Mô tả

Mục tiêu của chương này là kiểm tra phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện CBFEM (Component-Based Finite Element Method) đối với mối hàn góc trong liên kết chồng so với phương pháp cấu kiện (CM). Hai bản thép được liên kết theo ba cấu hình: hàn ngang, hàn dọc và kết hợp hàn ngang và hàn dọc. Chiều dài và chiều dày họng mối hàn là các thông số thay đổi trong nghiên cứu. Nghiên cứu cũng bao gồm các mối hàn dài có khả năng chịu lực bị giảm do tập trung ứng suất. Nút liên kết chịu lực dọc trục.

Mô hình giải tích

Mối hàn góc là cấu kiện duy nhất được xem xét trong nghiên cứu. Các mối hàn được thiết kế là cấu kiện yếu nhất trong nút liên kết. Mối hàn được thiết kế theo EN 1993-1-8:2005. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc được xác định theo phương pháp Hướng (Directional method) quy định tại Điều 4.5.3.2 trong EN 1993-1-8:2005. Các phương pháp tính toán hiện có để kiểm tra cường độ mối hàn góc dựa trên giả thiết đơn giản hóa rằng ứng suất phân bố đều trong tiết diện họng của mối hàn góc, dẫn đến các ứng suất pháp và ứng suất tiếp như thể hiện trong Hình 4.1.1, cụ thể như sau:

• σ_⊥ là ứng suất pháp vuông góc với tiết diện họng;
• σ_∥ là ứng suất pháp song song với trục mối hàn trong tiết diện ngang của nó;
• τ_⊥ là ứng suất tiếp (trong mặt phẳng tiết diện họng) vuông góc với trục mối hàn;
• τ_∥ là ứng suất tiếp (trong mặt phẳng tiết diện họng) song song với trục mối hàn.

Ứng suất pháp σ_∥ song song với trục không được xét đến khi kiểm tra khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.1 Stresses in a throat section of a fillet weld}}}$$

Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc sẽ đủ nếu cả hai điều kiện sau đều được thỏa mãn:

$$\sqrt{\sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot ( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\perp}^2 )} \le \frac{f_\textrm{u}}{\beta_\textrm{w} \gamma_\textrm{M2}}$$

$$\sigma_{\perp} \le \frac{0.9 f_\textrm{u}}{\gamma_\textrm{M2}}$$

Trong liên kết chồng có chiều dài lớn hơn $150 \cdot a$, hệ số giảm $\beta_{\mathrm{Lw,1}}$ được xác định bởi:

$\beta_{\mathrm{Lw,1}} = 1.2 - \frac{0.2 L_\textrm{j}}{150 a}$  nhưng   $\beta_{\mathrm{Lw,1}} \le 1.0$

Mô hình số

Cấu kiện mối hàn trong CBFEM được mô tả trong Cơ sở lý thuyết chung và Cơ sở lý thuyết theo EN. Vật liệu đàn hồi-dẻo phi tuyến được sử dụng cho các mối hàn trong nghiên cứu này. Biến dạng dẻo giới hạn đạt được ở phần dài hơn của mối hàn và các đỉnh ứng suất được phân phối lại.

Kiểm tra khả năng chịu lực

Tổng quan về các ví dụ được xem xét và các đặc trưng vật liệu được trình bày trong Bảng 4.1.1. Các cấu hình mối hàn là T cho hàn ngang, P cho hàn song song và TP cho tổ hợp cả hai; xem hình học trong Hình 4.1.2. Mác thép là S235 (f_y = 235 MPa, f_u = 360 MPa, E = 210 GPa, β_w = 0,8). Hệ số an toàn riêng phần là γ_M0 = 1,0, γ_M2 = 1,25. Hình học của mô hình được thể hiện trong Hình 4.1.2. Các bản thép có chiều dày 20 mm. Liên kết đối xứng và bản thép được kéo ra khỏi liên kết nối ghép có hàn. Chiều dài và chiều rộng của các bản thép được điều chỉnh theo chiều dài của mối hàn song song và mối hàn ngang. Khả năng chịu lực của mối hàn luôn là dạng phá hoại quyết định. Chiều dày họng mối hàn là 3 mm. Chiều dài của mối hàn ngang và mối hàn song song thay đổi trong nghiên cứu tham số này.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Drawing 4.1 Joint geometry with dimensions}}}$$

Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn tính theo CBFEM được so sánh với kết quả của CM. Kết quả được trình bày trong Bảng 4.1.1 – 4.1.3 và Hình 4.1.3 – 4.1.5.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.2 Specimen geometry}}}$$

Tính toán khả năng chịu lực của mối hàn ngang 

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\textrm{w}} \cdot \gamma_{\textrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_\textrm{N}}{\sqrt{2}} = \frac{N}{L_{\textrm{t}} \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_\textrm{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_\textrm{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\textrm{w}} \cdot \gamma_{\textrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{N}{L_{\textrm{t}}\cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{N}{L_{\textrm{t}}\cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\textrm{w}} \cdot \gamma_{\textrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_\textrm{u} \cdot L_{\textrm{t}}\cdot a }{\beta_{\textrm{w}}  \cdot  \gamma_{\textrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

$$\sigma_{\perp}= \frac{N}{L_{\textrm{t}} \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \leq \frac{f_\textrm{u}  \cdot  0.9}{ \gamma_{\textrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_{u}  \cdot L_{\textrm{t}}\cdot  a  \cdot  0.9  \cdot  \sqrt{2}}{ \gamma_{\textrm{M2}} }$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$N$ - lực dọc trục tác dụng lên dầm

$L_{\textrm{t}}$ - tổng chiều dài mối hàn ngang 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_\textrm{u}$ - cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

Tính toán khả năng chịu lực của mối hàn song song

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = 0$$

$$\tau_{\parallel} = \frac{V}{L_{\textrm{p}}  \cdot  a}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left( \tau_{\parallel} \right)^2} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left(  \frac{V}{L_{\textrm{p}} \cdot a}\right)^2} \leq \frac{f_\textrm{u}}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$V = \frac{f_\textrm{u}  \cdot  L_{\textrm{p}} \cdot  a  \cdot  \beta_{\mathrm{Lw1}}}{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{3}}$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$V$ - lực cắt tác dụng lên dầm

$L_{\textrm{t}}$ - tổng chiều dài mối hàn song song

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$\beta_{\mathrm{Lw1}}$ - hệ số giảm cho mối hàn dài, Phương trình 4.9 EN 1993-1-8

$f_\textrm{u}$ - cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

Tính toán mối hàn ngang và song song 

Khả năng chịu lực tính tay cho tổ hợp mối hàn ngang và song song đơn giản là tổng của khả năng chịu lực ngang và song song được suy ra từ các phương trình trên. 

Trình bày kết quả

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.1.1 Parallel welds results}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.3 Comparison of load resistances of parallel welds}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.3.a Influence of weld length on resistance}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.1.2 Transverse welds}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.4 Comparison of load resistances of transverse welds}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.4.a Influence of weld length on resistance}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.1.3 Grouped welds}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.1.5 Comparison of load resistances of group}}}$$

Khả năng chịu lực của mối hàn song song, mối hàn ngang và nhóm mối hàn đa hướng gần như giống nhau theo CM và CBFEM. Sự khác biệt lớn nhất trong nghiên cứu này là 6% về khả năng chịu tải.

