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Table 1은 실험체에 사용된 강판의 인장시험 평균 결과를 정리한 것이다. 인장시편은 실험체에 적용된 3 mm 두께의 SS275강 판재와 SM355강 판재에서 각각 3개씩 절취하여 시험하였다. 큰보와 작은보의 각 플랜지에는 SM355 강판이 적용되었고, 파형웨브에는 SS275 강판이 사용되었다.

실험 셋업은 Fig. 5와 같으며 전단접합되어 있는 큰보-작은보 실험체에 대하여 작은보에 3점 가력을 하여 작은보가 파괴될 때까지 볼트전단접합부가 전단에 충분히 저항하는지를 확인한다. 실험셋업도에서 보듯이 큰보 웨브의 한 쪽에만 작은보가 접합되어 있는데, 이는 Fig. 3(a)와 같이 확장게이지의 편심효과로 큰보에 비틀림이 유발되는 경우를 모사한 것으로, 건물 평면 내 큰보 접합조건 중 가장 불리한 테두리보 조건으로 볼 수 있다.

Fig. 5. 
Overall view of test setup and 3-point loading condition

작은보 양단에 설치된 큰보의 길이는 실험실 여건에 맞추어 1 m로 결정되었다. 큰보의 양단 하부는 볼트 4개로 고정하였다. 길이 1 m와 양단부 고정조건은 큰보의 응력분포와 거동에 큰 영향을 미치지 않아서 실제 큰보를 모사함에 문제되지 않을 것으로 판단하였다.

Fig. 6는 실험에 적용한 큰보의 상세를 보여주며, 큰보 사이즈는 520×250×3×10를 모든 실험에 동일하게 적용하였다. Fig. 6(a)의 PE 실험체는 대조군으로, 파형웨브에 전단탭을 완전관통시킨 상세이다. 이 연구에서 제안하는 전단접합상세에 적용되는 파형웨브 보강플레이트와 전단탭의 높이는 Fig. 6(b) - Fig. 6(g)에서 나타난 바와 같이 파형웨브에 대하여 전높이(full-height) 또는 부분높이(partial-height)를 갖도록 계획하였다. Fig. 6(b) - Fig. 6(g) 실험체명 중 첫 글자 F와 P는 각각 전높이 보강플레이트와 부분높이 보강플레이트를 나타내며, 두 번째 글자 F와 P는 전높이 전단탭과 부분높이 전단탭을 의미한다. 여기서 전높이 플레이트는 큰보 웨브 춤과 동일한 500 mm, 부분높이 플레이트의 춤은 큰보 웨브 춤의 75 %인 375 mm이다. 실험체명의 마지막 C와 E는 보강플레이트와 전단탭이 위치할 수 있는 극단적인 두 경우로, C는 보강플레이트 중앙에 전단탭이 위치하는 경우이다(Fig. 4(a) 참고). E는 Fig. 4(b)에서 보듯 보강플레이트 끝부분, 즉 파형웨브 골에 직접적으로 전단탭이 높이는 경우이다. 보강플레이트의 너비는 파형웨브 반파장 길이 153 mm보다 조금 큰 170 mm를 적용하였다.

Fig. 6. 
Girder configuration of the specimens with the proposed bolted joint

볼트접합부에 대해 다양한 한계상태를 고려하여 작은보의 휨항복이 선행할 수 있도록 설계하였다. 작은보의 사이즈는 349×150×3×8이며, 재축방향에서 볼트 중심 간 거리는 5,330 mm, 큰보 중심 간 거리는 6,000 mm이다. 보강플레이트와 전단탭은 모두 두께 10 mm의 SM355 강재로 하였다. 각 전단접합에는 F10T-M20 볼트를 1열 3@80mm로 적용하였으며 설계볼트장력을 도입하여 체결하였다.

