[ Article ]

Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 29, No. 2, pp.181-192

ISSN: 1226-363X (Print) 2287-4054 (Online)

Print publication date Apr 2017

Received 25 Oct 2016 Revised 21 Feb 2017 Accepted 22 Feb 2017

DOI: https://doi.org/10.7781/kjoss.2017.29.2.181

경사단부강판 보 이음을 갖는 강재 보-기둥 모멘트접합부의 내진실험

임종진¹ ; 김동관² ; 이상현³ ; 박철수⁴ ; 이창남⁵ ; 엄태성⁶^{, *}

1)박사과정, 단국대학교, 건축공학과
2)조교수, 청주대학교, 건축공학과
3)부교수, 단국대학교, 건축공학과
4)차장, (주)삼성물산
5)대표이사, (주)센구조연구소
6)부교수, 단국대학교, 건축공학과

Seismic Tests of Steel Beam-to-column Moment Connections with Inclined End-plate Beam Splice

Lim, Jong Jin¹ ; Kim, Dong Gwan² ; Lee, Sang Hyun³ ; Park, Choul Soo⁴ ; Lee, Chang Nam⁵ ; Eom, Tae Sung⁶^{, *}

1)Ph.D. Candidate, Dept. of Architectural Engineering, Dankook University
2)Assistant Professor, Dept. of Architectural Engineering, Cheongju University
3)Associate Professor, Dept. of Architectural Engineering, Dankook University
4)Senior Manager, Building Engineering Team, Samsung C&T Co.
5)CEO, Sen Structural Engineering Co. Ltd
6)Associate Professor, Dept. of Architectural Engineering, Dankook University

Correspondence to: ^* Tel: +82-31-8005-3730, Fax: +82-31-8021-7225, E-mail: tseom@dankook.ac.kr

초록

최근 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용한 보 이음(Inclined end-plate beam splice) 공법이 개발되었다. 단부강판은 브래킷 단부에 용접되고 연결보는 고장력 볼트를 통해 이음시킨다. 기둥면에는 브래킷이 용접되고, 브래킷과 연결보 단부에 각각 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용하여 이음 시킨다. 이 연구에서는 총 6개의 외부 보-기둥 모멘트접합부의 반복가력실험을 수행하였다. 실험변수는 단부강판 상세와 볼트 배열 상세이다. 모든 실험체는 AISC Design Guide 4에 따라 단부강판 및 볼트에 의한 모멘트 저항성능이 보 이음부 요구모멘트보다 크도록 설계되었다. 실험결과, 확장된 단부강판(Extended end-plate)을 사용한 보이음부의 경우 이음부 단부강판의 지레작용 및 볼트의 취성 파단 없이 중앙 보 모멘트가 단부 브래킷으로 효과적으로 전달되었다. 하지만, 보-기둥 접합부의 변형능력은 기둥면 보 플랜지 용접부의 취성파단으로 제한적이었다. 실험결과를 바탕으로, 기울어진 단부강판 이음부를 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진설계를 위한 개선사항을 제안하였다.

Abstract

Cyclic loading tests for beam-to-column weak-axis connections were performed to investigate the seismic performance. In this study, the connections were developed to improve the constructability on the basis of investigation for existing small-size steel structures. The primary test parameter is the number of high-tension bolts which are used to connect steel beam and column using exterior and interior flange plates. Test results showed that the number of bolts had a significant effect on the cyclic behavior of beam-column weak-axis connections. From the analysis of test results, it is concluded that more than four bolts in the connections can satisfy the requirements of semi-rigid connection presented in current design codes. All of specimens showed the bearing failure around bolt holes and fracture at the beam flange. However, when the web height and the flange width is relatively small, the number of the bolts used in the connections might be limited. Thus, the additional research in this area is needed.

