Tijdelijke lasverbinding (AISC)

Dit verificatievoorbeeld is opgesteld door Mark D. Denavit en Kayla Truman-Jarrell in een gezamenlijk project van The University of Tennessee en IDEA StatiCa.

1 Inleiding

In deze studie wordt een vergelijking gepresenteerd tussen de component-gebaseerde eindige elementen methode (CBFEM) en traditionele berekeningsmethoden die in de Amerikaanse praktijk worden gebruikt voor het ontwerp van een tijdelijke lasverbinding (Fig. 1 en Fig. 2). De verbinding is bedoeld om tijdelijk een bovenste kolom te ondersteunen boven een onderste kolom, terwijl de permanente gelaste lasverbinding tussen de twee staven wordt gemaakt. De kolommen zijn samengestelde kokerprofielen met buitenafmetingen van 32 inch vierkant en wanddikte van 2,5 inch. Nokken zijn met hoeklas gelast nabij elke hoek van zowel de bovenste als de onderste kolom, waarna twee koppelplaten met bouten worden bevestigd aan elk paar (boven en onder) nokken. Al het plaatmateriaal is ASTM A572 Gr. 50, alle bouten zijn 7/8 inch diameter A325 in standaard gaten (schroefdraad niet uitgesloten van het afschuifvlak), en al het lasmateriaal is E70XX. De belasting op de bovenste kolom bestaat uit gecombineerde axiale druk, afschuiving in twee richtingen, biaxiaal buigend moment en torsie.

Fig. 1 Schematisch bovenaanzicht van de kolom en tijdelijke lasverbinding onderzocht in deze studie

Fig. 2 Schematisch detail van de tijdelijke noklas verbinding onderzocht in deze studie

Er zijn geen gevestigde traditionele berekeningsmethoden voor deze verbinding. Het doel van deze studie is te beschrijven hoe een ingenieur het probleem zou kunnen benaderen met traditionele berekeningen, de beperkingen die hij kan tegenkomen bij het gebruik van traditionele berekeningen, en hoe hij traditionele berekeningen kan gebruiken om vertrouwen te krijgen in CBFEM-resultaten. 

De traditionele berekeningen in dit werk zijn gebaseerd op de eisen voor load and resistance factor design (LRFD) in de AISC Specification (2016). De CBFEM-resultaten zijn verkregen uit IDEA StatiCa versie 21.1. Het model van de verbinding is weergegeven in Fig. 3. Contactdruk tussen de bovenste en onderste kolom wordt verwaarloosd en de afschuining in de bovenste kolom wordt niet gemodelleerd in IDEA StatiCa.

Fig. 3 Tijdelijke lasverbinding gemodelleerd in IDEA StatiCa.

De krachtweg voor deze verbinding begint in de bovenste kolom. Krachten worden overgedragen via de bovenste hoeklassen naar de bovenste nokplaten, vervolgens via de bovenste boutgroepen naar de koppelplaten, daarna via de onderste boutgroepen naar de onderste nokken, en ten slotte via de onderste hoeklassen naar de onderste kolom. Voor de doeleinden van deze studie wordt aangenomen dat de kolommen voldoende sterkte hebben; de beoordeling van deze verbinding omvat daarom een normtoetsing van elk van de volgende componenten:

• Bovenste hoeklassen
• Bovenste nokplaten
• Bovenste boutgroepen
• Koppelplaten
• Onderste boutgroepen
• Onderste nokplaten
• Onderste hoeklassen

De belastingssituatie bepaalt welke grenstoestanden van toepassing zijn op elk van deze componenten. De complexe gecombineerde belasting op de bovenste kolom maakt beoordeling met traditionele berekeningen moeilijk. Terwijl IDEA StatiCa de algemene belastingssituatie zonder moeite aankan, zullen vereenvoudigde belastingssituaties worden onderzocht als vergelijkingspunten, om het gedrag van de verbinding beter te begrijpen en vertrouwen in de analyseresultaten op te bouwen.

Voor elk type belasting worden traditionele berekeningen eerst geëvalueerd, waarbij in wezen een hypothese wordt gevormd over het gedrag en de sterkte van de verbinding. Vervolgens worden IDEA StatiCa-analyses uitgevoerd om de hypothese te toetsen. Overeenstemming tussen de traditionele berekeningen en de IDEA StatiCa-resultaten bevestigt de hypothese en vergroot het vertrouwen in beide methoden. Afwijking tussen de traditionele berekeningen en IDEA StatiCa vereist nader onderzoek.

