การเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment ที่ผ่านการรับรองล่วงหน้า - AISC

ตัวอย่างการตรวจสอบนี้จัดทำขึ้นในโครงการร่วมระหว่าง Ohio State University และ IDEA StatiCa โดยมีผู้เขียนดังต่อไปนี้:

• Baris Kasapoglu, นักศึกษาปริญญาเอก
• Ali Nassiri, Ph.D.
• Halil Sezen, Ph.D.

5.1. บทนำ

การเชื่อมต่อโครงสร้างเหล็กประเภทสุดท้ายที่ศึกษาในงานวิจัยนี้คือการเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment (ดูรูปที่ 5.1) Double-tee เป็นการเชื่อมต่อที่ผ่านการรับรองล่วงหน้าสำหรับใช้ในพื้นที่แผ่นดินไหวเป็นส่วนหนึ่งของระบบ IMF และ SMF หากเป็นไปตามข้อกำหนดที่ระบุใน AISC 358 สำหรับขอบเขตของการศึกษานี้ ได้เลือกการศึกษาเชิงทดลองที่ดำเนินการสำหรับการเชื่อมต่อแบบ Double-tee และรูปแบบต่างๆ จากเอกสารอ้างอิง และตรวจสอบความสามารถในการรับแรงดัดตามขั้นตอนการออกแบบของ AISC รวมถึงการใช้ IDEA StatiCa นอกจากนี้ แบบจำลองพื้นฐานได้รับการวิเคราะห์โดยใช้ซอฟต์แวร์ ABAQUS และนำผลลัพธ์มาเปรียบเทียบกัน

รูปที่ 5.1: การเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment ทั่วไป (AISC 358)

ในส่วนต่อไปนี้ จะอธิบายการทดสอบเชิงทดลอง สรุปการตรวจสอบตามมาตรฐาน AISC ที่ดำเนินการสำหรับชิ้นทดสอบเหล่านั้น และอภิปรายผลการวิเคราะห์เชิงตัวเลขที่ได้จาก IDEA StatiCa และ ABAQUS ในตอนท้าย ผลลัพธ์ที่ได้จากสามแหล่ง (ได้แก่ การทดสอบ ขั้นตอนการออกแบบของ AISC และการวิเคราะห์เชิงตัวเลข) จะถูกนำมาเปรียบเทียบกัน

5.2 การศึกษาเชิงทดลอง

การเชื่อมต่อแบบ Double-tee ขนาดเต็มสเกลจำนวนหกชิ้น และ T-stub แต่ละชิ้นจำนวน 48 ชิ้น ได้รับการทดสอบที่ Georgia Institute of Technology โดย Leon (1999) ในฐานะส่วนหนึ่งของโครงการ SAC Task 7.03 วัตถุประสงค์หลักของการศึกษานี้คือเพื่อให้เข้าใจพฤติกรรมของการเชื่อมต่อแบบสลักเกลียวภายใต้แรงกระทำแบบวัฏจักรได้ดียิ่งขึ้น และตรวจสอบว่าผลการทดสอบชิ้นส่วนขนาดเล็กสามารถนำไปประยุกต์ใช้กับการเชื่อมต่อขนาดเต็มสเกลได้หรือไม่ ในขอบเขตของการศึกษานี้ จะสรุปเฉพาะรายละเอียดและผลการทดสอบขนาดเต็มสเกลทั้งหกชิ้นเท่านั้น สำหรับรายละเอียดเพิ่มเติมของการทดลอง ผู้อ่านสามารถอ้างอิงได้จาก Swanson (1999) และ Smallidge (1999) นอกเหนือจากรายงานการทดสอบของ Leon (1999)

ชิ้นทดสอบทั้งหมดประกอบด้วยเสา W14×145 ในขณะที่คานมีขนาดตั้งแต่ W21×44 ถึง W24×55 ตัวยึดทั้งหมดเป็นสลักเกลียวแรงสูง A490 แบบควบคุมแรงดึง ที่มีเส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว หรือ 1 นิ้ว T-stub ถูกตัดจากเหล็กรูปพรรณปีกกว้างสามขนาดที่แตกต่างกัน (W16×45, W16×100 และ W21×93) แผ่น Fin หนา 3/8 นิ้ว ถูกใช้สำหรับชิ้นทดสอบทั้งหมด โดยมีความยาว 9 นิ้ว หรือ 12 นิ้ว ขึ้นอยู่กับจำนวนสลักเกลียว ในบรรดาชิ้นทดสอบทั้งหกชิ้น หนึ่งในนั้นถูกเลือกเป็นแบบจำลองพื้นฐาน (Test ID: FS-06) และที่เหลือถูกศึกษาเป็นแบบจำลองรูปแบบต่างๆ (ดูตารางที่ 5.1)

ตารางที่ 5.1: คุณสมบัติของชิ้นทดสอบแบบ Double-tee (Leon, 1999)

การตั้งค่าการทดสอบประกอบด้วยเสายาว 152 นิ้ว (จากตำแหน่งหมุนด้านบนถึงหมุนด้านล่าง) และคานที่เชื่อมต่อกับปีกเสาที่ระยะ 82 นิ้ว เหนือจากฐานรองรับด้านล่างของเสา ความยาวของคานจากหน้าเสาถึงตัวกระตุ้นคือ 176 นิ้ว และมีการค้ำยันด้านข้างที่ระยะ 5 ฟุตจากการเชื่อมต่อ การตั้งค่าการทดสอบแสดงในรูปที่ 5.2

รูปที่ 5.2: การตั้งค่าการทดสอบ (Leon, 1999)

แบบจำลองพื้นฐานประกอบด้วยเสา W14×145 คาน W24×55 และ T-stub สองชิ้นที่ตัดจาก W16×100 ใช้สลักเกลียวรับแรงเฉือน A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 1 นิ้ว จำนวนแปดตัว และสลักเกลียวรับแรงดึง A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 1 นิ้ว จำนวนแปดตัวในปีก T-stub ใช้สลักเกลียว A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 1 นิ้ว จำนวนสี่ตัวในการยึดแผ่น Fin กับเอวคาน ในขณะที่แผ่น Fin เชื่อมกับปีกเสาด้วยรอยเชื่อมมุม 5/16 นิ้ว แบบสองด้าน นอกจากนี้ ยังใช้แผ่นต่อเนื่องหนา ½ นิ้ว จำนวนสี่แผ่น และแผ่นเสริมด้านเดียวหนา ½ นิ้ว ดังแสดงในรูปที่ 5.3

