Ez az ellenőrzési példa az Ohio State University és az IDEA StatiCa közös projektje keretében készült. A szerzők az alábbiakban szerepelnek:

• Baris Kasapoglu, Ph.D. hallgató
• Ali Nassiri, Ph.D.
• Halil Sezen, Ph.D.

4.1. Bevezetés

A tanulmányban szereplő többi nyomatéki kapcsolattól eltérően a hegesztett megerősítetlen övlemez-csavart gerinc (WUF-B) nyomatéki kapcsolat kizárólag közönséges nyomatéki keret (OMF) rendszerben alkalmazható. Ebben a tanulmányban öt tesztelt és három kifejlesztett WUF-B kapcsolatot vizsgáltak. Az IDEA StatiCa segítségével és az AISC tervezési eljárást követve a nyolc kapcsolat hajlítási teherbírását kiszámították, és az eredményeket összehasonlították. Az egyik tesztelt mintát alapmodellként választották ki az Abaqus segítségével végzett további vizsgálathoz. A nyomaték-elfordulás görbét az alapmodellre mind az IDEA StatiCa, mind az Abaqus segítségével kiszámították, és a kapott görbéket összehasonlították a tesztjelentésben bemutatott mért görbével. Emellett részletesen vizsgálták a különböző csavartípusok hatását. 

4.2 Kísérleti tanulmány

Hét azonos WUF-B nyomatéki kapcsolatpárt értékeltek a SAC 2. fázisú vizsgálati protokoll (SAC, 1997) szerint Lee et al. (1999) által a Lehigh Egyetemen, a SAC II. fázisú program keretében. Öt tesztelt mintát választottak ki a tanulmányban való vizsgálatra, amelyek közül egyet alapmodellként jelöltek ki. A minták tulajdonságait a 4.1. táblázat mutatja be. Az alapmodell W24x68 gerendából és W14x120 oszlopból, hat A325 csúszásbiztos (SC) csavarból 7/8 in. átmérővel, 3/8 in. vastag nyírólemezbből és 5/8 in. vastag folytonossági lemezből áll. Az 1., 2. és 3. variáció azonos W30x99 gerendával, 1/2 in. vastagságú nyírófüllel, 3/4 in. vastagságú folytonossági lemezzel és nyolc A325 csúszásbiztos (SC) csavarral rendelkezik 1 in. átmérővel, míg az oszlopok mérete rendre W14x145, W14x176 és W14x257. A 4. variáció W36x150 gerendával és W14x257 oszloppal, tíz 1 in. átmérőjű A325 nyírófelületekről kizárt menetű csavarral, 5/8 in. vastag nyírólemezbből és 1 in. vastagfolytonossági lemezből áll.

4.1. táblázat: A WUF-B minták tulajdonságai (Lee et al., 1999)

Az oszloptámaszok közötti hossz 144 in., az oszlop homlokfelületétől az aktuátorig mért távolság 134,9 in. A vizsgálati elrendezés és az öt kapcsolat konfigurációja a 4.1–4.3. ábrákon látható.

4.1. ábra: Bal) Vizsgálati elrendezés; Jobb) az alapmodell konfigurációja (Lee et al., 1999)

4.2. ábra: Bal) Az 1. variáció konfigurációja; Jobb) a 2. variáció konfigurációja (Lee et al., 1999)

4.3. ábra: Bal) A 3. variáció konfigurációja; Jobb) a 4. variáció konfigurációja (Lee etal., 1999)

A gerenda övlemez, az oszlop övlemez, a nyírólemez és a folytonossági lemez kuponvizsgálati anyagtulajdonságait a 4.2. táblázat mutatja be.

4.2. táblázat: A kiválasztott WUF-B minták mért anyagtulajdonságai (Lee et al., 1999)

