Doppel-T-Moment Vorqualifizierte Verbindung - AISC

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.

5.1. Einleitung

Der letzte in dieser Forschungsarbeit untersuchte Stahlanschlusstyp ist die Doppel-T-Momentverbindung (siehe Abbildung 5.1). Das Doppel-T ist eine vorqualifizierte Verbindung zur Verwendung in Erdbebengebieten als Teil des IMF- und SMF-Systems, sofern die in AISC 358 festgelegten Anforderungen erfüllt sind. Im Rahmen dieser Studie wurde eine experimentelle Untersuchung einer Doppel-T-Verbindung und ihrer Variationen aus der Literatur ausgewählt und deren Biegetragfähigkeiten sowohl nach dem AISC-Bemessungsverfahren als auch mit IDEA StatiCa untersucht. Darüber hinaus wurde das Basismodell mit der ABAQUS-Software analysiert und die Ergebnisse verglichen.

Abbildung 5.1: Typische Doppel-T-Momentverbindung (AISC 358)

In den folgenden Abschnitten wird der experimentelle Test beschrieben, die für diese Probekörper durchgeführten AISC-Normnachweise werden zusammengefasst und die numerischen Analyseergebnisse aus IDEA StatiCa und ABAQUS werden diskutiert. Am Ende werden die aus drei Quellen gewonnenen Ergebnisse (d. h. Versuche, AISC-Bemessungsverfahren und numerische Analysen) verglichen.

5.2 Experimentelle Studie

Sechs maßstabsgetreue Doppel-T-Verbindungen und 48 einzelne T-Stücke wurden am Georgia Institute of Technology von Leon (1999) im Rahmen des SAC-Projekts Task 7.03 geprüft. Das Hauptziel dieser Studie war ein besseres Verständnis des Verhaltens von geschraubten Verbindungen unter zyklischen Lasten sowie die Überprüfung, ob die Ergebnisse von Bauteilversuchen im kleinen Maßstab auf maßstabsgetreue Verbindungen übertragen werden können. Im Rahmen dieser Studie werden nur die Details und Ergebnisse der sechs maßstabsgetreuen Versuche zusammengefasst. Für weitere Details der Experimente wird auf Swanson (1999) und Smallidge (1999) sowie auf den Versuchsbericht von Leon (1999) verwiesen.

Alle Probekörper bestehen aus einer W14×145-Stütze, während der Träger von W21×44 bis W24×55 variiert. Alle Verbindungsmittel waren hochfeste A490-Schrauben mit Zugkontrolle mit einem Durchmesser von entweder 7/8 Zoll oder 1 Zoll. T-Stücke wurden aus drei verschiedenen Breitflanschstahlprofilen (W16×45, W16×100 und W21×93) geschnitten. Für alle Probekörper wurde ein 3/8 Zoll dickes Schubblech mit einer Länge von entweder 9 Zoll oder 12 Zoll verwendet, abhängig von der Anzahl der Schrauben. Unter den sechs Probekörpern wurde einer als Basismodell ausgewählt (Versuchs-ID: FS-06), die übrigen wurden als Variationsmodelle untersucht (siehe Tabelle 5.1).

Tabelle 5.1: Eigenschaften der Doppel-T-Probekörper (Leon, 1999)

Der Versuchsaufbau besteht aus einer 152 Zoll langen Stütze (von der gelenkigen Oberkante bis zur gelenkigen Unterkante) und einem Träger, der 82 Zoll oberhalb des unteren Auflagers der Stütze an den Stützenflansch angeschlossen ist. Die Länge des Trägers vom Stützenrand bis zum Aktuator betrug 176 Zoll, und eine seitliche Aussteifung wurde in einem Abstand von 5 Fuß von der Verbindung vorgesehen. Der Versuchsaufbau ist in Abbildung 5.2 dargestellt.

Abbildung 5.2: Versuchsaufbau (Leon, 1999)

Das Basismodell besteht aus einer W14×145-Stütze, einem W24×55-Träger und zwei T-Stücken, die aus W16×100 geschnitten wurden. Acht A490-Schrauben mit 1 Zoll Durchmesser auf Abscheren und acht A490-Schrauben mit 1 Zoll Durchmesser auf Zug werden in den T-Stück-Flanschen verwendet. Vier A490-Schrauben mit 1 Zoll Durchmesser werden zur Befestigung des Schubbleches am Trägersteg verwendet, während das Schubblech mit einer 5/16 Zoll Doppelkehlnaht an den Stützenflansch geschweißt ist. Außerdem werden vier ½ Zoll dicke Steifen und eine ½ Zoll dicke einseitige Stegverstärkungsplatte verwendet, wie in Abbildung 5.3 dargestellt.

Variation 1 besteht aus einer W14×145-Stütze, einem W21×44-Träger und zwei T-Stücken, die aus einem W16×45 geschnitten wurden und zur Verbindung der Trägerflansche mit den Stützenflanschen mit acht A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser auf Abscheren und acht A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser auf Zug verwendet werden. Drei A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser werden zwischen dem Schubblech und dem Trägersteg verwendet, und eine 5/16 Zoll Doppelkehlnaht wird zwischen der Stützenoberfläche und dem Schubblech verwendet, wie in Abbildung 5.3 dargestellt.

