이론적 배경

AISC 한계 상태 및 설계 요구사항 목록

Steel

CBFEM

Connection

AISC (USA)

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다음 목록은 강구조 연결 설계를 위한 AISC 한계 상태 및 설계 요구사항과 IDEA StatiCa가 이를 어떻게 처리하는지를 요약합니다. 이 목록은 테네시 대학교의 Mark D. Denavit 교수가 작성하였습니다. 목록은 현재 작성 중이며, 더 많은 항목이 추가될 예정입니다.

소개

구조용 강재 연결 설계는 많은 한계 상태의 평가, 다양한 거동 효과의 고려, 그리고 많은 요구사항의 준수를 필요로 합니다. AISC 기준서, AISC 매뉴얼 및 기타 참고문헌은 미국 실무에서 사용되는 설계 방법을 기술하고 있습니다. 현재 가장 널리 사용되는 방법은 주로 수계산으로 수행할 수 있는 계산에 의존합니다. 그러나 컴퓨터 하드웨어 및 소프트웨어의 발전으로 비선형 구조 해석에 기반한 새로운 유형의 설계가 가능해졌습니다.

설계에서 비선형 해석의 사용은 전통적인 계산의 가정이 검증되지 않은 복잡하거나 특수한 연결부에 유리할 수 있습니다. 그러나 동일한 한계 상태, 설계 고려사항 및 설계 요구사항이 적용됩니다. 우수한 연결 설계는 이러한 설계 기준과 도구가 이를 어떻게 반영하는지를 아는 엔지니어로부터 나옵니다.

이 문서는 구조용 강재 설계와 관련된 한계 상태, 설계 고려사항 및 설계 요구사항을 상세하게(단, 망라적이지는 않게) 나열하고, 전통적인 계산 방법과 구성요소 기반 유한요소법을 사용하는 IDEA StatiCa에서 이를 어떻게 고려하는지를 설명하기 위한 것입니다.

이 문서는 검증 및 조사 작업이 아직 진행 중이므로 지속적으로 업데이트되고 있습니다.

이 문서의 내용은 2022년 AISC 기준서 및 제16판 AISC 매뉴얼을 참조합니다.

한계 상태

용접 파단

AISC 기준서에는 그루브 용접, 필릿 용접, 플러그 및 슬롯 용접에 관한 규정이 포함되어 있습니다. 이 중 완전 용입(CJP) 그루브 용접과 필릿 용접만이 현재 IDEA StatiCa에서 정의할 수 있는 유형입니다.

IDEA StatiCa에서 CJP 그루브 용접과 맞대기 용접은 다점 구속 조건을 사용하여 구성요소를 직접 연결하는 방식으로 모델링됩니다. 다점 구속 조건은 유연성을 도입하지 않습니다. 또한 CJP 그루브 용접의 강도는 모재에 의해 결정되므로 이러한 용접의 강도는 검토하지 않습니다.

필릿 용접도 다점 구속 조건과 용접의 탄소성 거동을 근사화하는 등가 용접 쉘 요소를 사용하여 모델링됩니다. 이 쉘 요소의 힘은 추출되어 AISC 기준서에 따라 계산된 가용 강도와 비교하기 위한 소요 강도로 사용됩니다.

용접의 가용 강도는 AISC 기준서 J2.4절에 정의되어 있습니다. 필릿 용접의 경우, 공칭 강도는 용접 금속의 공칭 응력 F_nw, 용접의 유효 면적 A_we, 그리고 방향 강도 증가 계수 k_ds의 곱입니다. AISC 기준서 표 J2.5는 F_nw = 0.6F_EXX로 설정하고 A_we의 정의에 대해 AISC 기준서 J2.2a절을 참조합니다. 각 용접 세그먼트에 대해 A_we는 목 두께와 용접 세그먼트 길이의 곱으로 취합니다. AISC 기준서 J2.2b절의 긴 용접에 대한 유효 길이 감소는 적용되지 않지만, 긴 용접의 영향은 긴 연결부에서의 변형 적합성 항목에 설명된 바와 같이 명시적으로 반영됩니다.

방향 강도 증가 계수는 AISC 기준서 J2.4절에 정의되어 있습니다. 다양한 용접 요소의 변형 적합성이 고려될 때(IDEA StatiCa에서는 용접 및 연결 요소의 강성이 명시적으로 모델링되므로 이에 해당), k_ds는 소요 힘의 작용선과 용접 종축 사이의 각도의 함수입니다. IDEA StatiCa는 등가 용접 쉘 요소의 내력으로부터 작용선을 결정하고 각 용접 세그먼트에 대해 k_ds와 공칭 강도를 계산합니다.

방향 강도 증가의 효과를 설명하기 위해 Miazga와 Kennedy(1989)가 실험적으로 시험한 용접 시편을 고려합니다. 시편은 아래 그림(단위: 밀리미터)과 같이 0, 15, 30, 45, 60, 75, 90도의 하중 각도를 가졌습니다. 플레이트는 CAN3-G40.21-M8 등급 300W 강재로 제작되었습니다. 외부 플레이트의 실측 항복 강도는 52.8 ksi였습니다. 내부 플레이트의 실측 항복 강도는 50.2 ksi였습니다. 공칭 강도 F_EXX = 70 ksi인 E48014 용접봉이 사용되었습니다.

각 시편에 대해 IDEA StatiCa에서 실측 플레이트 재료 특성, 공칭 충전 금속 특성 및 저항 계수를 포함한 모델을 사용하여 최대 허용 적용 하중을 결정하였습니다. 최대 허용 적용 하중은 연결부의 총 용접 길이로 정규화되어 아래 그림에 나타나 있습니다. 또한 AISC 기준서에 따른 설계 강도(방향 강도 증가 계수 및 저항 계수 포함)와 실험 강도도 함께 나타나 있습니다.

IDEA StatiCa의 용접 결과에서 출력된 각 시편의 용접 종축으로부터 측정된 하중 각도는 아래 표에 나열되어 있습니다.

기하학적 \(\theta\) (도)	IDEA \(\theta\) (도)
0	14.7
15	21.1
30	34.0
45	49.1
60	58.8
75	72.6
90	89.9

IDEA StatiCa와 AISC 기준서의 강도는 모두 실험 강도보다 훨씬 낮습니다. 실험 강도가 더 높은 데는 여러 이유가 있습니다. 저항 계수가 포함되지 않았고, 실제 충전 금속 강도는 공칭 강도보다 클 가능성이 높으며, 용접의 실제 파단 면적은 설계 계산에서 가정한 것보다 클 가능성이 높습니다.

IDEA StatiCa의 강도는 AISC 기준서에 따른 강도보다 약간 낮지만, 두 방법 모두 하중 각도가 증가함에 따라 강도가 증가하는 경향을 보입니다. 또한 시편의 기하학적 각도는 IDEA StatiCa에서 출력된 용접 종축으로부터 측정된 하중 각도와 다릅니다. 이러한 차이는 IDEA StatiCa에서 모델링 시 용접이 짧은 세그먼트로 분할되기 때문에 발생합니다. 용접 길이를 따라 요구량이 균일하다고 가정하는 전통적인 계산과 달리, 용접 세그먼트는 용접 및 연결 요소의 강성에 따라 서로 다른 요구량을 경험합니다. IDEA StatiCa에서 출력되는 각도는 이용률이 가장 높은 용접 세그먼트에 대한 것입니다. 이는 종종 용접 끝부분의 세그먼트입니다. 이 시편들의 경우, 불균일한 요구량의 종합적인 효과로 인해 강도가 약간 감소합니다.

인장력을 받는 직사각형 HSS 단부에 대한 필릿 용접의 경우 k_ds = 1.0이 적용되는 특수한 경우가 있습니다. IDEA StatiCa에서는 하중 조건에 관계없이 직사각형 HSS 단부에 대한 필릿 용접에는 방향 강도 증가 계수를 사용하지 않습니다.

AISC 기준서 J2.4절은 모재의 강도도 정의합니다. 필릿 용접의 경우, AISC 기준서 표 J2.5는 모재 검토를 위해 AISC 기준서 J4절을 참조합니다. 모재 강도 검토는 용접 모재 강도 항목에서 더 자세히 설명합니다.

용접 모재 강도

용접 연결부에서 용접에 인접한 연결 요소의 강도를 모재 강도라고 합니다. 많은 경우, 잠재적인 한계 상태를 식별할 수 있으며 AISC 기준서 J4절의 규정을 사용하여 모재의 가용 강도를 계산할 수 있습니다. IDEA StatiCa에서 이러한 한계 상태의 평가는 인장 항복, 인장 파단, 전단 항복 및 파단, 블록 전단 파단을 포함한 개별 한계 상태 항목에 설명되어 있습니다.

그러나 일부 연결부에서는 용접에 인접한 잠재적 한계 상태를 식별하기 어렵고, 모재의 가용 강도를 수계산으로 직접 계산할 수 없습니다. 이러한 경우를 위해 AISC 매뉴얼은 일부 가정 하에 용접과 일치하는 최소 모재 두께에 대한 식 9-6 및 9-7을 제공합니다. 이 식은 IDEA StatiCa에서 평가되지 않는데, 잠재적인 모재 한계 상태를 사전에 식별할 필요가 없으며 강도는 5% 소성 변형률 한계로 평가되기 때문입니다. 그러나 엔지니어는 여전히 이 한계를 용접 및 연결 요소의 크기 결정에 활용할 수 있습니다.

IDEA StatiCa는 용융면에서의 모재 내력을 검토하는 옵션을 제공합니다. 이 검토는 "코드 설정" 창에서 활성화할 수 있습니다. 이 검토는 미국 실무에서 일반적으로 수행되지 않으며, 충전 금속이 모재에 적절히 매칭된 경우에는 일반적으로 필요하지 않습니다. AISC 기준서 J2.4절 해설은 시험을 통해 용융 면적의 응력이 필릿 용접의 전단 강도 결정에 결정적이지 않음이 입증되었다고 기술하고 있습니다.

볼트 전단 및 인장 파단

인장 또는 전단력을 받는 볼트의 가용 강도는 AISC 기준서 J3.7절에 정의되어 있습니다. 인장과 전단의 복합 작용을 받는 볼트의 가용 강도는 AISC 기준서 J3.8절에 정의되어 있습니다. IDEA StatiCa는 이러한 규정을 직접 사용하여 가용 강도를 계산하고, 비선형 해석으로 결정된 소요 강도와 비교합니다. 규정에 따라, 비선형 해석으로 결정된 소요 인장 강도에는 프라잉 작용으로 인한 인장력이 포함됩니다.

AISC 기준서 표 J3.2의 각주는 볼트의 그립이 직경의 5배를 초과하는 경우 A307 볼트의 공칭 전단 응력 F_nv를 감소시킬 것을 요구합니다. 이 감소는 IDEA StatiCa에 구현되어 있지 않습니다. 따라서 긴 A307 볼트의 공칭 전단 응력은 재료 탭에서 수동으로 조정해야 합니다.

볼트 구멍에서의 지압 및 인열

전단력을 받는 볼트의 강도는 볼트 구멍에서의 지압 또는 인열에 의해 제한될 수 있습니다. 지압과 인열을 볼트 전단 파단과 별도로 평가하는 것이 일반적인 관행인 경우도 있습니다. 그러나 볼트 그룹은 일부 볼트가 파단되고 다른 볼트가 인열되는 방식으로 파괴될 수 있습니다. AISC 기준서 J3.7절의 사용자 주석은 "개별 패스너의 유효 강도는 J3.7절에 따른 패스너 전단 강도 또는 J3.11절에 따른 볼트 구멍에서의 지압 또는 인열 강도 중 작은 값으로 취할 수 있습니다. 볼트 그룹의 강도는 개별 패스너의 유효 강도의 합으로 취합니다."라고 명시하고 있습니다.

IDEA StatiCa는 각 볼트의 강도를 개별적으로 평가하며, 소요 강도는 비선형 해석으로 결정되고 가용 강도는 AISC 기준서의 규정을 사용하여 계산됩니다. 이 평가는 AISC 기준서 J3.7절의 사용자 주석을 준수합니다. 그러나 IDEA StatiCa는 개별 패스너의 유효 강도를 단순히 합산하지 않습니다. IDEA StatiCa가 취하는 접근 방식은 강도를 보수적으로 과소평가할 수 있습니다.

아래에 표시된 3볼트 연결부를 고려합니다. 연결부가 짧고 3개 볼트의 강성이 동일한데, 이는 IDEA StatiCa에서 볼트의 하중-변형 응답이 연단 거리에 의존하지 않기 때문이며, 따라서 적용 하중은 볼트 간에 거의 균등하게 분배됩니다. 연단 거리 1인치인 볼트의 강도는 인열에 의해 결정됩니다. IDEA StatiCa는 첫 번째 볼트가 이용률 100%에 도달하면 파괴를 나타냅니다. 연단 거리 1인치인 볼트의 가용 강도(ϕr_n = ϕ1.2dtF_u = 17.4 kips)가 가장 낮으므로 가장 먼저 이용률 100%에 도달합니다. 다른 볼트들은 더 강하지만(ϕr_n = 35.8 kips, AISC 매뉴얼 표 7-1) 이용률 100%에 도달하지 않아 연결부 강도는 52.5 kips가 됩니다. 전통적인 계산에서는 각 볼트가 유효 강도에 도달한다고 가정하여 연결부 강도가 89.0 kips로, IDEA StatiCa의 강도보다 70% 더 큽니다.

