베이스 플레이트 연결 (AISC)

Mark D. Denavit과 Kayla Truman-Jarrell은 테네시 대학교와 IDEA StatiCa의 공동 프로젝트로 이 검증 예제를 작성하였습니다.

1 설명

본 문서에서는 베이스 플레이트 연결에 대한 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 미국 실무에서 사용되는 전통적인 계산 방법의 결과를 비교합니다. 세 가지 하중 조건을 평가합니다: 동심 축 압축 하중, 전단력 하중, 그리고 축 압축 하중과 모멘트의 조합. 조사된 기둥-베이스 플레이트 연결의 개략도는 그림 1에 나와 있습니다.

전통적인 계산 방법은 AISC 설계 가이드 1(Fisher and Kloiber 2006)에 제시된 권고 사항을 기반으로 합니다. 이 가이드에 제시된 권고 사항은 베이스 플레이트 거동에 대한 단순화 가정을 기반으로 하며, 베이스 플레이트 항복 후 지압 응력의 재분배가 가능한 경우 매우 보수적인 결과를 초래하거나, 앵커 로드의 인장력이 과소평가될 경우 비보수적인 결과를 초래할 수 있습니다. 특히, 균일하게 분포된 지압 응력(즉, 강체 베이스 플레이트)의 가정은 베이스 플레이트의 유연성으로 인해 비균일 응력 분포가 발생하므로 종종 부정확합니다(Fitz et al. 2018). 따라서, 덜 보수적인 대안적 가정을 기반으로 한 전통적인 계산 결과도 함께 제시됩니다. 두 경우 모두 AISC 기준(2016)의 하중 및 저항 계수 설계(LRFD) 규정에 따라 계산이 수행되었습니다. ACI 기준(2019)에도 베이스 플레이트 연결의 강도와 관련된 규정이 포함되어 있습니다. 그러나 본 연구에서는 콘크리트 지압 강도 이외의 콘크리트 한계 상태는 제외하였으며, ACI 기준의 콘크리트 지압 강도 규정은 AISC 기준의 규정과 동일합니다.

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법) 결과는 IDEA StatiCa 버전 22.1에서 얻었습니다. 최대 허용 하중은 프로그램이 안전하다고 판단하는 값으로 적용 하중 입력을 조정하되, 소량(예: 1 kip) 증가 시 프로그램이 안전하지 않다고 판단하는 값으로 반복적으로 결정하였습니다. 접합부 설계 저항 해석 유형은 최대 허용 하중을 파악하는 데 도움이 될 수 있습니다. 그러나 접합부 설계 저항 평가에는 일부 근사가 포함되므로, 본 보고서의 모든 결과는 응력-변형률 해석 유형을 기반으로 합니다.

그림 1 와이드 플랜지 기둥을 나타내는 베이스 플레이트 연결의 개략도. HSS 기둥용 베이스 플레이트도 유사함

2 동심 축 압축 하중

먼저, 동심 축 압축 하중을 받는 베이스 플레이트를 조사합니다. 이 하중 조건에서 평가되는 한계 상태는 콘크리트 압괴와 베이스 플레이트의 휨 항복입니다. 두 가지 경우를 검토하며, 하나는 직사각형 HSS 기둥, 다른 하나는 와이드 플랜지 기둥입니다.

직사각형 HSS 기둥의 경우, 기둥 단면은 HSS10x4x5/8(ASTM A500 Gr. C, F_y = 50 ksi)이었으며, 플레이트는 평면 치수 12 in. × 12 in., 두께 0.25 in.에서 2.50 in.까지 변화하는 정사각형으로 ASTM A36(F_y = 36 ksi) 강재를 사용하였습니다. 앵커 로드는 직경 3/4 in.(ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi)이었으며, 연단 거리는 c₁ = 1 in.이었습니다. 앵커 로드용 구멍은 AISC 매뉴얼(2017) 표 14-2의 권고 사항에 따라 직경 1-5/16 in.으로 하였습니다. 베이스 플레이트는 콘크리트 위에 직접 지지되는 것으로 가정하였습니다(f'_c= 4 ksi). 콘크리트의 평면 면적은 최대 허용 지압 강도가 적용될 수 있을 만큼 충분히 크게 설정하였습니다(즉, \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)). 베이스 플레이트 연결의 3차원 뷰는 그림 2에 나와 있습니다.