Variation 2 unterscheidet sich von Variation 1 durch die Verwendung von A490-Schrauben mit 1 Zoll Durchmesser. Alle anderen Details sind identisch mit Variation 1. Die Konfiguration von Variation 2 ist in Abbildung 5.4 dargestellt. Variation 3 besteht aus einer W14×145-Stütze, einem W24×55-Träger und T-Stücken, die aus einem W16×100 geschnitten wurden. Zehn A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser auf Abscheren und acht A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser auf Zug werden in beiden T-Stücken verwendet. Vier A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser werden zur Befestigung des Schubbleches am Trägersteg verwendet, während eine 5/16 Zoll Doppelkehlnaht zwischen dem Stützenflansch und dem Schubblech verwendet wird. Vier ½ Zoll dicke Steifen und eine ½ Zoll dicke einseitige Stegverstärkungsplatte werden zur Verstärkung des Stützenknotenpunkts verwendet. Die Unterschiede zwischen dem Basismodell und Variation 3 sind der Schraubendurchmesser und die Anzahl der Abschrauben zur Befestigung der T-Stück-Flansche und der Trägerflansche (siehe Abbildung 5.4).

Abbildung 5.3: Links) Konfiguration des Basismodells; Rechts) Konfiguration von Variation 1 (Leon, 1999)

Abbildung 5.4: Links) Konfiguration von Variation 2; Rechts) Konfiguration von Variation 3 (Leon, 1999)

Variation 4 besteht aus einem W24×55-Träger, T-Stücken aus einem W21×93 und einem vierreihig geschraubten Schubblech. Zehn Abschrauben werden zur Befestigung der T-Stück-Flansche an den Trägerflanschen verwendet und acht Zugschrauben an jedem T-Stück zur Befestigung an der Stützenoberfläche. Der Stützenknotenpunkt wird mit vier ½ Zoll dicken Steifen und einer ½ Zoll dicken einseitigen Stegverstärkungsplatte verstärkt. A490-Schrauben mit 7/8 Zoll Durchmesser werden für alle Verbindungsmittel verwendet. Variation 5 unterscheidet sich von Variation 4 durch größere Schrauben mit 1 Zoll Durchmesser. Abgesehen davon sind alle anderen geometrischen Eigenschaften identisch, wie in Abbildung 5.5 dargestellt. Die mittleren Materialeigenschaften aus Zugversuchen und Werksattesten für Träger, Stütze und T-Stücke sind in Tabelle 5.2 aufgeführt.

Abbildung 5.5: Links) Konfiguration von Variation 4; Rechts) Konfiguration von Variation 5 (Leon, 1999)

Tabelle 5.2: Gemessene Materialeigenschaften der geprüften Doppel-T-Probekörper (Leon, 1999)

Beim Versuch des Basismodells wurde lokales Beulen des Trägers als Versagensart identifiziert. Der Versuch wurde abgebrochen, nachdem ausgeprägtes lokales Beulen am Trägersteg und an den Trägerflanschen beobachtet wurde, als das Spitzenmoment an der Verbindung etwa 9.003 kips-in. erreichte. Zu diesem Zeitpunkt betrug die entsprechende Kraft im T-Stück 381,1 kips. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.6 dargestellt.

Abbildung 5.6: Links) Basismodell nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Leon, 1999)

Bei Variation 1 wurden die maximale Aktuatorlast und das maximale Moment an der Verbindung mit 32,8 kips bzw. 6.011 kips-in. angegeben. Erstes Fließen des T-Stücks wurde beobachtet, als die Kraft im T-Stück und das Moment an der Verbindung etwa 185 kips bzw. 3.800 kips-in. betrugen. Das erste Fließen des Trägers wurde gemeldet, als das Moment an der Verbindung etwa 5.000 kips-in. betrug. Bei weiteren Zyklen versagte der Probekörper durch Bruch des T-Stücks entlang der ersten Reihe der Abschrauben. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.7 dargestellt. 

Bei Variation 2 wurde das erste Fließen im T-Stück und im Trägerflansch beobachtet, als die Kraft im T-Stück und das Moment an der Verbindung etwa 245 kips bzw. 5.000 kips-in. betrugen. Flanschbeulen wurde bei weiteren Laststeigerungen beobachtet, und der Probekörper versagte durch Nettoquerschnittsbruch. Das angegebene maximale Moment an der Verbindung betrug etwa 6.183 kips-in. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.8 dargestellt. 

Abbildung 5.7: Links) Variation 1 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Lee et al., 1999)

Abbildung 5.8: Links) Variation 2 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Leon, 1999)

Beim Versuch von Variation 3 wurde lokales Beulen des Trägers als Versagensart gemeldet. Nachdem ausgeprägtes lokales Beulen an den Trägerflanschen beobachtet wurde, wurde der Versuch abgebrochen. Das maximale Moment an der Verbindung betrug etwa 9.739 kips-in. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.9 dargestellt. 

