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Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 27 , No. 5

[ Article ]
Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 27, No. 5, pp.423-433
ISSN: 1226-363X (Print) 2287-4054 (Online)
Print publication date Oct 2015
Received 04 Jun 2015 Revised 17 Sep 2015 Accepted 19 Sep 2015
DOI: https://doi.org/10.7781/kjoss.2015.27.5.423

전단탭이 없는 상·하부 스플릿 티 접합부의 접합부상세 제안
양재근1, * ; 이형동2 ; 김용범3 ; 배다솔3
1)교수, 인하대학교, 건축공학과
2)공학석사, 인하대학교, 건축공학과
3)석사과정, 인하대학교, 건축공학과

Proposal of Connection Details for a Double Split Tee Connection Without a Shear tap
Yang, Jae Guen1, * ; Lee, Hyung Dong2 ; Kim, Yong Boem3 ; Pae, Da Sol3
1)Professor, Department of Architectural Engineering, Inha University
2)Master of Science, Department of Architectural Engineering, Inha University
3)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

상・하부 스플릿 티 접합부는 보-기둥 모멘트 접합부로써 T-stub 플랜지의 두께, 고장력볼트의 게이지 거리, 고장력볼트의 개수 및 직경 등의 영향에 따라서 상이한 거동특성을 나타낸다. 상・하부 스플릿 티 접합부는 일반적으로 접합부에 작용하는 휨모멘트는 T-stub이 지지하고 전단력은 전단탭이 지지하는 것으로 이상화되어 설계되고 있다. 그러나 중・저층 규모의 강구조물에 상・하부 스플릿 티 접합부가 적용되는 경우, 작은 규격의 보 부재가 적용될 수 있기 때문에 보 웨브에 전단탭을 설치하지 못하는 경우가 발생할 수 있다. 이 연구는 이와 같이 보 웨브에 전단탭을 설치할 수 없는 기하학적 형상을 갖는 상・하부 스플릿 티 접합부가 충분한 전단력 지지능력을 갖도록 하는 접합부상세를 제안하기 위하여 진행하였다. 이를 위하여 상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 3차원 비선형 유한요소해석을 수행하였다.

Abstract

A double split tee connection, which is a beam-column moment connection, shows different behavioral characteristics under the influences of the thickness of a T-stub flange, a high-strength bolt gauge distance, and the number and diameter of a high-strength bolt. A double split tee connection is idealized and designed that a flexural moment normally acting on connections can be resisted by a T-stub and a shear force by a shear tap. However, where a double split tee connection is adopted to a low-and medium-rise steel structure, a small-sized beam member can be adopted. Then, a shear tab may not be bolted to the web of a beam. This study was conducted to suggest the details of a connection to secure that a double split tee connection with a geometric shape has a sufficient capacity to resist a shear force. To verify this, this study was conducted to make a three-dimensional nonlinear finite element analysis on a double split tee connection.


키워드: 상・하부 스플릿 티 접합부, 전단지지능력, 전단탭, 접합부상세
Keywords: Double split tee connection, Shear resisting capacity, Shear tab, Connection detail

1. 서 론

상・하부 스플릿 티 접합부는 보-기둥 모멘트 접합부의 한 형태로 접합부에 전달되는 휨모멘트는 T-stub이 지지하고 전단력은 전단탭이 지지하는 것으로 이상화하여 설계 및 시공되고 있다[1],[2],[3],[4],[5],[6],[7]. 이러한 상・하부 스플릿 티 접합부가 중・저층 강구조물에 적용될 경우, 작은 규격의 보 부재가 적용되어 부득이 전단탭이 보 웨브에 설치되지 못하는 상황이 발생할 수 있다. 이 경우에 상・하부 스플릿 티 접합부의 전단탭이 부담하는 전단력을 지지할 수 있는 접합부상세의 제안이 필요한 상황이다. 이를 위해서는 상・하부 스플릿 티 접합부의 전단탭에 대한 한계상태 즉, 전단탭의 전단항복, 전단탭의 전단파단, 전단탭의 블록전단, 전단탭-기둥 플랜지 용접부 파단, 전단탭에 체결된 고장력볼트의 전단파단 등에 대한 한계상태의 검토가 우선적으로 선행되어야 한다. 그러므로 이 연구는 전단탭의 역할을 대체할 수 있는 상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 접합부상세를 제안하고, 제안된 접합부가 충분한 강성, 강도, 에너지소산능력을 발현하는 것을 확인하기 위하여 진행하였다. 이를 위하여 상・하부 스플릿 티 접합부의 거동에 영향을 미치는 변수 중에서 T-stub 플랜지의 두께를 변수로 선택하고, 전단탭이 있는 상・하부 스플릿 티 접합부와 전단탭이 없는 새로이 제안한 접합부상세의 상・하부 스플릿 티 접합부의 거동특성을 파악하였다.


