볼트 접합 포털 프레임 처마 모멘트 연결

설명

본 연구의 목적은 그림 9.2.1에 나타난 볼트 접합 포털 프레임 처마 연결의 검증입니다. 래프터는 기둥 플랜지에 엔드 플레이트를 사용하여 볼트로 접합됩니다. 기둥은 보 플랜지 레벨에 두 개의 수평 스티프너로 보강됩니다. 압축을 받는 플레이트, 예를 들어 기둥의 수평 스티프너, 전단력 또는 압축을 받는 웨브 패널, 압축을 받는 보 플랜지는 단면 3등급으로 설계됩니다. 수평 보는 전체 길이에 걸쳐 등분포 하중을 받는 6 m 길이입니다.

그림 9.2.1 볼트 접합 포털 프레임 처마 연결

해석 모델

8개의 구성요소가 검토됩니다: 필릿 용접, 전단력을 받는 웨브 패널, 횡방향 압축을 받는 기둥 웨브, 횡방향 인장을 받는 기둥 웨브, 압축 및 인장을 받는 보 플랜지, 휨을 받는 기둥 플랜지, 휨을 받는 엔드 플레이트, 볼트. 모든 구성요소는 EN 1993-1-8:2005에 따라 설계됩니다. 구성요소의 설계값은 위치에 따라 달라집니다. 전단력을 받는 웨브 패널은 기둥의 수직 축에 작용하는 설계값으로 하중을 받습니다. 다른 구성요소들은 수평 보가 연결된 기둥 플랜지의 저감된 설계값으로 하중을 받습니다.

필릿 용접

용접은 보의 전체 단면 둘레를 따라 폐합됩니다. 플랜지의 용접 두께는 웨브의 용접 두께와 다를 수 있습니다. 수직 전단력은 웨브의 용접만으로 전달되며 소성 응력 분포가 고려됩니다. 휨 모멘트는 전체 용접 형상에 의해 전달되며 탄성 응력 분포가 고려됩니다. 기둥의 수평 강성에 따른 유효 용접 폭이 고려됩니다(보강되지 않은 기둥 플랜지의 휨으로 인해). 용접 설계는 EN 1993-1-8:2005, 조항 4.5.3.2(6)에 따라 수행됩니다. 검토는 두 주요 지점에서 수행됩니다: 플랜지의 상단 또는 하단 모서리(최대 휨 응력)와 플랜지와 웨브의 교차점(전단력과 휨 모멘트 응력의 조합).

전단력을 받는 웨브 패널

기둥 웨브의 두께는 최대 3등급으로 설계됩니다; EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.6.1(1) 참조. 하중 저항 능력에 대한 두 가지 기여가 고려됩니다: 전단력에 대한 기둥 벽의 저항과 기둥 플랜지 및 수평 스티프너의 프레임 거동으로부터의 기여; EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.6.1 (6.7 및 6.8) 참조.

횡방향 압축 또는 인장을 받는 기둥 웨브

전단 하중의 상호작용 효과가 고려됩니다; EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.6.2 및 표 6.3 참조. 기둥 벽의 종방향 응력의 영향이 고려됩니다; EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.6.2(2) 참조. 수평 스티프너는 좌굴을 방지하며 유효 면적으로 이 구성요소의 하중 저항 능력에 포함됩니다.

압축을 받는 보 플랜지

수평 보는 최대 3등급으로 설계됩니다.

휨을 받는 기둥 플랜지 또는 엔드 플레이트

원형 및 비원형 파괴에 대한 유효 길이는 EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.6에 따라 고려됩니다. EN 1993-1-8:2005, 조항 6.2.4.1에 따른 세 가지 붕괴 모드가 고려됩니다.

볼트

볼트는 EN 1993-1-8:2005, 조항 3.6.1에 따라 설계됩니다. 설계 저항은 펀칭 전단 저항과 볼트 파단을 고려합니다.

수치 설계 모델

T-스터브는 3장에서 설명하고 이하에서 요약한 바와 같이 4절점 쉘 요소로 모델링됩니다. 각 노드는 6개의 자유도를 가집니다. 요소의 변형은 막 기여와 휨 기여로 구성됩니다. 비선형 탄소성 재료 상태는 적분점의 각 층에서 검토됩니다. 검토는 EN 1993-1-5:2006에 따라 5%의 최대 변형률 값을 기준으로 수행됩니다. 볼트는 세 개의 하위 구성요소로 나뉩니다. 첫 번째는 볼트 생크로, 비선형 스프링으로 모델링되며 인장만 전달합니다. 두 번째 하위 구성요소는 인장력을 플랜지로 전달합니다. 세 번째 하위 구성요소는 전단력 전달을 처리합니다.