그림 2 HSS 기둥이 있는 베이스 플레이트의 3차원 뷰

IDEA StatiCa와 전통적인 계산 방법으로 결정된 베이스 플레이트 연결에 안전하게 적용할 수 있는 최대 계수 축 압축 하중은 그림 3에 제시되어 있습니다. 두꺼운 베이스 플레이트, 즉 t_p ≥ 2.25 in.의 경우, 전통적인 결과와 IDEA StatiCa의 결과는 거의 동일합니다. 이러한 경우, 지압이 강도를 지배하며 베이스 플레이트의 전체 면적이 콘크리트와 접촉합니다. 전통적인 방법과 IDEA StatiCa 결과 간의 작은 강도 차이는 IDEA StatiCa가 지압 면적 계산 시 앵커 로드용 구멍을 고려하는 반면, 전통적인 방법에서는 구멍으로 인한 면적 감소를 일반적으로 무시하기 때문입니다.

그림 3 HSS 기둥이 있는 베이스 플레이트의 플레이트 두께에 따른 최대 계수 압축 축력

얇은 베이스 플레이트의 경우, 전통적인 계산 결과와 IDEA StatiCa의 결과는 크게 다릅니다. 이러한 경우, 전통적인 계산은 베이스 플레이트 휨에 의해 지배되는 반면, IDEA StatiCa에서의 지배적인 한계 상태는 콘크리트 압괴입니다. AISC 설계 가이드 1에서 가정한 균일하게 분포된 지압 응력은 베이스 플레이트에 큰 휨 요구를 초래합니다. 그러나 베이스 플레이트, 특히 얇은 경우에는 유연하여 변형이 발생하며, 그림 4와 같이 기둥 하부에 집중된 지압 응력 분포가 나타납니다. 베이스 플레이트의 항복은 베이스 플레이트의 유연성을 더욱 증가시키고 베이스 플레이트 단부의 지압 응력을 제한합니다. 이러한 거동은 IDEA StatiCa에서 명시적으로 모델링됩니다. 따라서 베이스 플레이트의 항복이 발생하더라도 베이스 플레이트의 소성 변형률은 5% 한계에 도달하지 않으며 콘크리트 강도가 지배합니다.

그림 4 HSS 기둥이 있는 베이스 플레이트에 대한 IDEA StatiCa의 지압 응력 분포. 해칭은 면적 A₂를 나타내며 뷰 범위를 벗어남

차이를 더 자세히 살펴보기 위해, 유연한 베이스 플레이트와 더 일치하는 가정으로 전통적인 계산을 반복하였습니다. 이러한 대안적 전통 계산에 대한 가정된 응력 분포는 그림 5에 나와 있습니다. 지압 응력은 균일하지만 베이스 플레이트의 일부 영역에만 적용됩니다. 지압 응력의 크기는 AISC 기준(2016)에서 허용하는 최대값과 동일합니다(즉, \(\phi 1.7 f'_c\), 콘크리트의 평면 면적이 크다는 점에 유의). 지압 면적의 폭은 적용 하중과 지압 응력에 따라 달라집니다. 이 계산에서 항복선의 위치는 AISC 설계 가이드 1에서 권고하는 것과 동일하게 설정하였습니다. 이 대안적 지압 응력 분포 가정은 가이드에 제시된 것과 다르지만, AISC 기준(2016)을 여전히 준수합니다. 대안적 지압 응력 가정을 해석하는 또 다른 방법은 콘크리트 지압에 필요한 것 이상의 베이스 플레이트 부분을 무시하는 것입니다.

