Dlouhé šroubované a svařované přípoje (AISC)

Mark D. Denavit a Rick Mulholland připravili tento ověřovací příklad v rámci společného projektu University of Tennessee a IDEA StatiCa.

Popis

Tato studie představuje porovnání výsledků metody konečných prvků založené na komponentách (CBFEM) s tradičními výpočetními metodami používanými v praxi v USA pro dlouhé šroubované a svařované přípoje zatížené na koncích. Studie se zaměřuje na mezní stavy smyku šroubů u dlouhých šroubovaných přípojů a porušení svaru u dlouhých svařovaných přípojů. Zvláštní pozornost je věnována vlivu diferenciálního přetvoření, které způsobuje nerovnoměrné rozdělení zatížení mezi spojovací prvky a nerovnoměrné napětí v dlouhých koutových svarech. Jsou také uvedena srovnání s experimentálními výsledky.

Tradiční výpočty jsou prováděny v souladu s ustanoveními pro návrh na základě součinitele zatížení a únosnosti (LRFD) podle specifikace AISC (AISC 2022). Výsledky CBFEM byly získány z IDEA StatiCa verze 23.0. Maximální přípustná zatížení byla stanovena iterativně úpravou vstupního zatížení na hodnotu, kterou program považuje za bezpečnou, avšak při jejím zvýšení o malou hodnotu (0,1 kip) by program vyhodnotil stav jako nevyhovující z důvodu překročení limitu plastického přetvoření 5 % nebo překročení 100% využití šroubu či svaru. Analýzy typu DR mohou pomoci identifikovat maximální přípustná zatížení. Nicméně při vyhodnocení návrhové únosnosti styčníku dochází k určitému přiblížení, proto jsou všechny výsledky v této zprávě založeny na analýze typu EPS.

Požadavky na dlouhé šroubované a svařované přípoje podle specifikace AISC

Experimenty a analýzy dlouhých šroubovaných a svařovaných přípojů zatížených na koncích prokázaly, že napětí v šroubech a svarech není rovnoměrné (Kulak et al. 2001, Miller 2003). Napětí v šroubech a svarech v blízkosti konců přípoje je větší než uprostřed. Rozložení napětí podél délky závisí na tuhosti šroubů nebo svarů ve vztahu k tuhosti spojovaných materiálů. Specifikace AISC zachycuje toto chování pomocí jednoduchých redukcí únosnosti.

Šroubované přípoje

Návrhová únosnost, \(\phi R_n\), pro mezní stav smyku šroubu je definována v části J3.7 specifikace AISC jako:

\[ \phi R_n = \phi F_{nv} A_{b} \]

kde:

• \(\phi=0.75\)
• \(F_{nv}\) – jmenovité smykové napětí šroubu
• \(A_b\) – jmenovitá plocha průřezu dříku šroubu bez závitu

Tabulka J3.2 specifikace AISC uvádí hodnoty jmenovitého smykového napětí spojovacích prvků a závitových částí, F_nv. Poznámka pod čarou [c] tabulky uvádí: „Pro přípoje zatížené na koncích s délkou vzoru spojovacích prvků větší než 38 in. (950 mm) se hodnota F_nv redukuje na 83,3 % tabelovaných hodnot", přičemž délka spojovacích prvků je definována jako „maximální vzdálenost rovnoběžná se směrem síly mezi osami šroubů spojujících dvě části s jednou styčnou plochou."