A kísérleti vizsgálatok szerint az alapmodell panelzónája 0,75%-os elmozdulási ciklusoknál kezdett folyni. A gerenda övlemezeiben a folyás 1%-os elmozdulási ciklusoknál kezdődött, és a gerenda övlemezének kiszakadása a 3%-os elmozdulás második ciklusánál volt megfigyelhető (lásd 4.4. ábra). Hasonlóképpen, az első nyírófolyás az 1. variáció panelzónájában 0,5 elmozdulási ciklusnál volt megfigyelhető. A panelzónában a folyás 1,5 elmozdulási ciklus során terjedt szét. A 3%-os elmozdulási ciklusok során képlékeny csukló alakult ki ebben a zónában, és az oszlop k-zónájában törés volt megfigyelhető (lásd 4.5. ábra). A 2. variációval kapcsolatban arról számoltak be, hogy a panelzóna 1%-os elmozdulási ciklusoknál kezdett folyni, és a további ciklusok során szétterjedt. A 2%-os elmozdulási ciklusok során a gerenda övlemezei folytak. Kis repedés keletkezett a gerenda övlemezeiben a 3%-os elmozdulási ciklusoknál, és törés volt megfigyelhető a gerenda felső övlemezében a 4%-os elmozdulás első ciklusánál (lásd 4.6. ábra).

4.4. ábra: Bal) Az alapmodell vizsgálat után; Jobb) nyomaték–teljes képlékeny elfordulás összefüggés (Lee et al., 1999)

4.5. ábra: Bal) Az 1. variáció vizsgálat után; Jobb) nyomaték–teljes képlékeny elfordulás összefüggés (Lee et al., 1999)

4.6. ábra: Bal) A 2. variáció vizsgálat után; Jobb) nyomaték–teljes képlékeny elfordulás összefüggés (Lee et al., 1999)

Az első három vizsgálati mintától eltérően a 3. variáció vizsgálata során az első folyás a gerenda övlemezeiben alakult ki 1%-os elmozdulási ciklusok során, és kis repedések voltak megfigyelhetők ezen a területen 1,5 elmozdulási ciklusnál. A panelzóna 2%-os elmozdulási ciklusok során kezdett folyni, és képlékeny szakadás volt megfigyelhető a gerenda felső övlemezében 2%-os elmozdulási ciklusoknál (lásd 4.7. ábra).

4.7. ábra: Bal) A 3. variáció vizsgálat után; Jobb) nyomaték–teljes képlékeny elfordulás összefüggés (Lee et al., 1999)

A 4. variáció esetében a vizsgálati jelentés szerint az első folyás a panelzónában 0,75 elmozdulási ciklusnál következett be. A gerenda övlemezei 1%-os elmozdulási ciklusoknál folytak, és kis repedések voltak megfigyelhetők a gerenda övlemezeinek hegesztési nyílása közelében 2%-os elmozdulási ciklusoknál. A gerenda övlemezeiben törés volt megfigyelhető a 3%-os elmozdulási ciklusok során (lásd 4.8. ábra).

4.8. ábra: Bal) A 4. variáció vizsgálat után; Jobb) nyomaték–teljes képlékeny elfordulás összefüggés (Lee et al., 1999)

4.3 Szabványos tervezési számítások

A szabványon alapuló szabványellenőrzéseket elvégezték, és a tönkremeneteli módokat meghatározták a WUF-W nyomatéki kapcsolatokra az AISC 341 (2016) és az AISC 360 (2016) követelményei szerint. Az AISC 341 D.2 szakasza szerint a legalább 0,30 csúszási együtthatójú csavart kapcsolatok előfeszített nyomócsapágyas csomópontként tervezhetők. Mivel az IDEA StatiCa segítségével elvégzett előzetes elemzés kimutatta, hogy az alapmodell, a 2. variáció és a 3. variáció esetében a mérvadó határállapot a csúszásbiztos csomópontok csavarszilárdsága, három további variációt fejlesztettek ki a tesztelt kapcsolatokból a csavartípusok csúszásbiztosról (SC) a nyírófelületekről kizárt menetű nyomócsapágyas típusra való cseréjével. A három kifejlesztett minta nevét az eredeti nevekhez „.X" hozzáadásával képezték, amelyeket a 4.2. táblázat tartalmaz (pl. alapmodell.X az alapmodellből), míg a három tesztelt minta nevét „.SC" hozzáadásával frissítették (pl. alapmodell.SC az alapmodellből, lásd a 4.3. táblázatot a frissített nevekért).

Az alábbi szabványellenőrzéseket azonosították a WUF-B nyomatéki kapcsolatokra az AISC 341 (2016) és az AISC 360 (2016) alapján.

