Diseño de conexión de refuerzo Chevron

Diseño de conexión de refuerzo Chevron a AISC 360 cubre dos articulaciones. En cada extremo de la riostra, Verifique que los pernos entre la riostra y la placa de refuerzo se deslicen., cojinete y desgarro, luego bloquear la ruptura por corte y tensión de ambas partes, y tensión y pandeo del cartela en su sección Whitmore. en la viga, resuelves las dos fuerzas de refuerzo en el borde del refuerzo, luego verifique las soldaduras de filete entre el refuerzo y la viga, el refuerzo en corte y tensión a lo largo de ese borde, y el alma de la viga bajo la fuerza concentrada.

Esta página funciona con un ejemplo real de principio a fin.. Dos arriostramientos WT7x41 a 60° se encuentran en la parte inferior de una viga W18x55, y cada uno lleva 250 saltar en tensión o 250 salto en compresión (LRFD). Cada brida de refuerzo está atornillada con diez 1 en pernos A490-SC a un 1/2 en grado A572 50 placa de refuerzo, que está soldado al ala de la viga con 3/16 en filetes por ambos lados. El diseño es para AISC. 360-16, el Manual AISC 15.a edición y la Guía de diseño AISC 29. Cada ecuación está escrita con sus números., en el mismo orden que la hoja de cálculo AISC que el SkyCiv Connection Design El módulo produce para esta conexión..

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¿Qué es una conexión de refuerzo de Chevron??

Un aparato ortopédico de chevrón, también llamado aparato ortopédico en V invertida, es un par de tirantes diagonales que se elevan desde las esquinas inferiores de un marco y se encuentran en el medio de la viga de arriba. La unión superior une ambos tirantes a la viga mediante una única cartela.. En este ejemplo cada llave es un WT, con su brida atornillada plana al refuerzo y su vástago sobresaliendo, y el refuerzo está soldado en taller al ala inferior de la viga.

Bajo carga lateral un tirante tira y el otro empuja, entonces el refuerzo pasa una gran fuerza horizontal hacia la viga. Ambas líneas de arriostramiento se encuentran en un punto de trabajo en la línea central de la viga., la mitad del canto de la viga por debajo del borde del cartela, y ese desplazamiento genera un momento en la soldadura del refuerzo a la viga aunque el refuerzo esté centrado en el punto de trabajo.. Puedes comprobar este ejemplo directamente en el calculadora de conexión de tirantes chevron. Las mismas comprobaciones entre arriostramiento y cartela aparecen en la calculadora de conexión de arriostramiento vertical y el calculadora de conexión de rodillera.

Elevación de la conexión de ejemplo.. Las líneas de arriostramiento se encuentran en la línea central de la viga., y la soldadura del refuerzo corre 21 1/2 en cada lado de ese punto.

Las conexiones de refuerzo. Cada brida WT tiene dos líneas de cinco pernos en 3 en un 5 1/2 en calibre, con 1 1/2 en distancias finales, y los últimos tornillos se sientan 7 desde la viga.

Diseño de conexión de refuerzo Chevron: los pasos de un vistazo

1. Verifique los límites de detalle en los pernos de refuerzo.: calibrar, espaciado y distancias al borde.
2. Compruebe la resistencia al deslizamiento de los pernos de deslizamiento crítico..
3. Compruebe el cojinete del perno y el desgarro de la placa de refuerzo..
4. Compruebe el cojinete del perno y el desgarro de la abrazadera..
5. Comprobar el corte del bloque de la cartela.
6. Comprobar el corte del bloque de la riostra.
7. Verifique la cartela en tensión en su sección Whitmore.
8. Compruebe la rotura de la riostra en tensión con retraso de corte.
9. Verifique la cartela en pandeo por compresión..
10. Verifique el tamaño mínimo de soldadura de filete en la viga.
11. Resuelva las fuerzas de riostra en el borde del cartela y verifique la soldadura entre cartela y viga..
12. Verifique que la cartela ceda a cortante a lo largo de la viga.
13. Verifique que la cartela en tensión ceda a lo largo de la viga.
14. Revise el alma de la viga para detectar daños y fluencia locales..

Entradas de diseño para este ejemplo

El código de diseño es AISC. 360-16 LRFD. Las propiedades de la sección son del Manual AISC.. Los dos tirantes son idénticos y se reflejan entre sí en torno al punto de trabajo., entonces pasos 1 a 9 se trabajan una vez y se aplican a ambos.

 

Cada tirante tiene diez pernos.: dos lineas de cinco, una línea a cada lado del tallo. La longitud de la riostra en el refuerzo se suma a la del dibujo.: dos 1.5 en distancias finales más cuatro 3 en espacios, 15 in. La página de entradas también enumera una 3 en el espacio entre columnas de pernos para el tirante izquierdo y ninguno para el derecho. Solo ingresa las ecuaciones de corte en bloque multiplicadas por [mathin] (n_{c} – 2) = 0 [mathin], entonces no tiene ningún efecto.

Paso 1: Detallando límites en los pernos de riostra (AISC 360-16 J3.3, J3.4, J3.5)

La disposición de los pernos debe ser edificable y coincidir con los supuestos detrás de las ecuaciones de resistencia.. Los pernos que están demasiado cerca se rompen entre los agujeros., Los bordes que están demasiado cerca se arrancan., y el calibre a lo largo del vástago debe dejar espacio para encajar y apretar los pernos a cada lado del mismo..

Para 1 en perno el espacio mínimo es [mathin] 2\tfrac{2}{3} d_{b} = 2.667\,in [mathin] (J3.3) y la distancia mínima al borde es 1.25 in (Tabla J3.4). El WT tiene agujeros estándar., asi que 1.25 se aplica directamente a él. El refuerzo tiene agujeros de gran tamaño., por lo que el incremento de la Tabla J3.5 de 1/8 in aumenta su distancia final mínima a 1.375 in.