Beim Versuch von Variation 4 wurde beobachtet, dass der Probekörper lokales Beulen im Flansch aufwies. Als die Kopfverschiebung etwa 12,8 Zoll betrug, trat ein Bruch am Trägerflansch entlang der Schraubenreihe auf, die am weitesten vom Stützenflansch entfernt war. Das Spitzenmoment an der Verbindung betrug etwa 9.580 kips-in. mit einer entsprechenden T-Stück-Kraft von 405,5 kips. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.10 dargestellt.

Abbildung 5.9: Links) Variation 3 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Leon, 1999)

Abbildung 5.10: Links) Variation 4 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Leon, 1999)

Die Beobachtungen beim Versuch von Variation 5 waren ähnlich wie beim Basismodell und Variation 3. Der Probekörper zeigte während des Versuchs ausgeprägtes lokales Beulen des Trägers. Der Versuch wurde abgebrochen, als das maximale Moment an der Verbindung etwa 8.586 kips-in. betrug. Zu diesem Zeitpunkt betrug die entsprechende Kraft im T-Stück 363,4 kips. Das Foto nach dem Versuch und die gemessene Momenten-Plastische-Rotation sind in Abbildung 5.11 dargestellt.

Abbildung 5.11: Links) Variation 5 nach dem Versuch; Rechts) Momenten-Gesamtplastische-Rotationsbeziehung (Leon, 1999)

5.3 Normbemessungsberechnungen

Vorqualifizierungsgrenzen und Bemessungsverfahren für Doppel-T-Momentverbindungen sind in Kapitel 13 von AISC 358 (2016) beschrieben. Die folgenden Normnachweise wurden für die geprüften Probekörper identifiziert und durchgeführt:

• T-Steg-Tragfähigkeit                                                                                     (AISC 358, Eq. 13.6-45)
• Abschraubendurchmesser                                                                               (AISC 358, Eq. 13.6-4)
• Zugschraubendurchmesser                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• Zugschraubendurchmesser                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• Rotationssteifigkeit der Verbindung                                                        (AISC 358, Eq. 13.6-28)
• T-Stück-Tragfähigkeit                                                                                       (AISC 358, Eq. 13.6-46)
• Lochleibungs-/Ausreißtragfähigkeit des Trägerflansches                                             (AISC 360, Eq. J3-6)
• Lochleibungs-/Ausreißtragfähigkeit des T-Stegs                                                      (AISC 360, Eq. J3-6)
• Blockschertragfähigkeit des Trägerflansches                                                    (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• Blockschertragfähigkeit des T-Stegs                                                             (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• Biegefließtragfähigkeit der Stütze                                                     (AISC 358, Eq. 13.6-61)
• Anforderungen an Steifen                                                               (AISC 341, Sec. E3.6f.1(a))
• Stützen-Träger-Beziehungen                                                                   (AISC 341, Eq. E3-1)
• Knotenpunkttragfähigkeit                                                                                (AISC 360, Eq. J10-11)
• Biegetragfähigkeit des Trägers                                                                            (AISC 360, Eq. F1-1)
• Normnachweis der Schraubentragfähigkeit des Schubbleches                                   (AISC 360, Eq. J3-6a)
• Normnachweis der Schweißnahttragfähigkeit des Schubbleches                                                           (AISC 360, Eq. J4-2)
• Normnachweis der Querkraftfließ-, Querkraftbruch- und Blockschertragfähigkeit des Schubbleches     (AISC 360, Eq. J3-J4)

Es wurde angenommen, dass Schubblech, Stegverstärkungsplatte und Steife identische gemessene Materialeigenschaften wie das T-Stück aufweisen. Die in AISC Tabelle J3 angegebenen Nennzugfestigkeits- (f_nt = 90 ksi) und Scherfestigkeitswerte (f_nv = 68 ksi) wurden für A490-Schrauben verwendet. Für jeden Probekörper wurden fünf Modelle auf Basis von Werksattest-Materialprüfberichten entwickelt. Zwei zusätzliche Modelle wurden für Variation 1 und Variation 2 unter Verwendung der am T-Stück gemessenen Zugversuch-Materialeigenschaften entwickelt. Normnachweise wurden für die ausgewählten Probekörper durchgeführt, und die Zusammenfassung ist in Tabelle 5.3 dargestellt.

Tabelle 5.3: Normnachweise für Doppel-T-Momentverbindungen

Die Versagensart einer Doppel-T-Momentverbindung kann abgeschätzt werden, wenn der maßgebende Grenzzustand der folgenden Nachweise bekannt ist:

• Tragfähigkeit des Bruttoquerschnitts des Stegs (Fließen)
• Tragfähigkeit des Nettoquerschnitts des Stegs (Bruch)
• Biegeknickfähigkeit des Stegs
• Tragfähigkeit der Abschrauben
• Lochleibungs-/Ausreißtragfähigkeit des Trägers
• Lochleibungs-/Ausreißtragfähigkeit des T-Stegs
• Blockschertragfähigkeit des Trägers
• Blockschertragfähigkeit des T-Stegs
• Plastisches Biegemoment des Trägers

Für jeden Grenzzustand wurden die Momenttragfähigkeiten an der Stützenoberfläche der Probekörper berechnet (siehe Anhänge I und J), und die Ergebnisse sind in Tabelle 5.4 dargestellt. Die maßgebende Momenttragfähigkeit (d. h. die niedrigste Tragfähigkeit) ist identifiziert und fett hervorgehoben.

