긴 볼트 및 용접 연결 (AISC)

Mark D. Denavit과 Rick Mulholland은 테네시 대학교와 IDEA StatiCa의 공동 프로젝트로 이 검증 예제를 작성하였습니다.

설명

이 연구에서는 미국 실무에서 사용되는 긴 단부 하중 볼트 및 용접 연결에 대한 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 전통적인 계산 방법의 결과를 비교합니다. 이 연구의 초점은 긴 볼트 연결의 볼트 전단력 한계 상태와 긴 용접 연결의 용접 파단 한계 상태에 있습니다. 패스너 간 하중의 불균일한 분포와 긴 필릿 용접부의 불균일한 응력을 유발하는 차등 변형률의 영향에 특별한 주의를 기울입니다. 실험 결과와의 비교도 제시됩니다.

전통적인 계산은 AISC 규정(AISC 2022)의 하중 및 저항 계수 설계(LRFD) 조항에 따라 수행됩니다. CBFEM(구성요소 기반 유한요소법) 결과는 IDEA StatiCa 버전 23.0에서 얻었습니다. 최대 허용 하중은 프로그램이 안전하다고 판단하는 값으로 적용 하중 입력을 조정하여 반복적으로 결정하였으며, 소량(0.1 kip) 증가 시 5% 소성 변형률 한계 초과 또는 볼트 또는 용접 이용률 100% 초과로 프로그램이 불안전하다고 판단합니다. DR 유형 분석은 최대 허용 하중을 식별하는 데 도움이 될 수 있습니다. 그러나 접합부 설계 저항 평가에서 일부 근사가 이루어지므로, 이 보고서의 모든 결과는 EPS 유형 분석을 기반으로 합니다.

AISC 규정의 긴 볼트 및 용접 연결 요구사항

긴 단부 하중 볼트 및 용접 연결에 대한 실험과 분석에 따르면 볼트와 용접부의 응력이 균일하지 않습니다(Kulak et al. 2001, Miller 2003). 연결부 끝 부근의 볼트와 용접부의 응력은 중간 부근보다 큽니다. 길이 방향의 응력 분포는 연결된 재료의 강성에 대한 볼트 또는 용접부의 강성에 따라 달라집니다. AISC 규정은 이러한 거동을 단순한 강도 감소로 반영합니다.

볼트 연결

볼트 전단력 한계 상태에 대한 설계 강도 \(\phi R_n\)은 AISC 규정 Section J3.7에 다음과 같이 정의됩니다:

\[ \phi R_n = \phi F_{nv} A_{b} \]

여기서:

• \(\phi=0.75\)
• \(F_{nv}\) – 볼트의 공칭 전단 응력
• \(A_b\) – 볼트의 공칭 나사산 없는 몸체 단면적

AISC 규정 Table J3.2는 패스너 및 나사봉의 공칭 전단 응력 F_nv. 값을 나열합니다. 표의 각주 [c]는 "패스너 패턴 길이가 38 in.(950 mm)을 초과하는 단부 하중 연결의 경우, F_nv는 표에 기재된 값의 83.3%로 감소되어야 한다"고 명시하며, 패스너 길이를 "하나의 접촉면을 가진 두 부재를 연결하는 볼트의 중심선 사이에서 힘의 방향에 평행한 최대 거리"로 정의합니다.

공칭 전단 응력 F_nv는 볼트의 극한 인장 응력 F_u의 백분율이며, AISC 규정 해설에 따라 다음과 같이 계산됩니다:

• 전단면에서 나사산이 제외된 경우,

\[ F_{nv} = 0.563 F_u \]

• 전단면에서 나사산이 제외되지 않은 경우,

\[ F_{nv} = 0.45 F_u \]

계수 0.563은 전단/인장 강도 비율인 0.625에 길이 감소 계수 0.90을 곱한 값입니다. 계수 0.45는 0.563의 80%이며, 나사산 부분의 감소된 단면적을 반영합니다. 길이 감소 계수 0.90은 38 in. 이하의 연결에서 차등 변형률을 반영하며, 이를 초과하면 추가적인 0.833 길이 감소 계수가 적용되어 길이 효과에 대한 복합 감소 계수는 0.90 × 0.833 = 0.75가 됩니다. 이러한 감소 계수는 11개의 서로 다른 실험 연구에서 79개의 볼트 및 리벳 연결에 대한 시험 데이터의 통계적 분석을 기반으로 합니다(Tide, 2010).

