Tymczasowe połączenie montażowe (AISC)

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

1 Wprowadzenie

W niniejszym opracowaniu przedstawiono porównanie metody elementów skończonych opartej na komponentach (CBFEM) z tradycyjnymi metodami obliczeniowymi stosowanymi w praktyce amerykańskiej przy projektowaniu tymczasowego połączenia montażowego (Rys. 1 i Rys. 2). Połączenie ma za zadanie tymczasowo podpierać górny słup nad dolnym słupem w czasie wykonywania docelowego spawanego połączenia montażowego między tymi dwoma elementami. Słupy są skrzynkowymi elementami spawanymi o zewnętrznych wymiarach przekroju 32 in. × 32 in. i grubości ścianek 2,5 in. Uchwyty (lugs) są przyspawane spoinami pachwinowymi w pobliżu każdego narożnika zarówno górnego, jak i dolnego słupa, a następnie do każdej pary (górnej i dolnej) uchwytów przykręcane są dwie blachy łącznikowe (strap plates). Wszystkie blachy wykonane są ze stali ASTM A572 Gr. 50, wszystkie śruby mają średnicę 7/8 in. i są klasy A325 w otworach standardowych (gwint w płaszczyźnie ścinania), a materiał spoiny to E70XX. Obciążenie górnego słupa składa się z kombinacji ściskania osiowego, ścinania w dwóch kierunkach, dwuosiowego momentu gnącego oraz skręcania.

Rys. 1 Schematyczny widok z góry słupa i tymczasowego połączenia montażowego analizowanego w niniejszym opracowaniu

Rys. 2 Schematyczny szczegół tymczasowego połączenia montażowego na uchwyty analizowanego w niniejszym opracowaniu

Dla tego połączenia nie istnieją ustalone tradycyjne metody obliczeniowe. Celem niniejszego opracowania jest opisanie, w jaki sposób inżynier konstruktor mógłby podejść do tego zagadnienia przy użyciu tradycyjnych obliczeń, jakie ograniczenia może napotkać stosując te metody oraz jak może wykorzystać tradycyjne obliczenia do weryfikacji wyników CBFEM. 

Tradycyjne obliczenia w niniejszej pracy opierają się na wymaganiach metody projektowania z uwzględnieniem obciążeń i współczynników nośności (LRFD) zgodnie z normą AISC Specification (2016). Wyniki CBFEM uzyskano z IDEA StatiCa w wersji 21.1. Model połączenia przedstawiono na Rys. 3. Kontaktowe parcie między górnym a dolnym słupem jest pominięte, a ukos w górnym słupie nie jest modelowany w IDEA StatiCa.

Rys. 3 Tymczasowe połączenie montażowe zamodelowane w IDEA StatiCa.

Droga przekazywania sił w tym połączeniu rozpoczyna się w górnym słupie. Siły są przenoszone przez górne spoiny pachwinowe na górne blachy uchwytów, następnie przez górne grupy śrub na blachy łącznikowe, następnie przez dolne grupy śrub na dolne uchwyty, a następnie przez dolne spoiny pachwinowe na dolny słup. Na potrzeby niniejszego opracowania przyjęto, że słupy mają wystarczającą nośność, dlatego ocena tego połączenia obejmuje sprawdzenie normowe każdego z następujących komponentów:

• Górne spoiny pachwinowe
• Górne blachy uchwytów
• Górne grupy śrub
• Blachy łącznikowe
• Dolne grupy śrub
• Dolne blachy uchwytów
• Dolne spoiny pachwinowe

Warunki obciążenia decydują o tym, które stany graniczne mają zastosowanie do każdego z tych komponentów. Złożone kombinowane obciążenie przyłożone do górnego słupa utrudnia ocenę przy użyciu tradycyjnych obliczeń. Podczas gdy IDEA StatiCa może bez trudności obsłużyć ogólny przypadek obciążenia, uproszczone przypadki obciążenia zostaną zbadane jako punkty odniesienia, aby lepiej zrozumieć zachowanie połączenia i zwiększyć zaufanie do wyników analizy.

