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상･하부 T-stub 접합부는 접합부를 구성하는 보와 기둥의 강성비, T-stub의 기하학적 형상, 긴결재의 개수, 패널존 효과 등에 따라서 거동이 좌우된다. 선행된 연구에 따르면 이러한 상･하부 T-stub 접합부의 한계상태는 보의 휨항복, T-stub 플랜지 혹은 스템의 휨항복, 기둥 패널존의 전단항복, 보 플랜지 혹은 T-stub 스템의 순단면 인장파단, T-stub 플랜지 혹은 스템에 체결된 고장력볼트의 인장파단 혹은 전단파단 등이다^{[1],[2],[3],[4],[5],[6],[7]}.

상･하부 T-stub 접합부의 초기회전강성은 다양한 변수 중 특히 T-stub의 기하학적 형상변화에 따라서 영향을 받는다. Fig. 1에 나타난 것과 같이 T-stub의 기하학적 형상변화에 따른 상･하부 T-stub 접합부의 한계상태는 T-stub 플랜지의 휨항복, T-stub 플랜지 혹은 스템에 체결된 고장력볼트의 인장파단 혹은 전단파단, T-stub 스템의 순단면 인장파단 등이다^{[8],[9],[10],[11],[12],[13],[14],[15],[16],[17]}.

따라서 본 연구는 T-stub의 기하학적 형상변화가 상･하부 T-stub 접합부의 휨모멘트-회전각 관계에 미치는 영향을 파악하고, 이에 따른 상･하부 T-stub 접합부의 초기회전강성을 평가하는 것을 목표로 진행하였다.

이를 위하여 상･하부 T-stub 접합부는 T-stub의 기하학적 형상변화가 주요 원인이 되어 파괴되도록 실험체 및 해석모델을 계획하였다. 즉, 상･하부 T-stub 접합부는 T-stub 이외에 기둥 패널존(panel zone)의 전단항복 및 기둥 플랜지의 국부좌굴 등의 한계상태에 의하여 파괴가 발생하지 않도록 패널존에 복플레이트(doubler plate) 및 연속플레이트(continuity plate)로 보강하였다. 또한, 상･하부 T-stub 접합부와 연결된 보 플랜지 순단면 파단 및 보 플랜지 블록전단파단 등의 한계상태에 의하여 파괴가 발생하지 않도록 하기 위해 보 단면의 산정시 보 플랜지의 두께가 상대적으로 큰 부재를 선택하였다.

2.1 상･하부 T-stub 접합부의 기하학적 형상선택

상･하부 T-stub 접합부의 휨모멘트-회전각 관계와 초기회전강성을 평가하기 위하여 식 (1)로 정의되는 T-stub의 기하학적 형상변수 인 T-stub을 선택하였다. 상･하부 T-stub 접합부의 기하학적 형상은 Fig. 2 및 Table 1에 정리한 것과 같으며^[18] 사용된 강종은 SS400이다. 기둥 및 보 부재는 서론에서 설명한 바와 같이 T-stub의 거동에 초점을 맞춘 실험 조건을 만족시키기 위해H-406x403x16x24 (강종 : SS400)형강을 선택하였다.

 (1)

 (2)

     (3)

 (4)

 (5)

 (6)

T-stub은 F10T M20 T/S볼트를 사용하여 각각 기둥 및 보 플랜지에 체결하는 것으로 하였다. 이때 T/S볼트는 pintail이 떨어져 나갈 때 체결이 완료된 것으로 간주하였다. 실험결과 분석 및 3차원 비선형 유한요소해석을 수행하기 위하여 T-stub 시험체의 강재 인장강도시험을 수행하였고 실험결과 재료적 물성값은 Table 2와 같이 정리하였다.

접합부 실험은 접합부가 파단이 될 때까지 실험을 진행하였다. 접합부 실험에 있어서 하중작용에 따른 각 실험체에 발생하는 변위 및 변형도는 Fig. 3과 같이 LVDT 설치와 스트레인게이지 부착을 통하여 측정하였다.

3차원 비선형 유한요소해석 및 접합부 실험을 통하여 얻은 상･하부 T-stub 접합부의 휨모멘트-회전각 관계 곡선은 식 (7)과 같이 정의되는 Richard 해석모델^[19],[20]을 적용하여 회귀분석을 수행하였다. Fig. 4에 정의된 것과 같이 전이모멘트 구간 이전의 휨모멘트-회전각 관계 곡선의 기울기는 상･하부 T-stub 접합부의 초기회전강성에 해당한다. 또한, 전이모멘트 구간 이후의 휨모멘트-회전각 관계 곡선의 기울기는 상･하부 T-stub 접합부의 소성회전강성에 해당한다. 일반적으로 회귀분석 결과의 적정성은 결정계수(coefficient of determination) R² 값이 1.0에 근접하면 실제와 동일한 값을 제공하는 것으로 판단할 수 있다^[21].

