672x

001768

Cisca Tjoa, PE

5.12.2023

Pevnost spoje momentového rámu podle AISC 341-16 v programu RFEM 6

V addonu Posouzení ocelových konstrukcí programu RFEM 6 je nyní možné posouzení momentových rámů podle AISC 341-16. Výsledek seizmického posouzení je rozdělen do dvou částí: požadavky na pruty a požadavky na spoje. V tomto příspěvku se budeme zabývat požadovanou pevností spoje. Uvádíme příklad porovnání výsledků programu RFEM s manuálem pro seizmické posouzení podle AISC.

Požadavkům na pruty se věnujeme v samostatném příspěvku KB | Posouzení momentových rámových prutů podle AISC 341-16 v programu RFEM 6 .

Podrobnější informace o zadání konfigurace pro seizmicitu najdeme v příspěvku KB | Seizmické posouzení podle AISC 341 v programu RFEM 6 .

Požadavky na spoje

"Seizmické požadavky" zahrnují požadovanou pevnost v ohybu a požadovanou smykovou pevnost spoje nosníku na sloup. Jsou uvedeny v záložce Přípoj momentového rámu po prutech. Pro pevnost spoje nejsou k dispozici detaily posudku. Rovnice a odkazy na normy jsou ale uvedeny. Symboly a definice jsou shrnuty v následující tabulce (obrázek 1).

KB 001768 | Pevnost spoje momentového rámu podle AISC 341-16 v programu RFEM 6

1 Přípoj momentového rámu po prutech

AISC Seizmický návrhový manuál - Příklad 4.3.7 Posouzení spojů se šroubovanými pásnicemi SMF (BFP)

Pro jednoduchost model v programu RFEM představuje pouze jeden rám místo celé budovy použité v AISC příkladu (obrázek 2). Tíhové zatížení nosníku = 1,15 kip/ft.

2 Příklad 4.3.7 manuálu pro seizmické posouzení AISC

The numbering of the steps in this example follows the step-by-step design procedure outlined in AISC 358-16 Section 7.6 [3].

Krok 1. Výpočet pravděpodobného maximálního momentu v místě plastického kloubu M_pr

M_{pr} = C_{pr} \cdot R_{y} \cdot F_{y} \cdot Z_{e}

M_{pr} = 1.15 \cdot 1.1 \cdot 50 ksi \cdot 200 {in}^{3}

M_{pr} = 12650 kip \cdot in

y_M5	Dílčí součinitel spolehlivosti
M_op,i,Rd	Návrhová momentová únosnost styčníku při ohybu z roviny nosníku i
ν	Kinematická viskozita
D	konstanta
ω_D	vlastní kruhová frekvence

Pravděpodobný maximální moment

Kroky 2 až 5 obsahují požadavky na šrouby a jsou mimo rozsah addonu Posouzení ocelových konstrukcí.

Krok 6. Výpočet smykových sil v místě plastického kloubu v kloubu, V_pr + V_g

V_{pr} + V_{g} = \frac{2 \cdot M_{pr}}{L_{h}} + \frac{w_{u} \cdot L_{h}}{2}

V_{pr} + V_{g} = \frac{2 \cdot 12650 kip \cdot in}{299.8 in} + \frac{1.15 \frac{kip}{ft} \cdot 299.8 in}{2}

V_{pr} + V_{g} = 84.4 kips + 14.4 kips

V_{pr} + V_{g} = 98.8 kips

V_pr	Smyk je nutný k vytvoření maximálního pravděpodobného momentu v plastickém kloubu V_pr = 2M_pr/L_h
V_g	Smyk od tíhového zatížení v místě plastického kloubu V_g = w_u L_h/2
M_pr	Pravděpodobný maximální moment v místě plastického kloubu
p₁₀	Maximální vrcholný přetlak při vzdálené explozi (Kinney & Graham) [kPa]
Z	Redukovaná vzdálenost [m/kg^1/3] pro Z > 2,8