Kết quả CBFEM của mối hàn song song hơi thiên về an toàn nhưng bắt đầu phân kỳ đối với mối hàn dài. Sự giảm khả năng chịu lực do mối hàn dài không được CBFEM nắm bắt, nhưng không có khả năng các mối hàn dài hơn 200 lần chiều dày họng xuất hiện trong bất kỳ liên kết nào, và đến chiều dài này, kết quả vẫn rất gần nhau.

Đối với mối hàn ngang, CBFEM cho kết quả rất nhất quán với khả năng chịu lực cao hơn 2–4%.

Ví dụ kiểm chứng

Dữ liệu đầu vào

Cấu kiện 1 – Iw60x500

• Hàn từ các bản thép có chiều dày t = 20 mm

• Chiều rộng b = 500 mm

• Bụng dầm được loại bỏ bằng thao tác gia công Opening

• Thép S235

Cấu kiện 2 – Bản thép 20x1000

• Chiều dày t = 20 mm

• Chiều rộng b = 1000 mm

• Thép S235

• Độ lệch tâm e_x = –90 mm

Mối hàn góc ngang ở cả hai phía của Cấu kiện 2

• Chiều dày họng a = 3 mm

• Chiều dài mối hàn L_t = 100 mm

Mối hàn góc song song ở cả hai phía của Cấu kiện 2

• Chiều dày họng a = 3 mm

• Chiều dài mối hàn L_p = 100 mm

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu kéo thiết kế F_Rd = 387 kN (Cần lưu ý rằng khả năng chịu lực được tính toán sử dụng chức năng "Stop at limit strain". Do đó, khả năng chịu lực CBFEM thực tế có thể cao hơn một chút.)

Mô tả

Trong chương này, mô hình hàn góc trong liên kết bản góc được tính toán bằng CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) và được kiểm tra xác nhận so với phương pháp cấu kiện (CM). Bản góc được hàn vào một bản thép và chịu lực pháp tuyến. Kích thước bản góc và chiều dài mối hàn được nghiên cứu trong phân tích độ nhạy.

Mô hình giải tích

Mối hàn góc là cấu kiện duy nhất được xem xét trong nghiên cứu. Các mối hàn được thiết kế theo Chương 4 trong EN 1993-1-8:2005 để là cấu kiện yếu nhất trong nút liên kết. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc được mô tả trong Mục 4.1. Tổng quan về các ví dụ và vật liệu được xem xét được trình bày trong Bảng 4.2.1. Hình học của các nút liên kết với kích thước được thể hiện trong Hình 4.2.1.

Tính toán theo phương pháp cấu kiện 

Tính toán thủ công này bỏ qua mô men bổ sung của mối hàn, phát sinh do sự phân phối lại lực đến các phần tiết diện chữ L theo EN 1993-1-8 (4.13).

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = 0$$

$$\tau_{\parallel} = \frac{V}{l  \cdot  a}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left( \tau_{\parallel} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left(  \frac{V}{l \cdot a}\right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$V = \frac{f_u  \cdot  l \cdot  a  \cdot  \beta_{\mathrm{Lw1}}}{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{3}}$$

Tổng khả năng chịu lực được tính là tổng khả năng chịu lực của mối hàn trên và mối hàn dưới 

$$V = V_\mathrm{top} + V_\mathrm{bottom}$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$V$ - lực cắt tác dụng lên dầm

$l = 2 \cdot L_\mathrm{\dots}$ - chiều dài mối hàn song song

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$\beta_{\mathrm{Lw1}}$ - hệ số giảm mối hàn dài, EN 1993-1-8 Công thức 4.9

$f_u$ - cường độ chịu kéo đứt danh nghĩa của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.2.1 Examples overview}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.2.1 Joint geometry with dimensions}}}$$

Mô hình số

Cấu kiện mối hàn trong CBFEM được mô tả trong Cơ sở lý thuyết chung và Cơ sở lý thuyết theo EN. Mô hình mối hàn có biểu đồ vật liệu đàn hồi - dẻo, và các đỉnh ứng suất được phân phối lại dọc theo chiều dài mối hàn.

Kiểm tra xác nhận khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn được tính bằng CBFEM được so sánh với kết quả của CM; xem Bảng 4.2.2. Hai thông số được nghiên cứu: chiều dài mối hàn và tiết diện bản góc. Hình 4.2.2 thể hiện phân tích độ nhạy của chiều dài mối hàn dưới. Chiều dài mối hàn trên a trong nghiên cứu là L_a=100mm.

 $$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.2.2 Comparison of CBFEM and CM}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{a}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{b}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{a) Angle cleat 80×10             b) Angle cleat 160×16}}}$$

 $$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.2.2 Sensitivity study of bottom weld b length}}}$$

Kết quả của CBFEM và CM được so sánh, và phân tích độ nhạy được trình bày. Ảnh hưởng của chiều dài mối hàn đến khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết bản góc hàn được thể hiện trong Hình 4.2.2. Nghiên cứu cho thấy sự phù hợp tốt cho tất cả các cấu hình mối hàn. Để minh họa độ chính xác của mô hình CBFEM, kết quả của nghiên cứu được tổng hợp trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực thiết kế theo CBFEM và CM; xem Hình 4.2.3. Kết quả cho thấy tất cả các dự đoán của CBFEM đều thiên về phía an toàn so với CM, trong đó độ lệch tâm được bỏ qua.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.2.3 Verification of CBFEM to CM}}}$$

Ví dụ chuẩn

Dữ liệu đầu vào

Bản góc

• Tiết diện 2×L80×10
• Khoảng cách giữa các bản góc 16 mm

Bản thép

• Chiều dày t_p = 16 mm
• Chiều rộng b_p  = 240 mm

Mối hàn, hàn góc song song, xem Hình 4.2.4

• Chiều dày họng a_w  = 3 mm
• Chiều dài mối hàn trên L_w,top = 100 mm
• Chiều dài mối hàn dưới L_w,bottom = 50 mm

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu kéo thiết kế F_Rd = 170 kN (Cần lưu ý rằng khả năng chịu lực được tính toán sử dụng chức năng "Dừng tại biến dạng giới hạn". Do đó, khả năng chịu lực thực tế của CBFEM có thể cao hơn một chút.)

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.2.4 Benchmark example of the welded angle plate joint with parallel fillet welds}}}$$

Mô tả

Trong chương này, phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) của mối hàn góc trong liên kết bản mã liên kết đơn được kiểm tra xác nhận với phương pháp cấu kiện (CM). Bản mã liên kết đơn được hàn vào cột tiết diện hở HEB. Chiều cao của bản mã liên kết đơn thay đổi từ 150 đến 300 mm. Bản/mối hàn chịu lực pháp tuyến, lực cắt và mô men uốn.

Mô hình giải tích

Mối hàn góc là cấu kiện duy nhất được xem xét trong nghiên cứu. Các mối hàn được thiết kế là cấu kiện yếu nhất trong nút liên kết theo Chương 4 trong EN 1993-1-8:2005. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc được mô tả trong Mục 4.1. Tổng quan về các ví dụ và vật liệu được xem xét được trình bày trong Bảng 4.3.1. Ba trường hợp tải trọng được xem xét: lực pháp tuyến N, lực cắt V và mô men uốn M. Hình học của nút liên kết với các kích thước được thể hiện trong Hình 4.3.1.