3볼트 볼트 연결부

57.5 kips의 적용 하중을 받는 3볼트 볼트 연결부

AISC 기준서 J3.11a절에는 두 가지 식이 제공됩니다. 하나는 사용 하중에서 볼트 구멍의 변형이 설계 고려사항인 경우이고, 다른 하나는 사용 하중에서 볼트 구멍의 변형이 설계 고려사항이 아닌 경우입니다. 사용 하중에서 볼트 구멍의 변형이 설계 고려사항인지 여부는 "코드 설정" 창에서 선택할 수 있습니다.

AISC 기준서 J3.11a절에는 슬롯이 힘의 방향에 수직인 장슬롯 구멍에 대한 별도의 식도 제공됩니다. 슬롯 구멍은 IDEA StatiCa의 플레이트 편집기를 사용하여 정의할 수 있습니다. 장슬롯 구멍에 대한 AISC 기준서의 지압 및 인열 식은 슬롯 길이에 관계없이 IDEA StatiCa의 모든 슬롯 구멍에 적용됩니다.

AISC 기준서 J3.11b절은 비보강 박스 부재 또는 중공 구조 단면(HSS)을 완전히 관통하는 볼트 또는 봉에 대해 J7절의 지압 규정을 사용하도록 요구합니다. 이 규정은 IDEA StatiCa에 구현되어 있지 않으며, 이러한 연결부에서의 지압은 모든 플라이가 밀착 접촉하는 일반 볼트 연결부로 평가됩니다. 볼트 그립 길이가 연결된 플레이트 두께의 합보다 큰 경우 보고서에 경고가 제공됩니다.

인열을 평가할 때, IDEA StatiCa는 비선형 해석에서 각 볼트의 힘 방향을 사용하여 힘 방향으로 구멍 끝과 인접 구멍 끝 또는 재료 끝 사이의 순거리 l_c를 결정합니다. 이 기능은 볼트마다 힘의 방향이 다른 편심 하중을 받는 볼트 그룹에 특히 유용합니다. 인열 한계 상태는 브래킷 플레이트 연결부에 대해 이 문서에서, 단일 플레이트 전단 연결부에 대해 이 문서에서 조사되었습니다.

지압(국부 압축 항복)

AISC 기준서 J7절은 지압(국부 압축 항복) 한계 상태에 대한 가용 강도를 정의합니다. 이 규정은 강재 구성요소 간의 특정 접촉 경우에 적용되지만 IDEA StatiCa에는 구현되어 있지 않습니다.

마감된 표면 및 맞춤 지압 스티프너의 단부에 대해, 접촉 지압 압력이 AISC 기준서에 규정된 한계와 비교하여 검토되지는 않지만, 접촉부의 응력은 도시할 수 있으며 허용 지압 압력이 항복 강도를 초과하므로 강재 구성요소의 항복이 더 지배적인 한계를 제공하는 경우가 많습니다.

IDEA StatiCa는 비보강 박스 또는 HSS 부재를 완전히 관통하는 볼트 또는 봉의 지압 강도를 AISC 기준서 J7절의 규정을 사용하지 않고 모든 플라이가 밀착 접촉하는 일반 볼트 연결부로 평가합니다. 볼트 그립 길이가 연결된 플레이트 두께의 합보다 큰 경우 보고서에 경고가 제공됩니다. 볼트 구멍에서의 지압 및 인열도 참조하십시오.

팽창 롤러 및 로커는 IDEA StatiCa에서 모델링할 수 없습니다. 핀은 버전 24.0에서 IDEA StatiCa에 도입되었으며 현재 Eurocode에 의한 설계에만 사용 가능합니다.

미끄러짐

연결부는 하중 방향이 반전되는 피로 하중을 받는 경우, 과대 구멍을 사용하는 경우, 접촉면에서의 미끄러짐이 구조물의 성능에 해로운 경우, 그리고 기타 이유로 인해 미끄러짐 임계 설계가 요구됩니다. 미끄러짐 한계 상태에 대한 가용 강도는 AISC 기준서 J3.9절에 정의되어 있으며, 미끄러짐 임계 연결부에서의 인장과 전단의 복합 작용에 대한 추가 규정은 J3.10절에 있습니다. IDEA StatiCa는 이러한 규정을 직접 사용하여 가용 강도를 계산하고, 비선형 해석으로 결정된 소요 강도와 비교합니다.

미끄러짐 계수 μ는 코드 설정에서 정의됩니다. 충전재 계수 h_f는 자동으로 결정됩니다.

IDEA StatiCa와 수계산 간의 차이는 AISC 기준서 J3.10절에 정의된 인장에 대한 감소 계수 k_sc로 인해 발생할 수 있습니다. IDEA StatiCa는 비선형 해석에서 볼트의 인장력을 사용하여 k_sc를 계산하는데, 이는 볼트의 인장력이 순 클램핑력을 감소시키는 적용 인장력에 의해 발생하지 않은 경우에도 마찬가지입니다. 예를 들어, 엔드 플레이트와 기둥 플랜지 사이에 미끄러짐 임계 연결부가 있는 확장 엔드 플레이트 모멘트 연결부(아래 그림 참조)에서, 보의 모멘트는 IDEA StatiCa에서 볼트에 인장력을 유발합니다. 물리적으로, 모멘트로 인해 보의 인장측 볼트 근처에서 클램핑력이 손실되면 보의 압축측 볼트 근처에서 클램핑력이 증가하여 상쇄됩니다. 수계산에서는 이 연결부에 k_sc를 사용하지 않습니다(보에 순 인장력이 없는 경우). 그러나 IDEA StatiCa는 볼트를 개별적으로 평가하므로, k_sc가 보의 인장측 볼트에 보수적으로 적용되어 연결부의 전체 미끄러짐 강도가 감소합니다. 주로 전단 하중을 받는 연결부에서의 부수적인 인장력과 프라잉 작용으로 인한 인장력도 IDEA StatiCa에서 k_sc를 계산할 때 보수적으로 포함됩니다.

AISC 기준서 J3.9절은 미끄러짐 임계 연결부가 미끄러짐 외에도 지압형 연결부의 한계 상태에 대해 설계될 것을 요구합니다. IDEA StatiCa는 마찰을 통해 힘을 전달하도록 지정된 볼트에 대해 볼트 파단, 지압 또는 인열을 검토하지 않습니다. 또한 미끄러짐 임계 연결부는 IDEA StatiCa에서 지압형 연결부와 다르게 모델링됩니다. 미끄러짐 임계 연결부에서는 힘이 마찰을 통한 힘 전달을 더 잘 나타내는 더 넓은 면적에 걸쳐 한 플레이트에서 다른 플레이트로 전달됩니다. 더 넓은 힘 전달 분포는 블록 전단 파단과 같은 한계 상태에서 연결 요소의 강도를 증가시킬 수 있습니다. 대부분의 연결부에서 미끄러짐 강도는 지압형 연결부의 한계 상태 강도보다 낮습니다. 그러나 엔지니어는 이러한 한계를 인식하고 설계에서 이를 다루어야 합니다. 모든 한계 상태가 적절히 평가되도록 미끄러짐 임계 연결부를 IDEA StatiCa에서 두 번 분석하는 것을 권장합니다. 한 번은 미끄러짐 임계 연결부로(즉, 전단력 전달 유형을 "마찰"로 설정), 다시 한 번은 지압형 연결부로(즉, 전단력 전달 유형을 "지압 – 인장/전단 상호작용"으로 설정) 분석합니다.

인장 항복

인장 항복은 구조용 강재 설계에서 가장 기본적인 한계 상태 중 하나입니다. 인장 항복에 대한 공칭 강도는 인장 부재에 대해 AISC 기준서(2022) D2절에, 연결 요소에 대해 J4.1절에 규정 최소 항복 응력 F_y와 총단면적 A_g의 곱으로 정의되어 있습니다. 이 식의 단순함에도 불구하고, IDEA StatiCa에서는 강도 평가에 이 식을 사용하지 않습니다. 부재와 연결 요소는 IDEA StatiCa에서 선형 탄성 구간과 선형 소성 구간으로 구성된 비선형 응력-변형률 관계가 부여된 쉘 요소로 모델링됩니다. 쉘 요소는 여러 축 방향의 응력을 경험할 수 있으며 응력-변형률 관계는 이를 고려합니다. 단축 응력을 받는 경우, 탄성 범위에서의 강성은 탄성 계수 E이고, 소성 범위에서의 강성은 탄성 계수의 천분의 일인 E/1000이며, 탄성과 소성 사이의 전환은 LRFD의 경우 저항 계수 0.9를 곱한 F_y, ASD의 경우 안전 계수 1.67로 나눈 F_y의 응력에서 발생합니다.

소요 강도가 가용 강도를 초과하지 않도록 제한하는 방식(예: R_u ≤ ϕR_n) 대신, IDEA StatiCa는 소성 변형률을 5%로 제한합니다. 이는 근본적으로 다른 평가 방법이지만, 부재 또는 구성요소의 총단면 인장 항복에 대해 두 방법에서 산출되는 강도는 크게 차이나지 않습니다. 두 가지 이유로 인해 소폭의 차이가 발생할 수 있습니다. 1) IDEA StatiCa에서 항복 후 응력의 소폭 증가, 2) 단면적의 소폭 차이.

IDEA StatiCa에서는 항복 후 강성이 0일 때 발생하는 계산상의 어려움을 피하기 위해 소폭의 항복 후 강성(탄성 강성의 천분의 일)을 사용합니다. 5% 소성 변형률 한계에서 이는 항복 응력보다 약 0.05×E/1000 = 0.05×(29,000 ksi)/1000 = 1.45 ksi 높은 응력을 초래합니다. F_y가 50 ksi인 ASTM A992 강재에 LRFD를 사용하는 경우, IDEA StatiCa에서 인장 항복은 0.9×50 ksi = 45 ksi에서 시작됩니다. 항복 후 누적된 추가 1.45 ksi의 응력은 강도를 약 3% 증가시킬 수 있습니다.

구조용 강재 부재는 IDEA StatiCa에서 쉘 요소로 모델링되어 물리적 형상이 일부 단순화됩니다. 쉘 요소는 직사각형 구성요소만 나타내므로 필릿은 무시됩니다. 또한 쉘 요소는 두께 중심에 위치한 노드에서 연결되므로 단면 요소의 접합부에서 일부 중첩이 발생합니다. 아래 그림은 광폭 플랜지 형상에 대한 단순화를 보여줍니다. 이러한 단순화로 인해 단면적에 소폭의 차이가 발생하여 인장 항복 강도에 영향을 줄 수 있습니다. W14x159의 경우, AISC 매뉴얼 표 1-1에 기재된 단면적은 46.7 in.²입니다. IDEA StatiCa에서 모델링된 단면적은 2b_ft_f+(d-t_f)t_w = 2(15.6 in.)(1.19 in) + (15.0 in. – 1.19 in.)(0.745 in.) = 47.4 in.²이며, 단면 치수도 AISC 매뉴얼 표 1-1에서 결정되었습니다. 이는 1.5%의 차이입니다.

이러한 소폭 차이의 전체적인 영향은 두 W14x159(ASTM A992) 강재 형상 사이의 이음 연결부에 대한 간단한 IDEA StatiCa 모델에서 확인할 수 있습니다. 이음부는 맞대기 용접(예: CJP)으로 연결되고 인장력을 받습니다. AISC 기준서(2022)에 따르면, 광폭 플랜지 인장 부재의 설계 강도는 0.9×(50 ksi)×(46.7 in.²) = 2,100 kips입니다. IDEA StatiCa(버전 22.1)에서 연결부에 적용할 수 있는 최대 하중은 2,180 kips로, AISC 기준서에 따라 계산된 설계 강도보다 4% 큽니다. 연결부의 소성 변형률 분포는 전체 단면이 항복하였음을 보여줍니다.

인장 파단

인장 파단 한계 상태에 대한 규정은 AISC 기준서 D장에 있습니다. 이 규정은 연결 요소에 대해 AISC 기준서 J4.1절에서 참조됩니다. 인장 파단에 대한 공칭 강도는 재료의 인장 강도 F_u와 유효 순단면적 A_e의 곱으로 계산됩니다. 유효 순단면적은 볼트 구멍을 포함한 제거된 재료와 AISC 기준서 표 D3.1에 정의된 전단 지연 계수 U를 통한 전단 지연의 영향을 고려합니다. 설계 강도를 결정하기 위해 공칭 강도에 저항 계수 ϕ = 0.75가 적용됩니다.