• Hegesztési nyílás                                                                          (AWS (2016) D1.8/D1.8M)
• Oszlop hajlítási teherbírásának ellenőrzése                                                   (AISC 360 (2016), Eq. F2-1)
• Panelzóna nyírási teherbírásának ellenőrzése                                                 (AISC 341 (2016), J10-11)
• Folytonossági lemez követelményeinek ellenőrzése                                           (AISC 341 (2016), Sec. E3.6f)
• Gerenda nyírási folyásának ellenőrzése                                                     (AISC 360 (2016), Eq. J4-3)
• Nyírófül és oszlop közötti hegesztés szilárdságának ellenőrzése                (AISC 360 (2016), Eq. J4-2)
• Csavar nyírási szilárdságának ellenőrzése                                                             (AISC 360 (2016), Eq. J3-6a)
• Gerenda övlemez és oszlop övlemez kapcsolatának ellenőrzése                                            (AISC 341 (2016), Sec E1.6)
• Hegesztési nyílás                                                                            (AWS (2016) D1.8/D1.8M)

Mivel a vizsgálati minták csavarszilárdsága nem volt mérve és nem szerepelt a jelentésben, az A325 csúszásbiztos csavaroknál A osztályú felületet feltételeztek 0,3-as csúszási együtthatóval, és az AISC J3 táblázatában megadott névleges értékeket alkalmazták az A325 nyomócsapágyas csavarok névleges húzószilárdsága (\(f_{nt} = 90\) \(ksi\)) és nyírószilárdsága  (\(f_{nv} = 68\) \(ksi\)) esetén. A szabványellenőrzések összefoglalása a 4.3. táblázatban található.

4.3. táblázat: WUF-W nyomatéki kapcsolatok szabványellenőrzései

A minták tönkremeneteli módja megjósolható az alábbi határállapotok szilárdságának kiszámításával és a mérvadó meghatározásával, összehasonlítva azokat a vizsgálati elrendezési feltételeket reprezentáló szerkezeti analízisből számított szükséges szilárdsággal:

1. Oszlop képlékeny hajlítási teherbírása
2. Gerenda képlékeny hajlítási teherbírása
3. A panelzóna rugalmatlan nyírási teherbírási kapacitásának megfelelő hajlítási teherbírás

A gerenda és az oszlop képlékeny nyomatéki teherbírása a képlékeny csukló helyén (\(M_{by@ph}\) és (\(M_{cy@ph}\)) a következőképpen számítható:

        \(M_{b@ph}\) = \(F_{yb}Z_{bx}\)                                                          (4.1)

     \(M_{b@ph}\) = \(F_{yc}Z_{cx}\)                                                              (4.2)

ahol \(F_{yb}\) a gerenda folyáshatára, \(Z_{bx}\) a gerenda képlékeny keresztmetszeti modulusa, \(F_{yc}\) az oszlop folyáshatára, és \(Z_{cx}\) az oszlop képlékeny keresztmetszeti modulusa. A rugalmatlan panelzóna nyírási teherbírása, \(R_{npz}\), az AISC 360 (2016) J10 szakaszával összhangban azzal a feltételezéssel számítható, hogy az oszlop szükséges tengelyirányú szilárdsága legfeljebb az axiális folyási szilárdság 75%-a:

 \(R_{npz} = (1.0)(0.6)F_{yc}d_{c}t_{cw}(1+\frac{{3b_{cf}t_{cf}}^2}{d_{c}d_{b}t_{cw}})\)                     (4.3)

ahol \(d_{c}\) az oszlop mélysége, \(t_{cw}\) az oszlop gerinclemezenek vastagsága, \(b_{cf}\) az oszlop övlemezének szélessége, \(t_{cf}\) az oszlop övlemezének vastagsága, \(d_{b}\) a gerenda mélysége.

A panelzónahajlítási teherbírási kapacitása az oszlop tengelyénél, \(M_{npz}\), a 4.9. ábrán látható módon az oszlopban ellentétes irányban ható szintnyírást figyelembe véve a következőképpen számítható:

  \(M_{npz} = (R_{npz} + V_{c})(d_{b} - t_{bf})\)                                     (4.4)

ahol \(V_{c}\) az oszlop nyíróereje, \(d_{b}\) a gerenda mélysége, \(t_{bf}\) a gerenda övlemezének vastagsága. A panelzóna hajlítási teherbírási kapacitása az oszlop homlokfelületénél, \(M_{npz@foc}\), az oszlop homlokfelületétől az oszlop tengelyéig terjedő gravitációs teherből adódó többletnyomaték levonásával számítható a következőképpen:

 \(M_{npz@foc} = M_{npz} - V_{grav}\frac{d_{c}}{2}\)     

ahol \(V_{grav}\) a gerenda képlékeny csuklójának helyén ható gravitációs erő.                                       

4.9. ábra: Erők a panelzónában (AISC 360, 2016)

A minták válaszának kiszámításához a vizsgálati elrendezést reprezentáló SAP2000 modellt fejlesztettek ki. Feltételezték, hogy az oszloptámaszok csuklós kapcsolatok. Az alapmodell esetében a kifejlesztett SAP2000 modell és a gerenda végén alkalmazott 10 kips függőleges terhelésnek megfelelő számított nyomatékábra a 4.10. ábrán látható.