Jmenovité smykové napětí, F_nv, je procentem meze pevnosti šroubu v tahu, ­F_u, a je vypočteno podle komentáře ke specifikaci AISC takto:

• Pokud jsou závity vyloučeny ze smykových rovin,

\[ F_{nv} = 0.563 F_u \]

• Pokud závity nejsou vyloučeny ze smykové roviny,

\[ F_{nv} = 0.45 F_u \]

Součinitel 0,563 se rovná hodnotě 0,625, což je poměr smykové a tahové únosnosti, násobené hodnotou 0,90, což je redukční součinitel délky. Součinitel 0,45 je 80 % hodnoty 0,563 a zohledňuje zmenšenou plochu závitové části. Redukční součinitel délky 0,90 zohledňuje diferenciální přetvoření v přípojích do délky 38 in., nad tuto délku se uplatňuje dodatečný redukční součinitel délky 0,833, takže kombinovaný redukční součinitel pro vliv délky je 0,90 × 0,833 = 0,75. Tyto redukční součinitele jsou založeny na statistické analýze zkušebních dat z 79 šroubovaných a nýtovaných přípojů z 11 různých experimentálních výzkumů (Tide, 2010).

Svařované přípoje

Návrhová únosnost, \(\phi R_n\), pro mezní stav porušení svaru je definována v části J2.4 specifikace AISC jako:

\[ \phi R_n = \phi F_{nw} A_{we} k_{ds} \]

kde:

• \(\phi\) – součinitel únosnosti
• \(F_{nw}\) – jmenovité napětí svarového kovu
• \(A_{we}\) – jmenovitá účinná plocha svaru
• \(k_{ds}\) – součinitel zvýšení únosnosti v závislosti na směru zatížení

Součinitel zvýšení únosnosti v závislosti na směru zatížení, k_ds, se vypočítá jako:

\[ k_{ds} = (1.0+0.5 \sin^{1.5} \theta ) \]

kde \(\theta\) je úhel mezi směrem působení požadované síly a podélnou osou svaru. Pro přípoje zkoumané v této studii platí \(\theta = 0\) a tedy \(k_{ds} = 1\) pro tradiční výpočty. V IDEA StatiCa je \(\theta\) určeno z výsledných sil v každém segmentu svaru a může se lišit od nuly (například vlivem Poissonova efektu).

Tabulka J2.5 specifikace AISC uvádí hodnoty \(\phi\) a F_nw pro svary namáhané smykem jako 0,75 a 0,60F_EXX­, kde F­_EXX je pevnostní třída přídavného materiálu.

Jmenovitá účinná plocha svaru, A_we, je pro koutové svary definována v části J2.2a specifikace AISC jako součin účinné délky a účinného hrdla, přičemž účinné hrdlo je nejkratší vzdálenost od kořene ke líci svaru a účinná délka je délka osy svaru podél středu roviny procházející hrdlem.

Část J2.2b(d) specifikace AISC stanovuje následující omezení účinné délky koutových svarů zatížených na koncích:

• Pro koutové svary s délkou do 100násobku velikosti svaru je přípustné považovat účinnou délku za rovnou skutečné délce
• Pokud délka koutového svaru přesahuje 100násobek velikosti svaru, účinná délka se stanoví vynásobením skutečné délky redukčním součinitelem β, který se určí jako:

\[ \beta = 1.2-0.002 (l/w) \le 1.0 \]

kde:

\( l \) – skutečná délka svaru zatíženého na konci

\(w\) – velikost nožičky svaru

• Pokud délka svaru přesahuje 300násobek velikosti nožičky, w, účinná délka se uvažuje jako 180w.

Podle komentáře ke specifikaci AISC (AISC 2022) je redukční součinitel β zjednodušeným přiblížením exponenciálních vzorců vycházejících z mnohaletých zkoušek a modelů metodou konečných prvků a je ekvivalentní redukci uvedené v Eurokódu (CEN 2005).

Dlouhé šroubované přípoje

Pro zkoumání vlivu diferenciálního přetvoření na celkovou únosnost dlouhých šroubovaných přípojů je použit jednoduchý tahový přípoj s přeplátováním. Přípoj se skládá z testovacího plechu přišroubovaného mezi dvěma reakcními plechy pomocí jedné řady šroubů A325 o průměru 3/4 in. ve standardních otvorech, přičemž závity nejsou vyloučeny ze smykové roviny. Pro zkoumání vlivu tuhosti plechu na rozdělení sil do jednotlivých šroubů byly analyzovány tloušťky testovacího plechu 1/2 in., 1 in. a 2 in. Tloušťka každého reakcního plechu byla uvažována jako polovina tloušťky testovacího plechu. Šířka všech plechů byla 12 in. Trojrozměrný pohled na přípoj s tloušťkou testovacího plechu 1 in. a délkou přípoje 27 in. je uveden na obrázku 1.

