การแตกหักแบบ Block Shear ในการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียว (AISC)

Mark D. Denavit และ Rick Mulholland จัดทำตัวอย่างการตรวจสอบนี้ในโครงการร่วมระหว่าง The University of Tennessee และ IDEA StatiCa

คำอธิบาย

การศึกษานี้นำเสนอการเปรียบเทียบระหว่างผลลัพธ์จาก วิธี Component-Based Finite Element (CBFEM) และวิธีการคำนวณแบบดั้งเดิมที่ใช้ในการปฏิบัติในสหรัฐอเมริกาสำหรับสภาวะขีดจำกัดของการแตกหักแบบ Block Shear การแตกหักแบบ Block Shear เป็นการวิบัติแบบรวมของแรงเฉือนและแรงดึง และสามารถเกิดขึ้นได้ในการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมหลายประเภท การศึกษานี้มุ่งเน้นที่การเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวของแผ่นเหล็กรับแรงดึงและคานตัดปลายตามที่แสดงในตัวอย่างในรูปที่ 1 นอกจากนี้ยังนำเสนอการเปรียบเทียบกับผลการทดสอบเชิงทดลองด้วย

การคำนวณแบบดั้งเดิมดำเนินการตามข้อกำหนดสำหรับการออกแบบด้วยปัจจัยแรงและความต้านทาน (LRFD) ใน AISC Specification (AISC 2022) ผลลัพธ์ CBFEM ได้มาจาก IDEA StatiCa เวอร์ชัน 23.0 แรงที่อนุญาตสูงสุดถูกกำหนดโดยการปรับค่าแรงกระทำที่ป้อนเข้าซ้ำๆ ให้เป็นค่าที่โปรแกรมถือว่าปลอดภัย แต่หากเพิ่มขึ้นเล็กน้อย (0.1 kip) โปรแกรมจะถือว่าไม่ปลอดภัยเนื่องจากเกินขีดจำกัดความเครียดพลาสติก 5% หรือเกิน 100% ของอัตราการใช้งานสลักเกลียว การวิเคราะห์แบบ DR สามารถช่วยระบุแรงที่อนุญาตสูงสุดได้ อย่างไรก็ตาม มีการประมาณค่าบางส่วนในการประเมินความต้านทานการออกแบบของจุดต่อ ดังนั้นผลลัพธ์ทั้งหมดในรายงานนี้จึงอ้างอิงจากการวิเคราะห์แบบ EPS

รูปที่ 1 ตัวอย่างการแตกหักแบบ Block Shear

ข้อกำหนดสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear ใน AISC Specification

กำลังการออกแบบ \(\phi R_n\) สำหรับสภาวะขีดจำกัดของการแตกหักแบบ Block Shear ที่กำหนดใน AISC Specification Section J4.3 มีดังนี้:

\[\phi R_n = \phi [ 0.6F_u A_{nv} + U_{bs} F_u A_{nt} \le 0.6 F_y A_{gv} + U_{bs} F_u A_{nt} ] \]

โดยที่:

• \( \phi = 0.75\)
• \(F_u\) – กำลังดึงขั้นต่ำที่กำหนดของเหล็ก
• \(F_y\) – กำลังครากที่กำหนดของเหล็ก 
• \(A_{nt}\) – พื้นที่สุทธิที่รับแรงดึง
• \(A_{gv}\) – พื้นที่รวมที่รับแรงเฉือน
• \(A_{nv}\) – พื้นที่สุทธิที่รับแรงเฉือน
• \(U_{bs}= 1.0\) – เมื่อความเค้นดึงมีการกระจายสม่ำเสมอ
•              \(0.5\) – เมื่อความเค้นดึงมีการกระจายไม่สม่ำเสมอ 

ภาพประกอบของระนาบการวิบัติที่ใช้กำหนด A_nt, A_gv และ A_nv แสดงในรูปที่ 2

รูปที่ 2 ระนาบการวิบัติจากแรงดึงสุทธิ แรงเฉือนสุทธิ และแรงเฉือนรวมสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear

ความเค้นดึงถือว่ามีการกระจายสม่ำเสมอและ U_bs = 1.0 สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงที่ประเมินในงานนี้และเอวของคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งแถวเดียว เอวของคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหลายแถวเป็นกรณีที่พบบ่อยที่สุดที่ความเค้นดึงถือว่ามีการกระจายไม่สม่ำเสมอและ U_bs = 0.5

สมการกำลังอื่นๆ สำหรับการแตกหักแบบ Block Shear

Dhanuskar และ Gupta (2019) ประเมินการทดสอบเชิงทดลองของคานตัดปลาย 78 ชิ้น มุมและตัว T 75 ชิ้น ตัว T ที่ต่อด้วยปีก 14 ชิ้น และชิ้นส่วนแผ่น Gusset 182 ชิ้น ซึ่งทั้งหมดวิบัติด้วยการแตกหักแบบ Block Shear เปรียบเทียบกับมาตรฐานการออกแบบของอเมริกา อินเดีย ยุโรป แคนาดา ญี่ปุ่น และซาอุดีอาระเบีย ผลการศึกษาแสดงให้เห็นว่า AISC Specification มีความอนุรักษ์นิยมปานกลางในหลายกรณี ด้วยเหตุนี้ รายงานนี้จึงเปรียบเทียบกับผลลัพธ์จากสมการกำลังการแตกหักแบบ Block Shear ในมาตรฐานการออกแบบของแคนาดา CSA S16:19 Design of Steel Structures (CSA 2019) และสมการกำลังการแตกหักแบบ Block Shear ที่เสนอโดย Teh และ Deierlein (2017)

CSA S16

CSA S16 Section 13.11 ครอบคลุม Block Shear สำหรับชิ้นส่วนรับแรงดึง คาน และการเชื่อมต่อด้วยแผ่นเหล็ก ความต้านทานที่คำนึงถึงปัจจัยสำหรับการวิบัติที่อาจเกิดขึ้นจากการพัฒนาพื้นที่ส่วนประกอบแรงดึงและแรงเฉือนพร้อมกันมีดังนี้:

เมื่อ F_y < 460 MPa (66.7 ksi):

\[ T_r = \phi_u \left [ U_t A_{nt} F_u + 0.6 A_{gv} \frac{(F_y+F_u)}{2} \right ] \]

เมื่อ F_y ≥ 460 MPa (66.7 ksi):

\[T_r = \phi_u [U_t A_{nt} F_u + 0.6 A_{gv} F_y ] \]

โดยที่:

•  \(\phi_u =0.75\)
• \(U_t=1.0\) – สำหรับบล็อกหรือรูปแบบการวิบัติที่สมมาตรและการรับแรงแบบศูนย์กลาง
•        \(=0.9\) – สำหรับคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งแถวเดียว
•        \(=0.3\) – สำหรับคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแถว

Teh and Deierlein (2017)

Teh และ Deierlein (2017) ศึกษาการแตกหักแบบ Block Shear สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงและเสนอสมการการแตกหักแบบ Block Shear ทางเลือกที่สมมติว่าการวิบัติจากแรงเฉือนเกิดขึ้นบน "พื้นที่เฉือนที่มีประสิทธิผล" ซึ่งนำมาเป็นค่าเฉลี่ยระหว่างพื้นที่เฉือนรวมและพื้นที่เฉือนสุทธิ นักวิจัยระบุว่า "เหตุผลสำหรับแบบจำลองนี้ได้รับการยืนยันโดย Teh และ Yazici (2013) ซึ่งอธิบายว่าเหตุใดจึงมีกลไกที่เป็นไปได้เพียงหนึ่งเดียวสำหรับรูปแบบการวิบัติ Block Shear แบบ [รูปตัว U] ได้แก่ กลไกการแตกหักจากแรงดึงและการครากจากแรงเฉือน Teh และ Uz (2015) ได้ชี้ให้เห็นเพิ่มเติมว่าการครากจากแรงเฉือนในการวิบัติ Block Shear มักมาพร้อมกับการแข็งตัวจากความเครียดเต็มที่ (0.6F_u) แม้ว่าการแตกหักจากแรงเฉือนจะเกิดขึ้นน้อยมากหรือแทบไม่เคยเป็นกลไกการวิบัติที่เริ่มต้น ซึ่งสามารถอธิบายได้ด้วยความเหนียวสูงของเหล็กในแรงเฉือน ซึ่งเหล็กในโซนการครากจากแรงเฉือนสามารถแข็งตัวจากความเครียดได้ถึง F_u และรับความเครียดขนาดใหญ่ได้โดยไม่เกิดพฤติกรรมการคอดและแตกหักที่เกิดขึ้นในชิ้นทดสอบแรงดึงมาตรฐาน"

จากเหตุผลนี้ Teh และ Deierlein (2017) เสนอสมการต่อไปนี้สำหรับกำลังระบุสำหรับสภาวะขีดจำกัดของการแตกหักแบบ Block Shear:

\[ R_n=F_uA_{nt}+0.6 F_u A_{ev} \]

โดยที่:

• \(A_{ev} = (A_{gv}+A_{nv} ) / 2\) – พื้นที่เฉือนที่มีประสิทธิผล นำมาเป็นค่าเฉลี่ยระหว่างพื้นที่เฉือนรวมและพื้นที่เฉือนสุทธิ

ภาพประกอบของระนาบเฉือนที่มีประสิทธิผลสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear แสดงในรูปที่ 3

Teh และ Deierlein (2017) แนะนำว่าเมื่อคำนวณกำลังระบุโดยใช้สมการที่เสนอ ควรใช้ปัจจัยความต้านทาน \(\phi=0.85\) เพื่อกำหนดกำลังการออกแบบ อย่างไรก็ตาม สำหรับการเปรียบเทียบในการศึกษานี้ ใช้ปัจจัยความต้านทานที่กำหนดใน AISC Specification คือ \(\phi=0.75\)

รูปที่ 3 ระนาบแรงดึงสุทธิและแรงเฉือนที่มีประสิทธิผลสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear ตามที่กำหนดโดย Teh และ Deierlein (2017)

แผ่นเหล็กรับแรงดึง

การแตกหักแบบ Block Shear สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงแบบสมมาตรสามารถเกิดขึ้นในรูปแบบการวิบัติแบบรูปตัว U โดยมีการวิบัติจากแรงเฉือนตามแนวสลักเกลียวร่วมกับการวิบัติจากแรงดึงระหว่างแนวสลักเกลียว หรือรูปแบบการวิบัติแบบแยก โดยมีการวิบัติจากแรงเฉือนตามแนวสลักเกลียวและการวิบัติจากแรงดึงระหว่างแนวสลักเกลียวด้านนอกและขอบของแผ่นเหล็ก รูปแบบทั้งสองแสดงในรูปที่ 4

รูปที่ 4 รูปแบบการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U และแบบแยก

เพื่อศึกษาการแตกหักแบบ Block Shear สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึง ใช้การเชื่อมต่อแบบง่ายที่มีแผ่นเหล็กหนา 1/2 นิ้ว ยึดด้วยสลักเกลียวระหว่างแผ่นเหล็กหนา 3/4 นิ้ว สองแผ่น แผ่นเหล็กทั้งสามแผ่นกว้าง 12 นิ้ว แผ่นเหล็กหนา 3/4 นิ้ว เป็น ASTM A529 Gr 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi) ประเมินเหล็กสองเกรดสำหรับแผ่นเหล็กหนา 1/2 นิ้ว ได้แก่ ASTM A36 (F_y = 36 ksi, F_u = 58 ksi) และ ASTM A529 Gr 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi)