Tabelle 5.4: Momenttragfähigkeit der Probekörper

Basierend auf den AISC-Bemessungsberechnungen war das plastische Biegemoment des Trägers die geschätzte Versagensart für das Basismodell, Variation 3, Variation 4 und Variation 5. Bei Variation 1 und Variation 2 war die Blockschere des T-Stegs der maßgebende Grenzzustand, wenn Zugversuch-Materialeigenschaften für T-Stücke verwendet werden. Wenn die Werksattest-Materialeigenschaften für alle Bauteile verwendet werden, wechselte die Versagensart zum Fließen des Bruttoquerschnitts des Stegs.

5.4 IDEA StatiCa Analyse

IDEA StatiCa-Modelle wurden für die Probekörper entwickelt, um deren Momenttragfähigkeiten zu bewerten. Da der Zweck darin bestand, die experimentellen Versuche zu simulieren, wurde ein SAP2000-Modell für die Versuchsaufbaubedingung entwickelt und die Kräfte an der Stützenachse berechnet. Die gemessenen Materialeigenschaften wurden verwendet und die Widerstandsbeiwerte auf 1,0 gesetzt. Unter Verwendung des Spannung-Dehnung-Analysetyps in IDEA StatiCa (d. h. EPS) wurden die Momenttragfähigkeiten berechnet und die Versagensarten der Probekörper abgeschätzt. Für das Basismodell wurde die Momenten-Rotationsbeziehung unter Verwendung des Verbindungssteifigkeits-Analysetyps (d. h. ST) in der IDEA StatiCa-Software berechnet. Darüber hinaus wurde die Kapazitätsbemessungsanalyse (d. h. CD) verwendet, um sicherzustellen, dass die Verbindung über ausreichende Verformungskapazität verfügt.

5.4.1 Analyse des Basismodells

Um das Verhalten von zugkontrollierten Schrauben auf die Tragfähigkeit und Rotationssteifigkeit der Verbindung abzuschätzen, wurden zwei verschiedene IDEA StatiCa-Modelle für das Basismodell mit zwei verschiedenen Schraubentypen entwickelt: 1) Lochleibung und 2) Reibung. Werksattest-Materialeigenschaften (siehe Tabelle 5.2) wurden in die Software eingegeben, und die Überfestigkeitskoeffizienten R_y und R_t sowie alle LRFD-Widerstandsbeiwerte wurden auf 1,0 gesetzt. Ein Träger-Stützen-Rahmenmodell wurde mit SAP2000 mit den Längen der Stütze und des Trägers im Versuchsaufbau entwickelt, und die Kräfte an der Stützenachse wurden ermittelt. Unter Verwendung der Option „Lasten im Gleichgewicht" wurde eine Spannung-Dehnung-Analyse (EPS) durchgeführt, um die Tragfähigkeit des Basismodells zu berechnen. Die Lasten wurden schrittweise erhöht, bis eine der folgenden Bedingungen erfüllt ist:

1. 5 % plastische Dehnung in Blechen (Träger, Stütze, Schubblech, Steife)
2. 100 % Schraubentragfähigkeit
3. 100 % Schweißnahttragfähigkeit

Aus der IDEA StatiCa-Analyse des Modells mit Reibungsschrauben wurde beobachtet, dass die Schraubentragfähigkeit erreicht wurde, als die aufgebrachte Querkraft und das Moment 26,70 kips bzw. 4.900 kips-in. erreichten (Abbildung 5.12). Das zweite Modell wurde entwickelt, indem die Option „Querkraftübertragung" von „Reibung" auf „Lochleibung – Zug-/Querkraft-Interaktion" für T-Stücke und Schubblech umgestellt wurde. Außerdem wurde die Option „Verformung am Schraubenloch unter Gebrauchslast ist ein Bemessungskriterium" (unter Normeneinstellungen) deaktiviert. Eine inkrementelle Belastung wurde auf die Verbindung aufgebracht (proportional mit allen Lasten im Gleichgewicht). Es wurde beobachtet, dass 5 % der plastischen Grenzdehnung am Trägerflansch erreicht wurden, als die Querkraft und das entsprechende Moment 46,00 kips bzw. 8.430 kips-in. erreichten (Abbildung 5.13). Der Analysetyp wurde auf Steifigkeitsanalyse (z. B. „ST") umgestellt, und die Momenten-Rotationsbeziehung wurde für jedes Modell berechnet, wie in Abbildung 5.14 dargestellt.

Abbildung 5.12: IDEA StatiCa-Modell für das Basismodell (mit Reibungsschrauben) unter einem Moment von 4.900 kips-in.

Abbildung 5.13: IDEA StatiCa-Modell für das Basismodell (mit Lochleibungsschrauben) unter einem Moment von 8.430 kips-in.

