고강도강 엔드플레이트 보-기둥 접합부 내화성능에 관한 해석모델

1. 서 론

최근 도시화가 빠르게 진행되고 건축물의 기능적 요구가 지속적으로 증가함에 따라, 현대 건축 구조는 대공간화, 초고층화, 복합화의 방향으로 발전하고 있다. 이러한 추세는 구조물이 극한 하중 조건에서 얼마나 안전하게 거동할 수 있는지에 대한 문제를 더욱 부각시키고 있으며, 특히 화재 하중에 따른 구조적 신뢰성은 구조공학 분야에서 중요한 연구 주제로 자리 잡고 있다. 화재 발생 시 강재는 온도 상승에 따라 탄성계수, 항복강도, 연성 등의 기계적 성질이 급격히 저하되며, 이로 인해 구조물이 극한 하중에 도달하기 전에 조기 좌굴하거나 부분적인 손상, 나아가 전체 붕괴로 이어질 수 있다. 이는 인명 피해뿐만 아니라 막대한 재산 손실로 직결되므로, 과학적이고 합리적인 강구조물의 내화 설계 방법과 평가 체계를 구축하는 것은 건축물의 재난 대응 능력을 향상시키는 데 있어 이론적·실무적으로 매우 중요하다.

강구조 시스템에서 엔드플레이트^[1],[2]를 활용한 접합 반강접 접합부는 보-기둥 연결 방식 중 가장 널리 사용되는 형태 중 하나로, 구조가 단순하고 다른 반강접 접합 형식보다 초기강성이 크며 시공이 용이하다는 장점으로 인해 산업용 공장, 물류센터, 초고층 사무시설 등 다양한 강구조 건축물에 광범위하게 적용되고 있다. 상온상태에서 해당 접합 형식의 역학적 거동은 비교적 체계적으로 연구되어 있으며 설계 기준 또한 잘 정립되어 있다. 그러나 고온 조건, 특히 화재 상황에서의 엔드플레이트 접합부에 대한 변형 특성, 파괴 메커니즘 및 하중 지지 성능 변화에 대해서는 여전히 심층적인 연구가 부족한 실정이다.

ANSI/AISC 358^[3]은 엔드플레이트 접합부 설계에 관한 규정을 포함하고 있으며, 내진 설계에 적합한 사전 인증 접합 방식을 제공한다. 이 기준은 주로 상온에서의 접합부 거동을 다루고 있으며, BEEP (볼트 연결 확장형 엔드플레이트) 접합 방식을 사용한 내진 성능을 강조한다. EC3^[4]은 엔드플레이트 접합부 설계에 필요한 강도와 강성을 계산하는 방법을 제시한다. EC3은 엔드플레이트 접합부의 초기 회전강성 및 휨 저항 모멘트를 포함하여, 다양한 접합부 설계를 다루고 있으며, T-stub이론에 기반한 설계 방법도 제공하고 있다. 두 기준 모두 엔드플레이트 접합부의 강도, 강성, 변형 능력 등을 예측할 수 있는 설계 방법을 제시한다.

이 연구는 기존문헌^[5]을 기반으로 고온조건에서 고강도 엔드플레이트 접합부의 실험 결과를 유한요소해석모델로 재현하고 해석모델의 타당성을 검증한다. 기존연구^[5],[6]에서는 고강도 엔드플레이트 접합부의 전체적인 항복양상과 임계온도를 실험을 통해 제시하였으나, 보, 엔드플레이트, 볼트 각 구성 요소의 국부적인 응력 집중 분포 특성에 대해서는 충분한 분석이 이루어지지 않았다. 따라서 이 연구에서는 기존연구^[6]에서 사용된 재료 매개변수, 경계 조건 및 하중 방식이 결과에 미치는 영향을 심층적으로 조사하고, 국부 응력분석을 포함한 상세한 해석을 수행하여 고온에서 엔드플레이트 반강접 접합부의 추가 분석을 위한 신뢰할 수 있는 이론적 기반을 제공하고자 한다.