용접 연결

용접 파단 한계 상태에 대한 설계 강도 \(\phi R_n\)은 AISC 규정 Section J2.4에 다음과 같이 정의됩니다:

\[ \phi R_n = \phi F_{nw} A_{we} k_{ds} \]

여기서:

• \(\phi\) – 저항 계수
• \(F_{nw}\) – 용접 금속의 공칭 응력
• \(A_{we}\) – 용접의 공칭 유효 면적
• \(k_{ds}\) – 방향 강도 증가 계수

방향 강도 증가 계수 k_ds는 다음과 같이 계산됩니다:

\[ k_{ds} = (1.0+0.5 \sin^{1.5} \theta ) \]

여기서 \(\theta\) 는 필요 힘의 작용선과 용접 종축 사이의 각도입니다. 이 연구에서 조사된 연결의 경우 \(\theta = 0\) 이므로 전통적인 계산에서 \(k_{ds} = 1\) 입니다. IDEA StatiCa에서 \(\theta\) 는 각 용접 세그먼트의 합력으로부터 결정되며, 예를 들어 포아송 효과로 인해 0이 아닐 수 있습니다.

AISC 규정 Table J2.5는 전단 하중을 받는 용접에 대한 \(\phi\) 와 F_nw 값을 각각 0.75와 0.60F_EXX­으로 제공하며, 여기서 F­_EXX는 용접 금속 분류 강도입니다.

용접의 공칭 유효 면적 A_we는 AISC 규정 Section J2.2a에서 필릿 용접에 대해 유효 길이에 유효 목두께를 곱한 값으로 정의되며, 유효 목두께는 용접 루트에서 용접 표면까지의 최단 거리이고, 유효 길이는 목두께를 통과하는 평면의 중심을 따른 용접 중심선의 길이입니다.

AISC 규정 Section J2.2b(d)는 단부 하중 필릿 용접의 유효 길이에 대해 다음과 같은 제한을 규정합니다:

• 길이가 용접 크기의 100배 이하인 필릿 용접의 경우, 유효 길이를 실제 길이와 동일하게 취할 수 있습니다.
• 필릿 용접의 길이가 용접 크기의 100배를 초과하는 경우, 유효 길이는 실제 길이에 다음과 같이 결정되는 감소 계수 β를 곱하여 산정합니다:

\[ \beta = 1.2-0.002 (l/w) \le 1.0 \]

여기서:

\( l \) – 단부 하중 용접의 실제 길이

\(w\) – 용접 다리 크기

• 용접 길이가 다리 크기 w의 300배를 초과하는 경우, 유효 길이는 180w로 취합니다.

AISC 규정 해설(AISC 2022)에 따르면, 감소 계수 β는 수년간의 시험과 유한요소 모델을 기반으로 한 지수 공식의 단순화된 근사값이며, 유로코드(CEN 2005)에서 제시하는 감소와 동등합니다.