Abbildung 5.14: Links) Momenten-Rotationsbeziehung für das Basismodell mit Reibungsschrauben; Rechts) Momenten-Rotationsbeziehung für das Basismodell mit Lochleibungsschrauben

Der Analysetyp wurde auf Kapazitätsbemessung (z. B. „CD") umgestellt, um zu prüfen, ob die Verbindung über ausreichende Duktilität verfügt, wenn die plastische Momenttragfähigkeit des Trägers erreicht wird. Um diese Analyse durchführen zu können, müssen das plastische Moment des Trägers, die Lage des plastischen Gelenks und die Querkraft an der Stelle des plastischen Gelenks berechnet werden. Gemäß Gl. 2.4-1 in AISC 341 (2016) wird das wahrscheinliche maximale Moment des Trägers an der Stelle des plastischen Gelenks, \(M_{p}\), berechnet als:

\(M_{p} =  C_{pr}F_{y}R_{y}Z_{x}\)                                                      (5.1)

wobei \(Z_{x}\) das plastische Widerstandsmoment des Trägers ist, \(F_{y}\) die Streckgrenze des Trägers, \(R_{y}\) das Verhältnis der erwarteten Streckgrenze zur angegebenen Mindeststreckgrenze und \(C_{pr}\) ein Faktor zur Berücksichtigung der maximalen Verbindungstragfähigkeit ist, der durch Gl. 2.4-2 in AISC 341 (2016) gegeben ist als:

 \(C_{pr} = (F_{y} + F_{u})/(2F_{y}\)                                             (5.2)

\(F_{u}\) ist die Zugfestigkeit des Trägers. Es wird angenommen, dass \(R_{y}\) bei Verwendung gemessener Materialeigenschaften gleich 1,0 ist. Unter Verwendung der Werksattest-Materialeigenschaften und des plastischen Widerstandsmoments des Trägers (134 in.³) aus Tabelle 1.1 im AISC Manual (2017) wurden \(C_{pr}\) und \(M_{p}\) mit den nachfolgend angegebenen Eigenschaften zu 1,12 bzw. 9.154,88 kips-in. berechnet. Der Abstand der Lage des plastischen Gelenks von der Stützenachse und die Querkraft an der Stelle des plastischen Gelenks wurden zu 19,9 Zoll bzw. 103 kips berechnet (siehe Anhang I), unter der Annahme, dass der Abstand zwischen den Stützenachsen 30 Fuß beträgt. Die berechneten Lasten wurden an der Trägerposition von 19,9 Zoll aufgebracht, indem die Lasten als Prozentsatz der Bauteile so eingestellt wurden, dass sie den berechneten plastischen Moment- und Querkraftwerten entsprechen, wie in Abbildung 5.15 dargestellt. Die Verbindung ist unzureichend, die T-Stege sind zu schwach (22,1 % plastische Dehnung wurde im oberen T-Steg erreicht).

Abbildung 5.15: Kapazitätsbemessungsanalyse des Basismodells

5.4.2 Analyse von Variation 1

Für Variation 1 wurden zwei IDEA StatiCa-Modelle mit unterschiedlichen gemessenen Materialeigenschaften des T-Stücks entwickelt. Für das erste Modell wurden Werksattest-Materialeigenschaften für alle Bauteile der Probekörper verwendet, während das zweite Modell mit den Zugversuch-Materialeigenschaften des T-Stück-Flansches erstellt wurde. Nach demselben im vorherigen Abschnitt beschriebenen Verfahren wurde eine inkrementelle Belastung aufgebracht. Das erste Modell erreichte seine Tragfähigkeit mit 5 % plastischer Dehnung in den T-Stücken, als die Querkraft und das entsprechende Moment 26,70 kips bzw. 4.900 kips-in. betrugen (Abbildung 5.16). Die Materialeigenschaften der T-Stücke wurden mit Zugversuch-Eigenschaften aktualisiert und dasselbe inkrementelle Belastungsverfahren wurde angewendet. Dieselbe Versagensart wurde beobachtet, als die Querkraft und das entsprechende Moment 30,00 kips bzw. 5.500 kips-in. erreichten (Abbildung 5.17).

Abbildung 5.16: IDEA StatiCa-Modell für Variation 1 (Werksattest) unter einem Moment von 4.900 kips-in.

Abbildung 5.17: IDEA StatiCa-Modell für Variation 1 (Zugversuch) unter einem Moment von 5.500 kips-in.

5.4.3 Analyse von Variation 2

Nach demselben Verfahren wurden zwei IDEA StatiCa-Modelle für Variation 2 entwickelt. Aus dem mit Werksattest-Eigenschaften entwickelten Modell wurde beobachtet, dass das T-Stück die plastische Dehnungsgrenze (d. h. 5,0 %) erreichte, als die aufgebrachte Querkraft und das Moment 26,90 kips bzw. 4.940 kips-in. betrugen (Abbildung 5.18). Nachdem die Materialeigenschaften des T-Stücks auf Zugversuch-Eigenschaften umgestellt wurden, wurde eine höhere Biegemomentkapazität von 5.730 kips-in. mit der entsprechenden Querkraft von 31,20 kips berechnet (Abbildung 5.19). Die Versagensart blieb unverändert.