Dla każdego rodzaju obciążenia najpierw zostaną przeprowadzone tradycyjne obliczenia, tworząc w istocie hipotezę dotyczącą zachowania i nośności połączenia. Następnie wykonywane są analizy w IDEA StatiCa w celu weryfikacji tej hipotezy. Zgodność między tradycyjnymi obliczeniami a wynikami IDEA StatiCa potwierdza hipotezę i zwiększa zaufanie do obu metod. Rozbieżność między tradycyjnymi obliczeniami a IDEA StatiCa wymaga dalszego zbadania.

2 Obciążenie osiowe

Aby podejść do oceny tego połączenia metodą ręczną, należy opracować uproszczony model połączenia, na którym można przeprowadzić obliczenia ręczne. Przy ściskaniu osiowym każde połączenie montażowe na uchwyty można w rozsądny sposób uprościć do dwuwymiarowego modelu belkowego, jak pokazano na Rys. 4. W modelu wprowadzono przeguby w odległości „x" od lica słupa, aby model był statycznie wyznaczalny. 

Rys. 4 Uproszczony model połączenia montażowego na uchwyty dla obciążeń osiowych

Przy użyciu tego modelu można obliczyć wymaganą nośność każdego komponentu i przeprowadzić sprawdzenia normowe, zaczynając od spoin, materiału blachy uchwytu przylegającego do spoin oraz śrub. Zarówno spoiny, jak i grupy śrub są obciążone mimośrodowo. Nośność spoin można wyznaczyć jako funkcję x przy użyciu Tablicy 8-4 z AISC Manual (AISC 2017). Nośność materiału blachy uchwytu przylegającego do spoiny jest kontrolowana przez uplastycznienie na ścinanie i zginanie i można ją ocenić przy użyciu następującego równania interakcji opartego na Druckerze (1956).

 \[ \left ( \frac{V_u}{\phi V_n} \right ) ^4 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

gdzie V_u jest wymaganą nośnością na ścinanie blachy uchwytu, równą jednej czwartej siły ściskającej przyłożonej do górnego słupa; ϕV_n jest obliczeniową nośnością na ścinanie blachy uchwytu, równą 480 kips; M_u jest wymaganą nośnością na zginanie blachy uchwytu, równą V_ux; a ϕM_n jest obliczeniową nośnością na zginanie blachy uchwytu, równą 2 880 kip-in.

Nośność grupy śrub można wyznaczyć jako funkcję x przy użyciu Tablic 7-10 i 7-11 z AISC Manual (AISC 2017). Konieczna jest interpolacja między tymi tablicami, ponieważ śruby są rozmieszczone co 4 in. w kierunku poziomym. Należy zauważyć, że obliczeniowa nośność na ścinanie pojedynczej śruby w tym połączeniu wynosi 48,7 kips dla miarodajnego stanu granicznego zniszczenia śruby na ścinanie (docisk i wyrwanie nie są miarodajne dla tego połączenia). Maksymalne dopuszczalne obciążenie pionowe w każdym uchwycie dla poszczególnych stanów granicznych przedstawiono na Rys. 5.

Rys. 5 Obliczeniowa nośność dla wybranych stanów granicznych jako funkcja położenia przegubu

„Rzeczywiste" położenie przegubów jest nieznane i musi być przyjęte. Zgodnie z twierdzeniem dolnego ograniczenia analizy granicznej, jeśli można znaleźć rozkład sił wewnętrznych w połączeniu, który jest w równowadze z obciążeniem zewnętrznym i spełnia stany graniczne, to obciążenie zewnętrzne jest mniejsze lub co najwyżej równe obciążeniu, które spowodowałoby zniszczenie połączenia (Tamboli 2016). Dlatego każde przyjęte położenie przegubu da bezpieczny projekt. Najbardziej korzystne przyjęte położenie to około x = 5 in., gdzie nośność spoin i grupy śrub wynosi w przybliżeniu po 360 kips. Aby ukończyć projekt, należy ocenić inne stany graniczne dla tego obciążenia, w tym zniszczenie blachy uchwytu na ścinanie oraz stany graniczne związane z blachami łącznikowymi. Jednak te pozostałe stany graniczne nie są miarodajne, a zatem maksymalne dopuszczalne obciążenie ściskające przyłożone do słupa wynosi 4×360 kips = 1 440 kips.