키워드:

경사단부강판, 보 이음, 철골모멘트골조, 응력집중, 반복하중실험, 보-기둥 접합부

Keywords:

Inclined end-plate, Beam splice, Steel moment frame, Stress concentration, Cyclic loading test, Beam-column connection

1. 서 론

강구조 모멘트저항골조의 보에는 고력볼트를 이용한 마찰접합이음이 널리 사용된다. 마찰접합은 초기 강성이 높고 반복응력에 의한 너트 풀림이 적으므로, 슬립변형이 거의 없는 우수한 보 이음성능 확보가 가능하다. 하지만 보 이음부에서 기둥과 보의 수직·수평 위치를 정확히 맞추어야 하고 볼트 장력 확보에 주의해야 하는 등 현장 시공이 쉽지 않다.

대안으로 최근 경사단부강판을 이용한 보 이음방법(incl-ined end-plate beam splice, 이하 경사단부강판이음)이 개발되었다. Fig. 1(a)는 경사단부강판이음을 사용한 모멘트골조의 시공 과정을 보여준다. 먼저 브래킷이 용접된 기둥을 세운 다음, 기둥 사이에 이음할 보를 설치한다. 브래킷과 이음할 보의 단부에는 기울어진 단부강판이 용접되고 그 경사단부강판에는 볼트 체결을 위한 구멍이 가공되어 있다. 따라서 두 경사 단부강판의 구멍 위치를 정확히 맞추고 볼트와 너트를 체결함으로써 브래킷과 보의 이음이 완성된다. 이러한 경사단부강판이음은 다음과 같은 장점을 갖는다. 첫째, 강판 사이의 마찰저항이 아닌 고장력 볼트의 인장저항을 사용하므로, 보 이음에 소요되는 볼트 개수를 기존 마찰접합 대비 50% 이상 줄일 수 있다. 또한 인장접합이므로 볼트 조임이 쉽고 편리하다. 둘째, 이음부의 단부강판이 아래가 좁아지는 방향으로 경사져 있으므로, 시공 중 보의 수평 정렬이 쉽고 낙하 위험이 적다. 셋째, 보 이음부에서 시공오차 없이 경사단부강판이 정밀하게 밀착되므로, 현장 설치과정에서 기울어질 수 있는 기둥의 수직도 또한 보 이음부의 볼트 체결과 동시에 저절로 맞게 된다.

사실 단부강판을 이용한 모멘트접합(end-plate moment connection)은 AISC 358-10^[1]에 소개된 사전인증 내진접합부의 하나로서, 주로 보-기둥 접합부에서 보 플랜지 용접부의 조기 취성파괴를 방지하기 위한 내진상세로 사용된다. 다수의 기존 연구(Sumner, 2003^[2]; Ryan, 1999^[3]; Quayyum, 2014^[4]; Ghobarah et al., 1992^[5]; Tsai and Popov, 1990^[6]; Adey et al., 2000^[7]; Korol et al., 1990^[8])를 통하여 단부강판 모멘트접합부의 우수한 내진성능이 검증되었고, 설계방법 및 내진상세가 AISC 358-10^[1], AISC Design Guide 4^[9](이하 AISC DG4) 등 내진기준 또는 설계지침에 체계적으로 정리되어 있다. 이 연구에서 개발한 경사단부강판이음은 기존 단부강판 모멘트접합 상세를 변형시켜 보 이음부에 적용한 것으로, 다음과 같은 구조적인 특징을 갖는다.

1) 경사단부강판이음에서는 Fig. 1(b)에 나타낸 바와 같이 단부강판과 보 플랜지가 75° 및 105°의 경사각으로 접합된다. 따라서 단부강판과 보 플랜지를 90° 각도로 용접하는 기존 단부강판 모멘트접합과 달리, 제안된 경사단부강판이음에서는 75°의 예각 용접부에서 응력집중이 커질 수 있다.

