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[ Article ]
Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 28, No. 2, pp.85-96
ISSN: 1226-363X (Print) 2287-4054 (Online)
Print publication date Apr 2016
Received 01 28 2016 Revised 23 Mar 2016 Accepted 28 Mar 2016
DOI: https://doi.org/10.7781/kjoss.2016.28.2.085

전단탭이 없는 상·하부 스플릿 티 접합부를 적용한 강구조물의 설계

양재근1, * ; 김용범2
1)교수, 인하대학교, 건축공학과
2)석사과정, 인하대학교, 건축공학과
Design of a Steel Structural Building Using Double Split Tee Connections without Shear Tabs
Lee, Seong Hui1, * ; Kim, Yong Boem2
1)Professor, Department of Architectural Engineering, Inha University
2)Graduate Student, Department of Architectural Engineering, Inha University

Correspondence to: * Tel: +82-32-860-7588, Fax: +82-32-866-4624, E-mail: jyang@inha.ac.kr

Copyright ⓒ 2015 by Korean Society of Steel Construction

초록

금상․하부 스플릿 티 접합부는 접합부를 구성하는 T-stub 플랜지의 두께, 고장력볼트의 게이지 거리, 고장력볼트의 개수 및 직경 등의 변화에 따라서 상이한 강도, 강성, 에너지소산능력 등을 발현한다. 이러한 상․하부 스플릿 티 접합부가 중․저층 강구조물에 적용될 경우에 전단력을 지탱하는 전단탭을 적용할 수 없는 상황이 발생한다. 이 때문에 충분한 휨모멘트지지능력뿐만 아니라 전단력도 지탱할 수 있는 개선된 상․하부 스플릿 티 접합부상세의 제안이 필요하다. 이 연구는 양재근 등이 해석적 연구와 실험적 연구를 수행하여 얻은 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부가 중․저층의 강구조물에 적용되었을 때 충분한 회전강성을 발현하는 가를 평가하기 위하여 진행하였다. 또한, 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부를 적용한 중․저층 강구조물이 안전한 구조적거동양상을 나타냄과 동시에 무차원화 된 초기회전강성을 구조해석에 적용하여 재료적 물량저감 효과도 나타낼 수 있는 가를 평가하기 위하여 진행하였다.

Abstract

Double split tee connection has various strength, stiffness, and energy dissipation capacity according to changes of thickness of T-stub flange and gauge distance, number, and diameter of high-strength bolt. If the double split tee connection is applied to a low- or medium-rise steel structure, a shear tab can't be applied for supporting shear force because of geometrical limitation. So it is required to propose details of improved double split tee connection to support shear force as well as flexural force. This research was performed to see if enough rotational stiffness is found when the double split tee connection without shear tab which was obtained through analytic and experimental researches by Yang et al. is applied to a low- or medium-rise steel structure. Also, it was seen if the low- or medium-rise steel structure having double split tee connection without shear tab has safe structural behavior, as well as material saving effect.

키워드:

상·하부 스플릿 티 접합부, 회전강성, 전단텝, 중·저층 규모의 강구조물, 안전한 구조적 거동

Keywords:

Double split tee connection, Rotational stiffness, Shear tab, Low and medium steel structures, Stable structural behavior

