각형강관 기둥-H형강 보 무용접 모멘트접합부(KONNECTION)의 내진성능평가
Copyright © 2021 by Korean Society of Steel Construction
초록
많은 장점을 가진 각형강관 기둥은 강구조사업에 광범위하게 사용되고 있으며, 용접기능사의 부재와 현장 용접의 안전 문제로 인해 각형강관 기둥-H형강 보 용접접합부가 아닌 볼트접합부에 대한 관심이 증가되고 있다. 이 연구에서는 원웨이 볼트를 이용한 각형강관 기둥-H형강 무용접 모멘트접합부를 제안하고, 제안한 접합부의 내진성능을 실험적으로 평가하였다. 제안한 접합부는 내부보강판, 엔드플레이트, 슬롯형 다이아프램으로 구성된다. 이를 위해 다양한 기둥과 보 크기로 제안한 접합부의 반복실험을 수행하였다. 실험결과, 무용접 모멘트접합부는 우수한 강도와 회전능력을 확보하고 있음을 확인하였다.
Abstract
The rectangular tubular section (RTS) columns have been broadly used in the steel structures and an interest in the bolted connections rather than the welded connections between RTS columns and H-shaped beams has increased because welding experts are rare and the welding in the field is unsafe. In this study, a oneway-bolted non-welded moment connection (KONNECTION) between RTS column and H-shaped beam was proposed, which consists of bolted end-plates, internal reinforcement plates and slotted internal diaphragms. And the seismic performance of the proposed connection was experimentally evaluated. To this end, the cyclic tests of the proposed connections with various RTS column sections and H-shaped beam sections were conducted. The experimental results showed that the proposed non-welded moment connection has an excellent strength and rotational capacity.
Keywords:
Rectangular tubular section column, Oneway bolt, Non-welded moment connection, Seismic performance, Rotational capacity키워드:
각형강관 기둥, 원웨이 볼트, 무용접 모멘트접합부, 내진성능, 회전능력1. 서 론
각형강관 기둥은 여러 장점으로 인해 강구조물에 널리 사용되고 있다. 각형강관의 폐단면성으로 인해, 기둥 패널존에 보에서 기둥으로 힘을 전달하는 다이아프램을 설치하는 접합부 형식이 적용되고 있으며, 다이아프램은 기둥 외측 또는 내측에 설치되는데, 각형강관 기둥과 다이아프램은 용접으로 연속된다.
용접접합부 대체 방안으로 엔드플레이트 접합부가 개발되고 있으나, 초기강성 감소로 인한 처짐 및 최대하중 등의 접합부 설계가 어려워 연구가 필요하다[1],[2]. 각형강관 기둥과 H형강 보의 볼트접합부로 원웨이 볼트(Oneway bolt)를 사용한 엔드플레이트 접합부에 대한 연구가 많이 진행되고 있다[3],[4]. 그러나 H형강 기둥과 달리 각형강관 기둥 플랜지의 면외변형으로 인해 완전강접접합부로서의 강성이 충분히 발현되기 어려우며 기둥 내측에 다이아프램을 용접해야 하므로 완전한 무용접 접합부라고 할 수 없다. 이에 국내에서 내측 슬롯형 다이아프램과 각형강관 기둥 사이에 용접이 없는 조립식 볼트접합부가 개발되었다.
본 연구에서는 슬롯형 다이아프램을 사용한 각형강관 기둥과 H형강 보 무용접 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였다. 이를 위해 기둥과 보 단면 크기를 달리한 T형 접합부 실험을 수행하여 제안된 각형강관 기둥-H형강 보 무용접 모멘트접합부의 국부적 거동을 분석하였다.
2. 접합부 상세
제안한 각형강관 기둥-H형강 보 무용접 모멘트접합부는 기존 다이아프램(관통, 내측, 외측)을 대체할 수 있는 슬롯형 다이아프램과 내부보강판을 각형강관 기둥에 원웨이 볼트를 연결한 무용접 볼트접합 형식이다.
