796 \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 373.31\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 373.31 kip = 0.547 < 1.0, in Ordnung

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

Auf der Spannungsseite, Die Flanschplatte ist ein kurzes Zugglied. Sein Bruttoquerschnitt darf nicht nachgeben, und sein Netzquerschnitt durch die Lochreihe darf nicht reißen.

Spannung lässt nach (Gl. J4-1)

[math] \phi R_{n,ty} = \phi\, F_{yp}\, t_{fp}\, b_{fp} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (0.5\,in) \times (12.75\,in) = 286.88\,kip [math]

Spannungsriss (Gl. J4-2)

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{up}\, t_{fp} \left[ b_{fp} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] \phi R_{n,tr} = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.5\,in) \times \left[ 12.75\,in – (2) \times (1.25\,in + 0.0625\,in) \right] = 246.8\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 286.88\,kip,\, 246.8\,kip \right) = 246.8\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 246.8 kip = 0.828 < 1.0, in Ordnung

Schritt 8: Zugbruch des Balkens mit Schubverzögerung (AISC 360-16 D3, J4.1)

Die Flanschkraft muss auch in den Träger gelangen. Der halbe Balken, ein WT bestehend aus einem Flansch und der Hälfte des Stegs, wird als Zugglied behandelt. Die Schrauben verbinden nur den Flansch, Daher hinkt das Internet der Stressaufnahme hinterher, und der Schubverzögerungsfaktor U verringert die effektive Nettofläche.

Aus Tabelle D3.1 Fall 2, wo [mathin] \bar{y} = 3.0217\,in [mathin] ist der Abstand vom Flansch zum Schwerpunkt des WEA und l ist die Länge der Verbindung, von der ersten Riegelsäule bis zur letzten:

[math] U = 1 – \frac{\bar{y}}{l} = 0.66439 [math]

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{ub}\, U \left[ 0.5\, A_{bm} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{fb} \right] [math]

[math] \phi R_{n,tr} = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.66439) \times \left[ 0.5 \times (24.7\,in^{2}) – (2) \times (1.125\,in + 0.0625\,in) \times (0.77\,in) \right] [math]

[math] \phi R_{n,tr} = 340.78\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 340.78 kip = 0.600 < 1.0, in Ordnung

Schritt 9: Biegebruch des Trägers an den Flanschschraubenlöchern (AISC 360-16 F13.1)

Durch die Schraubenlöcher wird Material genau dort aus dem Spannflansch des Trägers entnommen, wo das Moment am größten ist. F13.1 prüft, ob diese Löcher die Biegefestigkeit des Trägers verringern, und wenn ja, um wie viel.

Brutto- und Nettofläche des Spannflansches

[math] A_{fg} = b_{fb}\, t_{fb} = (9.02\,in) \times (0.77\,in) = 6.9454\,in^{2} [math]

[math] A_{fn} = A_{fg} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{fb} = (6.9454\,in^{2}) – (2) \times (1.125\,in + 0.0625\,in) \times (0.77\,in) = 5.1166\,in^{2} [math]

Gilt Zugbruch??

[math] \frac{F_{y}}{F_{u}} = \frac{50\,ksi}{65\,ksi} = 0.76923 \le 0.8 \;\Rightarrow\; Y_{t} = 1 [math]

[math] F_{u} A_{fn} = (65\,ksi) \times (5.1166\,in^{2}) = 332.58\,kip [math]

[math] Y_{t} F_{y} A_{fg} = (1) \times (50\,ksi) \times (6.9454\,in^{2}) = 347.27\,kip [math]

weil [mathin] F_{u} A_{fn} \lt Y_{t} F_{y} A_{fg} [mathin], Der Nettoflansch reißt, bevor der Bruttoflansch nachgibt, es gilt also der Grenzzustand des Zugbruchs.

Biegefestigkeit an den Löchern (Gl. F13-1)

[math] M_{n} = \frac{F_{ub} A_{fn}}{A_{fg}}\, S_{x} = \frac{(65\,ksi) \times (5.1166\,in^{2})}{(6.9454\,in^{2})} \times (196.46\,in^{3}) = 783.95\,kip\text{-}ft [math]

Als Flanschkraft, zum Vergleichen [mathin] P_{uF} [mathin]:

[math] \phi R_{n} = \frac{\phi\, M_{n}}{d_{bm} – t_{fb}} = \frac{(0.9) \times (783.95\,kip\text{-}ft)}{(24.1\,in) – (0.77\,in)} = 362.91\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 362.91 kip = 0.563 < 1.0, in Ordnung

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

Auf der Druckseite ist die Flanschplatte eine kurze Säule. Wenn es stämmig genug ist, es erreicht seine Streckgrenze ohne zu knicken, und AISC 360-16 Mit J4.4 können Sie die vollständige Spaltenprüfung in Kapitel E überspringen.