1. 서 론

상․하부 스플릿 티 접합부는 대표적인 모멘트 접합부의 한 형태로 T-stub 플랜지의 두께, 고장력볼트의 게이지 거리, 고장력볼트의 개수 및 직경, 보 부재와 기둥 부재의 규격 등의 조합에 따라서 보통모멘트골조 혹은 특수모멘트골조 등에 적용된다[1],[2],[3]. 상․하부 스플릿 티 접합부의 설계에 있어서 접합부에 작용하는 휨모멘트는 T-stub, 전단력은 전단탭이 지지하는 것으로 이상화된다[4],[5],[6],[7],[8],[9]. 그러나 중․저층 규모의 강구조물에 상․하부 스플릿 티 접합부가 적용될 경우에는 기하학적 형상 제한에 의하여 전단탭을 적용할 수 없는 상황이 발생할 수 있다. 이러한 경우에는 전단력을 지지하는 전단탭을 대체할 수 있는 접합부상세의 제안이 필요하다. 양재근 등은 해석적 연구와 실험적 연구를 수행하여 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부에 대한 접합부상세를 제안하였다. 이러한 Yang et al.[10],[11]의 연구를 통하여 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부도 기존의 전단탭이 있는 상․하부 스플릿 티 접합부와 비교하였을 때 충분한 강도, 강성, 에너지소산능력 등을 발현하는 것을 파악하였다[12],[13]. 또한, 제안한 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부는 T-stub 필릿부의 전단파단 및 하부 T-stub 플랜지에 추가적으로 체결된 고장력볼트의 전단파단 등이 발생하지 않았기 때문에 충분한 전단력 지지능력도 갖는 것을 파악하였다.

이 연구는 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부가 중․저층의 강구조물에 적용되었을 때 충분한 하중지지 능력과 안전한 구조적 거동을 하는 가를 파악하기 위하여 진행하였다. 아울러 무차원화 된 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성을 적용하여 중․저층 강구조물의 구조해석을 수행하였을 때 접합부에 발생하는 부모멘트의 감소와 응력재분배를 통하여 부재의 재료적 물량저감 효과를 평가하기 위하여 수행하였다.


2. 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 회전강성 평가

2.1 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성

전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부에 대한 실험체 계획은 Table 1과 Fig. 1에 정리한 것과 같다. 각 실험체를 구성하는데 사용한 보 부재, 기둥 부재, T-stub 등의 재료적 물성값은 Table 2에 정리하였다. 접합부실험은 동일한 기하학적 형상을 갖는 각각의 접합부에 대하여 실험체 A 및 실험체 B를 제작하여 수행하였다. 작용하중은 FEMA350에서 정의한 재하조건을 따랐다. 하중작용에 따른 접합부 변형과 변위는 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 스트레인게이지 부착 및 LVDT 설치를 통하여 얻었다. 각 실험체의 모멘트-회전각 관계 이력곡선은 Fig. 3과 같다. 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 회전강성은 모멘트-회전각 관계 이력곡선 각 싸이클의 당 최대 모멘트-회전각 이력곡선에 해당하는 포락선에 대한 회귀분석을 수행하여 얻었다. 각 접합부의 포락선에 대한 회귀분석은 식 (1)로 정의되는 Richard 해석모델을 적용하였다. 회귀분석을 통하여 얻은 새로운 포락선은 점선의 형태로 Fig. 4에 나타내었다. 회귀분석을 통하여 얻은 각 접합부 실험체의 초기회전강성과 소성회전강성 등은 Table 3에 정리하였다.

Richard 회귀분석 식:

 (1)

2.2 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성 무차원화

각 접합부의 모멘트-회전각 관계 이력곡선의 포락선에 대한 회귀분석을 통하여 얻은 초기회전강성은 Table 3과 같다. Table 3과 나타난 것과 같이 전단탭이 있는 G210-T21- B300-SI 모델의 실험체 A와 실험체 B의 초기회전강성 값은 전단탭에 체결된 고장력볼트의 슬립 및 지압 등의 현상에 의하여 초기회전강성 값의 차이가 나타났다. 반면에 전단탭이 없는 G210-T21-B300-SO 모델의 실험체 A와 실험체 B의 초기회전강성 값은 전단탭에 체결된 고장력볼트의 슬립 및 지압 등의 현상이 없기 때문에 초기회전강성 값의 차이가 발생하지 않았다.