그림 5 HSS 기둥이 있는 베이스 플레이트에 대한 전통적(유연) 계산의 가정된 지압 응력 분포

대안적 전통 계산을 사용하여 계산된 최대 계수 축 압축 하중은 그림 3에 제시되어 있습니다. 대안적 지압 응력 가정을 사용하면 AISC 설계 가이드 1의 가정을 사용한 것보다 훨씬 높은 강도를 제공합니다. 두 가지 가정 모두 유효하다는 점을 감안할 때, 이는 전체 베이스 플레이트에 걸쳐 균일한 지압 응력을 가정하는 것이 지압에 대해 과대 설계된 베이스 플레이트에 대해 보수적임을 나타냅니다. IDEA StatiCa의 강도는 여전히 대안적 가정을 사용한 전통적인 계산의 강도보다 큽니다. 그 이유는 IDEA StatiCa의 지압 응력 분포가 균일하지 않기 때문입니다(그림 4). 응력이 기둥 근처에 집중되어 플레이트에 가해지는 휨 요구가 줄어듭니다. 이러한 거동은 물리적으로 현실적이지만 수계산으로 파악하기는 어렵습니다.

HSS 베이스 플레이트 연결의 기하학적 형상은 더 현실적인 지압 응력 분포 가정으로 베이스 플레이트의 휨 요구 계산을 단순하게 만듭니다. 이러한 계산은 와이드 플랜지 기둥에서는 더 어렵지만, 균일한 지압 응력 분포 가정은 마찬가지로 보수적입니다. 이를 탐구하기 위해, W12x120(ASTM A992, F_y = 50 ksi) 기둥에 평면 치수 18 in. × 18 in., 두께 0.25 in.에서 3.00 in.까지 변화하는 정사각형 베이스 플레이트와 ASTM A36(F_y = 36 ksi) 강재를 사용한 추가 해석을 수행하였습니다. 앵커 로드는 직경 3/4 in.(ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi)이었으며, 연단 거리는 c₁ = 1.5 in. 앵커 로드용 구멍은 AISC 매뉴얼(2017) 표 14-2의 권고 사항에 따라 직경 1-5/16 in.으로 하였습니다. 베이스 플레이트는 콘크리트 위에 직접 지지되는 것으로 가정하였습니다(f'_c= 4 ksi). 콘크리트의 평면 면적은 최대 허용 지압 강도가 적용될 수 있을 만큼 충분히 크게 설정하였습니다(즉, \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

IDEA StatiCa와 전통적인 계산 방법으로 결정된 베이스 플레이트 연결에 안전하게 적용할 수 있는 최대 계수 축 압축 하중은 그림 6에 제시되어 있습니다. 두꺼운 베이스 플레이트, 즉 t_p ≥ 2.25 in.의 경우, 전통적인 결과와 IDEA StatiCa의 결과는 거의 동일합니다. HSS 기둥 베이스 플레이트와 마찬가지로, 차이는 지압 면적 계산에서 앵커 로드용 구멍의 처리 방식이 다르기 때문입니다.

그림 6 와이드 플랜지 기둥이 있는 베이스 플레이트의 플레이트 두께에 따른 최대 계수 압축 축력

HSS 기둥 베이스 플레이트와 마찬가지로, 얇은 베이스 플레이트에서는 강도의 상당한 차이가 나타납니다. 차이의 주요 원인은 전통적인 계산에서 가정하는 전체 베이스 플레이트에 걸친 균일한 지압 응력입니다. 유럽 실무에 기반한 전통적인 계산의 대안적 접근 방식은 베이스 플레이트의 일부 영역에만 균일한 지압 응력을 가정하는 것입니다. 지압 응력을 받는 베이스 플레이트 부분은 그림 7과 같이 치수 c만큼 확장된 기둥 단면입니다.

그림 7 와이드 플랜지 기둥이 있는 베이스 플레이트에 대한 전통적(유연) 계산의 가정된 지압 면적

유럽 실무에서 치수 c는 항복 없이 지압 응력을 지지할 수 있는 최대 균일 하중 길이로서 캔틸레버 보 유추를 기반으로 합니다. 치수 c의 값은 이 개념을 본 예제와 미국 실무에서 사용되는 계산에 적용하여 결정할 수 있습니다. 캔틸레버 보 유추는 그림 8에 나와 있습니다. 균일한 지압 응력은 본 예제에서 콘크리트의 평면 면적이 크므로(즉, \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)) 콘크리트 압축 강도의 1.7배와 같습니다. 설계 지압 응력은 콘크리트 압괴에 대한 저항 계수 0.65를 적용한 후 \(\phi F_p = 1.105 f'_c\) 입니다. 캔틸레버의 단위 폭에 대한 지점에서의 필요 휨 강도는 다음과 같습니다.