긴 볼트 연결

긴 볼트 연결의 전체 연결 강도에 대한 차등 변형률의 영향을 조사하기 위해 단순 인장 이음 연결을 사용합니다. 이 연결은 전단면에서 나사산이 제외되지 않은 표준 구멍의 직경 3/4 in. A325 볼트 단일 열을 사용하여 두 반력 플레이트 사이에 시험 플레이트를 볼트로 연결한 구성입니다. 개별 볼트에 대한 힘 분포에 미치는 플레이트 강성의 영향을 조사하기 위해 시험 플레이트 두께 1/2 in., 1 in., 2 in.을 분석하였습니다. 각 반력 플레이트의 두께는 시험 플레이트 두께의 절반으로 취하였습니다. 모든 플레이트의 폭은 12 in.입니다. 시험 플레이트 두께 1 in., 연결 길이 27 in.인 연결의 3차원 뷰가 그림 1에 제시되어 있습니다.

그림 1 인장 이음 연결의 3차원 뷰 (시험 플레이트 두께 = 1 in., 연결 길이 = 27 in.)

이 연결은 볼트 전단력으로 파괴되도록 설계되었습니다. 볼트의 전단 강도가 플레이트의 인장 항복 및 인장 파단보다 지배적이 되도록 하기 위해, F_y = 100 ksi가 플레이트에 선택되었습니다. 볼트 구멍에서의 지압 및 찢김은 검토되었으나, 재료 선택과 충분한 볼트 간격 및 연단 거리 확보를 통해 지배하지 않도록 설계되었습니다. 힘 방향의 연단 거리는 2-1/2 in.이었으며, 모든 연결에서 볼트 간격은 3 in.이었습니다.

17개의 연결이 시험되었으며, 길이는 3 in.에서 51 in. 사이에서 3 in. 간격으로 증가하였습니다. 볼트 간격이 항상 3 in.이었으므로, 연결 길이는 사용된 볼트 수에 해당합니다(예: 27 in. 길이의 연결에는 볼트 10개 사용). 강도 대 연결 길이의 비교가 그림 2에 제시되어 있으며, 연결 길이 12 in., 24 in., 36 in., 48 in.에 대한 볼트 전단력(각 전단면에서) 분포가 그림 3에 제시되어 있습니다.

AISC 규정에 따른 강도는 연결 길이 36 in.까지 선형적으로 증가하며, 이를 초과하면 0.833 길이 감소 계수로 인해 강도가 급격히 감소합니다. 이 지점을 지나면 강도는 다시 선형적으로 증가합니다. IDEA StatiCa의 강도는 짧은 연결 길이에서 AISC 강도와 잘 일치하지만, AISC 강도와 달리 IDEA StatiCa에서 긴 연결의 강도 증가는 비선형적입니다. 비선형성의 정도는 플레이트의 강성에 따라 달라지는데, 이는 IDEA StatiCa에서 볼트와 플레이트의 강성이 실제적으로 모델링되어 볼트 힘의 불균일한 분포를 반영하기 때문입니다.

그림 3의 전단력 분포는 IDEA StatiCa 분석에서 반영된 차등 변형률이 개별 볼트의 힘에 미치는 영향과 이 효과가 플레이트 강성에 따라 어떻게 달라지는지를 보여줍니다. 연결부 끝의 볼트에 작용하는 힘이 가장 크며, 연결부 끝에서 볼트 위치까지의 거리가 증가할수록 감소합니다. 이 효과는 강성이 높은 플레이트에서 감소합니다. 

IDEA StatiCa에서 볼트와 플레이트 강성을 명시적으로 모델링하면, 길이 효과로 인한 강도 감소의 정도는 연결 형상 외에도 플레이트 크기에 대한 볼트 크기에 따라 달라집니다. 실제 강도 감소도 이러한 매개변수에 따라 달라집니다(Kulak et al. 2001). AISC 규정의 단순화된 감소는 연결 길이에만 의존합니다. IDEA StatiCa는 1/2 in. 두께 시험 플레이트를 사용한 연결에서 AISC 규정이 규정한 것보다 큰 감소를 나타내며, 38 in.를 초과하는 연결 길이 범위에서 1 in. 및 2 in. 두께 시험 플레이트를 사용한 연결에서는 AISC 규정이 규정한 것보다 작은 감소를 나타냅니다. 이러한 결과로부터 IDEA StatiCa가 AISC 규정 Table J3.2 각주 [c]의 길이 효과 감소 의도를 반영하고 있음이 명확합니다. F_nv에 포함된 길이 효과에 대한 0.9 감소 계수는 IDEA StatiCa에서 보수적으로 사용됩니다. 따라서 길이 38 in. 미만의 연결에서는 길이 효과가 IDEA StatiCa에서 본질적으로 이중으로 반영됩니다. 즉, 0.9 감소 계수와 볼트 그룹의 불균일한 힘 분포를 명시적으로 모델링하는 방식으로 각각 한 번씩 반영됩니다. 그러나 0.9 감소 계수는 다른 효과도 반영할 수 있으므로 추가 연구 없이 제외해서는 안 됩니다.