Tính toán khả năng chịu lực pháp tuyến của mối hàn 

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} = \frac{N}{l \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{N}{l \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{N}{l_\mathrm{tw} \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_{u} \cdot l\cdot a }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

$$\sigma_{\perp} \leq \frac{f_{u}  \cdot  0.9}{ \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_{u}  \cdot  l  \cdot  a  \cdot  0.9  \cdot  \sqrt{2}}{ \gamma_{\mathrm{M2}} }$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$N$ - lực pháp tuyến tác dụng lên dầm

$l$ - tổng chiều dài mối hàn 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo danh nghĩa của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

Tính toán khả năng chịu uốn của mối hàn 

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} = \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$M \leq \frac{f_{u} \cdot W }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

$$\sigma_{\perp} \leq \frac{f_{u}  \cdot  0.9}{ \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$M \leq \frac{f_{u}  \cdot  W  \cdot  0.9  \cdot  \sqrt{2}}{ \gamma_{\mathrm{M2}} }$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$W = \frac{1}{4} \cdot a \cdot l^2$ - mô đun tiết diện dẻo của mối hàn

$M$ - mô men uốn tác dụng lên dầm

$l$ - tổng chiều dài mối hàn 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo danh nghĩa của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

Tính toán khả năng chịu cắt của mối hàn

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = 0$$

$$\tau_{\parallel} = \frac{V}{l \cdot  a}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left( \tau_{\parallel} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{  3 \cdot \left(  \frac{V}{l \cdot a}\right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$V = \frac{f_u  \cdot  l\cdot  a  }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{3}}$$

Trong đó:

$a$ - chiều dày họng mối hàn

$V$ - lực cắt tác dụng lên dầm

$l$ - tổng chiều dài mối hàn

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo danh nghĩa của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng phần cho mối hàn

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.3.1.N Examples overview}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.3.1.V Examples overview}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.3.1.M Examples overview}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.1 Joint geometry with dimensions}}}$$

Mô hình số

Cấu kiện mối hàn trong CBFEM được mô tả trong Cơ sở lý thuyết chung và Cơ sở lý thuyết EN. Mô hình mối hàn có biểu đồ vật liệu đàn hồi-dẻo, và các đỉnh ứng suất được phân phối lại dọc theo chiều dài mối hàn.

Kiểm tra xác nhận khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế được tính bằng CBFEM được so sánh với kết quả của CM. Sự so sánh được trình bày trong Bảng 4.3.2. Nghiên cứu được thực hiện cho một thông số: chiều dài mối hàn, tức là chiều cao của bản mã liên kết đơn, và ba trường hợp tải trọng: lực pháp tuyến, lực cắt và mô men uốn. Lực cắt được đặt trong mặt phẳng mối hàn để bỏ qua ảnh hưởng của mô men uốn bổ sung. Mô men uốn được đặt tại đầu bản mã liên kết đơn. Ảnh hưởng của chiều dài mối hàn đến khả năng chịu lực thiết kế của các nút liên kết bản mã liên kết đơn chịu lực pháp tuyến và lực cắt được thể hiện trong Hình 4.3.2. Mối quan hệ giữa chiều dài mối hàn và khả năng chịu mô men uốn của nút liên kết được thể hiện trong Hình 4.3.3.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.3.2 Comparison of CBFEM and CM}}}$$

Kết quả của CBFEM và CM được so sánh, và nghiên cứu độ nhạy được trình bày. Ảnh hưởng của chiều dài mối hàn đến khả năng chịu lực thiết kế trong nút liên kết bản mã liên kết đơn chịu lực pháp tuyến được thể hiện trong Hình 4.3.2, chịu lực cắt trong Hình 4.3.3, và chịu mô men uốn trong Hình 4.3.4. Nghiên cứu cho thấy sự phù hợp tốt cho tất cả các trường hợp tải trọng được áp dụng.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.2 Parametric study of fin plate joint loaded by normal force}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.3 Parametric study of fin plate joint loaded by shear force}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.4 Parametric study of fin plate joint loaded by bending moment}}}$$

Để minh họa độ chính xác của mô hình CBFEM, kết quả của các nghiên cứu thông số được tóm tắt trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực thiết kế của CBFEM và CM; xem Hình 4.3.5. Kết quả cho thấy sự chênh lệch giữa hai phương pháp tính toán trong tất cả các trường hợp đều nhỏ hơn 10 %.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.5 Verification of CBFEM to CM}}}$$

Ví dụ chuẩn

Dữ liệu đầu vào

Cột

• Thép S235
• HEB 400

Bản mã liên kết đơn

• Chiều dày t_p = 15 mm
• Chiều cao h_p = 175 mm

Mối hàn, hàn góc hai phía, xem Hình 4.3.6

• Chiều dày họng a_w = 3 mm

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu lực thiết kế khi uốn thuần túy M_Rd = 11,4 kNm

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.3.6 Benchmark example for the welded fin plate joint}}}$$

 Mô tả

Mục tiêu của chương này là kiểm tra xác nhận phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) cho mối hàn góc trong nút liên kết dầm-cột có sườn tăng cứng so với phương pháp cấu kiện (CM). Dầm tiết diện hở IPE được liên kết với cột tiết diện hở HEB400. Các sườn tăng cứng được bố trí bên trong cột đối diện với cánh dầm. Tiết diện dầm là thông số thay đổi. Ba trường hợp tải trọng được xét, tức là dầm chịu kéo, lực cắt và uốn.

 Mô hình giải tích

Mối hàn góc là cấu kiện duy nhất được khảo sát trong nghiên cứu. Các mối hàn được thiết kế theo Chương 4 trong EN 1993-1-8:2005 để là cấu kiện yếu nhất trong nút liên kết. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc được mô tả trong Mục 4.1. Tổng quan về các ví dụ được xét và vật liệu được trình bày trong Bảng 4.4.1. Hình học của nút liên kết với các kích thước được thể hiện trong Hình 4.4.1.

Bảng 4.4.1 Tổng quan các ví dụ

Tính toán thủ công lực dọc N 

$$\sqrt{  \sigma_{\perp}^2  + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2  + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} = \frac{N}{l \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{N}{l \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{N}{l \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_{u}  \cdot  l  \cdot  a }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

Trong đó:

$a$ - chiều cao họng mối hàn

$N$ - lực dọc tác dụng lên dầm

$l$ - tổng chiều dài mối hàn 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng cho mối hàn

Tính toán thủ công lực cắt V 

Tính toán thủ công trình bày trong chương này dựa trên một số giả thiết nhất định. Lực cắt $V$ chỉ được truyền qua mối hàn tại bụng dầm. Mô men uốn phát sinh do độ lệch tâm của lực tác dụng lên các mối hàn được quy về các mối hàn cánh. Mô đun chống uốn của tiết diện mối hàn cánh $W$ được xác định không phải theo khoảng cách đo từ trọng tâm các mối hàn, mà từ mép cánh đến trọng tâm dầm, như cách tính trong thực tế.