Richard 해석모델:

(7)

여기서, 곡선형태변수

2.2 상･하부 T-stub 접합부의 3차원 비선형 유한요소해석

상･하부 T-stub 접합부는 상용프로그램인 ABAQUS(ver. 6.10.1) 부재요소 중 C3D8R(eight-node brick element with reduced integration)를 적용하여 모델링하였다.

접합부 모델링에 있어서 각 부재 사이의 접촉 및 지압현상, T/S 볼트의 장력도입 등도 고려하였다. 와셔의 접촉면들은 동일한 거동양상을 나타내도록 CONSTRAINT 명령의 TIE 옵션을 적용하여 모사하였다. T-stub 접촉면과 기둥-T/S 볼트, 보-T/S 볼트 접촉면들은 CONTACT 명령의 FINITE SLIDING 옵션을 적용하여 모사하였다.

또한, 하중 작용에 따른 접촉면 사이의 이격을 예상하여 ALLOW SEPARATION AFTER CONTACT 옵션을 추가하여 모사하였다. T/S 볼트와 너트의 접촉면은 다른 접촉면 사이에 미끄러짐이 거의 발생하지 않으므로 CONTACT 명령의 SMALL SLIDING 옵션을 적용하여 모사하였다. 두 부재 사이의 관입을 방지하기 위하여 CONTACT 명령의 ADJUST ONLY TO REMOVE OVER CLOSURE 옵션을 적용하여 모사하였다. 각 부재 사이의 미끄럼계수는 0.5로 선택하였다. 모델링 시에 적용한 옵션은 Table 3에 정리하였다.

Fig. 5는 유한요소 해석시 최종 하중상태의 각 접합부의 응력분포상태를 나타낸다. Stress contour의 S. mises는 von mises stress(등가응력)을 나타낸다. 축방향 인장력의 영향으로 인 접합부의 상부 T-stub은 Fig. 5(a)에 나타난 것과 같이 T-stub 플랜지 필릿부 및 T/S 볼트 체결부에 응력집중에 따른 소성힌지선이 발생하였다^[12],[22].

또한, T-stub 플랜지에 체결된 T/S 볼트 축력은 양재근 등^{[23],[24],[25],[26],[27],[28]}이 기존의 연구를 통해 언급한 것과 같이 중심축으로부터 0.3 인 접합부의 상부 T-stub은 Fig. 5(b)에 나타난 것과 같이 T-stub 플랜지 필릿부 및 T/S 볼트 체결부에 응력집중에 따른 소성 힌지선이 발생하였다.

각 접합부에 발생한 이러한 응력집중현상에 의하여 최종적으로 Fig. 1(a)에 정리한 것과 같은 의 변화에 따른 파괴양상을 나타내었다.

2.3 상･하부 T-stub 접합부의 접합부 실험

상･하부 T-stub 접합부는 보 단부에 연결된 2,000kN급의 액추에이터를 통하여 0.4mm/s의 속도로 가력을 하였다. 상･하부 T-stub 접합부에 하중이 작용하면 기둥 플랜지에 연결된 상부 T-stub은 하부 T-stub의 임의의 점을 중심으로 회전운동 하는 형상으로 이격하기 시작한다. 작용하중이 더욱 증가하면 T/S 볼트머리 부분과 상부 T-stub 플랜지가 맞닿는 부분 및 T-stub 플랜지 필릿부는 응력집중현상 때문에 항복하기 시작한다. 이때 하부 T-stub 스템부도 응력집중현상이 발생하고 이로 인하여 항복하기 시작한다. Fig. 6은 상부 T-stub 플랜지 필릿부 및 T/S 볼트머리 부분에 부착한 스트레인게이지로부터 얻은 휨모멘트-변형도 관계 곡선을 나타낸다. 하중작용 초기에는 T-stub 플랜지 필릿부의 변형도가 선형적으로 증가하다가 응력집중에 따른 항복을 나타내기 시작하면 급격히 변형도가 증가하는 것을 알 수 있다. 이러한 T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형의 영향으로 최종적으로 Fig. 7(a), Fig. 8(a)에 나타난 것과 같이 상･하부 T-stub 접합부는 파괴하였다. 이때 각 접합부에 체결된 T/S 볼트는 응력집중에 따른 나사부의 인장파단 및 전단파단 양상 및 지압파단 양상은 나타내지는 않았다. Fig. 7(b), Fig. 8(b)는 하중작용에 따른 각 접합부의 최종 변형된 양상을 나타낸다. 접합부 실험을 통하여 얻은 각 접합부의 변형양상은 Fig. 5의 3차원 비선형 유한요소해석을 통하여 얻은 변형양상과 거의 일치된 변형양상을 나타내는 것으로 판단할 수 있다.