2. 기존연구

Lu et al.^[5]은 고강도강 Q690 플러시 엔드플레이트 접합부(flush endplate connection)의 상온 및 고온에서의 구조적 성능을 실험적으로 분석하였다. 이 연구에서는 총 4개의 실험체가 제작되었으며, 이 중 실험체 J-8-A과 J-12-A는 상온에서 극한 휨모멘트성능이 조사되었고, 실험체 EPC-8과 EPC-12는 ISO 834 표준곡선^[7]을 기반으로 한 온도상승 조건에서의 내화성능이 평가되었다. 실험 과정에서는 패널존, 보와 기둥 단부 그리고 엔드플레이트 주변의 온도변화 및 구조적 변형양상이 측정되었다. 고온 실험결과, 실험체 EPC-12 (엔드플레이트 두께 12 mm)는 실험체 EPC-8 (엔드플레이트 두께 8 mm)보다 초기 회전강성과 휨저항능력은 더 우수했으나, 극한 회전능력은 오히려 감소하는 것으로 나타났다. 모든 실험체는 상온 실험체와 유사하게 엔드플레이트의 항복 및 기둥 플랜지의 국부좌굴을 동반한 연성 파괴모드가 나타났다. 구조적으로 안전정인 거동을 확인하였다. 또한, 엔드플레이트 두께의 증가가 내화한계 시간과 임계 온도에는 큰 영향을 미치지 않았다.

Shin et al.^[8]은 엔드플레이트(endplate), 브라켓(bracket), 웨브이음판(web plate) 등 총 3가지 형상의 보-기둥 접합부 실험체에 대해, 상온 및 표준화재온도 조건하에 단조가력 실험을 수행하였다. 상온재하 실험 결과, 모든 실험체는 계획된 파괴모드에 따라 접합부에서의 엔드플레이트의 항복선 형성, 볼트파단, 용접부파단 및 보 소성힌지 발생 등이 관찰되었으며, 최대하중은 엔드플레이트 실험체에서 375 kN으로 나타났다. 한편, 재하가열 실험은 보 단부에 사전하중 186 kN을 가력한 후 KS F2257-1^[9]의 표준화재곡선에 따라 가열하였으며, 엔드플레이트 실험체의 한계처짐인 110 mm 이상에서 도달시간은 28분으로 나타났다. 고온 실험 결과, 상온실험체와는 달리 모두 보 부재에서 소성힌지 형성과 국부좌굴에 의한 연성 파괴가 발생하였으며, 접합부 요소(엔드플레이트와 볼트)의 큰 구조적 손상은 관찰되지 않았다. 상온에서 엔드플레이트 접합부가 취약하게 설계되었음에도 고온 하에 보 부재의 강도 저하가 더 급격히 발생하였다.

Chu et al.^[10]은 고온조건에서 H형강 보 부재의 확장형 엔드플레이트 접합부의 구조적 거동을 조사하기 위해 실험을 수행하였다. 이 연구에서는 엔드플레이트 접합부에서 H형강 플랜지 하부를 체결하는 볼트개수를 변수(4개와 6개)로 2개의 실험체를 제작하였고, 각 실험체는 각각 350 kN 및 250 kN의 사전하중이 적용된 상태에서 KS F2257-1 표준화재 곡선에 따라 가열되었다. 고온 실험 결과, 6-볼트 실험체는 약 600℃에서 보 압축플랜지의 국부좌굴이, 이후 약 700°C 부근에서 보 웨브 국부좌굴이 발생하여 급격한 내력저하가 관찰되었다. 4-볼트 실험체는 예상 파괴양상과 같이 접합부 볼트의 인장 파단이 발생하였다. 하부볼트 4개 중 2개는 볼트 조임이 풀렸고, 나머지 2개는 볼트의 나사산 부분이 파단되었다.