2. 상・하부 스플릿 티 접합부의 유한요소해석

2.1 상・하부 스플릿 티 접합부 해석모델 선택

상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 해석모델은 Fig. 1과 같은 전단탭이 있는 기존의 접합부와 이 연구에서 제안하는 전단탭이 없는 접합부에 대하여 진행하였다. 새로이 제안하는 접합부상세는 전단탭이 부담하는 전단력 산정이 우선적으로 수행되어야 한다. 이를 위하여 전단탭에 대한 한계상태를 다음과 같은 Eq’ns (1)∼(4)를 적용하여 검토하였다. Table 1과 같이 전단탭의 설계전단강도를 산정하였다. Table 1에 나타난 것과 같이 전단탭의 전단파단 강도가 설계강도를 좌우하므로 이를 하부 T-stub에 체결된 추가된 고장력볼트가 부담하는 것으로 하였다. 즉, Fig. 2에 나타난 것과 같이 하부 T-stub에 전단력을 지탱하는 고장력볼트 열을 1열 추가한 접합부 상세를 제시하였다. Table 2에 정리한 것과 같이 하부 T-stub에 체결되는 고장력볼트의 개수는 1면전단, 고장력볼트의 나사부가 전단면에 포함된 것으로 가정하여 아래 Eq’n (5)을 적용하여 산정한다. Table 3은 새로이 제안한 접합부상세를 갖는 상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 기하학적 형상 변수를 정리한 것이다.



Fig. 1. Double split tee connection with a shear tap

Fig. 2. Double split tee connection without a shear tap




Table 1. Design shear strength of a shear tap

Analytical

model

Bearing

fracture

(kN)

Shear

yield

(kN)

Shear fracture

(kN)

Block

shear

(kN)

G110-SI

282.24

253.8

181.5

255.7




Table 2. Number of added high-strength bolt of bottom T-stub

Analytical model

Number of high-strength bolt in shear tap

Number of necessary high-strength bolt

G110-T11

2

2

3

4

4

4

G110-T15

2

2

3

4

4

4

G110-T19

2

2

3

4

4

4




Table 3. Geometric variable of T-stub

Analytical

model

atop

abot

btop

bbot

c

G110-T11-SI

45

45

51.5

51.5

-

200

7

11

110

16

G110-T11-SX

45

45

51.5

51.5

75

200

7

11

110

16

G110-T15-SI

45

45

51.5

51.5

-

200

10

15

110

24

G110-T15-SX

45

45

51.5

51.5

75

200

10

15

110

24

G110-T19-SI

45

45

51.5

51.5

-

200

11

19

110

20

G110-T19-SX

45

45

51.5

51.5

75

200

11

19

110

20




Table 4. Fiexural strength of double split tee connections

Analytical

model

(kN・m)

(kN・m)

(kN・m)

(kN・m)

(kN・m)

G110-T11

416.8

377.92

72.35

206.7

511.46

G110-T15

418.37

546.43

139.44

224.15

513.42

G110-T19

418.37

602.74

226.52

240.74

513.42


전단탭에 체결된 고장력볼트의 지압:

 (1)

전단탭의 전단항복:

 (2)

전단탭의 전단파단:

 (3)

전단탭의 블록전단:

 (4)

하부 T-stub에 체결된 고장력볼트의 전단파단:

 (5)

상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 설계휨강도는 다음과 같은 Eq’ns (6)∼(17)을 적용하여 검토하였다. Table 4에 나타난 것과 같이 T-stub 플랜지의 휨항복 시의 값이 설계강도를 좌우함을 알 수 있다[8]. 상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 휨강도 검토에 있어서 기둥의 패널존의 전단항복 및 기둥 플랜지의 국부좌굴이 발생하지 않도록 패널존에 연속 플레이트와 기둥 플랜지는 충분히 두꺼운 기둥부재를 선택하여 모델링 하였다. Fig. 3은 상・하부 스플릿 티 접합부의 설계휨강도 산정시에 적용된 접합부의 기하학적 형상변수를 나타낸다[9],[10],[11],[12],[13],[14].



