Połączenia momentowe z wydłużoną płytą czołową (AISC)

Ten przykład weryfikacyjny został przygotowany przez Marka D. Denavita i Kaylę Truman-Jarrell w ramach wspólnego projektu Uniwersytetu Tennessee i IDEA StatiCa.

1 Opis

W niniejszym opracowaniu przedstawiono porównanie wyników uzyskanych metodą elementów skończonych opartą na komponentach (CBFEM) z tradycyjnymi metodami obliczeniowymi stosowanymi w praktyce amerykańskiej dla połączeń momentowych z wydłużoną płytą czołową (rys. 1).

Rys. 1 Schemat połączenia momentowego z wydłużoną płytą czołową analizowanego w niniejszym opracowaniu

Tradycyjne metody obliczeniowe zastosowane w niniejszej pracy dla połączeń niesejsmicznych opierają się na zaleceniach zawartych w AISC Design Guide 4 (Murray i Sumner 2003) oraz na wymaganiach dotyczących projektowania metodą stanów granicznych nośności (LRFD) zgodnie z AISC Specification (2016a). Tradycyjne metody obliczeniowe zastosowane w niniejszej pracy dla połączeń sejsmicznych (tj. projektowanych na pojemność) opierają się na AISC Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications (2016b), dalej zwanych AISC 358. Zarówno dla połączeń sejsmicznych, jak i niesejsmicznych, przywołane normy zawierają minimalne ograniczenia grubości płyty czołowej i pasa słupa, które nie są bezpośrednio uzależnione od przyłożonych obciążeń. Ograniczenia te mają na celu uniknięcie efektu dźwigni (prying action) oraz zapewnienie pełnego utwierdzenia połączenia. W przypadku połączeń niesejsmicznych dopuszcza się stosowanie cieńszych płyt i pasów słupa, jeśli uwzględniony zostanie efekt dźwigni, np. zgodnie z zaleceniami Dowswella (2011). Jednak minimalne ograniczenia grubości były przestrzegane we wszystkich tradycyjnych obliczeniach w niniejszym opracowaniu.

Stany graniczne oceniane w tradycyjnych obliczeniach obejmują: zerwanie rozciągane śrub, plastyczne zginanie płyty czołowej i pasa słupa (poprzez ograniczenia grubości), plastyczne ścinanie i zerwanie ścinane płyty czołowej, lokalne stany graniczne słupa (tj. lokalne uplastycznienie środnika, lokalne wyboczenie środnika oraz wyboczenie środnika na ściskanie), uplastycznienie strefy węzłowej środnika słupa, stany graniczne ścinania śrub (tj. zerwanie ścinane śrub, docisk, wyrwanie – uwzględniono jedynie nośność na ścinanie śrub ściskanych). Dla uproszczenia wszystkie spoiny zamodelowano jako spoiny czołowe i nie oceniano ich nośności w tradycyjnych obliczeniach.

Wyniki CBFEM uzyskano z IDEA StatiCa w wersji 21.0. Przykładowe modele przedstawiono na rys. 2. Maksymalne dopuszczalne obciążenia wyznaczano iteracyjnie, dostosowując wartość przyłożonego obciążenia do poziomu uznanego przez program za bezpieczny, przy którym nieznaczne zwiększenie (np. o 1 kip-in.) skutkowałoby oceną negatywną. W odróżnieniu od tradycyjnych obliczeń, wpływ efektu dźwigni był oceniany w IDEA StatiCa, a przedstawione wyniki obejmują przypadki z efektem dźwigni. Sztywność połączenia oceniano za pomocą analizy sztywności (tj. typ analizy „ST").

Rys. 2 Połączenia momentowe z wydłużoną płytą czołową zamodelowane w IDEA StatiCa.

2 Grubość płyty czołowej

W pierwszej kolejności zbadano wpływ grubości płyty czołowej na zachowanie i nośność połączenia. W tych porównaniach belka to W21×68, a słup to W14×193. Oba elementy spełniają wymagania ASTM A992 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi). Słup dobrano jako masywny (t_f = 1,44 in.) i wyposażono w usztywnienia o grubości 5/8 in. (tj. płyty ciągłości), aby zapewnić, że decydujący stan graniczny nie wystąpi w słupie. Płyta czołowa ma głębokość 29 in., szerokość 9,5 in., a jej grubość zmienia się od 3/8 in. do 2,5 in. Cały materiał płytowy (tj. płyta czołowa i usztywnienia) spełnia wymagania ASTM A572 Gr. 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi). Połączenie ma cztery śruby przy każdym pasie belki (łącznie 8 śrub), a płyta czołowa nie jest usztywniona. Taka konfiguracja jest powszechnie określana jako czterośrubowa nieusztywniona, 4E. Śruby mają średnicę 1-1/8 in., typ A325, z poziomym rozstawem g = 5,5 in. i pionowym rozstawem c = 4,5 in. Pionowa odległość od osi śrub do krawędzi płyty czołowej wynosi l_ev = 2 in.

