강구조 연결 구성요소 검토 (AS)

볼트, 프리로드 볼트 및 용접은 AS 4100–2020, 9장에 따라 검토됩니다. 콘크리트 지압면은 AS3600:2018 – 12.6장에 따릅니다. 앵커 검토는 AS 5216:2018에 따라 수행됩니다. 전단 키 설계 및 마찰에 의한 기둥 베이스의 전단력 전달은 다음 문헌에 따릅니다: Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002.

호주 기준에 따른 강판 규정 검토

변형률 검토는 플레이트를 시뮬레이션하는 쉘 유한요소에서 수행됩니다. 항복 강도는 용량 계수에 의해 감소됩니다.

결과적인 등가 응력(HMH, von Mises)과 소성 변형률이 플레이트에서 계산됩니다. 이중선형 재료 다이어그램에서 항복 강도(코드 설정에서 편집 가능한 용량 계수 ϕ = 0.9를 곱한 값)에 도달하면 등가 소성 변형률 검토가 수행됩니다. 한계값 5%는 Eurocode(EN1993-1-5 부록 C, C8항, 주석 1)에서 제안됩니다. 이 값은 코드 설정에서 수정할 수 있지만, 검증 연구는 이 권장값을 기준으로 수행되었습니다.

플레이트 요소는 5개의 층으로 나뉘며, 각 층에서 탄성/소성 거동이 검토됩니다. 프로그램은 모든 층 중 가장 불리한 결과를 표시합니다.

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법) 방법은 항복 강도보다 약간 높은 응력을 제공할 수 있습니다. 그 이유는 상호작용 계산의 안정성을 향상시키기 위해 해석에 사용되는 응력-변형률 다이어그램의 소성 분기의 약간의 기울기 때문입니다. 이는 실용적인 설계에서 문제가 되지 않습니다. 등가 소성 변형률은 더 높은 응력에서 초과되며, 어떠한 경우에도 접합부는 만족하지 않습니다.

호주 기준에 따른 볼트 및 프리로드 볼트의 규정 검토

프라잉 힘을 포함한 볼트의 힘은 유한요소해석으로 결정됩니다. 볼트 저항력은 규정 조항에 따라 검토됩니다.

볼트

볼트는 Chapter 9.2 볼트 설계에 따라 검토됩니다. 각 볼트의 인장력 및 전단력은 유한요소해석으로 결정됩니다. 프라잉 힘은 Clause 9.1.8의 제안에 따라 고려됩니다. 프라잉 힘은 유한요소해석으로 결정됩니다. 각 전단면은 개별적으로 검토됩니다. 지압의 플라이는 인근 면의 전단력 합계에 대해 검토됩니다.

전단력을 받는 볼트

설계 전단력을 받는 볼트는 Cl. 9.2.2.1에 따라 설계되며 다음을 만족해야 합니다:

\[ V_f^* \le \phi V_f \]

여기서:

• V_f* – 설계 전단력
• ϕ = 0.8 – 용량 계수 (Table 3.4), Code setup에서 편집 가능
• V_f = 0.62 f_uf A – 볼트의 공칭 전단 내력
• f_uf – Table 9.2.1에 명시된 볼트의 최소 인장 강도
• A – 볼트의 단면적으로, AS 1275에 정의된 볼트의 최소 직경 단면적 A_c 또는 볼트의 공칭 평행 생크 단면적 A_o 중 하나와 동일합니다. 각 전단면은 개별적으로 검토됩니다.

A_c의 값은 소프트웨어에서 다음 함수로 근사됩니다:

A_c = 0.0000163 · A_s² + 0.91682 · A_s − 0.85375

최대 오차는 0.8 mm² 또는 0.5 %입니다.

볼트 겹침 연결부의 길이를 고려하기 위한 Table 9.2.2.1의 저감 계수는 1.0입니다. 저감은 각 볼트를 개별적으로 검토함으로써 자동으로 적용됩니다.

Cl. 9.2.2.5에 따라, 필러 플레이트 두께가 6 mm를 초과하는 연결부의 경우, 볼트의 공칭 전단 내력은 15 % 저감되어야 합니다. 다중 전단면 연결부의 경우, 저감은 모든 전단면에 적용됩니다.

인장력을 받는 볼트

설계 인장력을 받는 볼트는 Cl. 9.2.2.2에 따라 설계되며 다음을 만족해야 합니다:

\[ N_{tf}^* \le \phi N_{tf} \]

여기서:

• N_tf* – 설계 인장력
• ϕ = 0.8 – 용량 계수 (Table 3.4), Code setup에서 편집 가능
• N_tf = A_s f_uf – 볼트의 공칭 인장 내력
• A_s – AS 1275에 명시된 볼트의 인장 응력 단면적
• f_uf – Table 9.2.1에 명시된 볼트의 최소 인장 강도

전단력과 인장력을 동시에 받는 볼트

설계 전단력과 설계 인장력을 동시에 저항해야 하는 볼트는 Cl. 9.2.2.3에 따라 설계되며 다음을 만족해야 합니다:

\[ \left ( \frac{V_f^*}{\phi V_f} \right ) ^2 + \left ( \frac{N_{tf}^*}{\phi N_{tf}} \right ) ^2 \le 1.0 \]

여기서:

• ϕ = 0.8 – 용량 계수 (Table 3.4), Code setup에서 편집 가능

지압을 받는 플라이

전단력을 받는 볼트로 인한 설계 지압력을 받는 플라이는 Cl. 9.2.2.4에 따라 설계되며 다음을 만족해야 합니다:

\[ V_b^* \le ϕ V_b \]

여기서:

• ϕ = 0.9 – 용량 계수 (Table 3.4), Code setup에서 편집 가능
• \( V_b = 3.2 d_f t_p f_{up} \le a_e t_p f_{up} \) – 플라이의 공칭 지압 내력
• d_f – 볼트의 직경
• t_p – 플라이의 두께
• f_up – 플라이의 인장 강도
• a_e – 힘의 성분 방향으로 측정한 구멍 가장자리에서 플라이 가장자리까지의 최소 거리에 볼트 직경의 절반을 더한 값. 플라이의 가장자리는 인접한 볼트 구멍의 가장자리를 포함하는 것으로 간주됩니다.