Fig. 1에서와 같이, 내부보강판을 다이아프램 슬롯에 관통하여 설치하고, 패널 존 및 상하부 기둥을 내부보강판과 조립한다. 최종적으로 보의 엔드플레이트, 패널 존 및 상하부 기둥, 내부보강판을 원웨이 볼트로 체결하여 일체화한다. 제안한 접합부(KONNECTION)의 제작 순서는 다음과 같다: (1) 하부 슬롯형 다이아프램과 내부보강판을 조립한다. (2) 기둥 패널 존을 조립한다. (3) 상부 슬롯형 다이아프램과 내부보강판을 조립한다. (4) 패널 존 상하부 기둥을 조립한다. (5) 보 엔드플레이트, 기둥(패널 존 포함), 내부보강판을 원웨이 볼트로 접합한다(공장 제작공정에서 접합부 패널 존 제작시 원웨이 볼트의 체결 불량여부를 확인할 수 있어, 현장에서 시공오차를 최소화하여 고속시공이 가능하다).
Proposed connection configuration
H형강 보 모멘트의 우력이 엔드플레이트를 통해 전달되고, 기둥에 전달된 압축력과 인장력에 의해 각형강관 기둥 면외변형이 발생하는 것을 방지하기 위하여 내부보강판을 추가하였다. 또한 내부보강판을 통해 슬롯형 다이아프램으로 압축력과 인장력이 전달된다.
엔드플레이트의 국부적 변형을 제어하고 모멘트 우력팔길이를 크게 하여 다이아프램에 전달되는 힘을 감소시키기 위하여 Fig. 1(b)에서와 같이 다이아프램을 보 플랜지보다 외측에 위치하였다. 또한 힘 작용점에 따라 보 엔드플레이트의 국부적 변형을 제어하기 위하여 보 플랜지와 엔드플레이트 사이에 삼각T형의 수직스티프너를 설치하였다. 보, 엔드플레이트, 수직스티프너는 공장에서 용접하여 제작하고, 기둥과 보 접합부를 현장에서 볼트로 조립하는 개념이다.
3. 실험계획
제안하는 각형강관 기둥-H형강 보 접합부 실험체의 설치 개념은 Fig. 2와 같다. 내진성능을 실험적으로 평가하기 위하여 T형의 실험체를 계획하였다.
Test setup
실험체의 기둥과 보의 단면 크기가 다른 3개의 실험체 K300, K350, K400을 계획하였고, 각형강관 기둥 단면 크기와 기둥 단면 크기에 상응하는 보 단면 크기를 변수로 설정하였으며, 실험체별 상세를 Fig. 3, Table 2에 나타내었다.
Specimens details
H형강 보에서 전달되는 압축력과 인장력 발생시, 각형강관 기둥 면외변형을 방지할 수 있도록 슬롯형 다이아프램의 각 단면 둘레에서 압축력과 인장력이 전달된다.
엔드플레이트와 볼트의 설계는 AISC 358-16[5], AISC Design Guide 4[6], AISC Design Guide 16[7] 등의 설계기준에 따라 검토하였다. 현행 설계기준에서는 H형강 기둥 접합부 항복선이론에 근거한 해석 및 설계방법이 체계적으로 정립되어 있으나, 각형강관 기둥 접합부에 의한 해석 및 설계방법이 정립되어 있지 않다. 이를 위해 현행 설계기준의 볼트 게이지 간격 최대 152 mm는 H형강 기둥 웨브를 중심의 배치를, 각형강관 기둥에 적용하기 위해서는 각형강관 기둥 플랜지면으로 배치하고 슬롯형 다이아프램을 보 플랜지 상단에 배치하여 보에서 전달되는 힘의 흐름으로 면외변형을 방지할 수 있어 각형강관 기둥에도 적용가능하다.