\[M_u=1.105f'_c \frac{c^2}{2}\]

캔틸레버의 단위 폭에 대한 휨 항복 한계 상태의 가용 휨 강도는 다음과 같습니다.

\[\phi M_n=0.9F_y \frac{t_p^2}{4}\]

필요 휨 강도와 가용 휨 강도를 같다고 놓으면(즉, \(M_u=\phi M_n\)) 플레이트 두께의 함수로서 c에 대한 방정식이 도출됩니다.

\[c=0.638t_p \sqrt{\frac{F_y}{f'_c}}\]

본 예제에서 사용된 재료 강도, F_y = 36 ksi 및 f'_c = 4 ksi에 대해, c/t_p = 1.91의 비율로 c의 값은 1.91t_p입니다.

그림 8 치수 c 결정을 위한 캔틸레버 보 유추

Steenhuis et al. (2008)은 베이스 플레이트와 콘크리트 기초의 상대적 강성을 평가하고 c/t_p = 1.5의 비율을 권고하였습니다. 또 다른 잠재적 비율 값은 AISC 기준(2016) 제J10.2절의 웨브 국부 항복 규정 등 강구조 설계의 다른 측면에서 가정되는 2.5:1 하중 분산 기울기를 기반으로 한 c/t_p = 2.5입니다.

세 가지 다른 c/t_p 비율을 사용한 베이스 플레이트의 강도는 그림 9에서 IDEA StatiCa 결과 및 강체 베이스 플레이트 가정을 사용한 전통적인 계산 결과와 함께 나타나 있습니다. 얇은 베이스 플레이트의 경우, 대안적 지압 응력 분포는 AISC 설계 가이드 1의 가정을 사용할 때보다 더 큰 최대 계수 하중을 허용합니다. 강도는 IDEA StatiCa의 강도에 더 가깝지만, IDEA StatiCa는 여전히 더 큰 강도를 나타냅니다. 이에 대한 두 가지 주요 이유가 있습니다. 첫째, 베이스 플레이트는 기둥 플랜지 사이에서 캔틸레버로 거동하지 않습니다. 플랜지 사이의 이 영역에서 캔틸레버 보 유추를 기반으로 한 지압 응력 분포를 사용하는 것은 보수적입니다. 둘째, IDEA StatiCa는 지압 면적 내에서도 균일한 지압 응력을 사용하지 않습니다.

그림 9 유연한 베이스 플레이트를 사용한 전통적인 계산을 포함한 와이드 플랜지 기둥이 있는 베이스 플레이트의 플레이트 두께에 따른 최대 계수 압축 축력

IDEA StatiCa의 지압 응력 분포는 베이스 플레이트와 콘크리트 기초의 상대적 강성에서 비롯됩니다. 지압 응력은 그림 10과 같이 기둥 웨브와 플랜지 바로 아래에서 가장 크고 이러한 요소에서 멀어질수록 감소합니다. 따라서 지압 응력의 분포는 캔틸레버 보 유추에서 가정하는 것처럼 균일하지 않습니다. 또한, IDEA StatiCa는 지압 면적의 평균 지압 응력을 기반으로 이용률을 평가하므로 최대 지압 응력은 설계에 사용되는 균일한 지압 응력을 초과할 수 있습니다. 지압 면적은 IDEA StatiCa에서 최대 지압 응력의 일정 비율보다 큰 지압 응력을 갖는 면적으로 정의됩니다. 응력 차단 비율이라고 하는 이 비율은 기본값으로 0.1로 설정되어 있지만, 사용자가 코드 설정 메뉴에서 변경할 수 있습니다. 다른 응력 차단 비율을 사용하면 다른 결과가 나타납니다. 응력 차단 비율 0.4를 사용한 IDEA StatiCa의 최대 계수 압축 축력은 그림 9에 나와 있습니다.