마찰형 연결부

마찰형 연결부의 경우, 사용 한계 상태에서의 미끄러짐을 제한해야 하며 Cl. 9.2.3에 따라 설계됩니다. 이러한 볼트는 극한 한계 상태에 대해 지압형으로도 검토되어야 합니다. 전단력을 받는 볼트는 다음을 만족해야 합니다:

\[ V_{sf}^* \le ϕ V_{sf} \]

여기서:

• ϕ = 0.7 – 용량 계수 (Chapter 3.5.5), Code setup에서 편집 가능
• V_sf = μ N_ti k_h – 볼트의 공칭 전단 내력
• μ = 0.35 – Clause 9.2.3.2에 명시된 미끄럼 계수, Code setup에서 편집 가능
• N_ti – Clause 15.2.2.2에 명시된 설치 시 최소 볼트 인장력

• k _h – Clauses 9.2.3.1 및 14.3.2에 명시된 구멍 유형별 계수
  • k _h = 1, 표준 구멍의 경우 (d _f ≤ 24 mm이면 +2 mm, 그 외에는 +3 mm)
  • k _h = 0.85, 단슬롯 구멍 (구멍 길이 ≤ max(1.33 d _f, d _f + 10 mm)) 및 과대 구멍의 경우
  • k _h = 0.70, 장슬롯 구멍의 경우

유효 접촉면 수 n_ei는 각 접촉면이 개별적으로 검토되므로 항상 1과 같습니다.

전단력과 인장력을 동시에 받는 마찰형 연결부의 볼트는 다음을 만족해야 합니다:

\[ \left ( \frac{V_{sf}^*}{ϕ V_{sf}} \right ) + \left ( \frac{N_{tf}^*}{ϕ N_{tf}} \right ) \le 1.0 \]

여기서:

• V_sf* – 접촉면 평면에서 볼트에 작용하는 설계 전단력
• N_tf* – 볼트에 작용하는 설계 인장력
• ϕ = 0.7 – 용량 계수 (Chapter 3.5.5), Code setup에서 편집 가능
• V_sf – 볼트의 공칭 전단 내력
• N_tf = N_ti – 설치 시 최소 볼트 인장력과 동일한 볼트의 공칭 인장 내력

마찰형 연결부는 극한 한계 상태에 대해서도 검토되어야 합니다. 볼트 유형을 지압형 – 인장/전단 상호작용으로 변경하고, 하중을 적절히 증가시킨 후 접합부를 다시 검토해야 합니다.

호주 기준에 따른 용접 규정 검토

필릿 용접은 AS 4100 - 9.6장에 따라 검토됩니다. CJP 그루브 용접의 강도는 모재와 동일한 것으로 가정하며 검토하지 않습니다.

맞대기 용접 또는 필릿 용접을 설정할 수 있으며, 전체 엣지 길이에 걸친 용접, 부분 용접 또는 단속 용접을 적용할 수 있습니다. 맞대기 용접은 용접된 부재와 동일한 강도를 가지는 것으로 가정하며 검토하지 않습니다. 필릿 용접의 경우, 용접 요소는 플레이트를 서로 연결하는 보간 링크 사이에 삽입됩니다. 용접 요소는 지정된 탄소성 재료 다이어그램을 가지며, 이를 통해 용접 길이를 따라 응력을 재분배하여 긴 용접, 다방향 용접 또는 비보강 플랜지에 대한 용접이 수계산과 유사한 저항력을 갖도록 합니다. 가장 응력이 큰 용접 요소가 용접 검토에서 결정적입니다.

단위 길이당 설계력 v_w*를 받는 필릿 용접은 Cl. 9.6.3.10에 따라 설계되며 다음 조건을 만족해야 합니다:

\[ v_w^* \le ϕ v_w \]

여기서:

• ϕ = 0.8 – 강도 감소 계수 (3.4장), 코드 설정에서 편집 가능
• v_w = 0.6 f_uw t_t – 단위 길이당 필릿 용접의 공칭 강도
• f_uw – 용접 금속의 공칭 인장 강도 (표 9.6.3.10 (A))
• t_t – 설계 목두께

저감 계수 k_r은 1로 가정합니다 (용접 길이 1.7 m 미만).

용접 다이어그램은 다음 공식에 따른 응력을 나타냅니다:

\[ \sigma = \sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2 } \]

호주 기준에 따른 콘크리트 블록 규정 검토

베이스 플레이트 하부의 콘크리트는 균일한 강성을 가진 Winkler 지반으로 시뮬레이션되며, 이를 통해 접촉 응력이 산출됩니다. 베이스 플레이트와 접촉하는 재하 면적의 평균 응력이 압축 검토에 사용됩니다.

콘크리트 지압면

콘크리트 지압면은 AS3600: 2018 – Cl. 12.6에 따라 검토됩니다. 콘크리트 표면의 설계 지압 응력은 다음 값을 초과해서는 안 됩니다:

\[ ϕ f_b = ϕ 0.9 f'_c \sqrt{\frac{A_2}{A_1}} \le ϕ 1.8 f'_c \]

여기서:

• ϕ = 0.6 – 강도 감소 계수 (Table 2.2), Code setup에서 편집 가능
• f'_c – 재령 28일 콘크리트의 특성 압축 실린더 강도
• A₁ – 지압 면적
• A₂ – A₁과 기하학적으로 유사하고 동심인 지지면의 최대 면적. 절두체의 측면 경사는 하중 방향에 대해 종방향 1, 횡방향 2입니다.

설계 지압 응력 σ는 콘크리트와 접촉하는 베이스 플레이트 하부 면적에서의 평균 응력과 같습니다.