แผ่นเหล็กถูกยึดด้วยสลักเกลียว ASTM F3125 Gr A490 ขนาด 7/8 นิ้ว สองแนว แนวละสามตัว (รวม 6 ตัว) สำหรับการศึกษารูปแบบการแตกหักแบบรูปตัว U ระยะขอบ l_e เท่ากับ 2 นิ้ว และระยะห่างสลักเกลียว g เท่ากับ 2-1/2 นิ้ว (ส่งผลให้ระยะขอบตั้งฉากกับทิศทางของแรงเท่ากับ 4-3/4 นิ้ว) สำหรับการศึกษารูปแบบการแตกหักแบบแยก ระยะขอบ l_e เท่ากับ 1-1/2 นิ้ว และระยะห่างสลักเกลียว g เท่ากับ 8-1/2 นิ้ว (ส่งผลให้ระยะขอบตั้งฉากกับทิศทางของแรงเท่ากับ 1-3/4 นิ้ว) สำหรับทั้งสองการกำหนดค่า การวิเคราะห์ดำเนินการสำหรับค่าระยะห่างสลักเกลียว s จำนวน 11 ค่า ตั้งแต่ 2-1/2 นิ้ว ถึง 3-3/4 นิ้ว

มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อที่มีระยะห่างสลักเกลียว 2-1/2 นิ้ว สำหรับการศึกษารูปแบบรูปตัว U และแบบแยก แสดงในรูปที่ 5 และรูปที่ 6 ตามลำดับ

รูปที่ 5 แบบจำลอง IDEA StatiCa ของการเชื่อมต่อสำหรับการศึกษารูปแบบการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U (ระยะห่างสลักเกลียว s = 2-1/2 นิ้ว)

รูปที่ 6 แบบจำลอง IDEA StatiCa ของการเชื่อมต่อสำหรับการศึกษารูปแบบการแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก (ระยะห่างสลักเกลียว s = 2-1/2 นิ้ว)

การเปรียบเทียบระหว่างกำลังของการเชื่อมต่อตาม IDEA StatiCa และ AISC Specification สำหรับรูปแบบการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U และแบบแยก แสดงในรูปที่ 7 และรูปที่ 8 ตามลำดับ สภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมการคำนวณแบบดั้งเดิมและขีดจำกัดที่ควบคุมการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ถูกระบุไว้บนรูปเหล่านี้ การกระจายความเครียดพลาสติกสำหรับการศึกษาการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U และแบบแยก แสดงในรูปที่ 9 และรูปที่ 10 ตามลำดับ

ตามที่คาดไว้ กำลังเพิ่มขึ้นตามระยะห่างสลักเกลียว เนื่องจากการเพิ่มระยะห่างสลักเกลียวจะเพิ่มพื้นที่รับแรงเฉือน การคำนวณแบบดั้งเดิมและการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ให้กำลังที่ใกล้เคียงกันในช่วงระยะห่างสลักเกลียวสำหรับแผ่นเหล็ก A36 แต่กำลังจาก IDEA StatiCa เกินกว่ากำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมสำหรับแผ่นเหล็ก Grade 50 โดยเฉพาะเมื่อสลักเกลียวอยู่ใกล้กันมากขึ้น สาเหตุของความแตกต่างนี้คือ ต่างจากการคำนวณแบบดั้งเดิม IDEA StatiCa ไม่ใช้กำลังดึง F_u แต่ IDEA StatiCa ใช้ความสัมพันธ์ความเค้น-ความเครียดแบบสองเส้นตรงโดยมีการคราก ณ 0.9F_y และมีความแข็งจากการแข็งตัวเพียงเล็กน้อยหลังจากนั้น เมื่อเปลี่ยนจากแผ่นเหล็ก A36 เป็นแผ่นเหล็ก A529 Gr 50 F_y เพิ่มขึ้น 39% แต่ F_u เพิ่มขึ้นเพียง 12% ดังนั้น การเพิ่มขึ้นของกำลังจาก IDEA StatiCa จะอยู่ที่ประมาณ 39% ในขณะที่การเพิ่มขึ้นของกำลังจากสมการการออกแบบจะอยู่ระหว่าง 12% ถึง 39% ขึ้นอยู่กับความสำคัญสัมพัทธ์ของการครากจากแรงเฉือน (ซึ่งเพิ่มขึ้นตามระยะห่างสลักเกลียวสำหรับการกำหนดค่านี้)

ความแตกต่างอีกประการหนึ่ง แม้จะเป็นเรื่องเล็กน้อย คือ AISC Specification Section B4.3b กำหนดให้เพิ่ม 1/16 นิ้ว ให้กับเส้นผ่านศูนย์กลางระบุของรูสลักเกลียวเมื่อคำนวณพื้นที่สุทธิในแรงดึงหรือแรงเฉือน การปรับนี้ไม่ได้ดำเนินการ และใช้เส้นผ่านศูนย์กลางรูสลักเกลียวระบุใน IDEA StatiCa เมื่อกำหนดตาข่ายของ shell element ที่แทนชิ้นส่วนและองค์ประกอบการเชื่อมต่อ

รูปที่ 7 กำลัง vs ระยะห่างสลักเกลียว การแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U

รูปที่ 8 กำลัง vs ระยะห่างสลักเกลียว การแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก

รูปที่ 9 การกระจายความเครียดพลาสติก การแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U

รูปที่ 10 การกระจายความเครียดพลาสติก การแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก

การเปรียบเทียบกับสมการกำลังอื่นๆ

เพื่อสำรวจความแตกต่างของกำลังระหว่าง IDEA StatiCa และ AISC Specification เพิ่มเติม จึงประเมินวิธีการคำนวณแบบดั้งเดิมเพิ่มเติม การเปรียบเทียบระหว่างกำลังของการเชื่อมต่อที่กำหนดจากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa และกำลังที่คำนึงถึงปัจจัยที่กำหนดจาก AISC Specification, CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) นำเสนอสำหรับเหล็ก A36 และ A529 Gr 50 สำหรับการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U ในรูปที่ 11 และรูปที่ 12 และการแตกหักแบบ Block Shear แบบแยกในรูปที่ 13 และรูปที่ 14