그림 10 WF 기둥이 있는 베이스 플레이트에 대한 IDEA StatiCa의 지압 응력 분포. 해칭은 면적 A₂를 나타내며 뷰 범위를 벗어남

지압에 대해 과대 설계된 베이스 플레이트에 대해 전체 베이스 플레이트에 걸쳐 균일한 지압 응력을 사용하는 것은 명백히 보수적입니다. 베이스 플레이트 유연성을 고려하는 대안적 접근 방식에도 수계산을 허용하기 위한 단순화 가정이 포함됩니다. IDEA StatiCa는 이러한 방법들보다 더 큰 강도를 제공하지만, 현실적인 거동 가정을 기반으로 하며 지압 강도 검토는 AISC 기준에 따라 수행됩니다. 수계산 결과와 더 잘 일치하는 결과를 원하는 구조 엔지니어는 IDEA StatiCa에서 응력 차단 비율을 0.4로 조정할 수 있습니다.

3 전단력 하중

본 절에서는 전단력 하중을 받는 베이스 플레이트를 조사합니다. 베이스 플레이트에서 콘크리트로의 전단력 전달은 마찰, 베이스 플레이트 또는 전단 키의 콘크리트에 대한 지압, 앵커 로드의 전단력 등 여러 메커니즘을 통해 발생할 수 있습니다. 본 연구는 앵커 로드의 전단력 메커니즘만을 조사합니다.

AISC 설계 가이드 1에서 언급된 바와 같이, 전단력에 대한 앵커 로드의 설계는 연결 상세 및 해당 하중 경로에 따라 달라집니다. 베이스 플레이트의 앵커 로드용 구멍은 일반적으로 로드 설치 시 오정렬을 허용하기 위해 볼트 구멍보다 더 큰 공차를 가집니다. 베이스 플레이트의 앵커 로드 구멍에 대한 권장 크기는 AISC 매뉴얼(2017) 표 14-2에 제시되어 있습니다. 슬립을 방지하고 전단력을 모든 앵커 로드에 균등하게 전달하기 위해, 베이스 플레이트 아래에 설치 플레이트를 설치하거나 베이스 플레이트 위(앵커 로드 너트 아래)에 와셔 플레이트를 설치할 수 있습니다. 설치 플레이트 또는 와셔 플레이트가 베이스 플레이트에 용접되면 전단력이 각 앵커 로드에 균등하게 전달됩니다. 그러나 와셔 플레이트를 사용하는 경우, 베이스 플레이트 내 앵커 로드의 휨을 설계에서 고려해야 합니다.

IDEA StatiCa는 베이스 플레이트 내 앵커 로드의 휨을 고려하지 않습니다. 이 휨의 영향을 보여주기 위해 일련의 해석을 수행하였습니다. 해석은 W12x120(ASTM A992, F_y = 50 ksi) 기둥에 평면 치수 18 in. × 18 in., 두께 0.25 in.에서 2.50 in.까지 변화하는 정사각형 베이스 플레이트와 ASTM A36(F_y = 36 ksi) 강재를 사용하여 수행하였습니다. 앵커 로드는 직경 3/4 in.(ASTM F1554 Gr. 36, F_y = 36 ksi)이었으며, 전단면에서 나사산이 제외되지 않았고 연단 거리는 c₁ = 1.5 in.이었습니다. 앵커 로드용 구멍은 AISC 매뉴얼(2017) 표 14-2의 권고 사항에 따라 직경 1-5/16 in.으로 하였습니다. 베이스 플레이트는 콘크리트 위의 두께 2 in. 그라우트 패드(모르타르 줄눈) 위에 지지되는 것으로 가정하였습니다(f'_c= 4 ksi). 콘크리트의 평면 면적은 연단 효과를 고려할 필요가 없을 만큼 충분히 크게 설정하였습니다. 전단력은 베이스 플레이트 상단에서 영 모멘트 점으로 적용하였습니다.