La distancia al borde horizontal en la brida WT es la mitad de lo que queda después del calibre.. Usando el ancho del ala como una fracción, 10 1/8 in, es decir (10.125 - 5.5)/2 = 2.3125 in. Para un límite mínimo, la relación es límite sobre real, y para un máximo es un límite real por encima. La fila gobernante es la distancia del extremo del refuerzo con su incremento de orificio sobredimensionado.:

[math] DCR = \frac{d}{c} = \frac{(1.375)}{(1.5)} = 0.91667 [math]

DCR = 0.917 < 1.0, OK

Paso 2: Resistencia al deslizamiento de los pernos. (AISC 360-16 J3.8)

El refuerzo tiene agujeros de gran tamaño., y AISC 360-16 J3.2 permite agujeros de gran tamaño sólo en juntas de deslizamiento crítico. Entonces, los pernos están pretensados ​​y la fuerza de arriostramiento se transmite por fricción entre la brida WT y el refuerzo.. La comprobación es que la junta no resbale bajo la carga mayorada..

Dónde [mathin] \phi = 0.85 [mathin] para agujeros de gran tamaño, [mathin] \mu = 0.5 [mathin] para una superficie Clase B, [mathin] D_{u} = 1.13 [mathin], [mathin] h_{f} = 1 [mathin] porque no hay rellenos, [mathin] T_{b} = 64\,kip [mathin] para 1 en perno A490 (Tabla J3.1), [mathin] N_{s} = 1 [mathin] avión de deslizamiento, [mathin] n_{r} = 5 [mathin] y [mathin] n_{c} = 2 [mathin]:

[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 (5) \times (2) [math]

[math] \phi R_{n} = 307.36\,kip [math]

DCR = 250 kip / 307.36 salto = 0.813 < 1.0, OK

El mismo control cubre tensión y compresión., porque la fuerza de arriostramiento es 250 dormir de cualquier manera.

Paso 3: Cojinete de perno y desgarro en la placa de refuerzo (AISC 360-16 J3.10)

Aún es necesario comprobar el rodamiento de los pernos críticos para el deslizamiento., porque si la junta se desliza los pernos terminan apoyando en los lados de sus agujeros. En tensión, la riostra separa los pernos de la viga., por lo que se apoyan en el refuerzo hacia su borde exterior. El perno más cercano a ese borde tiene la menor cantidad de material delante.

El orificio del refuerzo es de gran tamaño., [mathin] d_{h} = 1.25\,in [mathin]. Distancia libre para el perno final, con [mathin] L_{ev} = 1.5\,in [mathin]:

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

Distancia libre entre pernos, con [mathin] s_{r} = 3\,in [mathin]:

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

Dónde [mathin] t_{gp} = 0.5\,in [mathin], [mathin] F_{u,gp} = 65\,ksi [mathin], [mathin] n_{r} = 5 [mathin], [mathin] n_{c} = 2 [mathin], [mathin] d_{b} = 1\,in [mathin] y [mathin] \phi = 0.75 [mathin]:

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

[math] \phi R_{n,tearout} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.2 \times (0.875\,in),\, 2.4 \times (1\,in)\right) \times (0.5\,in) \times (65\,ksi) \times (2) + \min\left(1.2 \times (1.75\,in),\, 2.4 \times (1\,in)\right) \times (0.5\,in) \times (65\,ksi) \times (2) \times ((5) – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n,tearout} = 460.69\,kip [math]

DCR = 250 kip / 460.69 salto = 0.543 < 1.0, OK

El desgarro gobierna cada perno, porque el agujero de gran tamaño devora la distancia libre: 1.2 lc está debajo 2.4 db tanto para los pernos de los extremos como para los pernos interiores. En compresión, los pernos se apoyan hacia la viga., donde hay más refuerzo, Así que la tensión es el caso que importa..

Paso 4: Cojinete de perno y desgarro en la abrazadera. (AISC 360-16 J3.10)

La misma verificación se aplica a la brida WT.. En tensión, la riostra se separa de la viga., de modo que sus pernos se apoyen hacia el extremo del WT más cercano a la viga.

El WT tiene agujeros estándar., [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin]:

[math] l_{c1} = L_{ev} – \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]

Dónde [mathin] t_{f,br} = 0.855\,in [mathin] y [mathin] F_{u,br} = 65\,ksi [mathin]:

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

[math] \phi R_{n,tearout} = (0.75) \times \left[ \min\left(1.2 \times (0.9375\,in),\, 2.4 \times (1\,in)\right) \times (0.855\,in) \times (65\,ksi) \times (2) + \min\left(1.2 \times (1.875\,in),\, 2.4 \times (1\,in)\right) \times (0.855\,in) \times (65\,ksi) \times (2) \times ((5) – 1) \right] [math]

[math] \phi R_{n,tearout} = 844.05\,kip [math]

DCR = 250 kip / 844.05 salto = 0.296 < 1.0, OK

El 0.855 en brida WT es 1.7 veces más grueso que el refuerzo, y el agujero estándar más pequeño deja una distancia más clara, por lo que la riostra tiene casi el doble de resistencia que el refuerzo.