상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성을 예측하기 위하여 그동안 많은 연구가 진행되었다. 이 연구에서는 양재근 등이 제안한 식 (2)와 같은 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성 예측모델을 적용하여 얻은 초기회전강성 값과 접합부 실험을 통하여 얻은 초기회전강성 값과 비교하였다. Table 4에 정리한 것과 같이 양재근 등이 제안한 예측모델을 적용하여 얻은 접합부의 초기회전강성 값은 전단탭이 있는 G210-T21-B300-SI 모델의 실험체 A와 실험체 B의 초기회전강성 값과 비교하면 각각 26.33%, 23.57%의 초기회전강성 값 차이를 나타낸다. 반면에 전단탭이 없는 G210-T21- B300-SO 모델의 실험체 A와 실험체 B의 초기회전강성 값과 비교하면 각각 8.10%, 11.53%의 차이를 나타낸다. 이와 같이 초기회전강성 값의 차이를 나타내는 것은 Yang 해석모델은 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부에 대한 초기회전강성 값의 예측을 위한 해석모델이기 때문이다. 그러므로 전단탭의 영향을 포함한 접합부의 초기회전강성 예측모델의 제안이 필요하다. 또한, 비록 전단탭이 없는 접합부의 경우에 Yang 해석모델이 전단탭이 있는 접합부보다 초기회전강성 값의 예측에 더 근사적인 초기회전강성 값을 제공하나 추가적인 연구를 통한 해석모델의 개선은 필요할 것으로 판단한다.

구조해석 프로그램을 적용하여 강구조물에 대한 구조해석을 수행하기 위해서는 접합부의 초기회전강성 값에 대한 무차원화 작업이 선행되어야 한다. 일반적으로 접합부의 회전강성은 모멘트-회전각 관계 곡선의 기울기에 해당한다. Fig. 4에 정리한 모멘트-회전각 관계 곡선에 대한 접합부의 초기회전강성은 아래의 식 (3)을 적용하여 무차원화 할 수 있다. 식 (3)을 적용하면 Table 5에 나타난 것과 같이 접합부 실험을 통하여 얻은 무차원화 된 초기회전강성 값은 G210-T21-B300-SI A,B 모델의 경우 각각 0.45, 0.76이고, G210-T21-B300-SO A,B 모델의 경우 각각 0.57, 0.55 이다. 따라서 이 연구에서 고찰한 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부는 부분강접접합부로 판단할 수 있다.

양재근 등의 초기회전강성 예측모델:

 

 (2)

접합부 초기회전강성 무차원화 식:

 (3)


3. 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부를 적용한 강구조물의 구조안전성 평가

3.1 구조계획 및 구조해석결과

전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 적용 가능성을 검토하기 위하여 지상 4층 규모의 업무시설에 대한 구조해석을 수행하여 구조안전성을 검토하였다. 설계개요, 건물개요, 하중적용, 구조계획은 Table 6~Table 8에 정리하였다. 대상구조물의 구조평면도 및 입면도는 Fig. 5와 같다. 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부가 적용된 위치는 적용부재의 응력재분배를 위하여 Fig. 5의 구조평면도의 표시된 기둥과 직접 접합되는 부재인 SG1, SG2의 양단에 설치되었으며 2층~지붕 층까지 전 층에 동일하게 설치되는 것으로 계획하였다. 설계적용기준은 건축구조기준(대한건축학회, 2009) 및 하중저항계수설계법에 의한 강구조설계기준(한국강구조학회, 2014)를 적용하였다.

지진하중 계획은 Table 9와 같으며 지진하중에 의한 층간변위는 Table 10에 정리하였다. 층간변위에 대한 검토는 다음과 같다.

이 구조물은 내진등급 II에 속하는 구조물이며, 허용층간변위는 식 (4)와 같다.

X-directional horizontal displacement

                               ≤   

Y-directional horizontal displacement

                               ≤ (4) 

풍하중에 의한 X방향 및 Y방향 수평변위는 Table 11에 정리하였다. 풍하중에 의한 수평변위 검토는 식 (5)와 같다.