전단력 전달

베이스 플레이트의 전단 작용은 다음 방법으로 기둥에서 콘크리트 기초로 전달되는 것으로 가정합니다:

1. 베이스 플레이트와 콘크리트/그라우트 사이의 마찰
2. 전단 키
3. 앵커 볼트

마찰에 의한 전단력 전달

전단 내력은 Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.3에 따라 다음과 같이 산정됩니다:

\[ ϕ V_f = ϕ μ N_c^* \]

여기서:

• ϕ = 0.8 – 강도 감소 계수
• μ = 0.55 – 마찰 계수, Code setup에서 편집 가능
• N_c* – 기둥 설계 축압축력

전단 키에 의한 전단력 전달

전단력이 전단 키에 의해 전달되는 경우, 전단 키는 유한요소로 모델링되며, 플레이트와 용접부는 유한요소법 및 용접 구성요소로 검토됩니다. 추가 검토가 필요합니다 – 콘크리트 지압 강도; 콘크리트 연단 강도.

콘크리트 지압 강도

콘크리트의 지압 강도는 Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.5에 따라 검토됩니다:

\[ ϕ_c V_b = 0.85 ϕ_c f'_c A_{sl} \]

여기서:

• ϕ_c = 0.6 – 콘크리트 지압에 대한 강도 감소 계수, Code setup에서 편집 가능
• f'_c – 재령 28일 콘크리트의 특성 압축 실린더 강도
• A_sl – 하중 방향으로 투영된 매립 전단 키의 면적 (콘크리트 부재 상부 그라우트와 접촉하는 키 부분 제외)

콘크리트 연단 강도

전단력이 콘크리트 자유 연단 방향으로 작용하는 경우, 콘크리트가 작용 전단력을 부담할 수 있는지 검증해야 합니다. 콘크리트 연단 강도는 Gianluca Ranzi, Peter Kneen: Design of Pinned Column Base Plates, Journal of the Australian Steel Institute, vol. 36, no. 2, September 2002 – Chapter 6.5.5에 따라 검토됩니다:

\[ ϕ V_{ce} = ϕ 0.33 \sqrt{f'_c} A_{Vc} \]

여기서:

• ϕ =0.85 – 강도 감소 계수
• f'_c – 재령 28일 콘크리트의 특성 압축 실린더 강도
• A_Vc – 전단 키의 지압 연단에서 전단 하중 방향의 자유면까지 45° 평면을 투영하여 정의되는 유효 응력 면적. 전단 키의 지압 면적은 투영 면적에서 제외됩니다.

앵커에 의한 전단력 전달

전단력은 앵커에 의해 전달되는 것으로 가정합니다. 각 앵커의 힘은 유한요소법으로 산정됩니다. 각 앵커 또는 앵커 그룹은 전단에 의한 강재 파괴, 콘크리트 연단 파괴, 콘크리트 프라이아웃 파괴, 그리고 인장이 동시에 작용하는 경우 인장과 전단의 복합 하중에 대해 검토됩니다.

호주 기준에 따른 앵커 규정 검토

프라잉 힘을 포함한 앵커의 힘은 유한요소 해석으로 결정되지만, 저항력은 AS 5216의 규정에 따라 검토됩니다.

앵커 검토는 AS 5216:2018에 따라 수행됩니다. 이 기준은 현장 타설 앵커에 대한 일부 공식을 명시적으로 제공하지 않지만, 현장 타설 앵커가 명시적으로 언급된 SA TS 101:2015의 공식과 동일합니다. 균열 또는 비균열 콘크리트는 Code setup에서 선택할 수 있습니다. 균열 콘크리트는 보수적으로 기본값으로 설정됩니다. 인장 및 전단력에 대한 콘크리트 콘 파괴 검토는 Code setup에서 무시할 수 있으며, 이는 힘이 철근을 통해 전달된다고 가정함을 의미합니다. 사용자에게는 이 힘의 크기가 제공됩니다. 콘크리트 프라이아웃 파괴 검토 공식에서 콘크리트 콘 파괴 저항력을 사용하기 때문에, 이 검토도 무시됩니다.

인장 하중을 받는 앵커에 대한 다음 검토는 제공되지 않으며, 관련 기술 제품 사양(AS 5216:2018: 부록 A에 따른 시험)의 정보를 사용하여 검토해야 합니다:

• 패스너의 인발 파괴 (사후 설치 기계식 앵커의 경우) – AS 5216:2018: 6.2.4,
• 인발 및 콘크리트 콘 복합 파괴 (사후 설치 접착식 앵커의 경우) – AS 5216:2018: 6.2.5,
• 콘크리트 쪼개짐 파괴 – AS 5216:2018: 6.2.6.

콘크리트 블로우아웃 파괴는 와셔 플레이트가 있는 앵커에 대해서만 제공됩니다.

인장 시 강재 파괴

인장 시 강재 파괴는 Cl. 6.2.2에 따라 검토됩니다:

\[ ϕ_{Ms} N_{tf} = ϕ_{Ms} A_s f_{uf} \]

여기서:

• \( ϕ_{Ms} = \frac{5 f_{yf}}{6 f_{uf}} \le 1/1.4 \) – 인장 시 강재 파괴에 대한 용량 계수 (표 3.2.4)
• A_s – AS 1275에 규정된 볼트의 인장 응력 면적
• f_uf – AS 4100 – 표 9.3.1에 규정된 볼트의 최소 인장 강도

콘크리트 콘 파괴

콘크리트 콘 파괴는 Cl. 6.2.3에 따라 검토되며, 앵커 그룹(해당하는 경우)에 대해 제공됩니다. 그룹 내 인장 패스너 또는 단일 패스너의 특성 강도는 다음과 같습니다:

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,c} = ϕ_{Mc} N_{Rk,c}^0 \left ( \frac{A_{c,N}}{A^0_{c,N}} \right ) \psi_{s,N} \psi_{re,N} \psi_{ec,N} \psi_{M,N} \]

여기서:

• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)
• \( N_{Rk,c}^0 = k_1 \sqrt{f'_c} h_{ef}^{1.5} \) – 인접 패스너 또는 콘크리트 부재 단부의 영향에서 멀리 떨어진 패스너의 특성 강도 – Cl. 6.2.3.2
• A_c,N – 인접 패스너 및 콘크리트 부재 단부에 의해 제한되는 패스너 파괴 콘의 실제 투영 면적 – Cl. 6.2.3.3
• A_c,N⁰ = s_cr,N² – 단부 거리가 최소 1.5 h_ef인 단일 패스너의 기준 투영 면적 – Cl. 6.2.3.3
• \( \psi_{s,N} = 0.7 + 0.3 \frac{c}{c_{cr,N}} \le 1 \) – 콘크리트 부재 단부에 대한 패스너의 근접성으로 인한 콘크리트 내 응력 분포와 관련된 매개변수 – Cl. 6.2.3.4
• \( \psi_{re,N} = 0.5 + \frac{h_{ef}}{200} \le 1 \)– 쉘 박리 효과를 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.3.5
• \( \psi_{ec,N} = \frac{1}{1+2 e_N / s_{cr,N}} \le 1 \) – 패스너 그룹의 합력 하중 편심을 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.3.6
• \( \psi_{M,N} = 2- \frac{2 z}{3 h_{ef}} \ge 1 \) – 고정 장치와 콘크리트 사이의 압축력 효과를 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.3.7; c < 1.5 h_ef이거나 압축력(휨에 의한 압축 포함)과 앵커 인장력의 합의 비율이 0.8 미만인 경우 이 매개변수는 1임
• \item k₁ – 매개변수; 현장 타설 앵커(앵커 유형 – 와셔 플레이트)의 경우 균열 콘크리트에서 k₁ = k_cr,N = 8.9, 비균열 콘크리트에서 k₁ = k_ucr,N = 12.7; 사후 설치 앵커(앵커 유형 – 직선형)의 경우 균열 콘크리트에서 k₁ = k_cr,N = 7.7, 비균열 콘크리트에서 k₁ = k_ucr,N = 11.0
• s_cr,N = 2 c_cr,N = 3 h_ef – 패스너 간격
• c_cr,N = 1.5 h_ef – 특성 단부 거리
• h_ef – 패스너의 유효 매입 깊이; 좁은 콘크리트 부재의 경우 Cl. 6.2.3.8이 적용되며\( h'_{ef} = \max \left ( \frac{c_{max}}{c_{cr,N}}h_{ef}; \, \frac{s_{max}}{s_{cr,N}}h_{ef} \right ) \)
• z – 내부 레버 암
• c – 최소 단부 거리

공통 콘크리트 콘을 형성하는 인장 하중을 받는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴 콘 면적 A_c,N은 빨간색 점선으로 표시됩니다.

Cl. 6.2.8에 따라, 콘크리트 콘 파괴를 유발하는 힘을 전달하기 위해 보강 철근을 사용할 수 있습니다. 이러한 철근은 AS 3600에 따라 설계되어야 합니다.

인발 파괴

인발 파괴는 SA TS 101:2015 – Cl. 6.2.3에 따라 현장 타설 헤드형 패스너(앵커 유형 – 와셔 플레이트)에 대해 검토됩니다:

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,p} = k_1 A_h f'_c \]

• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)
• k₁ – 콘크리트 상태와 관련된 매개변수; 균열 콘크리트의 경우 k₁ = 8.0, 비균열 콘크리트의 경우 k₁ = 11.2
• A_h – 패스너의 하중 지지 헤드 면적; 원형 와셔 플레이트의 경우 \( A_h = \frac{\pi}{4} \left ( d_h^2 - d^2 \right \)$, 직사각형 와셔 플레이트의 경우 \( A_h = a_{wp}^2 - \frac{\pi}{4} d^2 \)
• d_h ≤ 6 t_h + d – 패스너 헤드의 직경
• t_h – 헤드형 패스너 헤드의 두께
• d – 패스너 생크의 직경
• a_wp – 직사각형 와셔 플레이트 변의 길이
• f'_c – 콘크리트의 특성 압축 강도

현장 타설 헤드형 앵커 이외의 앵커에 대한 인발 파괴는 계산되지 않으며, 저항력은 제조업체가 보증하거나 부록 A에 따른 시험 및 평가를 통해 결정되어야 합니다.

설치 중 쪼개짐 파괴에 대한 저항력(Cl. 6.2.6.1) 및 하중에 의한 쪼개짐 파괴에 대한 저항력(Cl. 6.2.6.2) 모두 제공되지 않으며, 제조업체가 보증하거나 부록 A에 따른 시험 및 평가를 통해 결정되어야 합니다.

블로우아웃 파괴

블로우아웃 파괴는 Cl. 6.2.7에 따라 단부 거리 c ≤ 0.5 h_ef인 헤드형 앵커(앵커 유형 – 와셔)에 대해 검토됩니다. 단부 근처의 간격이 s ≤ 4 c₁인 경우 앵커는 그룹으로 처리됩니다. 언더컷 앵커도 동일한 방법으로 검토할 수 있지만, 소프트웨어에서 A_h 값을 알 수 없습니다. 언더컷 앵커의 블로우아웃 파괴는 해당 치수의 와셔 플레이트를 선택하여 결정할 수 있습니다.

\[ ϕ_{Mc} N_{Rk,cb} = ϕ_{Mc} N_{Rk,cb}^0 \frac{A_{c,Nb}}{A_{c,Nb}^0} \psi_{s,Nb} \psi_{g,Nb} \psi_{ec,Nb} \]

여기서:

• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)
• \( N_{Rk,cb}^0 = k_5 c_1 \sqrt{A_h} \sqrt{f'_c} \) – 인접 패스너 및 콘크리트 부재 단부의 영향에서 멀리 떨어진 단일 패스너의 특성 강도 – Cl. 6.2.7.2
• A_c,Nb – 콘크리트 부재의 단부(c₂ ≤ 2 c₁), 인접 패스너의 존재(s ≤ 4 c₁) 또는 부재 두께에 의해 제한되는 패스너의 실제 투영 면적 – Cl. 6.2.7.3
• A_c,Nb⁰ = (4 c₁)² – 단부 거리가 c₁인 단일 패스너의 기준 투영 면적 – Cl. 6.2.7.3
• \( \psi_{s,Nb} = 0.7+0.3 \frac{c_2}{2 c_1} \le 1 \) – 콘크리트 부재 모서리에 대한 패스너의 근접성으로 인한 콘크리트 내 응력 교란을 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.7.4
• \( \psi_{g,Nb} = \sqrt{n} + (1-\sqrt{n}) \frac{s_2}{4c_1} \ge 1 \) – 그룹 효과를 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.7.5
• \( \psi_{ec,Nb} = \frac{1}{1+2 e_N / s_{cr,Nb}} \le 1 \) – 패스너 그룹의 하중 편심을 고려하는 매개변수 – Cl. 6.2.7.6
• k₅ – 콘크리트 상태와 관련된 매개변수; 균열 콘크리트의 경우 k₅ = 8.7, 비균열 콘크리트의 경우 k₅ = 12.2
• c₁ – 가장 가까운 단부 방향 1의 패스너 단부 거리
• c₂ – 방향 1에 수직인 패스너의 단부 거리로, 복수의 단부 거리를 가진 좁은 부재에서 가장 작은 단부 거리
• A_h – 패스너의 하중 지지 헤드 면적; 원형 와셔 플레이트의 경우 \( A_h = \frac{\pi}{4} \left ( d_h^2 - d^2 \right \), 직사각형 와셔 플레이트의 경우 \( A_h = a_{wp}^2 - \frac{\pi}{4} d^2 \)
• f'_c – 콘크리트의 특성 압축 강도
• n – 콘크리트 부재 단부에 평행한 열의 패스너 수
• s₂ – 그룹 내 패스너의 방향 1에 수직인 간격
• s_cr,Nb = 4 c₁ – 패스너가 블로우아웃 파괴에 대한 특성 인장 강도를 발휘하는 데 필요한 간격

전단 시 강재 파괴

전단 시 강재 파괴는 Cl. 7.2.2에 따라 결정됩니다. 앵커는 볼트와 동일한 재료 특성을 가진 나사봉으로 제작된 것으로 가정합니다.

레버 암 없는 전단력

레버 암 없는 전단력은 스탠드오프 – 직접이 선택된 경우 가정됩니다. 패스너는 연성 강재로 제작되고 계수 k₇ = 1로 가정합니다. 각 패스너는 개별적으로 검토됩니다. 저항력은 AS 5216 – Cl. 7.2.2.2 및 AS 4100 – Cl. 9.2.2.1에 따라 결정됩니다:

\[ ϕ_{Ms} V_{Rk,s} = ϕ_{Ms} 0.62 f_{uf} A \]

여기서:

• \( ϕ_{Ms} = f_{yf} / f_{uf} \le 0.8 \) – f_uf ≤ 800 MPa이고 f_yf / f_uf ≤ 0.8인 경우; 그 외의 경우 ϕ_Ms = 2/3 – 전단 시 강재 파괴에 대한 용량 계수 (표 3.2.4)
• f_uf – AS 4100 표 9.2.1에 규정된 볼트의 최소 인장 강도
• A – 볼트 면적으로 AS 1275에 정의된 볼트의 최소 직경 면적 A_c 또는 볼트의 공칭 평행 생크 면적 A_o 중 하나와 동일

f'_c < 20 MPa인 콘크리트에서 h_ef / d < 5인 패스너의 경우, V_Rk,s에 0.8의 계수를 곱합니다.

레버 암이 있는 전단력

레버 암이 있는 강재 전단 강도는 Cl. 7.2.2.3에 따라 계산됩니다:

\[ ϕ_{Ms} V_{Rk,s,M} = ϕ_{Ms} \frac{\alpha_M M_{Rk,s}}{l_a} \]

여기서:

• \( ϕ_{Ms} = f_{yf} / f_{uf} \le 0.8 \) – f_uf ≤ 800 MPa이고 f_yf / f_uf ≤ 0.8인 경우; 그 외의 경우 ϕ_Ms = 2/3 – 전단 시 강재 파괴에 대한 용량 계수 (표 3.2.4)
• α_M = 2 – 구속 정도를 고려하는 매개변수, 고정 장치는 회전이 방지된 것으로 가정 – Cl. 4.2.2.4
• \( M_{Rk,s} = M_{Rk,s}^0 \left ( 1- \frac{N^*}{ϕ_{Ms} N_{Rk,s}} \right ) \) – 축력의 영향을 받는 패스너의 특성 휨 강도
• l_a = a₃ + e₁ – 레버 암의 길이
• a₃ = 0.5 d – 전단 하중을 받는 패스너의 가정된 구속점과 콘크리트 표면 사이의 거리
• e₁ = t_g + t_fix / 2 – 레벨링 그라우트 또는 모르타르의 두께를 무시한, 콘크리트 표면에 대한 전단 하중의 편심
• t_g – 그라우트층 두께
• t_fix – 베이스 플레이트 두께
• d – 패스너의 공칭 직경
• N* – 설계 인장 하중
• ϕ_Ms N_Rk,s – 강재 파괴에 대한 패스너의 인장 강도
• M_Rk,s⁰ = 1.2 W_el f_uf – 패스너의 특성 휨 강도 – ETAG 001 – 부록 C
• W_el = π d³ / 32 – 패스너의 탄성 단면 계수; 전단면이 나사부에 있음이 선택된 경우 공칭 직경 d 대신 나사부에 의해 감소된 직경 \( d_s = \sqrt{\frac{4 A_s}{\pi}} \)을 사용