Paso 5: Corte en bloque de la cartela (AISC 360-16 J4.3)

Un bloque del refuerzo puede romperse alrededor de los pernos.: corte a lo largo de las líneas de los pernos hasta el borde del refuerzo, más tensión a través del grupo de pernos. Con dos líneas de tornillos hay dos formas para comprobar. El patrón en L se corta a lo largo de una línea de pernos y atraviesa ambas líneas hasta el borde lateral del refuerzo.. El patrón en U se corta a lo largo de ambas líneas de pernos y se desgarra entre ellas.. El más débil de los dos gobierna.

patrón L

Área neta en tensión, a través del 5.5 en calibre más la distancia del borde del refuerzo más allá de la línea de perno más lejana, [mathin] L_{eh,gp} = 2.3\,in [mathin]. Esa distancia al borde es la misma que la distancia al borde del propio WT., (10.1 - 5.5)/2. El camino de tensión cruza un agujero completo y medio agujero., y cada agujero suma 1/16 en busca de daños durante el punzonado (B4.3):

[math] A_{nt} = t_{gp} \left[ (n_{c}-2)\, s_{c} + g_{a} + L_{eh,gp} – (n_{c} – 0.5) \left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] A_{nt} = (0.5\,in) \times \left[ ((2)-2) \times (3\,in) + (5.5\,in) + (2.3\,in) – ((2) – 0.5) \times ((1.25\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 2.9156\,in^{2} [math]

Área bruta en corte, a lo largo de una línea de pernos desde el borde del refuerzo hasta el perno más lejano:

[math] A_{gv} = t_{gp} \left[ L_{ev} + (n_{r}-1)\, s_{r} \right] = (0.5\,in) \times \left[ (1.5\,in) + ((5)-1) \times (3\,in) \right] = 6.75\,in^{2} [math]

Área neta en corte. El informe escribe la longitud de corte como la 15 en longitud de tirante en el refuerzo, [mathin] L_{br,gp} [mathin], menos distancia de un extremo, que es lo mismo 13.5 en como en el área bruta:

[math] A_{nv} = t_{gp} \left[ L_{br,gp} – L_{ev} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] A_{nv} = (0.5\,in) \times \left[ (15\,in) – (1.5\,in) – ((5) – 0.5) \times ((1.25\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 3.7969\,in^{2} [math]

Resistencia al corte del bloque, con [mathin] U_{bs} = 1 [mathin] porque el esfuerzo de tensión es uniforme, [mathin] F_{u,gp} = 65\,ksi [mathin], [mathin] F_{y,gp} = 50\,ksi [mathin] y [mathin] \phi = 0.75 [mathin]:

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

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left( 0.6 \times (65\,ksi) \times (3.7969\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.9156\,in^{2}) \le 0.6 \times (50\,ksi) \times (6.75\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.9156\,in^{2}) \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 253.2\,kip [math]

patrón U

Área neta en tensión, entre las dos líneas de pernos solamente, que cruza un agujero en total (medio agujero en cada línea):

[math] A_{nt} = t_{gp} \left[ (n_{c}-2)\, s_{c} + g_{a} – (n_{c} – 1) \left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] A_{nt} = (0.5\,in) \times \left[ ((2)-2) \times (3\,in) + (5.5\,in) – ((2) – 1) \times ((1.25\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 2.0937\,in^{2} [math]

Áreas brutas y netas en corte, ahora a lo largo de ambas líneas de tornillos:

[math] A_{gv} = 2\, t_{gp} \left[ L_{ev} + (n_{r}-1)\, s_{r} \right] = 2 \times (0.5\,in) \times \left[ (1.5\,in) + ((5)-1) \times (3\,in) \right] = 13.5\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2\, t_{gp} \left[ (n_{r}-1)\, s_{r} + L_{ev} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] A_{nv} = 2 \times (0.5\,in) \times \left[ ((5)-1) \times (3\,in) + (1.5\,in) – ((5) – 0.5) \times ((1.25\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 7.5937\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left( 0.6 \times (65\,ksi) \times (7.5937\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.0937\,in^{2}) \le 0.6 \times (50\,ksi) \times (13.5\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.0937\,in^{2}) \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 324.19\,kip [math]

Corte del bloque gobernante

[math] \phi R_{n} = \min\left( \phi R_{n},\, \phi R_{n} \right) = \min\left( (253.2\,kip),\, (324.19\,kip) \right) = 253.2\,kip [math]

DCR = 250 kip / 253.2 salto = 0.987 < 1.0, OK

Este es el control más cercano en el lado del aparato ortopédico.. El patrón L gobierna porque tiene un solo plano de corte., y la ruptura neta por corte gobierna dentro de él: la 1 1/4 en agujeros de gran tamaño tomar 5.9 dentro fuera del 13.5 en longitud de corte.

Paso 6: Corte en bloque de la riostra (AISC 360-16 J4.3)

La brida WT también puede romperse. Aquí los bloques están en el exterior.: cada línea de pernos se corta a lo largo de su longitud hasta el final del WT, y se desgarra hasta la punta de la brida al lado. Dos bloques en forma de L fallan juntos, uno a cada lado del tallo.

Área neta en tensión, desde cada línea de pernos hasta la punta de la brida, con el ancho de la brida menos el calibre y un orificio en total, [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin]:

[math] A_{nt} = t_{f,br} \left[ b_{f,br} – g_{a} – (n_{c} – 1) \left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right] [math]

[math] A_{nt} = (0.855\,in) \times \left[ (10.1\,in) – (5.5\,in) – ((2) – 1) \times ((1.125\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 2.9177\,in^{2} [math]

[math] A_{gv} = 2\, t_{f,br} \left[ L_{ev} + (n_{r}-1)\, s_{r} \right] = 2 \times (0.855\,in) \times \left[ (1.5\,in) + ((5)-1) \times (3\,in) \right] = 23.085\,in^{2} [math]

[math] A_{nv} = 2\, t_{f,br} \left( L_{ev} + (n_{r}-1)\, s_{r} – (n_{r} – 0.5)\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) \right) [math]

[math] A_{nv} = 2 \times (0.855\,in) \times \left( (1.5\,in) + ((5)-1) \times (3\,in) – ((5) – 0.5) \times ((1.125\,in) + (0.0625\,in)) \right) = 13.947\,in^{2} [math]

Con [mathin] F_{u,br} = 65\,ksi [mathin], [mathin] F_{y,br} = 50\,ksi [mathin], [mathin] U_{bs} = 1 [mathin] y [mathin] \phi = 0.75 [mathin]:

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

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times \left( 0.6 \times (65\,ksi) \times (13.947\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.9177\,in^{2}) \le 0.6 \times (50\,ksi) \times (23.085\,in^{2}) + (1) \times (65\,ksi) \times (2.9177\,in^{2}) \right) [math]

[math] \phi R_{n} = 550.19\,kip [math]

DCR = 250 kip / 550.19 salto = 0.454 < 1.0, OK

Paso 7: Cartela en tensión en la sección Whitmore (AISC 360-16 J4.1)

La fuerza del arriostramiento ingresa al refuerzo a través de los pernos y se propaga a medida que viaja a lo largo de la placa.. La sección Whitmore es el ancho efectivo que toma esa fuerza en la última fila de pernos.: Líneas dibujadas a 30° desde los pernos exteriores de la primera fila., medido a lo largo de la última fila (Parte del manual AISC 9, Fig. 9-1). El refuerzo no debe ceder en ese ancho., y no debe romperse en ese ancho menos los agujeros.