2) Fig. 1(a)에서 보는 바와 같이, 경사단부강판이음은 편리한 시공을 위하여 기둥면으로부터 500mm~1000mm 만큼 떨어진 위치에 설치된다. 따라서 지진하중과 중력하중에 의하여 보에 작용하는 모멘트 분포를 고려할 경우, 보 이음부에서 플랜지와 용접부의 휨응력 수준은 기둥면에서보다 줄어들 수 있다.

이 연구에서는 AISC DG4^[9]에 제시된 단부강판 모멘트접합 설계법을 수정하여 강재보를 위한 경사단부강판이음 설계방법 및 상세를 제안하였다. 또한 반복가력실험을 통하여, 경사단부강판이음을 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였다. 실험결과를 바탕으로 내진성능 확보를 위한 보-기둥 모멘트접합부의 설계 및 상세 권고사항을 제안하였다.

2. 경사단부강판이음부의 내진설계

AISC 358-10^[1] 및 AISC DG4^[9]에 따르면, 기존 단부강판 모멘트접합부에서는 단부강판 및 볼트에서 취성적인 파괴없이 보 소성힌지에서 큰 소성변형이 집중되도록 역량설계(capacity design)를 수행한다. 이러한 역량설계는 지진에 의한 극한한계상태에서 소성변형을 접합부보다는 보 소성힌지에 집중시켜 연성거동을 확보하기 위한 것이다. 이 장에서는 AISC DG4^[9]에 제시된 기존의 단부강판 모멘트접합 설계법을 바탕으로, 경사단부강판 보 이음부의 역량설계 방법을 다음과 같이 제안하였다(Fig. 2 참조).

1) 두께가 충분하지 않은 단부강판에는 지레작용(prying action)으로 인하여 추가 변형이 접합부에 발생하고, 그 결과 볼트에 작용하는 응력은 불균일하게 된다(Sumner, 2003^[2]; Morrison et al., 1985^[10]; Kim et al., 2015^[11]). 따라서 단부강판의 두께는 지레작용이 최소화되도록 충분히 커야 한다. 이는 항복선이론(yield line theory)에 의한 단부강판의 소성모멘트저항( )보다 클 경우 만족된 것으로 볼 수 있다(AISC 358-10^[1]; AISC DG4^[9]; Sumner, 2003^[2]). 즉,

(1)

여기서,

(2)

(3)

(4)

를 구하였다. 식 (1)~(4)는 AISC DG4의 ‘두꺼운 단부강판 설계 (thick plate design)’에 따른 것이다.

2) 단부강판이 두꺼운 경우 보 이음부에서는 볼트 인장파단에 의한 취성파괴가 발생할 수 있다(Sumner, 2003^[2]). 이러한 볼트의 취성 파단을 방지하기 위해서는 보 이음부에서 볼트에 의한 모멘트저항( )보다 커야 한다. 즉,

(5)

여기서,

(6)

= 0.75를 사용한다.

3) AISC DG 4^[9], Sumner(2003)^[2]등에 의하면, 볼트 응력과 단부강판의 소성메커니즘은 보 플랜지 및 웨브와 볼트 사이의 간격( 등 볼트 간격이 기존 단부강판 모멘트접합에서 요구되는 제한조건을 준수해야 함을 가리킨다. 또한 보 웨브와 동일한 두께를 갖는 수직 스티프너를 상·하 플랜지에 설치하여(Fig. 2(a) 참조), 경사단부강판과 보 플랜지의 용접부에서 응력 집중에 의한 취성파괴가 발생하는 것을 방지하여야 한다.

3. 실험 계획

3.1 재료 강도

휨항복이 발생하는 강재보에 사용된 SM490급 H-582×300×12×17 형강의 경우, 실험 종료 후 플랜지(두께 = 549MPa이다.

SM490급 24mm 두께의 이음부 단부강판의 항복강도 = 505MPa이다.

이음부에 체결된 F10T M27 볼트의 인장강도 = 706mm²이다. 볼트의 인장강도는 별도의 인장시험 없이 제조사가 보증하는 인장강도를 사용하였다.