그림 2 볼트 인장 이음 연결의 강도 대 연결 길이 비교

그림 3 시험 플레이트 두께 1/2 in., 1 in., 2 in.에 대한 연결 길이 12 in., 24 in., 36 in., 48 in.의 볼트 전단력 분포

실험 결과와의 비교

긴 볼트 연결에 대한 조사를 확장하기 위해, 이 절에서는 기존에 발표된 실험 결과와의 비교를 포함합니다. 이러한 비교를 위해 실험자가 보고한 측정된 재료 및 기하학적 특성이 계산 및 분석에 사용되었습니다. 실험자가 보고한 볼트 전단 강도는 시험 시편과 동일한 로트에서 채취한 단일 볼트의 전단 시험을 통해 확인되었습니다. 따라서 전통적인 계산에서 F_nv는 연결 길이가 38 in. 이하인 경우 보고된 볼트 전단 강도의 0.9배로 취하고, 연결 길이가 38 in.를 초과하는 경우 이 값의 0.833배(즉, 보고된 볼트 전단 강도의 0.75배)로 취합니다. IDEA StatiCa 분석에서는 볼트 강도 계산에 사용되는 F_nv 값이 보고된 볼트 전단 강도의 0.9배가 되도록 모델을 정의합니다.

전통적인 계산에서는 저항 계수를 적용하지 않았습니다. IDEA StatiCa 분석에서는 재료, 볼트 및 용접에 대한 저항 계수를 코드 설정에서 1.0으로 설정하였습니다.

Bendigo et al. 1963

Bendigo et al.(1963)은 볼트 이음 연결의 인장 시험을 수행하였습니다. 다양한 폭과 두께의 16개 플레이트가 15/16 in. 직경 표준 구멍에 직경 7/8 in. A325 볼트 두 열을 통해 두 반력 플레이트 사이에서 인장 하중을 받았습니다. 시편 D31, D41, D51, D61은 플레이트의 인장 파단으로 파괴되었으며, 나머지는 적어도 하나의 볼트에서 볼트 전단으로 파괴되었습니다. 연구의 시편에 대한 일반적인 연결 구성이 그림 4(a)에 제시되어 있으며, 시편 D101에 대한 IDEA StatiCa 모델의 3차원 뷰가 그림 4(b)에 제시되어 있습니다. 시험 시편의 기하학적 및 재료 특성이 표 1에 제시되어 있습니다.

그림 4 (a) Bendigo et al. 실험 연구의 연결 구성(Bendigo et al., 1963); (b) 시편 D101에 대한 IDEA StatiCa 모델의 3차원 뷰

16개의 시편이 IDEA StatiCa에서 모델링되었습니다. 각 연결의 강도는 측정된 재료 및 기하학적 특성을 사용하되 저항 계수를 적용하지 않은 AISC 규정 방정식에 따른 전통적인 계산으로도 산정되었습니다. 실험 강도 P_exp, IDEA StatiCa 강도 P_IDEA, AISC 규정 강도 P_AISC 간의 비교 결과가 표 2와 그림 5에 제시되어 있습니다.