2 Axiale belasting

Om de beoordeling van deze verbinding met de hand te benaderen, moet een vereenvoudigd model van de verbinding worden ontwikkeld waarop handberekeningen kunnen worden uitgevoerd. Bij axiale druk kan elke noklas verbinding redelijkerwijs worden vereenvoudigd tot een tweedimensionaal staafmodel zoals weergegeven in Fig. 4. Scharnieren zijn opgenomen in het model op een afstand "x" van het kolomvlak om het model statisch bepaald te maken.  

Fig. 4 Vereenvoudigd model van noklas verbinding voor axiale belastingen

Met dit model kan de vereiste sterkte van elk component worden berekend en kunnen ontwerpcontroles worden uitgevoerd, te beginnen met de lassen, het nokplaatmateriaal grenzend aan de lassen en de bouten. Zowel de lassen als de boutgroepen zijn excentrisch belast. De sterkte van de lassen kan worden bepaald als functie van x met behulp van Tabel 8-4 van de AISC Manual (AISC 2017). De sterkte van het nokplaatmateriaal grenzend aan de las wordt bepaald door afschuiving en buigvloei en kan worden geëvalueerd met de volgende interactievergelijking gebaseerd op Drucker (1956).

 \[ \left ( \frac{V_u}{\phi V_n} \right ) ^4 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

waarbij V_u de vereiste afschuifsterkte van de nokplaat is, gelijk aan een kwart van de druk kracht aangebracht op de bovenste kolom; ϕV_n de rekenwaarde van de afschuifsterkte van de nokplaat is, gelijk aan 480 kips; M_u de vereiste buigsterkte van de nokplaat is, gelijk aan V_ux; en ϕM_n de rekenwaarde van de buigsterkte van de nokplaat is, gelijk aan 2.880 kip-in.

De sterkte van de boutgroep kan worden bepaald als functie van x met behulp van Tabellen 7-10 en 7-11 van de AISC Manual (AISC 2017). Interpolatie tussen deze tabellen is noodzakelijk omdat de bouten horizontaal op 4 inch hart-op-hart zijn geplaatst. Merk op dat de rekenwaarde van de afschuifsterkte van een individuele bout in deze verbinding 48,7 kips bedraagt voor de maatgevende grenstoestand van boutafschuifbreuk (drukspanning en scheurvorming zijn niet maatgevend voor deze verbinding). De maximaal toegestane verticale kracht in elke nok voor elk van de grenstoestanden is weergegeven in Fig. 5.

Fig. 5 Rekensterkte voor geselecteerde grenstoestanden als functie van de locatie van het scharnier

De "werkelijke" locatie van de scharnieren is onbekend en moet worden aangenomen. Volgens de ondergrensstelling van de grensanalyse geldt: als een krachtsverdeling binnen een verbinding kan worden gevonden die in evenwicht is met de uitwendige belasting en die voldoet aan de grenstoestanden, dan is de uitwendig aangebrachte belasting kleiner dan of hoogstens gelijk aan de belasting die verbindingsfalen zou veroorzaken (Tamboli 2016). Elke aanname van de locatie van het scharnier levert daarom een veilig ontwerp op. De meest gunstige aangenomen locatie is ongeveer x = 5 inch, waar de sterkte van de lassen en de boutgroep beide ongeveer 360 kips bedragen. Om het ontwerp te voltooien moeten andere grenstoestanden, waaronder afschuifbreuk van de nokplaat en die gerelateerd aan de koppelplaten, voor deze belasting worden geëvalueerd. Deze andere grenstoestanden zijn echter niet maatgevend, zodat de maximaal toegestane aangebrachte druk kracht op de kolom 4×360 kips = 1.440 kips bedraagt.

Met een hypothese over het gedrag en de sterkte van de verbinding onder axiale belasting op zijn plaats, kan de verbinding worden geanalyseerd met IDEA StatiCa om de hypothese te evalueren. De maximaal toegestane axiale druk kracht volgens IDEA StatiCa bedraagt 1.324 kips. Deze waarde is iteratief bepaald door de aangebrachte belastingsinvoer aan te passen naar een waarde die het programma als veilig beschouwt, maar waarbij het programma bij een kleine verhoging (bijv. 1 kip) de situatie als onveilig zou beoordelen. De sterkte van de lassen en bouten is maatgevend, waarbij beide een benuttingsgraad van 100% hebben in IDEA StatiCa.