모든 용접부에는 강구조 내진구조기준에 따라 -30°C에서 30J 이상의 샤르피V노치(CVN) 인성값을 갖는 SM490급 용접재료를 사용하였다. 용접재료의 공칭 인장강도는 = 610MPa이다.

3.2 실험변수 및 단면상세

Table 1에 나타낸 바와 같이, 경사단부강판이음을 갖는 6개의 보-기둥 모멘트접합 실험체에 대하여 반복가력실험을 수행하였다. 실험체별 모멘트접합 상세와 경사단부강판이음부의 볼트 배치를 각각 Figs. 4와 5에 나타냈다. NS는 보를 이음하지 않은 대조군 실험체이고, ES은 Fig. 4(b)에 나타낸 바와 같이 수직( = 1400mm이다. 보 가력점과 기둥 지점은 12mm 두께의 스티프너로 웨브를 보강하였다. 또한 보-기둥 조인트에서는 두께 20mm의 연속판(continuous plate)을 사용하여 보 플랜지를 맞은편 기둥 플랜지까지 연장시켰다.

Fig. 4(a1)은 보-기둥 모멘트접합을 위하여 사용한 보와 기둥 플랜지 사이의 용접상세를 보여준다. 보 플랜지는 반지름 35 mm의 스캘럽과 뒷댐재를 사용하여 기둥 플랜지에 용접하였다. 이러한 용접상세는 현재 한국에서 사용되고 있는 대표적인 용접상세이다. 하지만 먼저 실험한 NS와 ES에서 보 플랜지의 용접부 취성파괴가 발생하였고, 이를 완화하기 위하여 실험 도중에 잔여 실험체인 SS1, SS2, SS3, FS에서는 Fig. 4(a2)에 나타낸 바와 같이 수정된 용접상세를 적용하였다. 즉, Fig. 4(a2)에 나타낸 바와 같이 뒷댐재와 동일한 두께(= 6mm)의 보강판(additional plate)을 플랜지 내측에 덧대어 용접함으로써 보와 기둥 플랜지 사이 용접부에서 발생하는 응력 집중을 완하하고자 하였다. 또한 보강판을 스캘럽 단부로부터 약 6 mm 보 경간방향으로 연장시켜, 스캘럽 단부에 응력집중이 발생되지 않도록 주의하였다.

Fig. 4는 실험체별 보 이음부 상세를 보여준다. 보 이음부는 기둥면으로부터 = 550mm 위치에서 브래킷과 보의 단부강판을 서로 맞댄 다음 고장력 볼트를 체결하여 시공하였다. 정밀한 보 이음을 위하여, 단부 강판의 볼트 조임시 AISC 360-10^[22]에서 허용하는 밀착조임(snug-tightened high strength bolt)을 하였다. 따라서 볼트에는 초기장력이 도입되었는데, 이러한 볼트의 장력은 단부강판 접촉면에 발생하는 압축력에 의하여 상쇄되는 자기평형(self-equilibrium) 응력으로서 이음부의 모멘트강도에 큰 영향을 미치지 않는다.

Fig. 5와 Table 1에 나타낸 바와 같이, 실험체마다 단부강판 두께와 볼트 직경을 다르게 설계하였다. 수직 단부강판이음을 갖는 ES에는 Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이 (= 1287kN·m)보다 커 기둥면에서 파괴 이전에 이음부 보 휨항복이 나타나도록 설계하였다.

SS3에서는 Fig. 5(c)에 나타낸 바와 같이 시공성 개선을 위하여 플랜지 바깥쪽의 볼트 개수를 2개로 줄이고( = 4) 그 대신 볼트 직경을 F10T M30으로 증가시킨 실험체이다. 단부강판의 하부 모서리에 위치한 두 개의 볼트 구멍은 시공 중에 보와 브래킷의 정렬을 맞추기 위한 가이드핀(guide pin)을 설치하는 용도로 사용된다. FS는 플러쉬타입의 경사단부강판이음 실험체로서, Fig. 5(d)에 나타낸 바와 같이 하부 플랜지 바깥쪽의 볼트를 없애고 그 대신 웨브 주변에 볼트 개수를 증가시켜 F10T M27볼트 24개를 배치하였다. 중력하중과 지진하중이 중첩될 경우, 기둥 주변의 보 단부에서는 일반적으로 정모멘트가 부모멘트보다 작다. FS는 이러한 지진하중과 중력하중의 조합을 고려하여 하부에만 플러쉬 타입 단부강판을 적용하였다.