Các phương trình sau đây trình bày cách dẫn xuất khả năng chịu lực của mối hàn đối với lực cắt và mô men uốn theo CM. Ứng suất tương đương được quy định trong EN 1993-1-8, Phương trình (4.1). Để tính khả năng chịu mô men uốn, mô đun chống uốn dẻo của tiết diện được giả định. 

$$\sqrt{  \sigma_{\perp}  + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2  + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$V \le \min \left \{ \frac{f_\mathrm{u} \cdot l_V \cdot a}{\sqrt{3} \cdot \beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{M2}} , \,  \frac{f_\mathrm{u} \cdot W}{\sqrt{2} \cdot \beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}} \cdot e}   \right \}$$

Trong đó:

$e$ - độ lệch tâm của lực so với các mối hàn dầm 

$a$ - chiều cao họng mối hàn

$V$ - lực cắt tác dụng lên dầm

$W= W_\mathrm{pl,flange}$ - mô đun chống uốn của tiết diện mối hàn

$A_\mathrm{w,top,f} = B \cdot a$ - diện tích mối hàn mép cánh trên 

$A_\mathrm{w,bottom,f} = (B-t_\mathrm{w}) \cdot a$ - diện tích mối hàn mép cánh dưới 

$z_\mathrm{w,top,f} = H / 2$ - cánh tay đòn mối hàn mép cánh trên

$z_\mathrm{w,bottom,f} = (H - t_\mathrm{f}) / 2$ - cánh tay đòn mối hàn mép cánh dưới

$W_\mathrm{pl,flange} = 2 \cdot \left(A_\mathrm{w,top,f} \cdot  z_\mathrm{w,top,f} + A_\mathrm{w,bottom,f} \cdot z_\mathrm{w,bottom,f}\right)$ - mô đun chống uốn dẻo của cánh

$l_{\mathrm{V}}$ - tổng chiều dài mối hàn bụng dầm 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_\mathrm{u}$ - cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng cho mối hàn

$H$ - chiều cao dầm IPE

$B$ - chiều rộng dầm IPE

$t_\mathrm{w}$ - chiều dày bụng dầm IPE 

$t_\mathrm{f}$ - chiều dày cánh dầm IPE

Tính toán thủ công mô men uốn M

Trong tính toán mô men uốn không có tương tác với lực cắt, mô đun chống uốn dẻo của toàn bộ tiết diện mối hàn (cả xung quanh cánh và xung quanh bụng) được giả định.

$$\sqrt{ \sigma_{\perp}^2 + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2 + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} = \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{M}{W}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$M \leq \frac{f_{u} \cdot W }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

$$\sigma_{\perp} \leq \frac{f_{u}  \cdot  0.9}{ \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$M \leq \frac{f_{u}  \cdot  W  \cdot  0.9  \cdot  \sqrt{2}}{ \gamma_{\mathrm{M2}} }$$

Trong đó:

$a$ - chiều cao họng mối hàn

$W$ - mô đun chống uốn dẻo của mối hàn

$M$ - mô men uốn tác dụng lên dầm

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo tiêu chuẩn của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng cho mối hàn

 Mô hình số

Cấu kiện mối hàn trong CBFEM được mô tả trong Cơ sở lý thuyết chung và Cơ sở lý thuyết theo EN. 

Vật liệu đàn hồi-dẻo phi tuyến được sử dụng cho các mối hàn trong nghiên cứu này. Biến dạng dẻo giới hạn đạt được ở phần dài hơn của mối hàn và các đỉnh ứng suất được phân phối lại.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.1 Joint's geometry with dimensions}}}$$

 Kiểm tra xác nhận khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế tính toán bằng phần mềm CBFEM Idea RS được so sánh với kết quả của CM. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn được so sánh, xem Bảng 4.4.2. Nghiên cứu được thực hiện cho một thông số tiết diện dầm và ba trường hợp tải trọng: lực dọc N_Ed, lực cắt V_Ed, và mô men uốn M_Ed.

Bảng 4.4.2 So sánh CBFEM và CM

Kết quả của CBFEM và CM được so sánh và một nghiên cứu độ nhạy được trình bày. Ảnh hưởng của tiết diện dầm đến khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết dầm-cột hàn chịu kéo được thể hiện trong Hình 4.4.2, chịu lực cắt trong Hình 4.4.3 và chịu uốn trong Hình 4.4.4. Nghiên cứu cho thấy sự phù hợp tốt cho tất cả các trường hợp tải trọng được áp dụng.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.2}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.3}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.4}}}$$

Để minh họa độ chính xác của mô hình CBFEM, kết quả của nghiên cứu độ nhạy được tóm tắt trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực thiết kế của CBFEM và CM, xem Hình 4.4.5. Kết quả cho thấy sự khác biệt giữa hai phương pháp tính toán trong tất cả các trường hợp đều nhỏ hơn 10%.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.5 Verification of CBFEM to CM}}}$$

 Ví dụ chuẩn

Dữ liệu đầu vào

Cột

• Thép S235
• HEB 400

Dầm

•  Thép S235
•  IPE 160
•  Độ lệch tâm của lực so với mối hàn x = 400 mm, xem Hình 4.4.6

Mối hàn

•   Chiều cao họng mối hàn a_w = 3 mm

Kết quả đầu ra:

• Khả năng chịu lực cắt thiết kế V_Rd = 105 kN

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.4.6 Benchmark example of the welded beam to column joint with force eccentricity}}}$$

Mô tả

Trong chương này, phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) của mối hàn góc liên kết bản thép với cột không có sườn tăng cứng được kiểm tra theo phương pháp cấu kiện (CM). Bản thép được liên kết với cột tiết diện hở và tiết diện hộp và chịu lực kéo.

Mô hình giải tích

Mối hàn góc là cấu kiện duy nhất được xem xét trong nghiên cứu. Các mối hàn được thiết kế theo Chương 4 trong EN 1993-1-8:2005 để là cấu kiện yếu nhất trong nút liên kết. Khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn góc được mô tả trong Mục 4.1. Lực tác dụng vuông góc với bản mềm được hàn vào tiết diện không có sườn tăng cứng bị giới hạn. Ứng suất tập trung trong chiều rộng hữu hiệu trong khi khả năng chịu lực của mối hàn xung quanh các phần không có sườn tăng cứng bị bỏ qua, như thể hiện trong Hình 4.5.1. Đối với tiết diện I hoặc H không có sườn tăng cứng, chiều rộng hữu hiệu được xác định theo:

$$b_\mathrm{eff} = t_\mathrm{w} + 2s + 7kt_\mathrm{f} \qquad (4.5.1)$$                                                                    

$$k = \frac{t_\mathrm{f} \cdot f_\mathrm{y,f} }{ t_\mathrm{p} \cdot f_\mathrm{y,p}} \qquad (4.5.2)$$                                                         