Het gedrag van de verbinding zoals waargenomen in de IDEA StatiCa-resultaten is consistent met het gedrag dat is aangenomen in de traditionele berekeningen. De vervormde vorm en de resultaten van de plastische rek (Fig. 6) tonen in-vlak buiging van de noklas verbindingen en lasgroepen. De boutkrachten (Fig. 7) tonen in-vlak buiging van de boutgroepen. De sterkte volgens IDEA StatiCa is 8% lager dan geschat door traditionele berekeningen, een relatief goede overeenkomst die consistent is met eerdere onderzoeken naar excentrisch belaste bout- en lasgroepen.

Fig. 6 Plastische rek bij 1324 kips aangebrachte druk kracht (vervormingsschaalfactor = 10)

Fig. 7 Boutkrachten in koppelplaat bij 1324 kips aangebrachte druk kracht

De goede overeenkomst tussen traditionele berekeningen en IDEA StatiCa geeft vertrouwen in beide resultaten. Verdere verkenning van de IDEA StatiCa-resultaten kan echter aanvullend vertrouwen bieden. Een knikanalyse kan worden uitgevoerd om de geschiktheid van het verwaarlozen van geometrische niet-lineariteit (d.w.z. P-Δ-effecten) te bevestigen. De knikfactor voor deze verbinding bij de maximaal toegestane axiale druk kracht bedraagt 19,56. De knikfactor is de verhouding van de belasting waarbij elastisch knikken optreedt tot de aangebrachte belasting; een waarde die zo hoog is, geeft aan dat geometrische niet-lineariteit verwaarloosbaar is. De maximaal toegestane aangebrachte trek kracht bleek nagenoeg gelijk te zijn aan de druk kracht, wat symmetrisch gedrag bevestigt zoals verwacht op basis van het model dat in de traditionele berekeningen wordt gebruikt.

3 Buigende momenten

Wanneer de bovenste staaf wordt onderworpen aan buigende momenten, wordt verwacht dat het gedrag en de sterkte van elke individuele noklas verbinding vergelijkbaar zijn met het geval van axiale belasting. Dienovereenkomstig kan voor de traditionele berekeningen de momentsterkte voor buiging om de z-as van de staaf worden berekend als tweemaal de axiale sterkte van een individuele noklas verbinding maal de hefboomarm tussen paren nokken (d.w.z. 2×360 kips×29 in. = 20.880 kip-in.). Op vergelijkbare wijze kan de momentsterkte voor buiging om de y-as van de staaf worden berekend als tweemaal de axiale sterkte van een individuele noklas verbinding maal de hefboomarm tussen aangenomen scharnierpunten (d.w.z. 2×360 kips×39 in. = 28.080 kip-in.).

Met behulp van de IDEA StatiCa-resultaten voor axiale druk bedraagt de momentsterkte voor buiging om de z-as 2×(1.324 kips/4)×29 in. = 19.200 kip-in. en de momentsterkte voor buiging om de y-as 2×(1.324 kips/4)×39 in. = 25.800 kip-in. De maximaal toegestane aangebrachte buigende momenten volgens IDEA StatiCa bedragen 18.810 kip-in. en 25.065 kip-in. voor buiging om respectievelijk de z-as en de y-as. Deze waarden zijn iteratief bepaald zoals eerder beschreven. Opnieuw is er een goede overeenkomst tussen de traditionele berekeningen en de IDEA StatiCa-resultaten, wat aangeeft dat het aangenomen gedrag nauwkeurig is.

Om de aangenomen relatie tussen axiale belasting en buigend moment verder te verkennen en te bevestigen, wordt de interactiesterkte geëvalueerd met IDEA StatiCa. Op basis van het aangenomen gedrag zou de interactie lineair moeten zijn, waarbij elke toename van de axiale belasting de momentsterkte met een constante hoeveelheid vermindert. De interactiesterkte volgens IDEA StatiCa is weergegeven in Fig. 8. Zoals verwacht is de interactierelatie tussen axiale belasting en buiging om de z-as lineair. De interactierelatie tussen axiale belasting en buiging om de y-as is nagenoeg lineair. De geringe afwijking van lineariteit in de interactie voor buiging om de y-as kan nader worden onderzocht, maar enige verschillen tussen vereenvoudigd aangenomen gedrag en de resultaten van IDEA StatiCa zijn te verwachten.