Fig. 7과 같이 작은보의 단부플레이트를 단순보로 가정하고, 확장게이지의 편심효과에 의한 작용모멘트를 지지하기 위한 단부플레이트의 두께를 산정하였다. 여기서 작은보의 파형웨브는 재축방향의 강성이 크지 않고 단부플레이트와 맞닿는 파형웨브 골의 위치가 랜덤하게 변동하므로 무시하였다. 소재실험에 앞서 강판의 초과강도는 공칭항복강도(F_y,n)의 1.2배로 가정하여 식 (1)을 통해 두께 10 mm의 SM355 강재를 작은보의 단부플레이트에 적용하였다.

Fig. 7. 
Required thickness of the end plate assumed as a simply supported beam

Fig. 8은 실험체 도면을 보여준다. 파형웨브와 만나는 판재의 모살용접 크기는 2 mm를 적용하였고, 그 외 판재와 판재 간 모살용접 크기는 용접 한계상태 강도를 KDS 14 31 25의 강구조 연결 설계기준에 따라 6 mm로 산정하여 적용하였다. 집중하중을 받는 작은보 중앙의 가력부는 부분높이 스티프너를 적용하였는데, 스티프너의 너비는 볼트접합부에서 제기된 플레이트 너비 이슈와 무관하므로 Fig. 1의 플레이트의 최소 너비(b_min)인 53 mm로 제작하였다. 큰보의 양단 지점부에는 전높이 스티프너를 적용하였고, 스티프너 너비는 53 mm를 적용하였다.

Fig. 8. 
Specimen details

Fig. 5에서 볼 수 있듯 가력 중 작은보에 횡비틀림 변형이 발생하지 않도록 충분히 횡지지하였다. 큰보의 파형웨브와 보강플레이트에 변형률 게이지를 부착하여 작은보에 휨항복이 발생하는 동안 볼트접합부 주변의 변형률 변화를 계측하였다. 변형계측기(LVDT)를 작은보 하부와 큰보의 플랜지 상하부에 부착(Fig. 9 참조)하여 작은보의 단부회전각 산정과 큰보의 비틀림을 계측하였다.

Fig. 9. 
Lateral displacement measurements of specimen girder

Fig. 10은 PE 실험체에서 관측된 파괴모드와 변형형상을 보여준다. PE 실험체는 전높이 전단탭을 파형웨브에 완전관통시켜 제작한 것으로, 최대하중에 도달할 때까지 큰보에 어떠한 변형도 발생하지 않았다. 실험은 작은보에 국부좌굴이 발생하여 종료되었으며, 전단탭의 볼트구멍에서 지압변형이 조금 발생한 것을 관측하였다.

Fig. 10. 
Failure modes of PE specimen at ultimate load

Fig. 11에서 수직축은 실험체의 휨모멘트강도를 계측항복모멘트강도로 정규화한 것이고, 수평축은 단부회전각을 식 (4)에 따른 단순보의 이론회전각 값으로 정규화한 것이다. Fig. 10에서 보듯이 PE 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도에 조금 못미쳤으나 이는 볼트접합부에서 발생한 문제로 인한 것은 아니며, 작은보의 압축플랜지에서 국부좌굴이 조기에 발생하였기 때문으로 사료된다. 완전관통상세 접합부의 초기강성은 식 (3)의 이론식에 의한 강성(Fig. 11의 붉은 실선)과 거의 동일한 것으로 나타났다.

Fig. 11. 
Normalized moment-end rotation relationship and initial stiffness of PE specimen

FF-C와 FF-E 실험체는 전높이 보강플레이트와 전높이 전단탭을 적용한 실험체로, 큰보에 비틀림이 발생하지 않았다. FF-C 실험체에서는 작은보의 단부플레이트에 휨변형 발생(Fig. 12(a) 참조)과 전단탭의 볼트구멍에서 약간의 지압변형(Fig. 12(b) 참조)이 관측되었다. Fig. 13을 보면 FF-E 실험체에서는 볼트접합부에 큰 회전이 발생하여 전단탭과 단부플레이트의 용접살이 서로 맞닿아 접합부 거동에 영향을 주었음을 알 수 있다.