콘크리트 단부 파괴

콘크리트 단부 파괴는 Cl. 7.2.3에 따라 검토됩니다. 패스너의 콘크리트 콘이 교차하는 경우 그룹으로 검토됩니다. 전단 하중 방향의 단부가 검토됩니다. 베이스 플레이트의 모든 하중은 검토된 단부 근처의 패스너에 의해 전달되는 것으로 가정합니다.

\[ ϕ_{Mc} V_{Rk,c} = ϕ_{Mc} V_{Rk,c}^0 \frac{A_{c,V}}{A_{c,V}^0} \psi_{s,V} \psi_{h,V} \psi_{ec,V} \psi_{\alpha,V} \psi_{re,V} \]

여기서:

• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)
• \( V_{Rk,c}^0 = k_9 d^{\alpha} l_f^{\beta} \sqrt{f'_c} c_1^{1.5} \) – 패스너의 특성 전단 강도 초기값 – Cl. 7.2.3.2
• A_c,V – 이상화된 콘크리트 파괴체의 실제 면적 – Cl. 7.2.3.3
• A_c,V⁰ = 4.5 c₁² – 파괴 콘의 기준 투영 면적 – Cl. 7.2.3.3
• \( psi_{s,V} = 0.7 + 0.3 \frac{c_2}{1.5 c_1} \le 1 \) – 콘크리트 부재 내 응력 분포 교란을 고려하는 매개변수 – Cl. 7.2.3.4
• \( \psi_{h,V} = \left ( \frac{1.5 c_1}{h} \right ) ^{0.5} \ge 1 \) – 부재 두께의 영향을 고려하는 매개변수 – Cl. 7.2.3.5
• \( \psi_{ec,V} = \frac{1}{1+2 e_V / (3c_1)} \le 1 \) – 패스너 그룹의 합력 하중 편심을 고려하는 매개변수 – Cl. 7.2.3.6
• \( \psi_{\alpha,V} = \sqrt{\frac{1}{(\cos \alpha_V)^2 + (0.5 \sin \alpha_V)^2}} \ge 1 \) – 작용 하중의 각도를 고려하는 매개변수 – Cl. 7.2.3.7
• ψ_re,V = 1 – 쉘 박리 효과를 고려하는 매개변수 – Cl. 7.2.3.8, 단부 철근 또는 스터럽 없음으로 가정
• k₉ – 콘크리트 상태를 고려하는 매개변수; 균열 콘크리트의 경우 k₉ = 1.7, 비균열 콘크리트의 경우 k₉ = 2.4
• d – 패스너의 공칭 직경
• \( \alpha = 0.1 \left ( \frac{l_f}{c_1} \right ) ^{0.5} \)
• \( \beta = 0.1 \left ( \frac{d}{c_1} \right ) ^{0.2} \)
• l_f = h_ef ≤ 12 d (d ≤ 24 mm인 경우); l_f = h_ef ≤ max (8 d, 300 mm) (d > 24 mm인 경우) – 패스너 길이와 관련된 매개변수
• f'_c – 재령 28일 콘크리트의 특성 압축 실린더 강도
• c₁ – 검토 단부까지의 패스너 단부 거리; Cl. 7.2.3.9에 따라, c_2,max < 1.5 c₁이고 얇은 것으로 간주되는 좁은 부재(h < 1.5 c₁)의 경우, 이전 식에서 c₁ 대신 c'₁을 사용; 감소된 c'₁ = max (c_2,max / 1.5, h/ 1.5, s_c,max / 3)
• c₂ – 검토 단부에 수직 방향의 패스너 단부 거리 중 작은 값
• h – 콘크리트 부재 두께
• e_V – 전단 하중을 받는 패스너의 무게 중심에 대한 패스너 그룹에 작용하는 합력 전단력의 편심
• α_V – 패스너 또는 패스너 그룹에 작용하는 하중과 검토 중인 자유 단부에 수직인 방향 사이의 각도, 0° < α_V < 90°
• h_ef – 패스너의 유효 매입 깊이

Cl. 6.2.8에 따라, 콘크리트 단부 파괴 및/또는 콘크리트 프라이아웃 파괴를 유발하는 힘을 전달하기 위해 보강 철근을 사용할 수 있습니다. 이러한 철근은 AS 3600에 따라 설계되어야 합니다.

콘크리트 프라이아웃 파괴

콘크리트 프라이아웃 파괴는 Cl. 7.2.4에 따라 검토됩니다. 하나의 베이스 플레이트에 있는 모든 앵커는 전단 하중을 받는 것으로 가정하며, 계산에 사용되는 콘크리트 파괴 저항력 N_Rk,c는 편심 없이 모든 앵커가 인장 하중을 받는다는 가정 하에 계산됩니다. 보강 철근은 없는 것으로 가정합니다.

\[ ϕ_{Mc} V_{Rk,cp} = ϕ_{Mc} k_8 N_{Rk,c} \]

여기서:

• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)
• k₈ – 평가 보고서에 공표된 매개변수; ETAG 001 – 부록 C에 따라, h_ef < 60 mm인 경우 k₈ = 1, h_ef ≥ 60 mm인 경우 k₈ = 2
• N_Rk,c – 단일 패스너 또는 그룹 내 패스너의 특성 콘크리트 콘 강도

인장 및 전단 복합 하중

인장 및 전단 복합 하중을 받는 패스너의 저항력은 8장에 따라 결정됩니다.