กำลังจาก CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) มากกว่ากำลังจาก AISC Specification สำหรับทุกกรณีที่ศึกษา กำลังจาก CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) ใกล้เคียงกับกำลังจาก IDEA StatiCa สำหรับวัสดุ Grade 50 และระยะห่างสลักเกลียวที่น้อยกว่า และมากกว่าในกรณีอื่น ผลลัพธ์เหล่านี้แสดงให้เห็นว่าความแตกต่างระหว่าง IDEA StatiCa และ AISC Specification เกิดจากความอนุรักษ์นิยมในสมการ AISC Specification สำหรับการแตกหักแบบ Block Shear เป็นหลัก ไม่ใช่จากความไม่อนุรักษ์นิยมในการวิเคราะห์ IDEA StatiCa

รูปที่ 11 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึง การแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U (ASTM A36)

รูปที่ 12 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึง การแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U (ASTM A529 Gr 50)

รูปที่ 13 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึง การแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก (ASTM A36)

รูปที่ 14 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 และ Teh และ Deierlein (2017) สำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึง การแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก (ASTM A529 Gr 50)

ผลของการปรับแต่งตาข่าย

IDEA StatiCa ใช้ finite element จำนวน 8 ชิ้นรอบรูสลักเกลียวแต่ละรู โดยไม่มีตัวเลือกให้กำหนดเพิ่มเติม จำนวน element นี้ถูกเลือกเพื่อสร้างสมดุลระหว่างความแม่นยำและประสิทธิภาพการคำนวณ อย่างไรก็ตาม IDEA StatiCa มีตัวเลือกในการปรับแต่งตาข่ายที่ไม่ได้อยู่ติดกับรูสลักเกลียวโดยตรง ผลลัพธ์จากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa โดยใช้ตาข่ายละเอียดที่ "จำนวน element บนเอวหรือปีกชิ้นส่วนที่ใหญ่ที่สุด" ถูกตั้งค่าเป็น 24 ใน IDEA StatiCa code setup (ค่าเริ่มต้นคือ 12) แสดงในรูปที่ 15 และรูปที่ 16 สำหรับกรณีการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U และแบบแยก ตามลำดับ และวัสดุ Grade 50

สำหรับกรณีที่ศึกษา การปรับแต่งตาข่ายมีผลน้อยมากต่อกำลังของการเชื่อมต่อ สาเหตุหลักคือความเครียดพลาสติกสูงสุดเกิดขึ้นที่รูสลักเกลียว (ดูรูปที่ 9 และรูปที่ 10) ซึ่งขนาดของ element ถูกกำหนดตายตัวใน IDEA StatiCa โดยไม่ขึ้นกับพารามิเตอร์ตาข่ายใน code setup การปรับแต่งตาข่ายในส่วนอื่นไม่ส่งผลกระทบอย่างมีนัยสำคัญต่อผลลัพธ์

รูปที่ 15 ผลของการปรับแต่งตาข่ายสำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงที่มีการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U (ASTM A529 Gr 50)

รูปที่ 16 ผลของการปรับแต่งตาข่ายสำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงที่มีการแตกหักแบบ Block Shear แบบแยก (ASTM A529 Gr 50)

คานตัดปลาย

การแตกหักแบบ Block Shear ยังเป็นสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมการออกแบบโดยทั่วไปสำหรับเอวของคานตัดปลาย เพื่อศึกษาการแตกหักแบบ Block Shear สำหรับกรณีนี้ จึงประเมินการเชื่อมต่อด้วยเหล็กฉากยึดคู่ระหว่างคานตัดปลายและคานหลัก โดยพิจารณาการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งและสองแนว (กล่าวคือ แนวสลักเกลียวที่ขนานกับทิศทางของแรงเฉือน)

สำหรับการเปรียบเทียบ คานเป็น W24x131 และคานหลักเป็น W36x256 รูปตัดปีกกว้างทั้งสองเป็นไปตาม ASTM A992 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi) ระยะถอยระหว่างเอวคานหลักและคานเท่ากับ 1/2 นิ้ว ความยาวส่วนตัดเท่ากับ 5-3/8 นิ้ว ความลึกส่วนตัดเท่ากับ 2 นิ้ว และใช้รัศมีโค้งมน 1/2 นิ้ว ที่มุมส่วนตัด เพื่อแยกการวิบัติให้เกิดที่เอวคาน จึงเลือกใช้การเชื่อมต่อด้วยเหล็กฉากยึดคู่ที่แข็งแรง เหล็กฉากเป็น L6x6x1/2 ยาว 21 นิ้ว และเป็นไปตาม ASTM A529 Gr 50 (F_y = 50 ksi, F_u = 65 ksi) เหล็กฉากยึดเชื่อมกับเอวคานหลักด้วยรอยเชื่อมมุม 3/8 นิ้ว และยึดกับเอวคานด้วยสลักเกลียว ASTM F3125 Gr A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว การกำหนดค่าแสดงในรูปที่ 17

รูปที่ 17 แผนผังของการเชื่อมต่อคานตัดปลายกับคานหลักด้วยเหล็กฉากยึดคู่

ดำเนินการวิเคราะห์การเชื่อมต่อที่มีสลักเกลียว 2 ถึง 7 ตัวในแต่ละแนวแนวตั้ง ระยะห่างสลักเกลียวเท่ากับ 3 นิ้ว ในทิศทางแนวตั้งและแนวนอนสำหรับการเชื่อมต่อทั้งหมด สำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งแนวระยะขอบแนวตั้งและแนวนอนเท่ากับ 1-1/2 นิ้ว สำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว ระยะขอบแนวตั้งและแนวนอนเท่ากับ 1-1/8 นิ้ว ขนาดเหล่านี้แสดงในรูปที่ 18 มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อแสดงในรูปที่ 19