X-directional horizontal displacement

                               ≤

Y-directional horizontal displacement

                               ≤ (5)

3.2 접합부의 회전강성 변화에 따른 구조안전성 평가

Table 5에 정리한 것과 같이 접합부실험을 통하여 얻은 각 접합부의 무차원화 된 회전강성비( =0.45,0.76,0.57, 0.55) 값을 갖는 강골조의 부재 응력과 층간변위를 구조해석 프로그램을 적용하여 검토하였다. Fig. 6에 나타난 것과 같이 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 접합부로 구성된 강골조의 부모멘트 값이 강접된 접합부로 구성된 강골조의 부모멘트 값보다 감소되는 것을 확인 할 수 있었다. 접합부 1개당 사용되는 접합부 소요부재 물량 예측은 Table 12과 같다.

이 경우에 Table 13에정리한 것과 같이 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부로 구성된 강골조가 강접된 접합부로 구성된 강골조보다 약 20% 정도의 물량감소 효과가 나타나는 것을 확인 할 수 있다.

보-기둥 접합부 회전강성을 조절한 Y방향 부재는 2층에서 지붕 층까지의 SG1, SG2 부재이다. 4개의 해석모델은 Table 14에 나타난 것과 같이 모두 충분한 하중지지 능력과 적합한 구조적 안전성을 보였다. 또한 변경 후 부재의 응력비가 0.8 내외로 설계되며 층간변위도 만족하는 것으로 확인되었다. 실시 설계단계에서의 보다 효과적인 경제성을 확보하기 위하여 위치별로 3가지 정도의 값을 적용하되 적용 위치를 층간변위 제어에 보다 효과적인 위치로 변화시켜 시도를 한다면 이 연구에서 검토한 예제보다 효과적인 물량 절감효과를 기대할 수 있을 것으로 판단한다.


4. 결 론

이 연구는 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부가 중․저층의 강구조물에 적용되었을 때 충분한 회전강성을 갖고 하중지지 능력 및 재료적 물량감소 효과를 발현하는 것을 평가하기 위하여 진행하였다. 이 연구를 통하여 얻은 결론은 다음과 같다.

(1)Yang 해석모델을 적용하여 산정한 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성 값은 접합부 실험을 통하여 얻은 초기회전강성 값과 각각 8.10%, 11.53%의 오차를 나타내었다. 따라서, Yang 해석모델은 추후 보완이 필요하며, 보완 후 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부의 초기회전강성 값 예측에 적절하게 활용될 수 있을 것으로 판단한다.

(2)접합부 실험결과에 근거하면 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부는 하부 T-stub 필릿부의 전단파단뿐만 아니라 하부 T-stub 플랜지에 체결된 고장력볼트의 전단파단도 발생하지 않았다. 따라서 제안한 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부는 충분한 전단력 지지능력을 갖고 있는 것으로 판단한다.

(3)전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부를 적용한 강구조물은 충분한 하중지지 능력과 구조적 안전성을 발현함과 동시에 충분한 재료적 물량절감 효과도 나타내는 것으로 판단한다. 따라서 제안한 전단탭이 없는 상․하부 스플릿 티 접합부는 강구조물에 적용하기에 합당한 것으로 판단한다.

Acknowledgments

이 연구는 한국연구재단의 지원(과제번호: NRF-2013-R1A1A2008363)에 의하여 수행된 과제의 일부입니다. 이에 논문의 저자들은 깊은 감사의 말씀을 전합니다.

기 호(Notation)

 :고장력볼트의 공칭단면적(mm2)

 :전단면의 총 단면적(mm2)

 :전단면의 순단면적(mm2)

 :인장면의 순단면적(mm2)

  :고장력볼트 중심축과 T-stub 플랜지 끝 단 사이의 거리(mm)

  :고장력볼트 볼트구멍 끝단과 T-stub 스템 면 사이 의 거리(mm)

 :T-stub 플랜지 폭(mm)

 :T-stub 플랜지 분절의 길이(mm)

:보의 춤(mm)

 :고장력볼트의 직경(mm)

 :기둥의 폭(mm)