Der Bericht nimmt die unverspannte Länge der Platte als an [mathin] L_{k,fp} = 3\,in [mathin] mit [mathin] K = 1.2 [mathin], der empfohlene Bemessungswert in Kommentartabelle C-A-7.1 für ein Element, das an beiden Enden gegen Drehung gesichert ist, sich aber an einem Ende frei verschieben lässt. Für einen rechteckigen Teller, [mathin] r = t_{fp} / \sqrt{12} [mathin]:

[math] \frac{K L}{r} = \frac{(1.2) \times (3\,in)}{(0.5\,in) / \sqrt{12}} = 24.942 \le 25 [math]

Da KL/r nicht mehr ist als 25, Gl. Es gilt J4-6:

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{yp}\, t_{fp}\, b_{fp} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (0.5\,in) \times (12.75\,in) = 286.88\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 286.88 kip = 0.712 < 1.0, in Ordnung

Das Verhältnis von 24.942 liegt knapp unter der Grenze von 25. Eine dünnere Platte oder eine längere unversteifte Länge würde die Platte in die Knickgleichungen von Kapitel E verschieben.

Schritt 11: Detaillierungsgrenze an der Stützenfläche

Die Flanschplattenschweißung befindet sich im Spalt zwischen dem Stützenflansch und dem Ende des Trägers, Daher darf die Schweißnaht nicht größer sein als der Trägerabstand.

[math] DCR = \frac{W}{clr} = \frac{0.25\,in}{0.5\,in} = 0.5 [math]

DCR = 0.500 < 1.0, in Ordnung

Schritt 12: Kehlnahtkapazität, Flanschplatte an Säulenflansch (AISC 360-16 J2.4)

Die gesamte Flanschkraft wird durch die Kehlnähte geleitet, die die Flanschplatte mit der Säule verbinden. Ihre Kehlnahtkapazität hängt von der Größe ab, Länge und Belastungsrichtung. Das Grundmetall auf beiden Seiten der Schweißnaht, hier die Platte und der Säulenflansch, kann auch begrenzen, wie viel von der Schweißnahtgröße zählt.

Grundmetallbeschränkung für die Schweißnahtgröße (AISC-Handbuch Gl. 9-2)

[math] D_{max} = \frac{ \min\left( \frac{t_{fp}}{2} F_{up},\; t_{fs} F_{us} \right) }{3.09\,kip/in \times \left( F_{EXX} / 70\,ksi \right)} = \frac{ \min\left( (0.25\,in)(65\,ksi),\; (1.56\,in)(65\,ksi) \right) }{(3.09\,kip/in)(1)} = 5.2589 [math]

Also bis zu 5.26/16 in der Schweißnahtgröße zählt. Mit der 1/4 im (4/16 im) Die Schweißnaht liegt darunter, es wird also die volle Größe genutzt.

Effektive Länge

Die Schweißnaht verläuft über die gesamte Blechbreite auf beiden Blechseiten, Jede Leitung wird an den Enden um 2 W reduziert. Die Platte ist schmaler als der Säulenflansch, Die Plattenbreite bestimmt also die Länge:

[math] L_{w} = 2 \left[ \min\left( b_{fp},\, b_{fs} \right) – 2W \right] = 2 \times \left[ \min\left( 12.75\,in,\, 15.8\,in \right) – 2 \times (0.25\,in) \right] = 24.5\,in [math]

Schweißfestigkeit

Die Flanschkraft wirkt senkrecht zu den Bindenähten, Also [mathin] \theta = 90^{\circ} [mathin] und der Richtungsfaktor [mathin] 1 + 0.5 \sin^{1.5}\theta [mathin] ist 1.5:

[math] \phi R_{n} = \phi\, 0.6\, F_{EXX} \frac{\sqrt{2}}{2} \min\left( W,\, \frac{D_{max}}{16} \right) (1.5)\, L_{w} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times 0.6 \times (70\,ksi) \times \frac{\sqrt{2}}{2} \times (0.25\,in) \times (1.5) \times (24.5\,in) [math]

[math] \phi R_{n} = 204.64\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 204.64 kip = 0.998 < 1.0, in Ordnung

Dies ist die maßgebliche Prüfung der gesamten Verbindung. Mit der 1/4 in der Schweißnaht trägt die Flanschkraft nahezu ohne Reserve, und nur weil die 1.5 Es gilt der Richtungsfaktor. Ohne es, Die Schweißnaht müsste ca. sein 3/8 im.