รูปแบบที่ 1 ประกอบด้วยเสา W14×145 คาน W21×44 และ T-stub สองชิ้นที่ตัดจาก W16×45 ซึ่งใช้ยึดปีกคานและปีกเสาด้วยสลักเกลียวรับแรงเฉือน A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนแปดตัว และสลักเกลียวรับแรงดึง A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนแปดตัว ใช้สลักเกลียว A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนสามตัวระหว่างแผ่น Fin และเอวคาน และใช้รอยเชื่อมมุม 5/16 นิ้ว แบบสองด้านระหว่างหน้าเสาและแผ่น Fin ดังแสดงในรูปที่ 5.3

รูปแบบที่ 2 แตกต่างจากรูปแบบที่ 1 ตรงที่ใช้สลักเกลียว A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 1 นิ้ว รายละเอียดอื่นๆ ทั้งหมดเหมือนกับรูปแบบที่ 1 การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 2 แสดงในรูปที่ 5.4 รูปแบบที่ 3 ประกอบด้วยเสา W14×145 คาน W24×55 และ T-stub ที่ตัดจาก W16×100 ใช้สลักเกลียวรับแรงเฉือน A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนสิบตัว และสลักเกลียวรับแรงดึง A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนแปดตัวใน T-stub ทั้งสองชิ้น ใช้สลักเกลียว A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว จำนวนสี่ตัวในการยึดแผ่น Fin และเอวคาน ในขณะที่ใช้รอยเชื่อมมุม 5/16 นิ้ว แบบสองด้านระหว่างปีกเสาและแผ่น Fin ใช้แผ่นต่อเนื่องหนา ½ นิ้ว จำนวนสี่แผ่น และแผ่นเสริมด้านเดียวหนา ½ นิ้ว เพื่อเสริมความแข็งแรงให้กับบริเวณแผงเสา ความแตกต่างระหว่างแบบจำลองพื้นฐานและรูปแบบที่ 3 คือเส้นผ่านศูนย์กลางของสลักเกลียวและจำนวนสลักเกลียวรับแรงเฉือนที่ใช้ยึดปีก T-stub และปีกคาน (ดูรูปที่ 5.4)

รูปที่ 5.3: ซ้าย) การกำหนดค่าของแบบจำลองพื้นฐาน; ขวา) การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 1 (Leon, 1999)

รูปที่ 5.4: ซ้าย) การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 2; ขวา) การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 3 (Leon, 1999)

รูปแบบที่ 4 ประกอบด้วยคาน W24×55 T-stub ที่ตัดจาก W21×93 และแผ่น Fin แบบสลักเกลียวสี่ตัว ใช้สลักเกลียวรับแรงเฉือนสิบตัวในการยึดปีก T-stub กับปีกคาน และสลักเกลียวรับแรงดึงแปดตัวที่ T-stub แต่ละชิ้นเพื่อยึดกับหน้าเสา บริเวณแผงเสาได้รับการเสริมความแข็งแรงด้วยแผ่นต่อเนื่องหนา ½ นิ้ว จำนวนสี่แผ่น และแผ่นเสริมด้านเดียวหนา ½ นิ้ว ใช้สลักเกลียว A490 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 นิ้ว สำหรับตัวยึดทั้งหมด รูปแบบที่ 5 แตกต่างจากรูปแบบที่ 4 ตรงที่ใช้สลักเกลียวขนาดใหญ่กว่าที่มีเส้นผ่านศูนย์กลาง 1 นิ้ว นอกจากนี้ คุณสมบัติทางเรขาคณิตอื่นๆ ทั้งหมดเหมือนกันดังแสดงในรูปที่ 5.5 คุณสมบัติวัสดุเฉลี่ยจากการทดสอบตัวอย่างและใบรับรองโรงงานสำหรับคาน เสา และ T-stub แสดงในตารางที่ 5.2

รูปที่ 5.5: ซ้าย) การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 4; ขวา) การกำหนดค่าของรูปแบบที่ 5 (Leon, 1999)

ตารางที่ 5.2: คุณสมบัติวัสดุที่วัดได้ของชิ้นทดสอบแบบ Double-tee (Leon, 1999)

จากการทดสอบแบบจำลองพื้นฐาน พบว่าการโก่งเดาะเฉพาะที่ของคานเป็นรูปแบบการวิบัติ การทดลองถูกหยุดลงหลังจากพบการโก่งเดาะเฉพาะที่อย่างรุนแรงบนเอวคานและปีกคาน เมื่อโมเมนต์สูงสุดถึงประมาณ 9,003 kips-in. ที่การเชื่อมต่อณ จุดนี้ แรงที่สอดคล้องกันใน T-stub คือ 381.1 kips ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.6

รูปที่ 5.6: ซ้าย) แบบจำลองพื้นฐานหลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Leon, 1999)

ในรูปแบบที่ 1 แรงกระตุ้นสูงสุดและโมเมนต์สูงสุดที่การเชื่อมต่อถูกรายงานเป็น 32.8 kips และ 6,011 kips-in. ตามลำดับ การครากเริ่มต้นของ T-stub ถูกสังเกตเมื่อแรงใน T-stub และโมเมนต์ที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 185 kips และ 3,800 kips-in. ตามลำดับ การครากครั้งแรกของคานถูกรายงานเมื่อโมเมนต์ที่การเชื่อมต่ออยู่ที่ประมาณ 5,000 kips-in. ในระหว่างรอบการโหลดต่อไป ชิ้นทดสอบวิบัติเนื่องจากการแตกหักของ T-stub ตามแนวแถวแรกของสลักเกลียวรับแรงเฉือน ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.7. 

ในรูปแบบที่ 2 การครากครั้งแรกใน T-stub และปีกคานถูกสังเกตเมื่อแรงใน T-stub และโมเมนต์ที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 245 kips และ 5,000 kips-in. ตามลำดับ การโก่งเดาะของปีกถูกสังเกตในระหว่างการโหลดต่อไป และชิ้นทดสอบวิบัติเนื่องจากการแตกหักของหน้าตัดสุทธิ โมเมนต์สูงสุดที่รายงานที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 6,183 kips-in. ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.8. 

รูปที่ 5.7: ซ้าย) รูปแบบที่ 1 หลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Lee et al., 1999)

รูปที่ 5.8: ซ้าย) รูปแบบที่ 2 หลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Leon, 1999)

สำหรับการทดสอบรูปแบบที่ 3 รูปแบบการวิบัติถูกรายงานว่าเป็นการโก่งเดาะเฉพาะที่ของคาน หลังจากพบการโก่งเดาะเฉพาะที่อย่างรุนแรงบนปีกคาน การทดสอบจึงถูกหยุดลง โมเมนต์สูงสุดที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 9,739 kips-in. ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.9. 