Ancho de Whitmore

El grupo de tornillos es [mathin] L_{br} = (n_{r}-1)\, s_{r} = 12\,in [mathin] largo, y sus dos lineas son [mathin] W_{br} = g_{a} = 5.5\,in [mathin] aparte. en el informe, [mathin] W [mathin] en este paso es el ancho de Whitmore, no el tamaño de la soldadura:

[math] W = 2\, L_{br} \tan(\theta) + W_{br} = 2 \times (12\,in) \times \tan((30)) + (5.5\,in) = 19.356\,in [math]

El refuerzo aquí es lo suficientemente grande como para abarcar los 30° completos en ambos lados., para que ninguna parte del ancho de Whitmore se salga de la placa.

Cediendo la tensión (Eq. J4-1)

Con [mathin] \phi = 0.9 [mathin], [mathin] F_{y,gp} = 50\,ksi [mathin] y [mathin] t_{gp} = 0.5\,in [mathin]:

[math] \phi R_{n,ty} = \phi\, F_{y,gp}\, t_{gp}\, W = (0.9) \times (50\,ksi) \times (0.5\,in) \times (19.356\,in) = 435.52\,kip [math]

ruptura de tensión (Eq. J4-2)

El ancho neto elimina los dos agujeros de gran tamaño en la última fila., [mathin] d_{h} = 1.25\,in [mathin], con [mathin] \phi = 0.75 [mathin] y [mathin] F_{u,gp} = 65\,ksi [mathin]:

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{u,gp}\, t_{gp} \left[ W – n_{c}\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[ (19.356\,in) – (2) \times ((1.25\,in) + (0.0625\,in)) \right] = 407.83\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( \phi R_{n,ty},\, \phi R_{n,tr} \right) = \min\left( (435.52\,kip),\, (407.83\,kip) \right) = 407.83\,kip [math]

DCR = 250 kip / 407.83 salto = 0.613 < 1.0, OK

Paso 8: Arriostramiento en rotura por tensión con retraso de corte (AISC 360-16 D3, J4.1)

Sólo la brida del WT está atornillada., por lo que la fuerza en el vástago tiene que fluir hacia la brida cerca de la conexión. Esa tensión desigual es el retraso de corte, y AISC lo maneja con el factor U, lo que reduce el área neta.

De la Tabla D3.1, Caso 2, con el centroide del WT [mathin] \bar{y} = 1.39\,in [mathin] medido desde la cara atornillada de la brida y la longitud de la conexión [mathin] (n_{r} – 1)\, s_{r} = 12\,in [mathin]:

[math] U = 1 – \frac{\bar{y}}{(n_{r} – 1)\, s_{r}} = 1 – \frac{(1.39\,in)}{((5) – 1) \times (3\,in)} = 0.88421 [math]

El área neta elimina los dos agujeros en una fila de la brida.. Dónde [mathin] A_{br} = 12\,in^{2} [mathin], [mathin] d_{h} = 1.125\,in [mathin], [mathin] t_{f,br} = 0.855\,in [mathin], [mathin] F_{u,br} = 65\,ksi [mathin] y [mathin] \phi = 0.75 [mathin]:

[math] \phi R_{n,tr} = \phi\, F_{u,br}\, U \left[ A_{br} – n_{c}\left( d_{h} + 0.0625\,in \right) t_{f,br} \right] [math]

[math] \phi R_{n,tr} = (0.75) \times (65\,ksi) \times (0.88421) \times \left[ (12\,in^{2}) – (2) \times ((1.125\,in) + (0.0625\,in)) \times (0.855\,in) \right] = 429.73\,kip [math]

DCR = 250 kip / 429.73 salto = 0.582 < 1.0, OK

El grupo de pernos largos mantiene la U alta. La fluencia bruta de la riostra es parte del diseño del miembro., para que no se repita aqui.

Paso 9: Cartela en pandeo por compresión (AISC 360-16 J4.4, E3)

Cuando una riostra está en compresión, empuja el refuerzo hacia la viga.. La tira de refuerzo entre la última fila de pernos y el ala de la viga puede combarse y salirse del plano., por lo que se verifica como una columna con el ancho de Whitmore como sección transversal.

La longitud de pandeo es la 7 como se muestra en el dibujo, desde la fila de pernos más cercana a la viga hasta el ala de la viga, medido a lo largo de la abrazadera. El informe lo etiqueta como longitud de llave sin llave., [mathin] L_{b,br} = 7\,in [mathin]. El cartela está soldado a la viga por un solo borde y su extremo libre puede balancearse fuera del plano con los tirantes., entonces el informe toma [mathin] K = 1.2 [mathin]. Para un rectángulo sólido, [mathin] r = t_{gp}/\sqrt{12} = 0.14434\,in [mathin]:

[math] \frac{KL}{r} = \frac{(1.2) \times (7\,in)}{(0.5\,in)/\sqrt{12}} = 58.197 [math]

Ya que [mathin] KL/r \gt 25 [mathin], J4.4 envía el cheque al Capítulo E. Tensión de pandeo elástico:

[math] F_{e} = \frac{\pi^{2} E}{\left( \frac{KL}{r} \right)^{2}} = \frac{\pi^{2} \times (29000\,ksi)}{((58.197))^{2}} = 84.508\,ksi [math]