인장 파단 한계 상태는 IDEA StatiCa에서 직접 평가되지 않습니다. 이는 구성요소가 경험할 수 있는 소성 변형률의 양을 제한함으로써 반영됩니다. IDEA StatiCa의 기본 소성 변형률 한계는 5%입니다. F_u와 저항 계수 ϕ = 0.75는 IDEA StatiCa에서 사용되지 않습니다. IDEA StatiCa는 강재의 항복 응력 F_y, 에 기본값 0.9의 감소 계수를 곱한 값에서 항복이 발생하는 이선형 응력-변형률 관계를 사용합니다(사용자가 이 계수를 조정할 수 있습니다). 항복 후 강재의 강성은 탄성 계수의 천분의 일에 불과합니다. 이 항복 후 강성은 수치적 안정성을 위해 포함되며 유의미한 변형률 경화를 제공하지 않습니다. 또한 IDEA StatiCa는 AISC 기준서 표 D3.1의 전단 지연 계수를 사용하지 않습니다. 대신 전단 지연을 명시적으로 모델링합니다.

또한 연결 영역에서 발생하는 응력은 순수한 단축 응력인 경우가 거의 없습니다. IDEA StatiCa는 폰 미세스 항복 기준을 사용하여 이러한 복잡한 응력 상태에서 항복이 발생하는 시점을 식별하며, 이는 외견상 강도 증가로 이어질 수 있습니다. 이 효과를 설명하기 위해 아래 그림에 표시된 단순 이음 연결부를 고려합니다. 볼트 근처 중앙 플레이트의 강도가 이 연결부의 강도를 결정합니다. 수계산 절차에 기반하면, IDEA StatiCa가 결정하는 강도는 항복이 발생하는 응력에 순단면적을 곱한 값(그림에서 빨간 점선으로 표시)이 될 것으로 예상할 수 있습니다. 이 연결부의 경우, 순단면적은 (1/2 in.)×(8 in. – 2d_h) = 2.875 in.²이며, 구멍의 직경 d_h는 1-1/8 in.입니다(IDEA StatiCa는 AISC 기준서 B4.3b절에 기술된 손상에 대한 1/16 in.를 포함하지 않음에 유의하십시오. 추가 정보는 순단면적 산정 항목을 참조하십시오 - ADD ANCHOR). LRFD의 경우, IDEA StatiCa에서 항복이 발생하는 응력은 0.9F_y이며 변형률 경화는 최소한입니다(추가 정보는 인장 항복 항목 참조). 이 예제에서 사용된 A36 재료의 경우, 항복은 0.9(36 ksi) = 32.4 ksi에서 발생합니다. 따라서 IDEA StatiCa에서 이 연결부의 강도는 (2.875 in.²)×(32.4 ksi) = 93.1 kips가 될 것으로 예상할 수 있습니다. 그러나 순단면에서 응력이 순수한 단축 응력이 아니기 때문에, 다른 응력 성분이 순단면에 수직인 항복 응력을 효과적으로 증가시키며, 5% 소성 변형률은 111.7 kips의 적용 하중에서야 달성됩니다.

개별적으로 살펴보면, 전통적인 계산과 IDEA StatiCa 간의 차이는 IDEA StatiCa에서 더 낮은 강도(F_y만 사용하고 F_u는 사용하지 않음), IDEA StatiCa에서 더 높은 강도(ϕ = 0.75 대신 재료 강도 감소 계수 0.9 사용), 그리고 특정 연결부에 따라 다른 강도(전단 지연 계수 U 대신 전단 지연을 명시적으로 모델링)를 초래합니다. 종합적으로, 이러한 차이는 대부분의 경우(항상 그런 것은 아니지만) IDEA StatiCa에서 전통적인 계산보다 같거나 낮은 강도를 초래합니다.

인장 파단 한계 상태는 수백 개의 실험 결과와의 비교를 통한 이 연구에서 조사되었습니다. 결과는 IDEA StatiCa가 일반적으로 보수적임을 보여주며, 특히 공칭 강도 수준에서 그러하지만, IDEA StatiCa의 가용 강도가 AISC 기준서에 따라 계산된 값보다 큰 경우도 일부 있습니다. 저항 계수를 적용하지 않은 실측 재료 및 기하학적 특성을 사용하면, IDEA StatiCa의 강도는 529개 시편 중 12개를 제외한 모든 시편에서 실험적으로 관찰된 강도 이하였으며(그 중 9개는 고강도 강재 F_y = 122.8 ksi로 제작됨), 529개 시편 중 30개를 제외한 모든 시편에서 설계 식을 사용하여 계산된 예상 인장 파단 강도 이하였습니다. 저항 계수를 적용한 공칭 재료 및 기하학적 특성을 사용하면, IDEA StatiCa의 강도가 물리적 대응물이 없는 일부 연결부, 특히 비교적 짧은 용접을 가진 플레이트 인장 부재 및 직사각형 HSS 인장 부재에서 AISC 기준서에 따라 계산된 강도보다 큰 것으로 나타났습니다. 이러한 경우에 대한 실험 데이터가 제한적이므로, 차이가 IDEA StatiCa의 비보수성 때문인지 AISC 기준서 식의 보수성 때문인지를 판단하기 위한 연구가 진행 중입니다.

압축 항복 및 좌굴

압축을 받는 부재의 영향 요소 및 연결 요소의 가용 강도는 AISC 기준서 J4.4절에 정의되어 있습니다. 세장비 L_c/r이 25 이하인 경우 압축 항복이 적용되며, 공칭 강도는 규정 최소 항복 응력과 총단면적의 곱으로 계산됩니다(즉, P_n = F_yA_g). 인장 항복과 마찬가지로, 압축 항복 한계 상태는 IDEA StatiCa에서 5% 소성 변형률 한계로 평가됩니다.

세장비 L_c/r이 25를 초과하는 경우, AISC 기준서 E장의 규정이 적용됩니다. AISC 기준서 E장의 한계 상태에는 휨 좌굴, 비틀림 좌굴, 휨-비틀림 좌굴이 포함됩니다. IDEA StatiCa에서 수행되는 비선형 해석은 항복 및 접촉과 같은 효과를 포함하기 때문에 비선형입니다. 해석은 일반적으로 P-Δ 효과와 같은 기하학적 비선형성을 고려하지 않습니다(HSS가 지압 부재로 사용될 때는 기하학적 비선형성이 고려됩니다).

엔지니어는 또한 좌굴을 감지하기 위한 선형 좌굴 해석을 수행해야 합니다. 선형 좌굴 해석은 적용 하중의 비율로 표현되는 탄성 좌굴 하중을 결정할 수 있습니다. 설계를 안내할 수 있는 유용한 정보를 제공하지만, 선형 좌굴 해석은 강성과 좌굴 하중을 감소시킬 수 있는 잠재적 항복(즉, 비탄성 좌굴)을 고려하지 않으며, 초기 기하학적 불완전성의 영향도 고려하지 않습니다. 이러한 한계로 인해 IDEA StatiCa를 사용하려면 연결부가 탄성 좌굴이나 비탄성 좌굴이 발생하지 않을 만큼 충분히 두꺼워야 합니다. 탄성 좌굴 하중 비율은 두께(또는 세장비)의 편리한 척도를 제공합니다.

압축 항복을 가정하기 위한 AISC 기준서 J4.4절의 세장비 한계 L_c/r ≤ 25를 고려합니다. 세장비 L_c/r = 25는 탄성 임계 응력 F_e = π²E/(L_c/r)² = π²(29,000 ksi)/(25)² = 458 ksi에 해당합니다. A36 강재의 경우, 이는 LRFD의 계수 항복 응력의 14배, ASD의 계수 항복 응력의 21배에 해당합니다. 50등급 강재의 경우, 탄성 임계 응력은 LRFD의 계수 항복 응력의 10배, ASD의 계수 항복 응력의 15배에 해당합니다. 따라서 비탄성 좌굴이 지배하는 경우를 피하기 위해 탄성 좌굴 하중 비율은 이러한 비율보다 크게 유지해야 합니다.

탄성 좌굴 하중 비율의 적절한 한계는 연결부 구성에 따라 다릅니다. 플레이트 좌굴의 경우 한계가 훨씬 낮습니다. AISC 기준서 표 B4.1a의 폭-두께비 한계에 기반하여, 탄성 임계 좌굴 하중 비율은 LRFD의 경우 3 이상, ASD의 경우 4.5 이상으로 유지해야 합니다. 브래킷 플레이트 평가에서는 LRFD의 경우 4, ASD의 경우 6의 탄성 임계 좌굴 하중 비율 한계가 확인되었습니다. 임계 좌굴 하중 비율 한계 3의 사용은 지압 스티프너(보고서 출시 예정), 코핑된 보, 보-위-기둥 연결부에 대해 평가되었습니다.

비탄성 좌굴이 발생할 만큼 세장한 연결부 요소도 강도를 가지며, 특정 용도에 충분한 강도를 가질 수 있습니다. 그러나 IDEA StatiCa에서 비탄성 좌굴 강도를 정확하게 정량화하는 기능이 없으므로 이러한 경우는 피해야 합니다.

전단 항복 및 파단

전단력을 받는 부재의 영향 요소 및 연결 요소의 가용 강도는 AISC 기준서 J4.2절에 정의되어 있습니다. 이 절은 전단 항복과 전단 파단의 두 가지 한계 상태를 기술합니다. 두 한계 상태 모두에 대해 IDEA StatiCa는 AISC 기준서에 따른 가용 강도를 계산하지 않고, 연결부가 충분한 강도를 가지는지 평가하기 위해 5% 소성 변형률 한계에 의존합니다.

인장에서 IDEA StatiCa에 사용되는 응력-변형률 관계는 항복까지 탄성 계수와 동일한 강성으로 선형이며, 이후 탄성 계수의 천분의 일과 동일한 강성으로 선형입니다. 인장에서의 항복은 강재의 규정 최소 항복 응력 F_y, LRFD의 경우 0.9를 곱하거나 ASD의 경우 1.67로 나눈 값에서 발생합니다. IDEA StatiCa는 폰 미세스 항복 기준을 사용하여 다축 응력 상태에서 항복이 시작되는 시점을 결정합니다. 폰 미세스 항복 기준에 따르면, 순수 전단을 받는 재료는 전단 응력이 항복 응력을 3의 제곱근으로 나눈 값과 같을 때 항복합니다. 3의 제곱근의 역수는 약 0.577로, AISC 기준서의 전단 강도 식에 적용되는 0.6 계수와 근사적으로 같습니다. 이 차이, 또는 요소가 순수 전단 상태가 아닐 때의 유사한 차이는 IDEA StatiCa와 전통적인 계산 간의 차이를 초래할 수 있습니다. 소량의 변형률 경화도 인장 항복 항목에 설명된 바와 같이 차이를 초래할 수 있습니다.

AISC 기준서 J4.2절에서 전단 항복에 대한 저항 계수가 1.00으로, 전단 항복에 대한 안전 계수가 1.50으로 정의되어 있기 때문에 차이가 발생할 수도 있습니다. IDEA StatiCa는 이러한 계수를 사용하지 않고, 대신 항복에 대한 일반적인 저항 계수 및 안전 계수에 기반하여 LRFD의 경우 0.9의 계수로, ASD의 경우 1.67로 나누어 항복점을 감소시킵니다.

전단 파단 한계 상태에 대해서도 다른 차이가 존재합니다. 인장 파단 한계 상태에 대해 설명한 바와 같이, IDEA StatiCa는 강재의 인장 강도 F_u와 전단 파단에 대한 저항 계수 또는 안전 계수를 사용하지 않습니다. 마찬가지로, 인장에서의 항복점은 LRFD의 경우 0.9F_y, ASD의 경우 F_y/1.67로 취합니다. 이러한 차이의 결과는 재료 강도의 비율에 따라 달라집니다. 또한 볼트 연결부에서 전단을 받는 순단면적은 일반적으로 볼트의 중심선을 통과합니다. IDEA StatiCa에서 한계점에서의 소성 변형률 분포는 다를 수 있으며, 이는 이 문서의 단일 플레이트 전단 연결부에서 확인되었습니다.

AISC 기준서 식과 IDEA StatiCa 간의 차이의 복합적인 결과의 예로, 아래 그림에 표시된 두 가지 보 이음 연결부를 고려합니다. 두 경우 모두 A992 강재로 만들어진 두 W27×94 보가 웨브 양측의 이음 플레이트로 연결됩니다. 이음 플레이트는 두께 3/8 in.이며 A36 강재로 만들어졌습니다.

용접 연결부는 이음 플레이트의 전단 항복에 의해 결정됩니다. 플레이트의 설계 강도는 ϕR_n = ϕ0.6F_yA_gv = (1.0)0.6(36 ksi)(2 × 3/8 in. × 16 in.) = 259 kips입니다. IDEA StatiCa에서 이음 플레이트는 259 kips의 전단 하중을 받을 때 5%의 소성 변형률에 도달합니다. 강도 차이는 주로 AISC 기준서 식에서 ϕ = 1.0을 사용하고 IDEA StatiCa에서 항복 응력에 0.9의 감소를 적용하기 때문입니다.