Fig. 8 Interactiesterkte axiale druk versus buigend moment

4 Afschuiving langs de z-as

Beoordeling van de verbinding bij afschuiving langs de z-as vereist een ander vereenvoudigd gedragsmodel. Het tweedimensionale staafmodel weergegeven in Fig. 9 zal voor deze beoordeling worden gebruikt. Een scharnier, representatief voor een punt van nul moment, is opgenomen op halve hoogte van de koppelplaten.

Fig. 9 Vereenvoudigd model van noklas verbinding voor afschuiving langs de z-as

Net als bij de beoordeling van axiale belastingen worden de lassen, het nokplaatmateriaal grenzend aan de lassen en de boutgroepen eerst geëvalueerd. De lassen kunnen worden geëvalueerd met behulp van Tabel 8-5 van de AISC Manual (2017). Met een geïnterpoleerde waarde van C wordt de maximale afschuifkracht voor een individuele noklas bepaald als 218 kips. 

De sterkte van het nokplaatmateriaal grenzend aan de lassen wordt bepaald door axiale en buigvloei en kan worden geëvalueerd met de volgende interactievergelijking gebaseerd op plastische spanningSverdeling.

\[ \left ( \frac{P_u}{\phi P_n} \right ) ^2 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

waarbij P_u de vereiste axiale sterkte van de nokplaat is, gelijk aan een kwart van de afschuifbelasting aangebracht op de bovenste kolom; ϕP_n de rekenwaarde van de axiale sterkte van de nokplaat is, gelijk aan 720 kips; M_u de vereiste buigsterkte van de nokplaat is, gelijk aan P_u×(10 in.); en ϕM_n de rekenwaarde van de buigsterkte van de nokplaat is, gelijk aan 2.880 kip-in. Het evalueren van de interactievergelijking voor de sterkte van de las (d.w.z. P_u = 218 kips) levert een waarde kleiner dan 1 op, wat aangeeft dat de sterkte van het nokplaatmateriaal grenzend aan de lassen niet maatgevend is.

De sterkte van de boutgroep kan worden bepaald met behulp van Tabel 7-11 van de AISC Manual. Met een geïnterpoleerde waarde van C wordt de maximale afschuifkracht voor een individuele noklas berekend als 186 kips, wat maatgevend is onder de tot nu toe geëvalueerde grenstoestanden. Om het ontwerp te voltooien moeten andere grenstoestanden, waaronder trekbreuk van de nokplaat en die gerelateerd aan de koppelplaten, voor deze belasting worden geëvalueerd. Deze grenstoestanden blijken niet maatgevend te zijn, zodat de maximaal toegestane aangebrachte afschuifkracht langs de z-as van de kolom 4×186 kips = 744 kips bedraagt.  

De maximaal toegestane aangebrachte afschuifbelasting langs de z-as volgens IDEA StatiCa bedraagt 694 kips. Deze waarde is iteratief bepaald zoals eerder beschreven. Merk op dat de afschuifkracht zodanig werd aangebracht dat het punt van nul moment zich tussen de bovenste en onderste kolom bevond. De sterkte van de bouten was maatgevend in IDEA StatiCa.

Net als voorheen is het gedrag van de verbinding zoals waargenomen in de IDEA StatiCa-resultaten consistent met het gedrag dat is aangenomen in de traditionele berekeningen. De vervormde vorm, de resultaten van de plastische rek en de boutkrachten (Fig. 10 en Fig. 11) tonen in-vlak buiging van de noklas verbindingen, lasgroepen en boutgroepen die consistent is met het vereenvoudigde gedragsmodel (Fig. 9). De sterkte volgens IDEA StatiCa is 7% lager dan geschat door traditionele berekeningen. Deze resultaten bevestigen de hypothese gevormd door de traditionele berekeningen.

Fig. 10 Plastische rek bij 694 kips aangebrachte afschuifkracht langs de z-as (vervormingsschaalfactor = 10)

Fig. 11 Boutkrachten in koppelplaat bij 694 kips aangebrachte afschuifkracht langs de z-as

5 Afschuiving langs de y-as

Beoordeling van de verbinding bij afschuiving langs de y-as vereist wederom een ander vereenvoudigd gedragsmodel. Dit gedragsmodel is echter minder eenvoudig dan de andere. Het staafmodel weergegeven in Fig. 9 zal voor deze beoordeling worden gebruikt, maar met de belasting loodrecht op de nokverbinding aangebracht, wat resulteert in buiging buiten het vlak, afschuiving buiten het vlak en torsie in de nokplaat. De AISC Specification (2016) heeft weinig bepalingen voor deze complexe belastingssituatie. Aanbevelingen ontwikkeld door Dowswell (2019) zullen worden gebruikt om enig inzicht te krijgen in de sterkte van de verbinding. Dowswell presenteert de volgende interactievergelijking.