W IDEA StatiCa obciążenia przyłożono z wykorzystaniem opcji „loads in equilibrium". Momenty przyłożone na górze i na dole słupa były równe połowie momentu przyłożonego do belki. Do słupa przyłożono również siłę poprzeczną 25 kips (V_column = 25 kips, rys. 1). Dla uproszczenia nie przyłożono siły poprzecznej do belki (V_beam = 0 kips, rys. 1).

Zależność maksymalnego przyłożonego momentu od grubości płyty czołowej przedstawiono na rys. 3. Decydujący stan graniczny dla każdej grubości przedstawiono w tabeli 1. Wyniki tradycyjnych obliczeń nie są pokazane dla grubości płyty czołowej mniejszych niż 1 in., ponieważ cieńsze płyty nie spełniały minimalnych wymagań grubości zapobiegających efektowi dźwigni. Decydującym stanem granicznym z tradycyjnych obliczeń dla połączeń spełniających wymaganie grubości płyty czołowej było zerwanie rozciągane śrub. W rezultacie maksymalny przyłożony moment nie zmienia się wraz z grubością płyty czołowej.

Zmienność maksymalnego przyłożonego momentu wraz z grubością płyty czołowej jest widoczna w wynikach IDEA StatiCa. Dla bardzo cienkich płyt (t ≤ 0,5 in.) projektowanie jest kontrolowane przez odkształcenie plastyczne płyty czołowej. W pozostałych przypadkach projektowanie kontroluje rozciąganie śrub. Maksymalny przyłożony moment wzrasta wraz ze wzrostem grubości płyty czołowej w całym badanym zakresie. Wzrost maksymalnego przyłożonego momentu jest szybki dla cienkich płyt, ponieważ zwiększenie grubości bezpośrednio zwiększa nośność na plastyczne zginanie płyty czołowej. Wzrost maksymalnego przyłożonego momentu jest bardziej stopniowy, gdy decyduje rozciąganie śrub. Dla grubości płyty czołowej 1,25 in. i większych maksymalny przyłożony moment z IDEA StatiCa przekracza wartość z tradycyjnych obliczeń. Przyczyną jest to, że tradycyjne obliczenia zakładają, iż siła kontaktowa na styku pasa słupa i płyty czołowej jest skupiona w osi pasa belki, podczas gdy IDEA StatiCa modeluje ciśnienie kontaktowe w sposób jawny. Wraz ze wzrostem grubości płyty czołowej, część płyty wychodząca poza pas belki jest sztywniejsza i lepiej zdolna do przenoszenia ciśnienia kontaktowego, przesuwając siłę ściskającą poniżej dolnego pasa belki (rys. 4). Dlatego, choć nośność rozciągana śrub jest taka sama w IDEA StatiCa i w tradycyjnych obliczeniach, ramię pary sił jest większe w IDEA StatiCa, co skutkuje większą nośnością na moment. 

Dla każdej grubości płyty czołowej IDEA StatiCa określała obecność efektu dźwigni oraz sztywność połączenia. Przyjęto, że połączenie wykazuje efekt dźwigni, jeśli po stronie rozciąganej połączenia występuje naprężenie kontaktowe. Na przykład, jak pokazano na rys. 4, efekt dźwigni zaobserwowano dla połączenia z płytą o grubości 7/8 in., ale nie dla połączenia z płytą o grubości 2-1/2 in. Efekt dźwigni nie występował dla grubości płyty czołowej 1 in. i większych. Jest to zgodne z odpowiednim minimalnym ograniczeniem grubości z tradycyjnych obliczeń. Połączenia z grubością płyty czołowej 7/8 in. i większą zostały uznane za w pełni utwierdzane (tj. sztywne) na podstawie analizy sztywności w IDEA StatiCa, co wskazuje, że minimalne ograniczenie grubości z tradycyjnych obliczeń stanowi również dobre pośrednie sprawdzenie sztywności połączenia w tym przypadku.