รูปที่ 18 ระยะห่างสลักเกลียวและระยะขอบสำหรับการเชื่อมต่อคานตัดปลาย

รูปที่ 19 มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อคานตัดปลาย

ตามธรรมเนียมปฏิบัติในสหรัฐอเมริกา จุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ถูกสมมติให้อยู่ที่หน้าของจุดรองรับ (กล่าวคือ หน้าของเอวคานหลัก) สมมติฐานนี้ถูกนำไปใช้ใน IDEA StatiCa โดยการกำหนดตำแหน่งของแรงให้อยู่ห่างจาก node เป็นระยะครึ่งหนึ่งของความหนาเอวคานหลัก สำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม สภาวะขีดจำกัดที่เกี่ยวข้องอื่นๆ นอกเหนือจากการแตกหักแบบ Block Shear ได้รับการประเมินบนคานตัดปลายแต่ไม่ได้ควบคุม สภาวะขีดจำกัดเหล่านี้ได้แก่ การโก่งเดาะเฉพาะที่จากการดัดของส่วนตัด การครากจากแรงเฉือน การแตกหักจากแรงเฉือน การแตกหักของสลักเกลียวจากแรงเฉือน และการรับแรงแบกทานและการฉีกขาดที่รูสลักเกลียว กำลังของการเชื่อมต่อเทียบกับจำนวนสลักเกลียวในแนวแนวตั้งแสดงในรูปที่ 20 และรูปที่ 21 สำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งและสองแนว ตามลำดับ การกระจายความเครียดพลาสติกสำหรับการเชื่อมต่อที่มีสลักเกลียว 3 และ 6 แถวแสดงในรูปที่ 22 และรูปที่ 23 สำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งและสองแนว ตามลำดับ

สำหรับทั้งแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งและสองแนว กำลังจาก IDEA StatiCa น้อยกว่ากำลังจาก AISC Specification เมื่อแต่ละแนวแนวตั้งมีสลักเกลียวเพียงสองตัว อย่างไรก็ตาม เมื่อจำนวนสลักเกลียวในแต่ละแนวแนวตั้งเพิ่มขึ้น กำลังจาก IDEA StatiCa เพิ่มขึ้นเร็วกว่ากำลังจาก AISC Specification ส่งผลให้กำลังจาก IDEA StatiCa สูงกว่ากำลังจากสมการ AISC Specification

รูปที่ 20 กำลัง vs จำนวนแถวสลักเกลียวสำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งแนว

รูปที่ 21 กำลัง vs จำนวนแถวสลักเกลียวสำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว

รูปที่ 22 การกระจายความเครียดพลาสติกสำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งแนว (3 และ 6 ตัวในแต่ละแถว)

รูปที่ 23 การกระจายความเครียดพลาสติกสำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว (3 และ 6 ตัวในแต่ละแถว)

การเปรียบเทียบกับ CSA S16

เช่นเดียวกับแผ่นเหล็กรับแรงดึง IDEA StatiCa ให้กำลังสูงกว่าการคำนวณแบบดั้งเดิมสำหรับการเชื่อมต่อหลายรายการที่ศึกษา เพื่อสำรวจความแตกต่างเหล่านี้เพิ่มเติม ผลลัพธ์ยังถูกเปรียบเทียบกับกำลังจากมาตรฐานแคนาดา CSA S16 สมการที่เสนอโดย Teh และ Deierlein (2017) ไม่ได้รับการประเมินสำหรับสมการคานตัดปลายเหล่านี้ เนื่องจาก Teh และ Deierlein เสนอสมการของตนสำหรับแผ่นเหล็กรับแรงดึงเท่านั้น การเปรียบเทียบกำลังสำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งและสองแนวที่อธิบายข้างต้นแสดงในรูปที่ 24 และรูปที่ 25 ตามลำดับ

กำลังตาม CSA S16 มากกว่ากำลังตาม IDEA StatiCa และ AISC Specification สำหรับการเชื่อมต่อทั้งหมดที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งแถวเดียว สำหรับการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว กำลังตาม CSA S16 มากกว่ากำลังตาม AISC Specification แต่น้อยกว่ากำลังตาม IDEA StatiCa เมื่อมีสลักเกลียว 4 ตัวขึ้นไปในแต่ละแนวแนวตั้ง เช่นเดียวกับแผ่นเหล็กรับแรงดึง ผลลัพธ์เหล่านี้แสดงให้เห็นว่าความแตกต่างระหว่าง IDEA StatiCa และ AISC Specification เกิดจากความอนุรักษ์นิยมในสมการ AISC Specification สำหรับการแตกหักแบบ Block Shear เป็นหลัก ไม่ใช่จากความไม่อนุรักษ์นิยมในการวิเคราะห์ IDEA StatiCa

รูปที่ 24 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 สำหรับการเชื่อมต่อคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งแนว

รูปที่ 25 การเปรียบเทียบกับ CSA S16 สำหรับการเชื่อมต่อคานตัดปลายที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว

ผลของตำแหน่งของแรงกระทำ

การเชื่อมต่อแบบแรงเฉือนอย่างง่าย เช่น การเชื่อมต่อด้วยเหล็กฉากยึดคู่ที่ศึกษาในที่นี้ มีความต้านทานการหมุนบางส่วน และตำแหน่งของจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ (กล่าวคือ "จุดหมุน") จะขึ้นอยู่กับความแข็งสัมพัทธ์ของคาน การเชื่อมต่อ และจุดรองรับ ดังที่ได้กล่าวไว้ก่อนหน้านี้ เป็นธรรมเนียมปฏิบัติในสหรัฐอเมริกาที่จะสมมติให้จุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ในการเชื่อมต่อแบบแรงเฉือนอย่างง่ายอยู่ที่หน้าของชิ้นส่วนรองรับ (กล่าวคือ หน้าของเอวคานหลักสำหรับการเชื่อมต่อคานกับคานหลัก) สมมติฐานนี้ไม่ได้รับการพิจารณาอย่างชัดเจนในสมการการแตกหักแบบ Block Shear ใน AISC Specification ในทางตรงกันข้าม สมมติฐานของจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ต้องถูกกำหนดอย่างชัดเจนใน IDEA StatiCa และการเลือกดังกล่าวส่งผลต่อความเค้นและความเครียดในเอวคาน IDEA StatiCa อนุญาตให้ปรับจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ด้วยตนเองโดยการกำหนดตำแหน่งของแรงกระทำตามแนวแกนตามยาวของคาน ตัวเลือก "Forces in Bolts" จะวางแรงกระทำที่จุดศูนย์กลางของกลุ่มสลักเกลียว (สำหรับกรณีนี้ที่แรงกระทำเพียงอย่างเดียวคือแรงเฉือน จุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์จะอยู่ที่จุดศูนย์กลางของกลุ่มสลักเกลียวด้วย) สำหรับการวิเคราะห์คานตัดปลายทั้งหมดในรายงานนี้ ยกเว้นที่อธิบายในส่วนนี้ ตำแหน่งของแรงกระทำถูกกำหนดให้เท่ากับครึ่งหนึ่งของความหนาเอวคานหลักจาก node (กล่าวคือ หน้าของชิ้นส่วนรองรับ)