Obrázek 1 Trojrozměrný pohled na tahový přípoj s přeplátováním (tloušťka testovacího plechu = 1 in., délka přípoje = 27 in.)

Přípoj byl navržen tak, aby došlo k porušení smykem šroubu. Aby bylo zajištěno, že smyková únosnost šroubu bude rozhodující oproti tahovému kluzu a tahovému porušení plechu, byl použit vysokopevnostní materiál s F_y = 100 ksi byl pro plechy zvolen vysokopevnostní materiál. Otlačení a vytržení v otvorech pro šrouby byly ověřeny, avšak byly navrženy tak, aby nebyly rozhodující, a to volbou materiálů a zajištěním dostatečného rozteče šroubů a okrajové vzdálenosti. Okrajová vzdálenost ve směru síly byla 2-1/2 in. a rozteč šroubů byla 3 in. pro všechny přípoje.

Bylo testováno sedmnáct přípojů, přičemž délka se zvyšovala po 3 in. v rozsahu od 3 in. do 51 in. Vzhledem k tomu, že rozteč šroubů byla vždy 3 in., délka přípoje odpovídá počtu použitých šroubů (např. přípoje délky 27 in. mají 10 šroubů). Srovnání únosnosti v závislosti na délce přípoje je uvedeno na obrázku 2 a rozdělení smykových sil ve šroubech (v každé smykové rovině) pro délky přípojů 12 in., 24 in., 36 in. a 48 in. je uvedeno na obrázku 3.

Únosnost podle specifikace AISC roste lineárně až do délky přípoje 36 in., za níž dochází k prudkému poklesu únosnosti v důsledku redukčního součinitele délky 0,833. Za tímto bodem únosnost opět lineárně roste. Únosnosti IDEA StatiCa dobře odpovídají únosnostem podle AISC pro kratší délky přípojů, avšak na rozdíl od únosností podle AISC je nárůst únosnosti pro delší přípoje v IDEA StatiCa nelineární. Míra nelinearity závisí na tuhosti plechu, protože tuhost šroubů a plechu je v IDEA StatiCa realisticky modelována, čímž je zachyceno nerovnoměrné rozdělení sil ve šroubech.

Rozdělení smykových sil na obrázku 3 ukazuje vliv diferenciálního přetvoření na sílu v jednotlivých šroubech zachycený analýzami IDEA StatiCa a jak je tento vliv ovlivněn tuhostí plechu. Síla ve šroubech na koncích přípoje je největší a klesá se zvětšující se vzdáleností od konců přípoje k poloze šroubu. Tento vliv je u tužších plechů menší. 

Při explicitním modelování tuhosti šroubů a plechů v IDEA StatiCa závisí míra snížení únosnosti vlivem délky na velikosti šroubů ve vztahu k velikosti plechů a také na geometrii přípoje. Skutečné snížení únosnosti závisí rovněž na těchto parametrech (Kulak et al. 2001). Zjednodušené redukce ve specifikaci AISC závisí pouze na délce přípoje. IDEA StatiCa vykazuje redukce větší, než stanovuje specifikace AISC, jak je patrné u přípoje s testovacím plechem tloušťky 1/2 in., a redukce menší, než stanovuje specifikace AISC, jak je patrné u přípojů s testovacími plechy tloušťky 1 in. a 2 in. pro rozsah délek přípojů větší než 38 in. Z těchto výsledků je zřejmé, že IDEA StatiCa zachycuje záměr redukce vlivu délky podle poznámky pod čarou [c] tabulky J3.2 specifikace AISC. Je třeba poznamenat, že redukční součinitel 0,9 pro vliv délky, který je zahrnut v F_nv, je v IDEA StatiCa konzervativně použit. Pro přípoje kratší než 38 in. jsou tedy vlivy délky v IDEA StatiCa v podstatě zohledněny dvakrát – jednou redukčním součinitelem 0,9 a podruhé explicitním modelováním nerovnoměrného rozdělení sil ve skupině šroubů. Redukční součinitel 0,9 však může zohledňovat i jiné vlivy a neměl by být vyloučen bez dalšího výzkumu.