Rys. 3 Maksymalny przyłożony moment w zależności od grubości płyty czołowej

Tabela 1. Decydujący stan graniczny dla wyników przedstawionych na rys. 3

Rys. 4 Naprężenie kontaktowe dla wyników przedstawionych na rys. 3

Rys. 5 Naprężenie kontaktowe dla wyników przedstawionych na rys. 6 (z usztywnieniem płyty czołowej)

Dodanie usztywnień do płyty czołowej zmienia zachowanie połączenia. Zależność maksymalnego przyłożonego momentu od grubości płyty czołowej przedstawiono na rys. 6 dla tych samych połączeń badanych wcześniej, ale z dodanymi usztywnieniami płyty czołowej. Wyniki IDEA StatiCa przedstawione na rys. 3 dla połączeń bez usztywnień zostały uwzględnione na rys. 6 dla porównania. Usztywnienia miały grubość 1/2 in., szerokość 3,5 in., długość 6,5 in. i zostały umieszczone na obu pasach belki. Materiał płytowy usztywnień spełniał wymagania ASTM A572 Gr. 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi).

W tradycyjnych obliczeniach dodanie usztywnień zmienia schemat linii uplastycznienia dla nośności na zginanie płyty czołowej, zmniejszając minimalną grubość. Jednak dodanie usztywnień nie zmieniło nośności połączenia, która nadal była kontrolowana przez zerwanie rozciągane śrub, ponieważ zakłada się, że siła ściskająca jest skupiona w osi pasa niezależnie od sztywności płyty czołowej. Przegląd najnowszych badań potwierdził, że siła ściskająca rzeczywiście przesuwa się poniżej dolnego pasa wraz z dodaniem usztywnień płyty czołowej, a metoda uwzględnienia tego przesunięcia w projektowaniu została zaproponowana (Landolfo i in. 2018).

W IDEA StatiCa dodanie usztywnień zwiększyło maksymalne przyłożone obciążenie. Decydujące stany graniczne były takie same jak przedstawione w tabeli 1. Wzrost maksymalnych przyłożonych obciążeń był największy dla grubości płyty czołowej od 5/8 in. do 1 in., gdzie decydowało rozciąganie śrub, a usztywnienia pomogły zmniejszyć efekt dźwigni i zwiększyć ramię pary sił.

Rys. 6 Maksymalny przyłożony moment w zależności od grubości płyty czołowej

We wszystkich poprzednich analizach zastosowano stosunkowo duży słup, aby zapewnić, że stany graniczne słupa nie były decydujące. Słup w poniższych analizach był mniejszy – W14×109. Pozostałe parametry połączeń, w tym grubość usztywnień słupa, belka, płyta czołowa i śruby, pozostały bez zmian. Płyta czołowa w tych analizach była nieusztywniona.

Zależność maksymalnego przyłożonego momentu od grubości płyty czołowej przedstawiono na rys. 8. Decydujący stan graniczny dla każdej grubości przedstawiono w tabeli 2. Na rysunku wykreślono wiele linii zarówno dla IDEA StatiCa, jak i dla tradycyjnych obliczeń.

W tradycyjnych obliczeniach wyniki są wykreślone dla przypadku, gdy wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy nie jest uwzględniany w analizie ramy, oraz dla przypadku, gdy wpływ ten jest uwzględniany. Uplastycznienie strefy węzłowej wpływa na ogólną sztywność ramy i może znacznie zwiększyć efekty drugiego rzędu. Jeśli niesprężystość strefy węzłowej nie jest uwzględniana w analizie do wyznaczania wymaganych nośności ramy, AISC Specification (2016a) ogranicza zachowanie strefy węzłowej do zakresu sprężystego. Jeśli niesprężystość strefy węzłowej jest uwzględniana przy wyznaczaniu wymaganych nośności ramy, uznawana jest dodatkowa niesprężysta nośność na ścinanie strefy węzłowej.

W przypadku, gdy niesprężystość strefy węzłowej nie jest uwzględniana w analizie, nośność na ścinanie strefy węzłowej kontroluje nośność połączenia, przy maksymalnym przyłożonym momencie 4 649 kip-in. W przypadku, gdy niesprężystość strefy węzłowej jest uwzględniana w analizie, nośność rozciągana śrub kontroluje nośność połączenia przy maksymalnym przyłożonym momencie 5 490 kip-in. (należy zauważyć, że maksymalny przyłożony moment dla uplastycznienia strefy węzłowej jest tylko nieznacznie wyższy i wynosi 5 495 kip-in.).