볼트 연결부는 이음 플레이트의 전단 파단에 의해 결정됩니다. 플레이트의 설계 강도는 ϕR_n = 210 kips입니다. IDEA StatiCa에서 이음 플레이트는 213 kips의 전단 하중을 받을 때 5%의 소성 변형률에 도달하며, 이는 AISC 기준서에 따른 설계 강도와 거의 동일하여 차이가 서로 상쇄되어 안전한 설계를 초래함을 나타냅니다.

복합 작용에 의한 항복

부재와 연결 요소는 종종 축력, 휨 모멘트, 전단력, 비틀림을 포함한 여러 작용을 동시에 받습니다. AISC 기준서 J4절은 복합 작용을 받는 연결 요소에 대한 구체적인 요구사항을 제공하지 않습니다. 그러나 AISC 매뉴얼 9부는 복합 작용을 받는 연결 요소를 평가하기 위한 여러 접근 방법을 기술합니다. 한 가지 접근 방법은 탄성 보 이론에 기반하여 계산된 응력을 중첩하고 초기 항복 기준을 사용하는 것입니다. 또 다른 접근 방법은 소성 강도의 한계를 근사화하는 상호작용 식을 사용하는 것입니다. 면내 하중을 받는 직사각형 부재에 적용되는 그러한 식 중 하나가 AISC 매뉴얼 식 9-1입니다.

\[ \frac{M_r}{M_c} + \left ( \frac{P_r}{P_c} \right )^2 + \left ( \frac{V_r}{V_c} \right )^4 \le 1.0 \]

여기서 M_r, P_r, V_r은 각각 소요 휨, 축, 전단 강도이며, M_c, P_c, V_c는 각각 가용 휨, 축, 전단 강도입니다.

Dowswell(2015)은 면내 및 면외 하중을 받는 직사각형 부재에 대한 보다 일반적인 식을 제시하였습니다.

\[ \left ( \frac{P_r}{P_c} \right )^2 + \left ( \frac{T_r}{T_c} \right )^2 + \left ( \frac{V_r}{V_c} \right )^4 + \left ( \left ( \frac{M_{rx}}{M_{cx}} \right )^{1.7} + \left ( \frac{M_{ry}}{M_{cy}} \right )^{1.7} \right )^{0.59} \le 1.0 \]

여기서 T_r, M_rx, M_ry는 각각 소요 비틀림, 강축 휨, 약축 휨 강도이며, T_c, M_cx, M_cy는 각각 가용 비틀림, 강축 휨, 약축 휨 강도입니다.

IDEA StatiCa에서 연결 요소는 폰 미세스 항복 기준을 사용하는 다축 소성 재료 모델이 부여된 쉘 유한요소로 모델링됩니다(폰 미세스 항복 기준의 사용은 AISC 매뉴얼 9부에도 기술되어 있습니다). 모델에 하중이 적용되면 개별 쉘 요소는 일반적인 응력 상태를 경험하며, 이 기준을 사용하여 항복 발생 여부를 평가합니다. 항복이 발생하면 재료의 강성이 초기 강성의 1/1000로 감소하고 해석이 계속됩니다.

상호작용 식과 IDEA StatiCa를 사용하여 계산된 강도 간의 차이를 설명하기 위해 아래에 표시된 연결부를 고려합니다. 중앙 "시험" 플레이트는 두께 1 in., 높이 6 in., 길이 10 in.이며 A36 강재로 만들어졌습니다. 연결 플레이트와 중공 단면 부재는 모두 강하고 강성이 크도록 선택되었습니다. 시험 플레이트에 최대 허용 적용 하중(즉, 시험 플레이트에 5% 소성 변형률을 유발하는 하중)을 결정하기 위해 인장 축력과 강축 및 약축에 대한 휨 모멘트로 구성된 이축 하중을 가하는 해석을 수행하였습니다. 이 해석에서 코드 설정의 기하학적 비선형(GMNA) 옵션은 비활성화하였습니다. 또한 응력 분포를 더 정확하게 포착하기 위해 요소의 최대 크기를 0.25 in.로, 최소 크기를 0.10 in.로 변경하여 더 세밀한 메시를 생성하였습니다.

IDEA StatiCa 해석 결과는 아래 그림에 나타나 있습니다. Dowswell(2015) 식에 기반한 상호작용 선도도 그림에 나타나 있습니다. 계산된 상호작용 선도에 사용된 가용 강도는 P_c = ϕP_n = 194.4 kips, M_cx = ϕM_nx = 24.3 kip-ft, M_cy = ϕM_ny = 4.05 kip-ft입니다. 단일 작용만 적용되는 경우를 포함하여 IDEA StatiCa 결과와 상호작용 식의 결과 간에 차이가 나타납니다. 단일 작용에서의 차이 원인은 휨 항복 및 인장 항복 항목에 설명되어 있습니다. 복합 작용에 대한 IDEA StatiCa와 근사 식 간의 차이는 더 크지만, IDEA StatiCa 결과는 명확한 상호작용 효과를 보여줍니다.

블록 전단 파단

블록 전단 파단은 재료 블록이 부재 또는 연결 요소로부터 뜯겨나가는 인장과 전단의 복합 파괴입니다. 블록 전단 파단 한계 상태에 대한 가용 강도는 AISC 기준서 J4.3절에 정의되어 있습니다. 인장 파단 한계 상태와 마찬가지로, 블록 전단 파단 한계 상태는 IDEA StatiCa에서 직접 평가되지 않습니다. 이는 구성요소가 경험할 수 있는 소성 변형률의 양을 최대 5%로 제한함으로써 반영됩니다(사용자가 이 한계를 변경할 수 있습니다). 전통적인 계산과 IDEA StatiCa 간의 주요 차이는 IDEA StatiCa에서 사용되는 응력-변형률 관계에서 비롯됩니다. 최소한의 항복 후 경화만 포함됩니다(즉, 응력이 F_u), 그리고 항복 응력은 LRFD의 경우 0.9로 감소됩니다(즉, 블록 전단 파단에 대해 규정된 ϕ = 0.75가 아님).

볼트 연결부에서 블록 전단 파단 한계 상태에 대한 전통적인 계산과 IDEA StatiCa 간의 비교는 이 문서에 제시되어 있습니다. 비교 결과는 IDEA StatiCa의 강도가 일부 경우, 특히 인장 강도 대 항복 강도의 비율(F_u/F_y)이 비교적 낮은 경우 AISC 기준서에 따른 강도보다 클 수 있음을 보여줍니다. 그러나 연구자들은 AISC 기준서의 규정이 실험 결과에 비해 보수적일 수 있음을 확인하였습니다. IDEA StatiCa의 블록 전단 파단 강도는 캐나다 기준(CSA S16) 및 연구자들이 제안한 대안적 설계 식과 비교하여 정확하거나 보수적인 것으로 나타났습니다.

IDEA StatiCa에서 블록 전단 파단 한계 상태에 대한 강도는 볼트의 전단력 전달 유형에 따라 달라질 수 있습니다. IDEA StatiCa에서 미끄러짐 임계 연결부의 경우 지압형 연결부보다 더 넓은 면적에 걸쳐 한 플레이트에서 다른 플레이트로 힘이 전달됩니다. 더 넓은 힘 전달 분포는 마찰에 의한 하중 전달을 물리적으로 나타내지만, 다른 블록 전단 파단 파괴 경로와 강도 증가를 초래할 수 있습니다. 대부분의 연결부에서 미끄러짐 강도는 블록 전단 파단 강도보다 낮습니다. 그러나 미끄러짐 임계 연결부는 미끄러짐 외에도 지압형 연결부의 한계 상태에 대해 설계되어야 하므로(AISC 기준서 J3.9절), 미끄러짐 임계 연결부를 IDEA StatiCa에서 두 번 분석하는 것을 권장합니다. 한 번은 미끄러짐 임계 연결부로(즉, 전단력 전달 유형을 "마찰"로 설정), 다시 한 번은 지압형 연결부로(즉, 전단력 전달 유형을 "지압 – 인장/전단 상호작용"으로 설정) 분석합니다.

이 효과를 설명하기 위해 W14x99(A992) 인장 부재와 두 플레이트 사이의 아래에 표시된 연결부를 고려합니다. 연결부는 표준 구멍과 B등급 표면에 직경 1 in.의 A490 볼트 4개로 제작됩니다. 미끄러짐 한계 상태에 대한 이 연결부의 설계 강도는 \(\phi R_n = 289\textrm{ kips}\)이지만, 블록 전단 파단이 설계 강도 \(\phi R_n = 148 \textrm{ kips}\)로 연결부의 강도를 결정합니다. IDEA StatiCa에서 모델링하고 볼트의 전단력 전달 유형을 "마찰"로 설정하면, 볼트의 이용률이 100%에 도달하기 전까지 최대 263 kips의 적용 하중을 가할 수 있습니다. 이 강도와 미끄러짐 한계 상태에 대한 289 kips 설계 강도 간의 차이는 모델에서 볼트에 인장력이 발생하고 IDEA StatiCa에서 이를 보수적으로 적용 인장력으로 처리하기 때문입니다. 263 kips의 적용 인장력과 "마찰" 볼트를 사용할 때 웨브의 소성 변형률은 3.5%로 5% 한계 이하입니다. 볼트의 전단력 전달 유형을 "지압 – 인장/전단 상호작용"으로 설정하면 최대 적용 하중이 웨브의 소성 변형률이 결정 요인이 되어 183 kips로 감소합니다. 이 강도와 블록 전단 파단 한계 상태에 대한 148 kips 설계 강도 간의 차이는 주로 이 문서에 설명된 바와 같이 블록 전단 파단에 대한 AISC 기준서 식의 보수성 때문입니다. 캐나다 기준(CSA S16)에 따르면, 블록 전단 파단 한계 상태에 대한 이 연결부의 설계 강도는 181 kips로, IDEA StatiCa의 강도와 거의 동일합니다. 아래 그림은 각 전단력 전달 유형에 대한 최대 적용 하중에서 웨브의 소성 변형률을 보여줍니다. 소성 변형률의 분포는 명확히 다르며 IDEA StatiCa에서 "마찰" 볼트에 대한 더 넓은 힘 전달 분포를 보여줍니다. 추가 논의는 미끄러짐 항목에서 확인할 수 있습니다.

휨 항복

휨 항복에 대한 공칭 강도는 휨 부재에 대해 AISC 기준서(2022) F장에, 연결 요소에 대해 J4.5절에 정의되어 있습니다. 휨 항복 한계 상태에 대한 공칭 강도는 일반적으로 규정 최소 항복 응력 F_y와 소성 단면 계수 Z의 곱으로 취합니다. IDEA StatiCa에서는 소요 강도가 가용 강도를 초과하지 않도록 제한하는 방식(예: M_u ≤ ϕM_n) 대신, 부재와 연결 요소를 선형 탄성 구간과 선형 소성 구간으로 구성된 비선형 응력-변형률 관계가 부여된 쉘 요소로 모델링하고 소성 변형률을 5%로 제한합니다.

부재와 연결 요소를 쉘 요소로 모델링하면 물리적 형상이 일부 단순화됩니다. 예를 들어, 쉘 요소는 직사각형 구성요소만 나타내므로 필릿은 무시됩니다. 또한 쉘 요소는 두께 중심에 위치한 노드에서 연결되므로 단면 요소의 접합부에서 일부 중첩이 발생합니다. 아래 그림은 광폭 플랜지 형상에 대한 단순화를 보여줍니다.

IDEA StatiCa에서 모델링된 광폭 플랜지 형상

W24x176의 경우, AISC 강구조 시공 매뉴얼(2023) 표 1-1에 기재된 강축(x축)에 대한 소성 단면 계수는 511 in.³입니다. 쉘 요소로 형성된 단면(AISC 매뉴얼 표 1-1에서 결정된 단면 치수)의 강축에 대한 소성 단면 계수는 다음과 같이 계산됩니다:

\[\frac{t_w(d-t_f)^2}{4}+2b_f t_f \left ( \frac{d-t_f}{2} \right ) = \frac{0.75 \textrm{ in.}(25.2 \textrm{ in.}-1.34\textrm{ in.})^2}{4}+2(12.9\textrm{ in.}) (1.34\textrm{ in.}) \left ( \frac{25.2\textrm{ in.}-1.34\textrm{ in.}}{2} \right ) = 519.2 \textrm{ in.}^3\]

이는 AISC 매뉴얼 표에 기재된 소성 단면 계수보다 1.6% 큽니다.

IDEA StatiCa에서 소성 변형률 한계에서의 응력 분포는 M_p를 계산하는 데 사용되는 이상화된 응력 분포와도 다릅니다. 이상화된 응력 분포와 달리, 소성 변형률 한계는 유한한 곡률에서 도달하므로 중립축 근처에서 응력이 F_y보다 낮습니다. 또한 IDEA StatiCa의 응력-변형률 관계에서 소량의 항복 후 경화가 가정되므로 단면의 최외단 섬유에서 응력이 F_y보다 큽니다.