จากการทดสอบรูปแบบที่ 4 พบว่าชิ้นทดสอบเกิดการโก่งเดาะเฉพาะที่ที่ปีก เมื่อการเคลื่อนตัวที่ปลายมีค่าประมาณ 12.8 นิ้ว การแตกหักเกิดขึ้นที่ปีกคานตามแนวสลักเกลียวที่อยู่ห่างจากปีกเสามากที่สุด โมเมนต์สูงสุดที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 9,580 kips-in. โดยมีแรงใน T-stub ที่สอดคล้องกันเท่ากับ 405.5 kips ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.10

รูปที่ 5.9: ซ้าย) รูปแบบที่ 3 หลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Leon, 1999)

รูปที่ 5.10: ซ้าย) รูปแบบที่ 4 หลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Leon, 1999)

การสังเกตจากการทดสอบรูปแบบที่ 5 มีความคล้ายคลึงกับแบบจำลองพื้นฐานและรูปแบบที่ 3 ชิ้นทดสอบเกิดการโก่งเดาะเฉพาะที่ของคานอย่างรุนแรงในระหว่างการทดสอบ การทดสอบถูกหยุดลงเมื่อโมเมนต์สูงสุดที่การเชื่อมต่อมีค่าประมาณ 8,586 kips-in. ณ จุดนี้ แรงที่สอดคล้องกันใน T-stub คือ 363.4 kips ภาพถ่ายหลังการทดสอบและความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกที่วัดได้แสดงในรูปที่ 5.11

รูปที่ 5.11: ซ้าย) รูปแบบที่ 5 หลังการทดสอบ; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนพลาสติกรวม (Leon, 1999)

5.3 การคำนวณตามมาตรฐาน

ขีดจำกัดการรับรองล่วงหน้าและขั้นตอนการออกแบบสำหรับการเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment ระบุไว้ในบทที่ 13 ของ AISC 358 (2016) การตรวจสอบตามมาตรฐานต่อไปนี้ได้รับการระบุและดำเนินการสำหรับชิ้นทดสอบ:

• ความแข็งแรงของก้าน T-stub                                                                                     (AISC 358, Eq. 13.6-45)
• เส้นผ่านศูนย์กลางสลักเกลียวรับแรงเฉือน                                                                               (AISC 358, Eq. 13.6-4)
• เส้นผ่านศูนย์กลางสลักเกลียวรับแรงดึง                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• เส้นผ่านศูนย์กลางสลักเกลียวรับแรงดึง                                                                            (AISC 358, Eq. 13.6-16)
• ความแข็งแกร่งในการหมุนของการเชื่อมต่อ                                                        (AISC 358, Eq. 13.6-28)
• ความแข็งแรงของ T-stub                                                                                       (AISC 358, Eq. 13.6-46)
• ความแข็งแรงรับแรงกด/ฉีกขาดของปีกคาน                                             (AISC 360, Eq. J3-6)
• ความแข็งแรงรับแรงกด/ฉีกขาดของก้าน T-stub                                                      (AISC 360, Eq. J3-6)
• ความแข็งแรงรับแรงเฉือนแบบ Block shear ของปีกคาน                                          (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• ความแข็งแรงรับแรงเฉือนแบบ Block shear ของก้าน T-stub                                                (AISC 360-16, Eq. J4-5)
• ความแข็งแรงการครากจากแรงดัดของเสา                                                     (AISC 358, Eq. 13.6-61)
• ข้อกำหนดแผ่นต่อเนื่อง                                                               (AISC 341, Sec. E3.6f.1(a))
• ความสัมพันธ์ระหว่างเสาและคาน                                                                   (AISC 341, Eq. E3-1)
• ความแข็งแรงของบริเวณแผงเสา                                                                                (AISC 360, Eq. J10-11)
• ความแข็งแรงรับแรงดัดของคาน                                                                            (AISC 360, Eq. F1-1)
• ตรวจสอบความแข็งแรงสลักเกลียวของแผ่นรับแรงเฉือน                                               (AISC 360, Eq. J3-6a)
• ตรวจสอบความแข็งแรงรอยเชื่อมของแผ่น Fin                                                           (AISC 360, Eq. J4-2)
• ตรวจสอบความแข็งแรงการครากจากแรงเฉือน การแตกหัก และ Block shear ของแผ่นรับแรงเฉือน     (AISC 360, Eq. J3-J4)

สันนิษฐานว่าแผ่น Fin แผ่นเสริม และแผ่นต่อเนื่องมีคุณสมบัติวัสดุที่วัดได้เหมือนกับ T-stub ค่าความแข็งแรงดึงระบุ (f_nt = 90 ksi) และความแข็งแรงรับแรงเฉือน (f_nv = 68 ksi) ที่ระบุใน AISC Table J3 ถูกใช้สำหรับสลักเกลียว A490 ได้พัฒนาแบบจำลองห้าแบบโดยใช้รายงานการทดสอบวัสดุจากใบรับรองโรงงานสำหรับชิ้นทดสอบแต่ละชิ้น นอกจากนี้ ได้พัฒนาแบบจำลองเพิ่มเติมอีกสองแบบสำหรับรูปแบบที่ 1 และรูปแบบที่ 2 โดยใช้คุณสมบัติวัสดุจากการทดสอบตัวอย่างที่วัดได้สำหรับ T-stub การตรวจสอบตามมาตรฐานได้ดำเนินการสำหรับชิ้นทดสอบที่เลือก และสรุปผลแสดงในตารางที่ 5.3

ตารางที่ 5.3: การตรวจสอบตามมาตรฐานสำหรับการเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment

รูปแบบการวิบัติของการเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment สามารถประมาณได้หากทราบสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมของรายการต่อไปนี้:

• ความแข็งแรงการครากของหน้าตัดรวมของก้าน
• ความแข็งแรงการแตกหักของหน้าตัดสุทธิของก้าน
• ความแข็งแรงการโก่งเดาะจากแรงดัดของก้าน
• ความแข็งแรงของสลักเกลียวรับแรงเฉือน
• ความแข็งแรงรับแรงกด/ฉีกขาดของคาน
• ความแข็งแรงรับแรงกด/ฉีกขาดของก้าน T-stub
• ความแข็งแรง Block shear ของคาน
• ความแข็งแรง Block shear ของก้าน T-stub
• ความแข็งแรงโมเมนต์พลาสติกของคาน