Kích thước s đối với tiết diện cán nóng là $s =r$ và đối với tiết diện hàn là $s = \sqrt{2} \cdot a$. Đối với tiết diện hộp hoặc tiết diện chữ U, chiều rộng hữu hiệu được xác định theo:

$$b_\mathrm{eff} = 2t_\mathrm{w} + 5 t_\mathrm{f} \quad \textrm{but}\quad b_\mathrm{eff} \leq 2t_\mathrm{w} + 5 kt_\mathrm{f}\qquad (4.5.1)$$ 

$$\sqrt{  \sigma_{\perp}^2  + 3 \cdot \left( \tau_{\perp}^2  + \tau_{\parallel}^2\right)} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sigma_{\perp} = \tau_{\perp} = \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} = \frac{N}{b_\mathrm{eff} \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}}$$

$$\tau_{\parallel} = 0$$

$$\sqrt{ \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{\sigma_{N}}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$\sqrt{ \left( \frac{N}{b_\mathrm{eff} \cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2 + 3 \cdot \left( \frac{N}{b_\mathrm{eff}\cdot a}\cdot \frac{1}{\sqrt{2}} \right)^2} \leq \frac{f_u}{\beta_{\mathrm{w}} \cdot \gamma_{\mathrm{M2}}}$$

$$N \leq \frac{f_{u}  \cdot  b_\mathrm{eff}  \cdot  a }{\beta_{\mathrm{w}}  \cdot  \gamma_{\mathrm{M2}}  \cdot  \sqrt{2}}$$

Trong đó:

$a$ - chiều cao họng mối hàn

$N$ - lực dọc tác dụng lên dầm

$b_\mathrm{eff}$ - tổng chiều dài mối hàn hữu hiệu 

$\beta_{\mathrm{w}}$ - hệ số tương quan lấy từ Bảng 4.1 trong EN 1993-1-8

$f_u$ - cường độ chịu kéo danh nghĩa của phần yếu hơn được liên kết

$\gamma_{\mathrm{M2}}$ - hệ số an toàn riêng cho mối hàn

       $$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.1 Effective width of an unstiffened joint (Fig. 4.8 in EN 1993-1-8:2005)}}}$$

Mô hình số

Cấu kiện mối hàn trong CBFEM được mô tả trong Cơ sở lý thuyết chung và Cơ sở lý thuyết theo EN. Nhánh dẻo được đạt đến ở một phần của mối hàn, và các đỉnh ứng suất được phân phối lại dọc theo chiều dài mối hàn.

Kiểm tra khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế tính bằng CBFEM được so sánh với kết quả của CM. Chỉ so sánh khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn. Tổng quan về các ví dụ và vật liệu được xem xét được trình bày trong Bảng 4.5.1. Hình học của các nút liên kết với kích thước được thể hiện trong Hình 4.5.2.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.5.1 Examples overview}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{a) Flexible plate to open section             b) Flexible plate to box section}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.2 Joint geometry and dimentions}}}$$

Kết quả được trình bày trong Bảng 4.5.2. Nghiên cứu được thực hiện cho hai thông số: chiều rộng cánh của tiết diện HEB và chiều dày bụng của tiết diện hộp. Bản mềm chịu lực kéo. Ảnh hưởng của chiều rộng cánh tiết diện HEB đến khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết được thể hiện trong Hình 4.5.3. Mối quan hệ giữa chiều dày bụng của tiết diện hộp và khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết được thể hiện trong Hình 4.5.4.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Tab. 4.5.2 Comparison of CBFEM and CM}}}$$

Kết quả của CBFEM và CM được so sánh trong một nghiên cứu độ nhạy. Ảnh hưởng của chiều rộng cánh tiết diện HEB đến khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết được nghiên cứu trong Hình 4.5.3. Ảnh hưởng của chiều dày bụng của tiết diện hộp đến khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết được trình bày trong Hình 4.5.4. Các nghiên cứu tham số cho thấy sự phù hợp rất tốt của kết quả đối với tất cả các cấu hình mối hàn.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.3 Flange width of the HEB section      Fig. 4.5.4 Web thickness of the box section}}}$$

Kết quả của nghiên cứu độ nhạy được tóm tắt trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực thiết kế của CBFEM và CM; xem Hình 4.5.5 minh họa độ chính xác của mô hình CBFEM.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.5 Verification of CBFEM to CM}}}$$

Ảnh hưởng của chiều dày bản đến khả năng chịu lực thiết kế của mối hàn được thể hiện trong Hình 4.5.6. Tiết diện cột là HEB 180 với chiều dày cánh 14 mm. Mối hàn liên kết bản dày hơn cánh cột có cùng khả năng chịu lực đối với CM và CBFEM. Mặt khác, mối hàn liên kết bản với cánh cột có chiều dày bằng hoặc nhỏ hơn có khả năng chịu lực thiết kế trong mô hình số nhỏ hơn 20%. Chiều dày bản không được tính đến trong các mô hình số với phần tử vỏ, điều này gây ra sự khác biệt.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.6 Influence of plate thickness on the resistance of joint with unstiffened column HEB180}}}$$

Ví dụ kiểm chứng

Dữ liệu đầu vào

Cột

• Thép S235

• RHS 200/200/5

Bản mềm

• Thép S235

• Chiều dày t_p = 17 mm

• Chiều rộng b_p = 190 mm

Mối hàn, hàn góc hai phía xem Hình 4.5.7

• Chiều cao họng a_w = 5 mm

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu lực kéo thiết kế N_Rd = 68 kN

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 4.5.7 Benchmark example for the welded connection of plate to unstiffened column}}}$$

Mô tả

Mục tiêu của chương này là kiểm tra phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) của T-stub được liên kết bằng hai bu lông chịu kéo với phương pháp cấu kiện (CM) và mô hình FEM nghiên cứu (RM) được tạo trong phần mềm Midas FEA; xem (Gödrich et al. 2019).

Mô hình giải tích

T-stub hàn và bu lông chịu kéo là các cấu kiện được nghiên cứu trong đề tài. Cả hai cấu kiện đều được thiết kế theo EN 1993-1-8:2005. Các mối hàn được thiết kế để không phải là cấu kiện yếu nhất. Chiều dài hiệu quả cho các dạng phá hoại tròn và không tròn được xét theo EN 1993-1-8:2005 điều 6.2.6. Chỉ xét tải trọng kéo. Ba dạng phá hoại theo EN 1993-1-8:2005 điều 6.2.4.1 được xét: 1. dạng chảy dẻo hoàn toàn của cánh, 2. dạng có hai đường chảy dẻo tại bụng và đứt bu lông, và 3. dạng đứt bu lông; xem Hình 5.1.1. Bu lông được thiết kế theo điều 3.6.1 trong EN 1993-1-8:2005. Khả năng chịu lực thiết kế có xét đến khả năng chịu cắt thủng và đứt bu lông.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.1 Collapse modes of T-stub}}}$$

Mô hình số thiết kế

T-stub được mô hình hóa bằng các phần tử vỏ 4 nút như mô tả trong Chương 3 và được tóm tắt thêm. Mỗi nút có 6 bậc tự do. Biến dạng của phần tử bao gồm đóng góp của màng và uốn. Trạng thái vật liệu đàn hồi-dẻo phi tuyến được kiểm tra tại mỗi lớp điểm tích phân. Đánh giá dựa trên biến dạng tối đa theo EN 1993‑1‑5:2006 với giá trị 5 %. Bu lông được chia thành ba cấu kiện con. Cấu kiện con thứ nhất là thân bu lông, được mô hình hóa như một lò xo phi tuyến và chỉ chịu kéo. Cấu kiện con thứ hai truyền lực kéo vào các cánh. Cấu kiện con thứ ba giải quyết việc truyền lực cắt.