Schritt 13: Stützenflansch und Steg unter der Flanschkraft (AISC 360-16 J10)

Jede Flanschplatte überträgt ihre Kraft als konzentrierte Last auf die Säule. Der Säulenflansch kann sich verbiegen, Das Web kann nachgeben, darunter verkrüppeln oder einknicken, und die Plattenzone muss das Moment als Schub aufnehmen. Wenn eines davon fehlschlägt, Die Säule benötigt Versteifungen oder eine Verdoppelungsplatte, oder ein schwererer Abschnitt.

Lokales Biegen des Flansches (Gl. J10-1)

[math] \phi R_{n,flb} = \phi\, 6.25\, F_{ys}\, t_{fs}^{2} = (0.9) \times 6.25 \times (50\,ksi) \times (1.56\,in)^{2} = 684.45\,kip [math]

Bahnkompressionsknickung (Gl. J10-8)

Der Bericht verwendet die T-Dimension der Spalte, [mathin] T_{sup} = 10\,in [mathin], für die Stegtiefe in dieser Gleichung, mit [mathin] Q_{f} = 1 [mathin]:

[math] \phi R_{n,wcb} = \phi \left( \frac{24\, t_{ws}^{3} \sqrt{E\, F_{ys}}}{T_{sup}} \right) Q_{f} = (0.9) \times \left( \frac{24 \times (0.98\,in)^{3} \times \sqrt{(29000\,ksi) \times (50\,ksi)}}{(10\,in)} \right) \times (1) = 2448\,kip [math]

Streng, J10.5 gilt, wenn auf beide Stützenflansche in gleicher Höhe Druckkräfte wirken, als ob Balken von beiden Seiten einrahmen würden. Die Prüfung auf einseitige Verbindung ist konservativ, und hier ist es noch lange nicht regierend.

Lokale Verkrüppelung des Webs (Gl. J10-4)

Die Länge des Lagers [mathin] l_{b} = 0.5\,in [mathin] ist die Dicke der Flanschplatte:

[math] \phi R_{n,wlc} = \phi\, 0.8\, t_{ws}^{2} \left[ 1 + 3 \left( \frac{l_{b}}{d_{sup}} \right) \left( \frac{t_{ws}}{t_{fs}} \right)^{1.5} \right] \sqrt{\frac{E\, F_{ys}\, t_{fs}}{t_{ws}}}\, Q_{f} [math]

[math] \phi R_{n,wlc} = (0.75) \times 0.8 \times (0.98\,in)^{2} \times \left[ 1 + 3 \times \left( \frac{0.5\,in}{15.7\,in} \right) \times \left( \frac{0.98\,in}{1.56\,in} \right)^{1.5} \right] \times \sqrt{\frac{(29000\,ksi) \times (50\,ksi) \times (1.56\,in)}{(0.98\,in)}} \times (1) = 917.11\,kip [math]

Web-lokale Nachgiebigkeit (Gl. J10-2)

[math] \phi R_{n,wly} = \phi\, F_{ys}\, t_{ws} \left( 5\, k_{des} + l_{b} \right) = (1) \times (50\,ksi) \times (0.98\,in) \times \left( 5 \times 2.16\,in + 0.5\,in \right) = 553.7\,kip [math]

Bahnschere im Plattenbereich (Gl. J10-9)

[math] \phi R_{n,wpz} = \phi\, 0.6\, F_{ys}\, d_{sup}\, t_{ws} = (0.9) \times 0.6 \times (50\,ksi) \times (15.7\,in) \times (0.98\,in) = 415.42\,kip [math]

Bestimmende Säulenstärke

[math] \phi R_{n} = \min\left( 684.45,\, 2448,\, 917.11,\, 553.7,\, 415.42 \right) = 415.42\,kip [math]

DCR = 204.31 kip / 415.42 kip = 0.492 < 1.0, in Ordnung

Die Säule B14x211 hat eine 1.56 im Flansch und a 0.98 im Web, Daher sind für diese Flanschkraft keine Versteifungen oder Verdoppelungsplatten erforderlich. Die Plattenzonenscherung bestimmt die Stützennachweise.