 :강재의 탄성계수(N/mm2)

 :강재의 할선계수(N/mm2)

 :강재의 인장강도(N/mm2)

 :고장력볼트의 공칭인장강도(N/mm2)

 :강재의 항복강도(N/mm2)

 :고장력볼트의 공칭항복강도(N/mm2)

 :고장력볼트의 전단강도(N/mm2)

 :T-stub의 고장력볼트 게이지 거리(mm)

 :볼트구멍을 제외한 T-stub의 고장력볼트 게이지 거리(mm)

 :인장볼트의 총 개수

 :최단 고장력볼트의 순 거리(mm)

  :고장력볼트의 피치(mm)

  :필릿 반경(mm)

 :기둥 외면으로부터 T-stub 스템 첫 번째 고장력볼트 중심간 거리(mm)

 :T-stub 스템 고장력볼트 사이 거리(mm)

 :T-stub 스템 양끝단 고장력볼트 사이 거리(mm)

  :부재의 두께(mm)

 :기둥 웨브의 두께(mm)

:T-stub 플랜지의 두께(mm)

:T-stub 스템의 두께(mm)

 :강재의 인장 변형률

 :강재의 항복 변형률

References

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Fig. 1. Geometric configuration and Details of double split tee connection specimen

Table 1. Geometric variables of T-stub specimens

Experimental test

specimen

atop

abot

btop

bbot

c

G210-T21-B300-SI

45

45

76.5

76.5

75

300

13

21

210

22

G210-T21-B300-SO

45

45

76.5

76.5

75

300

13

21

210

22

G210 – T21 – B300 - SO

SI: with a shear tab, no extra bolts(SI) SO: without a shear tab, with extra bolts(SO)

Width of a T-stub

Thickness of a T-stub

Bolts gauge distance of aT-stub

Table 2. Material properties of each member

(N/mm2)

 (N/mm2)

 (N/mm2)

Beam

360.66

548.29

196,999

0.001830

0.16734

Column

361.24

549.58

179,571

0.002011

0.16897

T-stub

338.54

496.28

217,697

0.001555

0.16979

Shear tab

346.86

500.25

219,730

0.001578

0.17003

Stiffener

323.99

492.47

215,960

0.001500

0.16428

Doubler plate

397.95

515.04

216,010

0.001842

0.16772

Continuity plate

367.04

500.76

219,992

0.001668

0.16787

Fig. 2. Positions of installed strain gauges and LVDTs on the connection specimen

Fig. 3. Moment-rotation hysteresis curves each of double split tee connection

Fig. 4. Initial rotational stiffness of each double split tee connection

Table 3. Comparison of rotational stiffness values of individual connection specimen

Experimental

test specimen

(kN·m/rad)

(kN·m/rad)

(kN·m)

n

G210-T21-B300-SI(A)

99,281.87

14,522.98

‒248.01

7.400

0.9914

G210-T21-B300-SI(B)

166,553.70

11,222.87

‒518.65

0.870

0.9862

G210-T21-B300-SO(A)

123,847.43

8,224.16

‒532.39

1.636

0.9986

G210-T21-B300-SO(B)

119,226.70

10,854.41

‒415.82

2.276

0.9935

Table 4. Comparison of rotational stiffness values obtained by applying Yang analysis model

Experimental

test specimen

(kN·m/rad)

(kN·m/rad)

Error

(%)

G210-T21

-B300-SI(A)

99,281.87

134,775.89

26.33

G210-T21

-B300-SI(B)

166,553.70

23.57

G210-T21

-B300-SO(A)

123,847.43

8.10

G210-T21

-B300-SO(B)

119,226.70

11.53

Table 5. Nondimensionalized initial rotational stiffness value of double split tee connection

Experimental

test specimen

G210-T21-B300-SI(A)

0.45

G210-T21-B300-SI(B)

0.76

G210-T21-B300-SO(A)

0.57

G210-T21-B300-SO(B)