สำหรับแต่ละสภาวะขีดจำกัด ได้คำนวณความแข็งแรงโมเมนต์ที่หน้าเสาของชิ้นทดสอบ (ดูภาคผนวก I และ J) และผลลัพธ์แสดงในตารางที่ 5.4 ความแข็งแรงโมเมนต์ที่ควบคุม (กล่าวคือ ความแข็งแรงต่ำสุด) ถูกระบุและแสดงด้วยตัวอักษรหนา

ตารางที่ 5.4: ความแข็งแรงโมเมนต์ของชิ้นทดสอบ

จากการคำนวณตามมาตรฐาน AISC โมเมนต์พลาสติกของคานเป็นรูปแบบการวิบัติที่ประมาณได้สำหรับแบบจำลองพื้นฐาน รูปแบบที่ 3 รูปแบบที่ 4 และรูปแบบที่ 5 สำหรับรูปแบบที่ 1 และรูปแบบที่ 2 Block shear ของก้าน T-stub เป็นสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมเมื่อใช้คุณสมบัติจากการทดสอบตัวอย่างสำหรับ T-stub เมื่อใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานสำหรับชิ้นส่วนทั้งหมด รูปแบบการวิบัติจะเปลี่ยนเป็นการครากของหน้าตัดรวมของก้าน

5.4 การวิเคราะห์ด้วย IDEA StatiCa

ได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับชิ้นทดสอบเพื่อประเมินความสามารถในการรับโมเมนต์ เนื่องจากวัตถุประสงค์คือการจำลองการทดสอบเชิงทดลอง จึงได้พัฒนาแบบจำลอง SAP2000 สำหรับเงื่อนไขการตั้งค่าการทดสอบ และคำนวณแรงที่แนวแกนกลางเสา ใช้คุณสมบัติวัสดุที่วัดได้ และตั้งค่าตัวประกอบความต้านทานเป็น 1.0 โดยใช้ประเภทการวิเคราะห์ความเค้น-ความเครียดใน IDEA StatiCa (กล่าวคือ EPS) ได้คำนวณความสามารถในการรับโมเมนต์และประมาณรูปแบบการวิบัติของชิ้นทดสอบ สำหรับแบบจำลองพื้นฐาน ได้คำนวณความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนโดยใช้ประเภทการวิเคราะห์ความแข็งแกร่งของการเชื่อมต่อ (กล่าวคือ ST) ในซอฟต์แวร์ IDEA StatiCa นอกจากนี้ ได้ใช้การวิเคราะห์การออกแบบตามความสามารถ (กล่าวคือ CD) เพื่อให้แน่ใจว่าการเชื่อมต่อมีความสามารถในการเสียรูปเพียงพอ

5.4.1 การวิเคราะห์แบบจำลองพื้นฐาน

เพื่อประมาณพฤติกรรมของสลักเกลียวแบบควบคุมแรงดึงต่อความสามารถในการรับแรงและความแข็งแกร่งในการหมุนของการเชื่อมต่อ ได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa สองแบบที่แตกต่างกันสำหรับแบบจำลองพื้นฐานโดยใช้ประเภทสลักเกลียวสองแบบ ได้แก่ 1) แบบรับแรงกด และ 2) แบบแรงเสียดทาน ได้นำคุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงาน (ดูตารางที่ 5.2) เข้าสู่ซอฟต์แวร์ และตั้งค่าสัมประสิทธิ์ความแข็งแรงเกิน R_y และ R_t รวมถึงตัวประกอบความต้านทาน LRFD ทั้งหมดเป็น 1.0 ได้พัฒนาแบบจำลองโครงสร้างคาน-เสาโดยใช้ SAP2000 โดยมีความยาวของเสาและคานตามการตั้งค่าการทดสอบ และได้รับแรงที่แนวแกนกลางเสา โดยใช้ตัวเลือก "Loads in equilibrium" ได้ดำเนินการวิเคราะห์ความเค้น-ความเครียด (EPS) เพื่อคำนวณความสามารถในการรับแรงของแบบจำลองพื้นฐาน แรงกระทำถูกเพิ่มขึ้นทีละน้อยจนกว่าจะบรรลุเงื่อนไขใดเงื่อนไขหนึ่งต่อไปนี้:

1. ความเครียดพลาสติก 5% ในแผ่นเหล็ก (คาน เสา แผ่น Fin แผ่นต่อเนื่อง)
2. ความสามารถในการรับแรง 100% ในสลักเกลียว
3. ความสามารถในการรับแรง 100% ในรอยเชื่อม

จากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ของแบบจำลองที่สร้างด้วยสลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน พบว่าความสามารถในการรับแรงของสลักเกลียวถูกบรรลุเมื่อแรงเฉือนและโมเมนต์ที่ใช้มีค่าถึง 26.70 kips และ 4,900 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.12) แบบจำลองที่สองได้รับการพัฒนาโดยเปลี่ยนตัวเลือก "shear force transfer" จาก "friction" เป็น "bearing - tension/shear interaction" สำหรับ T-stub และแผ่น Fin นอกจากนี้ ได้ปิดตัวเลือก "deformation at bolt hole at service load is a design consideration" (ภายใต้การตั้งค่ามาตรฐาน) ได้ใช้การโหลดแบบเพิ่มขึ้นทีละน้อยกับการเชื่อมต่อ (ตามสัดส่วนโดยแรงทั้งหมดอยู่ในสมดุล) พบว่าความเครียดพลาสติกขีดจำกัด 5% ถูกบรรลุที่ปีกคานเมื่อค่าแรงเฉือนและโมเมนต์ที่สอดคล้องกันถึง 46.00 kips และ 8,430 ตามลำดับ (รูปที่ 5.13) ได้เปลี่ยนประเภทการวิเคราะห์เป็นการวิเคราะห์ความแข็งแกร่ง (เช่น "ST") และคำนวณความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนสำหรับแต่ละแบบจำลองดังแสดงในรูปที่ 5.14

รูปที่ 5.12: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับแบบจำลองพื้นฐาน (ด้วยสลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน) ภายใต้โมเมนต์ 4,900 kips-in.

รูปที่ 5.13: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับแบบจำลองพื้นฐาน (ด้วยสลักเกลียวแบบรับแรงกด) ภายใต้โมเมนต์ 8,430 kips-in.