강재 파괴

인장 및 전단 복합 하중 하에서 패스너의 성능 평가는 AS 4100에 기반합니다:

\[ \left ( \frac{N^*}{ϕ_{Ms} N_{Rk,s}} \right ) ^2 + \left ( \frac{V^*}{ϕ_{Ms} V_{Rk,s}} \right ) ^2 \le 1.0 \]

콘크리트 파괴

강재 파괴 이외의 파괴 모드는 Cl. 8.2.1에 따라 검토됩니다:

\[ \left ( \frac{N^*}{ϕ_{Mc} N_{Rk,i}} \right ) ^{1.5} + \left ( \frac{V^*}{ϕ_{Mc} V_{Rk,i}} \right ) ^{1.5} \le 1.0 \]

여기서:

• N* – 단일 패스너 또는 그룹에 작용하는 설계 인장력
• V* – 단일 패스너 또는 그룹에 작용하는 설계 전단력
• N_Rk,i – 파괴 모드 'i'에 대한 패스너 또는 그룹의 특성 인장 강도
• V_Rk,i – 파괴 모드 'i'에 대한 패스너 또는 그룹의 특성 전단 강도
• \( ϕ_{Ms} = \frac{5 f_{yf}}{6 f_{uf}} \) – 인장 시 강재 파괴에 대한 용량 계수 (표 3.2.4)
• ϕ_Ms = f_yf / f_uf ≤ 0.8 – f_uf ≤ 800 MPa이고 f_yf / f_uf ≤ 0.8인 경우; 그 외의 경우 ϕ_Ms = 2/3 – 전단 시 강재 파괴에 대한 용량 계수 (표 3.2.4)
• ϕ_Mc – code setup에서 편집 가능한 콘크리트 관련 앵커 파괴 모드에 대한 용량 계수; 권장값은 1/1.5 (표 3.2.4)

스탠드오프 앵커

스탠드오프가 있는 앵커는 볼트의 용량 계수를 적용하여 AS 4100에 따라 빔 부재로 설계됩니다. 부재의 가정 길이는 간격 높이, 공칭 직경 두께의 절반 및 베이스 플레이트 두께의 절반의 합입니다. 스탠드오프 앵커는 일반적으로 그라우팅 전 시공 단계로 검토됩니다.

휨 내력

휨 내력은 AS 4100, Cl. 5.1에 따라 결정됩니다.

M* ≤ ϕ M_s

여기서:

• M* – 유한요소법으로 결정된 앵커에 작용하는 휨 모멘트
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• M_s = f_y Z_e – 휨에 대한 단면 모멘트 내력
• f_y – 앵커 항복 강도
• Z_e = min {S, 1.5 · Z} – 유효 단면 계수 – Cl. 5.2.3
• \( S = \frac{d^3}{6} \) – 소성 단면 계수; 전단면이 나사부에 있음이 선택된 경우 공칭 직경 d는 나사부에 의해 감소된 직경 d_s로 대체됨
• \( Z = \frac{1}{32} \pi d^3 \) – 탄성 단면 계수; 전단면이 나사부에 있음이 선택된 경우 공칭 직경 d는 나사부에 의해 감소된 직경 d_s로 대체됨

전단 내력

전단 내력은 AS 4100, Cl. 5.11에 따라 결정됩니다.

V* ≤ ϕ V_w

여기서:

• V* – 설계 전단력
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• V_w = 0.6 f_y A_w – 공칭 전단 항복 내력 – Cl. 5.11.4
• f_y – 앵커 항복 강도
• A_w = 0.844 A_s – 전단 면적
• A_s – AS 1275에 정의된 볼트의 인장 응력 면적

축 압축 내력

축 압축 내력은 AS 4100, Cl. 6에 따라 결정됩니다. 좌굴은 Cl. 6.3에 따라 고려됩니다:

N* ≤ ϕ N_c

여기서:

• N* – 설계 압축력
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• N_c = α_c N_s ≤ N_s – 공칭 부재 내력 – Cl. 6.3.3
• N_s = k_f A_s f_y – 공칭 단면 내력 – Cl. 6.2
• f_y – 앵커 항복 강도
• l_e = k_e l – 유효 길이 – Cl. 6.3.2
• k_e = 2 – 부재 유효 길이 계수; 앵커는 하단이 고정되고 상단이 힌지인 횡이동 부재로 보수적으로 가정
• l = l_gap + d / 2 + t_p / 2 – 부재의 가정 길이
• l_gap – 간격 높이
• d – 공칭 볼트 직경
• t_p – 베이스 플레이트 두께
• \( \alpha_c = \xi \left \{ 1 - \sqrt{1- \left ( \frac{90}{\xi \lambda} \right )^2 } \right \} \) – 압축 부재 세장비 감소 계수 – Cl. 6.3.3
• \( \xi = \frac{\left( \frac{\lambda}{90} \right)^2 + 1 + \eta}{2 \left( \frac{\lambda}{90} \right)^2} \) – 압축 부재 계수 – Cl. 6.3.3
• \( \lambda = \lambda_n + \alpha_a \alpha_b \) – 세장비 – Cl. 6.3.3
• \( \eta = 0.00326 (\lambda-13.5) \) – 압축 부재 초기 결함 계수 – Cl. 6.3.3
• \( \lambda_n = \frac{l_e}{r} \sqrt{k_f} \sqrt{\frac{f_y}{250}} \) – 수정 압축 부재 세장비 – Cl. 6.3.3
• k_f = 1 – 형상 계수 – Cl. 6.2.2
• \( r = \sqrt{\frac{I_s}{A_s}} \) – 회전 반경
• \( I_s = \frac{1}{64} \pi d_s^4 \) – 단면 2차 모멘트
• A_s – AS 1275에 정의된 볼트의 인장 응력 면적
• \( d_s = \sqrt{\frac{4 A_s}{\pi}} \) – 나사부에 의해 감소된 직경
• \( \alpha_a = \frac{2100 (\lambda_n - 13.5)}{\lambda_n^2 - 15.3 \lambda_n + 2050} \) – 압축 부재 계수 – Cl. 6.3.3
• α_b = 0.5 – 압축 부재 단면 상수 - 표 6.3.3

축 인장 내력

축 인장 내력은 AS 4100, Cl. 7에 따라 결정됩니다:

N* ≤ ϕ N_t

여기서:

• N* – 설계 인장력
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• N_t = A_s f_y – 인장 시 볼트의 공칭 단면 내력 – Cl. 7.2
• A_s – AS 1275에 규정된 볼트의 인장 응력 면적
• f_y – 앵커 항복 강도

하중 상호작용

스탠드오프가 있는 앵커가 전단 하중과 압축력을 동시에 받는 경우, 하중 상호작용 검토를 수행합니다:

\[ \frac{N^*}{\phi N_c} + \frac{M^*}{\phi M_s} \le 1 \]

여기서:

• N* – 설계 압축력
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• N_c – 압축 저항력
• M* – 레버 암에 작용하는 전단에 의한 설계 휨 모멘트
• M_s – 휨 저항력

추가적으로, 강재 전단 파괴 및 콘크리트 전단 파괴(콘크리트 단부 파괴, 콘크리트 프라이아웃 파괴) 검토가 수행됩니다.