Decydującym stanem granicznym dla IDEA StatiCa jest odkształcenie plastyczne płyty czołowej dla bardzo cienkich płyt (t ≤ 0,5 in.) i rozciąganie śrub w pozostałych przypadkach. Maksymalny przyłożony moment jest większy dla IDEA StatiCa niż dla tradycyjnych obliczeń. Decydujące stany graniczne również się różnią, dlatego przeprowadzono dodatkowe analizy w celu określenia przyłożonego momentu, przy którym osiągany jest limit odkształcenia plastycznego dla strefy węzłowej środnika słupa, pokazany na rys. 7 dla grubości płyty 1,25 in. Wartości te są wykreślone jako linia przerywana na rys. 8 (należy zauważyć, że limity nośności śrub zostały przekroczone w tych analizach).

Rys. 7 Odkształcenie plastyczne w strefie węzłowej dla t_p = 1,25 in.

IDEA StatiCa uwzględnia stan graniczny uplastycznienia strefy węzłowej, choć z większą nośnością niż dopuszcza AISC Specification (2016a) w przypadku, gdy wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy jest uwzględniany w analizie. Połączenia można projektować w IDEA StatiCa z ograniczeniem uplastycznienia strefy węzłowej poprzez narzucenie limitu odkształcenia plastycznego mniejszego niż 5%. Na przykład maksymalne przyłożone obciążenie dla połączenia z płytą czołową o grubości 1,75 in., przy którym zachowanie środnika słupa jest niemal sprężyste (tj. limit odkształcenia plastycznego 0,1%), wynosi 4 418 kip-in., co dobrze odpowiada maksymalnemu przyłożonemu momentowi 4 649 kip-in. z tradycyjnych obliczeń, gdy wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy nie jest uwzględniany w analizie.

Co ciekawe, efekt dźwigni jest identyfikowany, a połączenie jest klasyfikowane jako częściowo utwierdzane (podatne) w IDEA StatiCa dla grubości płyty czołowej do 1,5 in. Tradycyjne obliczenia dopuszczają grubość płyty czołowej nawet 1 in. przy założeniu braku efektu dźwigni.

Rys. 8 Maksymalny przyłożony moment w zależności od grubości płyty czołowej

Tabela 2. Decydujący stan graniczny dla wyników przedstawionych na rys. 8

¹ Wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy nie jest uwzględniany w analizie

² Wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy jest uwzględniany w analizie

3 Pionowy rozstaw śrub

Grubość nie jest jedynym parametrem wpływającym na zachowanie płyty czołowej. Wraz ze wzrostem pionowej odległości między osiami śrub zwiększa się podziałka (odległość od lica pasa belki do osi bliższej śruby). Generalnie najmniejsza możliwa podziałka śrub jest najbardziej ekonomiczna (Murray i Sumner 2003), jednak większe wartości mogą być konieczne ze względu na wykonalność lub inne przyczyny.

Przeprowadzono serię analiz ze zmiennym pionowym rozstawem śrub. W tych porównaniach belka to W21×55, a słup to W14×109. Oba elementy spełniają wymagania ASTM A992 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi). Płyta czołowa ma głębokość 28,5 in., szerokość 9,0 in., grubość 1 in. i spełnia wymagania ASTM A572 Gr. 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi). Połączenie ma cztery śruby przy każdym pasie belki (łącznie 8 śrub), a płyta czołowa nie jest usztywniona. Śruby mają średnicę 1 in., typ A325, z poziomym rozstawem 5,5 in. Pionowy rozstaw śrub zmienia się od 3,5 in. do 6 in., a odległość od osi śrub do krawędzi płyty czołowej zmienia się od 2,5 in. do 1,25 in. Środek ciężkości grupy śrub pozostał stały. Obciążenia przyłożono zgodnie z opisem w poprzednim rozdziale, w tym siłę poprzeczną 25 kips w słupie.

Zależność maksymalnego przyłożonego momentu od pionowego rozstawu śrub przedstawiono na rys. 9. Decydującym stanem granicznym zarówno w tradycyjnych obliczeniach, jak i w IDEA StatiCa było zerwanie rozciągane śrub we wszystkich przypadkach. Dla pionowego rozstawu śrub mniejszego lub równego 5 in. wyniki tradycyjnych obliczeń i IDEA StatiCa są zbliżone. Dla większych rozstawów pionowych maksymalne przyłożone obciążenie z IDEA StatiCa maleje. Maksymalne przyłożone obciążenie z tradycyjnych obliczeń jest stałe w całym badanym zakresie. Przyczyną rozbieżności jest efekt dźwigni. Grubość płyty spełnia minimalne wymagania grubości z tradycyjnych obliczeń, przy założeniu braku efektu dźwigni. Jednak efekt dźwigni jest obserwowany w wynikach IDEA StatiCa dla pionowego rozstawu śrub 5,5 in. i 6 in., co zmniejsza maksymalny przyłożony moment.