Obrázek 2 Srovnání únosnosti v závislosti na délce přípoje pro šroubovaný tahový přípoj s přeplátováním

Obrázek 3 Rozdělení smykových sil ve šroubech pro délky přípojů 12 in., 24 in., 36 in. a 48 in. pro tloušťky testovacích plechů 1/2 in., 1 in. a 2 in.

Srovnání s experimentálními výsledky

Pro rozšíření výzkumu dlouhých šroubovaných přípojů tato část zahrnuje srovnání s dříve publikovanými experimentálními výsledky. Pro tato srovnání byly ve výpočtech a analýzách použity naměřené materiálové a geometrické vlastnosti uvedené experimentátory. Smyková únosnost šroubu uváděná experimentátory byla zjištěna smykovými zkouškami jednotlivého šroubu odebraného ze stejné šarže, jaká byla použita ve zkušebních vzorcích. Pro tradiční výpočty je tedy F_nv rovno 0,9násobku uváděné smykové únosnosti šroubu, pokud je délka přípoje menší nebo rovna 38 in., a rovno 0,833násobku této hodnoty (tj. 0,75násobku uváděné smykové únosnosti šroubu), pokud je délka přípoje větší než 38 in. Pro analýzy IDEA StatiCa je model definován tak, aby hodnota F_nv použitá ve výpočtech únosnosti šroubů byla rovna 0,9násobku uváděné smykové únosnosti šroubu.

Pro tradiční výpočty nebyly aplikovány součinitele únosnosti. Pro analýzy IDEA StatiCa byly součinitele únosnosti pro materiál, šrouby a svary nastaveny na hodnotu 1,0 v nastavení normy.

Bendigo et al. 1963

Bendigo et al. (1963) provedli tahové zkoušky šroubovaných přípojů s přeplátováním. Šestnáct plechů různých šířek a tloušťek bylo zatíženo tahem mezi dvěma reakcními plechy prostřednictvím dvou řad šroubů A325 průměru 7/8 in. ve standardních otvorech průměru 15/16 in. Čtyři vzorky, D31, D41, D51 a D61, selhaly tahovým porušením plechu a ostatní selhaly smykem šroubu alespoň v jednom šroubu. Typická konfigurace přípoje pro vzorky v této studii je uvedena na obrázku 4(a) a trojrozměrný pohled na model IDEA StatiCa pro vzorek D101 je uveden na obrázku 4(b). Geometrické a materiálové vlastnosti zkušebních vzorků jsou uvedeny v tabulce 1.

Obrázek 4 (a) Konfigurace přípoje pro experimentální výzkum Bendigo et al. (Bendigo et al., 1963); (b) trojrozměrný pohled na model IDEA StatiCa pro vzorek D101

Šestnáct vzorků bylo modelováno v IDEA StatiCa. Únosnost každého přípoje byla také vypočtena podle tradičních výpočtů pomocí rovnic specifikace AISC s naměřenými materiálovými a geometrickými vlastnostmi, avšak bez součinitelů únosnosti. Výsledky srovnání mezi experimentální únosností, P_exp, únosností IDEA StatiCa, P_IDEA, a únosností podle specifikace AISC, P_AISC, jsou uvedeny v tabulce 2 a na obrázku 5.