Mô hình số nghiên cứu

Trong các trường hợp CBFEM cho khả năng chịu lực, độ cứng ban đầu hoặc khả năng biến dạng cao hơn, mô hình FEM nghiên cứu (RM) từ các phần tử khối được kiểm chứng bằng thực nghiệm (Gödrich et al. 2013) được sử dụng để kiểm tra mô hình CBFEM. RM được tạo trong phần mềm Midas FEA với các phần tử khối lục diện và bát diện, xem Hình 5.1.2. Nghiên cứu độ nhạy lưới được thực hiện để đạt được kết quả phù hợp trong thời gian hợp lý. Mô hình số của bu lông dựa trên mô hình của (Wu et al. 2012). Đường kính danh nghĩa được xét ở phần thân, và đường kính lõi hiệu quả được xét ở phần ren. Vòng đệm được liên kết với đầu bu lông và đai ốc. Biến dạng do trượt ren trong vùng tiếp xúc ren-đai ốc được mô hình hóa bằng các phần tử giao diện. Các phần tử giao diện không có khả năng truyền ứng suất kéo. Các phần tử tiếp xúc cho phép truyền áp lực và ma sát được sử dụng giữa vòng đệm và cánh của T-stub. Một phần tư mẫu được mô hình hóa sử dụng tính đối xứng.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.2 Research FEM model}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.3 Geometry of the T-stubs}}}$$

Phạm vi áp dụng

CBFEM được kiểm tra cho các hình học T-stub điển hình được chọn. Chiều dày tối thiểu của cánh là 8 mm. Tỷ lệ khoảng cách bu lông trên đường kính bu lông tối đa bị giới hạn bởi p/d_b ≤ 20. Khoảng cách từ hàng bu lông đến bụng được giới hạn bởi m/d_b ≤ 5. Tổng quan các mẫu được xét với bản thép S235: f_y = 235 MPa, f_u = 360 MPa, E = E_bolt = 210 GPa được trình bày trong Bảng 5.1.1 và Hình 5.1.3.

Bảng 5.1.1 Tổng quan các mẫu T-stub được xét

Ứng xử tổng thể

So sánh ứng xử tổng thể của T-stub được mô tả bằng biểu đồ lực–biến dạng cho tất cả các quy trình thiết kế đã được thực hiện. Sự chú ý tập trung vào các đặc trưng chính: độ cứng ban đầu, khả năng chịu lực thiết kế và khả năng biến dạng. Mẫu tf20 được chọn để trình bày làm tham chiếu; xem Hình 5.1.4 và Bảng 5.1.2. CM thường cho độ cứng ban đầu cao hơn so với CBFEM và RM. Trong tất cả các trường hợp, RM cho khả năng chịu lực thiết kế cao nhất, như được trình bày trong chương 6. Khả năng biến dạng cũng được so sánh. Khả năng biến dạng của T-stub được tính theo (Beg et al. 2004). RM không xét đến nứt vật liệu, do đó dự báo khả năng biến dạng bị hạn chế.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.4 Force–deformation diagram}}}$$

Bảng 5.1.2 Tổng quan ứng xử tổng thể

Kiểm tra khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế tính theo CBFEM được so sánh với kết quả của CM và RM trong bước tiếp theo. Việc so sánh cũng tập trung vào khả năng biến dạng và xác định dạng phá hoại. Tất cả kết quả được sắp xếp trong Bảng 5.1.3. Nghiên cứu được thực hiện cho năm thông số: chiều dày cánh, kích thước bu lông, vật liệu bu lông, khoảng cách bu lông và chiều rộng T-stub.

Bảng 5.1.3 Tổng quan ứng xử tổng thể

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.5 Sensitivity study of flange thickness}}}$$

Nghiên cứu độ nhạy về chiều dày cánh cho thấy khả năng chịu lực theo CBFEM cao hơn so với CM đối với các mẫu có chiều dày cánh đến 20 mm. RM cho khả năng chịu lực thậm chí còn cao hơn đối với các mẫu này; xem Hình 5.1.5. Khả năng chịu lực cao hơn của cả hai mô hình số được giải thích bởi việc bỏ qua hiệu ứng màng trong CM. Trong trường hợp đường kính bu lông và vật liệu bu lông (xem Hình 5.1.6 và Hình 5.1.7 tương ứng), kết quả của CBFEM tương ứng với kết quả của CM. Do sự phù hợp tốt giữa hai phương pháp, kết quả của RM không cần thiết.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.6 Sensitivity study of the bolt diameter}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.7 Sensitivity study of the bolt material}}}$$

Trong trường hợp khoảng cách bu lông, kết quả của CBFEM và CM nhìn chung cho thấy sự phù hợp tốt; xem Hình 5.1.8. Khi khoảng cách bu lông tăng, CBFEM cho khả năng chịu lực cao hơn một chút so với CM. Vì lý do đó, kết quả của RM cũng được trình bày. RM cho khả năng chịu lực cao nhất trong tất cả các trường hợp.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.8 Sensitivity study of the bolt distance}}}$$

Trong nghiên cứu về chiều rộng T-stub, CBFEM cho khả năng chịu lực cao hơn so với CM khi chiều rộng tăng. Kết quả của RM được chuẩn bị, một lần nữa cho khả năng chịu lực cao nhất trong tất cả các trường hợp; xem Hình 5.1.9.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.9 Sensitivity study of T-stub width}}}$$

Để thể hiện khả năng dự báo của mô hình CBFEM, kết quả của các nghiên cứu được tóm tắt trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực theo CBFEM và CM; xem Hình 5.1.10. Kết quả cho thấy sự khác biệt giữa hai phương pháp tính toán chủ yếu đến 10 %. Trong các trường hợp CBFEM/CM > 1,1, độ chính xác của CBFEM được kiểm tra bằng kết quả của RM, cho khả năng chịu lực cao nhất trong tất cả các trường hợp được chọn.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.10 Summary of verification of CBFEM to CM}}}$$

Ví dụ chuẩn

Dữ liệu đầu vào

T-stub, xem Hình 5.1.11

• Thép S235
• Chiều dày cánh t_f = 20 mm
• Chiều dày bụng t_w = 20 mm
• Chiều rộng cánh b_f = 300 mm
• Chiều dài b = 100 mm
• Hàn góc kép a_w = 10 mm

Bu lông

• 2 × M24 8.8
• Khoảng cách bu lông w = 165 mm

Thiết lập tiêu chuẩn – Mô hình và lưới

• Số phần tử trên cấu kiện hoặc cánh lớn nhất 16

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu kéo thiết kế F_T,Rd = 164 kN
• Dạng phá hoại – chảy dẻo hoàn toàn của cánh với biến dạng tối đa 5 %
• Hệ số sử dụng của bu lông 86,4 %
• Hệ số sử dụng của mối hàn 45,7 %

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.1.11 Benchmark example for the T-stub}}}$$

Tài liệu tham khảo

EN 1993-1-5, Eurocode 3, Thiết kế kết cấu thép – Phần 1-5: Các cấu kiện bản thép, CEN, Brussels, 2005.

EN 1993-1-8, Eurocode 3, Thiết kế kết cấu thép – Phần 1-8: Thiết kế nút liên kết, CEN, Brussels, 2005.

Beg D., Zupančič E., Vayas I. Về khả năng xoay của liên kết chịu mô men, Journal of Constructional Steel Research, 60 (3–5), 2004, 601–620.

Gödrich L., Wald F., Sokol Z. Về mô hình hóa nâng cao của nút liên kết bản mã đầu dầm, Connection and Joints in Steel and Composite Structures, Rzeszow, 2013.

