직사각형 중공 단면

설명

이 챕터에서는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)으로 예측된 단면내 용접 직사각형, 정사각형 중공 단면 T, X, K-갭 접합부를 검증합니다. 정사각형 중공 단면(SHS) 브레이스는 보강 플레이트 없이 RHS 현재에 직접 용접됩니다. 접합부에는 축력이 작용합니다. CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)에서 설계 저항은 5 % 변형률 또는 0,03b₀ 접합부 변형에 해당하는 힘으로 제한되며, FMM에서는 일반적으로 플레이트 면외 변형 0,03b₀으로 제한됩니다. 여기서 b₀은 RHS 현재의 높이입니다. Lu et al. (1994) 참조.

파괴 모드 방법

축력을 받는 용접 직사각형 중공 단면의 T, Y, X 또는 K-갭 접합부의 경우 다섯 가지 파괴 모드가 발생할 수 있습니다. 이는 현재 면 파괴, 현재 소성화, 현재 측벽 파괴, 현재 웨브 파괴, 현재 전단력 파괴, 펀칭 전단력 파괴 및 브레이스 파괴입니다. 본 연구에서는 T, Y 및 X 접합부에 대해 현재 면 파괴, 브레이스 파괴 및 펀칭 전단력 파괴를 검토하고, K-갭 접합부에 대해 현재 면 파괴, 현재 전단력 파괴, 브레이스 파괴 및 펀칭 전단력 파괴를 검토합니다. Fig. 7.2.1 참조. EN 1993-1-8:2005에 따라 설계된 용접부는 접합부에서 가장 취약한 구성요소가 아닙니다.

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.1 Examined failure modes: a) Chord face failure, b) Chord shear failure, c) Brace failure, and d) Punching shear failure}}}\]

현재 면 파괴

RHS 현재 면의 설계 저항은 EN 1993‑1-8:2020의 9.5절에 있는 FMM 모델을 사용하여 결정됩니다. 이 방법은 ISO/FDIS 14346에도 제시되어 있으며 Wardenier et al. (2010)에 상세히 설명되어 있습니다. 용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 T, Y 또는 X 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = C_f \frac{f_{y0} t_0^2}{\sin{\theta_i}} \left ( \frac{2 \eta}{(1-\beta) \sin{\theta_i}} + \frac{4}{\sqrt{1-\beta}} \right ) Q_f / \gamma_{M5} \]

용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 K-갭 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = 8.9 C_f \beta \gamma^{0.5} \frac{f_{y,0} t_0^2}{\sin{\theta_i}} Q_f / \gamma_{M5} \]

여기서 C_f는 재료 계수, f_y0는 현재의 항복 응력, t₀는 현재의 벽 두께, η 는 현재 폭에 대한 브레이스 높이 비율, β 는 현재 폭에 대한 브레이스 폭 비율, q_i는 브레이스 부재 i와 현재 사이의 사잇각 (i = 1, 2), Q_f는 현재 응력 함수, γ는 현재 세장비입니다.

브레이스 파괴

RHS 현재 면의 설계 저항은 EN 1993-1-8:2020의 9.5절에 있는 FMM 모델을 사용하여 결정할 수 있습니다. 용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 T, Y 또는 X 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = C_f f_{yi} t_i (2 h_i - 4 t_i + 2 b_{eff} ) / \gamma_{M5} \]

용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 K-갭 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = C_f f_{yi} t_i (2 h_i - 4 t_i + b_i + b_{eff} ) / \gamma_{M5} \]

여기서 C_f는 재료 계수, f_yi는 브레이스 부재 i 의 항복 응력 (i = 1, 2), t_i는 브레이스 부재 i의 벽 두께, h_i 는 브레이스 부재 i의 높이, b_i는 브레이스 부재 i의 폭, b_eff는 브레이스 부재의 유효 폭입니다.

펀칭 전단력

용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 T, Y 또는 X 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = C_f \frac{f_{y0} t_0}{\sqrt{3}\sin{\theta_i}} \left( \frac{2h_i}{\sin{\theta_i}} + 2b_{e,p} \right ) / \gamma_{M5} \]

용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 K-갭 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = C_f \frac{f_{y0} t_0}{\sqrt{3}\sin{\theta_i}} \left( \frac{2h_i}{\sin{\theta_i}} + b_i+b_{e,p} \right ) / \gamma_{M5} \]

여기서 C_f는 재료 계수, f_y0는 현재의 항복 응력, t₀는 현재의 벽 두께, q_i는 브레이스 부재 i와 현재 사이의 사잇각 (i = 1, 2), h_i는 브레이스 부재 i의 높이, b_i는 브레이스 부재 i 의 폭, b_e,p 는 펀칭 전단력에 대한 유효 폭입니다.

현재 전단력 파괴

용접 직사각형 중공 단면의 축력을 받는 K-갭 접합부의 설계 저항은 다음과 같습니다.

\[ N_{i,Rd} = \frac{f_{y0}A_{V,0,gap}}{\sqrt{3}\sin{\theta_i}}/\gamma_{M5} \]

여기서 f_y0는 현재의 항복 응력, A_v,0,gap는 현재 전단력 파괴에 대한 유효 면적, q_i는 브레이스 부재 i와 현재 사이의 사잇각 (i = 1, 2)입니다.

적용 범위

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)은 용접 직사각형 중공 단면의 일반적인 T, Y, X 및 K-갭 접합부에 대해 검증되었습니다. 이러한 접합부의 적용 범위는 prEN 1993-1-8:2020의 Table 9.2에 정의되어 있습니다. Tab. 7.2.1 참조. 동일한 적용 범위가 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법) 모델에도 적용됩니다. FMM의 적용 범위를 벗어나는 경우, 검증된 연구 모델에 따른 검증을 위해 실험을 준비하거나 검증을 수행해야 합니다.

