Bu doğrulama örneği, Ohio State University ve IDEA StatiCa arasındaki ortak bir proje kapsamında hazırlanmıştır. Yazarlar aşağıda listelenmiştir:

• Baris Kasapoglu, Doktora öğrencisi
• Ali Nassiri, Ph.D.
• Halil Sezen, Ph.D.

3.1. Giriş

Bu doğrulama çalışmasında ele alınan üçüncü ön nitelikli birleşim, kaynaklı takviyesiz başlık-kaynaklı gövde (WUF-W) moment birleşimidir. Bu bölümde, önceki bölümlere benzer şekilde, literatürden deneysel olarak incelenmiş altı çelik birleşim seçilmiş ve IDEA StatiCa ile AISC tasarım prosedürü kullanılarak elde edilen eğilme momenti dayanımları karşılaştırılmıştır. Ayrıca, temel model olarak seçilen numunelerden biri için IDEA StatiCa ile ABAQUS arasında moment-dönme karşılaştırması yapılmıştır.

3.2 Deneysel Çalışma

Ricles ve diğerleri (2000), Lehigh Üniversitesi'nde sünek kaynaklı takviyesiz başlık birleşimlerinin sismik performansını araştırmak amacıyla bir dizi deney gerçekleştirmiştir. Bu amaçla, altı dış ve beş iç tam ölçekli birleşim tekrarlı yüklemeye tabi tutulmuştur. Test edilen numunelerin hiçbirinin kaynak ve geometrik detayları, en güncel AISC 358 (2016) gerekliliklerini tam olarak karşılamasa da, bu deneysel çalışma aşağıdaki nedenlerle doğrulama çalışmasında incelenmek üzere seçilmiştir:

• ABD'de, AISC 358 (2016)'da belirtilen tüm gereklilikleri karşılayan numunelerle WUF-W için yapılmış herhangi bir deneysel araştırma bulunmamaktadır
• AISC 358 (2016)'daki WUF-W moment birleşimlerinin ön nitelendirme gerekliliklerinin temelini oluşturan deneysel çalışmalardan biri olması
• Bu deneysel araştırma, 1994 Northridge depremi sonrasında bazı birleşimlerde gözlemlenen yetersiz performansın ardından çelik birleşim tasarımını ve performansını iyileştirmek amacıyla uygulanan SAC araştırma programı kapsamında, WUF-W moment birleşimlerinin geliştirilmiş detaylarını değerlendirmek üzere Federal Acil Durum Yönetim Ajansı (FEMA) finansmanıyla SAC Ortak Girişimi tarafından desteklenmiştir.

İç birleşimler için deney düzeneği Şekil 3.1'de gösterilmektedir. Kiriş mesnetleri ile kolon eksen merkezi arasındaki uzunluk 177 inç (4,50 m), aktüatörden kolonun alt mesnetine kadar olan uzunluk ise 156 inç (3,96 m) olarak belirlenmiştir. Test edilen 11 birleşimden altısı bu doğrulama çalışmasında ele alınmak üzere seçilmiştir. Seçilen altı birleşimin geometrik ve malzeme özellikleri Tablo 3.1 ve 3.2'de sunulmakta; numunelerin konfigürasyonları ise Şekil 3.2 ile 3.4 arasında gösterilmektedir.

Tablo 3.1: WUF-W numunelerinin özellikleri

Şekil 3.1: Deney düzeneği (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.2: Sol) Temel model T1'in konfigürasyonu; Sağ) T5 numunesinin konfigürasyonu (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.3: Sol) C1 numunesinin konfigürasyonu; Sağ) C2 numunesinin konfigürasyonu (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.4: Sol) C3 numunesinin konfigürasyonu; Sağ) C4 numunesinin konfigürasyonu (Ricles ve diğerleri, 2000)

Tablo 3.2: WUF-W numunelerinin ölçülen malzeme özellikleri (Ricles ve diğerleri, 2000)

Temel model (T1 numunesi) ve T5 numunesi dış birleşimler iken, diğerleri aynı kolonun her iki yatay tarafına bağlı özdeş kirişler ve birleşimlerden oluşan iç birleşimlerdir (bkz. Şekil 3.1). Özdeş birleşimler test sırasında neredeyse aynı performansı gösterdiğinden, bu çalışmada ele alınan her bir iç numune (C1, C2, C3 ve C4 numuneleri) için yalnızca test sonrası fotoğraflardan biri ve moment-dönme ilişkileri aşağıda paylaşılmıştır.