[math] 4.71 \sqrt{\frac{E}{F_{y}}} = 113.43 [math]

Ya que [mathin] KL/r \le 4.71\sqrt{E/F_{y}} [mathin], se aplica la ecuación inelástica E3-2:

[math] F_{cr} = \left( 0.658^{\frac{F_{y,gp}}{F_{e}}} \right) F_{y,gp} = \left( 0.658^{\frac{(50\,ksi)}{(84.508\,ksi)}} \right) \times (50\,ksi) = 39.032\,ksi [math]

Con [mathin] \phi = 0.9 [mathin] y el ancho de Whitmore [mathin] W = 19.356\,in [mathin]:

[math] \phi R_{n} = \phi\, F_{cr}\, t_{gp}\, W = (0.9) \times (39.032\,ksi) \times (0.5\,in) \times (19.356\,in) = 339.98\,kip [math]

DCR = 250 kip / 339.98 salto = 0.735 < 1.0, OK

La delgadez cuesta aproximadamente 22% del límite elástico aquí. Al acercar los pernos a la viga se acorta L, y un refuerzo más grueso eleva r directamente.

Paso 10: Tamaño mínimo de soldadura de filete en la viga (AISC 360-16 J2.2b)

Una soldadura de filete que es demasiado pequeña para las piezas que une puede agrietarse al enfriarse., porque la parte más gruesa extrae el calor demasiado rápido. La tabla J2.4 establece el mínimo por parte más delgada unida. Aquí ese es el 1/2 en refuerzo, que cae por encima 1/4 dentro 1/2 en banda, entonces el mínimo es 3/16 in.

[math] DCR = \frac{d}{c} = \frac{(0.188)}{(0.188)} = 1 [math]

DCR = 1.000, OK

una proporción de 1.000 aqui solo dice el 3/16 en soldadura es exactamente el tamaño más pequeño permitido. Si es lo suficientemente fuerte es el siguiente paso..

Paso 11: Soldadura entre cartela y viga (AISC 360-16 J2.4, Guía de diseño AISC 29)

El cartela se suelda al ala de la viga con una 3/16 en filete de cada lado. Las dos fuerzas de la riostra llegan al borde del refuerzo como una fuerza normal., un corte a lo largo de la viga y un momento, y la soldadura lleva los tres juntos. Este paso resuelve las fuerzas de refuerzo en el borde del refuerzo., encuentra la peor carga en la soldadura, y comprueba la soldadura contra ella..

Límite del metal base en el tamaño de la soldadura (Ecuación manual AISC. 9-2)

El refuerzo tiene una soldadura en ambas caras., por lo que la mitad de su espesor respalda cada soldadura. Con [mathin] t_{f,g} = 0.63\,in [mathin], [mathin] F_{u,g} = 65\,ksi [mathin], [mathin] t_{gp} = 0.5\,in [mathin] y [mathin] F_{u,gp} = 65\,ksi [mathin]:

[math] D_{max} = \frac{t_{f,g} F_{u,g} \le \frac{t_{gp}}{2} F_{u,gp}}{3.09\,kip/in \times F_{EXX}/F_{E70XX}} = \frac{(0.63\,in) \times (65\,ksi) \le (0.25\,in) \times (65\,ksi)}{(3.09\,kip/in) \times (1)} = 5.2589 [math]

Eso es 5.2589 dieciseisavos, respecto 0.329 in, entonces el completo 3/16 en recuentos de soldadura.

Longitud efectiva de soldadura

El refuerzo corre [mathin] L_{WT} = 43\,in [mathin] a lo largo de la viga. Cada una de las dos líneas de soldadura se reduce en 2W para los extremos.:

[math] L_{w} = 2 \left[ L_{WT} – 2W \right] = 2 \times \left[ (43\,in) – 2 \times (0.1875\,in) \right] = 85.25\,in [math]

Fuerzas en el borde del refuerzo

Cada fuerza de arriostramiento se divide en un componente perpendicular a la viga., [mathin] P \sin\theta [mathin], y uno a lo largo de él, [mathin] P \cos\theta [mathin]. El informe considera que la fuerza normal es la mayor que puede ejercer cualquier aparato ortopédico., tensión o compresión:

[math] N_{br} = \max\left[ T_{u,l,br} \sin(\theta_{l,br}),\, C_{u,l,br} \sin(\theta_{l,br}),\, T_{u,r,br} \sin(\theta_{r,br}),\, C_{u,r,br} \sin(\theta_{r,br}) \right] = (250\,kip) \times \sin((60)) = 216.51\,kip [math]

El cortante a lo largo de la viga es la suma de los dos componentes horizontales con un arriostramiento en tensión y el otro en compresión., ¿Cuál es el caso de carga lateral habitual para un galón?. Entonces ambos componentes apuntan en la misma dirección.:

[math] V_{br} = \max\left[ T_{u,l,br} \cos(\theta_{l,br}) + C_{u,r,br} \cos(\theta_{r,br}),\, C_{u,l,br} \cos(\theta_{l,br}) + T_{u,r,br} \cos(\theta_{r,br}) \right] [math]

[math] V_{br} = (250\,kip) \times \cos((60)) + (250\,kip) \times \cos((60)) = 250\,kip [math]

En ese caso de tensión y compresión, los dos componentes verticales se cancelan.. Emparejando el 250 cizalla kip con un completo 216.51 kip fuerza normal de una riostra es una envoltura que cubre también las fuerzas de riostra desiguales.