이러한 소폭 차이의 전체적인 영향은 두 W24x176(ASTM A992) 강재 형상 사이의 단순 이음 연결부에서 확인할 수 있습니다. 이음부는 맞대기 용접(예: CJP)으로 연결되고 강축 휨을 받습니다. AISC 기준서(2022)에 따른 저항 계수 ϕ = 0.9를 적용한 광폭 플랜지의 설계 강도는 0.9 × 50 ksi × 511 in.³ = 1916.3 kip-ft입니다. IDEA StatiCa(버전 23.0)에서 연결부에 적용할 수 있는 최대 모멘트는 2000.7 kip-ft로, AISC 기준서에 따라 계산된 설계 강도보다 4.4% 큽니다. 한계에서의 소성 변형률 분포는 아래 그림에 나타나 있습니다. 예상대로 상하 플랜지는 항복하였지만 중립축의 웨브는 탄성 상태를 유지합니다.

5% 소성 변형률 한계에서 W24x176 휨 부재의 소성 변형률 분포

적용 모멘트와 최대 소성 변형률 간의 관계는 아래 그림에 나타나 있습니다. AISC 매뉴얼의 소성 단면 계수를 사용하여 계산된 설계 휨 강도는 ϕM_p(매뉴얼)로 표시됩니다. IDEA StatiCa에서의 단면 표현에 기반하여 위에 표시된 방법으로 계산된 소성 단면 계수를 사용하여 계산된 설계 휨 강도는 ϕM_p(IDEA)로 표시됩니다.

W24x176 휨 부재의 적용 모멘트 대 소성 변형률

광폭 플랜지 보의 경우, 대부분의 휨 저항은 쉘 요소의 면내 거동에 의해 포착됩니다. 쉘 요소의 면외 거동은 플레이트 휨 조사를 통해 평가할 수 있습니다.

폭 b = 10 in., 두께 t = 0.5 in.인 플레이트(ASTM A36, F_y = 36 ksi)의 경우, 면외 휨에 대한 소성 단면 계수는 Z = bt²/4 = 0.625 in.³으로 계산되며, 저항 계수 ϕ = 0.9를 적용한 설계 강도 ϕM_p는 0.9 × 36 ksi × 0.625 in.³ = 20.25 kip-in.으로 계산됩니다. 광폭 플랜지 단면에 대해 위에서 설명한 기하학적 단순화는 단순 직사각형 플레이트에는 적용되지 않지만 응력 분포의 차이는 여전히 존재합니다. IDEA StatiCa(버전 23.0)에서 플레이트에 적용할 수 있는 최대 모멘트는 19.66 kip-in.으로, AISC 기준서에 따라 계산된 설계 강도보다 2.9% 낮습니다. 약축 휨을 받는 플레이트의 소성 변형률 분포와 적용 모멘트 대 소성 변형률 그래프는 아래 그림에 제시되어 있습니다.

5% 소성 변형률 한계에서 플레이트 면외 휨의 소성 변형률 분포

약축 휨을 받는 플레이트의 적용 모멘트 대 소성 변형률

휨 파단

휨 파단은 AISC 기준서 J4.5절에서 휨을 받는 부재의 영향 요소 및 연결 요소에 대해 식별된 한계 상태 중 하나입니다. 휨 파단은 볼트 구멍과 같이 재료가 제거된 단면에 모멘트가 적용될 때 발생할 수 있습니다. AISC 기준서 J장은 휨 파단 한계 상태에 대한 가용 강도를 정의하지 않습니다. AISC 기준서 F13.1절은 인장 플랜지에 볼트 구멍이 있는 부재의 휨 파단을 다루며, AISC 매뉴얼 9부에서 영향 요소 및 연결 요소의 휨 파단에 대한 지침이 제공됩니다. 구체적으로, AISC 매뉴얼 식 9-8은 휨 파단에 대한 공칭 강도를 규정 최소 인장 강도와 영향 요소 또는 연결 요소의 순 소성 단면 계수의 곱으로 정의합니다. AISC 매뉴얼은 휨 파단에 대한 저항 계수를 \(\phi=0.75\), 안전 계수를 \(\Omega = 2.00\)으로 추가로 정의합니다.

인장 파단 한계 상태와 마찬가지로, IDEA StatiCa는 휨 파단에 대한 강도 식을 평가하지 않습니다. 대신 휨 파단 한계 상태는 소성 변형률 한계를 사용하여 평가됩니다. 따라서 인장 파단과 마찬가지로, IDEA StatiCa에서 사용되는 응력-변형률 관계가 항복 이후 최소한의 변형률 경화를 가지는 반면 설계 식은 재료의 인장 강도를 사용하기 때문에, 그리고 IDEA StatiCa는 항복 시 응력을 0.9의 계수로 감소시키는(LRFD의 경우) 반면 휨 파단에는 저항 계수 0.75가 사용되기 때문에 차이가 발생합니다. 휨 파단에 특유한 추가적인 차이는 설계 식에서 소성 단면 계수를 사용하는 데서 비롯되며, 이는 인장 또는 압축에서 균일한 응력을 가정합니다. IDEA StatiCa에서 응력은 해석 결과이며 반드시 균일하지는 않습니다.

이러한 차이의 순 효과를 검토하기 위해 Mohr와 Murray(2008)가 시험한 이음 플레이트를 고려합니다. 그들은 총 14개의 시편을 시험하였으며, 세 가지 다른 볼트 패턴을 가진 첫 번째 시리즈의 6개 시험이 여기서 조사됩니다. 플레이트는 두 W27x84 보 사이에 설치되었습니다. 전체 조립체는 4점 휨 하중을 받아 플레이트에 순수 휨이 가해졌습니다. 각 수직 열에 7개의 볼트가 있는 가장 큰 플레이트의 치수가 아래에 나타나 있습니다. 각 수직 열에 5개 및 3개의 볼트가 있는 유사한 치수의 시험도 수행되었습니다. 플레이트의 실측 항복 강도는 F_y = 49.5 ksi, 실측 인장 강도는 F_u = 72.1 ksi, 실측 두께는 t = 0.370 in.였습니다.

플레이트의 설계 강도 \(\phi M_n\)은 휨 항복 한계 상태에 대해 AISC 기준서에 따라, 휨 파단 한계 상태에 대해 AISC 매뉴얼에 따라 계산되었습니다. 이 계산에는 실측 재료 및 기하학적 특성이 사용되었으며 저항 계수가 적용되었습니다. 세 가지 연결부의 IDEA StatiCa 모델도 플레이트의 실측 재료 및 기하학적 특성을 사용하여 구축되었습니다. 저항 계수는 기본값으로 유지되었습니다. 보와 볼트의 특성은 파괴 모드가 실험과 일치하도록 공칭값에서 증가시켰습니다. IDEA StatiCa에서 최대 허용 적용 모멘트 M_IDEA는 반복적으로 결정되었습니다. 이 계산 결과는 실험 강도 M_exp와 함께 아래 그림에 나타나 있습니다. 실험 강도는 각 볼트 패턴의 두 시편에 대해 보고된 강도의 평균으로 취하였습니다. 그림의 모멘트는 각 플레이트에 대한 것으로, 각 시편에는 보의 양측에 각각 하나씩 두 개의 플레이트가 있었음을 유의하십시오.

물리적 실험에서 모든 시편은 휨 파단으로 파괴되었습니다. \(\phi M_{n,rupture} < \phi M_{n,yield}\)이므로 휨 파단이 플레이트의 모멘트 강도를 결정합니다. 그러나 IDEA StatiCa는 이 두 한계 상태를 명확히 구분하지 않으며, 두 한계 상태 모두 5% 소성 변형률 한계를 사용하여 평가됩니다. 최대 허용 적용 하중에서 플레이트의 소성 변형률은 아래에 각 수직 열에 7개 및 3개의 볼트가 있는 경우에 대해 나타나 있습니다.

IDEA StatiCa에서 최대 허용 적용 모멘트 M_IDEA는 이러한 경우에 \(\phi M_{n,rupture}\)보다 약 5% 크며, AISC 매뉴얼 식과 비교하여 약간 비보수적인 결과입니다. 그러나 M_IDEA는 이러한 경우에 M_exp보다 약 20% 낮습니다. 실험 결과에 감소 계수가 적용되지 않았으므로 M_IDEA가 M_exp보다 낮을 것으로 예상되지만, 이 차이는 안전 여유가 있음을 나타냅니다.

콘크리트 압괴

기둥 베이스에서 콘크리트 기초 및 기초판에 지압 응력이 발생합니다. AISC 기준서(2022) J8절은 콘크리트 압괴 한계 상태에 대한 콘크리트 강도 식을 제공하며, 이는 ACI 318(ACI 2019)의 동등한 규정과 동일합니다. 강도는 콘크리트 지지체에 지압하는 강재 면적, 콘크리트 지지체의 형상, 그리고 콘크리트의 규정 압축 강도에 따라 달라집니다.

IDEA StatiCa는 콘크리트 압괴를 평가하기 위해 이러한 규정을 사용합니다. 그러나 기본 해석 접근 방법의 차이로 인해 콘크리트 압괴 평가에서 IDEA StatiCa와 전통적인 수계산 간에 일부 차이가 발생합니다. 수계산에서는 지압 응력이 접촉 면적에 걸쳐 균일하다고 가정하는 것이 일반적입니다. IDEA StatiCa에서는 콘크리트 기초의 강성, 기둥 베이스의 강성 및 접촉이 명시적으로 모델링되어 물리적으로 더 현실적인 비균일 지압 응력 분포를 초래합니다. IDEA StatiCa에서 지압 면적은 콘크리트와 접촉하고 차단값보다 큰 지압 응력을 가진 강재 면적으로 계산됩니다(응력 차단값은 최대 지압 응력에 대한 비율로 정의되며, 비율은 코드 설정에서 선택 가능합니다). 이는 아래 그림에 나타난 바와 같이 지압 면적에 대해 비교적 복잡한 형상을 초래할 수 있습니다. 그럼에도 불구하고, 코드 식에 사용하기 위해 총 지압력, 지압 면적 및 콘크리트 지지체의 기하학적으로 유사한 면적이 계산됩니다.

동심 하중을 받는 베이스 플레이트 연결부의 강재-콘크리트 계면에서 콘크리트 응력의 3차원 뷰(왼쪽) 및 평면도(오른쪽). 지압 면적의 경계(AISC 기준서 J8절의 A₁)는 평면도에서 실선으로 표시됩니다. 응력 등고선과 앵커 로드 구멍을 따르는 불규칙한 형상에 유의하십시오. 콘크리트 지지 표면(AISC 기준서 J8절의 A₂)은 평면도의 해칭 영역으로 표시되며 마찬가지로 불규칙합니다.

추가 정보는 다음 문서에서 확인할 수 있습니다:

플랜지 국부 휨

플랜지 국부 휨은 광폭 플랜지 단면 및 유사한 조립 형상의 플랜지에 수직으로 작용하는 집중 하중에 적용되는 한계 상태 중 하나입니다. 이는 인장 집중 하중에만 적용됩니다. 플랜지 국부 휨 한계 상태에 대한 공칭 강도는 AISC 기준서(2022) J10.1절에 정의되어 있습니다.

J10.1절 해설에 기술된 바와 같이, 플랜지 국부 휨 한계 상태는 원래 플랜지 변형으로 인한 불균일한 요구량으로 인해 조기에 발생할 수 있는 용접 파단을 방지하기 위해 의도되었습니다. 그러나 보다 최근의 시험에서는 플랜지 국부 휨 강도가 초과될 때 용접 파단이 발생하지 않으며, 오히려 플랜지 국부 휨 강도가 플랜지 변형이 조기 플랜지 국부 좌굴을 초래하거나 부재 성능의 다른 측면에 해로울 수 있는 하한값을 나타낸다는 것이 밝혀졌습니다. 해설은 또한 압축력 하에서도 플랜지 변형이 발생할 수 있지만, 인장력에 대해서만 검토를 수행하는 것이 관례이므로 AISC 기준서는 압축력에 대한 플랜지 국부 휨 검토를 요구하지 않는다고 추가로 언급합니다.

위 그림에 나타난 바와 같이, 불균일한 응력 분포와 플랜지 변형 모두 IDEA StatiCa에서 명시적으로 모델링됩니다. 각 용접 세그먼트는 강도에 대해 독립적으로 검토됩니다. 위 그림과 같은 경우는 IDEA StatiCa의 용접 모델의 보정 및 후속 검증 및 확인에서 검토되었습니다. 그러나 HSS 이외의 형상에 대해서는 국부 플랜지 변형이 한계와 비교하여 검토되지 않으며, 부재 성능에 대한 영향이 평가되지 않고, 그 크기를 모델에서 직접 얻을 수 없습니다. 결과적으로 플랜지 국부 휨 한계 상태는 IDEA StatiCa에서 평가되지 않습니다. 플랜지 국부 휨이 전통적인 계산을 결정하는 경우, IDEA StatiCa에서 훨씬 더 높은 강도를 얻을 수 있습니다. 플랜지 변형이 우려되는 경우, IDEA StatiCa 외부에서 한계 상태를 평가하는 것을 권장합니다.