H형강 기둥의 웨브를 각형강관 기둥 웨브로 정의하여 Fig. 1과 같이 각형강관 기둥에 엔드플레이트 볼트 게이지 간격을 허용간격 이내로 설계하여 보 부재의 항복을 유도하였다.
엔드플레이트 접합부는 보 부재의 항복을 유도할 수 있는 8-bolt type, 기둥-보 접합부에 모든 접합이 집중되는 문제를 해결하기 위해 기둥 이음에 추가적으로 4-bolt type으로 설정한 변수를 Table 1에 나타내었다.
End plate type
기둥의 강재는 SRT355, 보의 강재는 SHN355, 강판은 SM355를 사용하였다. 두께 16 mm 이하인 경우, SRT355의 공칭항복강도는 355 MPa 이상, 공칭인장강도는 500 MPa 이상이다. 두께 16 mm 이하인 경우, SHN355의 공칭항복강도는 355 MPa - 475 MPa, 공칭인장강도는 490 MPa - 610 MPa이다. 재료시험결과, 모든 강재의 항복강도는 공칭항복강도를 초과하였다. 모든 SHN355 및 SRT355 강재에 대한 재료시험결과를 Table 2에 정리하였다.
Specimen parameters and material properties
Fig. 2와 같이 실험체를 세팅하고, 보 단부에 변위제어의 반복가력을 수행하기 위해 ANSI/AISC 341-16(2016) cyclic loading program[8]의 하중 프로토콜을 적용하였다. 각형강관 기둥 플랜지면으로부터 가력점까지의 거리는 3,500 mm이고, 기둥 상·하 지점 사이의 거리는 3,000 mm이다. 전체적인 거동과 패널 존 거동을 계측하기 위해 LVDT 변위계를 설치하였으며, 보의 가력점 위치에서는 다이얼 게이지를 설치하여 실험체의 변위를 계측하였다. 또한 국부적으로는 접합부 내의 하중전달에 따른 응력, 변형률의 집중, 이에 따른 항복, 국부좌굴 등을 관찰하기 위하여 각형강관 기둥, 엔드플레이트, 보 플랜지와 웨브에 변형률계를 설치하였다.
4. 실험결과
4.1 파괴모드
Figs. 4-5는 각형강관 기둥-H형강 보 무용접 모멘트 접합부 실험체의 파괴양상이며, 최대 반복가력에서 촬영된 결과이다.
Failure modes
Gap between end plate and column
모든 실험체는 0.01 rad에서 H형강 보 플랜지에서 변형이 시작되었으며, 점진적으로 진행되어 최초 항복한 후 강도 증가와 함께 안정적인 소성변형을 보였다. K300의 경우, 0.05 rad에서 보 플랜지의 국부좌굴이 발생하였고, 0.06 rad에서 국부좌굴이 지속적으로 증가하여 강도가 저하하였다. K350과 K400의 경우, 0.04 rad에서 보 플랜지의 국부좌굴이 발생하였고, 0.06 rad에서 국부좌굴이 지속적으로 증가하여 강도가 저하하였다. 각 실험체별로 2회의 실험을 수행한 결과, 모두 동일한 파괴모드를 보였으며, 엔드플레이트 볼트 인장파단이나 볼트 미끄럼 등은 발생하지 않았다.
K300, K350, K400 실험체는 최대내력 이후 80 % 내력으로 감소되어 실험이 종료되었으며, 실험체의 파괴모드는 찢어짐, 파단 등의 양상은 나타나지 않았다. 또한 엔드플레이트와 각형강관 기둥 사이의 이격은 국부좌굴 직전까지 육안으로 확인할 수 없을 정도로 변형이 미비하였다. 이는 H형강 보에서 전달되는 힘의 흐름이 원웨이 볼트에서 슬롯형 다이아프램과 내부보강판으로 원활하게 전달된 것으로 판단된다.