รูปที่ 5.14: ซ้าย) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนสำหรับแบบจำลองพื้นฐานด้วยสลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน; ขวา) ความสัมพันธ์ระหว่างโมเมนต์กับการหมุนสำหรับแบบจำลองพื้นฐานด้วยสลักเกลียวแบบรับแรงกด

ได้เปลี่ยนประเภทการวิเคราะห์เป็นการออกแบบตามความสามารถ (เช่น "CD") เพื่อตรวจสอบว่าการเชื่อมต่อมีความเหนียวเพียงพอเมื่อบรรลุความแข็งแรงโมเมนต์พลาสติกของคาน เพื่อดำเนินการวิเคราะห์นี้ จำเป็นต้องคำนวณโมเมนต์พลาสติกของคาน ตำแหน่งของบานพับพลาสติก และแรงเฉือนที่ตำแหน่งบานพับพลาสติก ตามสมการ 2.4-1 ใน AISC 341 (2016) โมเมนต์สูงสุดที่น่าจะเป็นไปได้ของคานที่ตำแหน่งบานพับพลาสติก \(M_{p}\) คำนวณได้ดังนี้:

\(M_{p} =  C_{pr}F_{y}R_{y}Z_{x}\)                                                      (5.1)

โดยที่ \(Z_{x}\) คือโมดูลัสหน้าตัดพลาสติกของคาน \(F_{y}\) คือความเค้นครากของคาน \(R_{y}\) คืออัตราส่วนของความเค้นครากที่คาดหวังต่อความเค้นครากขั้นต่ำที่กำหนด และ \(C_{pr}\) คือตัวประกอบสำหรับคำนึงถึงความแข็งแรงสูงสุดของการเชื่อมต่อ ซึ่งกำหนดโดยสมการ 2.4-2 ใน AISC 341 (2016) ดังนี้:

 \(C_{pr} = (F_{y} + F_{u})/(2F_{y}\)                                             (5.2)

\(F_{u}\) คือความเค้นสูงสุดของคาน สันนิษฐานว่า \(R_{y}\) มีค่าเท่ากับ 1.0 เมื่อใช้คุณสมบัติวัสดุที่วัดได้ โดยใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานและโมดูลัสหน้าตัดพลาสติกของคาน (134 in.³) ที่ระบุในตารางที่ 1.1 ใน AISC Manual (2017) ได้คำนวณ \(C_{pr}\) และ \(M_{p}\) โดยใช้คุณสมบัติที่ระบุด้านล่างเป็น 1.12 และ 9,154.88 kips-in. ตามลำดับ ระยะห่างของตำแหน่งบานพับพลาสติกจากแนวแกนกลางเสาและแรงเฉือนที่ตำแหน่งบานพับพลาสติกถูกคำนวณเป็น 19.9 นิ้ว และ 103 kips ตามลำดับ (ดูภาคผนวก I) โดยสันนิษฐานว่าระยะห่างระหว่างแนวแกนกลางเสาเท่ากับ 30 ฟุต แรงกระทำที่คำนวณได้ถูกใช้ที่ตำแหน่งคานเท่ากับ 19.9 นิ้ว โดยตั้งค่าแรงกระทำเป็นเปอร์เซ็นต์ของชิ้นส่วนในลักษณะที่เท่ากับค่าโมเมนต์พลาสติกและแรงเฉือนที่คำนวณได้ดังแสดงในรูปที่ 5.15 การเชื่อมต่อไม่เพียงพอ ก้าน T-stub อ่อนแอเกินไป (ความเครียดพลาสติก 22.1% ถูกบรรลุในก้าน T-stub ด้านบน)

รูปที่ 5.15: การวิเคราะห์การออกแบบตามความสามารถของแบบจำลองพื้นฐาน

5.4.2 การวิเคราะห์รูปแบบที่ 1

ได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa สองแบบสำหรับรูปแบบที่ 1 โดยใช้คุณสมบัติวัสดุที่วัดได้ที่แตกต่างกันของ T-stub สำหรับแบบจำลองแรก ใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานสำหรับชิ้นส่วนทั้งหมดของชิ้นทดสอบ ในขณะที่แบบจำลองที่สองสร้างขึ้นโดยใช้คุณสมบัติวัสดุจากการทดสอบตัวอย่างของปีก T-stub ตามขั้นตอนเดียวกับที่อธิบายไว้ในส่วนก่อนหน้า ได้ใช้การโหลดแบบเพิ่มขึ้นทีละน้อย แบบจำลองแรกถึงความสามารถในการรับแรงด้วยความเครียดพลาสติก 5% ใน T-stub เมื่อค่าแรงเฉือนและโมเมนต์ที่สอดคล้องกันเป็น 26.70 kips และ 4,900 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.16) ได้อัปเดตคุณสมบัติวัสดุของ T-stub โดยใช้คุณสมบัติจากการทดสอบตัวอย่างและทำตามขั้นตอนการโหลดแบบเพิ่มขึ้นทีละน้อยเดิม พบรูปแบบการวิบัติเดิมเมื่อค่าแรงเฉือนและโมเมนต์ที่สอดคล้องกันถึง 30.00 kips และ 5,500 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.17)

รูปที่ 5.16: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 1 (Mill) ภายใต้โมเมนต์ 4,900 kips-in.

รูปที่ 5.17: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 1 (Coupon) ภายใต้โมเมนต์ 5,500 kips-in.

5.4.3 การวิเคราะห์รูปแบบที่ 2

ตามขั้นตอนเดียวกัน ได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa สองแบบสำหรับรูปแบบที่ 2 จากแบบจำลองที่พัฒนาด้วยคุณสมบัติจากใบรับรองโรงงาน พบว่า T-stub ถึงขีดจำกัดความเครียดพลาสติก (กล่าวคือ 5.0%) เมื่อแรงเฉือนและโมเมนต์ที่ใช้เป็น 26.90 kips และ 4,940 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.18) หลังจากเปลี่ยนคุณสมบัติวัสดุของ T-stub เป็นคุณสมบัติจากการทดสอบตัวอย่าง ได้คำนวณความสามารถในการรับโมเมนต์ดัดที่สูงขึ้นเป็น 5,730 kips-in. โดยมีแรงเฉือนที่สอดคล้องกัน 31.20 kips (รูปที่ 5.19) รูปแบบการวิบัติยังคงเหมือนเดิม

รูปที่ 5.18: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 2 (Mill) ภายใต้โมเมนต์ 4,940 kips-in.

รูปที่ 5.19: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 2 (Coupon) ภายใต้โมเมนต์ 5,730 kips-in.

5.4.4 การวิเคราะห์รูปแบบที่ 3

สำหรับรูปแบบที่ 3 ได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa โดยใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงาน เมื่อแรงเฉือนและโมเมนต์ที่สอดคล้องกันถึง 45.50 kips และ 8,350 kips-in. ตามลำดับ ความเครียดพลาสติก 5% ถูกบรรลุที่ปีกคาน (รูปที่ 5.20)

รูปที่ 5.20: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 3 ภายใต้โมเมนต์ 8,350 kips-in.