전체 거동

위에서 언급한 두 가지 설계 절차에 대한 모멘트-회전 다이어그램으로 설명되는 접합부의 전체 거동 비교가 수행되었습니다. 모멘트-회전 다이어그램의 주요 특성인 초기 강성, 설계 저항 및 변형 능력에 주목하였습니다. 보 IPE 330은 5열의 볼트 M24 8.8을 사용한 확장 엔드 플레이트로 기둥 HEB 300에 연결됩니다. 두 설계 절차의 결과는 그림 9.2.2의 그래프와 표 9.2.1에 나타나 있습니다. CM은 일반적으로 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)에 비해 더 높은 초기 강성을 제공합니다. CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)은 9.2.5장에 나타난 바와 같이 모든 경우에서 CM에 비해 약간 더 높은 설계 저항을 제공합니다. 차이는 최대 10%입니다. 변형 능력도 비교됩니다. EC3는 엔드 플레이트 접합부의 변형 능력에 대한 배경이 제한적이므로 변형 능력은 (Beg et al. 2004)에 따라 계산되었습니다.

그림 9.2.2 모멘트-회전 다이어그램

표 9.2.1 전체 거동 개요

저항 검증

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)으로 계산된 설계 저항은 다음 단계에서 구성요소법의 결과와 비교되었습니다. 비교는 저항과 임계 구성요소에 초점을 맞추었습니다. 연구는 기둥 단면 매개변수에 대해 수행되었습니다. 보 IPE 330은 5열 볼트의 확장 엔드 플레이트로 기둥에 연결됩니다. 볼트 M24 8.8이 사용됩니다. 볼트 단부 거리 및 간격(mm)이 포함된 엔드 플레이트 P15의 치수는 높이 450 (50-103-75-75-75-73)이고 폭 200 (50-100-50)입니다. 상부 플랜지의 외측 모서리는 엔드 플레이트 모서리에서 91 mm 떨어져 있습니다. 보 플랜지는 목 두께 8 mm의 용접으로 엔드 플레이트에 연결됩니다. 보 웨브는 목 두께 5 mm의 용접으로 연결됩니다. 기둥은 보 플랜지 반대편에 수평 스티프너로 보강됩니다. 스티프너의 두께는 15 mm이며, 폭은 기둥 폭에 해당합니다. 엔드 플레이트 스티프너의 두께는 10 mm이고 폭은 90 mm입니다. 결과는 표 9.2.2 및 그림 9.2.3에 나타나 있습니다.

표 9.2.2 매개변수별 설계 저항 – 기둥 단면

그림 9.2.3 기둥 단면에 따른 설계 저항

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법) 모델의 정확도를 설명하기 위해, 매개변수 연구의 결과가 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 CM이 예측한 저항을 비교하는 그래프에 요약되어 있습니다; 그림 9.2.4 참조. 결과는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)이 거의 모든 경우에서 CM에 비해 약간 더 높은 설계 저항을 제공함을 보여줍니다. 두 방법 간의 차이는 최대 10%입니다.

그림 9.2.4 CBFEM과 CM의 검증

벤치마크 예제

입력값

• 강재 S235
• 보 IPE 330
• 기둥 HEB 300
• 엔드 플레이트 높이 h_p = 450 (50-103-75-75-75-73) mm
• 엔드 플레이트 폭 b_p = 200 (50-100-50) mm
• 엔드 플레이트 P15
• 기둥 스티프너 두께 15 mm, 폭 300 mm
• 엔드 플레이트 스티프너 두께 10 mm, 폭 및 높이 90 mm, 모따기 20 mm 
• 플랜지 용접 목 두께 a_f = 8 mm
• 웨브 및 엔드 플레이트 스티프너 용접 목 두께 a_w = 5 mm
• 볼트 M24 8.8

출력값

• 휨 설계 저항 M_Rd = 206 kNm
• 대응 수직 전단력 V_Ed= –206 kN
• 붕괴 모드: 상부 플랜지의 보 스티프너 항복
• 볼트 이용률 90,2 %
• 용접 이용률 99,0 %