5% 소성 변형률 한계가 IDEA StatiCa 강도를 지배하였으며, 인장 항복이 모든 시편의 AISC 강도를 지배하였습니다. IDEA StatiCa와 AISC 강도 모두 실험 강도보다 현저히 낮습니다. 이는 실험에서 인장 파단 및 볼트 전단 파괴 모드가 플레이트 항복 이후 상당한 하중에서 발생하였기 때문입니다. Bendigo et al.(1963)의 실험은 AISC 규정에 나타나는 길이 효과 감소 계수를 개발하기 위한 분석에 포함되었습니다(Tide 2010). 그림 3에서 볼 수 있듯이, 끝 볼트와 중간 볼트 사이의 볼트 힘 차이는 두께 감소(즉, 플레이트 강성 감소)에 따라 증가합니다. 플레이트 항복 이후 상당한 하중에서 볼트 파괴가 발생하는 시편은 과장된 길이 효과를 나타낼 수 있습니다.

표 1 Bendigo et al.(1963) 실험 연구의 시험 시편 기하학적 및 재료 특성

표 2 Bendigo et al.(1963) 실험 연구와의 비교

그림 5 Bendigo et al.(1963) 실험 연구와의 비교

Kulak and Fisher 1968

Kulak and Fisher(1968)는 직경 7/8 in. 또는 1-1/8 in.의 A490 볼트 한 열로 두 반력 플레이트 사이에 시험 플레이트를 볼트로 연결한 긴 볼트 이음 연결의 인장 시험을 수행하였습니다. 이 시험들도 AISC 규정에 나타나는 길이 효과 감소 계수를 개발하기 위한 분석에 포함되었으나(Tide 2010), Bendigo et al.(1963)의 시험과 달리 고강도 플레이트를 사용하였습니다.

8개의 시험 시편은 볼트 전단 또는 플레이트 파단으로 파괴되도록 치수가 결정되었습니다. 시편 J071, J131, J171은 플레이트 파단으로 파괴되었으며, 시편 J072, J132, J172, J251, J252는 볼트 전단으로 파괴되었습니다. 연구의 시편에 대한 일반적인 연결 구성이 그림 6(a)에 제시되어 있으며, 시편 J171에 대한 IDEA StatiCa 모델의 3차원 뷰가 그림 6(b)에 제시되어 있습니다. 시험 시편의 기하학적 및 재료 특성이 표 3에 제시되어 있습니다.

그림 6 Kulak and Fisher 실험 연구의 연결 구성(Kulak and Fisher, 1968); (b) 시편 J171에 대한 IDEA StatiCa 모델의 3차원 뷰

시편들은 IDEA StatiCa에서 모델링되었습니다. 각 연결의 강도는 측정된 재료 및 기하학적 특성을 사용한 AISC 규정 방정식에 따른 전통적인 계산으로도 산정되었습니다. 실험 강도 P_exp, IDEA StatiCa 강도 P_IDEA, AISC 규정 강도 P_AISC의 비교 결과가 표 4와 그림 7에 제시되어 있습니다.

IDEA StatiCa 강도는 모든 경우에서 실험 결과에 비해 보수적입니다. IDEA StatiCa 강도는 시편 J071, J072, J131, J171에 대해 AISC 강도와 잘 일치하며, 시편 J132, J172, J251, J252에 대해서는 AISC 강도보다 큽니다. 시편 J071과 J072의 연결 길이는 38 in. 미만이므로 볼트 전단 강도의 83.3% 감소가 적용되지 않습니다. 시편 J131과 J171의 경우 연결 길이가 38 in.를 초과하지만 플레이트 강성(즉, 단면적)이 상대적으로 작습니다. 따라서 이러한 경우 IDEA StatiCa 강도는 AISC 강도와 일치하거나 약간 낮습니다. 시편 J132, J172, J251, J252의 경우 플레이트가 더 강성이 높기(즉, 단면적이 더 큼) 때문에 IDEA StatiCa 강도가 AISC 강도보다 큽니다.