5.4.5 การวิเคราะห์รูปแบบที่ 4

ได้สร้างแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 4 โดยใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงาน ความเครียดพลาสติก 5% ถูกบันทึกที่ปีกคานเมื่อแรงเฉือนและโมเมนต์ที่สอดคล้องกันเป็น 45.50 kips และ 8,350 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.21)

รูปที่ 5.21: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 4 ภายใต้โมเมนต์ 8,350 kips-in.

5.4.6 การวิเคราะห์รูปแบบที่ 5

ตามขั้นตอนเดียวกัน ได้ดำเนินการวิเคราะห์ IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 5 ใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานสำหรับชิ้นส่วนทั้งหมดของการเชื่อมต่อ ความเครียดพลาสติก 5% ถูกบรรลุที่ปีกคานเมื่อแรงเฉือนและค่าที่สอดคล้องกันถึง 48.40 kips และ 7,950 kips-in. ตามลำดับ (รูปที่ 5.22)

รูปที่ 5.22: แบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับรูปแบบที่ 5 ภายใต้โมเมนต์ 7,950 kips-in.

ความสามารถในการรับโมเมนต์ของการเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment เทียบกับแนวแกนกลางเสา \(M_{y@cc}\) ได้รับจากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ความสามารถในการรับโมเมนต์ที่หน้าเสา \(M_{y@foc}\) ถูกคำนวณโดยใช้สมการ 5.3 และแสดงในตารางที่ 5.5 

  \(M_{y@foc} = M_{y@cc} - V_{g}\frac{d_{c}}{2}\)                               (5.3)

โดยที่ \(V_{g}\) คือแรงเฉือน และ \(d_{c}\) คือความลึกของเสา

ตารางที่ 5.5: ความสามารถในการรับโมเมนต์ที่คำนวณโดย IDEA StatiCa

5.5. การวิเคราะห์ด้วย ABAQUS

ในส่วนนี้ แบบจำลองพื้นฐานที่พัฒนาในหัวข้อ 5.4.1 ได้รับการสร้างใหม่โดยใช้ซอฟต์แวร์ ABAQUS (เวอร์ชัน 2022) สำหรับการวิเคราะห์ FE ทั่วไป และนำผลลัพธ์มาเปรียบเทียบกับ IDEA StatiCa แบบจำลอง CAD เริ่มต้นสำหรับการวิเคราะห์ FE ถูกสร้างขึ้นโดยใช้แพลตฟอร์ม Viewer ของ IDEA StatiCa จากนั้นได้เพิ่มสลักเกลียว 36 ตัวและแนวรอยเชื่อมสองแนวที่เชื่อมต่อชุดประกอบทั้งหมดด้วยตนเองโดยใช้อินเทอร์เฟซ CAD ใน ABAQUS ได้ตรวจสอบสลักเกลียวสองประเภทในส่วนนี้ตามที่อธิบายไว้ในหัวข้อ 5.4.1 สำหรับสลักเกลียวแบบรับแรงกด ได้ใช้แรงในแนวดิ่ง 46 kips และโมเมนต์ที่สอดคล้องกัน 8,430 kips-in. (รอบแกน Y) กับจุดอ้างอิงที่กำหนด (กล่าวคือ RF₁) ที่แนวแกนกลางเสาดังแสดงในรูปที่ 5.23 สำหรับสลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน ได้ใช้แรงในแนวดิ่ง 26.7 kips และโมเมนต์ที่สอดคล้องกัน 4,900 kips-in. (รอบแกน Y) กับจุดอ้างอิงเดิม (กล่าวคือ RF₁) ความยาวเชิงวิเคราะห์ของเสาใน IDEA StatiCa คือ 190 นิ้ว ดังนั้น เพื่อจำลองความยาวเสาที่เหมือนกันใน ABAQUS จึงได้นำจุดอ้างอิงอีกสองจุด (กล่าวคือ RF₂ และ RF₃) มาวางห่างจากศูนย์กลางเสา 95 นิ้ว ตามแนวแกน Z ในทั้งสองทิศทาง (ดูรูปที่ 5.23) จุดอ้างอิงทั้งสองนี้ถูกยึดตรึงในทุกทิศทางและเชื่อมต่อกับหน้าบนและหน้าล่างของเสาโดยใช้โมดูล connector builder ใน ABAQUS โปรดทราบว่าเพื่อจำลองสลักเกลียวแบบแรงเสียดทานใน IDEA StatiCa ได้ใช้แรงดึงล่วงหน้าในแบบจำลอง ABAQUS ตามแนวแกนของก้านสลักเกลียวแต่ละตัว ใน ABAQUS ขนาดของ Element ถูกเลือกให้อยู่ระหว่าง 0.1-0.3 นิ้ว หลังจากการวิเคราะห์ความไวของตาข่ายตามปกติ และสร้าง Element ทั้งหมด 387,893 ชิ้นในแบบจำลอง ได้เลือก 3D stress, 8-node linear brick reduced integration (กล่าวคือ C3D8R) เป็นประเภท Element ได้ใช้ข้อจำกัดแบบ tie ระหว่างแนวรอยเชื่อมสองแนวและชิ้นส่วนที่ยึดติด พฤติกรรมของวัสดุถูกจำลองโดยใช้ความเป็นพลาสติกแบบ bi-linear ใน ABAQUS พารามิเตอร์อื่นๆ รวมถึงความหนาแน่น โมดูลัสยืดหยุ่น และอัตราส่วนปัวซอง ถูกนำมาจากคลังวัสดุของ IDEA StatiCa ซึ่งได้รับการอัปเดตตามใบรับรองโรงงาน (ดูตารางที่ 5.2) การจำลองเชิงตัวเลขดำเนินการบน 16 โปรเซสเซอร์ (16vCP & 64GB RAM) และใช้เวลาประมาณ 210 นาทีในการเสร็จสิ้น รูปที่ 5.24 เปรียบเทียบความเค้น von-Mises ที่คาดการณ์ระหว่าง IDEA StatiCa และ ABAQUS สำหรับทั้งสองสถานการณ์ประเภทสลักเกลียว

รูปที่ 5.23: การตั้งค่าแบบจำลองและความหนาแน่นของตาข่ายใน ABAQUS

รูปที่ 5.24: การเปรียบเทียบความเค้น von Mises ที่คำนวณได้ระหว่างแบบจำลอง IDEA StatiCa และ ABAQUS; แถวบน) สมมติฐานสลักเกลียวแบบรับแรงกด แถวล่าง) สมมติฐานสลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน

ความเค้นสูงสุดที่คาดการณ์ใน IDEA StatiCa สำหรับสลักเกลียวแบบรับแรงกดคือ 62.4 ksi ที่ปีกบนของคาน (โปรดทราบว่าตำนานของ IDEA StatiCa แสดงข้อมูลการออกแบบ) ในขณะที่แบบจำลอง ABAQUS แสดงความเค้นที่คล้ายกันในตำแหน่งเดียวกัน ความเค้นสูงสุดที่คาดการณ์ใน IDEA StatiCa สำหรับสลักเกลียวแบบแรงเสียดทานคือ 61 ksi ที่ปีกบนของคาน ในขณะที่แบบจำลอง ABAQUS แสดงความเค้น 61.1 ksi ในตำแหน่งเดียวกัน การกระจายความเค้นที่แตกต่างกันเล็กน้อยน่าจะเกิดจากการพิจารณาความยาวของเสาใน ABAQUS และวิธีการใช้เงื่อนไขขอบเขต การใช้ตาข่ายที่ละเอียดกว่าในการวิเคราะห์ FE และแบบจำลอง CAD ที่ลดความซับซ้อนใน IDEA StatiCa โปรดทราบว่าผู้เขียนยังได้ตรวจสอบผลกระทบที่อาจเกิดขึ้นจากพฤติกรรมแรงเสียดทานของสลักเกลียวต่อผลลัพธ์ในแบบจำลอง ABAQUS โดยเปลี่ยนสัมประสิทธิ์แรงเสียดทานจาก 0.3 เป็นไม่มีแรงเสียดทาน อย่างไรก็ตาม ผลลัพธ์ไม่ไวต่อพารามิเตอร์นั้น

ความเครียดพลาสติกสูงสุดที่คำนวณได้ใน IDEA StatiCa และ ABAQUS สำหรับสลักเกลียวแบบรับแรงกดคือ 6.3% สำหรับทั้งสองแบบจำลอง (กล่าวคือ ที่ปีกบนของคานดังแสดงในรูปที่ 5.25) นอกจากนี้ บริเวณการเสียรูปพลาสติกที่คาดการณ์โดย IDEA StatiCa สอดคล้องกับแผนที่การครากที่คำนวณได้ใน ABAQUS (กล่าวคือ แถวล่างในรูปที่ 5.25)

รูปที่ 5.25: สลักเกลียวแบบรับแรงกด: แถวบน) การเปรียบเทียบความเครียดพลาสติกที่คำนวณได้ระหว่าง IDEA StatiCa และแบบจำลอง ABAQUS; แถวล่าง) การเปรียบเทียบแผนที่การครากระหว่าง IDEA StatiCa และแบบจำลอง ABAQUS

ความเครียดพลาสติกสูงสุดที่คำนวณได้ใน IDEA StatiCa และ ABAQUS สำหรับสลักเกลียวแบบแรงเสียดทานคือ 0.1% และ 0.17% ตามลำดับ (กล่าวคือ ทั้งสองที่ปีกบนของคานรอบรูสลักเกลียวด้านหน้าดังแสดงในรูปที่ 5.26) นอกจากนี้ บริเวณการเสียรูปพลาสติกที่คาดการณ์โดย IDEA StatiCa สอดคล้องกับแผนที่การครากที่คำนวณได้ใน ABAQUS (กล่าวคือ แถวล่างในรูปที่ 5.26)

รูปที่ 5.26: สลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน: แถวบน) การเปรียบเทียบความเครียดพลาสติกที่คำนวณได้ระหว่าง IDEA StatiCa และแบบจำลอง ABAQUS; แถวล่าง) การเปรียบเทียบแผนที่การครากระหว่าง IDEA StatiCa และแบบจำลอง ABAQUS

รูปที่ 5.27 แสดงการเปรียบเทียบเส้นโค้งโมเมนต์-การหมุนระหว่างซอฟต์แวร์ทั้งสองเทียบกับแนวแกนกลางเสาสำหรับทั้งสองประเภทสลักเกลียวที่ตรวจสอบในส่วนนี้ โปรดทราบว่าในรูปที่ 5.27 เพื่อให้ได้การหมุนรวมโดย IDEA StatiCa (แสดงด้วยเส้นประสีส้ม) ได้คำนวณการหมุนของคานเชิงเส้นที่แนวแกนกลางเสาโดยใช้ SAP2000 แล้วบวกเข้ากับเส้นโค้งการหมุนพลาสติกเริ่มต้นที่รายงานโดย IDEA StatiCa (แสดงด้วยเส้นทึบสีส้ม) ทั้งสองแบบจำลองให้การประมาณความแข็งแกร่งเริ่มต้นที่ใกล้เคียงกัน ความแตกต่างเล็กน้อยอาจเกี่ยวข้องกับความแตกต่างในประเภท Element (กล่าวคือ Solid element ใน ABAQUS เทียบกับ Shell element ใน IDEA StatiCa) และการใช้ข้อจำกัดแบบ tie ใน ABAQUS เพื่อแทนรอยเชื่อม

รูปที่ 5.27: การเปรียบเทียบโมเมนต์-การหมุนระหว่าง IDEA StatiCa และ ABAQUS สำหรับ a) สลักเกลียวแบบรับแรงกด b) สลักเกลียวแบบแรงเสียดทาน

5.6 สรุปและการเปรียบเทียบผลลัพธ์

การเชื่อมต่อแบบ Double-tee Moment จำนวนหกชิ้นจากการทดลองเชิงทดสอบได้รับการศึกษาโดยใช้ IDEA StatiCa และตามขั้นตอนการออกแบบของ AISC ได้สร้างแบบจำลองสองแบบที่แตกต่างกันสำหรับแบบจำลองพื้นฐานเพื่อตรวจสอบผลกระทบของการใช้สลักเกลียวแบบรับแรงกดและแบบแรงเสียดทานต่อความสามารถในการรับโมเมนต์และเส้นโค้งโมเมนต์-การหมุน เนื่องจากความแตกต่างระหว่างคุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานและการทดสอบตัวอย่างค่อนข้างสูงสำหรับรูปแบบที่ 1 และรูปแบบที่ 2 จึงได้พัฒนาแบบจำลอง IDEA StatiCa สองแบบสำหรับแต่ละรูปแบบ ใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานสำหรับชิ้นทดสอบที่เหลือ นอกจากนี้ สำหรับแบบจำลองพื้นฐาน ความสัมพันธ์โมเมนต์-การหมุนที่คำนวณโดยใช้ IDEA StatiCa สำหรับแต่ละประเภทสลักเกลียวได้รับการเปรียบเทียบกับแบบจำลอง ABAQUS ที่เทียบเท่า