4.2 하중-변위 관계
Fig. 6는 층간변위각(회전각)과 정규화된 모멘트의 관계를 나타냈다. 정규화된 모멘트는 기둥면에서의 모멘트와 재료시험강도에 기반한 소성모멘트의 비로 정의하였다. 층간변위각(회전각)은 기둥, 패널 존, 보로 구분하여 산정하였다.
Normalized moment and rotation relationships
층간부재각을 패널 존, 기둥, 보의 회전각으로 분해하여 비교한 결과 K300, K350, K400 실험체에서 보의 회전각이 지배적임을 알 수 있다. K300, K350, K400 실험체는 볼트접합으로 인하여 보의 소성 거동이 진행됨에 따라 회전각이 증가하는 것을 확인하였으며, 보에서 발생되는 힘의 흐름이 원활하게 패널 존에 전달되면서 회전각이 증가한 것으로 판단된다. 실험체의 층간변위각과 보, 패널, 기둥만의 부재각은 Fig. 7에 의해 산출하였다. 모멘트는 하중에 보의 가력점과 기둥중심 사이의 거리를 곱하여 나타냈다. 각 부재에서 발생되는 부재각을 도식화하여 Fig. 7과 같이 나타내었다.
Definition of slope by relative story displacement
실험체별 보 소성모멘트와 실험최대내력을 Table 3에 나타내었다. K300의 경우 정모멘트 구간에서 소성모멘트의 131 %, 부모멘트 구간에서 140 %로 나타났으며, K350의 경우 정모멘트 구간에서 소성모멘트의 124 %, 부모멘트 구간에서 129 %로 나타났다. K400의 경우 정모멘트 구간에서 소성모멘트의 129 %, 부모멘트 구간에서 138 %로 나타났다. 제안한 접합부는 보 소성모멘트를 24 % - 40 % 크게 초과한 내력을 확보하고 있다.
Test results of seismic performance
또한, Fig. 6에서와 같이, 모든 실험체가 각형강관 기둥과 패널존의 변형이 매우 적고, 보 회전각 0.02 rad 이내에서 보 소성모멘트에 도달하였다. 엔드플레이트에서 슬롯형 다이아프램으로 힘이 합리적으로 전달된 것으로 판단된다.
K300은 회전각 0.05 rad에서 최대내력 도달 후 강도저감하여 회전각 0.06 rad까지 소성모멘트 강도를 유지하였다. K350과 K400은 0.04 rad에서 최대내력 도달 후 강도저감하여 회전각 0.05 rad까지 소성모멘트 강도를 유지하였다. 또한 소성모멘트에 상응하는 항복회전각을 제외한 소성회전각이 0.03 rad 이상으로 나타났다. 따라서 현행 내진설계기준(ANSI/AISC-341)에서 제시하는 중간모멘트골조의 요구사항인 총 층간변위각(탄성과 소성 회전각 포함) 2 %의 회전능력과 최대 휨내력 도달 이후 기둥 외주면에서의 측정된 접합부의 휨강도는 2 % 층간변위에서 공칭항복강도로 구한 보 소성모멘트의 80 % 이상을 만족하는 결과를 보였다.
4.3 보 변형률 분석
Fig. 8은 국부좌굴이 발생한 위치에서의 H형강 보 상부플랜지 변형률 게이지를 비교 분석하였다.
Beam top flange strain distribution
모든 실험체가 0.01 rad 회전각 정도에서 플랜지가 항복한 것을 알 수 있다. K300 실험체는 0.04 rad 회전각까지 다른 실험체에 비해 플랜지 중앙부 변형률이 상대적으로 크지 않고, 플랜지 좌우 분포가 대칭적이다. 이는 플랜지 국부좌굴이 0.05 rad 회전각에서야 발생하였기 때문이다. K350과 K400 실험체는 0.02 rad 회전각부터 좌우 비대칭성이 커짐을 알 수 있었으며, 플랜지 국부좌굴이 0.04 rad 회전각에서 발생된 것으로 확인하였다.