Temel modelin kiriş gövdesi, kolon başlığına oluk kaynağı ile birleştirilmiş ve kayma tablasının kenarları boyunca sürekli takviye kaynağı uygulanmıştır. Kayma tablası ile kolon başlığı arasındaki oluk kaynağının %2 ötelenme döngüleri sırasında çatladığı ve kiriş başlıklarının Şekil 3.5'te gösterildiği gibi %4 ötelenme döngüleri sırasında çatladığı rapor edilmiştir. T5 numunesi, temel modelden farklı olarak bir dublör plaka, kayma tablası ile kiriş gövdesi arasında kısmi kaynak, kayma tablası ile kolon başlığı arasında daha büyük köşe kaynak boyutu ve süreklilik plakası olmaksızın tasarlanmıştır. Sünek kırılmanın %6 döngüleri sırasında kiriş başlığında meydana geldiği rapor edilmiştir (bkz. Şekil 6).

Şekil 3.5: Sol) Test sonrası temel model (T1); Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.6: Sol) Test sonrası T5 numunesi; Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

C1 numunesi, bu çalışmada ele alınan dört iç birleşimden biriydi. T5 numunesine kıyasla daha büyük kolon kesitine ve daha kalın dublör plakaya sahipti. Batı kirişi üst başlığında %5 ötelenmenin birinci döngüsünde, doğu kirişi üst başlığında ise %5 ötelenmenin ikinci döngüsünde sünek kırılma gözlemlenmiş olup bu durum Şekil 3.7'de gösterilmektedir. C2 numunesi, C1 numunesinden farklı olarak süreklilik plakası ile daha ince dublör plaka kullanılarak tasarlanmıştır. Deneysel sonuçlar, C2 numunesinin Şekil 3.8'de gösterildiği gibi her iki kiriş başlığındaki sünek kırılma nedeniyle %6 ötelenme döngüleri sırasında göçtüğünü ortaya koymuştur.

C3 numunesi, ilk dört numuneye kıyasla daha derin ve daha ince bir kolondan oluşmaktaydı. Test raporunda, batı kirişi başlığının sünek kırılmasının Şekil 3.9'da gösterildiği gibi %5,5 kat ötelemesinin birinci döngüsü sırasında gözlemlendiği belirtilmiştir. C4 numunesi, C3 numunesinin konfigürasyonuna ek olarak daha kalın dublör ve süreklilik plakalarına sahipti. Deney sırasında, %6 ötelenme döngüsünün sonunda sünek kırılma meydana gelmiştir (Şekil 3.10).

Şekil 3.7: Sol) Test sonrası C1 numunesi; Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.8: Sol) Test sonrası C2 numunesi; Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.9: Sol) Test sonrası C3 numunesi; Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

Şekil 3.10: Sol) Test sonrası C4 numunesi; Sağ) moment-toplam plastik dönme ilişkisi (Ricles ve diğerleri, 2000)

3.3 Yönetmelik Tasarım Hesapları

WUF-W birleşimleri için AISC 358 (2016)'ın 8.7. Bölümünde belirtilen prosedür izlenmiş ve altı numune için aşağıdaki kontroller gerçekleştirilmiştir.

• Kiriş geometrik sınırlamalarının kontrolü                                         (AISC 358 Sec. 8.3.1)
• Kolon geometrik sınırlamalarının kontrolü                                      (AISC 358 Sec. 8.3.2)
• Kiriş tasarım kesme dayanımının kontrolü                                         (AISC 358, Sec. 8.7)
• Eğilme dayanımının kontrolü                                                           (AISC 360, Eq. F2-1)
• Süreklilik plakası gerekliliklerinin kontrolü                                     (AISC 341, Sec.E3.6f.2)
• Kolon-kiriş dayanım ilişkisinin kontrolü                                 (AISC 358 Section 8.4)
• Kiriş başlığından kolon başlığına kaynak kontrolü                           (AISC 358 Section 8.5)
• Kaynak erişim deliği geometrisinin kontrolü                                          (AWS D1.8/D1.8M)
• Kiriş gövdesinden kolona birleşim kontrolü                                (AISC 358 Section 8.6)

Altı numunenin AISC 358 (2016) tasarım kontrolleri özeti Tablo 3.3'te sunulmaktadır. Tasarım hesaplarının ve kontrollerin ayrıntıları Ek E ve F'de verilmektedir. 