IDEA StatiCa와 전통적인 계산 방법의 최대 계수 전단력 하중은 그림 11에 제시되어 있습니다. IDEA StatiCa 결과는 최대 계수 전단력 하중 24 kips로 거의 일정합니다. 이 값은 그라우트 패드가 있는 베이스 플레이트에 대해 ACI 기준(2019)에서 요구하는 0.8 감소 계수를 적용한 4개 앵커 로드의 가용 전단 강도입니다. 이 강도는 설치 플레이트를 사용하거나 앵커 로드 구멍의 공차가 크지 않은 경우에 적합합니다. 그러나 와셔 플레이트를 사용하는 경우, 베이스 플레이트 두께가 증가함에 따라 강도가 감소합니다. 전통적인 계산은 AISC 설계 가이드 1의 예제 4.11에 제시된 절차에 따라 수행되었으며, 와셔 플레이트 중심에서 그라우트 상단까지 거리의 절반을 레버 암으로 하는 휨을 포함하였습니다. AISC 설계 가이드 1의 권고에 따라, ACI 기준(2019)에 정의된 그라우트 베이스 플레이트에 대한 0.8 감소 계수는 적용하지 않았습니다. 이 경우, AISC 설계 가이드 1에 따른 전통적인 접근 방식은 두께 3/8 in. 이상의 베이스 플레이트에 대해 IDEA StatiCa보다 낮은 최대 계수 전단력을 나타냅니다. 용접된 와셔 플레이트 또는 베이스 플레이트 내 앵커 로드의 상당한 휨을 가능하게 하는 기타 상세를 사용하는 베이스 플레이트를 사용하는 경우, IDEA StatiCa 외부에서 검토를 수행하는 것을 권장합니다.

그림 11 플레이트 두께에 따른 최대 계수 전단력 하중

4 축 압축 하중과 모멘트의 조합

본 절에서는 축 압축 하중과 모멘트의 조합을 받는 베이스 플레이트를 조사합니다. 이 하중 조건에서 평가되는 한계 상태는 콘크리트 지압, 베이스 플레이트의 휨 항복, 앵커 로드의 인장 항복, 그리고 부재 강도입니다.

해석은 W12x120(ASTM A992, F_y = 50 ksi) 기둥에 평면 치수 20 in. × 20 in., 두께 0.5 in.에서 2.50 in.까지 변화하는 정사각형 베이스 플레이트와 ASTM A36(F_y = 36 ksi) 강재를 사용하여 수행하였습니다. 앵커 로드는 직경 1 in.(ASTM F1554 Gr. 55, F_y = 55 ksi)이었으며, 앵커 로드의 인장 강도가 모든 콘크리트 인장 파괴 모드를 지배할 수 있도록 콘크리트에 충분한 깊이로 매립하였습니다. 앵커 로드의 연단 거리는 c₁ = 2 in.이었습니다. 앵커 로드용 구멍은 AISC 매뉴얼(2017) 표 14-2의 권고 사항에 따라 직경 1-7/8 in.으로 하였습니다. 베이스 플레이트는 콘크리트 위의 두께 2 in. 그라우트 패드(모르타르 줄눈) 위에 지지되는 것으로 가정하였습니다(f'_c= 4 ksi). 콘크리트의 평면 면적은 연단 효과를 고려할 필요가 없고 최대 허용 지압 강도가 적용될 수 있을 만큼 충분히 크게 설정하였습니다(즉, \(\sqrt{A_2/A_1} \ge 2\)).

적용 축 압축 하중은 100 kips로 일정하게 유지하고, 동시에 적용할 수 있는 최대 휨 모멘트를 결정하였습니다. 최대 계수 휨 모멘트는 그림 12에 제시되어 있습니다. IDEA StatiCa의 경우, 두께 0.5 in. 베이스 플레이트를 사용한 연결에서는 베이스 플레이트 인장 측의 소성 변형률 한계가 연결 강도를 지배하였습니다. 두께 0.625 in. 베이스 플레이트를 사용한 연결에서는 그림 13과 같이 앵커에 의해 인장 측 베이스 플레이트 모서리가 콘크리트 속으로 휘어 들어가면서 콘크리트 압괴라는 흥미로운 한계 상태가 지배하였습니다. 앵커의 인장 강도는 약 5% 더 큰 적용 모멘트에서 도달하였습니다. 앵커의 인장 강도는 다른 모든 연결(즉, t_p ≥ 0.75 in.)에서 지배하였습니다. 전통적인 계산에서는 압축 측 베이스 플레이트의 휨 항복이 두께 1.5 in. 이하의 플레이트를 사용한 연결의 강도를 지배하였으며, 그 외의 경우에는 앵커 로드의 인장 강도가 지배하였습니다.