Rys. 9 Maksymalny przyłożony moment w zależności od pionowego rozstawu śrub

4 Projektowanie na pojemność

Połączenia momentowe z wydłużoną płytą czołową są jednym z typów połączeń wstępnie kwalifikowanych do stosowania w specjalnych i pośrednich stalowych ramach momentowych (AISC 2016b). Są one jednak wstępnie kwalifikowane wyłącznie wtedy, gdy spełniają ograniczenia i zostały zaprojektowane zgodnie z wysoce normatywną procedurą AISC 358. Kryteria projektowania AISC 358 mają na celu zapewnienie, że niesprężyste odkształcenie połączenia jest osiągane przez uplastycznienie belki.

Stosowanie IDEA StatiCa zamiast procedury projektowania określonej w AISC 358 nie jest dozwolone w celu wykazania zgodności z wymaganiami dotyczącymi połączeń belka-słup w specjalnych i pośrednich stalowych ramach momentowych. Jednak IDEA StatiCa posiada możliwość przeprowadzania projektowania na pojemność i uzyskiwania porównywalnych wyników.

W przypadku projektowania na pojemność w IDEA StatiCa, określone elementy są wyznaczane jako komponenty dyssypacyjne. Odpowiedź naprężenie-odkształcenie tych komponentów jest zastępowana odpowiedzią opartą na oczekiwanych wytrzymałościach materiałów i uwzględniającą umocnienie odkształceniowe. Następnie przyłożone są obciążenia odpowiadające maksymalnym prawdopodobnym efektom obciążeń. W przypadku połączenia momentowego z wydłużoną płytą czołową belka jest komponentem dyssypacyjnym, a maksymalne prawdopodobne efekty obciążeń są obliczane zgodnie z AISC 358.

W niniejszym badaniu seria połączeń jest projektowana na pojemność zgodnie z procedurą AISC 358 i IDEA StatiCa w celu porównania wyników. Należy zauważyć, że domyślne współczynniki nośności zostały zastąpione w IDEA StatiCa wartościami określonymi w AISC 358. Belka zmienia się od W18×35 do W18×60, słup to W14×211. Wszystkie kształtowniki dwuteowe spełniają wymagania ASTM A992 (F_y = 50 ksi, R_y = 1,1, F_u = 65 ksi). Płyta czołowa spełnia wymagania ASTM A572 Gr. 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi) i ma głębokość 28 in. Szerokość płyty wynosiła 7 in. dla belek W18x35, W18x40 i W18x46 oraz 8,5 in. dla belek W18x50, W18x55 i W18x60. Grubość płyty czołowej była dobierana w trakcie procesu projektowania. Zastosowano konfigurację czterośrubową nieusztywnioną, 4E, ze śrubami A490. Średnica śrub była dobierana w trakcie procesu projektowania. Poziomy rozstaw wynosił 5,5 in., pionowy rozstaw śrub wynosił 5,5 in., a pionowa odległość od osi śrub do krawędzi płyty czołowej wynosiła l_ev = 2 in.

Przyłożony moment i przyłożona siła poprzeczna belki dla każdego przekroju belki są podane w tabeli 3. Przyłożona siła poprzeczna belki była oparta na założonej sile poprzecznej belki wynikającej z obciążeń stałych wynoszących 30 kips i rozpiętości belki (między osiami słupów) 30 ft. Obciążenia przyłożono w „pozycji X" (tj. odległości od osi słupa do założonej lokalizacji przegubu plastycznego). Do słupa przyłożono również siłę poprzeczną 30 kips. Co ciekawe, odkształcenia plastyczne w belce osiągnęły maksimum około 10% w tych analizach. Jednak ten wysoki poziom odkształcenia plastycznego nie narusza żadnych limitów, ponieważ belka jest sklasyfikowana jako komponent dyssypacyjny.