0.55

Fig. 5. Structural floor plan

Table 6. Design Overview

Material strength

Fy=325MPa(SHN490)

Frame structure

Moment-frame resisting systems, steel intermediate moment frame system(R=4.5)

Boundary condition

Strong-axis moment fixed

Others

Dynamic analysis method applied

(Scale-up factor Cmx=2.417)

Live Load 25% included in the mass

Y-directional (longitudinal direction) beam-column connection stiffness control

Table 7. Building Overview

Location

Seoul Metropolitan City

Use

Business facility

Size

A building with four stories above the ground

Building height

19.2m (4.8m for each story above the ground)

Table 8. Conbination of dead load and live load

(unit: kN/mm2)

Dead Load

Live Load

D+L

1.2D+1.6L

5.05 

3.00 

8.05 

10.86 

Table 9. Earthquake Load Planning

Division

Mark

Value

Remarks

Regional factor

0.176

Seoul

Importance 

1.0

Ground classification

Seismic grade

II

Seismic force resistance system design parameters

Response modification factor

4.5

Steel intermediate moment frame

Displacement amplification factor

4

System over-strength factor

3

Design spectrum acceleration

0.3520

0.1906

Seismic design categories

C

C

Base shear force

Natural frequency calculation

0.7796 sec

Seismic response coefficient

0.0543

Effective building weight

90,760kN

Base shear force

4,930kN

Table 10. Consideration of story displacement by earthquake loads

(a) Consideration of X-directional horizontal displacement by earthquake loads ( =0.55)

Load case

Story

Story Height

(m)

P-Delta incre-mental Factor

(ad)

Allow-able Story Drift Ratio

Maximum Drift of All Vertical Elements

Drift at the center of Mass

Node

Story Drift

(m)

Mod-iffied Drift

(m)

Story Drift Ratio

Rem-ark

Story Drift

(m)

Mod-ified Drift

(m)

Drift Factor

(Max-imum/Current)

Story Drift Ratio

Rem-ark

Cd=4, le=1, Scale Factor=1, Allowable Ratio=0.02

Rx(RS)+Rx(ES)

4F

4.8

1.00

0.02

229

0.0053

0.0210

0.0044

OK

0.0046

0.0182

1.1526

0.0038

OK

3F

4.8

1.00

0.02

129

0.0075

0.0300

0.0063

OK

0.065

0.0261

1.1524

0.0054

OK

2F

4.8

1.00

0.02

29

0.0093

0.0372

0.0078

OK

0.0081

0.0323

1.1532

0.0067

OK

1F

4.8

1.12

0.02

1

0.0101

0.0454

0.0095

OK

0.0090

0.0406

1.1193

0.0085

OK

Rx(RS) -Rx(ES)

4F

4.8

1.00

0.02

250

0.0053

0.0210

0.044

OK

0.0046

0.0182

1.1526

0.0038

OK

3F

4.8

1.00

0.02

150

0.0075

0.0300

0.0063

OK

0.0065

0.0261

1.1524

0.0054

OK

2F

4.8

1.00

0.02

50

0.0093

0.0372

0.0078

OK

0.0081

0.0323

1.1532

0.0067

OK

1F

4.8

1.12

0.02

22

0.0101

0.0454

0.0095

OK

0.0090

0.0406

1.1193

0.0085

OK

(b) Consideration of Y-directional horizontal displacement by earthquake loads ( =0.55)

Load case

Story

Story Height

(m)

P-Delta incre-mental Factor

(ad)

Allow-able Story Drift Ratio

Maximum Drift of All Vertical Elements

Drift at the center of Mass

Node

Story Drift

(m)

Mod-iffied Drift

(m)

Story Drift Ratio

Rem-ark

Story Drift

(m)

Mod-ified Drift

(m)

Drift Factor

(Max-imum/

Current)

Story Drift Ratio

Rem-ark

Cd=4, le=1, Scale Factor=1, Allowable Ratio=0.02

Ry(RS)+Ry(ES)