Tab. 7.2.1 파괴 모드 방법의 적용 범위, EN 1993-1-8:2020의 Table 9.2

7.2.2 단면내 T 및 Y-SHS 접합부

고려된 예제의 개요는 Tab. 7.2.2에 제시되어 있습니다. 선택된 사례는 다양한 접합부 기하학적 비율을 포함합니다. 치수가 표시된 접합부의 형상은 Fig. 7.2.2에 나타나 있습니다. 선택된 접합부는 FMM 기반 방법에 따라 현재 면 파괴 또는 브레이스 파괴로 파괴되었습니다.

Tab. 7.2.2 예제 개요

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.2 Dimensions of T-joint}}}\]

저항 검증

FMM의 결과를 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)의 결과와 비교합니다. 비교는 저항 및 설계 파괴 모드에 초점을 맞춥니다. 결과는 Tab. 7.2.3에 제시되어 있습니다.

Tab. 7.2.3 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM으로 예측된 인장/압축 설계 저항 결과 비교

본 연구는 적용된 하중 케이스에 대해 양호한 일치를 보여줍니다. 결과는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM의 설계 저항을 비교하는 다이어그램으로 요약됩니다. Fig. 7.2.3 참조. 결과는 두 계산 방법 간의 차이가 모든 경우에서 10 % 미만임을 보여줍니다.

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.3 Verification of resistance determined by CBFEM to FMM for the uniplanar SHS T and Y-joint}}}\]

벤치마크 예제

입력값

현재

• 강재 S355
• 단면 SHS 200×200×6.3

브레이스

• 강재 S355
• 단면 SHS 90×90×8.0
• 브레이스 부재와 현재 사이의 각도 90°

용접

• 맞대기 용접

메시 크기

• 직사각형 중공 부재의 가장 큰 웨브에 16개 요소

하중 조건

• 압축/인장 방향으로 브레이스에 힘 적용

출력값

• 압축/인장 설계 저항은 N_Rd = 92.6 kN
• 설계 파괴 모드는 현재 면 파괴

단면내 X-SHS 접합부

고려된 예제의 개요는 Tab. 7.2.4에 제시되어 있습니다. 선택된 사례는 다양한 접합부 기하학적 비율을 포함합니다. 선택된 접합부는 FMM 기반 방법에 따라 현재 면 파괴 또는 브레이스 파괴로 파괴되었습니다.

Tab. 7.2.4 예제 개요

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.4 Dimensions of X-joint}}}\]

저항 검증

파괴 모드 방법(FMM) 기반 결과를 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)의 결과와 비교합니다. 비교는 저항 및 설계 파괴 모드에 초점을 맞춥니다. Tab. 7.2.5 참조.

Tab. 7.2.5 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM의 저항 예측 결과 비교

본 연구는 적용된 하중 케이스에 대해 양호한 일치를 보여줍니다. 결과는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM의 설계 저항을 비교하는 다이어그램으로 요약됩니다. Fig. 7.2.4 참조. 결과는 두 계산 방법 간의 차이가 모든 경우에서 13 % 미만임을 보여줍니다.

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.5 Verification of resistance determined by CBFEM to FMM for the uniplanar SHS X-joint}}}\]

벤치마크 예제

입력값

현재

• 강재 S355
• 단면 SHS 200×200×6,3

브레이스

• 강재 S355
• 단면 SHS 140×140×12,5
• 브레이스 부재와 현재 사이의 각도 90°

용접

• 맞대기 용접

메시 크기

• 직사각형 중공 부재의 가장 큰 웨브에 16개 요소

하중 조건

• 압축/인장 방향으로 브레이스에 힘 적용

출력값

• 압축/인장 설계 저항은 N_Rd = 152.4 kN
• 설계 파괴 모드는 현재 면 파괴

7.2.4 단면내 K-SHS 접합부

고려된 예제의 개요는 Tab. 7.2.6에 제시되어 있습니다. 선택된 사례는 다양한 접합부 기하학적 비율을 포함합니다. 선택된 접합부는 FMM 기반 방법에 따라 현재 면 파괴 또는 브레이스 파괴로 파괴되었습니다.

Tab. 7.2.6 예제 개요

\[ \textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 7.2.6 Dimensions of K-joint}}}\]

검증

CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)의 결과를 FMM의 결과와 비교합니다. 비교는 저항 및 설계 파괴 모드에 초점을 맞춥니다. 결과는 Tab. 7.2.7에 제시되어 있습니다.

Tab. 7.2.7 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM의 저항 예측 결과 비교

본 연구는 적용된 하중 케이스에 대해 양호한 일치를 보여줍니다. 결과는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)과 FMM의 설계 저항을 비교하는 다이어그램으로 요약됩니다. Fig. 7.2.5 참조. 결과는 CBFEM(구성요소 기반 유한요소법)이 FMM과 비교하여 모든 경우에서 보수적임을 보여줍니다.

\[ \Fig. 7.2.7 Verification of resistance determined by CBFEM to FMM for the uniplanar SHS K-joint}}}\]

벤치마크 예제

입력값

현재

• 강재 S355
• 단면 SHS 180×180×10,0

브레이스

• 강재 S355
• 단면 SHS 70×70×3,0
• 브레이스 부재와 현재 사이의 각도 45°

용접

• 맞대기 용접

메시 크기

• 직사각형 중공 부재의 가장 큰 웨브에 16개 요소

하중 조건

• 압축/인장 방향으로 브레이스에 힘 적용

출력값

• 압축/인장 설계 저항은 N_Rd = 257.5 kN
• 설계 파괴 모드는 현재 면 파괴