5. 결 론
본 연구는 원웨이 볼트를 적용한 무용접 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였으며, 실험결과를 기반으로 연구 결론을 요약하면 다음과 같다.
- (1) 파괴모드는 소성후 보 플랜지 국부좌굴에 의한 강도저감으로 확인되었으나 엔드플레이트 파단이나 볼트 인장파단과 같은 취성적 파괴가 발생하지 않았다.
- (2) 모든 실험체에서 보 소성모멘트보다 제안한 무용접 모멘트접합부가 큰 내력을 발휘한 것으로 확인하였다. 최대내력은 보 소성모멘트의 1.24~1.40배로 나타났으며, 0.01 rad - 0.02 rad 회전각에서 소성모멘트에 도달한 것으로 나타났다. 특히 전체 회전각 0.05 rad - 0.06 rad, 소성회전각 0.03 rad 이상의 고연성 능력을 발휘하는 것으로 평가된다.
- (3) H형강 보 플랜지의 소성화 및 원활한 힘의 흐름, 충분한 소성변형 후 국부좌굴 거동을 확인함으로써 각형강관 기둥에 엔드플레이트 접합부 설계가 가능한 것으로 판단된다.
결론적으로, 각형강관 기둥 내부에 보강하는 내부보강판과 H형강 보 플랜지 상단으로 설계된 슬롯형 다이아프램으로 보에서 전달되는 힘의 흐름이 기둥 면외로 전달되어 높은 내력과 고연성 능력 등의 우수한 구조적 성능을 확보하고 있음을 확인하였다.
이 제한된 실험결과를 기반으로 향후 정밀유한요소해석을 통해 실험결과를 검증하고 다양한 변수해석을 수행하여 일반화된 접합부 설계 방법을 제시할 필요가 있다.
Acknowledgments
본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원으로 수행된 연구임(21RMPP-C163162-01).
References
- Lee, J.-S., Shin, K.-J., Lee, S.-H., Lee, H.-D., and Kim, C.-H. (2017) Rotational Stiffness Reduction Factors of End-Plate Connection for PEB Using Finite Element Analysis, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.29, No.4, pp.323-330 (in Korean).
-
Chu, D.-S., Shin, K.-J., Lee, H.-D., and Kim, S.-Y. (2018) Experimental Study on Behavior of H-Beam with End-Plate Connection at High Temperature, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.30, No.4, pp.175-184 (in Korean).
[https://doi.org/10.7781/kjoss.2018.30.4.175]
-
Jin, J., Kim, D.H., Kim, H., Shin, J., Park, K., and Lee, K. (2018) Experimental Evaluation of New Seismic Connections Between Rectangular Steel Tube Column and H-Shaped Beam, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.30, No.2, pp.77-85 (in Korean).
[https://doi.org/10.7781/kjoss.2018.30.2.077]
- Jin, J.H., Jung, J.W., Kim, H.S., Hwang, S.H., Park, K.Y., and Lee, K.K. (2019) Experimental Evaluation of Seismic Capacity of the Bolted Connection Between RHSS Column and H-Shaped Beam Using Slotted Diaphragm, Proceedings of Annual Conference of Korean Society of Steel Construction, KSSC, pp.155-156 (in Korean).
- American Institute of Steel Construction (2016) Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications (ANSI/AISC 358-16), USA.
- Murray, T.M., and Summer, E.A. (2003) Steel Design Guide 4: Extended End-Plate Moment Connections: Seismic and Wind Applications (2nd Ed.), American Institute of Steel Construction, USA.
- Murray, T.M., and Shoemaker, W.L. (2002) Steel Design Guide Series 16: Flush and Extended Multiple-Row Moment End-Plate Connections, American Institute of Steel Construction, USA.
- American Institute of Steel Construction (2016) Seismic Provisions for Structural Steel Buildings (ANSI/AISC 341-16), USA.