El momento tiene dos partes., siguiendo la guía de diseño AISC 29, Ejemplo 5.9. La primera es la fuerza normal multiplicada por su desplazamiento desde el centro de la soldadura., que aquí es cero porque el refuerzo corre 21.5 en cada lado del punto de trabajo. El segundo viene de la cizalla.. Las fuerzas horizontales del arriostramiento se encuentran en el punto de trabajo en la línea central de la viga., [mathin] d_{g}/2 = 9.05\,in [mathin] debajo del borde del refuerzo, por lo que moverlos hasta el borde agrega [mathin] V_{br}\, d_{g}/2 [mathin]:

[math] M_{br} = \frac{N_{br} \left| L_{w1} – L_{w2} \right|}{2} + \frac{V_{br}\, d_{g}}{2} = \frac{(216.51\,kip) \times |(21.5\,in) – (21.5\,in)|}{2} + \frac{(250\,kip) \times (18.1\,in)}{2} = 188.54\,kip{\cdot}ft [math]

Eso es 2262.5 pollo en. El momento se suma a la fuerza normal en un extremo de la soldadura y se resta en el otro.. El informe convierte el momento en una fuerza normal equivalente utilizando el módulo de sección plástica de las dos líneas de soldadura., [mathin] L_{w}^{2}/8 [mathin], lo que da la carga normal máxima:

[math] N_{br,T} = \frac{8\, M_{br}}{L_{w}} + N_{br} = \frac{8 \times (188.54\,kip{\cdot}ft)}{(85.25\,in)} + (216.51\,kip) = 428.82\,kip [math]

El momento se convierte en kip-in. (× 12) dentro de esa fracción. La resultante en el pico y su ángulo con el eje de soldadura.:

[math] R = \sqrt{\left( N_{br,T} \right)^{2} + \left( V_{br} \right)^{2}} = \sqrt{((428.82\,kip))^{2} + ((250\,kip))^{2}} = 496.38\,kip [math]

[math] \theta = \tan^{-1}\left| \frac{N_{br,T}}{V_{br}} \right| = \tan^{-1}\left| \frac{(428.82\,kip)}{(250\,kip)} \right| = 59.758 [math]

Factor de ductilidad de soldadura

La carga sobre la soldadura no es uniforme.. Llega a su punto máximo en un extremo y cae casi a la nada en el otro.. Las soldaduras de filete tienen ductilidad limitada., entonces guía de diseño AISC 29 y parte del manual AISC 13 diseñar una soldadura de borde de refuerzo para la mayor carga máxima y 1.25 veces el promedio de las cargas máxima y mínima. El 1.25 Permite que la soldadura redistribuya la carga antes de que se fracture..

En el extremo de baja tensión, la flexión se resta de la fuerza normal.:

[math] N_{br,min} = \left| N_{br} – \frac{8\, M_{br}}{L_{w}} \right| = \left| (216.51\,kip) – \frac{8 \times (188.54\,kip{\cdot}ft)}{(85.25\,in)} \right| = 4.1896\,kip [math]

[math] R_{min} = \sqrt{\left( N_{br,min} \right)^{2} + \left( V_{br} \right)^{2}} = \sqrt{((4.1896\,kip))^{2} + ((250\,kip))^{2}} = 250.04\,kip [math]

[math] R_{w} = \max\left( R,\, 1.25\, \frac{R + R_{min}}{2} \right) = \max\left( (496.38\,kip),\, 1.25 \times \frac{(496.38\,kip) + (250.04\,kip)}{2} \right) = 496.38\,kip [math]

El valor promedio es 466.51 kip, entonces el pico gobierna.

Fuerza de soldadura (Eq. J2-4)

El resultante está a 59,758° con respecto a la soldadura., entonces el factor direccional [mathin] 1 + 0.5 \sin^{1.5}\theta [mathin] agrega sobre 40% a la fuerza. Con [mathin] \phi = 0.75 [mathin] y [mathin] F_{EXX} = 70\,ksi [mathin]:

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

[math] \phi R_{n} = (0.75) \times 0.6 \times (70\,ksi) \times \frac{\sqrt{2}}{2} \times \left( (0.1875\,in) \le \frac{(5.2589)}{(16)} \right) \times \left[ 1 + 0.5 \times (\sin(59.758))^{1.5} \right] \times (85.25\,in) [math]

[math] \phi R_{n} = 498.98\,kip [math]

DCR = 496.38 kip / 498.98 salto = 0.995 < 1.0, OK

Esta es la verificación que rige toda la conexión.. Casi la mitad de la carga normal máxima, 212.31 kip, viene del momento, y ese momento existe sólo porque el punto de trabajo es 9.05 debajo de la soldadura. El metal base permitiría una soldadura de hasta aproximadamente 5/16 in, entonces un 1/4 en filete es la forma más sencilla de ganar margen.

Paso 12: Cartela en corte que cede a lo largo de la viga (AISC 360-16 J4.2)

La fuerza horizontal, [mathin] V_{br} = 250\,kip [mathin], pasa a través del borde soldado del refuerzo como corte. La sección bruta a lo largo de ese borde no debe ceder.

Con [mathin] L_{WT} = 43\,in [mathin], [mathin] t_{gp} = 0.5\,in [mathin], [mathin] F_{y,gp} = 50\,ksi [mathin] y [mathin] \phi = 1 [mathin]:

[math] A_{gv} = L_{WT}\, t_{gp} = (43\,in) \times (0.5\,in) = 21.5\,in^{2} [math]

[math] \phi R_{n,sy} = \phi\, 0.6\, F_{y,gp} A_{gv} = (1) \times 0.6 \times (50\,ksi) \times (21.5\,in^{2}) = 645\,kip [math]

DCR = 250 kip / 645 salto = 0.388 < 1.0, OK

Paso 13: Cartela en tensión que cede a lo largo de la viga (AISC 360-16 J4.1)

La fuerza normal y el momento ponen en tensión el borde soldado del refuerzo., más alto en un extremo. Siguiendo la guía de diseño AISC 29, Ejemplo 5.3, el informe suma las dos tensiones normales en el borde y convierte el pico nuevamente en una fuerza equivalente sobre todo el borde.