3.3 가력 및 계측계획

Fig. 6은 반복가력을 위한 실험 셋팅을 보여준다. 경사단부강판으로 이음한 보는 수직으로 세우고 그 상단부에 횡하중 가하기 위한 1000kN급 엑츄에이터를 설치하였다. 기둥면으로부터 가력점까지 전단경간은 = 3000mm)으로 나눈 변위비이다.

Fig. 7(a)에 나타낸 바와 같이, 변형률 게이지를 부착하여 기둥면과 이음부 근처에서 보 플랜지의 변형률을 계측하였다. 또한 볼트의 축인장 변형률을 계측하기 위하여, Fig. 7(b)에 나타낸 바와 같이 변형률 게이지를 표면에 붙인 다음 볼트 머리에 게이지 와이어를 빼내기 위한 접근 구멍(access hole)을 뚫었다. 이러한 볼트 축인장 변형률 계측방법은 Prinz et al., 2014^[13], Chung et al., 2010^[14]등이 사용한 방법과 동일하다.

4. 실험 결과 및 분석

4.1 하중-변위각 관계 및 파괴모드

Fig. 8은 엑츄에이터 횡하중-변위비( (=3000mm)으로 나누어 구하였다. 모든 실험체에서 보의 단면은 동일하므로 공칭강도 또한 모두 동일하다. 실험체별 주요 파괴모드는 Fig. 9에 나타내었다.

보 이음을 하지 않은 NS의 경우(Fig. 8(a) 참조), 약 δ= 2.0%부터 보 플랜지 항복에 의한 강성저하가 나타났다. 이후 항복 영역이 단면 중앙의 웨브로 확산됨에 따라 하중재하능력이 완만하게 증가하였다. 최종적으로 δ= +3.0%로 부터 δ= +4.0%로 가력하는 과정에서 기둥 플랜지에 용접된 보 플랜지에서 인장파단이 발생하였고(Fig. 9(a) 참조), 그 결과 NS는 하중재하능력이 급격히 저하되는 취성파괴를 보였다. 이러한 용접부 파괴는 뒷댐재 및 스캘럽에 의한 노치효과로 응력집중이 발생하였기 때문이다(Lee et al., 2014^[15]; Bruneau et al., 1998^[16]; Chen and Lin, 2013^[17]; Mahin, 1998^[18]; Miller, 1998^[19]). 실험 최대강도는 P_u= +487 및 –512 kN으로 공칭강도 P_n(= 525 kN)에 미치지 못하였다(P_u/P_n= 0.93 및 0.97). 이는 소성변형이 충분히 발생하여 보 단면 전체에 소성응력이 고르게 분포되기 이전에 보와 기둥 플랜지 용접부에서 조기 취성파단이 발생하였기 때문이다.

수직 단부강판을 사용한 ES는 Fig. 8(b)에 나타낸 바와 같이 = 525 kN)보다 작았다.

이후 실험한 SS1, SS2, SS3, FS에서는 Fig. 4(a2)에 나타낸 바와 같이 6mm 두께의 보강판을 이용하여 보 플랜지 용접부를 보강하였다.