Abbildung 5.18: IDEA StatiCa-Modell für Variation 2 (Werksattest) unter einem Moment von 4.940 kips-in.

Abbildung 5.19: IDEA StatiCa-Modell für Variation 2 (Zugversuch) unter einem Moment von 5.730 kips-in.

5.4.4 Analyse von Variation 3

Für Variation 3 wurde das IDEA StatiCa-Modell mit Werksattest-Materialeigenschaften entwickelt. Als die Querkraft und das entsprechende Moment 45,50 kips bzw. 8.350 kips-in. erreichten, wurden 5 % plastische Dehnung am Trägerflansch erreicht (Abbildung 5.20).

Abbildung 5.20: IDEA StatiCa-Modell für Variation 3 unter einem Moment von 8.350 kips-in.

5.4.5 Analyse von Variation 4

Das IDEA StatiCa-Modell wurde für Variation 4 mit Werksattest-Materialeigenschaften erstellt. 5 % plastische Dehnung wurden am Trägerflansch erreicht, als die Querkraft und das entsprechende Moment 45,50 kips bzw. 8.350 kips-in. betrugen (Abbildung 5.21).

Abbildung 5.21: IDEA StatiCa-Modell für Variation 4 unter einem Moment von 8.350 kips-in.

5.4.6 Analyse von Variation 5

Nach demselben Verfahren wurde die IDEA StatiCa-Analyse für Variation 5 durchgeführt. Werksattest-Materialeigenschaften wurden für alle Bauteile der Verbindung verwendet. 5 % plastische Dehnung wurden am Trägerflansch erreicht, als die Querkraft und der entsprechende Wert 48,40 kips bzw. 7.950 kips-in. erreichten (Abbildung 5.22).

Abbildung 5.22: IDEA StatiCa-Modell für Variation 5 unter einem Moment von 7.950 kips-in.

Die Momenttragfähigkeiten der Doppel-T-Momentverbindungen bezogen auf die Stützenachse, \(M_{y@cc}\), wurden mit der IDEA StatiCa-Analyse ermittelt. Die Momenttragfähigkeiten an der Stützenoberfläche, \(M_{y@foc}\), wurden mit Gl. 5.3 berechnet und sind in Tabelle 5.5 dargestellt. 

  \(M_{y@foc} = M_{y@cc} - V_{g}\frac{d_{c}}{2}\)                               (5.3)

wobei \(V_{g}\) die Querkraft und \(d_{c}\) die Stützenhöhe ist.

Tabelle 5.5: Von IDEA StatiCa berechnete Momenttragfähigkeiten

5.5. ABAQUS-Analyse

In diesem Abschnitt wurde das in Abschnitt 5.4.1 entwickelte Basismodell mit der ABAQUS-Software (Version 2022) für eine allgemeine FE-Analyse neu erstellt und die Ergebnisse mit IDEA StatiCa verglichen. Das anfängliche CAD-Modell für die FE-Analyse wurde über die Viewer-Plattform von IDEA StatiCa generiert. Die 36 Schrauben und zwei Schweißnähte, die die gesamte Baugruppe verbinden, wurden anschließend manuell über die CAD-Oberfläche in ABAQUS hinzugefügt. Zwei Schraubentypen wurden in diesem Abschnitt untersucht, wie in Abschnitt 5.4.1 beschrieben. Für den Lochleibungsschraubentyp wurden die vertikale Last von 46 kips und das entsprechende Moment von 8.430 kips-in. (um die Y-Achse) auf einen definierten Referenzpunkt (d. h. RF₁) an der Stützenachse aufgebracht, wie in Abbildung 5.23 dargestellt. Für den Reibungsschraubentyp wurden die vertikale Last von 26,7 kips und das entsprechende Moment von 4.900 kips-in. (um die Y-Achse) auf denselben Referenzpunkt (d. h. RF₁) aufgebracht. Die analytische Länge der Stütze in IDEA StatiCa beträgt 190 Zoll. Um die identische Stützenlänge in ABAQUS nachzubilden, wurden zwei weitere Referenzpunkte (d. h. RF₂ und RF₃) 95 Zoll vom Mittelpunkt der Stütze entlang der Z-Achse in beide Richtungen eingeführt (siehe Abbildung 5.23). Diese beiden Referenzpunkte wurden in allen Richtungen fixiert und über das Connector-Builder-Modul in ABAQUS mit den Ober- und Unterseiten der Stütze verbunden. Es ist zu beachten, dass zur Simulation der Reibungsschraube in IDEA StatiCa eine Vorspannlast in ABAQUS entlang der Achse des Schafts jeder Schraube aufgebracht wurde. In ABAQUS wurde die Elementgröße nach einer routinemäßigen Netzempfindlichkeitsanalyse auf 0,1–0,3 Zoll festgelegt, und insgesamt wurden 387.893 Elemente im Modell erzeugt. Als Elementtyp wurde der 3D-Spannungs-8-Knoten-linearer Quader mit reduzierter Integration (d. h. C3D8R) gewählt. Die Tie-Randbedingung wurde zwischen den beiden Schweißnähten und den angeschlossenen Teilen angewendet. Das Materialverhalten wurde in ABAQUS mit bilinearer Plastizität modelliert. Weitere Parameter, einschließlich Dichte, Elastizitätsmodul und Querdehnzahl, wurden aus der IDEA StatiCa-Materialbibliothek entnommen, die entsprechend den Werksattesten aktualisiert wurde (siehe Tabelle 5.2). Die numerische Simulation wurde auf 16 Prozessoren (16vCP & 64 GB RAM) durchgeführt und dauerte etwa 210 Minuten. Abbildung 5.24 vergleicht die berechnete von-Mises-Spannung zwischen IDEA StatiCa und ABAQUS für beide Schraubentyp-Szenarien.