4.10. ábra: Bal) SAP2000 modell; Jobb) Nyomatékábra

A gerenda és az oszlop nyomatéki válaszait a tengelyeknél (\(M_{bu@cc}\) és \(M_{cu@cc}\)) a SAP2000 modellből nyerték, és a megfelelő nyomatékértékeket a szerkezeti elemek homlokfelületeinél (azaz \(M_{bu@foc}\) és \(M_{cu@foc}\)) a következőképpen számították:

\(M_{bu@foc} = (M_{bu@cc} - V_{ub})\frac{d_{b}}{2}\)                                     (4.5)

\(M_{cu@foc} = (M_{cu@cc} - V_{uc})\frac{d_{c}}{2}\)                                      (4.6)

ahol \(V_{ub}\) a gerenda számított nyíróereje és \(V_{uc}\) az oszlop számított nyíróereje. Feltételezték, hogy a gerendában a képlékeny csukló az oszlop homlokfelületénél alakul ki, az oszlopban pedig a gerenda homlokfelületénél. A panelzóna és a gerenda számított hajlítási teherbírási kapacitásai az oszlop homlokfelületénél (azaz \(M_{npz@foc}\) és \(M_{b@ph}\)), valamint az oszlop hajlítási teherbírási kapacitása a gerenda homlokfelületénél (\(M_{c@ph}\)) a 4.4. táblázatban szerepelnek. Emellett minden kapcsolatra elvégezték a SAP2000 analízist oly módon, hogy a gerenda eléri képlékeny nyomatéki teherbírási kapacitását az aktuátort reprezentáló gerenda végén alkalmazott nyíróerő hatására. Az oszlop és a gerenda számított nyomatéki válaszai a szerkezeti elemek homlokfelületeinél (azaz \(M_{cu@foc}\), \(M_{bu@foc}\)) szintén a 4.4. táblázatban szerepelnek. Ezeket az értékeket összehasonlították egymással, és meghatározták a mérvadó határállapotot.

4.4. táblázat: A teherbírási számítások összefoglalása

Az alapmodell.SC, az 1. variáció és az alapmodell.X tönkremeneteli módja a panelzóna szilárdsága, míg a többi minta esetében a gerenda képlékeny hajlítási teherbírása a mérvadó határállapot.

4.4 IDEA StatiCa elemzés

Az előző szakaszban leírt nyolc WUF-B nyomatéki kapcsolatot az IDEA StatiCa-ban modellezték a kísérletek viselkedésének szimulálása céljából. A Lee et al. (1999) által megadott mért kuponvizsgálati anyagtulajdonságokat alkalmazták az IDEA StatiCa szoftverben, és az ellenállási tényezőket 1,0-ra állították. Az IDEA StatiCa feszültség-alakváltozás elemzési típusát (azaz EPS) alkalmazva azonosították a kapcsolatok nyomatéki kapacitásait és tönkremeneteli módjait. Az alapmodell esetében a nyomaték-elfordulás összefüggést az IDEA StatiCa szoftver kapcsolatmerevségi elemzési típusával (azaz ST) számították.

4.4.1 Az Alapmodell.SC elemzése

Az IDEA StatiCa modellt az alapmodell.SC esetére fejlesztették ki a mért anyagtulajdonságok felhasználásával (4.2. táblázat). A túlszilárdság-együtthatókat, \(R_{y}\) és \(F_{t}\), valamint az összes LRFD ellenállási tényezőt 1,0-ra állították. Az oszlop tengelyénél fellépő terhelések meghatározásához egy gerenda-oszlop keretes modellt hoztak létre a SAP2000-ben a vizsgálati elrendezésben szereplő oszlop és gerenda hosszaival (lásd 4.10. ábra). Csuklós kapcsolatokat rendeltek az oszlop mindkét végéhez, és 10 kips nyíróerőt alkalmaztak az oszlop homlokfelületétől 134,9 in. távolságra. A számított csomóponti terheléseket az IDEA StatiCa modellre alkalmazták a gerenda nullával egyenlő pozíciójában (oszlop tengelye) a „terhelések egyensúlyban" opció bekapcsolásával. A teherbírás kiszámításához a terheléseket fokozatosan növelték, amíg az alábbiak valamelyike teljesül:

1. 5%-os képlékeny alakváltozás a lemezekben (gerenda, oszlop, nyírófül, folytonossági lemez)
2. 100%-os szilárdságkihasználtság a csavarokban
3. 100%-os szilárdságkihasználtság a hegesztésekben

Amikor a nyíróerő és a megfelelő nyomatékérték elérte a 47,60 kips és 6 770 kips-in. értéket, a csavar szilárdságkihasználtsága teljesült, és a gerenda övlemezeiben számított átlagos képlékeny alakváltozás 3,2% (4.11. ábra). Az „ST" elemzés segítségével kiszámították a nyomaték-elfordulás összefüggést, amely a 4.12. ábrán látható. Megjegyzendő, hogy az „ST" elemzésben az oszlop mindkét végén befogott, ami eltérésekhez vezethet az „EPS" elemzéssel egyensúlyi terhelések mellett kapotthajlítási teherbírástól.

4.11. ábra: IDEA StatiCa modell az Alapmodell.SC esetére 6 770 kips-in. nyomaték alatt.

4.12. ábra: Nyomaték-elfordulás összefüggés az alapmodell.SC esetére

4.4.2 Az 1. variáció elemzése

Az alapmodell.SC esetére leírt eljárást követve az IDEA StatiCa modellt az 1. variációra fejlesztették ki csúszásbiztos csavarokkal. A fokozatos terhelésből megfigyelhető volt, hogy amikor a nyíróerő és a megfelelő nyomaték 82,20 kips és 11 700 kips-in. volt, a gerenda gerince elérte az 5%-os képlékeny alakváltozási határt, míg a gerenda övlemezeiben és az oszlop gerincében 4,6%, illetve 4,0% képlékeny alakváltozás keletkezett (4.13. ábra).  

4.13. ábra: IDEA StatiCa modell az 1. variációra 11 700 kips-in. nyomaték alatt.

 4.4.3 A 2. variáció.SC elemzése

Az előző két szakaszban leírt eljárást követve IDEA StatiCa elemzést végeztek a 2. variáció.SC esetére. Megfigyelhető volt, hogy a csavarok szilárdságkihasználtsága akkor teljesült, amikor a nyíróerő és a megfelelő nyomaték 90,0 kips és 12 800 kips-in. volt (4.14. ábra).

4.14. ábra: IDEA StatiCa modell a 2. variációra 12 800 kips-in. nyomaték alatt.

4.4.4 A 3. variáció.SC elemzése

Az eljárást követve a 3. variáció.SC hajlítási teherbírási kapacitását az IDEA StatiCa segítségével határozták meg. Amikor a nyíróerő és a megfelelő nyomaték elérte a 87,90 kips és 12 500 kip-in. értéket, a csúszásbiztos csavarok szilárdságkihasználtsága teljesült (4.15. ábra).

4.15. ábra: IDEA StatiCa modell a 3. variációra 12 500 kips-in. nyomaték alatt.

4.4.5 A 4. variáció elemzése

Az IDEA StatiCa elemzést a 4. variációra is elvégezték ugyanazon eljárást követve. Az IDEA StatiCa elemzés kimutatta, hogy a gerenda gerincében elérte az 5%-os képlékeny alakváltozási határt, és a gerenda felső övlemezében 3,8%-os képlékeny alakváltozást számítottak, amikor a 156,60 kips nyíróerő és a megfelelő 22 270 kips-in. nyomaték teljesült (4.16. ábra).

4.16. ábra: IDEA StatiCa modell a 4. variációra 22 270 kips-in. nyomaték alatt.