Fig. 3. Geometry variables in T-stub failure modes


보 플랜지에 체결된 고장력볼트의 전단파단:

 (6)

여기서,

 (7)

T-stub 스템의 순단면 파단:

 (8)

여기서,

 min.

 (9)

 (10)

 (11)

T-stub 플랜지의 휨항복:

 (12)

여기서,

 (13)

 (14)

T-stub 플랜지에 체결된 고장력볼트의 인장파단:

 (15)

보 플랜지의 순단면 파단:

 (16)

여기서,

 (17)

2.2 상・하부 스플릿 티 접합부 유한요소해석 모델링

상・하부 스플릿 티 접합부 해석모델[1],[15],[16],[17],[18]은 상용프로그램인 ABAQUS (ver. 6. 14) 부재요소 중 C3D8R (Eight-node liner brick, reduced integration, hourglass control)를 활용하여 Fig. 4와 같이 모델링하였다. 상・하부 스플릿 티 접합부 해석모델은 H-300×300×10×15 규격의 기둥부재, H-350×175×7×11 규격의 보 부재, T-stub 부재는 SM490 강재 적용하였고 그 외 판재의 경우 SS400 강재로 구성된 것으로 하였다. 유한요소해석에 있어서 각 부재의 재료적 물성값은 Table 5와 Table 6, Table 7에 정리한 것과 같이 T-stub과 보 및 기둥, 고장력볼트의 재료적 물성값은 공칭강도 값을 적용하였다. F10T-M20 고장력볼트는 165kN의 축력이 발현되도록 체결하였다. 접합부 모델링에 있어서 각 부재 사이에 접촉 및 지압 현상, 고장력볼트의 초기장력 도입 등도 고려하였다. 각 부재 사이의 미끄럼계수는 블라스트 후 도장하지 않은 표면을 가정하여 0.3으로 선택하였다. 해석모델의 기하학적 변수는 Table 3과 같이 T-stub의 게이지 거리 별로 전단탭이 있는 SI 모델과 전단탭이 없는 SX모델을 적용하였고, 반복하중은 보 단부에 연직방향의 전단력 형태로 FEMA350에서 제시한 구조체 접합부 시험의 재하조건을 작용하는 것으로 하였다. 유한요소해석에 있어서 적용한 ABAQUS 옵션은 Table 8 정리하였다. 상・하부 스플릿 티 접합부 해석모델은 약 74,300개의 절점과 54,400개의 부재요소로 구성되었다.



Fig. 4. Double split tee connection analytical models




Table 5. Material properties of beam and column

(N/mm2)

(N/mm2)

(N/mm2)

325

490

205,000

0.001585

0.08158




Table 6. Material properties of shear tap, stiffner doubler plate and continuity plate

(N/mm2)

(N/mm2)

(N/mm2)

235

400

205,000

0.001146




Table 7. Material properties of high-strength bolt

(N/mm2)

(N/mm2)

(N/mm2)