Fig. 12. 
Deformations of FF-C specimen at ultimate load

Fig. 13. 
Deformations of FF-E specimen at ultimate load

Fig. 14에서 보듯이 FF-C 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도와 거의 동일한 값을 보였다. 반면, FF-E 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도에 비해 약 1.3배 정도 상회하는 것으로 나타났는데, 이는 앞서 언급하였듯이 전단탭과 용접살의 지압거동으로 인한 강도증진으로 판단된다. 전높이 웨브보강플레이트-전높이 전단탭의 조합으로 구성된 두 볼트접합부 실험체의 초기 강성은 이론식에 의한 강성보다 조금 상회하는 것으로 나타나 단순보 조건을 충분히 만족시켰다.

Fig. 14. 
Comparison of normalized moment-end rotation relationships of FF-C and FF-E specimens

Fig. 15에서 보듯 FP-C와 FP-E 실험체는 큰보 보강플레이트가 전단탭에 눌려 휨변형이 발생했음을 알 수 있다. Table 2에서 보듯이 FP-E 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도와 거의 유사한 반면, FP-C 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도에 비해 약 1.2배 정도 상회함을 확인할 수 있다. 이는 앞서 FF-E 실험체와 동일한 지압거동에 의한 강도증진으로 판단된다.

Fig. 15. 
Failure modes of FP-C and FP-E specimen girders at ultimate load

FP-C와 FP-E 실험체는 전높이 웨브보강플레이트와 부분높이 전단탭 상세를 적용하였으므로 큰보의 비틀림 변형이 예측되어 Fig. 8과 같이 접합부 근방의 큰보 플랜지와 파형웨브에 수평 LVDT를 설치하여 변형을 계측하였다. Fig. 16(a)는 FP-C 실험체 큰보에서 계측한 수평변위 값이다. 항복강도 수준까지는 상하부 수평변위에 차이가 없었으나, 항복강도 도달 이후 상부의 수평변위의 역전이 발생하였고 이때부터 상하부 간 차이가 발생하여 큰보에 면외방향 비틀림이 유발되었음을 확인하였다. 이 면외변형은 부분높이 전단탭과 용접살 간 지압거동에 따라 전높이 보강플레이트와 큰보 파형웨브의 골이 국부적으로 변형되어 발생한 것으로 파악된다. Fig. 16(b)는 FP-E 실험체에서 계측한 큰보의 상하부 수평변위로, 초반에 약 1 mm 정도 차이가 발생하였으나 이 차이는 실험종료 시까지 유지되고 있음을 알 수 있다.

Fig. 16. 
Measured horizontal displacements on FP-C and FP-E specimen girders

Fig. 17을 통해 전높이 웨브보강플레이트-부분높이 전단탭의 조합으로 구성된 두 볼트접합부 실험체들의 초기 강성이 이론식에 의한 강성과 거의 같은 것이 확인된다.

Fig. 17. 
Comparison of normalized moment-end rotation relationships of FP-C and FP-E specimens

Fig. 18에서 PP-C와 PP-E 실험체의 큰보 파형웨브 골에 국부변형과 파형웨브의 휨변형이 발생한 것을 볼 수 있다. 특히 보강플레이트 하단부에 변형이 많이 집중되었는데 PP-C의 경우에는 파형웨브 두 골이 고르게 눌린 반면, PP-E는 파형웨브 골 하나가 전단탭과 보강플레이트에 집중적으로 눌려 국부변형이 크게 나타났다.

Fig. 18. 
Failure modes of PP-C and PP-E specimen girders at ultimate load

Fig. 19에서 보듯이 부분높이 보강플레이트-부분높이 전단탭의 조합으로 구성된 두 실험체의 최대모멘트강도는 작은보의 항복강도와 거의 유사하게 나타났다. 그러나 두 실험체의 초기 강성 간에는 큰 차이가 나타났다. 이는 Fig. 18에서 보듯 부분높이 보강플레이트가 파형웨브의 골을 직접적으로 국부변형시켜 발생한 결과로 생각된다. 이에 대해 유한요소해석을 수행하여 좀더 면밀히 살펴보았다.