볼트 연결부에서 플랜지의 휨 항복은 별도의 한계 상태로 간주됩니다. 전통적인 계산에서 가용 강도는 일반 연결부에 대해 Dowswell(2011)이, 엔드 플레이트 모멘트 연결부에 대해 Eatherton과 Murray(2023)가 기술한 항복선 이론을 사용하여 일반적으로 결정됩니다. IDEA StatiCa는 아래 그림에 나타난 바와 같이 플랜지를 명시적으로 모델링함으로써 이 한계 상태를 반영합니다.

웨브 국부 항복

웨브 국부 항복은 광폭 플랜지 단면 및 유사한 조립 형상의 플랜지에 수직으로 작용하는 집중 하중에 적용되는 한계 상태 중 하나입니다. AISC 기준서 J10.2절의 웨브 국부 항복에 대한 공칭 강도 식은 지압 길이에 플랜지를 통한 힘의 가정된 분산을 더한 길이에 걸친 웨브의 항복에 기반합니다. 웨브의 항복은 IDEA StatiCa에서 명시적으로 모델링되지만, 설계 식의 여러 특성은 그렇지 않습니다. 식은 플랜지와 압연 형상의 필릿을 통해 2.5:1의 응력 구배를 가정합니다. IDEA StatiCa에서 플랜지는 쉘 요소로 모델링되고 필릿은 무시되므로, 힘의 분산은 주로 플랜지와 웨브 사이의 구속에 따라 달라집니다. AISC 기준서 J10.2절에는 부재 단부로부터의 힘의 거리에 따라 웨브 국부 항복에 대한 두 가지 별도의 식이 있습니다. IDEA StatiCa에서 부재 단부 근접으로 인한 강도 감소는 부재를 직접 모델링함으로써 반영됩니다. 웨브 국부 항복 한계 상태에는 저항 계수 ϕ = 1.00과 안전 계수 Ω = 1.50이 적용됩니다. IDEA StatiCa는 이러한 계수를 사용하지 않고, 대신 항복에 대한 일반적인 저항 계수 및 안전 계수에 기반하여 LRFD의 경우 0.9의 계수로, ASD의 경우 1.67로 나누어 항복점을 감소시킵니다.

이러한 차이의 전체적인 영향은 보-위-기둥 연결부에 대해 이 문서에서, 일반 집중 하중에 대해 이 보고서에서 조사되었습니다.

웨브 압축 좌굴

웨브 압축 좌굴은 광폭 플랜지 단면 및 유사한 조립 형상의 플랜지에 수직으로 작용하는 집중 하중에 적용되는 한계 상태 중 하나입니다. 이는 부재 길이를 따라 동일한 위치에서 양쪽 플랜지로부터 웨브를 압축하는 한 쌍의 힘이 작용할 때 적용됩니다. AISC 기준서 J10.5절은 웨브 압축 좌굴에 대한 공칭 강도 식을 제공합니다. 이 식은 동일하고 반대 방향의 집중 하중을 받는 단순 지지 플레이트의 탄성 좌굴 강도에 기반합니다.

IDEA StatiCa에서 웨브 압축 좌굴에 대한 설계는 탄성 임계 좌굴 하중이 충분히 크도록 보장함으로써 달성할 수 있습니다(압축 항복 및 좌굴 항목의 논의 참조). 불완전성을 포함한 기하학적 및 재료 비선형 해석(GMNIA)과의 비교를 통해 탄성 임계 좌굴 하중 비율 3이 적절한 하한값으로 결정되었습니다.

웨브 패널존 전단 항복

광폭 플랜지 및 유사한 조립 형상의 패널존 전단 항복 한계 상태에 대한 가용 강도는 AISC 기준서 J10.6절에 정의되어 있습니다. 이 절에는 공칭 강도에 대한 네 가지 다른 식이 제공됩니다. 한 쌍의 식은 비탄성 패널존 변형이 골조 안정성에 미치는 영향이 해석에서 고려되지 않는 경우에 대해 제공되고, 다른 한 쌍은 고려되는 경우에 대해 제공됩니다. 첫 번째 쌍의 식은 패널존 거동을 탄성 범위로 제한합니다. 두 번째 쌍의 식은 더 큰 강도를 제공하지만, 더 큰 강도를 달성하기 위해서는 패널존의 소성 변형이 필요합니다. 추가적인 변형은 전체 골조 변형과 2차 효과를 크게 증가시킬 수 있습니다. 비탄성 패널존 변형의 가능성이 부재 및 연결부 소요 강도 계산에서 고려되지 않은 경우, AISC 기준서 J10.6절은 패널존 거동을 탄성 범위로 제한하도록 요구합니다.

IDEA StatiCa에서 패널존 전단 항복은 비선형 쉘 요소로 명시적으로 모델링되며 소성 변형률 한계에 의해 제한됩니다. 패널존 전단 항복 한계 상태는 확장 엔드 플레이트 모멘트 연결부에 대해 이 문서에서, 볼트 플랜지 플레이트 모멘트 연결부에 대해 이 문서에서 검토되었습니다. 기본 소성 변형률 한계 5%를 사용하면, IDEA StatiCa의 강도는 비탄성 패널존 변형이 골조 안정성에 미치는 영향이 해석에서 고려되지 않는 경우에 대한 AISC 기준서의 강도를 초과합니다. 그러나 IDEA StatiCa에서 소성 변형률 한계를 작은 값(예: 0.1%)으로 줄이면 본질적으로 탄성 거동이 강제되어, 비탄성 패널존 변형이 골조 안정성에 미치는 영향이 해석에서 고려되지 않는 경우에 대한 AISC 기준서 식과 비교하여 정확한 강도를 초래합니다.

엔지니어는 소요 강도를 결정하기 위한 해석(즉, IDEA StatiCa 해석이 아닌)에서 비탄성 패널존 변형이 골조 안정성에 미치는 영향이 고려되었는지 여부를 알아야 합니다. 고려되지 않은 경우, 패널존 거동을 본질적으로 탄성으로 제한해야 합니다.

HSS 부재에 대한 연결

AISC 기준서(2022) K장은 HSS 부재 및 HSS 부재처럼 거동하는 박스 단면에 대한 연결에 적용되는 J장의 요구사항 외에 추가적인 요구사항을 포함합니다. K장은 연결 유형별로 구성되어 있으며 요구사항에는 종종 적용 한계가 수반됩니다. 그러나 K장은 다른 구성의 연결부 또는 적용 한계를 벗어난 연결부의 사용을 금지하지 않습니다.

K장의 표에 기술된 한계 상태는 IDEA StatiCa에서 명시적 모델링과 5% 소성 변형률 한계에 의해 평가됩니다. 불균일한 응력 분포를 고려하기 위한 직사각형 HSS에 대한 연결의 유효 폭, 현재 응력 상호작용 매개변수, 연단 거리를 포함하여 K1절에 정의된 매개변수의 영향도 명시적으로 모델링됩니다. 정확도를 높이기 위해 중공 단면이 지압 부재로 사용될 때 기본적으로 기하학적 비선형성이 모델에 포함됩니다.

K장 해설은 "비탄성 유한요소 해석이 사용될 때, 두꺼운 쉘(T × T × T) 요소의 최대 변형률은 공칭 내력에서 0.02/T를 초과해서는 안 되며, 여기서 T는 인치 단위의 두께입니다."라고 명시합니다. 변형률과 소성 변형률의 차이를 무시하면, 이 권고사항의 한계값은 두께가 0.4 in. 미만인 경우 IDEA StatiCa에서 사용하는 5%보다 큽니다. 해설 권고사항의 변형률 한계는 두꺼운 튜브에 대해 IDEA StatiCa의 기본 한계보다 더 엄격하지만, 5% 소성 변형률 한계는 Steel Tube Institute를 포함하여 강도 설계에 대한 허용 가능한 한계로 더 널리 인정받고 있습니다.

K장은 강도 한계 상태만을 기반으로 합니다. 결과적으로 K장의 요구사항을 충족하는 연결부에서 큰 변형이 발생할 수 있습니다. 그럼에도 불구하고, HSS 부재의 국부 면외 변형은 다른 기준의 요구사항에 기반하여 단면의 최소 횡방향 치수(즉, 직경 또는 폭)의 3% 한계와 비교하여 IDEA StatiCa에서 검토됩니다.

K장의 규정은 주로 국제 연구 및 국제 위원회의 작업에 기반하므로, 다른 기준에 대한 검증은 일반적으로 미국 실무에 유익합니다. HSS 부재에 대한 연결에 관한 여러 검증 연구가 IDEA StatiCa 웹사이트에서 제공되며, 직사각형 중공 단면 간의 연결, 원형 중공 단면 간의 연결, 플레이트와 직사각형 중공 단면 간의 연결, 플레이트와 원형 중공 단면 간의 연결이 포함됩니다.

설계 고려사항 및 요구사항

설계 기준

AISC 규정에 따른 강도 설계는 하중저항계수설계(LRFD) 또는 허용강도설계(ASD) 조항 중 하나를 사용하여 수행됩니다. 이 두 가지 방법은 요구 강도와 가용 강도가 서로 다르지만, 공칭 강도는 동일하며 최종 설계 결과도 동일하지 않더라도 유사해야 합니다.

	강도 기준	요구 강도	가용 강도	공칭 강도
LRFD	\(R_u \le \phi R_n\)	R_u는 LRFD 하중 조합(예: 1.2D + 1.6L + 0.5L_r)을 사용하여 산정	\(\phi\)R_n은 설계 강도라고도 하며(\(\phi\)는 저항계수)	R_n
ASD	\(R_a \le R_n/\Omega\)	R_a는 ASD 하중 조합(예: D + L)을 사용하여 산정	R_n/Ω은 허용 강도라고도 하며(Ω는 안전계수)	R_n

LRFD 하중 조합의 하중계수가 더 크기 때문에 LRFD의 요구 강도는 ASD보다 큽니다. 비선형 해석으로 요구 강도를 산정할 때 비선형성의 정도가 하중 수준에 따라 달라지는 경우에도 요구 강도의 차이가 발생할 수 있습니다. 안정성 설계에서 이를 보완하기 위해 AISC 규정은 모든 하중 의존 효과를 LRFD 하중 조합 또는 ASD 하중 조합의 1.6배에 해당하는 하중 수준에서 산정하도록 요구합니다. IDEA StatiCa는 다른 접근 방식을 따릅니다. IDEA StatiCa에서는 쉘 요소의 항복 응력을 LRFD의 경우 0.9F_y, ASD의 경우 F_y/1.67로 적용하며, 0.9와 1.67은 항복 한계 상태에 대한 일반적인 저항계수 및 안전계수에 해당합니다. 대부분의 경우, 이로 인해 LRFD에서 허용되는 최대 적용 하중이 ASD보다 1.5배 크게 되며, 이는 AISC 규정의 조항과 일치합니다. 그러나 IDEA StatiCa에서는 LRFD 또는 ASD 어느 경우에도 탄성계수를 감소시키지 않습니다. 따라서 강성 대 강도의 비율이 방법에 따라 달라져 설계에 일부 영향을 미칩니다. 좌굴의 경우, 탄성 좌굴 하중 한계 비율이 LRFD와 ASD 간에 다릅니다. 또한 연결부의 강성이 강도에 영향을 미치는 경우(예: 긴 용접 연결)에는 LRFD와 ASD 간의 최대 허용 적용 하중 비율이 1.5에서 벗어날 수 있습니다. IDEA StatiCa와 AISC 규정을 비교하는 검증 연구의 대부분은 LRFD를 기준으로 수행되었습니다.

IDEA StatiCa는 2022 AISC 규정에 정의된 ASD 조항을 구현합니다. 2022 AISC 규정의 ASD 조항은 9판 AISC 매뉴얼(일반적으로 "그린북"이라고 불림)에 포함된 1989 AISC 규정과 같은 과거 기준의 조항과 다릅니다. ASD에 관한 과거 조항은 탄성 거동에 초점을 맞추었으며 LRFD와의 차이가 더 컸습니다. 현재의 ASD 조항은 공통 공칭 강도 산정을 포함하여 LRFD와 더욱 일관성을 갖추고 있습니다.

구조용 강재 재료

AISC 규정 섹션 A3.1에는 구조용 강재 재료에 대한 요구사항이 포함되어 있습니다. 이 섹션의 표 A3.1에는 만족스러운 성능 이력이 있으며 AISC 규정의 조항에서 예상대로 성능을 발휘하는 것으로 간주되는 특정 재료들이 나열되어 있습니다. 나열된 재료에는 항복 응력이 최대 80 ksi인 압연 형강과 항복 응력이 최대 100 ksi인 판재가 포함됩니다. 표 A3.1에 나열되지 않은 재료도 담당 엔지니어가 사용이 적합하다고 판단하는 경우 허용됩니다. 의도된 용도, 횡방향 강도 특성, 연성 및 용접성을 포함한 많은 요소들이 재료의 적합성에 영향을 미칠 수 있습니다.