Limit plastického přetvoření 5 % byl rozhodující pro únosnosti IDEA StatiCa a tahový kluz byl rozhodující pro únosnosti podle AISC pro všechny vzorky. Únosnosti IDEA StatiCa i AISC jsou výrazně nižší než experimentální únosnosti. Je to proto, že při experimentálních zkouškách nastaly poruchové módy tahového porušení a smyku šroubu při zatíženích výrazně přesahujících mez kluzu plechu. Experimenty Bendigo et al. (1963) byly zahrnuty do analýzy pro vývoj redukčních součinitelů vlivu délky, které se objevují ve specifikaci AISC (Tide 2010). Jak je patrné z obrázku 3, rozdíl sil ve šroubech mezi krajními a středními šrouby se zvyšuje se snižující se tloušťkou (tj. se snižující se tuhostí plechu). Vzorky, u nichž dochází k porušení šroubu výrazně po překročení meze kluzu plechu, mohou vykazovat zesílené vlivy délky.

Tabulka 1 Geometrické a materiálové vlastnosti zkušebních vzorků pro experimentální výzkum Bendigo et al. (1963)

Tabulka 2 Srovnání s experimentálním výzkumem Bendigo et al. (1963)

Obrázek 5 Srovnání s experimentálním výzkumem Bendigo et al. (1963)

Kulak a Fisher 1968

Kulak a Fisher (1968) provedli tahové zkoušky dlouhých šroubovaných přípojů s přeplátováním, které se skládaly z testovacího plechu přišroubovaného mezi dvěma reakcními plechy s jednou řadou šroubů A490 průměru 7/8 in. nebo 1-1/8 in. Tyto zkoušky byly rovněž zahrnuty do analýzy pro vývoj redukčních součinitelů vlivu délky, které se objevují ve specifikaci AISC (Tide 2010), avšak na rozdíl od zkoušek Bendigo et al. (1963) byl použit vysokopevnostní plech.

Osm zkušebních vzorků bylo dimenzováno tak, aby selhaly buď smykem šroubu, nebo tahovým porušením plechu. Vzorky J071, J131 a J171 selhaly tahovým porušením plechu a vzorky J072, J132, J172, J251 a J252 selhaly smykem šroubu. Typická konfigurace přípoje pro vzorky v této studii je uvedena na obrázku 6(a) a trojrozměrný pohled na model IDEA StatiCa pro vzorek J171 je uveden na obrázku 6(b). Geometrické a materiálové vlastnosti zkušebních vzorků jsou uvedeny v tabulce 3.

Obrázek 6 Konfigurace přípoje pro experimentální výzkum Kulak a Fisher (Kulak a Fisher, 1968); (b) trojrozměrný pohled na model IDEA StatiCa pro vzorek J171

Vzorky byly modelovány v IDEA StatiCa. Únosnost každého přípoje byla také vypočtena podle tradičních výpočtů pomocí rovnic specifikace AISC s naměřenými materiálovými a geometrickými vlastnostmi. Výsledky srovnání mezi experimentální únosností, P_exp, únosností IDEA StatiCa, P_IDEA, a únosností podle specifikace AISC, P_AISC, jsou uvedeny v tabulce 4 a na obrázku 7.

Únosnosti IDEA StatiCa jsou ve srovnání s experimentálními zkouškami konzervativní ve všech případech. Únosnosti IDEA StatiCa dobře odpovídají únosnostem podle AISC pro vzorky J071, J072, J131 a J171 a jsou vyšší než únosnosti podle AISC pro vzorky J132, J172, J251 a J252. Délka přípoje je kratší než 38 in. pro vzorky J071 a J072, takže redukce smykové únosnosti šroubu na 83,3 % není uplatněna. Pro vzorky J131 a J171 je délka přípoje větší než 38 in., avšak tuhost plechu (tj. plocha průřezu) je relativně malá. Únosnosti IDEA StatiCa proto v těchto případech odpovídají únosnostem podle AISC nebo jsou mírně nižší. Pro vzorky J132, J172, J251 a J252 jsou únosnosti IDEA StatiCa vyšší než únosnosti podle AISC, protože plechy jsou tužší (tj. mají větší plochy průřezu).