그림 12 100 kips 축 압축 하중이 있는 베이스 플레이트의 플레이트 두께에 따른 최대 계수 모멘트

그림 13 두께 0.625 in. 베이스 플레이트 연결의 변형 형상(배율 = 5) 및 콘크리트 지압 응력. 베이스 플레이트 인장 측 모서리의 지압 응력에 유의

베이스 플레이트 휨이 전통적인 계산을 지배하는 경우, 최대 허용 계수 모멘트는 전통적인 방법이 IDEA StatiCa보다 작았습니다. 이 결과의 이유는 동심 축 하중을 받는 베이스 플레이트의 경우와 유사하며, 구체적으로는 가정된 지압 응력 분포가 보수적이고 항복 시 베이스 플레이트의 증가된 유연성을 고려하지 않기 때문입니다. 축 압축 및 휨을 받는 유연한 베이스 플레이트를 평가하기 위한 전통적인 계산 방법이 개발되었으며, 다른 연구에서 IDEA StatiCa와 비교되었습니다.

반대로, 앵커 로드의 인장 저항이 전통적인 계산을 지배하는 경우, 최대 허용 계수 하중은 전통적인 방법이 IDEA StatiCa보다 약간 더 컸습니다. 앵커 로드의 가용 인장 강도는 전통적인 계산이 AISC 설계 가이드 1의 권고 사항을 기반으로 하는 반면 IDEA StatiCa는 ACI 기준의 규정을 기반으로 하므로 전통적인 계산이 약간 더 큽니다. 두 접근 방식은 또한 가정된 지압 응력 분포에서 차이가 있어 앵커 로드와 지압력 합력 중심 사이에 형성되는 힘 우력의 레버 암이 약간 다릅니다.

5 요약

본 연구는 미국 실무에서 사용되는 전통적인 계산 방법과 IDEA StatiCa를 통한 베이스 플레이트 연결의 설계를 비교하였습니다. 연구의 주요 관찰 사항은 다음과 같습니다:

• 강체 베이스 플레이트 가정에 더 잘 부합하는 두꺼운 베이스 플레이트의 경우, IDEA StatiCa는 AISC 설계 가이드 1에 제시된 전통적인 계산과 비슷한 강도를 제공합니다.
• 지압 응력으로 인한 베이스 플레이트의 휨 항복이 지배하는 얇은 베이스 플레이트의 경우, IDEA StatiCa는 지압 응력의 분포를 명시적으로 계산하고 베이스 플레이트 항복 개시 시 재분배되므로 전통적인 계산보다 훨씬 더 큰 강도를 제공할 수 있습니다.
• IDEA StatiCa는 앵커 로드의 전단 강도를 올바르게 계산하지만, 특정 베이스 플레이트 구성(예: 용접된 와셔 플레이트가 있는 베이스 플레이트)에서 발생할 수 있는 베이스 플레이트 내 앵커 로드의 휨으로 인한 전단 강도 감소 가능성은 무시합니다.

참고문헌

ACI. (2019). Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary. American Concrete Institute, Farmington Hills, MI.

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

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

Fisher, J., and Kloiber, L. (2006). Base Plate and Anchor Rode Design, 2nd Edition. Design Guide 1, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Fitz, M., Appl, J., Geibig, O. (2018). "Comprehensive base plate and anchor design based on realistic behavior – new design software based on realistic assumptions." Stahlbau 87(12), 1179-1186. [In German] https://doi.org/10.1002/stab.201800036

Steenhuis, M., Wald, F., Sokol, Z., and Stark, J. (2008). "Concrete in Compression and Base Plate in Bending." Heron, 53(1/2), 51–68.