변경된 용접상세를 적용한 경사단부강판이음 실험체 SS1의 경우, Fig. 8(c)에서 보는 바와 같이 변형능력이 ES와 비교하여 다소 향상되었고 실험 최대강도( = 3.0%에서 보 플랜지 용접부에서 이른 취성파단이 발생하였다. 특히 SS1의 변형능력은 보 플랜지 용접부를 보강하지 않은 NS보다 작았는데, 그 이유는 단부강판이음부에서 국부적인 보 강성 증가로 인하여 기둥면에서 발생하는 보 플랜지 용접부의 응력·변형 집중이 더 악화되었기 때문으로 판단된다.

단부강판의 두께를 (= 525kN)보다 더 컸는데, AISC DG4^[9]의 설계법에 근거하여 설계된 경사단부강판이음부가 강도 요구조건을 충족하고 있음을 보여준다.

플랜지 바깥쪽 볼트 개수를 = 30mm)가 동일하다면 Fig. 5(b)와 (c)에 나타낸 볼트 배열이 거의 동등한 이음성능을 갖는다는 것을 보여준다.

단부강판을 보 하부 플랜지 바깥쪽으로 연장하지 않은 FS의 경우, Fig. 8(f)에 나타낸 바와 같이 정방향의 강도와 강성이 부방향보다 작았다. 또한 정방향 최대하중( = 525kN)보다 조금 컸다.

4.2 볼트의 축변형률

Fig. 10(a)~(c)는 각각 SS1, SS2, SS3에서 계측한 볼트의 축변형률을 보여준다. 그림에서 가로축은 엑츄에이터 횡하중이고 세로축은 볼트 변형률이다. 보 이음부를 시공하는 과정에서 단부강판을 밀착시키기 위하여 볼트에 초기 장력이 도입되었다. 따라서 Fig. 10에서 볼트 변형률 0은 0.000~0.002mm/mm 사이의 초기 인장 변형률이 발생한 상태를 뜻하며, 음(-)의 볼트 변형률은 초기 장력이 풀렸음을 나타낸다. 볼트는 압축응력에 저항하지 못하므로, 계측된 볼트 변형률의 최소값은 초기 변형률과 같다. 예를 들어, 비록 제작현장 사정으로 인하여 볼트의 초기 변형률을 계측하지 못하였지만, Fig. 10(a)에 나타낸 BF1 볼트의 경우 최소변형률이 –0.001mm/mm이므로 초기 인장변형률이 0.001mm/mm이었음을 추측할 수 있다. Fig. 10(a)~(c)의 볼트 변형률 계측 결과는 경사단부강판이음과 관련하여 다음 사항을 시사한다.

1)플랜지 주변의 볼트 BF1~BF4는 횡하중에 비례하여 볼트변형률이 선형으로 증가하였지만, 웨브 주변의 볼트 BW1과 BW2는 볼트 변형률이 횡하중에 관계없이 거의 일정하였다. 이는 보 이음부에서 볼트 저항 모멘트강도 가 주로 플랜지 주변에 배치한 볼트 BF1~BF4에 의하여 저항되었음을 보여준다.

2)BF1~BF4의 최대 인장변형률을 비교할 경우, 플랜지 주변에서 볼트 위치에 따른 변형률 차이가 크지 않았다. 플랜지 바깥의 볼트 개수를 감소시킨 SS3에서도, 바깥쪽 볼트와 안쪽 볼트의 응력차이는 크지 않았다. 또한 상대적으로 얇은 강판을 사용한 SS2의 경우에도, 지레작용에도 불구하고 플랜지 안쪽과 바깥쪽의 변형률 차이가 크지 않았다. 이는 단부강판이 충분히 두껍고 스티프너가 설치된 경우, 경사단부강판 이음부에서 볼트 응력이 대체로 고르게 분포되어 모멘트에 저항하였음을 보여준다.

3)플랜지 주변에 배치한 볼트 BF1~BF4은 횡하중에 비례하여 변형률이 증가·감소를 반복하는 탄성거동을 보였다. 특히 반복거동에도 불구하고 볼트 변형률의 누적이 거의 없었는데, 이는 볼트 응력이 인장강도 = 1200MPa에 미치지 못하였음을 보여준다.