Fig. 19. 
Comparison of normalized moment-end rotation relationships of PP-C and PP-E specimens

보 춤의 75 %의 높이를 갖는 부분높이 보강플레이트와 부분높이 전단탭의 조합으로 구성된 PP-C와 PP-E 실험체에서는 초기강성 차이가 다른 실험체군보다 크게 나타났다. 특히 PP-E 실험체의 강성이 단순보의 이론강성보다 많이 낮게 나타나게 된 원인을 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS로 검토하였다. 해석 종료 시점에서의 모습은 Fig. 20와 같다.

Fig. 20. 
Configuration at ultimate load according to finite element analysis

Fig. 21은 두 실험체에 대한 실험결과와 유한요소해석결과를 비교한 것으로, 해석에서 얻은 초기강성은 실험의 초기강성과 유사하고 최대 휨모멘트는 계측 항복모멘트강도를 조금 하회하였다.

Fig. 21. 
Experimental and analytical comparison of the moment-end rotation relationships for PP-C and PP-E specimens

Fig. 22는 유한요소해석을 통해 얻은 각 실험체 큰 보의 전면과 후면의 응력분포도이다. Fig. 22(a)에서 보듯 보강플레이트의 정중앙에 위치한 부분높이 전단탭은 보강플레이트로 힘을 고르게 전달시키며, 이후 보강플레이트가 파형웨브 골 양쪽에 힘을 분산하는 것을 확인할 수 있다. 반면, PP-E 실험체의 경우 Fig. 22(c)에서 보듯 보강플레이트의 편측에 위치한 전단탭은 큰보 파형웨브의 골에 직접적으로 응력을 전달하는 것을 볼 수 있다. 두 실험체 모두 작은보가 항복하여 국부좌굴이 발생할 때까지 큰보 후면의 보강플레이트는 응력전달에 거의 기여하지 않음을 알 수 있다(Fig. 22(b)와 Fig. 22(d) 참조).

Fig. 22. 
Stress distribution of the PP-C and PP-E specimen girders

Fig. 23와 Fig. 24는 실험에서 LVDT로 계측한 큰보 상부플랜지의 면외방향 변위(∆_f)와 부분높이 웨브보강플레이트 접합부 파형웨브 골의 면외방향 변위(∆_s)를 해석결과와 비교한 것이다. Fig. 23의 PP-C 실험체에서 면외변위는 실험계측 및 해석계측 모두에서 1 mm 이하로 매우 작게 나타났다. 반면, Fig. 24의 PP-E 실험체는 두 계측 위치에서 1 mm 이상으로 크게 면외방향 변형이 나타났음을 실험과 해석결과를 통해 확인할 수 있다. Fig. 23와 Fig. 24를 비교해 보면 PP-E 실험체에서 부분높이 웨브보강플레이트 하단부에 위치한 파형웨브 골이 전단탭 단부의 지압력으로 인해 초기부터 면외변형이 발생하는 것을 볼 수 있으며, 이로 인해 초기강성이 단순보 강성의 이론해보다 저하된 것임을 알 수 있다.

Fig. 23. 
Comparison of out-of-plane deformation measurements of PP-C specimen girder

Fig. 24. 
Comparison of out-of-plane deformation measurements of PP-E specimen girder

PP-C와 PP-E 실험체의 실험 및 해석 결과로 유추해보면, 동일 높이를 갖는 부분높이 웨브보강플레이트와 전단탭을 적용할 경우 편측으로 놓일수록 파형웨브 골의 국부변형 가능성을 배제하기 어려울 것으로 판단된다. 따라서 파형웨브 큰보에 부분높이 보강플레이트를 적용할 경우 전단탭의 높이보다 더 크게 제작하여 전단탭 단부가 파형웨브 골에 가하는 응력집중을 회피해야 한다.

이 연구에서는 응력집중을 완화하기 위한 방안으로 부분높이 보강플레이트는 작은보 춤의 1.5배 이상의 높이를 적용하고, 부분높이 전단탭은 작은보 춤 이하로 제한하는 것을 제안한다.