Tablo 3.3: Numuneler için AISC 358 (2016) tasarım kontrolleri

AISC 358 (2016)'ın 8.7. Bölümüne uygun olarak plastik mafsalın kolon yüzünde oluştuğu kabul edilmektedir. Plastik mafsal konumundaki kirişin moment dayanımı \(M_{by@ph}\), Denklem 3.1 kullanılarak hesaplanabilir.

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

burada \(F_{yb}\) kirişin akma gerilmesi, \(Z_{bx}\) ise kirişin plastik kesit modülüdür. Numunelerin plastik moment kapasiteleri hesaplanmış ve Tablo 3.4'te sunulmuştur.

Tablo 3.4: AISC tasarım prosedürü izlenerek hesaplanan numunelerin plastik moment kapasiteleri

3.4 IDEA StatiCa Analizi

Seçilen altı numune, deneylerin davranışını simüle etmek amacıyla IDEA StatiCa'da modellenmiştir. Moment kapasiteleri ve göçme modları, gerilme-gerinim analiz türü (EPS) kullanılarak belirlenmiştir. Ricles ve diğerleri (2000)'de verilen ölçülen malzeme özellikleri (bkz. Tablo 3.2) yazılıma tanıtılmış ve direnç katsayıları 1,0 olarak ayarlanmıştır. IDEA StatiCa'daki birleşim rijitliği analiz türü (ST) kullanılarak temel model için moment-dönme ilişkisi hesaplanmıştır.

3.4.1 Temel Modelin Analizi

Temel model için IDEA StatiCa modeli geliştirilmiştir. Ölçülen malzeme özellikleri tanıtılmış ve aşırı dayanım katsayıları \(R_{y}\) ile \(R_{t}\), 1,0'a eşit olarak ayarlanmıştır (bkz. Şekil 3.11). Ayrıca, birleşimlerin hesaplanan gerçek davranışını laboratuvar deneyi sırasında ölçülen değerlerle karşılaştırmak amacıyla tüm LRFD direnç katsayıları 1,0 olarak ayarlanmıştır (Ricles ve diğerleri, 2000). Kolon eksen merkezindeki yükleri elde etmek için SAP2000'de deney düzeneğindeki kolon ve kiriş uzunlukları kullanılarak bir kiriş-kolon çerçeve modeli geliştirilmiştir. Kolonun altında mafsallı mesnet, kirişin ucunda ise hareketli mesnet kullanılmıştır.

Temel modelin moment kapasitesini hesaplamak için, aşağıdakilerden herhangi biri sağlanana kadar IDEA StatiCa modelinde "denge halindeki yükler" seçeneğiyle gerilme-gerinim analizi (EPS) kullanılarak artımsal yükleme uygulanmıştır:

1. Plakalarda %5 plastik gerinim
2. Cıvatalarda %100 dayanım kapasitesi
3. Kaynaklarda %100 dayanım kapasitesi

Kayma tablası ile kolon başlığı arasındaki kaynak, kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment değerleri sırasıyla 167,70 kips ve 29.700 kips-inç olduğunda dayanım kapasitesine ulaşmıştır (Şekil 3.11). "ST" analizi kullanılarak moment-dönme ilişkisi elde edilmiş ve Şekil 3.12'de gösterilmiştir.

Şekil 3.11: Temel model için IDEA StatiCa modeli

Şekil 3.12: Temel model için moment-dönme ilişkisi

3.4.2 Varyasyon Numunelerinin Analizi

T5 numunesi için temel modelde açıklanan prosedür izlenerek IDEA StatiCa analizi gerçekleştirilmiştir. Kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment sırasıyla 205,70 kips ve 36.420  kips-inç olduğunda kiriş gövdesinin %5 plastik gerinime ulaştığı gözlemlenmiştir (Şekil 3.13).

