Dieses Verifikationsbeispiel wurde in einem gemeinsamen Projekt zwischen der Ohio State University und IDEA StatiCa erarbeitet. Die Autoren sind nachfolgend aufgeführt:

• Baris Kasapoglu, Doktorand
• Ali Nassiri, Ph.D.
• Halil Sezen, Ph.D.

3.1. Einleitung

Die dritte vorqualifizierte Verbindung in dieser Verifikationsstudie ist die Momentenverbindung mit geschweißtem unverstärktem Flansch und geschweißtem Steg (WUF-W). In diesem Kapitel wurden, ähnlich wie in den vorherigen Kapiteln, sechs experimentell untersuchte Stahlanschlüsse aus der Literatur ausgewählt, um deren Biegemomenttragfähigkeiten, die mit IDEA StatiCa und dem AISC-Bemessungsverfahren ermittelt wurden, zu vergleichen. Darüber hinaus wurde für eines der als Basismodell ausgewählten Prüfkörper ein Momenten-Rotations-Vergleich zwischen IDEA StatiCa und ABAQUS durchgeführt.

3.2 Experimentelle Studie

Ricles et al. (2000) führten an der Lehigh University eine Versuchsreihe durch, um das seismische Verhalten duktiler geschweißter unverstärkter Flanschverbindungen zu untersuchen. Zu diesem Zweck wurden sechs Außen- und fünf Innenverbindungen im Originalmaßstab einer zyklischen Belastung ausgesetzt. Obwohl die Schweiß- und Geometriedetails keines der geprüften Prüfkörper zwingend die Anforderungen der aktuellen AISC 358 (2016) erfüllen, wurde diese experimentelle Studie aus folgenden Gründen für die vorliegende Verifikationsstudie ausgewählt:

• Es gibt keine in den USA durchgeführte experimentelle Untersuchung für WUF-W mit Prüfkörpern, die alle in AISC 358 (2016) festgelegten Anforderungen erfüllen
• Diese Studie gehört zu den experimentellen Untersuchungen, die die Grundlage für die Vorqualifizierungsanforderungen von WUF-W-Momentenverbindungen in AISC 358 (2016) bildeten
• Diese experimentelle Forschung wurde vom SAC Joint Venture mit Mitteln der Federal Emergency Management Agency (FEMA) gefördert, um die verbesserten Details von WUF-W-Momentenverbindungen zu bewerten. Das SAC-Forschungsprogramm wurde ins Leben gerufen, um die Bemessung und das Verhalten von Stahlanschlüssen nach dem schlechten Abschneiden einiger Verbindungen beim Northridge-Erdbeben 1994 zu verbessern.

Der Versuchsaufbau für Innenverbindungen ist in Abbildung 3.1 dargestellt. Die Länge zwischen der Trägerauflagerung und der Stützenachse betrug 177 in. (4,50 m), und die Länge vom Aktuator bis zur unteren Auflagerung der Stütze betrug 156 in. (3,96 m). Von den 11 geprüften Verbindungen wurden sechs für diese Verifikationsstudie ausgewählt. Die geometrischen und materiellen Eigenschaften der sechs ausgewählten Verbindungen sind in den Tabellen 3.1 und 3.2 dargestellt, und die Konfigurationen der Prüfkörper sind in den Abbildungen 3.2 bis 3.4 gezeigt.

Tabelle 3.1: Eigenschaften der WUF-W-Prüfkörper

Abbildung 3.1: Versuchsaufbau (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.2: Links) Konfiguration des Basismodells T1; Rechts) Konfiguration des Prüfkörpers T5 (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.3: Links) Konfiguration des Prüfkörpers C1; Rechts) Konfiguration des Prüfkörpers C2 (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.4: Links) Konfiguration des Prüfkörpers C3; Rechts) Konfiguration des Prüfkörpers C4 (Ricles et al., 2000)

Tabelle 3.2: Gemessene Materialeigenschaften der WUF-W-Prüfkörper (Ricles et al., 2000)

Das Basismodell (Prüfkörper T1) und Prüfkörper T5 sind Außenverbindungen, während die übrigen Innenverbindungen sind, die aus identischen Trägern und Verbindungen bestehen, die von jeder horizontalen Seite an dieselbe Stütze angeschlossen sind (siehe Abbildung 3.1). Da die identischen Verbindungen während der Prüfung nahezu dasselbe Verhalten zeigten, wird für jeden in dieser Studie behandelten Innenprüfkörper (Prüfkörper C1, C2, C3 und C4) jeweils nur eines der Fotos nach dem Versuch sowie die Momenten-Rotations-Beziehung angegeben.