4.4.6 Az Alapmodell.X elemzése

Az alapmodell.X IDEA StatiCa modelljét az alapmodell.SC-ből fejlesztették ki a csavartípusok csúszásbiztosról nyomócsapágyas csavarokra való cseréjével. Ugyanazt az eljárást követték, és kiszámították a minta hajlítási kapacitását. Megfigyelhető volt, hogy a gerenda felső övlemezében 5%-os képlékeny alakváltozást számítottak, amikor a 48,00 kips nyíróerő és a megfelelő 6 830 kip-in. nyomaték teljesült (lásd 4.17. ábra). Ez XX%-kal magasabb, mint az Alapmodell.SC esetében.

4.17. ábra: IDEA StatiCa modell az alapmodell.X esetére 6 830 kips-in. nyomaték alatt.

4.4.7 A 2. variáció.X elemzése

A 2. variáció.X IDEA StatiCa modelljét a 2. variáció.SC-ből fejlesztették ki a csavartípus cseréjével. Megfigyelhető volt, hogy a gerenda felső gerincében 5%-os képlékeny alakváltozás keletkezett, amikor a 97,00 kips nyíróerőt és a megfelelő 13 800 kip-in. nyomatékot alkalmazták (lásd 4.18. ábra). Emellett a gerenda felső övlemezében 4,8%-os képlékeny alakváltozást számítottak. Ez XX%-kal magasabb, mint a 2. variáció.SC esetében.

4.18. ábra: IDEA StatiCa modell a 2. variáció.X esetére 13 800 kips-in. nyomaték alatt.

4.4.8 A 3. variáció.X elemzése

A 3. variáció.X IDEA StatiCa modelljét a 3. variáció.SC-ből fejlesztették ki az előző két szakaszban ismertetett lépéseket követve. Megfigyelhető volt, hogy a gerenda gerincében elérte az 5%-os képlékeny alakváltozási határt, míg a gerenda felső övlemezében 4,9%-os képlékeny alakváltozást számítottak, amikor a nyíróerő és a megfelelő nyomaték elérte a 98,20 kips és 13 970 kip-in. értéket (lásd 4.19. ábra). Ez XX%-kal magasabb, mint a 3. variáció.SC esetében.

4.19. ábra: IDEA StatiCa modell a 3. variáció.X esetére 13 970 kips-in. nyomaték alatt.

Nyolc WUF-W nyomatéki kapcsolatot elemeztek az IDEA StatiCa segítségével, és kiszámították nyomatéki kapacitásaikat az oszlop tengelyénél. Az oszlop homlokfelületénél lévő nyomatéki kapacitásokat a 4.7. egyenlet segítségével számították, és a 4.5. táblázatban mutatják be.

\(M_{y@foc} = M_{y@cc} - V\frac{d_{c}}{2}\)                                                      (4.7)

ahol \(M_{y@foc}\) az oszlop homlokfelületénél lévő nyomatéki kapacitás, \(M_{y@cc}\) az oszlop tengelyénél lévő nyomatéki kapacitás, \(V\) a nyíróerő, és \(d_{c}\) az oszlop mélysége.

4.5. táblázat: Az IDEA StatiCa által számított nyomatéki kapacitások

4.5. ABAQUS elemzés

Ebben a szakaszban a 4.4.1 szakaszban kifejlesztett alapmodellt újra megalkották az ABAQUS szoftver (2022-es verzió) segítségével végeselem-módszer elemzéshez, és az eredményeket összehasonlították az IDEA StatiCa eredményeivel. A végeselem-módszer elemzéshez szükséges CAD modellt az IDEA StatiCa megjelenítő platformjával hozták létre. A hat csavart és a 28 hegesztési vonalat, amelyek az összes összeállítást összekötötték, ezt követően manuálisan adták hozzá az ABAQUS CAD felületén. A 47,6 kips függőleges terhelést és a megfelelő 6 770 kips-in. nyomatékot (Y tengely körül) egy meghatározott referenciaponton (azaz RF₁) alkalmazták az oszlop tengelyénél, ahogy a 4.20. ábrán látható. Az oszlop analitikai hossza az IDEA StatiCa-ban 175,95 in. Ezért az azonos oszlophossz utánzásához az ABAQUS-ban két további referenciapont (azaz RF₂ és RF₃) lett bevezetve 87,975 in. távolságra az oszlop középpontjától a Z tengely mentén mindkét irányban (lásd 4.20. ábra). Ez a két referenciapont minden irányban rögzített volt, és az ABAQUS összekötő-építő moduljával csatlakoztatták az oszlop felső és alsó felületéhez. Az IDEA StatiCa-ban a csavarokban lévő súrlódásos nyíróerő-átadás utánzásához előfeszítő terhelést alkalmaztak az ABAQUS-ban minden csavarszár tengelye mentén. Az ABAQUS-ban az elemméret 0,1–0,4 in. közé esett a rutinszerű hálóérzékenységi elemzés után, és összesen 310 451 elemet hoztak létre a modellben. 3D feszültségű, 8 csomópontos lineáris téglatest csökkentett integrálással (azaz C3D8R) lett kiválasztva elemtípusként.