4) 이 실험에서는 임팩트 렌치를 사용하여 단부강판의 볼트를 밀착 조임 하였다. 하지만, 주기거동이 반복되면서 압축을 받는 플랜지 주변의 볼트에는 초기 장력이 풀려 실험중이 볼트 조임이 헐거워 졌다(Sumner, 2003^[2]; Seek and Murray, 2008^[20]; Tsai and Popov, 1992^[6]). 따라서 실험도중에 재조임을 통해 볼트 조임력을 보충하였다. 재조임 시점은 Fig. 10에 삼각형으로 표시하였는데, 볼트의 축인장 변형률이 급격히 증가하는 시점이다.

4.3 보 플랜지 변형률

Fig. 11은 실험체별 횡하중과 보 플랜지 변형률의 관계를 보여준다. 보 플랜지 변형률은 기둥 플랜지면 및 단부강판으로부터 50mm 떨어진 위치에서 계측하였다(Fig. 7 참조). 그림에서 상·하부 플랜지의 변형률은 각각 실선과 점선으로 나타냈었고, 비교를 위하여 플랜지 강판의 항복변형률 ε_y = 0.002mm/mm)은 그림에 수직 점선으로 표시하였다.

NS는 Fig. 11(a)에 나타낸 바와 같이 플랜지 항복이 기둥면으로부터 150mm 이상 확산되며 비교적 긴 소성힌지 구간이 형성되었다. 이와 달리 ES, SS1, SS2, SS3, FS의 경우, Fig. 11(b)~11(f)에 나타낸 바와 같이 플랜지의 변형률이 대부분 기둥면에 집중되는 양상을 보였다. 이는 국부적인 보 이음부 강성 증가로 인하여 보의 소성변형이 기둥면에 집중되었기 때문으로 판단된다. 그 결과 Fig. 9에서 보는 바와 같이, 기둥면의 보-기둥 모멘트접합부에서 플랜지 용접부 취성파괴가 조기에 발생하였다.

보 이음부에서는 플랜지 변형률이 상대적으로 크지 않았지만 SS2의 경우 항복변형률을 초과하기도 하였다. 이러한 변형률 계측결과는 모멘트 그래디언트(moment gradient)로 인하여 보 이음부에서 설계모멘트( )가 위험단면의 요구모멘트보다 작지만, 용접부의 국부적인 응력집중을 고려할 경우 보 이음부에서 수직 스티프너를 사용한 플랜지-단부강판 용접부의 보강이 필요함을 보여준다.

5. 설계 및 상세 권고사항

4장의 실험·분석 결과는 경사단부강판이음을 사용한 보-기둥 모멘트접합부 내진설계와 관련하여 다음을 시사한다.

1)2장과 Fig. 2에 제시된 경사단부강판이음 설계법과 상세는 보 이음부의 요구성능을 만족한다. 시공 편의를 위하여 플랜지 바깥쪽에 배열되는 볼트의 수를 SS3와 같이 2개로 줄이더라도 이음부의 성능을 만족시킬 수 있다.

2)기둥면에 위치한 보-기둥 모멘트접합부에서는 국부적인 이음부 강성 증가와 그로 인한 응력 및 변형 집중에 의하여 보 플랜지 용접부의 취성파괴가 조기에 발생될 수 있다. 따라서 보와 기둥 플랜지간 용접상세 각별한 주의가 필요하다. 예를 들어, Fig. 12(a)에 나타낸 바와 같이 FEMA 350(2000)^[21]에 제시된 용접상세를 적용하거나 또는 수직 스티프너를 사용하여 플랜지 용접부의 응력 집중을 완화시킨다. 또한 Fig. 12(b)에 나타낸 바와 같이, RBS(Reduced beam section)방법을 사용하여 위험단면의 위치를 플랜지 용접부가 있는 기둥면으로부터 보 경간 방향으로 이동시킨다. 다만, Fig. 12에 예시된 상세 개선안에 대해서는 실험을 통한 추가 검증이 필요하다.