Der Trägersteg des Basismodells wurde mit dem Stützenflansch stumpfgeschweißt, und eine Zusatzschweißnaht wurde durchgehend um die Kanten der Schertasche ausgeführt. Es wurde berichtet, dass die Stumpfnaht zwischen der Schertasche und dem Stützenflansch während der 2%-Verformungszyklen gerissen ist und die Trägerflansche während der 4%-Verformungszyklen gerissen sind, wie in Abbildung 3.5 dargestellt. Prüfkörper T5 wurde gegenüber dem Basismodell abweichend gestaltet: mit einer Verdopplungsplatte, einer Teilschweißnaht zwischen der Schertasche und dem Trägersteg, einer größeren Kehlnahtdicke zwischen der Schertasche und dem Stützenflansch sowie ohne Aussteifungsplatte. Es wurde berichtet, dass der duktile Bruch im Trägerflansch während der 6%-Zyklen aufgetreten ist (siehe Abbildung 6).

Abbildung 3.5: Links) Basismodell (T1) nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.6: Links) Prüfkörper T5 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

Prüfkörper C1 war eine der vier in dieser Studie behandelten Innenverbindungen. Er hatte im Vergleich zu Prüfkörper T5 eine größere Stützenabmessung und eine dickere Verdopplungsplatte. Ein duktiler Bruch wurde im ersten Zyklus bei 5% Verformung am oberen Flansch des westlichen Trägers und im zweiten Zyklus bei 5% Verformung am oberen Flansch des östlichen Trägers beobachtet, wie in Abbildung 3.7 dargestellt. Prüfkörper C2 wurde im Unterschied zu Prüfkörper C1 mit einer Aussteifungsplatte und einer dünneren Verdopplungsplatte ausgeführt. Die Versuchsergebnisse zeigten, dass Prüfkörper C2 während der 6%-Verformungszyklen infolge duktilen Bruchs an beiden Trägerflanschen versagte, wie in Abbildung 3.8 dargestellt.

Prüfkörper C3 bestand aus einer im Vergleich zu den ersten vier Prüfkörpern tieferen und schlankeren Stütze. Im Versuchsbericht wurde angegeben, dass der duktile Bruch des westlichen Trägerflansches während des ersten Zyklus bei 5,5% Geschossverformung beobachtet wurde, wie in Abbildung 3.9 dargestellt. Prüfkörper C4 hatte zusätzlich zur Konfiguration von Prüfkörper C3 dickere Verdopplungs- und Aussteifungsplatten. Während des Versuchs trat der duktile Bruch am Ende des 6%-Verformungszyklus auf (Abbildung 3.10).

Abbildung 3.7: Links) Prüfkörper C1 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.8: Links) Prüfkörper C2 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.9: Links) Prüfkörper C3 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

Abbildung 3.10: Links) Prüfkörper C4 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotations-Beziehung (Ricles et al., 2000)

3.3 Normbemessungsberechnungen

Das in Abschnitt 8.7 von AISC 358 (2016) für WUF-W-Verbindungen beschriebene Verfahren wurde angewendet, und die folgenden Nachweise wurden für die sechs Prüfkörper durchgeführt.

• Nachweis der geometrischen Randbedingungen des Trägers                                         (AISC 358 Abschn. 8.3.1)
• Nachweis der geometrischen Randbedingungen der Stütze                                      (AISC 358 Abschn. 8.3.2)
• Nachweis der Querkrafttragfähigkeit des Trägers                                         (AISC 358, Abschn. 8.7)
• Nachweis der Biegetragfähigkeit                                                           (AISC 360, Gl. F2-1)
• Nachweis der Anforderungen an Aussteifungsplatten                                     (AISC 341, Abschn. E3.6f.2)
• Nachweis der Stützen-Träger-Tragfähigkeitsbeziehung                             (AISC 358 Abschnitt 8.4)
• Nachweis der Schweißnähte Trägerflansch an Stützenflansch                           (AISC 358 Abschnitt 8.5)
• Nachweis der Schweißlochgeometrie                                          (AWS D1.8/D1.8M)
• Nachweis der Trägersteg-Stützen-Verbindung                                (AISC 358 Abschnitt 8.6)

Die Zusammenfassung der Bemessungsnachweise nach AISC 358 (2016) für die sechs Prüfkörper ist in Tabelle 3.3 dargestellt. Die Details der Bemessungsberechnungen und Nachweise sind in den Anhängen E und F enthalten. 