Tabulka 3 Geometrické a materiálové vlastnosti zkušebních vzorků pro experimentální výzkum Kulak a Fisher (1968)

Tabulka 4 Srovnání s experimentálním výzkumem Kulak & Fisher (1968)

Obrázek 7 Srovnání s experimentálním výzkumem Kulak a Fisher (1968)

Dlouhé svařované přípoje

Pro zkoumání vlivu nerovnoměrného rozložení napětí podél délky přípoje u svaru namáhaného tahem je použit jednoduchý svařovaný přípoj s přeplátováním. Přípoj se skládá z testovacího plechu přivařeného mezi dvěma reakcními plechy koutovými svary na každém okraji reakcních plechů. Tato konfigurace zajišťuje centricky zatíženou skupinu svarů s celkem čtyřmi svarovými liniemi v přípoji. Je třeba poznamenat, že pro vyhodnocení účinné délky svaru se skutečná délka svaru přípoje rovná délce jedné svarové linie ve skupině.

Byly zkoumány velikosti svarů 3/16 in. (přípoj A) a 3/8 in. (přípoj B). Přípoje byly dimenzovány a materiálové vlastnosti byly zvoleny tak, aby mezní stav porušení svaru byl rozhodující oproti tahovému kluzu plechů při tradičních výpočtech. Geometrické a materiálové vlastnosti použité pro přípoje jsou uvedeny v tabulce 5 a trojrozměrný pohled na přípoj A s délkou svaru 18 in. je uveden na obrázku 8.

Tabulka 5 Geometrické a materiálové vlastnosti svařovaných přípojů

Obrázek 8 Trojrozměrný pohled na svařovaný přípoj s přeplátováním

Pro přípoj A bylo testováno čtrnáct délek svarů, zvyšujících se po 4 in. v rozsahu od 10 in. do 62 in. Pro přípoj B bylo testováno třináct délek svarů, zvyšujících se po 10 in. v rozsahu od 10 in. do 130 in. Srovnání únosnosti v závislosti na délce svaru je uvedeno na obrázku 9 pro přípoj A a na obrázku 11 pro přípoj B. Rozložení napětí podél délky svaru je uvedeno pro různé délky svarů na obrázku 10 pro přípoj A a na obrázku 12 pro přípoj B.

Přípoje A a B vykazují podobné chování. Pro kratší délky svarů únosnosti IDEA StatiCa dobře odpovídají tradičním výpočtům. Avšak únosnosti IDEA StatiCa se stávají konzervativními ve srovnání s tradičními výpočty s rostoucí délkou svaru. Únosnosti z tradičních výpočtů dosahují plató při délce svaru 300w, což je znázorněno svislou přerušovanou čarou na obrázku 9 a obrázku 11. Rozložení napětí podél délky svaru je nelineární, protože IDEA StatiCa explicitně modeluje tuhost svaru a plechu. Z tohoto důvodu a také kvůli relativně konzervativnímu vztahu zatížení-deformace používanému v IDEA StatiCa pro svary namáhané v podélném směru dosahují únosnosti IDEA StatiCa plató při délkách svarů výrazně kratších než 300w. Jak je patrné z obrázků 10 a 12, kratší svary mají relativně rovnoměrné rozložení napětí, přičemž mírně vyšší napětí se vyskytují v segmentech na koncích svarové linie. S rostoucí délkou svaru se rozložení napětí podél svarové linie stává výrazně nerovnoměrnějším, s vysokými napětími v krajních segmentech a minimálními napětími v blízkosti středu. Prudká změna v rozložení napětí patrná na obrázcích 10 a 12 pro delší svary je na hranici mezi svarovými segmenty, které zůstávají v elastickém stavu, a svarovými segmenty, které vykazují plastické deformace. Limit únosnosti svaru v IDEA StatiCa je stanoven, když využití nejvíce namáhaného svarového segmentu dosáhne 100 %. Proto u delších svarů mohou existovat velké části svarové linie s nízkým napětím při zatížení odpovídajícím 100% využití nejvíce namáhaného svarového segmentu. Profil rozložení napětí v normovém posouzení IDEA StatiCa zobrazuje toto nelineární chování a měl by být zkoumán při inženýrském posuzování únosnosti svaru v IDEA StatiCa.