4F

4.8

1.00

0.02

235

0.0122

0.0486

0.0101

OK

0.0106

0.0426

1.1421

0.0089

OK

3F

4.8

1.20

0.02

135

0.0141

0.0680

0.0142

OK

0.0120

0.0575

1.1824

0.012

OK

2F

4.8

1.26

0.02

35

0.0147

0.0742

0.0155

OK

0.0119

0.0602

1.2330

0.0125

OK

1F

4.8

1.17

0.02

7

0.0096

0.0451

0.0094

OK

0.0072

0.0338

1.3330

0.0071

OK

Ry(RS) -Ry(ES)

4F

4.8

1.00

0.02

229

0.0122

0.0486

0.0101

OK

0.0106

0.0426

1.1421

0.0089

OK

3F

4.8

1.20

0.02

129

0.0141

0.0680

0.0142

OK

0.0120

0.0575

1.1824

0.012

OK

2F

4.8

1.26

0.02

29

0.0147

0.0742

0.0742

OK

0.0119

0.0602

1.2330

0.0125

OK

1F

4.8

1.17

0.02

1

0.0096

0.0451

0.0451

OK

0.0072

0.0338

1.3330

0.0071

OK

Table 11. Consideration of story displacement by Wind loads

(a) Consideration of X,Y-directional horizontal displacement by Wind loads ( =0.55)

Load Case

Story Level (m)

Maximum Displacement (m)

Allowable Displacement

Remark

Wx

19.20

0.01327

0.0768

OK

Wy

19.20

0.04708

0.0768

OK

Table 12. Comparison of Construction Costs for Unit Connection

Item

Double split tee connection without shear tap

General rigid connection

(Bracket+ beam connection)

PLATE

46.8kg

82kg

Weld length

1,668mm

2,010mm

Quantity of bolt connection

F10T-M20 20ea

F10T-M22 20ea

F10T-M22 68ea

Fig. 6. Comparison of Negative Moment Values

Table 13. Change of member of framework and comparison of material quantity for semi-rigid connection

Member name

Members

Stiffness ratio = 0.57

Before

change of

member

Vy(kN)

1258.00

Remark

After

change of

member

Vy(kN)

1161.60

Remark

Material

quantity

ratio

(After/

before)

Cmy

3.331

Cmy

0.001

General member

C1

H-428x407x20x35

0.90

OK

H-428x407x20x35

0.89

OK

1.00

C1A

H-458x417x30x50

0.84

OK

H-458x417x30x50

0.84

OK

1.00

C2

H-458x417x30x50

1.03

Say OK

H-458x417x30x50

1.02

Say OK

1.00

2SG3

H-692x300x13x20

0.87

OK

H-692x300x13x20

0.88

OK

1.00

2SG4

H-800x300x14x26

0.99

OK

H-800x300x14x26

0.99

OK

1.00

3SG3

H-582x300x12x17

1.01

Say OK

H-582x300x12x17

1.02

Say OK

1.00

3SG4

H-800x300x14x26

0.95

OK

H-800x300x14x26

0.95

OK

1.00

4SG3

H-582x300x12x17

0.96

OK

H-582x300x12x17

0.97

OK

1.00

4SG4

H-800x300x14x26

0.89

OK

H-800x300x14x26

0.90

OK

1.00

RSG3

H-582x300x12x17

0.92

OK

H-582x300x12x17

0.92

OK

1.00

RSG4

H-800x300x14x26

0.91

OK

H-800x300x14x26

0.91

OK

1.00

Member applied to T-stub connection

2SG1

H-606x201x12x20

0.68

OK

H-596x199x10x15

0.81

OK

0.79

2SG2

H-606x201x12x20

0.68

OK

H-596x199x10x15

0.80

OK

0.79

3SG1

H-606x201x12x20

0.69

OK

H-596x199x10x15

0.84

OK

0.79

3SG2

H-606x201x12x20

0.69

OK

H-596x199x10x15

0.83

OK

0.79

4SG1

H-606x201x12x20

0.67

OK

H-596x199x10x15

0.82

OK

0.79

4SG2

H-606x201x12x20

0.66

OK

H-596x199x10x15

0.82

OK

0.79

RSG1

H-606x201x12x20

0.71

OK

H-596x199x10x15

0.91

OK

0.85

RSG2

H-606x201x12x20

0.70

OK

H-596x199x10x15

0.90

OK

0.85

-

CS

0.0543

Cs

0.0543

Base Shear(kN)