IDEA StatiCa의 AISC 규정 조항에 대한 광범위한 검증을 고려할 때, 표 A3.1에 나열된 재료들도 소프트웨어에서 예상대로 성능을 발휘하는 것으로 간주될 수 있습니다. 표 A3.1에 나열되지 않은 재료의 사용이 금지되지는 않지만, 담당 엔지니어의 판단에 따릅니다. AISC 규정 섹션 A3.1의 해설서에는 재료의 적합성에 영향을 미치는 요소들에 대한 논의와 적합성 평가를 위한 지침이 포함되어 있습니다.

프라잉 작용

볼트 연결에서 연결 요소 간의 접촉은 적용 하중만으로 인한 인장력 이상으로 인장력을 증가시킬 수 있습니다. 이 현상은 프라잉 작용으로 알려져 있으며, 볼트 인장력이 발생하는 연결에서만 나타납니다. 볼트 힘을 증가시키는 접촉은 연결 요소의 변형으로 인해 발생합니다. 따라서 프라잉 작용은 볼트와 연결 요소 모두에 대한 설계 고려 사항입니다.

볼트와 연결 요소의 상대적인 강성 및 강도가 거동을 제어합니다. 연결 요소가 볼트에 비해 강성이 크면, 연결 요소는 뒤로 휘어 접촉하지 않고 변형되므로 프라잉 작용이 발생하지 않습니다. 이 경우 볼트의 강도가 설계를 지배합니다. 연결 요소가 볼트에 비해 약하면, 연결 요소는 항복하여 볼트에 프라잉 힘을 가하지만 볼트의 힘도 제한합니다. 이 경우 연결 요소의 강도가 설계를 지배합니다. 그 중간의 경우에는 볼트와 연결 요소의 강도가 동시에 설계를 지배합니다.

설계에서 프라잉 작용을 고려하기 위한 지침은 AISC Manual 9장에 제공되어 있습니다. AISC Manual에 제시된 방정식은 T형 단면 및 등을 맞댄 앵글의 일반적인 경우에 대해 개발되었으며 실험 데이터를 통해 검증되었습니다. IDEA StatiCa는 접촉을 포함하여 볼트와 연결 요소의 강성 및 강도를 명시적으로 모델링하므로, 특정 구성에 관계없이 해석을 통해 프라잉 작용이 자연스럽게 포착됩니다. AISC Manual 방정식과 IDEA StatiCa 결과 간의 비교가 T-스터브 연결에 대해 수행되었습니다. Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints(Kulak et al. 1987)에서 권장하는 프라잉 작용 설계 접근법과의 유사한 비교도 수행되었습니다. 프라잉 작용은 가새 연결 및 확장 엔드 플레이트 모멘트 연결을 포함한 다른 검증 예제에서도 다루어집니다.

긴 연결부의 변형 적합성

긴 단부 하중 연결부에서 연결된 요소 간의 신장 차이는 연결부 끝단에서 가장 크게 나타납니다. 그 결과, 긴 단부 하중 연결부에서 볼트 및 용접부의 응력은 균일하지 않습니다. 전통적인 계산에서는 균일한 응력을 가정하는 것이 일반적이므로, AISC 규정에는 긴 단부 하중 용접부의 길이 및 볼트의 공칭 전단 응력에 대한 감소 계수가 포함되어 있습니다. AISC 규정 Section J2.2b는 용접 길이가 용접 크기의 100배를 초과할 경우 감소를 포함한 단부 하중 필릿 용접의 유효 길이를 정의합니다. AISC 규정 Table J3.2의 공칭 전단 응력 값에는 길이 효과를 고려한 10% 감소가 포함되어 있으며, 패스너 패턴 길이가 38인치를 초과하는 단부 하중 연결부에 대해서는 추가적인 감소가 요구됩니다.

IDEA StatiCa는 이러한 감소를 직접 적용하지 않습니다. 대신, 이러한 감소의 근거가 되는 기본 거동을 명시적으로 모델링합니다. IDEA StatiCa는 볼트, 용접부 및 연결 요소의 강성을 모델링하므로, 볼트 및 용접부에서의 비균일 응력 분포가 자연스럽게 나타납니다. 볼트 및 용접 세그먼트의 강도를 개별적으로 평가함으로써, 산출된 연결부 강도는 전통적인 계산 결과와 비교 가능합니다. IDEA StatiCa와 긴 단부 하중 연결부에 대한 전통적인 계산 결과 간의 상세한 비교는 이 문서에 제시되어 있습니다.

편심 하중을 받는 볼트 및 용접 그룹의 변형 적합성

편심 하중을 받는 그룹의 볼트와 용접부는 직접 전단력과 유발 모멘트로 인한 추가 전단력을 받습니다. 볼트 또는 용접부에 발생하는 응력은 볼트마다, 용접 세그먼트마다 크기와 방향이 다릅니다. AISC Manual의 7편과 8편에 설명된 바와 같이, 구조 엔지니어는 편심 하중을 받는 볼트 또는 용접 그룹을 해석하기 위해 순간 회전 중심법 또는 탄성법을 사용할 수 있습니다. 순간 회전 중심법을 이용한 계산은 일반적으로 AISC Manual에 제공된 표 값을 사용하여 수행됩니다.

IDEA StatiCa에서는 볼트 및 용접 세그먼트의 소요 강도가 비선형 해석 결과로부터 결정됩니다. 각 볼트와 용접 세그먼트는 개별적으로 모델링되며 평형 조건이 적용됩니다. 설계 강도는 AISC Specification에 따라 결정됩니다.

순간 회전 중심법도 비선형 해석에 기반하지만, 순간 회전 중심법과 IDEA StatiCa의 비선형 해석 사이에는 주요한 차이점이 있습니다. 순간 회전 중심법에서는 연결 요소가 강체로 가정되지만, IDEA StatiCa에서는 그렇지 않습니다. 볼트와 용접부의 힘-변형 응답도 두 방법 간에 차이가 있습니다. IDEA StatiCa에서 볼트와 용접부에 사용되는 힘-변형 응답은 이선형이며, 이론적 배경에 설명되어 있습니다.

이러한 차이로 인해 일반적으로 IDEA StatiCa의 결과는 유사하거나 더 낮은 강도를 나타내며, 이는 브래킷 플레이트 연결에 관한 이 문서에서 확인할 수 있습니다. 편심 하중을 받는 볼트 그룹에 대한 전통적인 계산과 IDEA StatiCa의 비교는 단일 플레이트 전단 연결에 관한 이 문서에서도 다루고 있습니다.

용접과 병용되는 볼트

볼트와 용접이 공통 접촉면에서 하중을 분담할 때 정확한 강도 예측이 더 어렵습니다. 볼트에 비해 용접의 낮은 연성은 볼트의 전체 강도가 발현되기 전에 취성 파단을 초래할 수 있습니다. AISC 기준서 J1.8절은 특정 상황에서만 볼트와 용접이 하중을 분담하는 것으로 고려하도록 허용합니다.

J1.8절에 따르면, 볼트와 용접 간의 변형 적합성이 고려되는 공통 접촉면의 전단 연결부 설계에서만 볼트가 용접과 하중을 분담하는 것으로 고려될 수 있습니다. 이 절은 또한 공칭 강도가 공칭 미끄러짐 강도와 공칭 용접 강도의 합으로 결정될 수 있는 선인장 고강도 볼트와 종방향 필릿 용접의 경우를 기술합니다. 볼트와 용접은 각각 규정된 비율의 하중을 지지해야 하며, 복합 접합부에는 저항 계수 ϕ = 0.75 또는 안전 계수 Ω = 2.00이 적용됩니다.

IDEA StatiCa에서 볼트와 용접에 대한 강도 검토는 볼트와 용접이 하중을 분담하는 경우에 대한 특별한 처리 없이 독립적으로 수행됩니다. 볼트, 용접, 부재 및 연결 요소의 강성을 명시적으로 모델링하므로 IDEA StatiCa에서는 항상 변형 적합성이 고려됩니다. 볼트와 용접이 하중을 분담할 때, 각각의 소요 강도는 상대적 강성에 기반하며 가용 강도는 통상적으로 계산됩니다. 이는 인장 연결부에도 해당되므로, 인장 연결부에서는 볼트와 용접이 하중을 분담하도록 모델링하지 않고 둘 중 하나에만 의존하는 것을 권장합니다.

AISC 기준서 J1.8절에 제공된 방법과 IDEA StatiCa 간의 차이를 설명하기 위해 아래에 표시된 인장을 받는 플레이트 간의 연결부를 고려합니다.

AISC 기준서에 따르면, 연결부가 미끄러짐 임계로 설계될 때 볼트만의 설계 강도는 ϕR_n = 133 kips(R_n = 133 kips)입니다. 용접만의 설계 강도는 ϕR_n = 290 kips(R_n = 386 kips)입니다. 볼트와 용접을 결합할 때, J1.8절의 볼트와 용접 강도의 합산을 허용하는 모든 요구사항이 충족되므로 총 연결부 강도는 ϕR_n = 0.75(133 + 386) = 389 kips입니다.

IDEA StatiCa에서 볼트만 모델링할 때 최대 허용 적용 인장력은 126 kips이고, 용접만 모델링할 때는 277 kips입니다. IDEA StatiCa의 볼트 강도와 133 kips 설계 강도 간의 차이는 모델에서 볼트에 인장력이 발생하고 IDEA StatiCa에서 이를 보수적으로 적용 인장력으로 처리하기 때문입니다(미끄러짐 항목 참조). IDEA StatiCa의 용접 강도와 277 kips 설계 강도 간의 차이는 IDEA StatiCa에서 용접 길이를 따라 불균일한 요구량 때문입니다. 볼트와 용접 모두 모델링할 때 최대 허용 적용 인장력은 394 kips이며, 볼트와 용접 모두 이용률 100%를 나타냅니다. 이 값은 AISC 기준서 강도 389 kips와 매우 유사합니다.

볼트가 지압형으로 가정되는 경우, AISC 기준서에 따른 볼트의 설계 강도는 ϕR_n = 245 kips입니다. AISC 기준서는 전단 연결부에서 볼트가 용접과 하중을 분담하는 것으로 고려하도록 허용하지만, 볼트가 미끄러짐 임계 연결부의 요구사항을 충족하지 않을 때 강도를 평가하는 방법을 제공하지 않습니다. 따라서 이 연결부의 강도를 용접만의 강도 또는 ϕR_n = 290 kips로 평가하는 것이 일반적입니다.

IDEA StatiCa에서 볼트가 지압 볼트로 모델링되고 용접이 모델링되지 않을 때, 최대 허용 적용 인장력은 AISC 기준서 설계 강도 245 kips와 일치합니다. 볼트가 지압 볼트로 모델링되고 용접도 모델링될 때, 최대 허용 적용 인장력은 용접 강도가 결정 한계가 되어 311 kips입니다. 이 강도는 IDEA StatiCa에 따른 용접만의 강도보다 12%만 큽니다. 지압 볼트 추가로 인한 강도의 소폭 증가는 볼트가 용접보다 덜 강성이므로 용접이 이용률 100%에 도달하기 전에 많은 하중을 끌어당기지 않기 때문입니다.

구멍 크기의 영향

AISC Specification (2022) Section J3.3은 구조용 강구조 연결에서 볼트에 사용되는 표준, 과대, 단슬롯, 장슬롯 구멍의 사용을 설명합니다. 표준 구멍은 IDEA StatiCa의 기본값입니다. 과대 구멍은 볼트 어셈블리에서 구멍 직경을 편집하여 구현할 수 있습니다. 슬롯 구멍은 플레이트 편집기에서 플레이트에 대해 정의할 수 있습니다.

구멍 크기는 거동의 여러 측면에 영향을 미치며, 일부 설계 요구사항은 구멍 크기에 기반합니다.

볼트 구멍으로 제거된 재료는 순단면적에 영향을 미칩니다. 이 효과는 부재 및 연결 요소의 쉘 요소 모델 정의를 통해 IDEA StatiCa에서 명시적으로 처리됩니다. 그러나 AISC Specification Section B4.3b에서 요구하는 손상에 대한 추가 1/16 in.은 자동으로 적용되지 않습니다 (순단면적 산정 참조).
구멍 크기는 지압 파괴 강도 산정에 사용되는 순간격에 영향을 미칩니다. 이 효과는 연결 재료의 형상과 개별 볼트의 힘 방향에 기반하여 순간격을 계산함으로써 IDEA StatiCa에서 명시적으로 처리됩니다.
과대 구멍은 지압형 연결에서 허용되지 않습니다. IDEA StatiCa는 이 요구사항을 검토하지 않으며, 과대 구멍에 대해 지압 전단력 전달 사용을 허용합니다.
미끄럼 한계 상태에 대한 저항계수는 구멍 유형에 따라 달라집니다. IDEA StatiCa는 구멍 유형에 따라 저항계수를 자동으로 조정하지 않습니다. 저항계수는 Code setup에서 수동으로 설정할 수 있습니다.

구멍 크기는 볼트의 하중-변형 응답에 영향을 미칠 수 있습니다. IDEA StatiCa에서 사용되는 볼트 하중-변형 모델은 구멍 크기에 의존하지 않지만, 슬롯 구멍의 장방향에서는 전단력 전달이 0으로 가정됩니다.