스탠드오프가 있는 앵커가 전단 하중과 인장력을 동시에 받는 경우, 하중 상호작용 검토를 수행합니다:

\[ \frac{N_{tf}^*}{\phi N_{t}} + \frac{M^*}{\phi M_s} \le 1 \]

여기서:

• N*_tf – 설계 인장력
• ϕ = 0.8 – 볼트에 대한 용량 계수
• N_t – 인장 저항력
• M* – 레버 암에 작용하는 전단에 의한 설계 휨 모멘트
• M_s – 휨 저항력

추가적으로, 강재 전단 파괴 및 인장과 전단에 의한 콘크리트 파괴 검토가 수행됩니다.

호주 기준에 따른 볼트, 용접 및 앵커의 상세 설계

볼트

최소 피치 (볼트 구멍 중심 간 거리)는 공칭 볼트 직경의 2.5배 이상이어야 합니다. 이 값은 9.5.1조에서 권장되며 Code setup에서 편집할 수 있습니다.

최소 연단 거리 (볼트 구멍 중심에서 플레이트 연단까지의 거리)는 공칭 볼트 직경의 1.25배 이상이어야 합니다. 이 값은 압연 연단에 대해 9.5.2조에서 권장되며 Code setup에서 수정할 수 있습니다.

용접

필릿 용접의 최소 크기는 9.6.3.2조에 따라 검토되며, 접합되는 얇은 부재의 두께와 다음 표의 값 중 작은 값이어야 합니다:

용접 크기는 용접 목 두께의 \( \sqrt{2} \) 배로 가정합니다.

앵커

앵커 간 최소 간격은 s ≥ 4d이어야 하며, 여기서 d는 앵커의 공칭 직경입니다. 계수 4는 Code setup에서 편집할 수 있습니다.

최소 연단 거리는 볼트에 대한 규정을 따르며, 즉 공칭 볼트 직경의 1.25배 이상이어야 합니다. 이 값은 압연 연단에 대해 9.5.2조에서 권장되며 Code setup에서 수정할 수 있습니다.

호주 기준에 따른 접합부 분류

접합부는 접합부 강성에 따라 다음과 같이 분류됩니다:

• 강체 – 부재 간 원래 각도의 변화가 미미한 접합부,
• 반강체 – 신뢰할 수 있고 알려진 수준의 휨 구속을 제공할 수 있다고 가정되는 접합부,
• 단순 – 휨 모멘트가 발생하지 않는 접합부.

호주 기준 AS 4100, Cl. 4.2는 정확한 경계를 제공하지 않으므로, 접합부는 AISC 360-16, Cl. B3.4의 해설에 따라 분류됩니다.

• 강체 – \( \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \ge 20 \)
• 반강체 – \( 2 < \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} < 20 \)
• 단순 – \( \frac{S_{j,ini} L_b}{E I_b} \le 2 \)

여기서:

• S_j,ini – 접합부의 초기 강성; 접합부 강성은 M_j,Rd의 2/3까지 선형으로 가정됨
• L_b – 해석 대상 부재의 이론적 길이
• E – 영(Young)의 탄성계수
• I_b – 해석 대상 부재의 단면 2차 모멘트
• M_j,Rd – 접합부 설계 휨 저항 모멘트

호주 기준에 따른 내력 설계

내력 설계는 지진 규정 검토의 일부이며, 접합부가 충분한 변형 능력을 갖추도록 보장합니다.

내력 설계의 목적은 설계 수준의 지진에서 붕괴를 방지하기 위해 건물이 제어된 연성 거동을 하도록 확인하는 것입니다. 호주 기준에는 내력 설계 규정이 없으므로 뉴질랜드 기준을 대신 사용합니다. 소산 부재에 소성 힌지가 발생할 것으로 예상되며, 접합부의 모든 비소산 부재는 소산 부재의 항복으로 인한 힘을 안전하게 전달할 수 있어야 합니다. 소산 부재는 일반적으로 모멘트 저항 골조의 보이지만, 예를 들어 엔드 플레이트가 될 수도 있습니다. 소산 부재에는 안전 계수를 적용하지 않습니다. 소산 부재의 항복 강도는 F_y,max = 0.9 ϕ_os ϕ_omf_y로 계산되며, 여기서:

• ϕ_os – 변형 경화 계수; 권장값은 모멘트 저항 골조의 보에 대해 ϕ_os = 1.15, 그 외의 경우 γ_sh = 1.0이며; 작업에서 편집 가능
• ϕ_om – 초과 강도 계수 – EN 1998-1, Cl. 6.2; 권장값은 ϕ_om = 1.3이며; 재료에서 편집 가능

재료 다이어그램은 다음 그림에 따라 수정됩니다:

소산 부재의 증가된 강도는 소산 부재에 소성 힌지가 발생하도록 하는 하중 입력을 가능하게 합니다. 모멘트 저항 골조에서 보가 소산 부재인 경우, 보에는 M_y = f_y,maxW_pl,y와 이에 대응하는 전단력 V_z = –2 M_y / L_h를 적용해야 하며, 여기서:

• f_y – 특성 항복 강도
• W_pl,y – 소성 단면 계수
• L_h – 보의 소성 힌지 간 거리

비대칭 접합부의 경우, 보에는 정모멘트와 부모멘트 및 이에 대응하는 전단력을 모두 적용해야 합니다.

소산 부재의 플레이트는 규정 검토에서 제외됩니다.