Po sformułowaniu hipotezy dotyczącej zachowania i nośności połączenia pod obciążeniem osiowym, połączenie można przeanalizować w IDEA StatiCa w celu weryfikacji tej hipotezy. Maksymalne dopuszczalne osiowe obciążenie ściskające według IDEA StatiCa wynosi 1 324 kips. Wartość ta została wyznaczona iteracyjnie poprzez dostosowanie wartości przyłożonego obciążenia do takiej, którą program uznaje za bezpieczną, ale po zwiększeniu o niewielką wartość (np. 1 kip) program uznałby za niebezpieczną. Nośność spoin i śrub jest miarodajna, przy czym obie osiągają stopień wykorzystania 100% w IDEA StatiCa.

Zachowanie połączenia obserwowane w wynikach IDEA StatiCa jest zgodne z zachowaniem przyjętym w tradycyjnych obliczeniach. Wyniki odkształconego kształtu i odkształceń plastycznych (Rys. 6) pokazują zginanie w płaszczyźnie połączeń montażowych na uchwyty i grup spoin. Siły w śrubach (Rys. 7) pokazują zginanie w płaszczyźnie grup śrub. Nośność według IDEA StatiCa jest o 8% niższa niż oszacowana w tradycyjnych obliczeniach, co stanowi stosunkowo bliskie porównanie zgodne z wcześniejszymi badaniami mimośrodowo obciążonych grup śrub i spoin.

Rys. 6 Odkształcenia plastyczne przy przyłożonym ściskaniu 1324 kips (współczynnik skali odkształceń = 10)

Rys. 7 Siły w śrubach blachy łącznikowej przy przyłożonym ściskaniu 1324 kips

Bliska zgodność między tradycyjnymi obliczeniami a IDEA StatiCa daje pewność co do obu wyników. Jednak dalsze badanie wyników IDEA StatiCa może przynieść dodatkowe potwierdzenie. Można przeprowadzić analizę wyboczenia w celu potwierdzenia zasadności pominięcia geometrycznej nieliniowości (tj. efektów P-Δ). Współczynnik wyboczenia dla tego połączenia przy maksymalnym dopuszczalnym osiowym obciążeniu ściskającym wynosi 19,56. Współczynnik wyboczenia jest stosunkiem obciążenia, przy którym następuje wyboczenie sprężyste, do obciążenia przyłożonego; tak wysoka wartość wskazuje, że geometryczna nieliniowość jest pomijalnie mała. Stwierdzono, że maksymalne dopuszczalne przyłożone obciążenie rozciągające jest niemal równe obciążeniu ściskającemu, co potwierdza symetryczne zachowanie, jakiego należy oczekiwać na podstawie modelu zastosowanego w tradycyjnych obliczeniach.

3 Momenty gnące

Gdy górny element jest poddany działaniu momentów gnących, oczekuje się, że zachowanie i nośność każdego indywidualnego połączenia montażowego na uchwyty są podobne do przypadku obciążenia osiowego. W związku z tym, w tradycyjnych obliczeniach, nośność na zginanie względem osi z elementu można obliczyć jako dwukrotność nośności osiowej pojedynczego połączenia montażowego na uchwyty pomnożoną przez ramię między parami uchwytów (tj. 2×360 kips×29 in. = 20 880 kip-in.). Analogicznie, nośność na zginanie względem osi y elementu można obliczyć jako dwukrotność nośności osiowej pojedynczego połączenia montażowego na uchwyty pomnożoną przez ramię między przyjętymi położeniami przegubów (tj. 2×360 kips×39 in. = 28 080 kip-in.).