밀 언더런

부재 길이의 변동은 연결 설계에 사용되는 치수에 의미 있는 차이를 초래할 수 있습니다. AISC 설계 예제의 여러 계산에서는 가능한 밀 언더런을 고려하기 위해 길이에서 1/4 in.의 공차를 빼는 방식을 사용합니다. IDEA StatiCa는 가능한 밀 언더런을 자동으로 고려하지 않지만, 가정된 언더런을 적용하여 연결을 수동으로 정의함으로써 밀 언더런을 고려할 수 있습니다.

접촉 및 마찰

강재는 물리적으로 다른 강재를 통과할 수 없지만, 유한요소 해석에서는 이것이 기본 동작입니다. 접촉면은 변형 시 재료가 겹치는 것을 방지하기 위해 정의되어야 합니다. 면-대-면 접촉은 볼트 그룹 작업 시 자동으로 정의됩니다. 면-대-면 접촉은 "볼트 그룹/접촉" 작업으로 정의할 수 있습니다. 엣지-대-엣지 접촉 또는 엣지-대-면 접촉은 "일반 용접 또는 접촉" 작업으로 정의할 수 있습니다.

모든 잠재적 접촉면이 IDEA StatiCa에 의해 자동으로 정의되는 것은 아닙니다. 따라서 사용자는 연결의 의도된 거동을 충분히 이해하고, 변형된 형상을 검토하여 연결이 의도한 대로 모델링되고 거동하는지 확인하는 것이 중요합니다.

접촉 지압은 연결이 상세 설계되고 지압이 발생하도록 표면이 신중하게 준비된 경우 연결에서 효율적인 힘 전달 수단이 될 수 있습니다(Muir 2015). 접촉 지압이 효과적으로 작동하도록 보장하기 위해 특별한 상세 설계가 필요하므로, 엣지-대-엣지 및 엣지-대-면 접촉은 IDEA StatiCa에서 자동으로 정의되지 않지만 "일반 용접 또는 접촉" 작업을 사용하여 수동으로 정의할 수 있습니다. 볼트 기둥 이음은 부재 간 엣지-대-엣지 접촉을 정의하면 볼트의 요구량이 감소하여 보다 효율적인 연결이 되는 예입니다. 접촉 지압의 사용은 기둥과 베이스 플레이트 사이의 용접과 함께 사용할 때도 효율적일 수 있습니다. 용접은 기본적으로 접촉 없이 정의되므로 압축력에 대해서도 검토됩니다. 용접과 접촉 작업의 결합은 더 작은 용접의 사용을 가능하게 할 수 있습니다. 용접은 강성이 높아 접촉과 결합되더라도 하중을 끌어당기지만, 용접 크기가 줄어들더라도 압축력으로 인한 요구량이 용량을 초과하는 경우는 거의 없습니다.

강재-대-강재 접촉면에서의 마찰은 IDEA StatiCa에서 보수적으로 무시되며, 마찰을 통해 전단력을 전달하도록 지정된 볼트(즉, 미끄럼 제어 볼트)는 예외입니다. 선인장 볼트가 클램핑력을 제공할 때만 마찰을 고려하는 것은 전통적인 계산에서도 일반적입니다. 그러나 마찰로 인해 IDEA StatiCa와 전통적인 계산 간에 결과 차이가 발생할 수 있습니다. 예를 들어, AISC Specification Section J3.10은 미끄럼 제어 연결이 인장과 전단력의 조합을 받을 때 미끄럼 강도에 적용할 감소 계수를 정의합니다. 감소 계수는 연결에 적용된 인장 하중을 기반으로 합니다. IDEA StatiCa는 볼트의 인장 하중 중 얼마가 적용 하중에 의한 것인지, 프라잉 힘과 같은 다른 원인에 의한 것인지를 정량화할 방법이 없습니다. 프라잉 힘이 미끄럼 제어 볼트에 인장을 유발하면 IDEA StatiCa에서 미끄럼 강도가 감소합니다. 전통적인 계산에 의한 미끄럼 강도는 감소하지 않습니다. 이 차이에 대한 자세한 조사는 T-스터브 연결에 대해 이 문서에 설명되어 있습니다.

순 단면적 산정

AISC Specification (2022) Section B4.3b에서는 인장 또는 전단력에서 순 단면적을 계산할 때 볼트 구멍의 폭을 공칭 치수보다 1/16 in. 크게 취하도록 요구합니다. 이 요구사항의 적용은 드릴링 또는 펀칭 작업 중 볼트 구멍 주변의 손상 가능성을 고려하여 순 단면적을 감소시킵니다. 이 요구사항은 순 단면 인장 파단 및 블록 전단 파단과 같은 한계 상태에 영향을 미치지만, 볼트 구멍에서의 찢김(tearout) 한계 상태에는 영향을 미치지 않습니다.

IDEA StatiCa에서 기본 볼트 어셈블리의 구멍 직경은 공칭 구멍 치수와 동일합니다. 따라서 볼트 어셈블리를 편집하여 볼트 구멍 직경에 1/16 in.을 수동으로 추가할 수 있지만, 이 요구사항은 IDEA StatiCa에서 자동으로 처리되지 않습니다. 볼트 어셈블리의 구멍 직경이 증가하면, 증가된 직경은 찢김(tearout) 평가를 포함한 해석의 모든 측면에 적용됩니다. 구멍 크기가 IDEA StatiCa 결과에 미치는 영향에 대한 추가 논의는 구멍 크기의 영향 항목에서 확인할 수 있습니다.

AISC Specification (2022) Section B4.3b에는 볼트 구멍의 연결이 대각선 또는 지그재그 방향으로 부재를 가로질러 연장될 때 순 단면적 산정에 관한 규정도 포함되어 있습니다. 이러한 경우, 부재의 순 폭은 총 폭에서 연결선상의 모든 구멍 직경(손상에 대한 1/16 in. 포함)의 합을 빼고, 연결선상의 각 게이지 간격에 대해 s²/4g를 더하여 구하며, 여기서

g = 패스너 게이지 선 사이의 횡방향 중심 간 간격(게이지)

s = 연속된 두 볼트 구멍의 종방향 중심 간 간격(피치)

산출된 순 폭은 파괴면의 길이(즉, 아래 그림의 빨간 점선)와 다르며, 경사면을 따른 인장과 전단의 조합을 고려합니다. IDEA StatiCa는 순 단면적을 명시적으로 계산하지 않으므로, 순 폭 규정은 소프트웨어에 구현되어 있지 않습니다. 그러나 경사면을 따른 인장과 전단의 상호작용을 포함하여 볼트의 대각선 또는 지그재그 방향을 따른 파괴 가능성은 연결 요소를 모델링함으로써 명시적으로 포착됩니다.

볼트 열의 엇갈림 효과는 단순 이음 연결에서 관찰할 수 있습니다. 시험 플레이트가 두 반력 플레이트 사이에 볼트로 연결되어 인장 하중을 받습니다. 시험 플레이트의 두께는 1/2 in.이고 각 반력 플레이트의 두께는 3/8 in.입니다. 모든 플레이트의 폭은 6 in.이며 ASTM A572 Gr 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi)을 따릅니다. 이 연결부는 두 개의 엇갈린 열에 (6)개의 7/8 in. 직경 A325 볼트를 사용합니다. 한 열에서 볼트 간 간격은 3 in., 게이지 g는 3 in., 단부 거리는 1.5 in.입니다. 두 볼트 열 사이의 엇갈림 양은 치수 s로 측정됩니다.

s = 1.5 in.인 연결부의 3차원 뷰가 아래 그림에 나타나 있습니다.

치수 s를 0(즉, 엇갈림 없음)에서 3 in.까지 0.5 in. 간격으로 변화시키며 해석을 수행하였습니다. AISC Specification에 따른 강도는 Section B4.3b의 규정을 사용하여 계산하였습니다. 위 그림에서 빨간 점선으로 표시된 지그재그 선을 따른 인장 파단의 한계 상태가 모든 경우에서 지배하였습니다. IDEA StatiCa에 따른 강도는 프로그램이 안전하다고 판단하지만 소량(0.1 kip) 증가 시 안전하지 않다고 판단하는 값으로 적용 하중 입력을 조정하는 응력-변형률 해석을 반복적으로 수행하여 결정하였습니다. 5% 소성 변형률 한계가 모든 경우에서 지배하였습니다. 해석 결과는 아래 그림에 나타나 있습니다.

AISC Specification 결과는 치수 s가 증가함에 따라 강도가 명확하게 증가하는 경향을 보입니다. IDEA StatiCa 결과는 치수 s에 대한 민감도가 낮으며, s = 3 in. 경우를 제외한 모든 경우에서 AISC Specification보다 강도가 큽니다. 그러나 예상되는 지그재그 파괴 패턴은 최대 허용 적용 하중에서 시험 플레이트의 소성 변형률을 보여주는 아래 그림에서 입증된 바와 같이 모델에 의해 포착됩니다.

필릿 용접 크기 요구사항

AISC 규정(2022) 섹션 J2.2b에는 필릿 용접에 대한 제한 사항이 포함되어 있습니다.

섹션 J2.2b의 항목 (a)-(c)는 필릿 용접의 크기 및 최소 길이에 대한 기하학적 제한 사항을 규정합니다. 이러한 제한 사항은 "Code setup"에서 "Detailing" 옵션이 선택된 경우 계산 중에 검토됩니다. 검토되는 구체적인 제한 사항은 이 문서에 설명되어 있습니다. 제한 사항이 충족되지 않으면 상세 오류로 인해 용접이 규정 검토를 통과하지 못합니다. 한계에 근접하거나 한계에 있는 치수는 수치 정밀도 또는 반올림으로 인해 예상대로 평가되지 않을 수 있습니다.

섹션 J2.2b의 항목 (d)는 단부 하중을 받는 긴 필릿 용접에 대한 감소를 포함한 필릿 용접의 유효 길이를 규정합니다. IDEA StatiCa는 필릿 용접의 유효 길이를 계산하지 않으므로 이 조항의 지침을 사용하지 않지만, 단부 하중을 받는 필릿 용접의 강도에 대한 불균일 응력 분포의 영향은 용접 및 연결 재료의 강성을 명시적으로 모델링하여 반영됩니다. 이 조항에 대한 상세한 검토는 이 문서를 참조하십시오.

섹션 J2.2b의 항목 (e)-(i)는 IDEA StatiCa에서 검토하지 않는 제한 사항을 규정하며, 해당되는 경우 엔지니어가 별도로 평가해야 합니다.

설계 벽 두께 (HSS)

AISC Specification (2022) Section B4.2에 따르면, 중공 구조 단면(HSS)의 강도 계산 시 벽 두께는 설계 벽 두께 t를 사용해야 합니다. 설계 벽 두께는 박스 단면 및 ASTM A1065/A1065M 또는 ASTM A1085/A1085M에 따라 제조된 HSS의 경우 공칭 두께 t_nom과 동일합니다. ASTM A500/A500M을 포함하여 Specification에서 사용이 승인된 기타 기준의 경우, 설계 벽 두께는 공칭 벽 두께의 0.93배(즉, t = 0.93t_nom)입니다. ASTM A500 Gr. C는 미국에서 직사각형 및 원형 HSS에 대해 선호되는 재료 규격입니다(Tavarez 2022).

IDEA StatiCa는 재료에 따라 HSS 단면의 벽 두께를 자동으로 조정하지 않습니다. 따라서 사용자는 이 요구 사항을 인지하고 적절한 두께가 지정되었는지 확인해야 합니다.

IDEA StatiCa에서 단면을 정의할 때, "HSS (AISC 15.0 - A1085, A1065)" 카테고리의 미리 정의된 단면은 벽 두께가 공칭 벽 두께와 동일하며, "HSS (AISC 15.0 - A500, A501, A618, A847)" 카테고리의 단면은 벽 두께가 공칭 벽 두께의 0.93배입니다.

참고문헌

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

AISC (2023), Steel Construction Manual, 제16판, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Dowswell, B. (2011). "A Yield Line Component Method for Bolted Flange Connections." Engineering Journal, AISC, 48(2nd Quarter), 93–116.

Dowswell, B. (2015). "Plastic Strength of Connection Elements." AISC Engineering Journal, 52(1st Quarter), 47–66.

Eatherton, M. R., and Murray, T. M. (2023). End-Plate Moment Connections. Design Guide 39, American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Kulak, G. L., Fisher, J. W., and Struik, J. H. A. (1987). Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints, Second Edition. John Wiley & Sons, Inc.

Miazga, G. S., and D. L. Kennedy. (1989), "Behaviour of fillet welds as a function of the angle of loading," Canadian Journal of Civil Engineering, 16 (4): 583–599.

Muir, L. (2015), "Bear It and Grin" Modern Steel Construction, AISC. (December).

Mohr, B. A., and Murray, T. M. (2008). "Bending Strength of Steel Bracket and Splice Plates." Engineering Journal, AISC, 45(2), 97–106.

Tavarez, J. (2022), "Are You Properly Specifying Materials?" Modern Steel Construction, AISC. (June), 16-22.

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