Teil 2: die Stegplattenverbindung

Schritte 14 zu 22 Überprüfen Sie die Stegplatte, eine einzelne Plattenverbindung, die das trägt 250 Kip-Schere. Denn durch die Flanschplatten ist die Verbindung völlig kraftschlüssig, Die Stegplatte muss sich nicht wie eine einfache Scherlasche drehen, und die Kontrollen, die nur dazu dienen, eine Scherlasche flexibel zu halten, sind nicht Teil dieser Konstruktion.

Schritt 14: Detaillierungsgrenzen für das Stegblech (AISC 360-16 J3.3, J3.4, J3.5)

Bei der Anordnung der Stegblechschrauben müssen die gleichen Abstands- und Kantenabstandsregeln eingehalten werden, und die Platte muss tief genug sein, um den Trägersteg zu stabilisieren und gleichzeitig zwischen den Trägerflanschen zu passen.

Die Platte hat horizontale Kurzschlitzlöcher. Der horizontale Randabstand wird entlang des Schlitzes gemessen, so fügt Tabelle J3.5 hinzu 1/8 in und die Grenze wird 1.375 im. Der vertikale Randabstand wird über den Schlitz gemessen und bleibt bei 1.25 im.

[math] DCR = \frac{1.375\,in}{1.5\,in} = 0.917 [math]

DCR = 0.917 < 1.0, in Ordnung

Schritt 15: Schraubengruppenscherung am Stegblech (AISC 360-16 J3.6)

Die zehn Stegbolzen teilen sich die 250 Kip-Schere. In einer einfachen Scherlasche, Die Exzentrizität der Reaktion würde die Gruppe auf weniger als zehn Bolzen reduzieren’ Wert der Stärke. Hier verwendet der Bericht einen Schraubengruppenkoeffizienten C = 10, die volle Anzahl der Schrauben, denn das Endmoment wird von den Flanschplatten aufgenommen und die Stegbolzen tragen die Scherung direkt.

Wo [mathin] \phi = 0.75 [mathin], [mathin] F_{nv} = 68\,ksi [mathin] für eine A490-N-Schraube, [mathin] N_{s} = 1 [mathin] Scherebene, und [mathin] h_{f} = 1 [mathin] weil es keine Füllstoffe gibt (J5.2(ein)):

[math] h_{f} = 1 – 0.4 \left( t – 0.25\,in \right) = 1 – 0.4 \left( 0\,in – 0.25\,in \right) \le 1 \;\Rightarrow\; h_{f} = 1 [math]

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{nv}\, \frac{\pi}{4} d_{b}^{2}\, N_{s}\, C\, h_{f} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times (68\,ksi) \times \frac{\pi}{4} (1\,in)^{2} \times (1) \times (10) \times (1) [math]

[math] \phi R_{n} = 400.55\,kip [math]

DCR = 250 kip / 400.55 kip = 0.624 < 1.0, in Ordnung

Für eine Schraubengruppe, bei der die Exzentrizität C verringert, bleibt die Schraubengruppenberechnung mit ICOR zeigt, wie der Koeffizient ermittelt wird.

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

Jeder Bolzen drückt auf sein Loch in der Stegplatte. Der unterste Bolzen in jeder Zeile hat den kurzen lichten Abstand zur Plattenkante, also ist es der Schwache. Die Schlitze verlaufen horizontal und die Belastung erfolgt vertikal, also das Lochmaß über den Schlitz, [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin], wird eingesetzt.