900

1000

205,000

0.003886

0.08388




Table 8. ABAQUS options for the finite element analysis

Contact surface

Command

Option

T-stub - Column

contact

finite

sliding

allow

separation

after contact

adjust only

to remove

over closure

T-stub - Beam

T-stub - Bolt

Beam - Bolt

Column - Bolt

Column - Doubler plate

mpc

tie

Column - Continuity plate

Column - Shear tap

Beam - Stiffener



3.상・하부 스플릿 티 접합부의 유한요소해석 해석결과

3.1 상・하부 스플릿 티 접합부의 응력분포

Fig. 5에 나타난 것과 같이 각 접합부에 작용하는 하중이 증가함에 따라서 T-stub 플랜지와 기둥 플랜지에 체결된 고장력볼트가 만나는 부분 및 T-stub 필릿부에 응력이 집중되기 시작한다. 하중이 휨모멘트-회전각 관계 이력곡선의 참조모멘트 영역을 지나서 작용하면 이 두 부분의 응력집중현상은 더욱 심화된다. 이때 기둥 플랜지에 체결된 고장력볼트의 축부에도 응력집중현상이 심화된다. 일반적으로 T-stub 플랜지에 축방향 인장력이 작용할 때와 마찬가지로 T-stub 플랜지가 비교적 얇은 접합부는 이와 같은 응력집중현상에



Fig. 5. Stress contours of double split tee connections


의하여 T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형의 영향으로 파괴가 발생할 가능성이 높아진다. 반면에, T-stub 플랜지가 상대적으로 두꺼운 접합부는 T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형의 영향보다는 기둥 플랜지에 체결된 고장력볼트의 인장파단 혹은 보 플랜지에 체결된 고장력볼트의 전단파단에 의하여 파괴가 발생할 가능성이 높아진다. 하부 T-stub 플랜지에 체결된 고장력볼트의 전단응력을 검토한 결과, 고장력볼트의 전단응력을 초과하지 않았기 때문에 고장력볼트의 전단파단은 발생하지 않은 것으로 판단한다. 그러므로 제안한 접합부상세를 갖는 전단탭이 없는 상・하부 스플릿 티 접합부는 충분한 전단력 지지능력을 갖는 것으로 판단한다. 따라서 제안한 접합부상세를 갖는 전단탭이 없는 상・하부 스플릿 티 접합부는 적용하기에 타당한 것으로 판단한다.

3.2 상・하부 스플릿 티 접합부의 에너지소산능력

3차원 비선형 유한요소해석을 통하여 얻은 각 접합부 해석모델의 휨모멘트-회전각 관계 이력곡선은 Fig. 6과 같다. 휨모멘트-회전각 관계 이력곡선의 내부면적에 해당하는 에너지소산능력 은 아래의 Eq'n (18)과 Eq'n (19)와 같이 정리된다.



Fig. 6. Moment-Rotation hysterisis curve of double split tee connections


,

전단탭이있는경우 (18)

,

전단탭이없는경우 (19)



Fig. 7.  Energy dissipation capacity according to the T-stub flange thickness variation




Table 9.  Energy dissipation capacity of double split tee connections

Analytical models

G110-T11-SI

86.8255

G110-T15-SI

103.8740

G110-T19-SI

113.5250

G110-T11-SX

76.7566

G110-T15-SX

99.2410

G110-T19-SX

100.9010



4. 결 론

이 연구는 전단탭이 없는 상・하부 스플릿 티 접합부에 대한 접합부상세를 제안하기 위하여 진행하였다. 또한, 제안한 접합부상세로 구성된 상・하부 스플릿 티 접합부가 충분한 강도, 강성, 에너지소산능력을 발현할 수 있는지 파악하기 위하여 유한요소 해석을 통하여 해석적 연구를 진행하였다. 이 연구를 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1) 전단탭이 지지하는 전단력을 부담하기 위하여 제안된 상・하부 스플릿 티 접합부의 접합부상세는 충분한 휨강도를 발현하였다. 또한, 하부 T-stub에 체결된 고장력볼트의 전단파단이 발생하지 않았기 때문에 충분한 전단강도도 발현하는 것을 알 수 있다.

(2)반복하중을 받는 전단탭이 없는 상・하부 스플릿 티 접합부는 충분한 에너지소산능력을 발현하였다. 각 접합부의 휨강도 및 휨강성은 상대적으로 T-stub 플랜지의 두께가 두꺼울수록 더 크다는 것을 알 수 있다.

(3)전단탭이 없는 T-stub 플랜지 두께가 얇은 상・하부 스플릿 티 접합부는 T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형에 의하여 파괴되었다. 반면에, T-stub 플랜지의 두께가 증가함에 따라서 하부 T-stub에 체결된 고장력볼트의 응력집중현상도 증가되었다.

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


Acknowledgments

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


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