เพื่อศึกษาผลของตำแหน่งของแรงกระทำ จึงดำเนินการวิเคราะห์เพิ่มเติมบนการเชื่อมต่อที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งหนึ่งแนว การวิเคราะห์เพิ่มเติมดำเนินการด้วย "Forces in Bolts" ผลลัพธ์ของการวิเคราะห์เหล่านี้ถูกเปรียบเทียบกับผลลัพธ์ก่อนหน้าจากการวิเคราะห์ที่มีแรงกระทำที่หน้าของเอวคานหลักในรูปที่ 26

เมื่อจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์อยู่ที่จุดศูนย์กลางของกลุ่มสลักเกลียว (กล่าวคือ "Forces in Bolts") การกระจายของความเค้นและแรงในสลักเกลียวแตกต่างออกไป ส่งผลให้กำลังสูงขึ้นและขีดจำกัดที่ควบคุมแตกต่างกัน เมื่อมีสลักเกลียว 2 ถึง 6 ตัวในแนวแนวตั้ง กำลังสูงขึ้นและการฉีกขาดของสลักเกลียวตัวบนสุดเป็นตัวควบคุม เมื่อมีสลักเกลียว 7 ตัวในแนวแนวตั้ง กำลังสูงขึ้นแต่ขีดจำกัดความเครียดพลาสติกในเอวคานยังคงเป็นตัวควบคุม การเพิ่มขึ้นของกำลังมีความสมเหตุสมผลทางกายภาพ เนื่องจากความเยื้องศูนย์ของแรงบนระนาบการวิบัติลดลงเมื่อจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์อยู่ที่จุดศูนย์กลางของสลักเกลียว สมการ AISC Specification จับผลนี้ได้อย่างคร่าวๆ ด้วยพจน์ U_bs

แม้ว่าตำแหน่งที่สมมติของจุดที่โมเมนต์เป็นศูนย์ภายในการเชื่อมต่อแบบแรงเฉือนอย่างง่ายเป็นการเลือกของวิศวกร แต่ควรสอดคล้องกับการเลือกที่ทำในการวิเคราะห์โครงสร้างโดยรวมของโครงเพื่อให้แน่ใจว่าสมดุลได้รับการตอบสนอง 

รูปที่ 26 การเปรียบเทียบระหว่างตำแหน่งของแรงกระทำที่จุดศูนย์กลางของกลุ่มสลักเกลียวกับหน้าของจุดรองรับ

การเปรียบเทียบกับผลการทดสอบเชิงทดลอง

การเปรียบเทียบที่นำเสนอในการศึกษานี้แสดงให้เห็นว่ากำลังของการเชื่อมต่อตาม IDEA StatiCa มักเกินกว่าการคำนวณแบบดั้งเดิมตาม AISC Specification เมื่อการแตกหักแบบ Block Shear เป็นสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุม เพื่อขยายการศึกษา ส่วนนี้รวมการเปรียบเทียบกับผลการทดสอบเชิงทดลองที่เผยแพร่ก่อนหน้านี้

สำหรับการเปรียบเทียบเหล่านี้ ใช้คุณสมบัติวัสดุและเรขาคณิตที่วัดได้ซึ่งรายงานโดยนักทดลองในการคำนวณและการวิเคราะห์ สำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม ไม่ได้ใช้ปัจจัยความต้านทาน สำหรับการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ปัจจัยความต้านทานสำหรับวัสดุ สลักเกลียว และรอยเชื่อมถูกตั้งค่าเป็น 1.0 ใน code setup

แผ่นเหล็กรับแรงดึง – Hardash และ Bjorhovde 1984

Hardash และ Bjorhovde (1984) ดำเนินการทดสอบแรงดึงของการเชื่อมต่อแผ่นเหล็กด้วยสลักเกลียว ชิ้นทดสอบ 28 ชิ้นถูกรับแรงดึงผ่านสลักเกลียวสองแนว ชิ้นทดสอบทั้งหมดวิบัติด้วยการแตกหักแบบ Block Shear แบบรูปตัว U เช่นเดียวกับที่แสดงในรูปที่ 4a จากชิ้นทดสอบ 28 ชิ้นที่ทดสอบ ทั้งหมดยกเว้นชิ้นทดสอบหมายเลข 18 ถูกตัดจากแผ่นเหล็กหนา 0.237 นิ้ว ที่มีกำลังคราก และกำลังดึงสูงสุดที่ได้จากการทดสอบชิ้นทดสอบขนาดเล็กเท่ากับ 33.2 และ 46.9 ksi ตามลำดับ ชิ้นทดสอบหมายเลข 18 ถูกตัดจากแผ่นเหล็กกำลังสูงกว่า โดยมีกำลังคราก 49.5 ksi กำลังดึงสูงสุด 64.5 ksi และความหนา 0.253 นิ้ว จำนวนสลักเกลียวในแต่ละแนว ขนาดอื่นๆ ที่แสดงในรูปที่ 4a และเส้นผ่านศูนย์กลางรูสลักเกลียว d_h, are listed for each specimen in Table 1.