[math] l_{c1} = L_{ev,pl} – \frac{d_{h}}{2} = (1.5\,in) – \frac{(1.125\,in)}{2} = 0.9375\,in [math]

[math] l_{c2} = s_{r} – d_{h} = (3\,in) – (1.125\,in) = 1.875\,in [math]

Eine Schraubenlinie wird ausgearbeitet und skaliert [mathin] C / n_{r} = 10 / 5 [mathin] für die beiden Zeilen:

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

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.125,\, 2.4\right)(1)(65) + \min\left(2.25,\, 2.4\right)(1)(65)(5 – 1) \right] \times \frac{10}{5} [math]

[math] \phi R_{n} = 987.19\,kip [math]

DCR = 250 kip / 987.19 kip = 0.253 < 1.0, in Ordnung

Schritt 17: Bolzenlagerung und Ausriss am Trägersteg (AISC 360-16 J3.10)

Die gleiche Prüfung gilt für den Balkensteg. Der Träger ist nicht abgedeckt und seine Flansche sind weit von den Bolzen entfernt, Es gibt also keine Kante, an der man herausreißen kann, und jeder Bolzen trägt wie ein innerer Bolzen.

[math] l_{c2} = s_{r} – d_{h} = (3\,in) – (1.125\,in) = 1.875\,in [math]

[math] \phi R_{n} = \phi\, \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{wb} F_{ub}\, C [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \min\left(1.2 \times 1.875\,in,\, 2.4 \times 1\,in\right) \times (0.47\,in) \times (65\,ksi) \times (10) [math]

[math] \phi R_{n} = 515.53\,kip [math]

DCR = 250 kip / 515.53 kip = 0.485 < 1.0, in Ordnung

Schritt 18: Effektive Stärke der Stegbolzengruppe (AISC 360-16 J3.6 Kommentar)

In der Praxis weist jeder Bolzen in jeder Lage, durch die er verläuft, die geringste Scherfestigkeit und Trag- oder Ausreißfestigkeit auf, und die Gruppenstärke ist die Summe dieser Werte pro Bolzen.

[math] \phi r_{v} = \phi\, F_{nv}\, \frac{\pi}{4} d_{b}^{2}\, N_{s}\, h_{f} = (0.75) \times (68\,ksi) \times \frac{\pi}{4} (1\,in)^{2} \times (1) \times (1) = 40.055\,kip [math]

[math] \phi r_{n1e} = \phi\, \min\left(1.2\, l_{c1},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{p} F_{up} = (0.75) \times \min\left(1.125\,in,\, 2.4\,in\right) \times (1\,in) \times (65\,ksi) = 54.844\,kip [math]

[math] \phi r_{n1i} = \phi\, \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{p} F_{up} = (0.75) \times \min\left(2.25\,in,\, 2.4\,in\right) \times (1\,in) \times (65\,ksi) = 109.69\,kip [math]

[math] \phi r_{n2} = \phi\, \min\left(1.2\, l_{c2},\, 2.4\, d_{b}\right) t_{wb} F_{ub} = (0.75) \times \min\left(2.25\,in,\, 2.4\,in\right) \times (0.47\,in) \times (65\,ksi) = 51.553\,kip [math]

Die Schrauben werden von oben in der Zeile nummeriert, Also verflucht 5 ist der Randbolzen auf der Platte:

[math] \sum \phi r_{eff} = n_{1}\, \phi r_{eff,1} + n_{2}\, \phi r_{eff,2} = (4) \times (40.055\,kip) + (1) \times (40.055\,kip) = 200.28\,kip [math]

[math] \phi R_{n,eff} = \frac{C}{n_{r}} \sum \phi r_{eff} = \frac{10}{5} \times (200.28\,kip) = 400.55\,kip [math]

DCR = 250 kip / 400.55 kip = 0.624 < 1.0, in Ordnung

Jeder Bolzen ist durch die AISC-Bolzenscherung begrenzt, nicht durch Bolzenlager. Mit der 1 in Platte und die 0.47 im Steg sind so dick, dass die Schrauben zuerst nachgeben, Die effektive Festigkeit entspricht also der Scherfestigkeit der Schraubengruppe aus Schritt 15. Sie können die gleiche Verbindung im ausführen Kostenloser Verbindungsdesign-Rechner und versuchen Sie es mit einer dünneren Stegplatte, um zu sehen, wann das Lager zu regeln beginnt.

Schritt 19: Blockscherung des Stegblechs (AISC 360-16 J4.3)

Entlang der Bolzen kann ein Block des Stegblechs ausreißen: Scheren Sie entlang der äußeren Lochreihe und spannen Sie über die beiden Bolzensäulen bis zum freien Rand der Platte.