El estrés normal es [mathin] N/(t\,l) + M/(t\,l^{2}/4) [mathin]. Multiplicando por [mathin] t\,l [mathin], con [mathin] l = L_{WT} = 43\,in [mathin]:

[math] N_{e} = \left| N_{br} \right| + \frac{4 \left| M_{br} \right|}{L_{WT}} = |(216.51\,kip)| + \frac{4 \times |(188.54\,kip{\cdot}ft)|}{(43\,in)} = 426.97\,kip [math]

Esto está ligeramente por debajo del valor de la soldadura. 428.82 kip porque usa el 43 en el borde del refuerzo en lugar del 85.25 pulgadas de soldadura efectiva dividida en dos líneas. Con [mathin] \phi = 0.9 [mathin]:

[math] \phi R_{n,ty} = \phi\, F_{y,gp}\, t_{gp}\, L_{WT} = (0.9) \times (50\,ksi) \times (0.5\,in) \times (43\,in) = 967.5\,kip [math]

DCR = 426.97 kip / 967.5 salto = 0.441 < 1.0, OK

Paso 14: Paralización local del alma de la viga y fluencia local (AISC 360-16 J10.3, J10.2)

El refuerzo entrega una fuerza concentrada al ala de la viga sobre su 43 de largo. Cuando los tirantes empujan hacia arriba la viga, el alma de la viga por encima del cartela puede ceder localmente o arrugarse (lisiado). La demanda es la carga normal máxima del paso 11, [mathin] N_{br,T} = 428.82\,kip [mathin].

Web local paralizante (Eq. J10-4)

Con [mathin] \phi = 0.75 [mathin], [mathin] t_{w,g} = 0.39\,in [mathin], longitud del rodamiento [mathin] L_{WT} = 43\,in [mathin], [mathin] d_{g} = 18.1\,in [mathin], [mathin] t_{f,g} = 0.63\,in [mathin], [mathin] F_{y,g} = 50\,ksi [mathin] y [mathin] Q_{f} = 1 [mathin]:

[math] \phi R_{n,wlc} = \phi\, 0.8 \left( t_{w,g} \right)^{2} \left[ 1 + 3 \left( \frac{L_{WT}}{d_{g}} \right) \left( \frac{t_{w,g}}{t_{f,g}} \right)^{1.5} \right] \sqrt{\frac{E\, F_{y,g}\, t_{f,g}}{t_{w,g}}}\, Q_{f} [math]

[math] \phi R_{n,wlc} = (0.75) \times 0.8 \times ((0.39\,in))^{2} \times \left[ 1 + 3 \times \left( \frac{(43\,in)}{(18.1\,in)} \right) \times \left( \frac{(0.39\,in)}{(0.63\,in)} \right)^{1.5} \right] \times \sqrt{\frac{(29000\,ksi) \times (50\,ksi) \times (0.63\,in)}{(0.39\,in)}} \times (1) [math]

[math] \phi R_{n,wlc} = 624.51\,kip [math]

Rendimiento local web (Eq. J10-2)

La fuerza se propaga a través de la brida y el filete en una 2.5:1 pendiente a cada lado, entonces la web cede [mathin] 5k + l_{b} [mathin]. Con [mathin] \phi = 1 [mathin] y [mathin] k_{des,g} = 1.03\,in [mathin]:

[math] \phi R_{n,wly} = \phi\, F_{y,g}\, t_{w,g} \left( 5\, k_{des,g} + L_{WT} \right) = (1) \times (50\,ksi) \times (0.39\,in) \times \left( 5 \times (1.03\,in) + (43\,in) \right) = 938.92\,kip [math]

[math] \phi R_{n} = \min\left( \phi R_{n,wlc},\, \phi R_{n,wly} \right) = \min\left( (624.51\,kip),\, (938.92\,kip) \right) = 624.51\,kip [math]

DCR = 428.82 kip / 624.51 salto = 0.687 < 1.0, OK

El W18x55 tiene un delgado 0.39 en la web, tan paralizante gobierna por un amplio margen. El 43 en el refuerzo distribuye la fuerza lo suficientemente bien como para que no se necesite refuerzo.

Resumen de controles

Las comprobaciones del lado de los tirantes son las mismas para los tirantes izquierdo y derecho..

La conexión pasa todas las comprobaciones de este diseño de conexión de refuerzo en forma de V.. La soldadura entre cartela y viga gobierna en 0.995, impulsado por el momento desde el punto de trabajo ubicado a la mitad de la profundidad de la viga debajo de la soldadura. En el lado del aparato ortopédico, El corte en bloque del refuerzo es el siguiente en 0.987, desde el patrón L a través de los agujeros de gran tamaño. El tamaño mínimo de soldadura muestra 1.000 sólo porque la soldadura es exactamente el mínimo de la Tabla J2.4.

Qué cambiar si falla un cheque

• Soldar en la viga: use un filete más grande (el metal base permite hasta aproximadamente 5/16 aquí) o alargar el refuerzo. Un refuerzo más largo agrega longitud de soldadura y reduce el término de 8M/Lw al mismo tiempo..
• Corte en bloque del refuerzo: agregar una fila de tornillos, lo que alarga los planos de corte, o aumentar la distancia del borde desde la línea del perno exterior hasta el borde del refuerzo. Los agujeros estándar en lugar de agujeros de gran tamaño en el refuerzo añaden área neta.
• Resistencia al deslizamiento: agregar pernos, use un perno más grande, o utilice agujeros estándar en el refuerzo, que eleva φ de 0.85 a 1.00.
• Rodamiento y desgarro: aumentar la distancia final o el espacio entre pernos, o usar un refuerzo más grueso.
• Ruptura de la tensión del corsé: alargar el grupo de pernos para elevar U, o usar un WT más pesado.
• Tensión o compresión del refuerzo.: un refuerzo más grueso eleva ambos. Un grupo de tornillos más largo amplía la sección Whitmore, y acercar los pernos a la viga acorta la longitud de pandeo.
• alma de viga: alargar el refuerzo para distribuir la fuerza, o agregue un par de refuerzos de alma en el punto de trabajo.