Obrázek 9 Únosnost v závislosti na délce svaru pro přípoj A

Obrázek 10 Rozložení napětí podél délky svaru pro přípoj A s délkami svarů 18 in., 30 in., 42 in. a 54 in., jednotky jsou ksi

Obrázek 11 Únosnost v závislosti na délce svaru pro přípoj B

Obrázek 12 Rozložení napětí podél délky svaru pro přípoj B s délkami svarů 20 in., 40 in., 60 in. a 80 in., jednotky jsou ksi

Shrnutí

Tato studie hodnotí únosnost dlouhých šroubovaných a svařovaných přípojů pomocí tradičních výpočetních metod používaných v praxi v USA a pomocí IDEA StatiCa. Klíčová zjištění studie zahrnují:

Pro šroubované přípoje:

• IDEA StatiCa explicitně modeluje tuhost šroubů a plechů; vlivy délky jsou proto přirozeně zachyceny různými požadovanými únosnostmi pro každý šroub, nikoli aplikací jednoduchého redukčního součinitele závislého pouze na délce přípoje podle specifikace AISC.
• Únosnost v IDEA StatiCa byla ve většině případů shledána konzervativní ve srovnání s únosností podle tradičních výpočtů.
• Únosnost v IDEA StatiCa byla v některých případech shledána vyšší než únosnost podle tradičních výpočtů, a to tam, kde délka přípoje přesáhla 38 in. a byly použity silnější plechy.
• Únosnosti z IDEA StatiCa byly shledány konzervativní ve srovnání s fyzickými experimenty provedenými Bendigo et al. (1963) a Kulakem a Fisherem (1968).

Pro svařované přípoje:

• IDEA StatiCa explicitně modeluje tuhost svarů a plechů; vlivy délky jsou proto přirozeně zachyceny různými požadovanými únosnostmi pro každý segment svaru, nikoli aplikací jednoduchých redukčních součinitelů závislých pouze na poměru délky svaru k velikosti svaru podle specifikace AISC.
• Únosnost v IDEA StatiCa byla shledána konzervativní ve srovnání s únosností podle tradičních výpočtů pro zkoumané případy.
• Únosnost v IDEA StatiCa byla shledána konzervativnější pro delší délky svarů v důsledku vlivu nelineárního rozložení napětí mezi svarovými segmenty a relativně konzervativního vztahu zatížení-deformace pro podélně namáhané svary používaného v analýzách IDEA StatiCa.

Reference

AISC (2022), Specification for Structural Steel Buildings, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Bendigo, R. A., Hansen, R. M., and Rumpf, J. L. (1963). "Long Bolted Joints." Journal of the Structural Division, ASCE, 89(6), 187–213.

CEN (2005), Eurocode 3: Design of Steel Structures, Comité Européen de Normalisation, Brussels, Belgium.

Kulak, G. L. and Fisher, J. W. (1968). "A514 Steel Joints Fastened by A490 Bolts." Journal of the Structural Division, ASCE, 94(10), 2303-2324.

Kulak, G. L., Fisher, J. W., Struik, J. H. A. (2001) "Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints" Second Edition, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Miller, D. K. (2003). "Fillet Welds that are 'Too Long.'" Modern Steel Construction, March.

Tide, R. H. (2010). "Bolt Shear Design Considerations." Engineering Journal, AISC, 47(1), 47-63.