Şekil 3.13: T5 Numunesi için IDEA StatiCa modeli

C1 numunesi aynı prosedür izlenerek IDEA StatiCa'da modellenmiş ve analiz edilmiştir. Kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment sırasıyla 212,60 kips ve 37.650  kips-inç olduğunda kiriş gövdesinin %5 plastik gerinime ulaştığı gözlemlenmiştir (Şekil 3.14).

Şekil 3.14: C1 Numunesi için IDEA StatiCa modeli

Bu bölümde açıklanan aynı prosedür izlenerek C2 numunesi için IDEA StatiCa analizi gerçekleştirilmiştir. Kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment sırasıyla 212,60 kips ve 37.650 kips-inç olduğunda kiriş gövdesinin %5 plastik gerinime ulaştığı gözlemlenmiştir (Şekil 3.15).

Şekil 3.15: C2 Numunesi için IDEA StatiCa modeli

Aynı prosedür izlenerek C3 numunesi için IDEA StatiCa analizi gerçekleştirilmiştir. Kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment sırasıyla 213,20 kips ve 37.750 kips-inç olduğunda kiriş gövdesinin %5 plastik gerinime ulaştığı gözlemlenmiştir (Şekil 3.16).

Şekil 3.16: C3 Numunesi için IDEA StatiCa modeli

Aynı prosedür izlenerek C4 numunesi için IDEA StatiCa analizi gerçekleştirilmiştir. Kesme kuvveti ve buna karşılık gelen moment sırasıyla 213,60 kips ve 37.820 kips-inç olduğunda kiriş gövdesinin %5 plastik gerinime ulaştığı gözlemlenmiştir (Şekil 3.17).

Şekil 3.17: C4 Numunesi için IDEA StatiCa modeli

Altı numune IDEA StatiCa kullanılarak analiz edilmiş ve test koşulları temsil edilerek kolon eksen merkezindeki moment kapasiteleri hesaplanmıştır. Moment kapasitelerini AISC 358 prosedürü izlenerek hesaplananlarla karşılaştırmak amacıyla, kolon yüzündeki moment kapasiteleri Denklem 3.6 kullanılarak hesaplanmış ve Tablo 3.5'te sunulmuştur.

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

burada \(M_{y@foc}\) kolon yüzündeki moment kapasitesi, \(M_{y@cc}\) kolon eksen merkezindeki moment kapasitesi, \(V\) kesme kuvveti ve \(d_{c}\) kolon derinliğidir.

Tablo 3.5: IDEA StatiCa tarafından hesaplanan moment kapasitesi

3.5. ABAQUS Analizi

Bu bölümde, Bölüm 3.4.1'de geliştirilen temel model, sonlu eleman analizi için ABAQUS yazılımı (sürüm 2022) kullanılarak yeniden oluşturulmuş ve sonuçlar IDEA StatiCa ile karşılaştırılmıştır. Sonlu eleman analizi için CAD modeli, IDEA StatiCa'nın görüntüleyici platformu kullanılarak oluşturulmuştur. İki cıvata ve 5 kaynak hattı (kayma tablası-kiriş gövdesi ile kayma tablası-kolon başlığı arasındaki) daha sonra ABAQUS'taki CAD arayüzü kullanılarak montaja manuel olarak eklenmiştir. Şekil 3.18'de gösterildiği gibi, 182,2 kips'lik düşey yük ve buna karşılık gelen 32.270 kips-inç'lik moment (Y ekseni etrafında), kolon eksen merkezinde tanımlanmış bir referans noktasına (RF₁) uygulanmıştır. IDEA StatiCa'daki kolonun analitik uzunluğu 215,45 inçtir. Bu nedenle, ABAQUS'ta aynı kolon uzunluğunu taklit etmek amacıyla, her iki yönde Z ekseni boyunca kolon merkezinden 107,725 inç uzakta iki ek referans noktası (RF₂ ve RF₃) tanımlanmıştır (bkz. Şekil 3.18). Bu iki referans noktası tüm yönlerde sabitlenmiş ve ABAQUS'taki bağlantı oluşturucu modülü kullanılarak kolonun üst ve alt yüzeylerine bağlanmıştır. ABAQUS'ta, mesh duyarlılık analizi sonrasında eleman boyutu 0,1–0,25 inç arasında seçilmiş ve toplam 240.417 eleman oluşturulmuştur. Eleman türü olarak 3B gerilme, 8 düğümlü doğrusal tuğla azaltılmış integrasyon (C3D8R) seçilmiştir.