4.20. ábra: Modell elrendezése és hálósűrűség az ABAQUS-ban

A kényszerfeltételt a hegesztési vonalak és a csatlakozó részek között alkalmazták. Az anyagviselkedést kétlineáris képlékenységgel modellezték az ABAQUS-ban. Egyéb paramétereket, beleértve a sűrűséget, a rugalmassági modulust és a Poisson-számot, az IDEA StatiCa anyagkönyvtárából vették. A numerikus szimulációt négy processzoron (Intel Xenon ® CPU E5-2698 v4 @ 2,20 GHz) hajtották végre, és körülbelül 270 percig tartott. A 4.21. ábra összehasonlítja az IDEA StatiCa és az ABAQUS által előrejelzett von Mises-feszültséget.

4.21. ábra: Az IDEA StatiCa és az ABAQUS modellek által számított von Mises-feszültség összehasonlítása

Az IDEA StatiCa által előrejelzett maximális feszültség 46,2 ksi volt az oszlop gerincén (megjegyzendő, hogy az IDEA StatiCa jelmagyarázata a tervezési adatokat mutatja), míg az ABAQUS modell 46,8 ksi maximális feszültséget mutat ugyanazon a helyen. Az ABAQUS jelmagyarázatában szereplő 51,8 ksi maximális feszültség a nyírófület az oszlophoz csatlakoztató elülső hegesztési vonalhoz tartozik. A kissé eltérő feszültségeloszlás valószínűleg az oszlop hosszának figyelembevételéből az ABAQUS-ban, a peremfeltételek alkalmazásának módjából, a finomabb háló alkalmazásából a végeselem-módszer elemzésben, valamint az IDEA StatiCa egyszerűsített CAD modelljéből adódik. Megjegyzendő, hogy a szerzők rutinszerű hálóérzékenységi elemzést végeztek az IDEA StatiCa modellre, és bizonyos következetlenségeket figyeltek meg az eredményekben.

Az IDEA StatiCa és az ABAQUS által számított maximális képlékeny alakváltozás 2,3%, illetve 2,9% volt (mindkettő a gerenda felső övlemezén). Emellett az IDEA StatiCa által előrejelzett képlékeny alakváltozási zóna összhangban volt az ABAQUS-ban számított folyási térképpel (azaz a 4.22. ábra alsó sorával). Ezenkívül az ABAQUS eredményei azt mutatják, hogy a csavarok is képlékeny alakváltozást szenvedtek.

4.22. ábra: Felső sor) Az IDEA StatiCa és az ABAQUS modellek által számított képlékeny alakváltozás összehasonlítása; alsó sor) Az IDEA StatiCa és az ABAQUS folyási térképének összehasonlítása

A 4.23. ábra a két szoftver nyomaték-elfordulás görbéjének összehasonlítását mutatja az oszlop tengelyére vonatkoztatva. Megjegyzendő, hogy a 4.23. ábrán az IDEA StatiCa által kapott teljes elfordulás meghatározásához (szaggatott narancssárga vonallal jelölve) a SAP2000 segítségével kiszámították a gerenda lineáris elfordulását az oszlop tengelyénél, majd hozzáadták az IDEA StatiCa által közölt alapértelmezett képlékeny elfordulás görbéhez (folytonos narancssárga vonallal jelölve). Mindkét modell összehasonlítható kezdeti merevségi becsléseket nyújt. A kisebb eltérés az elemtípusok különbségéből (azaz az ABAQUS-ban alkalmazott térbeli elem és az IDEA StatiCa-ban alkalmazott héjelem), valamint az ABAQUS-ban a hegesztések reprezentálásához alkalmazott kényszerfeltételből adódhat.

4.23. ábra: Nyomaték-elfordulás összehasonlítása az IDEA StatiCa és az ABAQUS között

4.6 Eredmények összefoglalása és összehasonlítása

A nyolc WUF-B nyomatéki kapcsolatot az IDEA StatiCa segítségével és az AISC tervezési eljárást követve vizsgálták. Emellett az IDEA StatiCa alapmodell (azaz SC) eredményeit összehasonlították az egyenértékű ABAQUS modell eredményeivel.