Tabelle 3.3: Bemessungsnachweise nach AISC 358 (2016) für die Prüfkörper

Es wird angenommen, dass das plastische Gelenk gemäß Abschnitt 8.7 in AISC 358 (2016) an der Stützenvorderkante entsteht. Die Momenttragfähigkeit des Trägers an der Stelle des plastischen Gelenks, \(M_{by@ph}\), kann mit Gleichung 3.1 berechnet werden.

 \(M_{by@ph}\) = \(F_{yb}Z_{bx}\)                                                                                                (3.1)

wobei \(F_{yb}\) die Streckgrenze des Trägers und \(Z_{bx}\) das plastische Widerstandsmoment des Trägers ist. Die plastischen Momenttragfähigkeiten der Prüfkörper wurden berechnet und in Tabelle 3.4 dargestellt.

Tabelle 3.4: Plastische Momenttragfähigkeiten der Prüfkörper, berechnet nach dem AISC-Bemessungsverfahren

3.4 IDEA StatiCa Analyse

Die sechs ausgewählten Prüfkörper wurden in IDEA StatiCa modelliert, um das Verhalten der Versuche zu simulieren. Ihre Momenttragfähigkeiten und Versagensformen wurden mithilfe des Spannungs-Dehnungs-Analysetyps (d. h. EPS) ermittelt. Die gemessenen Materialeigenschaften aus Ricles et al. (2000) (siehe Tabelle 3.2) wurden in die Software eingegeben, und die Widerstandsbeiwerte wurden auf 1,0 gesetzt. Mithilfe des Verbindungssteifigkeits-Analysetyps (d. h. ST) in IDEA StatiCa wurde die Momenten-Rotations-Beziehung für das Basismodell berechnet.

3.4.1 Analyse des Basismodells

Das IDEA StatiCa-Modell wurde für das Basismodell entwickelt. Die gemessenen Materialeigenschaften wurden eingegeben, und die Überfestigkeitsbeiwerte \(R_{y}\) und \(R_{t}\) wurden gleich 1,0 gesetzt (siehe Abbildung 3.11). Außerdem wurden alle LRFD-Widerstandsbeiwerte auf 1,0 gesetzt, um die berechnete tatsächliche Reaktion der Verbindungen mit der im Laborversuch gemessenen zu vergleichen (Ricles et al., 2000). Um die Lasten an der Stützenachse zu ermitteln, wurde in SAP2000 ein Träger-Stützen-Rahmenmodell unter Verwendung der Stützen- und Trägerlängen aus dem Versuchsaufbau entwickelt. Am Stützenfuß wurde eine Gelenkauflagerung und am Trägerende eine Rollenlagerung verwendet.

Zur Berechnung der Momenttragfähigkeit des Basismodells wurde eine inkrementelle Belastung mithilfe der Spannungs-Dehnungs-Analyse (d. h. EPS) mit der Option „Lasten im Gleichgewicht" im IDEA StatiCa-Modell aufgebracht, bis eines der folgenden Kriterien erreicht wurde:

1. 5 % plastische Dehnung in Blechen
2. 100 % Tragfähigkeit in Schrauben
3. 100 % Tragfähigkeit in Schweißnähten

Die Schweißnaht zwischen der Schertasche und dem Stützenflansch erreichte ihre Tragfähigkeit, als die Querkraft und das entsprechende Moment 167,70 kips bzw. 29.700 kips-in. betrugen (Abbildung 3.11). Mithilfe der „ST"-Analyse wurde die Momenten-Rotations-Beziehung ermittelt und ist in Abbildung 3.12 dargestellt.

Abbildung 3.11: IDEA StatiCa-Modell für das Basismodell

Abbildung 3.12: Momenten-Rotations-Beziehung für das Basismodell

3.4.2 Analyse der Variationsprüfkörper

Die IDEA StatiCa-Analyse wurde für Prüfkörper T5 gemäß dem für das Basismodell beschriebenen Verfahren durchgeführt. Es wurde beobachtet, dass der Trägersteg 5 % plastische Dehnung erreichte, als die Querkraft und das entsprechende Moment 205,70 kips bzw. 36.420  kips-in. betrugen (Abbildung 3.13).