표 3 Kulak and Fisher(1968) 실험 연구의 시험 시편 기하학적 및 재료 특성

표 4 Kulak & Fisher(1968) 실험 연구와의 비교

그림 7 Kulak and Fisher(1968) 실험 연구와의 비교

긴 용접 연결

인장 하중을 받는 용접의 연결 길이 방향 불균일 응력 분포의 영향을 조사하기 위해 단순 용접 이음 연결을 사용합니다. 이 연결은 반력 플레이트의 각 가장자리에 필릿 용접으로 두 반력 플레이트 사이에 시험 플레이트를 용접한 구성입니다. 이 구성은 연결부에 총 4개의 용접선을 가진 동심 하중 용접 그룹을 제공합니다. 유효 용접 길이 평가 시, 연결의 실제 용접 길이는 그룹 내 단일 용접선의 길이와 동일합니다.

용접 크기 3/16 in.(연결 A)과 3/8 in.(연결 B)이 조사되었습니다. 전통적인 계산에서 용접 파단 한계 상태가 플레이트의 인장 항복보다 지배적이 되도록 연결의 치수와 재료 특성이 선택되었습니다. 연결에 사용된 기하학적 및 재료 특성이 표 5에 제시되어 있으며, 용접 길이 18 in.인 연결 A의 3차원 뷰가 그림 8에 제시되어 있습니다.

표 5 용접 연결의 기하학적 및 재료 특성

그림 8 용접 이음 연결의 3차원 뷰

연결 A의 경우 14개의 용접 길이가 시험되었으며, 10 in.에서 62 in. 사이에서 4 in. 간격으로 증가하였습니다. 연결 B의 경우 13개의 용접 길이가 시험되었으며, 10 in.에서 130 in. 사이에서 10 in. 간격으로 증가하였습니다. 강도 대 용접 길이의 비교가 연결 A에 대해 그림 9에, 연결 B에 대해 그림 11에 제시되어 있습니다. 용접 길이에 따른 용접 길이 방향 응력 분포가 연결 A에 대해 그림 10에, 연결 B에 대해 그림 12에 제시되어 있습니다.

연결 A와 B는 유사한 거동을 보입니다. 짧은 용접 길이에서 IDEA StatiCa 강도는 전통적인 계산과 잘 일치합니다. 그러나 용접 길이가 증가함에 따라 IDEA StatiCa 강도는 전통적인 계산에 비해 보수적이 됩니다. 전통적인 계산의 강도는 용접 길이 300w에서 정체되며, 이는 그림 9와 그림 11에서 수직 점선으로 표시됩니다. IDEA StatiCa는 용접과 플레이트의 강성을 명시적으로 모델링하기 때문에 용접 길이 방향의 응력 분포가 비선형적입니다. 이로 인해, 그리고 IDEA StatiCa에서 종방향으로 하중을 받는 용접에 사용되는 상대적으로 보수적인 하중-변형 관계로 인해, IDEA StatiCa 강도는 300w보다 훨씬 짧은 용접 길이에서 정체됩니다. 그림 10과 그림 12에서 볼 수 있듯이, 짧은 용접은 상대적으로 균일한 응력 분포를 가지며, 용접선 끝 세그먼트에서 약간 높은 응력이 발생합니다. 용접 길이가 증가함에 따라 용접선 방향의 응력 분포는 현저히 불균일해지며, 끝 세그먼트에서 높은 응력이 발생하고 중간 부근에서는 최소한의 응력이 발생합니다. 긴 용접에 대해 그림 10과 그림 12에서 볼 수 있는 응력 분포의 급격한 변화는 탄성 상태를 유지하는 용접 세그먼트와 소성 변형을 경험하는 용접 세그먼트 사이의 경계에 있습니다. IDEA StatiCa의 용접 강도 한계는 가장 높은 응력을 받는 용접 세그먼트의 이용률이 100%에 도달할 때 설정됩니다. 따라서 긴 용접의 경우, 가장 높은 응력을 받는 용접 세그먼트의 이용률 100%에 해당하는 하중에서 낮은 응력을 경험하는 용접선의 큰 부분이 존재할 수 있습니다. IDEA StatiCa 규정 검토의 응력 분포 프로파일은 이러한 비선형 거동을 표시하며, IDEA StatiCa에서 용접 강도에 관한 공학적 판단을 내릴 때 검토해야 합니다.