Az alapmodell.SC vizsgálata során a minta a gerenda övlemezének kiszakadása miatt tönkrement, míg az AISC eljárásból számított mérvadó határállapot a panelzóna szilárdsága, amely 8%-kal kisebb a gerenda szilárdságánál. Az IDEA StatiCa elemzés az alapmodell.SC esetére a tönkremeneteli módot csavar csúszási szilárdságként számította. Másrészt az alapmodell.X IDEA StatiCa modellje a gerenda övlemeze miatt tönkrement, mivel a csavartípust csúszásbiztosról nyomócsapágyasra változtatták, ahogy azt az AISC 341 lehetővé teszi a nyomatéki kapcsolatok esetén. Emellett az IDEA StatiCa segítségével számított nyomaték-képlékeny elfordulás összefüggést összehasonlították a tesztjelentésben megadott görbével, ahogy a 4.24. ábrán látható.

4.24. ábra: Nyomaték-elfordulás összehasonlítása az alapmodell.SC esetére, jobb oldalon nagyított nézettel

Az 1. variáció esetében a tesztjelentés jelzi, hogy képlékeny csukló keletkezett a panelzónában. Ugyanezt a tönkremeneteli módot számította az AISC eljárás is. Másrészt az IDEA StatiCa elemzés kimutatta, hogy a minta a gerenda gerincének 5%-os képlékeny alakváltozása miatt érte el kapacitását, míg a panelzónában 4%-os képlékeny alakváltozást számítottak.

A 2. variáció.SC esetében a gerenda övlemezének törése volt a minta tönkremeneteli módjaként jelentve. Hasonlóképpen, az AISC eljárás ugyanezt a tönkremeneteli módot számította. A 2. variáció.SC IDEA StatiCa modellje azt mutatta, hogy a tönkremeneteli mód a csavar csúszási szilárdsága, míg a 2. variáció.X esetére elvégzett IDEA StatiCa elemzés ugyanazt a tönkremeneteli módot számította, mint a vizsgálat és az AISC eljárás.

A 3. variáció.SC esetében képlékeny szakadást jelentettek a kísérlet során. Ugyanezt a tönkremeneteli módot számította az AISC eljárás is. A 3. variáció.SC IDEA StatiCa modellje kimutatta, hogy a csavar csúszási szilárdsága teljesült, míg a 3. variáció.X esetére kifejlesztett modell azt mutatta, hogy a minta a hajlítási gerenda szilárdság miatt érte el kapacitását, ahogy azt az AISC eljárás és a kísérlet is mutatta.

A 4. variáció esetében a vizsgálati megfigyelés, az AISC eljárás és az IDEA StatiCa elemzés ugyanazokat a tönkremeneteli módokat számította. Az IDEA StatiCa szerinti hajlítási nyomatéki kapacitás 20 656 kips-in., míg az AISC eljárással 24 286 kips-in. értéket számítottak. A nyolc minta IDEA StatiCa és AISC eljárás szerint számított hajlítási nyomatéki kapacitásai a 4.25. ábrán láthatók.

4.25. ábra: Az IDEA StatiCa és az AISC eljárás által számított nyomatéki kapacitások

Kérjük, adjon hozzá néhány megjegyzést a végéhez – pl. az IDEA StatiCa következetesen biztonságos eredményeket mutat a kísérleti eredményekhez és az AISC eljárásokhoz képest. Bár csúszásbiztos csavarokat terveznek, ezek az IDEA StatiCa-ban nyomócsapágyas csavarokkal is ellenőrizhetők, felhasználva azok csúszás utáni nyomócsapágyas szilárdságát.

Olvassa el az előminősített kapcsolatokról szóló teljes tanulmányt!

Hivatkozások

Lee, K. H., Stojadinovic, B., Goel, S. C., Margarian, A. G., Choi, J., Wongkaew, A., Reyher, B. P., and Lee, D. Y. (2002). Parametric Tests on Unreinforced Connections, Volume I-Final Report. SAC/BD-00/01.

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.

AWS D1.8/D1.8M (2016) Structural Welding Code—Seismic Supplement AWS B4.0:2007 Standard Methods for Mechanical Testing of Welds