\[ \left ( \frac{T_u}{\phi T_n} \right ) ^2 + \left ( \frac{V_u}{\phi V_n} \right ) ^4 + \frac{M_u}{\phi M_n} \le 1 \]

waarbij T_u, V_u en M_u de vereiste torsie-, afschuif- en buigsterkte zijn en ϕT_n, ϕV_n, ϕM_n de rekenwaarden van de torsie-, afschuif- en buigsterkte zijn. Op basis van het model weergegeven in Fig. 9 en aannemende dat er geen moment in beide richtingen aanwezig is in het scharnier, is V_u gelijk aan een kwart van de afschuifbelasting aangebracht op de bovenste kolom, T_u = V_u×(10 in.) en M_u = V_u×(8 in.). Aannemende ϕ = 0,9 kan ϕT_n worden berekend met vergelijkingen aanbevolen door Dowswell als

\[ \phi T_n = \phi \left ( \frac{ 0.6 F_y d t^2}{2} \right ) \left ( 1+ \frac{d}{2.4 L} \right ) \]

waarbij F_y de vloeigrens van de nokplaat is (50 ksi), d de hoogte van de nokplaat is (16 in.), t de dikte van de nokplaat is (1 in.) en L de lengte van de nokplaat is (8 in. volgens het model weergegeven in Fig. 9). Met deze waarden bedraagt ϕT_n = 396 kip-in. Met standaardvergelijkingen uit de AISC Specification (2016) bedragen ϕV_n = 480 kips en ϕM_n = 180 kip-in. Met deze rekenwaarden van de sterkte is de maximale waarde van V_u = 17,9 kips. Aannemende dat vloei van de nokplaat maatgevend is, bedraagt de maximaal toegestane aangebrachte afschuifkracht langs de z-as van de kolom 4×17,9 kips = 71,6 kips.

Deze sterkte maakt deel uit van de hypothese die zal worden geëvalueerd met behulp van IDEA StatiCa-resultaten. Een ingenieur zou echter minder vertrouwen moeten hebben in deze verwachte sterkte dan in die voor de andere belastingssituaties. Er zijn minder potentieel maatgevende grenstoestanden geëvalueerd, het gedrag buiten het vlak van de noklas verbinding wordt waarschijnlijk niet goed benaderd door Fig. 9, en er zijn verschillende aannames gemaakt bij het berekenen van de sterkte van de nokplaat. Desalniettemin is het nuttig om vooraf een hypothese te formuleren. Bovendien bestaat de hypothese uit meer dan alleen het sterkteresultaat. Het verwachte gedrag — dat de nokplaat maatgevend zal zijn en dat deze wordt onderworpen aan gecombineerde torsie, afschuiving buiten het vlak en buiging buiten het vlak — maakt ook deel uit van de hypothese. Hoewel expliciete modellering van de stijfheid en sterkte van elk component de onzekerheden van de traditionele berekeningen zal overwinnen en een ander sterkteresultaat zal opleveren, zou het algehele gedrag consistent moeten zijn.  

De maximaal toegestane aangebrachte afschuifbelasting langs de y-as volgens IDEA StatiCa bedraagt 249 kips. Deze waarde is iteratief bepaald zoals eerder beschreven. Merk op dat de afschuifkracht zodanig werd aangebracht dat het punt van nul moment zich tussen de bovenste en onderste kolom bevond. De sterkte volgens IDEA StatiCa is aanzienlijk groter dan geschat door de traditionele berekeningen. Een onderzoek van de vervormde vorm van de verbinding (Fig. 12) onthult de oorzaak van dit verschil. De koppelplaten zijn relatief stijf, wat betekent dat het grootste deel van de verdraaiing en buiging buiten het vlak van de nokplaten plaatsvindt over een veel kortere lengte dan aangenomen in het vereenvoudigde staafmodel van de verbinding (Fig. 9). Desalniettemin wordt de sterkte van de verbinding bepaald door de plastische rek in de nokplaat en de typen belastingen op de nok zijn consistent met het aangenomen gedrag.

Het herberekenen van de sterkte van de nokplaat met de traditionele berekeningen en een lengte L = 2 in. in plaats van L = 8 in. levert een maximaal toegestane aangebrachte afschuifkracht langs de z-as van de kolom op van 227 kips, wat dichter bij de IDEA StatiCa-resultaten ligt. Het zou echter moeilijk zijn om a priori tot deze waarde te komen, laat staan er vertrouwen in te hebben.