Der Netzspannungsbereich verläuft entlang der Schlitze, es wird also die Schlitzlänge verwendet, [mathin] d_{h} = 1.3125\,in [mathin]:

[math] A_{nt} = t_{p} \left[ (n_{c} – 1)\, s_{c} + L_{eh,pl} – (n_{c} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1\,in) \times \left[ (1)(3\,in) + 1.5\,in – (1.5)(1.3125\,in + 0.0625\,in) \right] = 2.4375\,in^{2} [math]

Brutto- und Nettoscherflächen, mit [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin] über die Schlitze:

[math] A_{gv} = t_{p} \left[ L_{ev,pl} + (n_{r} – 1)\, s_{r} \right] = (1\,in) \times \left[ 1.5\,in + (4)(3\,in) \right] = 13.5\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = t_{p} \left[ d_{p} – L_{ev,pl} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1\,in) \times \left[ 15\,in – 1.5\,in – (4.5)(1.1875\,in) \right] = 8.1563\,in^{2} [math]

Mit zwei Riegelsäulen, Die Säule näher am Rand trägt mehr Spannung als die andere, Daher ist die Spannung im gesamten Spannungsbereich nicht gleichmäßig und [mathin] U_{bs} = 0.5 [mathin]:

[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 8.1563 + 0.5 \times 65 \times 2.4375 \right) \le (0.75) \left( 0.6 \times 50 \times 13.5 + 0.5 \times 65 \times 2.4375 \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 297.98\,kip [math]

DCR = 250 kip / 297.98 kip = 0.839 < 1.0, in Ordnung

Schritt 20: Schubnachgeben und Schubbruch der Stegplatte (AISC 360-16 J4.2)

Die volle Scherung verläuft durch das Stegblech. Der Bruttoquerschnitt darf nicht nachgeben, und der Netzabschnitt durch die Bolzenlöcher darf nicht reißen.

Scherung nachgebend (Gl. J4-3)

[math] A_{gv} = d_{p}\, t_{p} = (15\,in) \times (1\,in) = 15\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,sy} = \phi\, 0.6\, F_{yp} A_{gv} = (1.00) \times 0.6 \times (50\,ksi) \times (15\,in^{2}) = 450\,kip [math]

Scherbruch (Gl. J4-4)

[math] A_{nv} = t_{p} \left[ d_{p} – n_{r}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] = (1\,in) \times \left[ 15\,in – (5) \times (1.125\,in + 0.0625\,in) \right] = 9.0625\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,sr} = \phi\, 0.6\, F_{up} A_{nv} = (0.75) \times 0.6 \times (65\,ksi) \times (9.0625\,in^{2}) = 265.08\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( 450\,kip,\, 265.08\,kip \right) = 265.08\,kip [math]

DCR = 250 kip / 265.08 kip = 0.943 < 1.0, in Ordnung

Der Scherbruch bestimmt die Stegplatte. Fünf Löcher dauern fast 40% aus dem Scherbereich des 15 im Teller.

Schritt 21: Detaillierungsgrenze für die Stegblechschweißung

Wie die Schweißnaht der Flanschplatte, Die Schweißnaht des Stegblechs muss in den Spalt zwischen dem Stützenflansch und dem Ende des Trägers passen.

[math] DCR = \frac{W}{clr} = \frac{0.438\,in}{0.5\,in} = 0.876 [math]

DCR = 0.876 < 1.0, in Ordnung

Schritt 22: Kehlnahtkapazität, Stegplatte an Säulenflansch (AISC 360-16 J2.4)

Zuletzt, Die beiden Kehlnähte am Stegblech müssen den Schub in den Stützenflansch übertragen.

Grundmetallbeschränkung für die Schweißnahtgröße (AISC-Handbuch Gl. 9-2)

Die Platte ist beidseitig verschweißt, Somit steht jeder Schweißnaht die Hälfte ihrer Dicke zur Verfügung:

[math] D_{max} = \frac{ \min\left( \frac{t_{p}}{2} F_{up},\; t_{fs} F_{us} \right) }{3.09\,kip/in \times \left( F_{EXX} / 70\,ksi \right)} = \frac{ \min\left( (0.5\,in)(65\,ksi),\; (1.56\,in)(65\,ksi) \right) }{(3.09\,kip/in)(1)} = 10.518 [math]

Mit der 7/16 in der Schweißnaht liegt deutlich darunter 10.5/16 im, Es zählt also die volle Größe.