Korzystając z wyników IDEA StatiCa dla ściskania osiowego, nośność na zginanie względem osi z wynosi 2×(1 324 kips/4)×29 in. = 19 200 kip-in., a nośność na zginanie względem osi y wynosi 2×(1 324 kips/4)×39 in. = 25 800 kip-in. Maksymalne dopuszczalne przyłożone momenty gnące według IDEA StatiCa wynoszą odpowiednio 18 810 kip-in. i 25 065 kip-in. dla zginania względem osi z i osi y. Wartości te zostały wyznaczone iteracyjnie, jak opisano wcześniej. Ponownie obserwuje się bliską zgodność między tradycyjnymi obliczeniami a wynikami IDEA StatiCa, co wskazuje, że przyjęte zachowanie jest prawidłowe.

Aby dalej zbadać i potwierdzić przyjętą zależność między obciążeniem osiowym a momentem gnącym, nośność interakcyjna jest oceniana przy użyciu IDEA StatiCa. Na podstawie przyjętego zachowania interakcja powinna być liniowa, przy czym każdy przyrost obciążenia osiowego zmniejsza nośność na zginanie o stałą wartość. Nośność interakcyjna według IDEA StatiCa przedstawiona jest na Rys. 8. Zgodnie z oczekiwaniami, zależność interakcyjna między obciążeniem osiowym a zginaniem względem osi z jest liniowa. Zależność interakcyjna między obciążeniem osiowym a zginaniem względem osi y jest niemal liniowa. Niewielkie odchylenie od liniowości w interakcji dla zginania względem osi y mogłoby być dalej badane, jednak pewne różnice między uproszczonym przyjętym zachowaniem a wynikami IDEA StatiCa należy uznać za oczekiwane.

Rys. 8 Interakcja ściskania osiowego i momentu gnącego

4 Ścinanie wzdłuż osi z

Ocena połączenia poddanego ścinaniu wzdłuż osi z wymaga innego uproszczonego modelu zachowania. Do tej oceny zostanie użyty dwuwymiarowy model belkowy pokazany na Rys. 9. Na połowie wysokości blach łącznikowych wprowadzono przegub, reprezentujący punkt zerowego momentu.

Rys. 9 Uproszczony model połączenia montażowego na uchwyty dla ścinania wzdłuż osi z

Podobnie jak poprzednio, przy ocenie obciążeń osiowych, najpierw zostaną ocenione spoiny, materiał blachy uchwytu przylegający do spoin oraz grupy śrub. Spoiny można ocenić przy użyciu Tablicy 8-5 z AISC Manual (2017). Używając interpolowanej wartości C, maksymalna siła ścinająca dla pojedynczego połączenia montażowego na uchwyty wynosi 218 kips. 

Nośność materiału blachy uchwytu przylegającego do spoin jest kontrolowana przez uplastycznienie osiowe i na zginanie i można ją ocenić przy użyciu następującego równania interakcji opartego na plastycznym rozkładzie naprężeń.

\[ \left ( \frac{P_u}{\phi P_n} \right ) ^2 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

gdzie P_u jest wymaganą nośnością osiową blachy uchwytu, równą jednej czwartej siły ścinającej przyłożonej do górnego słupa; ϕP_n jest obliczeniową nośnością osiową blachy uchwytu, równą 720 kips; M_u jest wymaganą nośnością na zginanie blachy uchwytu, równą P_u×(10 in.); a ϕM_n jest obliczeniową nośnością na zginanie blachy uchwytu, równą 2 880 kip-in. Obliczenie równania interakcji dla nośności spoiny (tj. P_u = 218 kips) daje wartość mniejszą od 1, co wskazuje, że nośność materiału blachy uchwytu przylegającego do spoin nie jest miarodajna.