Tabela 3. Przyłożone obciążenia dla przykładu projektowania na pojemność

Zaprojektowana grubość płyty czołowej i średnica śrub są pokazane jako funkcja ciężaru belki odpowiednio na rys. 10 i rys. 11. Dla każdego rozmiaru belki pokazano jeden projekt dla tradycyjnych obliczeń, ponieważ procedura AISC 358 eliminuje efekt dźwigni i prowadzi do jednego optymalnego projektu. Dla każdego rozmiaru belki pokazano dwa projekty dla IDEA StatiCa. Dzięki możliwości jawnego uwzględnienia efektu dźwigni w IDEA StatiCa, możliwy jest szereg efektywnych projektów w zależności od względnego priorytetu średnicy śrub i grubości płyty. Przeprowadzono nieformalne optymalizowanie w celu wyznaczenia jednego projektu z minimalizowaną grubością płyty i drugiego z minimalizowaną średnicą śrub.

Gdy minimalizowana jest średnica śrub, wynikowa średnica śrub jest taka sama w tradycyjnych obliczeniach i IDEA StatiCa, ale grubość płyty jest większa w projekcie IDEA StatiCa. Grubsze płyty są potrzebne w IDEA StatiCa, aby wyeliminować efekt dźwigni i zminimalizować obciążenie śrub.

Gdy minimalizowana jest grubość płyty, wynikowa grubość płyty w projekcie IDEA StatiCa jest zbliżona do wartości z tradycyjnych obliczeń – niektóre projekty są takie same, niektóre mają płytę o jeden rozmiar grubszą, a niektóre o jeden rozmiar cieńszą. Śruby w projekcie IDEA StatiCa dla tych przypadków są większe niż wymagane według tradycyjnych obliczeń ze względu na zwiększone obciążenia wynikające z efektu dźwigni.

Wyniki te wskazują, że założenia modelowania wbudowane w IDEA StatiCa prowadzą do bardziej konserwatywnej oceny efektu dźwigni niż tradycyjne obliczenia, a co za tym idzie IDEA StatiCa zapewnia konserwatywny projekt tych dwóch komponentów połączenia momentowego z wydłużoną płytą czołową.

Rys. 10 Grubość płyty w zależności od ciężaru belki

Rys. 11 Średnica śrub w zależności od ciężaru belki

5 Podsumowanie

W niniejszym opracowaniu porównano projektowanie połączeń momentowych z wydłużoną płytą czołową przy użyciu tradycyjnych metod obliczeniowych stosowanych w praktyce amerykańskiej oraz IDEA StatiCa. Kluczowe obserwacje z badania obejmują:

• IDEA StatiCa daje nośności obliczeniowe dla połączeń momentowych z wydłużoną płytą czołową zbliżone do wyników tradycyjnych obliczeń.
• Różnice w nośności wynikają głównie z efektu dźwigni i rozkładu naprężeń dociskowych, które w tradycyjnych obliczeniach są uwzględniane za pomocą uproszczonych założeń, natomiast w IDEA StatiCa są modelowane w sposób jawny.
• Przy domyślnych parametrach nośność strefy węzłowej środnika z IDEA StatiCa jest zbliżona do nośności według AISC Specification, gdy wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy jest uwzględniany w analizie do wyznaczania wymaganych nośności. Niższą nośność podaną w AISC Specification dla przypadku, gdy wpływ niesprężystych odkształceń strefy węzłowej na stateczność ramy nie jest uwzględniany w analizie do wyznaczania wymaganych nośności, można uzyskać poprzez dostosowanie limitu odkształcenia plastycznego w IDEA StatiCa.
• Możliwości projektowania na pojemność w IDEA StatiCa pozwalają na dobór średnicy śrub i grubości płyty, które są konserwatywne względem procedury określonej w AISC 358.

6 Literatura

AISC. (2016a). Specification for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

AISC. (2016b). Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

AISC. (2017). Steel Construction Manual, 15th Edition. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Dowswell, B. (2011). „A Yield Line Component Method for Bolted Flange Connections." Engineering Journal, AISC, (2nd Quarter), 93–116.

Landolfo, R., D'Aniello, M., Costanzo, S., Tartaglia, R., Demonceau, J., Jaspart, J., Stratan, A., Jakab, D., Dubina, D., Elghazouli, A., and Bompa, D. (2018). Equaljoints PLUS – Volume with information brochures for 4 seismically qualified joints, European Convention for Constructional Steelwork (ECCS), Brussels, Belgium.

Murray, T. M. and Sumner, E. A. (2003). Extended End-Plate Moment Connections: Seismic and Wind Applications, Second Edition. Design Guide 4, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.