Abbildung 3.13: IDEA StatiCa-Modell für Prüfkörper T5

Prüfkörper C1 wurde nach demselben Verfahren in IDEA StatiCa modelliert und analysiert. Es wurde beobachtet, dass der Trägersteg 5 % plastische Dehnung erreichte, als die Querkraft und das entsprechende Moment 212,60 kips bzw. 37.650  kips-in. betrugen (Abbildung 3.14).

Abbildung 3.14: IDEA StatiCa-Modell für Prüfkörper C1

Nach demselben in diesem Abschnitt beschriebenen Verfahren wurde die IDEA StatiCa-Analyse für Prüfkörper C2 durchgeführt. Es wurde beobachtet, dass der Trägersteg 5 % plastische Dehnung erreichte, als die Querkraft und das entsprechende Moment 212,60 kips bzw. 37.650 kips-in. betrugen (Abbildung 3.15).

Abbildung 3.15: IDEA StatiCa-Modell für Prüfkörper C2

Nach demselben Verfahren wurde die IDEA StatiCa-Analyse für Prüfkörper C3 durchgeführt. Es wurde beobachtet, dass der Trägersteg 5 % plastische Dehnung erreichte, als die Querkraft und das entsprechende Moment 213,20 kips bzw. 37.750 kips-in. betrugen (Abbildung 3.16).

Abbildung 3.16: IDEA StatiCa-Modell für Prüfkörper C3

Nach demselben Verfahren wurde die IDEA StatiCa-Analyse für Prüfkörper C4 durchgeführt. Es wurde beobachtet, dass der Trägersteg 5 % plastische Dehnung erreichte, als die Querkraft und das entsprechende Moment 213,60 kips bzw. 37.820 kips-in. betrugen (Abbildung 3.17).

Abbildung 3.17: IDEA StatiCa-Modell für Prüfkörper C4

Die sechs Prüfkörper wurden mit IDEA StatiCa analysiert und ihre Momenttragfähigkeiten an der Stützenachse wurden durch Abbildung ihrer Versuchsbedingungen berechnet. Um die Momenttragfähigkeiten mit den nach dem AISC 358-Verfahren berechneten zu vergleichen, wurden die Momenttragfähigkeiten an der Stützenvorderkante mithilfe von Gl. 3.6 berechnet und in Tabelle 3.5 dargestellt.

        \(M_{y@foc}\) = \(M_{y@cc} + V\frac{d_{c}}{2}\)                                                                                         (3.6)

wobei \(M_{y@foc}\) die Momenttragfähigkeit an der Stützenvorderkante, \(M_{y@cc}\) die Momenttragfähigkeit an der Stützenachse, \(V\) die Querkraft und \(d_{c}\) die Stützenhöhe ist.

Tabelle 3.5: Von IDEA StatiCa berechnete Momenttragfähigkeit

3.5. ABAQUS-Analyse

In diesem Abschnitt wurde das in Abschnitt 3.4.1 entwickelte Basismodell erneut mit der ABAQUS-Software (Version 2022) für die FE-Analyse erstellt und die Ergebnisse wurden mit IDEA StatiCa verglichen. Das CAD-Modell für die FE-Analyse wurde mithilfe der Viewer-Plattform von IDEA StatiCa generiert. Die zwei Schrauben und fünf Schweißlinien (d. h. zwischen Schertasche-Trägersteg und Schertasche-Stützenflansch) wurden anschließend manuell über die CAD-Oberfläche in ABAQUS zur Baugruppe hinzugefügt. Die vertikale Last von 182,2 kips und das entsprechende Moment von 32.270 kips-in. (um die Y-Achse) wurden auf einen definierten Referenzpunkt (d. h. RF₁) an der Stützenachse aufgebracht, wie in Abbildung 3.18 dargestellt. Die analytische Länge der Stütze in IDEA StatiCa betrug 215,45 in. Um die identische Stützenlänge in ABAQUS nachzubilden, wurden daher zwei weitere Referenzpunkte (d. h. RF₂ und RF₃) 107,725 in. vom Stützenmittelpunkt entlang der Z-Achse in beide Richtungen eingeführt (siehe Abbildung 3.18). Diese beiden Referenzpunkte waren in allen Richtungen festgehalten und wurden mithilfe des Connector-Builder-Moduls in ABAQUS mit den Ober- und Unterseiten der Stütze verbunden. In ABAQUS wurde nach einer Netzempfindlichkeitsanalyse eine Elementgröße zwischen 0,1 und 0,25 in. gewählt, und insgesamt wurden 240.417 Elemente erzeugt. Als Elementtyp wurde das dreidimensionale Spannungselement mit 8 Knoten und reduzierter Integration (d. h. C3D8R) ausgewählt.