Preguntas frecuentes

¿Qué es una abrazadera de chevron??

Una riostra de chevron es un par de riostras diagonales que se encuentran en el medio de una viga., formando una V invertida (o una V cuando se encuentran en la viga de abajo). Bajo carga lateral, una riostra está en tensión y la otra en compresión., y sus componentes horizontales se suman en la viga. Porque cada llave puede revertirse, este ejemplo diseña ambos tirantes para 250 saltar en tensión y 250 salto en compresión.

¿Por qué hay un momento en la soldadura del refuerzo cuando el refuerzo está centrado??

Las líneas de arriostramiento se encuentran en un punto de trabajo en la línea central de la viga., 9.05 debajo del borde del refuerzo. Las fuerzas horizontales de la riostra actúan en ese punto., y moverlos hacia la soldadura agrega un momento igual a la fuerza horizontal multiplicada por la mitad de la profundidad de la viga: 250 saltar × 9.05 en = 2262.5 pollo en, o 188.54 kip-ft. Centrar el refuerzo en el punto de trabajo elimina el momento de la fuerza normal., pero no este.

¿Por qué la fuerza normal 216.51 kip y no la suma de ambas llaves?

Con una riostra en tensión y la otra en compresión., las componentes verticales son iguales y opuestas, Entonces cancelan en el punto de trabajo.. El informe toma el componente vertical más grande que un aparato ortopédico puede ofrecer, 250 kip × sin 60° = 216.51 kip, y lo empareja con toda la fuerza horizontal de ambos tirantes.. Esa envolvente cubre los casos en los que las fuerzas de las riostras no son iguales.. Si ambos aparatos pudieran estar comprimidos a la vez, sus componentes verticales sumarían, Entonces ese caso necesita su propio control..

¿Por qué los pernos tienen un deslizamiento crítico??

El refuerzo tiene agujeros de gran tamaño., que dan al montador tolerancia para ajustar los tirantes. AISC 360-16 J3.2 permite agujeros de gran tamaño sólo en conexiones de deslizamiento crítico, por lo que los pernos están pretensados ​​y las superficies de unión están preparadas para Clase B. Un aparato ortopédico que invierte entre tensión y compresión también se beneficia de una articulación que no se desliza hacia adelante y hacia atrás.. Los pernos con deslizamiento crítico aún se revisan para comprobar si tienen rodamientos y desgarros., como en pasos 3 y 4.

¿Qué es la sección Whitmore??

La sección Whitmore es el ancho efectivo del refuerzo que resiste la fuerza del arriostramiento al final del grupo de pernos.. Lo encontrará dibujando líneas a 30° desde los pernos exteriores de la primera fila y midiendo a través de ellas en la última fila.. Aquí eso es 2 × 12 × tan 30° más el 5.5 en calibre, 19.356 in. Si el borde del refuerzo cruza esas líneas, sólo cuenta el plato que realmente está ahí.

¿Por qué K = 1.2 utilizado para pandeo de cartelas?

El cartela está soldado a la viga a lo largo de un borde., y el extremo de la riostra puede moverse libremente fuera del plano. Es una columna fijada contra la rotación en ambos extremos pero libre de trasladarse en uno., para lo cual el comentario del AISC recomienda una K de 1.2. Un refuerzo de esquina unido tanto a una viga como a una columna se sostiene en dos bordes y generalmente se le asigna una K más baja..

¿Qué más se debe verificar en la viga??

Este diseño de conexión cubre el alma de la viga bajo la fuerza del cartela.. La propia viga también debe diseñarse como miembro para las fuerzas de arriostramiento., incluyendo cualquier fuerza vertical desequilibrada cuando los tirantes no soportan cargas iguales. Cuando el refuerzo tira hacia abajo de la brida, flexión local de la brida (AISC 360-16 J10.1) vale la pena comprobarlo también. En pórticos especiales sísmicos arriostrados concéntricamente, AISC 341 Agrega requisitos de diseño de capacidad para la viga y la conexión..

¿Cómo cambiaría esto para AISC ASD en lugar de LRFD??

Los estados límite y las resistencias nominales son idénticos.. Con AISC ASD se compara la fuerza de refuerzo del nivel de servicio con la resistencia nominal dividida por un factor de seguridad en lugar de multiplicarla por un factor de resistencia.. un factor de resistencia de 0.75 se convierte en un factor de seguridad de 2.00, 0.90 se convierte 1.67, y el resbalón con agujeros de gran tamaño va desde 0.85 a 1.76. Las combinaciones de carga también cambian., entonces la demanda es menor.

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Referencias

• AISC 360-16, Especificación para edificios de acero estructural: B4.3, D3 (Cuadro D3.1 Caso 2), E3 (Eq. E3-1, E3-2, E3-4), J2.2b (Tabla J2.4), J2.4 (Eq. J2-4), J3.2, J3.3, J3.4 (Tabla J3.4), J3.5 (Tabla J3.5), J3.8 (Eq. J3-4, Tabla J3.1), J3.10 (Eq. J3-6a, J3-6c), J4.1 (Eq. J4-1, J4-2), J4.2 (Eq. J4-3), J4.3 (Eq. J4-5), J4.4, J10.2 (Eq. J10-2), J10.3 (Eq. J10-4).
• Manual de construcción en acero AISC, 15a edición: Parte 9, Fig. 9-1 (Sección Whitmore, página de referencia 9-4) Determine la deflexión y el ángulo de rotación en el extremo B de la viga mostrada en la figura. 9-2; Parte 10, longitud de soldadura menos 2w en los extremos; Parte 13, factor de ductilidad de soldadura.
• Guía de diseño AISC 29, Conexiones de arriostramiento vertical: Ejemplo 5.3 (tensiones en el borde del refuerzo) y ejemplo 5.9 (fuerzas de arriostramiento de chevron en la viga).
• Diseño de conexiones de acero utilizando AISC. 360-16
• Pernos y soldaduras en Diseño de conexión SkyCiv