그림 9 연결 A의 강도 대 용접 길이

그림 10 용접 길이 18 in., 30 in., 42 in., 54 in.인 연결 A의 용접 길이 방향 응력 분포, 단위: ksi

그림 11 연결 B의 강도 대 용접 길이

그림 12 용접 길이 20 in., 40 in., 60 in., 80 in.인 연결 B의 용접 길이 방향 응력 분포, 단위: ksi

요약

이 연구는 미국 실무에서 사용되는 전통적인 계산 방법과 IDEA StatiCa를 통해 긴 볼트 및 용접 연결의 강도를 평가합니다. 연구의 주요 관찰 사항은 다음과 같습니다:

볼트 연결의 경우:

• IDEA StatiCa는 볼트와 플레이트의 강성을 명시적으로 모델링하므로, 길이 효과는 AISC 규정의 연결 길이에만 기반한 단순 감소 계수 적용이 아닌 각 볼트의 서로 다른 필요 강도에 의해 자연스럽게 반영됩니다.
• IDEA StatiCa의 강도는 대부분의 경우 전통적인 계산에 의한 강도에 비해 보수적인 것으로 나타났습니다.
• IDEA StatiCa의 강도는 연결 길이가 38 in.를 초과하고 두꺼운 플레이트가 사용된 일부 경우에서 전통적인 계산에 의한 강도보다 높은 것으로 나타났습니다.
• IDEA StatiCa의 강도는 Bendigo et al.(1963) 및 Kulak and Fisher(1968)의 물리적 실험에 비해 보수적인 것으로 나타났습니다.

용접 연결의 경우:

• IDEA StatiCa는 용접과 플레이트의 강성을 명시적으로 모델링하므로, 길이 효과는 AISC 규정의 용접 길이 대 용접 크기 비율에만 기반한 단순 감소 계수 적용이 아닌 각 용접 세그먼트의 서로 다른 필요 강도에 의해 자연스럽게 반영됩니다.
• IDEA StatiCa의 강도는 조사된 경우에서 전통적인 계산에 의한 강도에 비해 보수적인 것으로 나타났습니다.
• IDEA StatiCa의 강도는 용접 세그먼트 간 비선형 응력 분포의 영향과 IDEA StatiCa 분석에서 사용된 종방향 하중 용접에 대한 상대적으로 보수적인 하중-변형 관계로 인해 긴 용접 길이에서 더 보수적인 것으로 나타났습니다.

참고문헌

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

Bendigo, R. A., Hansen, R. M., and Rumpf, J. L. (1963). "Long Bolted Joints." Journal of the Structural Division, ASCE, 89(6), 187–213.

CEN (2005), Eurocode 3: Design of Steel Structures, Comité Européen de Normalisation, Brussels, Belgium.

Kulak, G. L. and Fisher, J. W. (1968). "A514 Steel Joints Fastened by A490 Bolts." Journal of the Structural Division, ASCE, 94(10), 2303-2324.

Kulak, G. L., Fisher, J. W., Struik, J. H. A. (2001) "Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints" Second Edition, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Miller, D. K. (2003). "Fillet Welds that are 'Too Long.'" Modern Steel Construction, March.

Tide, R. H. (2010). "Bolt Shear Design Considerations." Engineering Journal, AISC, 47(1), 47-63.