Fig. 12 Plastische rek bij 249 kips aangebrachte afschuifkracht langs de y-as (vervormingsschaalfactor = 10)

6 Torsie

Verwacht wordt dat het aanbrengen van torsie op de bovenste kolom belastingen op elke individuele noklas verbinding veroorzaakt die vergelijkbaar zijn met die welke zij ondervinden wanneer de bovenste kolom wordt onderworpen aan afschuiving langs de y-as. Zo zou, net als de buigsterkte van de verbinding, de torsiesterkte kunnen worden geschat op basis van de sterkte van de individuele nokken en de geometrie van de doorsnede. De torsiesterkte zou bijvoorbeeld kunnen worden geschat als 4 maal de sterkte van elke nok maal de afstand van het zwaartepunt van de kolom tot elke nok. Dit kan echter een te simplistische benadering zijn. De nokken bevinden zich nabij de hoeken van de kolom en niet gecentreerd op de vlakken; verdraaiing van de kolom zal daardoor naast de belastingen buiten het vlak ook in-vlak belastingen op de nok veroorzaken. Bovendien is het onduidelijk waar op de nok elke hefboomarm moet worden gemeten. Het is waarschijnlijk niet mogelijk om zonder een beter begrip en karakterisering van het gedrag op basis van meer gedetailleerde analyse tot een nauwkeurig en betrouwbaar resultaat voor de torsiesterkte van deze verbinding te komen.

De maximaal toegestane aangebrachte torsie volgens IDEA StatiCa bedraagt 9.045 kip-in. Deze waarde is iteratief bepaald zoals eerder beschreven. De benuttingsgraad van de las bepaalt de sterkte. Zoals te zien in Fig. 13 is de vervormde vorm van elke noklas verbinding vergelijkbaar wanneer de kolom wordt onderworpen aan afschuiving langs de y-as (Fig. 12). Er zijn echter verschillen in het gedrag, met name dat de lasbenuttingsgraad maatgevend is voor het torsiegeval in plaats van de plastische reklimiet in de nokplaat die maatgevend is voor het afschuifbelaste geval. Hoewel er voor deze belastingssituatie minder vergelijkingen kunnen worden gemaakt, hebben de vergelijkingen met andere belastingssituaties aangetoond dat het model goed gedefinieerd is en in staat is resultaten te leveren die in lijn zijn met traditionele methoden.

Fig. 13 Plastische rek bij 9.045 kip-in. aangebrachte torsie (vervormingsschaalfactor = 10)

7 Samenvatting

Het ontwerpen of beoordelen van constructieve verbindingen vereist een goed constructief inzicht. Goed constructief inzicht vereist begrip van hoe de verbinding zich zal gedragen. Het ontwikkelen van dit begrip maakt deel uit van het proces van het beoordelen van nieuwe verbindingen waarvoor geen gevestigde ontwerpprocedures bestaan. In veel gevallen kan logisch redeneren worden gebruikt om vereenvoudigde gedragsmodellen te ontwikkelen waarop traditionele berekeningen kunnen worden gebaseerd. Er zijn echter beperkingen aan deze aanpak. Meer geavanceerde tools, zoals de CBFEM, zijn niet onderhevig aan dezelfde beperkingen en kunnen worden gebruikt om een breed scala aan verbindingstypen beter te begrijpen en vervolgens te ontwerpen. Er moet echter zorgvuldigheid worden betracht bij het definiëren van het model en het uitvoeren van de analyse om ervoor te zorgen dat de resultaten zinvol zijn. Vergelijkingen met vereenvoudigde gedragsmodellen en traditionele berekeningen, zoals die gepresenteerd in deze studie, kunnen helpen bevestigen dat het model goed gedefinieerd is en de analyse correct is uitgevoerd.

8 Referenties

AISC. (2016). Specification for Structural Steel Buildings. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

AISC. (2017). Steel Construction Manual, 15th Edition. American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.

Dowswell, B. (2019). "Torsion of Rectangular Connection Elements." Engineering Journal, AISC, 56(2), 63–87.

Drucker, D. C. (1956). "The Effect of Shear on the Plastic Bending of Beams." Journal of Applied Mechanics, 23(4), 509–514.

Tamboli, A. (2016). Handbook of Structural Steel Connection Design and Details, Third Edition. McGraw Hill, New York, NY.