Şekil 3.18: ABAQUS'ta model kurulumu

Kaynak hatları ile bağlanan parçalar arasında bağ kısıtı uygulanmıştır. Malzeme davranışı, ABAQUS'ta iki doğrulu plastisite kullanılarak modellenmiştir. Yoğunluk, elastisite modülü ve Poisson oranı dahil diğer parametreler IDEA StatiCa malzeme kütüphanesinden alınmıştır. Sayısal simülasyon dört işlemci (Intel Xenon (R) CPU E5-2698 v4 @ 2,20GHz) üzerinde gerçekleştirilmiş ve tamamlanması yaklaşık 155 dakika sürmüştür. Şekil 3.19, IDEA StatiCa ile ABAQUS arasında tahmin edilen von-Mises gerilmesini karşılaştırmaktadır.

Şekil 3.19: IDEA StatiCa ve ABAQUS modelleri arasında hesaplanan von Mises gerilmesinin karşılaştırması

IDEA StatiCa'da tahmin edilen maksimum gerilme, kiriş üst başlığında 55,90 ksi iken (IDEA StatiCa göstergesinin tasarım verilerini gösterdiğine dikkat ediniz), ABAQUS modeli aynı konumda 56,5 ksi maksimum gerilme göstermektedir. ABAQUS göstergesindeki 57 ksi'lik maksimum gerilme, kayma tablasını kolona bağlayan ön uzun kaynak hattına aittir. Gerilme dağılımındaki küçük farklılık, büyük olasılıkla ABAQUS'ta kolon uzunluğunun dikkate alınma biçimi ve sınır koşullarının uygulanma yöntemi, sonlu eleman analizinde daha ince mesh kullanımı ve IDEA StatiCa'daki basitleştirilmiş CAD modelinden kaynaklanmaktadır. Yazarların IDEA StatiCa modeli için de rutin bir mesh duyarlılık analizi gerçekleştirdiğini ve sonuçlarda bazı tutarsızlıklar gözlemlendiğini belirtmek gerekir.

Şekil 3.20: IDEA StatiCa ve ABAQUS modelleri arasında hesaplanan plastik gerinimlerin karşılaştırması

IDEA StatiCa ve ABAQUS'ta hesaplanan maksimum plastik gerinim sırasıyla %10,8 ve %11 olmuştur (her ikisi de kayma tablasını kolona bağlayan ön kaynak hattında). Ayrıca, IDEA StatiCa tarafından tahmin edilen plastik deformasyon bölgesi, ABAQUS'ta hesaplanan akma haritasıyla tutarlılık göstermiştir (Şekil 3.20'deki alt satır). Şekil 3.21, kolon eksen merkezine göre iki yazılım arasındaki moment-dönme eğrisinin karşılaştırmasını göstermektedir. Şekil 3.21'de, IDEA StatiCa tarafından elde edilen toplam dönmeyi (kesik turuncu çizgiyle gösterilen) elde etmek için, kolon eksen merkezindeki doğrusal kiriş dönmesi SAP2000 kullanılarak hesaplanmış ve ardından IDEA StatiCa tarafından raporlanan varsayılan plastik dönme eğrisine (düz turuncu çizgiyle gösterilen) eklenmiştir. Her iki model de karşılaştırılabilir başlangıç rijitliği tahminleri sunmaktadır. Küçük tutarsızlık, eleman türlerindeki farklılıkla (ABAQUS'ta katı eleman ile IDEA StatiCa'da kabuk eleman) ve ABAQUS'ta kaynakları temsil etmek için bağ kısıtı kullanılmasıyla ilişkilendirilebilir.