Fig. 9는 상･하부 T-stub 접합부의 기하학적 형상변수 값이 증가할 때 감소하였다. 접합부 실험과 유한요소해석을 통하여 얻은 휨모멘트-회전각 관계 곡선은 식 (7)의 Richard 해석모델을 적용하여 회귀분석을 수행하여 Table 4에 정리하였다.

Table 4에 나타난 것과 같이 유한요소해석을 통하여 얻은 초기회전강성값은 접합부 실험을 통하여 얻은 초기회전강성 값과 최대 4.23%의 오차만을 나타내고 있고, 결정계수의 값이 0.99이므로 회귀분석 결과도 적합한 것으로 판단할 수 있다.

Table 4에 나타난 것과 같이 기하학적 형상변수 G310-T15-B400 실험체보다 약 31.47% 증가하였다.

각각의 접합부가 충분한 휨모멘트강도를 발현하는 가는 FEMA350^[1]및 FEMA 355D^[2]에서 제시한 아래의 식 (8)과 식 (11)의 휨모멘트 설계강도식을 적용하여 판단하였다.

1) T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형 시의 기둥 플랜지 면에 발생하는 모멘트, :

 (8)

 (9)

  (10)

여기서, : 보의 춤(mm)

 : T-stub 플랜지의 길이와 첫 번째 긴결재 중심선에서 T-stub 플랜지의 길이 중 작은 값(mm)

2) 보 플랜지에 체결된 긴결재의 전단파괴 시의 기둥 플랜지 면에 발생하는 모멘트, :

 (11)

여기서, : T-stub stem에 체결하는 고력볼트 열 당 고력볼트 개수

: 고력볼트의 공칭단면적(mm)

: 고력볼트의 공칭전단강도(N/mm²)

: 보의 depth(mm)

 (12)

여기서, : 기둥의 춤(mm)

 : 기둥 외주면에서 T-stub stem의 첫 번째 고장력볼트 열까지의 거리(mm)

(mm)

상기의 수식과 관련한 접합부의 기하학적 변수는 Fig. 10에 나타내었다.

Table 5에 나타난 것과 같이 각각의 접합부의 실험치 최대모멘트(M_fail,EXP)는 식 (8)과 식 (11)중 작은 값으로 결정된 설계휨강도(M_fail,1)보다 높은 휨모멘트강도를 갖고 있다. 따라서 각각의 접합부는 충분한 휨강도를 발현하는 것으로 판단된다.

이 연구는 T-stub의 기하학적 형상변화가 상･하부 T-stub 접합부의 모멘트-회전각 관계에 미치는 영향을 파악하고, 이에 따른 상･하부 T-stub 접합부의 초기회전강성을 평가하기 위해 진행하였다. 이 연구를 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1)상･하부 T-stub 접합부는 T-stub 플랜지의 휨항복 후 소성변형의 영향으로 최종적으로 파괴하였다. 이때 각 접합부에 체결된 T/S 볼트는 응력집중에 따른 나사부의 전단파단 양상 및 지압파단 양상은 나타내지는 않았다.

(2)FEMA 설계식에 기초한 모멘트저항성능평가 결과 FEMA 설계식의 모멘트저항성능(M_fail,1)보다 실험치 최대모멘트(M_fail,EXP)가 더 높은 휨모멘트강도를 갖고 있는 것으로 보아 접합부는 충분한 휨강도를 발현하는 것으로 판단된다.

(3)예측한 것과 같이 상･하부 T-stub 접합부의 초기회전강성 값은 T-stub의 기하학적 형상변수 로 감소할 때 초기회전강성 값은 31.47%로 증가하였다.

(4)제안한 3차원 비선형 유한요소해석모델은 수행한 접합부 실험결과와 매우 유사한 접합부 거동특성과 회귀분석 값을 제공하므로 이를 활용하여 접합부 예비설계에 적용하는 것은 적절하다고 판단한다.