Nośność grupy śrub można wyznaczyć przy użyciu Tablicy 7-11 z AISC Manual. Używając interpolowanej wartości C, maksymalna siła ścinająca dla pojedynczego połączenia montażowego na uchwyty wynosi 186 kips, co jest wartością miarodajną spośród dotychczas ocenianych stanów granicznych. Aby ukończyć projekt, należy ocenić inne stany graniczne dla tego obciążenia, w tym zniszczenie blachy uchwytu na rozciąganie oraz stany graniczne związane z blachami łącznikowymi. Stwierdzono, że te stany graniczne nie są miarodajne, a zatem maksymalna dopuszczalna przyłożona siła ścinająca wzdłuż osi z słupa wynosi 4×186 kips = 744 kips. 

Maksymalna dopuszczalna przyłożona siła ścinająca wzdłuż osi z według IDEA StatiCa wynosi 694 kips. Wartość ta została wyznaczona iteracyjnie, jak opisano wcześniej. Należy zauważyć, że ścinanie zostało przyłożone w taki sposób, aby punkt zerowego momentu znajdował się między górnym a dolnym słupem. Nośność śrub była miarodajna w IDEA StatiCa.

Podobnie jak poprzednio, zachowanie połączenia obserwowane w wynikach IDEA StatiCa jest zgodne z zachowaniem przyjętym w tradycyjnych obliczeniach. Odkształcony kształt, wyniki odkształceń plastycznych i siły w śrubach (Rys. 10 i Rys. 11) pokazują zginanie w płaszczyźnie połączeń montażowych na uchwyty, grup spoin i grup śrub, co jest zgodne z uproszczonym modelem zachowania (Rys. 9). Nośność według IDEA StatiCa jest o 7% niższa niż oszacowana w tradycyjnych obliczeniach. Wyniki te potwierdzają hipotezę sformułowaną na podstawie tradycyjnych obliczeń.

Rys. 10 Odkształcenia plastyczne przy przyłożonej sile ścinającej 694 kips wzdłuż osi z (współczynnik skali odkształceń = 10)

Rys. 11 Siły w śrubach blachy łącznikowej przy przyłożonej sile ścinającej 694 kips wzdłuż osi z

5 Ścinanie wzdłuż osi y

Ocena połączenia poddanego ścinaniu wzdłuż osi y wymaga jeszcze innego uproszczonego modelu zachowania. Model ten jest jednak mniej prosty niż poprzednie. Do tej oceny zostanie użyty model belkowy pokazany na Rys. 9, ale z obciążeniem przyłożonym prostopadle do połączenia na uchwyty, co powoduje moment pozapłaszczyznowy, ścinanie pozapłaszczyznowe i skręcanie w blasze uchwytu. Norma AISC Specification (2016) zawiera niewiele postanowień dotyczących tego złożonego przypadku obciążenia. Aby uzyskać pewne rozeznanie co do nośności połączenia, zostaną wykorzystane zalecenia opracowane przez Dowswella (2019). Dowswell przedstawia następujące równanie interakcji.

\[ \left ( \frac{T_u}{\phi T_n} \right ) ^2 + \left ( \frac{V_u}{\phi V_n} \right ) ^4 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

gdzie T_u, V_u i M_u są wymaganymi nośnościami na skręcanie, ścinanie i zginanie, a ϕT_n, ϕV_n, ϕM_n są obliczeniowymi nośnościami na skręcanie, ścinanie i zginanie. Na podstawie modelu przedstawionego na Rys. 9 i przy założeniu braku momentu w obu kierunkach w przegubie, V_u jest równe jednej czwartej siły ścinającej przyłożonej do górnego słupa, T_u = V_u×(10 in.) i M_u = V_u×(8 in.). Przyjmując ϕ = 0,9, ϕT_n można obliczyć przy użyciu równań zalecanych przez Dowswella jako