Smykové síly na plastickém kloubu

Krok 7. Stanovení očekávaného momentu na čele pásnice sloupu, M_f

M_{f} = M_{pr} + M_{extra}

M_{f} = M_{pr} + \frac{(V_{pr} + V_{g})}{S_{h}}

M_{f} = 12650 kip \cdot in + \frac{98.8 kips}{22.50 in}

M_{f} = 14872 kip \cdot in

α	Tvarový součinitel
t_d	Doba trvání kladné fáze tlakové vlny
c_r^-	Součinitel odrazu pro podtlak
t^~_d	Virtuální doba trvání kladné fáze tlakové vlny
B	Oblast integrace

Očekávaný moment na čele sloupu

Výše uvedená rovnice zanedbává tíhové zatížení na malé části nosníku mezi plastickým kloubem a čelní stranou sloupu (1,15 kip/ft*1,875 ft = 2,16 kips*22,5 in = 48,6 k-in). This value is permitted to be included [3].

Krok 14. Výpočet požadované smykové pevnosti na čele sloupu V_u

Požadovaná smyková pevnost na čele sloupu se použije pro posouzení smykového spoje stojiny a sloupu (jedno-deskového).

V_{u} = V_{pr} + V_{g (at face of column)}

V_{u} = \frac{2 \cdot M_{pr}}{L_{h}} + \frac{w_{u} \cdot L_{cf}}{2}

V_{u} = 84.4 kips + \frac{1.15 \frac{kip}{ft} \cdot 344.8 in}{2}

V_{u} = 84.4 kips + 16.5 kips

V_{u} = 100.9 kips

p_r0(t)	Model zatížení pro kompletní průběh odrazného tlaku v čase
p₄(t)	Funkce zatížení, exponenciální (podle Friedlandera)
y	Kolmá vzdálenost osy z od prvku dA
F_y	Mez kluzu
M_C	Absolutní hodnota momentu v bodě tří čtvrtin nevyztuženého segmentu

Požadovaná smyková únosnost na čele sloupu

To be more precise, the calculation above shows V_g taken at the face of the column instead of at the centerline (as shown in the AISC example [2]). Drobný rozdíl je patrný ve smykových diagramech (obrázek 3).

3 Smykové síly ve střednici a líci sloupu

Hodnoty získané z výše uvedených vzorců lze porovnat s výsledkem programu RFEM v sekci „Požadavky na seizmicitu“ (obrázek 1). Malé nesrovnalosti jsou způsobeny zaoblením. Výsledek lze také zahrnout do tiskového protokolu (obrázek 4).

4 Tiskový protokol

Podrobný postup při posouzení šroubů, pásnicových desek, jednoduchých, průběžných a zdvojených desek není obsahem tohoto článku. Proto byly v tomto článku vynechány kroky pro tato posouzení.

Uvedeny jsou zde také momentové a smykové požadavky na základě nejhoršího případu kombinací zatížení s navýšenou pevností Ω_oM a Ω_oV. Pro posouzení běžných momentových rámů (OMF) patří k potenciálně omezujícím aspektům pevnosti přípoje seizmické zatížení s navýšením pevnosti [AISC Seismic Design Manual, Kapitola 4.2 (b)].

Databáze znalostí

KB 001768 | Pevnost spoje momentového rámu podle AISC 341-16 v programu RFEM 6

Autor

Paní Cisca Tjoa je zodpovědná za technickou podporu zákazníkům a další vývoj programů pro severoamerický trh.

Odkazy

Reference

Americký institut pro ocelové konstrukce. (2016). AISC 341-16, Seismic Provisions for Structural Steel Buildings. Chicago: AISC.
AISC. (2018). Seismic Design Manual , (3. vydání). American Institute of Steel Construction, Chicago.
Americký institut pro ocelové konstrukce. (2016). AISC 358-16 Předem kvalifikované přípoje pro speciální a mezilehlé ocelové momentové rámy pro seizmické aplikace . Chicago: AISC.

;