3. 유한요소해석 모델의 신뢰성 검증

3.1 부재 치수 및 가력

이 연구에서 구축한 유한요소해석 모델링의 신뢰성을 검증하기 위해 기존 연구 결과^[5]와 비교한다. 엔드플레이트 보-기둥 접합부 검증 모델의 구성과 치수는 기둥 및 보 부재 치수는 각각 H-300×200×8×12, H-300×180×8×12이고, 엔드플레이트의 크기는 200×360이고 엔드플레이트 두께는 각각 8 mm와 12 mm를 적용하였다. 실험은 기둥 단부의 축압력 강도비(P/P_y)과 보의 휨모멘트비(M/M_cr)를 고려하여 수행되었다. 축압력 강도비는 기둥에 작용하는 하중(P)과 기둥 항복강도(P_y)의 비로 정의되며 보의 휨모멘트비는 보 끝단의 가력 하중(F)에 의한 보-기둥 접합부에서의 휨모멘트(M)와 실온에서의 실험 휨모멘트(M_cr)와의 비이다. 반강접 접합부의 내화 성능실험을 수행함에 있어, 실험체의 엔드플레이트 접합부가 보 및 기둥보다 우선적으로 파괴되도록 설계되어야 한다. 이 연구에서는 축압력 강도비 0.15와 휨모멘트비 0.5를 실험 조건으로 설정하였다. Lu et al.^[5]의 연구에서는 축압력 강도비 0.15는 고온에서 기둥의 조기 좌굴을 방지하고, 연결부의 구조적 거동을 명확히 평가하기 위한 목적에서 설정되었다. 축압력 강도비가 0.4일 경우 고온 조건에서 기둥이 먼저 파괴되어 연결부의 내화 성능 평가에 어려움이 있었으며, 이를 개선하기 위해 축력비를 0.15로 낮추어 실험을 수행하였다. 한편, 휨모멘트비 0.5는 연결부가 상온에서 완전히 항복되기 전의 상태를 모사함으로써, 실제 화재 발생 시 사용하중 상태에 놓인 구조물이 고온에 노출되는 조건을 재현하고자 설정되었다. 이러한 조건은 연결부의 온도-변형 관계 및 극한 거동을 보다 정밀하게 관찰할 수 있도록 하며, Wang et al.^[11]의 연구에서도 유사하게 활용된 바 있다. 기존 실험연구 결과로부터 Table 1에 해석모델에 적용할 기둥의 항복내력(P_y)은 4,246 kN, 이에 따라 고온실험에서 기둥에 작용하는 하중(P)는 P_y로 설정하여 636.9kN를 입력하였다. 상온에서 실험체 EPC-8의 실험 휨모멘트(M_cr)은 189.60 kN∙m이며, 실험체 EPC-12는 233.01 kN∙m이다. 이 실험에서는 보의 휨 모멘트비(M/M_cr)를 0.5로 설정하였으며, 이에 따라 실험체 EPC-8 에 작용한 휨 모멘트(M)는 94.8 kN∙m, 실험체 EPC-12은 116.5 kN∙m이다.

Table 1.

Specimen information and test conditions

3.2 유한요소해석 모델링 조건

Fig. 1과 같이 엔드플레이트 접합부의 해석은 비선형 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS를 사용한다. 해석모델은 솔리드 요소로서 8개의 노드를 가진 3차원 열전도 요소인 C3D8T (8-node thermally coupled brick, trilinear displacement and temperature)를 사용한다. 유한요소해석 모델의 접합부 전체에 10 mm의 메쉬 크기로 하였다. 또한, 접합부 영역의 파괴 모드 및 응력 분포를 보다 정확하게 조사하기 위해, 볼트 및 그 주변 영역에는 5 mm의 세밀한 메쉬크기를 적용하였다.

Fig. 1.