Gödrich L., Wald F., Kabeláč J., Kuříková M. Mô hình phần tử hữu hạn thiết kế của cấu kiện liên kết T-stub bu lông, Journal of Constructional Steel Research. 2019, (157), 198-206.

Wu Z., Zhang S., Jiang S. Mô phỏng bu lông chịu kéo trong mô hình phần tử hữu hạn của liên kết dầm-cột bán cứng, International Journal of Steel Structures 12 (3), 2012, 339-350.

Mô tả

Nghiên cứu này tập trung vào việc kiểm tra phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) đối với khả năng chịu lực của liên kết bu lông mối nối đối xứng kép so với mô hình giải tích (AM).

Mô hình giải tích

Khả năng chịu cắt của bu lông và khả năng chịu ép mặt của bản thép được thiết kế theo Bảng 3.4 trong mục 3.6.1 của EN 1993-1-8:2005. Đối với liên kết dài, hệ số giảm theo điều khoản 3.8 được xem xét. Khả năng chịu lực thiết kế của các cấu kiện được liên kết có xét đến giảm trừ do lỗ bu lông được tính theo điều khoản 3.10.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{ Drawing 5.2.1 Joint geometry and dimensions}}}$$

Kiểm tra khả năng chịu lực

Khả năng chịu lực thiết kế được tính bằng CBFEM đã được so sánh với kết quả của mô hình giải tích (AM). Kết quả được tổng hợp trong Bảng 5.2.1. Các thông số bao gồm vật liệu bu lông, chiều dày mối nối, đường kính bu lông và khoảng cách bu lông, xem Hình 5.2.1 đến 5.2.4.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.1 Sensitivity study for the bolt material}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.2 Sensitivity study for the splice thickness}}}$$

Bảng 5.2.1 Nghiên cứu độ nhạy về khả năng chịu lực

Mô tả nút liên kết: mối nối 150/10mm, bu lông 2×M20 với khoảng cách p =70, e₁=50, bản thép 2×150/6mm, thép S235

Mô tả nút liên kết: chiều cao mối nối 200mm, bu lông 3×M16 8,8 với khoảng cách p = 55mm e₁ = 40mm, bản thép 2×200/t mm, thép S235

Mô tả nút liên kết: mối nối 120/10mm, bu lông 2×MX 8,8, bản thép 2×120/10 mm, thép S235

Mô tả nút liên kết: mối nối 200/6 mm, bu lông 3×M16 8,8, bản thép 2×200/6mm, thép S235

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.3 Sensitivity study for the bolt diameter}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.4 Sensitivity study for the distance of bolts}}}$$

Kết quả của các nghiên cứu độ nhạy được tổng hợp trong biểu đồ tại Hình 5.2.5. Kết quả cho thấy sự khác biệt giữa hai phương pháp tính toán dưới 5 %. Mô hình giải tích thường cho khả năng chịu lực cao hơn.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.5 Verification of CBFEM to AM for the symmetrical double splice connection}}}$$

Ví dụ chuẩn

Dữ liệu đầu vào

Cấu kiện được liên kết

• Thép S235
• Mối nối 200/10 mm

Phần tử liên kết

Bu lông

• 3 × M16 8.8
• Khoảng cách e₁ = 40 mm, p = 55 mm

2 x mối nối

• Thép S235
• Bản thép 380×200×10

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu lực thiết kế F_Rd = 258 kN
• Trạng thái giới hạn là ép mặt của mối nối được liên kết

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.2.6 Benchmark example of the bolted splices in shear}}}$$

Mô tả

Mô hình CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) của nút liên kết dầm - cột được kiểm chứng theo Phương pháp cấu kiện (CM). Bản mã đầu dầm mở rộng với ba hàng bu lông được liên kết với bụng cột và chịu tải trọng mô men uốn; xem Hình 5.3.1.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.3.1 Joint geometry - all dimensions in mm}}}$$

Mô hình giải tích

Ba cấu kiện chi phối ứng xử là bản mã đầu dầm chịu uốn, cánh dầm chịu kéo và chịu nén, và bụng cột chịu uốn. Bản mã đầu dầm và cánh dầm chịu kéo và chịu nén được thiết kế theo EN 1993-1-8:2005. Ứng xử của bụng cột chịu uốn được dự đoán theo (Steenhuis et al. 1998). Kết quả thí nghiệm các nút liên kết dầm - cột theo trục yếu, ví dụ (Lima et al. 2009), cho thấy khả năng dự đoán tốt đối với loại nút liên kết này chịu tải trọng trong mặt phẳng của dầm được liên kết.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.3.2 Definition of the tension zone}}}$$

$$F_\mathrm{{local.Rd }}=\min \left(F_\mathrm{{punch.Rd }} ; F_\mathrm{{comb.Rd }}\right)$$

$$F_\mathrm{ {punch.Rd }}  = n \cdot \pi\cdot d_\mathrm{m}  \cdot t_\mathrm{w c} \cdot f_\mathrm{y} /\left(\sqrt{3} \cdot \gamma_\mathrm{M 0}\right) \quad \text{bolted end plate }$$ 

$$b = b_0 + 0.9 \cdot d_\mathrm{m}$$

$$c = c_0 + 0.9 \cdot d_\mathrm{m}$$

$$a = L - b$$

$$k= 1 \quad \text{ if }\quad(b+c) / L>0.5$$

$$k=0.7+0.6(b+c) / L \quad \text{ if }\quad(b+c) / L \leq 0.5$$

$$b_\mathrm{m}=L\left[1-0.82 \frac{t_\mathrm{w c}^2}{c^2}\left(1+\sqrt{1+2.8 \frac{c^2}{t_\mathrm{w c} L}}\right)^2\right], \quad \text{ but } \quad b_\mathrm{m} \geq 0$$

$$x_0=L\cdot\left[\left(\frac{t_\mathrm{w c}}{L}\right)^{\frac{2}{3}}+0.23 \frac{c}{L}\left(\frac{t_\mathrm{w c}}{L}\right)^{\frac{1}{3}}\right] \cdot\left(\frac{b-b_\mathrm{m}}{L-b_\mathrm{m}}\right)$$

$$x = 0 \quad b \leq b_\mathrm{m}$$

$$x=-a+\sqrt{a^2-1.5 a c+\frac{\sqrt{3}}{2} t_\mathrm{w c}\left[\pi \sqrt{L\left(a+x_0\right)}+4 c\right]} \quad \text{ if }\quad b>b_\mathrm{m}$$

$$F_\mathrm{c o m b . R d}=k\cdot t_\mathrm{w c}^2 \cdot f_\mathrm{y}\left[\frac{\pi \sqrt{L(a+x)}+2 c}{a+x}+\frac{1.5 c x+x^2}{\sqrt{3} t_\mathrm{w c}(a+x)}\right] / \gamma_\mathrm{M 0}$$

$$\rho = 1 \quad \text{ if }\quad z / (L-b) \leq 1$$
$$\rho = z / (L-b) \quad \text{ if }\quad 1<z / (L-b) \leq 10$$

$$F_\mathrm{g l o b a l . R d}=\frac{F_\mathrm{c o m b . R d}}{2}+\frac{t_\mathrm{w c}^2 f_\mathrm{y}}{4}\left(\frac{2 b}{z}+\pi+2 \rho\right) / \gamma_\mathrm{M 0}$$

$$F_\mathrm{Rd} = \min \left(F_\mathrm{{local.Rd }} ; F_\mathrm{g l o b a l . R d}\right)$$

$$M_\mathrm{Rd} = z \cdot F_\mathrm{Rd}$$

Trong đó:

• $t_\mathrm{w c} \quad$ là chiều dày bụng cột
• $f_\mathrm{y} \quad$ là giới hạn chảy của bụng cột
• $\gamma_{\mathrm{M} 0}$ là hệ số an toàn riêng phần của thép
• $\gamma_{\mathrm{M} 0}$ là hệ số an toàn riêng phần của thép
• $n$ số hàng bu lông chịu kéo
• $d_\mathrm{m}$ đường kính đường chéo đầu bu lông
• $b_0$ khoảng cách ngang giữa các bu lông 
• $c_0$ khoảng cách đứng giữa các bu lông
• $z$ cánh tay đòn của nút liên kết
• $F_\mathrm{ {punch.Rd }} \quad$ là khả năng chịu lực cắt thủng
• $F_\mathrm{ {comb.Rd }} \quad$ là khả năng chịu tổ hợp lực cắt thủng, lực cắt và uốn

Mô hình số

Đánh giá dựa trên biến dạng lớn nhất theo EN 1993-1-5:2006 với giá trị 5 %. Thông tin chi tiết về mô hình CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) được tóm tắt trong Chương 3.

Kiểm chứng khả năng chịu lực

Nghiên cứu độ nhạy về khả năng chịu lực của nút liên kết được thực hiện cho các tiết diện cột. Hình học nút liên kết được thể hiện trong Hình 5.3.1. Trong Bảng 5.3.1 và Hình 5.3.3, kết quả tính toán trong trường hợp mở rộng bản mã đầu dầm P18 tương đối so với tiết diện cột được tổng hợp.

Bảng 5.3.1 Kết quả dự đoán khả năng chịu lực của liên kết bản mã đầu dầm theo trục yếu cho các xà gồ khác nhau

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.3.3 Comparison resistance of end plate minor axis connection predicted by CBFEM and CM}}}$$

Ứng xử tổng thể

Ứng xử tổng thể được thể hiện trên đường cong lực - biến dạng. Dầm IPE 240 được liên kết với cột HEB 300 bằng sáu bu lông M16 8.8. Hình học bản mã đầu dầm được thể hiện trong Hình 5.3.1 và Bảng 5.3.1. So sánh kết quả của cả hai phương pháp được trình bày trong Hình 5.3.4 và Bảng 5.3.2. Cả hai phương pháp đều dự đoán khả năng chịu lực thiết kế tương tự nhau. CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) nhìn chung cho độ cứng ban đầu thấp hơn so với CM. 

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.3.4 Prediction of behavior of end plate minor axis connection on moment rotational curve CBFEM}}}$$

Bảng 5.3.2 Các đặc trưng chính về ứng xử tổng thể

Kết quả các nghiên cứu được tổng hợp trong biểu đồ so sánh khả năng chịu lực theo CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) và phương pháp cấu kiện; xem Hình 5.3.5. Kết quả cho thấy sự chênh lệch giữa các phương pháp lên đến 14 %. CBFEM (phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện) trong mọi trường hợp đều dự đoán khả năng chịu lực thấp hơn so với CM, điều này dựa trên sự đơn giản hóa trong (Steenhuis et al. 1998). Kết quả tương tự có thể quan sát thấy trong công trình của (Wang và Wang, 2012).

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.3.5 Summary of verification of CBFEM to CM for the end plate minor axis connection}}}$$

Ví dụ chuẩn

Ví dụ chuẩn được chuẩn bị cho liên kết bản mã đầu dầm theo trục yếu theo Hình 5.3.1 với hình học được điều chỉnh như tóm tắt dưới đây.

Dữ liệu đầu vào

• Thép S235
• Cột HEB 300
• Dầm IPE 240
• Bu lông 6×M16 8.8
• Chiều dày đường hàn 5 mm
• Chiều dày bản mã đầu dầm t_p = 18 mm

Kết quả đầu ra

• Khả năng chịu uốn thiết kế M_Rd = 30 kNm
• Cấu kiện quyết định – bụng cột chịu uốn

Tài liệu tham khảo

EN 1993-1-5, Eurocode 3, Design of steel structures – Part 1-5: Plated Structural Elements, CEN, Brussels, 2005.

Steenhuis M., Jaspart J. P., Gomes F., Leino T. Application of the component method to steel joints, in Control of the Semi-rigid Behaviour of Civil Engineering Structural Connections Conference, COST C1, Liege, Belgium, 1998, 125-143.

Wang Z., Wang T. Experiment and finite element analysis for the end plate minor axis connection of semi-rigid steel frames, Tumu Gongcheng Xuebao/China Civil Engineering Journal, 45 (8), 2012, 83-89.

Mô tả

Mục tiêu của chương này là kiểm tra xác nhận phương pháp phần tử hữu hạn dựa trên cấu kiện (CBFEM) cho tương tác giữa lực cắt và lực kéo trong bu lông so với mô hình giải tích (AM). Nút liên kết dầm-dầm với bản mã đầu dầm và hai hàng bu lông được chọn để kiểm tra xác nhận; xem Hình 5.5.1. Độ cứng uốn của nút liên kết đủ lớn để được phân loại là ngàm cứng.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.5.1 Joint arrangement of bolted beam-to-beam joint}}}$$

Mô hình giải tích

Khả năng chịu lực của bu lông trong tương tác giữa lực cắt và lực kéo được thiết kế theo Bảng 3.4 trong mục 3.6.1 của EN 1993-1-8:2005. Quan hệ song tuyến tính được sử dụng. Hình học và kích thước bản mã đầu dầm của nút liên kết được chọn để giới hạn khả năng chịu lực thiết kế của nút liên kết bởi phá hoại bu lông. Khả năng chịu lực thiết kế của T-stub tương đương chịu kéo được mô hình hóa theo Bảng 6.2 trong mục 6.2.4 của EN 1993‑1‑8:2005.

Kiểm tra xác nhận khả năng chịu lực

Các thông số của mô hình là đường kính bu lông và kích thước dầm; xem các Hình 5.5.2 đến 5.5.5. Kích thước bản mã đầu dầm và khoảng cách bu lông được điều chỉnh để giới hạn khả năng chịu lực của nút liên kết bởi phá hoại bu lông. Khả năng chịu cắt và chịu uốn của nút liên kết được so sánh khi tải trọng đạt đến phá hoại bu lông. Kết quả được tổng hợp trong Bảng 5.5.1 và 5.5.2.

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.5.2 Sensitivity study for resistance in bending with variation of bolt diameter}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.5.3 Sensitivity study for resistance in bending with variation of beam dimension}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.5.4 Sensitivity study for resistance in shear with variation of bolt diameter}}}$$

$$\textsf{\textit{\footnotesize{Fig. 5.5.5 Sensitivity study for resistance in shear with variation of beam dimension}}}$$

Bảng 5.5.1 Nghiên cứu độ nhạy về khả năng chịu lực với sự thay đổi đường kính bu lông

Bảng 5.5.2 Nghiên cứu độ nhạy về khả năng chịu lực với sự thay đổi kích thước dầm