ชิ้นทดสอบ 28 ชิ้นถูกสร้างแบบจำลองโดยใช้คุณสมบัติวัสดุและเรขาคณิตที่วัดได้และวิเคราะห์ใน IDEA StatiCa กำลังของการเชื่อมต่อแต่ละรายการยังถูกคำนวณโดยใช้สมการกำลังระบุสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear ใน AISC Specification ด้วยคุณสมบัติวัสดุและเรขาคณิตที่วัดได้ (ไม่ได้ใช้ปัจจัยความต้านทาน) ผลลัพธ์ของการเปรียบเทียบระหว่างกำลังเชิงทดลอง กำลังจาก IDEA StatiCa และกำลังจาก AISC Specification แสดงในตารางที่ 2 และรูปที่ 27

กำลังตามสมการ AISC Specification น้อยกว่ากำลังเชิงทดลองสำหรับการเชื่อมต่อทั้งหมดในกลุ่มนี้ โดยมีอัตราส่วนเฉลี่ย 0.81 ผลลัพธ์นี้แสดงให้เห็นว่าสมการการออกแบบมีความอนุรักษ์นิยม เนื่องจากกำลัง AISC ใช้คุณสมบัติวัสดุและเรขาคณิตที่วัดได้และไม่รวมปัจจัยความต้านทาน 0.75 กำลังตาม IDEA StatiCa ยังน้อยกว่ากำลังเชิงทดลองสำหรับการเชื่อมต่อทั้งหมด และอัตราส่วนเฉลี่ยต่ำกว่าที่ 0.75 อย่างไรก็ตาม สิ่งนี้ไม่ได้บ่งชี้ว่า IDEA StatiCa มีความอนุรักษ์นิยมมากกว่า AISC Specification เนื่องจาก IDEA StatiCa ใช้ปัจจัยลดกำลังวัสดุ 0.9 และไม่ใช่ปัจจัยความต้านทานสำหรับการแตกหักแบบ Block Shear ที่ 0.75 อย่างไรก็ตาม สมมติว่า 0.75 เป็นการลดกำลังที่เหมาะสมเพื่อให้บรรลุระดับความน่าเชื่อถือเป้าหมาย ผลลัพธ์ IDEA StatiCa มีความอนุรักษ์นิยมเพียงพอสำหรับชิ้นทดสอบเหล่านี้ โดยพิจารณาจากอัตราส่วนกำลังเฉลี่ย P_IDEA/P_exp ที่ 0.75 และการลดกำลังวัสดุ 0.9 ที่จะนำไปใช้ในการออกแบบ

ตารางที่ 1 ข้อมูลชิ้นทดสอบจากการศึกษาเชิงทดลองของ Hardash และ Bjorhovde (1984)

ตารางที่ 2 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Hardash และ Bjorhovde (1984)

รูปที่ 27 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Hardash และ Bjorhovde (1984)

คานตัดปลาย – Ricles และ Yura 1983

Ricles และ Yura (1983) ทดสอบการเชื่อมต่อเอวด้วยสลักเกลียวขนาดเต็มที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว ชิ้นทดสอบคานตัดปลายเจ็ดชิ้นและชิ้นทดสอบคานไม่ตัดปลายหนึ่งชิ้นถูกต่อกับชิ้นส่วนสั้นของเสาด้วยการเชื่อมต่อเหล็กฉากยึดคู่ด้วยสลักเกลียวและรับแรงจนวิบัติ การกำหนดค่าสำหรับชิ้นทดสอบแปดชิ้นแสดงในรูปที่ 28 ชิ้นทดสอบที่ตัดปลายเจ็ดชิ้น (18-10, 18-11, 18-12, 18-16, 18-17, 18-18 และ 18-19) ถูกเลือกสำหรับการเปรียบเทียบ ทั้งหมดวิบัติด้วยการแตกหักแบบ Block Shear ขนาดของชิ้นทดสอบแสดงในรูปที่ 28 คุณสมบัติวัสดุที่วัดได้และความหนาเอว t_w แสดงในตารางที่ 3 รูสลักเกลียวทั้งหมดมีเส้นผ่านศูนย์กลาง 13/16 นิ้ว ชิ้นทดสอบหนึ่งชิ้น 18-11 มีรูสลักเกลียวแบบยาวขนาด 13/16 นิ้ว คูณ 15/16 นิ้ว โดยแกนยาวตั้งฉากกับทิศทางของแรง รูสลักเกลียวแบบยาวของชิ้นทดสอบนี้ถูกสร้างแบบจำลองใน IDEA StatiCa เป็นรูสลักเกลียวมาตรฐาน ผลลัพธ์ของการเปรียบเทียบแสดงในตารางที่ 4 และรูปที่ 29

กำลังตาม AISC Specification โดยเฉลี่ยเท่ากับกำลังเชิงทดลอง แม้ว่าจะมีความแปรปรวนบางส่วนในชิ้นทดสอบต่างๆ กำลังตาม IDEA StatiCa ต่ำกว่ากำลังเชิงทดลองและกำลังตาม AISC Specification อย่างมีนัยสำคัญ อัตราส่วนกำลังเฉลี่ย P_IDEA/P_exp เท่ากับ 0.68 แสดงให้เห็นว่าแม้หลังจากใช้ปัจจัยความต้านทานที่แตกต่างกัน ความอนุรักษ์นิยมในผลลัพธ์ IDEA StatiCa จะยังคงอยู่

รูปที่ 28 การกำหนดค่าของชิ้นทดสอบสำหรับการศึกษาเชิงทดลองของ Ricles และ Yura (Ricles และ Yura, 1983)

ตารางที่ 3 ข้อมูลชิ้นทดสอบจากการศึกษาเชิงทดลองของ Ricles และ Yura (1983)

ตารางที่ 4 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Ricles และ Yura (1983)

รูปที่ 29 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Ricles และ Yura (1983)