4929.69

Base Shear(kN)

4914.38

Inter-story drift

Ry

4F

0.0476m

(=0.0099h)

OK

-

0.0641m

(=0.00134h)

OK

-

3F

0.0666m

(=0.0139h)

OK

0.0774m

(=0.0161h)

OK

2F

0.0730m

(=0.0152h)

OK

0.0806m

(=0.0168h)

OK

1F

0.0448m

(=0.0093h)

OK

0.0463m

(=0.0096h)

OK

Allowable inter-story drift standards

0.020h

Table 14. Rotational stiffness control of beam-column connection; Y directional

Member name

Members

Model name

G210-T21-B300

Remark

SI(A)

SI(B)

SO(A)

SO(B)

Stiffness ratio( )

0.45

0.76

0.57

0.55

Vy(kN)

1170.70

1392.90

1258.00

1243.60

Cmy

3.579

3.008

3.331

3.369

General member

C1

H-428x407x20x35

0.89

0.91

0.90

0.90

OK

C1A

H-458x417x30x50

0.84

0.84

0.84

0.84

OK

C2

H-458x417x30x50

1.03

1.03

1.03

1.03

SAY OK

2SG3

H-692x300x13x20

0.88

0.87

0.87

0.87

OK

2SG4

H-800x300x14x26

0.99

0.99

0.99

0.99

OK

3SG3

H-582x300x12x17

1.02

1.01

1.01

1.01

SAY OK

3SG4

H-800x300x14x26

0.96

0.95

0.95

0.95

OK

4SG3

H-582x300x12x17

0.97

0.96

0.96

0.96

OK

4SG4

H-800x300x14x26

0.90

0.89

0.89

0.89

OK

RSG3

H-582x300x12x17

0.92

0.92

0.92

0.92

OK

RSG4

H-800x300x14x26

0.91

0.91

0.91

0.91

OK

Member applied to T-stub connection

2SG1

H-606x201x12x20

0.61

0.85

0.68

0.67

OK

2SG2

H-606x201x12x20

0.60

0.84

0.68

0.66

OK

3SG1

H-606x201x12x20

0.61

0.85

0.69

0.68

OK

3SG2

H-606x201x12x20

0.60

0.84

0.69

0.67

OK

4SG1

H-606x201x12x20

0.61

0.80

0.67

0.65

OK

4SG2

H-606x201x12x20

0.60

0.79

0.66

0.65

OK

RSG1

H-606x201x12x20

0.70

0.84

0.71

0.70

OK

RSG2

H-606x201x12x20

0.68

0.82

0.70

0.69

OK

-

CS

0.0543

-

Base Shear(kN)

4929.69

-

Inter-

story drift

Ry

4F

0.0612m

(=0.0128h)

0.0397m

(=0.0083h)

0.0476m

(=0.0099h)

0.0486

(=0.0101h)

OK

3F

0.0768m

(=0.0160h)

0.0558m

(=0.0116h)

0.0666m

(=0.0139h)

0.0680m

(=0.0142h)

OK

2F

0.0812m

(=0.0169h)

0.0637m

(=0.0133h)

0.0730m

(=0.0152h)

0.0742m

(=0.0155h)

OK

1F

0.0467m

(=0.0097h)

0.0425m

(0.0089h)

0.0448m

(=0.0093h)

0.0451m

(=0.0094h)

OK

Allowable inter-story drift standards

0.020h

-