Abbildung 3.18: Modellaufbau in ABAQUS

Die Tie-Randbedingung wurde zwischen den Schweißlinien und den angrenzenden Bauteilen angewendet. Das Materialverhalten wurde in ABAQUS mithilfe bilinearer Plastizität modelliert. Weitere Parameter, darunter Dichte, Elastizitätsmodul und Querdehnzahl, wurden der IDEA StatiCa-Materialbibliothek entnommen. Die numerische Simulation wurde auf vier Prozessoren (Intel Xenon (R) CPU E5-2698 v4 @ 2,20 GHz) durchgeführt und dauerte ca. 155 Minuten. Abbildung 3.19 vergleicht die berechneten von-Mises-Spannungen zwischen IDEA StatiCa und ABAQUS.

Abbildung 3.19: Vergleich der berechneten von-Mises-Spannung zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modellen

Die maximale berechnete Spannung in IDEA StatiCa betrug 55,90 ksi am oberen Trägerflansch (zu beachten ist, dass die IDEA StatiCa-Legende die Bemessungsdaten zeigt), während das ABAQUS-Modell eine maximale Spannung von 56,5 ksi an derselben Stelle aufweist. Die maximale Spannung von 57 ksi in der ABAQUS-Legende gehört zur vorderen langen Schweißlinie, die die Schertasche mit der Stütze verbindet. Die geringfügig unterschiedliche Spannungsverteilung ist wahrscheinlich auf die Berücksichtigung der Stützenlänge in ABAQUS und die Art der Aufbringung der Randbedingungen, die Verwendung eines feineren Netzes in der FE-Analyse sowie das vereinfachte CAD-Modell in IDEA StatiCa zurückzuführen. Es ist zu beachten, dass die Autoren auch für das IDEA StatiCa-Modell eine routinemäßige Netzempfindlichkeitsanalyse durchgeführt haben und dabei einige Inkonsistenzen in den Ergebnissen festgestellt wurden.

Abbildung 3.20: Vergleich der berechneten plastischen Dehnung zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modellen

Die maximal berechnete plastische Dehnung in IDEA StatiCa und ABAQUS betrug 10,8 % bzw. 11 % (jeweils an der vorderen Schweißlinie, die die Schertasche mit der Stütze verbindet). Außerdem stimmte der von IDEA StatiCa vorhergesagte plastische Verformungsbereich mit der in ABAQUS berechneten Fließzone überein (d. h. die untere Zeile in Abbildung 3.20). Abbildung 3.21 zeigt den Vergleich der Momenten-Rotationskurve zwischen den beiden Softwareprogrammen bezogen auf die Stützenachse. Es ist zu beachten, dass in Abbildung 3.21 zur Ermittlung der Gesamtrotation durch IDEA StatiCa (dargestellt durch die gestrichelte orangefarbene Linie) die lineare Trägerrotation an der Stützenachse mit SAP2000 berechnet und anschließend zur von IDEA StatiCa ausgegebenen plastischen Standardrotationskurve (dargestellt durch die durchgezogene orangefarbene Linie) addiert wurde. Beide Modelle liefern vergleichbare Anfangssteifigkeitsschätzungen. Die geringfügige Abweichung könnte auf den Unterschied in den Elementtypen (d. h. Volumenelement in ABAQUS gegenüber Schalenelement in IDEA StatiCa) und die Verwendung der Tie-Randbedingung in ABAQUS zur Darstellung der Schweißnähte zurückzuführen sein.