6. 결 론

이 연구에서는 기울어진 단부강판 이음부 상세를 개발하였다. 또한, 기울어진 단부강판 이음부가 적용된 보-기둥 외부접합부의 내진성능을 반복가력실험을 통해 평가하였다. 주요 연구결과는 다음과 같다.

(1)단부강판 이음부를 갖는 모든 실험체는 AISC 358-10^[1] 및 AISC Design Guide4^[9]의 설계절차에 따라 볼트의 직경 및 단부강판의 두께를 결정하였고, 새로 개발된 기울어진 단부강판의 설계방법을 실험을 통해 검증하였다.

(2)두꺼운 단부강판으로 설계된 SS1 및 SS3은 반복하중 동안 단부강판의 면외방향 변형이 나타나지 않았고, 볼트의 인장파단 또한 발생하지 않았다. 이에 따라, 이음부를 두지 않은 SS1과 비교하여 동등한 수준의 하중재하능력 및 변형능력( = 3.0%)을 보였다. 보의 소성변형은 기둥 표면에 집중되었으며, 플랜지 용접부에서 취성파단이 발생하면서 하중재하능력이 급격하게 저하되었다.

(3)단부강판의 두께를 줄인 SS2의 경우, 하중이력이 증가함에 따라 이음부 단부강판의 면외방향 변형이 육안으로 관찰되었다. 이러한 이음부의 변형은 기둥면에서 발생하는 보 플랜지 용접부의 응력집중을 완화시켰다. 결과적으로, SS2는 다른 실험체보다 큰 횡변위비 4.0%의 큰 변형능력을 보였다. 하지만 단부강판의 소성모멘트 강도가 보의 소성모멘트 강도보다는 크게 설계된 결과 소성변형은 기둥면의 보에 집중되었다.

(4)플랜지 바깥쪽으로 단부강판의 확장면을 없앤 FS의 경우, 확장면이 없는 쪽에서 단부강판 이음부가 보 플랜지의 인장력을 브래킷쪽으로 효과적으로 전달하지 못하였다. 그 결과, 하중재하능력이 공칭강도보다 23% 작게 나왔으며 이음부에서 보 플랜지와 단부강판 사이의 용접부의 파단이 발생하면서 파괴되었다.

(5)플랜지 주변에 배치된 볼트는 반복가력동안 뚜렷한 인장변형률 증가를 보였다. 하지만 보 중앙 웨브 근처에 배치된 볼트는 반복가력 내내 초기 볼트조임에 의한 프리텐션 변형률 보다 작은 변형률을 보였다. 이는 플랜지 주변에 배치된 볼트의 저항만으로 볼트모멘트저항을 계산하는 설계원칙에 부합되는 결과이다.

(6)단부강판을 두껍게 설계하고 이음부에 스티프너를 설치하여 볼트의 지레작용을 최소화 할 경우, 웨브 및 스티프너로부터 멀리 떨어진 볼트와 가깝게 설치된 볼트의 변형률이 비슷하게 나타났다. 특히, 시공 편이를 위해 설치된 가이드핀을 고려하여 플랜지 바깥쪽 볼트를 한 개만 설치(SS3)하여도 볼트의 응력 불균형은 나타나지 않았다.

(7)이음부의 국부적인 강성증가와 함께 보-기둥 용접부의 뒷댐재 및 스캘럽으로 인한 노치효과로, 보-기둥 용접부의 응력집중이 크게 발생하였다. 따라서, FEMA 350 (2000)^[21]에서 제시하는 개선된 용접상세를 사용하거나 보-기둥 용접부에 추가적인 수직 스티프너 보강(Lee et al., 2017^[23])이 필요하다. 단, 개선된 접합상세에 대한 추가 실험검증이 필요하다.

Acknowledgments

이 연구는 한국연구재단(R-2015- 00441)과 삼성물산의 연구비 지원에 의해 수행되었습니다.

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