Şekil 3.21: IDEA StatiCa ve ABAQUS arasında moment-dönme karşılaştırması

3.6 Sonuçların Özeti ve Karşılaştırması

Deneysel gözlemler, temel modelin kiriş gövdesi ile kolon başlığı arasındaki kaynak bölgesinde meydana gelen kırılma nedeniyle göçtüğünü göstermektedir. Benzer şekilde, IDEA StatiCa analizi de kayma tablası ile kolon başlığı arasındaki kaynağın göçtüğünü ortaya koymuştur. Ayrıca AISC tasarım kontrolleri, bu kaynağın AISC 358 (2016)'ın 8.6. Bölümünde belirtilen kiriş gövdesinden kolona birleşim sınırlamalarını karşılamadığını göstermiştir (bkz. Tablo 3.3). Deney sırasında ölçülen ve temel model için IDEA StatiCa analizi kullanılarak hesaplanan moment-plastik dönme ilişkileri Şekil 3.22'de karşılaştırılmaktadır. Moment-dönme karşılaştırması kolon eksen merkezinde gerçekleştirildiğinden, AISC prosedürü izlenerek kolon yüzünde hesaplanan moment kapasitesi Denklem 3.6 kullanılarak kolon eksen merkezine aktarılmış ve IDEA StatiCa gerilme-gerinim analizi kullanılarak hesaplananla aynı grafikte gösterilmiştir (Şekil 3.5).

Şekil 3.22: Moment-dönme karşılaştırması

Varyasyon numunelerine ilişkin olarak (bkz. Bölüm 3.2), deneysel çalışmada (Ricles ve diğerleri, 2000) numunelerin kiriş başlıklarında şiddetli yerel burkulma ve kırılma nedeniyle göçtüğü gözlemlenmiştir (Şekil 3.6 ile 3.10 arasında). Benzer şekilde, IDEA StatiCa analizi de T5, C1, C2, C3 ve C4 numunelerinin %5 plastik gerinim sınırına ulaşan kiriş gövdesinde kapasitelerine ulaştığını göstermiştir (Şekil 3.13 ile 3.17 arasında). Öte yandan, AISC tasarım kontrollerine göre, bazı kontroller tam olarak karşılanmamış olsa da (örneğin Tablo 3.3'teki süreklilik plakası ve kaynak erişim deliği) göçmenin kirişte meydana gelmesi beklenmiştir. Bu durum, geometrik gerekliliklerdeki küçük bir farklılıktan kaynaklanmaktadır. IDEA StatiCa kullanılarak (Tablo 3.5) ve AISC prosedürü izlenerek (Tablo 3.4) hesaplanan tüm numunelerin moment kapasiteleri Şekil 3.23'te sunulmaktadır.

Temel model hariç, IDEA StatiCa'dan (gerçek veya ölçülen özellikler kullanılarak) hesaplanan tüm moment dayanımları, AISC'den elde edilenlere kıyasla yaklaşık %8 daha büyüktür. Bu durum makul karşılanabilir; zira AISC moment dayanımı \(M_{p}\), AISC 358 (2016)'ın 8.7. Bölümüne göre plastik mafsal konumunun kolon yüzünde alındığı tasarım kabulüne dayanmaktadır. Öte yandan, FEMA (2000), WUF-W moment birleşimleri için plastik mafsal konumunun kolon yüzünden kiriş derinliğinin yarısı kadar uzakta alınmasını önermektedir. Plastik mafsal konumunun kolon yüzünden belirli bir mesafede olduğu kabul edilseydi, plastik mafsaldan kolon yüzüne kadar olan kesme kuvvetinden kaynaklanan ek moment de dikkate alınması gerekirdi ve böylece daha büyük moment kapasiteleri hesaplanmış olurdu. AISC tasarım prosedürü izlenerek ve IDEA StatiCa kullanılarak hesaplanan moment kapasiteleri arasındaki fark, AISC 358'in WUF-W moment birleşimlerinin plastik mafsal konumuna ilişkin muhafazakâr kabulüne bağlanabilir. 

Şekil 3.23: IDEA StatiCa ve AISC prosedürü ile hesaplanan moment kapasitesi

Ön nitelikli birleşimler üzerine yapılan çalışmanın tamamını okuyun!

Kaynaklar

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.