Abbildung 3.21: Momenten-Rotations-Vergleich zwischen IDEA StatiCa und ABAQUS

3.6 Zusammenfassung und Ergebnisvergleich

Die experimentellen Beobachtungen zeigen, dass das Basismodell infolge eines Bruchs in der Schweißnaht zwischen Trägersteg und Stützenflansch versagte. Ebenso zeigte die IDEA StatiCa-Analyse, dass die Schweißnaht zwischen der Schertasche und dem Stützenflansch versagte. Außerdem ergaben die AISC-Bemessungsnachweise, dass diese Schweißnaht die in Abschnitt 8.6 von AISC 358 (2016) festgelegten Anforderungen an die Trägersteg-Stützen-Verbindung nicht erfüllte (siehe Tabelle 3.3). Die während des Versuchs gemessenen und mithilfe der IDEA StatiCa-Analyse für das Basismodell berechneten Momenten-Plastische-Rotations-Beziehungen werden in Abbildung 3.22 verglichen. Die nach dem AISC-Verfahren an der Stützenvorderkante berechnete Momenttragfähigkeit wurde mithilfe von Gl. 3.6 auf die Stützenachse umgerechnet, da der Momenten-Rotations-Vergleich an der Stützenachse durchgeführt wurde; sie ist im selben Diagramm zusammen mit der mithilfe der IDEA StatiCa-Spannungs-Dehnungs-Analyse berechneten dargestellt (Abbildung 3.5).

Abbildung 3.22: Momenten-Rotations-Vergleich

Hinsichtlich der Variationsprüfkörper (siehe Abschnitt 3.2) wurde in der experimentellen Studie (Ricles et al., 2000) beobachtet, dass die Prüfkörper infolge ausgeprägten lokalen Beulens und Bruchs in den Trägerflanschen versagten (Abbildungen 3.6 bis 3.10). Ebenso zeigte die IDEA StatiCa-Analyse, dass die Prüfkörper T5, C1, C2, C3 und C4 ihre Tragfähigkeiten am Trägersteg erreichten, der die 5%-Grenze der plastischen Dehnung erreichte (Abbildungen 3.13 bis 3.17). Andererseits war auf Grundlage der AISC-Bemessungsnachweise ein Versagen im Träger zu erwarten, obwohl einige der Nachweise nicht vollständig erfüllt wurden (z. B. Aussteifungsplatte und Schweißlochgeometrie in Tabelle 3.3). Dies ist auf eine geringfügige Abweichung bei den geometrischen Anforderungen zurückzuführen. Die Momenttragfähigkeit aller Prüfkörper, berechnet mit IDEA StatiCa (Tabelle 3.5) und nach dem AISC-Verfahren (Tabelle 3.4), ist in Abbildung 3.23 dargestellt.

Alle mit IDEA StatiCa berechneten Momenttragfähigkeiten (unter Verwendung tatsächlicher bzw. gemessener Eigenschaften) sind mit Ausnahme des Basismodells ca. 8 % größer als die nach AISC berechneten. Dies ist nachvollziehbar, da die AISC-Momenttragfähigkeit \(M_{p}\) auf der Bemessungsannahme basiert, dass die Lage des plastischen Gelenks gemäß Abschnitt 8.7 in AISC 358 (2016) an der Stützenvorderkante angenommen wird. Andererseits empfiehlt FEMA (2000), die Lage des plastischen Gelenks für WUF-W-Momentenverbindungen in einem Abstand von der halben Trägerhöhe von der Stützenvorderkante anzunehmen. Wenn die Lage des plastischen Gelenks in einem bestimmten Abstand von der Stützenvorderkante angenommen worden wäre, hätte das zusätzliche Moment infolge der Querkraft vom plastischen Gelenk zur Stützenvorderkante berücksichtigt werden müssen, wodurch größere Momenttragfähigkeiten berechnet worden wären. Der Unterschied zwischen den nach dem AISC-Bemessungsverfahren und den mit IDEA StatiCa berechneten Momenttragfähigkeiten lässt sich auf die konservative Annahme von AISC 358 zur Lage des plastischen Gelenks bei WUF-W-Momentenverbindungen zurückführen. 

Abbildung 3.23: Von IDEA StatiCa und dem AISC-Verfahren berechnete Momenttragfähigkeit

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Literatur

AISC (2016), „Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications, including Supplement No. 1," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 358-16, Chicago, Illinois.

Ricles, J.M., Mao, C., Lu, L.W. and Fisher, J.W. (2000), „Development and Evaluation of Improved Details for Ductile Welded Unreinforced Flange Connections," Report No. SAC/BD-00-24, SAC Joint Venture, Sacramento, CA.

FEMA (2000), Recommended Seismic Design Criteria for New Steel Moment-Frame Buildings, FEMA 350, Federal Emergency Management Agency, Washington, DC.