Effektive Länge

[math] L_{w} = 2 \left( d_{p} – 2W \right) = 2 \times \left[ 15\,in – 2 \times (0.4375\,in) \right] = 28.25\,in [math]

Schweißfestigkeit

Die Scherung verläuft parallel zu den Schweißnähten, Also [mathin] \theta = 0 [mathin] und es gibt keinen Richtungsanstieg:

[math] \phi R_{n} = \phi\, 0.6\, F_{EXX} \frac{\sqrt{2}}{2} \min\left( W,\, \frac{D_{max}}{16} \right) \left[ 1 + 0.5 \sin^{1.5}\theta \right] L_{w} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times 0.6 \times (70\,ksi) \times \frac{\sqrt{2}}{2} \times (0.4375\,in) \times \left[ 1 + 0.5 \sin^{1.5}(0) \right] \times (28.25\,in) [math]

[math] \phi R_{n} = 275.29\,kip [math]

DCR = 250 kip / 275.29 kip = 0.908 < 1.0, in Ordnung

Zusammenfassung der Designprüfungen

Flanschplattenverbindung

Stegplattenanschluss

Die Verbindung besteht jede Prüfung. Auf der Flanschseite, Maßgeblich ist die Schweißnaht von der Flanschplatte zur Stütze 0.998, und der Schlupf der schlupfkritischen Schrauben liegt knapp dahinter bei 0.978. Beide werden gegeneinander geprüft 204.31 Kippflanschkraft, Daher verfügt diese Flanschplatten-Momentverbindung nahezu über keine Kapazitätsreserven an den Flanschplatten. Auf der Webseite, Der Scherbruch des Stegbleches maßgebend 0.943. Die Säule benötigt keine Versteifungen, und seine Panelzone ist die schwächste Spaltenprüfung 0.492.

Was ist zu ändern, wenn eine Prüfung fehlschlägt?

• Durchrutschen der Flanschschrauben: Fügen Sie eine Schraubensäule hinzu, oder für eine höhere Vorspannung größere Schrauben verwenden. Weniger Füllstoffe würden den Füllfaktor erhöhen 0.85 zu 1.0, aber der Unterlegplattenstapel wird durch den Montagespalt festgelegt.
• An die Säule anschweißen: Erhöhen Sie die Filetgröße, solange es noch in den Balkenabstand passt, Oder verwenden Sie eine breitere Platte für eine längere Schweißnaht.
• Spannung der Flanschplatte, Blockschere oder Lager: Verwenden Sie eine dickere oder breitere Platte, oder ein größerer Randabstand am Ende der Platte.
• Kompression der Flanschplatte: Halten Sie KL/r auf oder darunter 25 mit einer dickeren Platte oder einer kürzeren unverspannten Länge. Über 25 Die Platte ist als Säule gemäß Kapitel E zu prüfen.
• Balkenspannung oder Biegebruch an den Löchern: Diese hängen vom Trägerflansch und der Lochanordnung ab, Verwenden Sie daher einen schwereren Träger oder weniger Löcher im Flansch.
• Spaltengrenzzustände: Fügen Sie Querversteifungen oder eine Verdoppelungsplatte hinzu, oder verwenden Sie eine schwerere Säule, wenn dies bevorzugt wird.
• Scherbruch der Stegplatte oder Blockscherung: Machen Sie die Platte mit einer weiteren Schraubenreihe tiefer, oder dicker.
• Stegblechschweißung: Erhöhen Sie die Schweißnahtgröße innerhalb des Trägerabstands, oder die Platte tiefer machen.

Häufig gestellte Fragen

Warum sind die Flanschplattenschrauben rutschkritisch??

Die Flanschplatten haben übergroße Löcher, die dem Erbauer Spielraum geben, um den Balken zwischen die Platten zu passen. AISC 360-16 J3.2 erlaubt übergroße Löcher nur bei gleitkritischen Verbindungen, Der Lochtyp entscheidet also über den Schraubentyp. Das wiederum bedeutet eine vorbereitete Anschlussfläche, hier Klasse B mit einem Rutschkoeffizienten von 0.5. Hersteller legen diese Entscheidungen normalerweise vor Beginn des Projekts fest.

Wie berechnet sich die Flanschkraft aus dem Moment??