\[ \phi T_n = \phi \left ( \frac{ 0.6 F_y d t^2}{2} \right ) \left ( 1+ \frac{d}{2.4 L} \right ) \]

gdzie F_y jest granicą plastyczności blachy uchwytu (50 ksi), d jest wysokością blachy uchwytu (16 in.), t jest grubością blachy uchwytu (1 in.), a L jest długością blachy uchwytu (8 in. zgodnie z modelem przedstawionym na Rys. 9). Używając tych wartości, ϕT_n = 396 kip-in. Korzystając ze standardowych równań z normy AISC Specification (2016), ϕV_n = 480 kips i ϕM_n = 180 kip-in. Przy tych obliczeniowych nośnościach, maksymalna wartość V_u = 17,9 kips. Przyjmując, że miarodajne jest uplastycznienie blachy uchwytu, maksymalna dopuszczalna przyłożona siła ścinająca wzdłuż osi z słupa wynosi 4×17,9 kips = 71,6 kips.

Nośność ta jest częścią hipotezy, która zostanie zweryfikowana przy użyciu wyników IDEA StatiCa. Jednak inżynier konstruktor powinien mieć mniejsze zaufanie do tej oczekiwanej nośności niż do nośności dla pozostałych przypadków obciążenia. Oceniono mniej potencjalnie miarodajnych stanów granicznych, zachowanie pozapłaszczyznowe połączenia montażowego na uchwyty prawdopodobnie nie jest dobrze przybliżone przez Rys. 9, a przy obliczaniu nośności blachy uchwytu przyjęto szereg założeń. Niemniej jednak pomocne jest wcześniejsze sformułowanie hipotezy. Ponadto hipoteza obejmuje więcej niż tylko wynik nośności. Oczekiwane zachowanie — że blacha uchwytu będzie miarodajna i że będzie poddana kombinacji skręcania, ścinania pozapłaszczyznowego i momentu gnącego pozapłaszczyznowego — jest również częścią hipotezy. Choć jawne modelowanie sztywności i nośności każdego komponentu pozwoli przezwyciężyć niepewności tradycyjnych obliczeń i da inny wynik nośności, ogólne zachowanie powinno być spójne. 

Maksymalna dopuszczalna przyłożona siła ścinająca wzdłuż osi y według IDEA StatiCa wynosi 249 kips. Wartość ta została wyznaczona iteracyjnie, jak opisano wcześniej. Należy zauważyć, że ścinanie zostało przyłożone w taki sposób, aby punkt zerowego momentu znajdował się między górnym a dolnym słupem. Nośność według IDEA StatiCa jest znacznie większa niż oszacowana w tradycyjnych obliczeniach. Analiza odkształconego kształtu połączenia (Rys. 12) ujawnia przyczynę tej różnicy. Blachy łącznikowe są stosunkowo sztywne, co oznacza, że większość skręcenia i zginania pozapłaszczyznowego blach uchwytów zachodzi na znacznie krótszej długości niż przyjęto w uproszczonym modelu belkowym połączenia (Rys. 9). Niemniej jednak nośność połączenia jest kontrolowana przez odkształcenia plastyczne w blasze uchwytu, a rodzaje oddziaływań na uchwyt są zgodne z przyjętym zachowaniem.

Ponowne obliczenie nośności blachy uchwytu metodą tradycyjną przy użyciu długości L = 2 in. zamiast L = 8 in. daje maksymalną dopuszczalną przyłożoną siłę ścinającą wzdłuż osi z słupa równą 227 kips, co jest bliższe wynikom IDEA StatiCa. Jednak trudno byłoby dojść do tej wartości, a tym bardziej być w niej pewnym, a priori.