คานตัดปลาย – Franchuk et al. 2003

Franchuk et al. (2003) ทดสอบการเชื่อมต่อเอวด้วยสลักเกลียวขนาดเต็มในคานตัดปลาย รวมถึงชิ้นทดสอบ 14 ชิ้นที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งแถวเดียวและชิ้นทดสอบ 3 ชิ้นที่มีแนวสลักเกลียวแนวตั้งสองแนว ชิ้นทดสอบทั้งหมดยกเว้นหนึ่งชิ้นถูกตัดที่ปีกบนเท่านั้นและวิบัติด้วยการแตกหักแบบ Block Shear ชิ้นทดสอบ D2 ถูกตัดที่ปีกบนและปีกล่างและวิบัติด้วยการแตกหักจากแรงเฉือนของเอวคาน คุณสมบัติเรขาคณิตและวัสดุสำหรับชิ้นทดสอบ 17 ชิ้นแสดงในตารางที่ 5 และรูปที่ 30

ชิ้นทดสอบ 17 ชิ้นถูกสร้างแบบจำลองและวิเคราะห์ใน IDEA StatiCa เพื่อเปรียบเทียบกับกำลังเชิงทดลองและกำลังที่คำนวณตาม AISC Specification ผลลัพธ์ของการเปรียบเทียบแสดงในตารางที่ 6 และรูปที่ 31

ผลลัพธ์กำลังสำหรับชิ้นทดสอบเหล่านี้คล้ายกับผลลัพธ์จากการศึกษาอื่นๆ กำลังตาม AISC Specification มีความอนุรักษ์นิยมบางส่วนเมื่อเทียบกับผลการทดสอบเชิงทดลอง และกำลังจาก IDEA StatiCa ต่ำกว่ากำลังจาก AISC Specification

ตารางที่ 5 คุณสมบัติเรขาคณิตและวัสดุของชิ้นทดสอบสำหรับการศึกษาเชิงทดลองของ Franchuk et al. (2003)

รูปที่ 30 ขนาดชิ้นทดสอบสำหรับการศึกษาเชิงทดลองของ Franchuk et al. (2003)

ตารางที่ 6 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Franchuk et al. (2003)

รูปที่ 31 การเปรียบเทียบกับการศึกษาเชิงทดลองของ Franchuk et al. (2003)

สรุป

การศึกษานี้เปรียบเทียบการประเมินสภาวะขีดจำกัดของการแตกหักแบบ Block Shear ในการเชื่อมต่อโครงสร้างเหล็กด้วยสลักเกลียวโดยวิธีการคำนวณแบบดั้งเดิมที่ใช้ในการปฏิบัติในสหรัฐอเมริกาและ IDEA StatiCa ข้อสังเกตสำคัญจากการศึกษาได้แก่:

• กำลังการแตกหักแบบ Block Shear ของการเชื่อมต่อใน IDEA StatiCa พบว่ามากกว่ากำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมตาม AISC Specification ในหลายกรณี
• การเปรียบเทียบระหว่างกำลังจาก IDEA StatiCa และ AISC Specification ขึ้นอยู่กับอัตราส่วนของกำลังดึงต่อกำลังคราก (F_u/F_y) ของวัสดุที่เชื่อมต่ออย่างมาก
• การวิจัยโดยผู้อื่น รวมถึง Teh และ Deierlein (2017) และ Dhanuskar และ Gupta (2019) แสดงให้เห็นว่าสมการ AISC Specification สำหรับการแตกหักแบบ Block Shear อาจมีความอนุรักษ์นิยม
• กำลังการแตกหักแบบ Block Shear ตาม IDEA StatiCa มีความแม่นยำหรืออนุรักษ์นิยมเมื่อเปรียบเทียบกับมาตรฐานแคนาดาและสมการการออกแบบที่เสนอโดย Teh และ Deierlein (2017)
• เมื่อเปรียบเทียบกับการทดสอบเชิงกายภาพหลายรายการ กำลังจาก IDEA StatiCa พบว่ามีความอนุรักษ์นิยมโดยทั่วไป แม้เมื่อพิจารณาความแตกต่างระหว่างปัจจัยความต้านทานที่ใช้กับการแตกหักแบบ Block Shear ใน AISC Specification และปัจจัยลดกำลังวัสดุที่ใช้ใน IDEA StatiCa
• IDEA StatiCa ไม่อนุญาตให้ปรับแต่งตาข่ายรอบรูสลักเกลียว การปรับแต่งตาข่ายในส่วนอื่นมีผลน้อยมากต่อกำลังของการเชื่อมต่อที่ศึกษา

เอกสารอ้างอิง

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

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

CSA (2019), Design of Steel Structures, Canadian Standards Association, Toronto, Ontario.

Dhanuskar, J.R., and Gupta, L.M. (2019), "Behaviour of Block Shear Failure in Different Connections," Iranian Journal of Science and Technology, Transactions of Civil Engineering, Vol. 44, pp. 847-859

Franchuk, C.R., et al. (2003), "Experimental Investigation of Block Shear Failure in Coped Steel Beams," Canadian Journal of Civil Engineering, Vol. 30, pp. 871-881

Hardash, S.G. and Bjorhovde, R. (1984) "Gusset Plate Design Utilizing Block-Shear Concepts," Research Report, Dept. of Civil Engineering, Univ. of Arizona-Tucson.

Ricles, J.M., Yura, J.A. (1983), "Strength of Double-Row Bolted-Web Connections," Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol. 109, pp. 126-142

Teh, L.H. and Deierlein, G. (2017), "Effective Shear Plane Model for Tearout and Block Shear Failure of Bolted Connections," Engineering Journal, AISC, Vol. 54, pp. 181 – 194.

Teh, L.H. and Uz, M.E. (2015), "Block Shear Failure Planes of Bolted Connections—Direct Experimental Verifications," Journal of Constructional Steel Research, Vol. 111, pp. 70–74.

Teh, L.H. and Yazici, V. (2013), "Block Shear Capacity of Bolted Connections in Hot-Rolled Steel Plates," Connection Workshop VII, European Convention for Constructional Steelwork Task Committee 10, pp. 91–100.