Das Moment wird durch den Abstand zwischen den Schwerpunkten der beiden Trägerflansche geteilt, die Trägertiefe abzüglich einer Flanschdicke. Dadurch entsteht in einem Flansch eine Zugkraft und im anderen eine gleiche Druckkraft. Auf jede Flanschplatte wird die Hälfte der Axiallast aufgebracht, weil das Stegblech nur für Scherung ausgelegt ist. In diesem Beispiel beträgt die Flanschkraft 204.31 kip.

Warum gibt es an der Flanschplatte einen Montagespalt und eine Unterlegplatte??

Die Lücke wird absichtlich detailliert dargestellt. Die Strahltiefen variieren innerhalb der Mühlentoleranz, und der Spalt ermöglicht, dass der Träger während des Aufbaus zwischen die obere und untere Flanschplatte fällt. Unterlegscheiben füllen dann die verbleibende Lücke. Denn die Anzahl der Unterlegscheiben ist nicht im Voraus bekannt, Bei der Belegprüfung wird der AISC verwendet 360-16 Füllfaktor für zwei oder mehr Füllstoffe, 0.85, Das Design hält also, egal wie viele Unterlegscheiben verwendet werden.

Warum ist die Stegplatte anders aufgebaut als eine einfache Scherlasche??

Eine einfache Scherlasche muss sich drehen, es ergibt sich also eine maximale Plattendicke, eine Schweißnaht, die für die Entwicklung der Platte geeignet ist, und eine aufgrund der Exzentrizität reduzierte Schraubengruppe. Bei einer Flanschplatten-Momentverbindung sorgen die Flanschplatten dafür, dass die Verbindung vollständig gespannt ist und das Moment aufnimmt. Das Stegblech trägt nur die Schere, Daher werden in diesem Beispiel alle zehn Schrauben mit voller Festigkeit verwendet und es gibt keine Duktilitätsprüfungen.

Benötigt die Säule Versteifungen??

Nicht in diesem Beispiel. Die W14x211-Säule übersteht lokale Flanschbiegungen, Web-lokale Nachgiebigkeit, Weblähmung, Bahnkompressionsknickung und Plattenzonenscherung, wobei die Panelzone im Verhältnis maßgebend ist 0.492. Wenn eines davon fehlschlägt, Querversteifungen oder eine Verdoppelungsplatte werden hinzugefügt, oder es wird stattdessen eine schwerere Säule verwendet, wenn dies bevorzugt wird.

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 identisch. Mit AISC ASD vergleichen Sie die Betriebskräfte 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, und 0.90 wird 1.67. Auch die Lastkombinationen ändern sich, daher ist die Flanschkraft geringer.

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Jede Zahl auf dieser Seite stammt aus einer Lösung. Wählen Sie die Flanschplattenkonfiguration, Betreten Sie Ihren Strahl, Säule, Schrauben, Moment, Scher- und Axiallast, und sehen Sie sich jede dieser Prüfungen in Ihrem Browser an. Es gibt nichts zu installieren.

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Das SkyCiv Connection Design-Modul ist die Verbindungsdesign-Software hinter diesem Beispiel. Sie erhalten den vollständigen Berechnungsbericht mit jeder Gleichung und Ihren darin enthaltenen Zahlen, wie die Schritte oben, plus jede Kapazität und DCR, für AISC 360-16 (LRFD und ASD) und 4100:2020. Mit der Schraubenrechner und Schweißrechner decken die Schraubengruppe und die Schweißnahtprüfungen selbstständig ab.

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Verweise

• AISC 360-16, Spezifikation für Baustahlgebäude: B3.4, B4.3, D3 (Tabelle D3.1), F13.1 (Gl. F13-1), J2.4 (Gl. J2-4), J3.2, J3.3, J3.4 (Tabelle J3.4), J3.5 (Tabelle J3.5), J3.6 (Gl. J3-1) und Kommentar, J3.8 (Gl. J3-4, Tabelle J3.1), 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), J5.2(ein), J10.1 (Gl. J10-1), J10.2 (Gl. J10-2), J10.3 (Gl. J10-4), J10.5 (Gl. J10-8), J10.6 (Gl. J10-9); Kommentartabelle C-A-7.1.
• AISC-Stahlkonstruktionshandbuch, 15th Ausgabe: Teil 1 Abschnittseigenschaften; Teil 9, Gl. 9-2; Teil 10, effektive Schweißlänge.
• Schraubengruppenberechnung mit ICOR
• Entwurf von Stahlverbindungen mit AISC 360-16
• Schrauben und Schweißnähte im SkyCiv Connection Design