Rys. 12 Odkształcenia plastyczne przy przyłożonej sile ścinającej 249 kips wzdłuż osi y (współczynnik skali odkształceń = 10)

6 Skręcanie

Oczekuje się, że przyłożenie skręcania do górnego słupa powoduje oddziaływania na każde indywidualne połączenie montażowe na uchwyty podobne do tych, których doświadczają, gdy górny słup jest poddany ścinaniu wzdłuż osi y. Zatem, podobnie jak nośność na zginanie połączenia, nośność na skręcanie można oszacować na podstawie nośności poszczególnych uchwytów i geometrii przekroju. Na przykład nośność na skręcanie można oszacować jako 4-krotność nośności każdego uchwytu pomnożoną przez odległość od środka ciężkości słupa do każdego uchwytu. Może to być jednak zbyt uproszczone przybliżenie. Uchwyty znajdują się w pobliżu narożników słupa, a nie na środku ścianek, dlatego skręcenie słupa będzie powodować w uchwycie oddziaływania w płaszczyźnie, oprócz oddziaływań pozapłaszczyznowych. Ponadto nie jest jasne, w którym miejscu uchwytu należy mierzyć każde ramię. Prawdopodobnie nie jest możliwe uzyskanie dokładnego i pewnego wyniku nośności na skręcanie tego połączenia bez lepszego zrozumienia i scharakteryzowania jego zachowania na podstawie bardziej szczegółowej analizy.

Maksymalne dopuszczalne przyłożone skręcanie według IDEA StatiCa wynosi 9 045 kip-in. Wartość ta została wyznaczona iteracyjnie, jak opisano wcześniej. Stopień wykorzystania spoin kontroluje nośność. Jak widać na Rys. 13, odkształcony kształt każdego połączenia montażowego na uchwyty jest podobny do przypadku, gdy słup jest poddany ścinaniu wzdłuż osi y (Rys. 12). Istnieją jednak różnice w zachowaniu, a najbardziej zauważalną jest to, że w przypadku skręcania miarodajny jest stopień wykorzystania spoin, podczas gdy w przypadku obciążenia ścinaniem miarodajny jest stan graniczny odkształceń plastycznych w blasze uchwytu. Choć dla tego przypadku obciążenia można przeprowadzić mniej porównań, porównania z innymi przypadkami obciążenia wykazały, że model jest dobrze zdefiniowany i zdolny do dostarczania wyników zgodnych z metodami tradycyjnymi.

Rys. 13 Odkształcenia plastyczne przy przyłożonym skręcaniu 9 045 kip-in. (współczynnik skali odkształceń = 10)

7 Podsumowanie

Projektowanie lub ocena połączeń konstrukcyjnych wymaga dobrego osądu inżynierskiego. Dobry osąd inżynierski wymaga zrozumienia, jak połączenie będzie się zachowywać. Rozwijanie tego zrozumienia jest częścią procesu oceny nowych połączeń, dla których nie istnieją ustalone procedury projektowania. W wielu przypadkach logiczne rozumowanie może być wykorzystane do opracowania uproszczonych modeli zachowania, na których można oprzeć tradycyjne obliczenia. Istnieją jednak ograniczenia tego podejścia. Bardziej zaawansowane narzędzia, takie jak CBFEM, nie podlegają tym samym ograniczeniom i mogą być używane do lepszego zrozumienia, a następnie projektowania szerokiego zakresu typów połączeń. Należy jednak zachować ostrożność przy definiowaniu modelu i przeprowadzaniu analizy, aby zapewnić, że wyniki są miarodajne. Porównania z uproszczonymi modelami zachowania i tradycyjnymi obliczeniami, takie jak przedstawione w niniejszym opracowaniu, mogą pomóc potwierdzić, że model jest dobrze zdefiniowany, a analiza została przeprowadzona prawidłowo.

8 Literatura

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

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

Dowswell, B. (2019). "Torsion of Rectangular Connection Elements." Engineering Journal, AISC, 56(2), 63–87.

Drucker, D. C. (1956). "The Effect of Shear on the Plastic Bending of Beams." Journal of Applied Mechanics, 23(4), 509–514.

Tamboli, A. (2016). Handbook of Structural Steel Connection Design and Details, Third Edition. McGraw Hill, New York, NY.