Abbildung 5.23: Modellaufbau und Netzdichte in ABAQUS

Abbildung 5.24: Vergleich der berechneten von-Mises-Spannung zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modellen; obere Reihe) Lochleibungsschraubenannahme, untere Reihe) Reibungsschraubenannahme

Die maximal berechnete Spannung in IDEA StatiCa für die Lochleibungsschrauben betrug 62,4 ksi am oberen Trägerflansch (zu beachten ist, dass die IDEA StatiCa-Legende die Bemessungsdaten anzeigt), während das ABAQUS-Modell eine ähnliche Spannung an derselben Stelle zeigt. Die maximal berechnete Spannung in IDEA StatiCa für die Reibungsschrauben betrug 61 ksi am oberen Trägerflansch, während das ABAQUS-Modell eine Spannung von 61,1 ksi an derselben Stelle zeigt. Die leicht 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 und das vereinfachte CAD-Modell in IDEA StatiCa zurückzuführen. Es ist zu beachten, dass die Autoren auch den potenziellen Einfluss des Reibungsverhaltens der Schrauben auf die Ergebnisse im ABAQUS-Modell untersucht haben, indem der Reibungskoeffizient von 0,3 auf reibungslos geändert wurde; die Ergebnisse waren jedoch nicht empfindlich gegenüber diesem Parameter.

Die maximal berechnete plastische Dehnung in IDEA StatiCa und ABAQUS für den Lochleibungsschraubentyp betrug 6,3 % für beide Modelle (d. h. am oberen Trägerflansch, wie in Abbildung 5.25 dargestellt). Außerdem stimmte der von IDEA StatiCa vorhergesagte plastische Verformungsbereich mit der in ABAQUS berechneten Fließkarte überein (d. h. die untere Reihe in Abbildung 5.25).

Abbildung 5.25: Lochleibungsschrauben: Obere Reihe) Vergleich der berechneten plastischen Dehnung zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modell; untere Reihe) Vergleich der Fließkarte zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modell

Die maximal berechnete plastische Dehnung in IDEA StatiCa und ABAQUS für die Reibungsschrauben betrug 0,1 % bzw. 0,17 % (d. h. beide am oberen Trägerflansch um die vorderen Schraubenlöcher, wie in Abbildung 5.26 angegeben). Außerdem stimmte der von IDEA StatiCa vorhergesagte plastische Verformungsbereich mit der in ABAQUS berechneten Fließkarte überein (d. h. die untere Reihe in Abbildung 5.26).

Abbildung 5.26: Reibungsschrauben: Obere Reihe) Vergleich der berechneten plastischen Dehnung zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modell; untere Reihe) Vergleich der Fließkarte zwischen IDEA StatiCa- und ABAQUS-Modell

Abbildung 5.27 zeigt den Vergleich der Momenten-Rotationskurve zwischen den beiden Softwareprogrammen bezogen auf die Stützenachse für beide in diesem Abschnitt untersuchten Schraubentypen. Es ist zu beachten, dass in Abbildung 5.27 zur Ermittlung der Gesamtrotation durch IDEA StatiCa (dargestellt durch die gestrichelte orangefarbene Linie) die lineare Trägerrotation an der Stützenachse mit SAP2000 berechnet und dann zur von IDEA StatiCa ausgegebenen Standard-Plastizitätsrotationskurve (dargestellt durch die durchgezogene orangefarbene Linie) addiert wurde. Beide Modelle liefern vergleichbare Schätzungen der Anfangssteifigkeit. 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 5.27: Momenten-Rotationsvergleich zwischen IDEA StatiCa und ABAQUS für a) Lochleibungsschrauben, b) Reibungsschrauben

5.6 Zusammenfassung und Vergleich der Ergebnisse

Sechs Doppel-T-Momentverbindungen aus einer experimentellen Versuchsreihe wurden mit IDEA StatiCa und nach dem AISC-Bemessungsverfahren untersucht. Für das Basismodell wurden zwei verschiedene Modelle erstellt, um die Auswirkungen der Verwendung von Lochleibungs- und Reibungsschrauben auf die Momenttragfähigkeit und die Momenten-Rotationskurve zu untersuchen. Da der Unterschied zwischen den Werksattest- und Zugversuch-Materialeigenschaften für Variation 1 und Variation 2 relativ groß war, wurden für jede dieser Variationen zwei verschiedene IDEA StatiCa-Modelle entwickelt. Für die übrigen Probekörper wurden Werksattest-Materialeigenschaften verwendet. Darüber hinaus wurden für das Basismodell die mit IDEA StatiCa für jeden Schraubentyp berechneten Momenten-Rotationsbeziehungen mit denen der entsprechenden ABAQUS-Modelle verglichen.