สำหรับการทดสอบแบบจำลองพื้นฐาน รูปแบบการวิบัติถูกรายงานว่าเป็นการโก่งเดาะเฉพาะที่ของคาน จากการโหลดแบบเพิ่มขึ้นทีละน้อยของการวิเคราะห์ IDEA StatiCa พบว่าแบบจำลองที่ใช้สลักเกลียวแบบแรงเสียดทานวิบัติเนื่องจากความแข็งแรงการลื่นไถลของสลักเกลียวไม่เพียงพอ ในขณะที่การวิบัติเกิดขึ้นที่ปีกคานจากแบบจำลองที่ประกอบด้วยสลักเกลียวแบบรับแรงกด การคำนวณตามมาตรฐาน AISC แสดงให้เห็นว่าความแข็งแรงโมเมนต์พลาสติกของคานเป็นสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุม เนื่องจาก AISC 341 อนุญาตให้ออกแบบการเชื่อมต่อแบบ Moment รวมถึงแบบควบคุมแรงดึงตามความสามารถในการรับแรงกด จึงสรุปได้ว่ามีความสอดคล้องกันดีในรูปแบบการวิบัติของแบบจำลองพื้นฐานระหว่างการสังเกตจากการทดสอบ การวิเคราะห์ IDEA StatiCa และขั้นตอนการออกแบบของ AISC นอกจากนี้ เส้นโค้งโมเมนต์-การหมุนที่ได้จากแบบจำลอง IDEA StatiCa ทั้งสองแบบและเส้นโค้งที่ระบุในรายงานการทดสอบได้รับการเปรียบเทียบในรูปที่ 5.28 จะเห็นได้ว่าความสัมพันธ์โมเมนต์-การหมุนของชิ้นทดสอบแบบ Double-tee ที่มีสลักเกลียวแรงสูง A490 แบบควบคุมแรงดึงอยู่ภายในเส้นโค้งที่คำนวณจากแบบจำลอง IDEA StatiCa ที่พัฒนาด้วยสลักเกลียวแบบรับแรงกดและแบบแรงเสียดทานแยกกัน นอกจากนี้ การวิเคราะห์การออกแบบตามความสามารถที่ดำเนินการสำหรับแบบจำลองพื้นฐานแสดงให้เห็นว่า T-stub และแผ่น Fin ไม่มีความแข็งแรงเพียงพอ ในทำนองเดียวกัน ชิ้นส่วนทั้งสองไม่ผ่านการตรวจสอบตามมาตรฐาน AISC

รูปที่ 5.28: การเปรียบเทียบโมเมนต์-การหมุน

รูปแบบที่ 1 วิบัติเนื่องจากการแตกหักของหน้าตัดสุทธิของ T-stub ในระหว่างการทดสอบ จากการคำนวณตามมาตรฐาน AISC พบว่าสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมคือ Block shear ของก้าน T-stub เมื่อใช้คุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงาน ในขณะที่สภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมเปลี่ยนเป็นการครากของหน้าตัดรวมของก้านเมื่อใช้คุณสมบัติวัสดุจากการทดสอบตัวอย่างสำหรับ T-stub ในทำนองเดียวกัน การวิเคราะห์ IDEA StatiCa ที่ดำเนินการสำหรับทั้งสองกรณีแสดงให้เห็นว่าความแข็งแรงของ T-stub ที่ไม่เพียงพอเป็นรูปแบบการวิบัติของชิ้นทดสอบ

การสังเกตเชิงทดลองของรูปแบบที่ 2 มีความคล้ายคลึงกับรูปแบบที่ 1 รูปแบบการวิบัติถูกรายงานว่าเป็นการแตกหักของหน้าตัดสุทธิของ T-stub ตามขั้นตอนการออกแบบของ AISC สภาวะขีดจำกัดที่ควบคุมถูกระบุว่าเป็นความแข็งแรง Block shear ของ T-stub เมื่อนำคุณสมบัติวัสดุจากใบรับรองโรงงานมาใช้กับชิ้นส่วนทั้งหมด สำหรับกรณีที่ใช้คุณสมบัติวัสดุจากการทดสอบตัวอย่างสำหรับ T-stub การครากของหน้าตัดรวมของก้านถูกคำนวณเป็นสภาวะขีดจำกัดที่ควบคุม จากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ทั้งสองกรณี พบว่าการวิบัติเกิดขึ้นใน T-stub ด้วยความเครียดพลาสติก 5.0%

สำหรับรูปแบบที่ 3 รูปแบบที่ 4 และรูปแบบที่ 5 รูปแบบการวิบัติที่สังเกตได้จากการทดสอบ ขั้นตอนการออกแบบของ AISC และการวิเคราะห์ IDEA StatiCa คือการวิบัติของคาน เนื่องจากการโก่งเดาะเฉพาะที่เกิดขึ้นในระหว่างรอบการโหลด จึงไม่สามารถบันทึกความสามารถในการรับแรงที่ชัดเจนจากการทดลองได้ แม้ว่าชิ้นทดสอบจะผ่านข้อกำหนดการโก่งเดาะ (ดูภาคผนวก I และ J) แต่สาเหตุที่การโก่งเดาะเฉพาะที่เกิดขึ้นในระหว่างการทดลองอาจเกิดจากคุณสมบัติวัสดุที่วัดได้ไม่ถูกต้องที่ระบุในรายงานการทดสอบ ความสามารถในการรับโมเมนต์ที่คำนวณโดยใช้ IDEA StatiCa และตามขั้นตอนการออกแบบของ AISC และค่าโมเมนต์สูงสุดที่บรรลุในระหว่างการทดลองแสดงในรูปที่ 5.29

รูปที่ 5.29: ความสามารถในการรับโมเมนต์ที่คำนวณโดย IDEA StatiCa และขั้นตอนของ AISC

อ่านการศึกษาฉบับเต็มเกี่ยวกับการเชื่อมต่อที่ผ่านการรับรองล่วงหน้า!

เอกสารอ้างอิง

Leon, R. T. (1999). Tests on T-stub connections-SAC phase II-Subtask 7.03. Georgia Institute of Technology.

Smallidge, J. M. (1999). Behavior of bolted beam-to-column T-stub connections under cyclic loading, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA.

Swanson, J.A. (1999). Characterization of the Strength, Stiffness, and Ductility Behavior of

T-stub Connections, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA.

AISC 358 (2016), "Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications, including Supplement No. 1," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 358-16, Chicago, Illinois.

AISC 360 (2016), "Specification for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 360-16, Chicago, Illinois.

AISC 341 (2016), "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings," American Institute of Steel Construction ANSI/AISC 341-16, Chicago, Illinois.

AISC Manual (2017), "Steel Construction Manual," American Institute of Steel Construction, Chicago, Illinois.