Beim Versuch des Basismodells wurde lokales Beulen des Trägers als Versagensart gemeldet. Aus der inkrementellen Belastung der IDEA StatiCa-Analyse wurde beobachtet, dass das Modell mit Reibungsschrauben aufgrund unzureichender Schraubengleitfestigkeit versagte, während das Versagen am Trägerflansch beim Modell mit Lochleibungsschrauben auftrat. Die AISC-Bemessungsberechnungen zeigen, dass die plastische Momenttragfähigkeit des Trägers der maßgebende Grenzzustand war. Da AISC 341 die Bemessung von Momentverbindungen einschließlich zugkontrollierter Schrauben auf Basis ihrer Lochleibungstragfähigkeit erlaubt, kann geschlossen werden, dass eine gute Übereinstimmung hinsichtlich der Versagensart des Basismodells zwischen den Versuchsbeobachtungen, der IDEA StatiCa-Analyse und dem AISC-Bemessungsverfahren besteht. Darüber hinaus werden die aus beiden IDEA StatiCa-Modellen gewonnenen Momenten-Rotationskurven und die im Versuchsbericht angegebene Kurve in Abbildung 5.28 verglichen. Es ist zu erkennen, dass die Momenten-Rotationsbeziehung des Doppel-T-Probekörpers mit zugkontrollierten hochfesten A490-Schrauben innerhalb der Kurven liegt, die aus den separat mit Lochleibungs- und Reibungsschrauben entwickelten IDEA StatiCa-Modellen berechnet wurden. Außerdem zeigte die für das Basismodell durchgeführte Kapazitätsbemessungsanalyse, dass T-Stück und Schubblech keine ausreichende Tragfähigkeit aufwiesen. Ebenso erfüllten beide Bauteile die AISC-Normnachweise nicht.

Abbildung 5.28: Momenten-Rotationsvergleich

Variation 1 versagte während des Versuchs durch Nettoquerschnittsbruch des T-Stücks. Aus den AISC-Bemessungsberechnungen wurde beobachtet, dass der maßgebende Grenzzustand die Blockschere des T-Stegs war, wenn Werksattest-Materialeigenschaften verwendet wurden, während der maßgebende Grenzzustand zum Fließen des Bruttoquerschnitts des Stegs wurde, wenn Zugversuch-Materialeigenschaften für T-Stücke verwendet wurden. Ebenso zeigte die für beide Fälle durchgeführte IDEA StatiCa-Analyse, dass unzureichende T-Stück-Tragfähigkeit die Versagensart des Probekörpers war.

Die experimentellen Beobachtungen von Variation 2 waren ähnlich wie die von Variation 1. Die Versagensart wurde als Nettoquerschnittsbruch des T-Stücks gemeldet. Nach dem AISC-Bemessungsverfahren wurde die Blockschertragfähigkeit des T-Stücks als maßgebender Grenzzustand identifiziert, wenn Werksattest-Materialeigenschaften für alle Bauteile eingeführt wurden. Für den Fall, dass Zugversuch-Materialeigenschaften für das T-Stück verwendet wurden, wurde das Fließen des Bruttoquerschnitts des Stegs als maßgebender Grenzzustand berechnet. Aus beiden IDEA StatiCa-Analysen wurde beobachtet, dass das Versagen im T-Stück mit 5,0 % plastischer Dehnung auftrat.

Für Variation 3, Variation 4 und Variation 5 war die aus den Versuchen, dem AISC-Bemessungsverfahren und den IDEA StatiCa-Analysen beobachtete Versagensart das Trägerversagen. Da das lokale Beulen während der zyklischen Lasten auftrat, konnte aus dem Experiment keine eindeutige Tragfähigkeit erfasst werden. Obwohl die Probekörper die Beulungsanforderungen erfüllten (siehe Anhänge I und J), kann der Grund für das lokale Beulen während der Experimente auf ungenaue gemessene Materialeigenschaften im Versuchsbericht zurückgeführt werden. Die mit IDEA StatiCa und nach dem AISC-Bemessungsverfahren berechneten Momenttragfähigkeiten sowie die während der Experimente erreichten maximalen Momentwerte sind in Abbildung 5.29 dargestellt.

Abbildung 5.29: Von IDEA StatiCa und dem AISC-Verfahren berechnete Momenttragfähigkeit

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Literaturverzeichnis

Leon, R. T. (1999). Tests on T-stub connections-SAC phase II-Subtask 7.03. Georgia Institute of Technology.

Smallidge, J. M. (1999). Behavior of bolted beam-to-column T-stub connections under cyclic loading, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA.

Swanson, J.A. (1999). Characterization of the Strength, Stiffness, and Ductility Behavior of

T-stub Connections, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA.

AISC 358 (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.

AISC 360 (2016), „Specification for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 360-16, Chicago, Illinois.

AISC 341 (2016), „Seismic Provisions for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 341-16, Chicago, Illinois.

AISC Manual (2017), „Steel Construction Manual," American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.