Numerical model of beam to column endplate connections

접촉 경계조건은 기둥 플랜지와 엔드플레이트 간의 접촉, 그리고 볼트와 엔드플레이트 간의 접촉을 포함하며 접촉 설정에서는 강성이 큰 요소의 접촉면을 주 접촉면(master surface)으로, 강성이 작은 요소의 표면을 종속 접촉면(slave surface)으로 설정하였다. 접촉면의 접선방향은 마찰계수 0.4를 적용하였고, 법선방향은 하드 컨택트(hard contact)으로 접촉면 분리(separation)를 허용하였다. 모든 접촉은 유한 슬립(finite slipping)방식으로 설정되었으며, 계산 효율향상을 위해 접촉 허용오차는 0.1 mm로 지정되었다.

보와 엔드플레이트 간의 용접 연결은 Tie 제약 조건을 사용하여 모델링하였다. 기둥과 보의 단부에 대한 경계조건은 다음과 같이 설정되었다. Fig. 1과 같이 기둥 상부 및 하부의 단면 노드들은 각각 참조점 RP-1과 RP-2에 Kinematic 방식의 coupling 명령으로 결합하였으며, 기둥 상부 RP-1 위치에서는 (U₁ = U₂ = UR₂ = UR₃ = 0) 조건을 부여하여 회전을 구속하였고, 기둥 하부 RP-2 위치에서는 모든 방향 변위와 회전구속(U_all = UR_all = 0) 조건을 부여하였다. 또한, 보의 휨-비틀림 좌굴(flexural-torsional buckling)을 방지하고, 슬래브의 구속 효과를 모사하기 위해 보단부에 참조점 RP-3을 생성하였다. 이때 슬래브의 측면 지지 효과를 반영하여 RP-3 점에는(U₁ = 0) 조건을 부여함으로써 보 플랜지의 면외방향 변위를 구속하였다. 해석 모델의 열전달 조건은 실제 실험 조건을 기반으로 설정하였다^[6]. 이 연구에서는 과도 열해석을 수행하였다. Kodur et al.^[12]은 표준 화재 조건에서 급격한 온도 상승과 짧은 고온 지속 시간 조건에서는 크리프 영향이 작다고 알려져 있다. 무피복 강재보의 크리프 영향을 무시할 수 있다고 하였다. 이에 따라 본 해석에서는 고온 크리프를 고려하지 않았으며, 향후 장시간 화재 시에는 이를 포함한 추가 연구를 수행할 예정이다.

3.4 해석모델의 열전달 설정

기존실험^[5]에서 전기로 내부의 공기온도를 측정하기 위해 총 4개의 열전대(FT-1–FT-4)가 설치되었으며, 그 배치 위치는 Fig. 2에 나타낸다. Fig. 3(a)와 Fig. 3(b)는 각각 실험체 EPC-8 및 EPC-12의 온도변화 곡선을 나타낸다. EPC-12실험체의 전기로 온도를 측정하던 열전대 FT-2 및 FT-3은 실험 도중 손상되어 온도 데이터를 기록하지 못하였으며, 이에 따라 FT-1과 FT-4의 실험결과만 제시되었다. 각 실험체의 전기로 온도-시간 곡선에 따르면, 고온 공기의 상승흐름으로 인해 전기로 하부의 온도가 상부보다 낮게 나타났다. 또한, 보 단부는 완전히 밀폐되지 않아 열 손실이 발생함에 따라 기둥보다 온도가 낮은 경향을 보였다. 고강도강 Q690 엔드플레이트 접합부 실험체는 1000 mm×700 mm×700 mm 크기의 전기로 내부에서 가열이 진행되었으며, 유한요소해석에서는 해당 가열 공간에 해당하는 영역에 고온화재 조건을 적용하였다. 온도장은 열전달메커니즘인 열대류(convection) 및 열복사(radiation) 를 동시에 고려하여 정의하였으며, 해석에 적용된 열대류계수는 Eurocode EN 1991-1-2^[13]에서 권고하는 자연대류 조건의 평균값인 25 W/(m² • K)를 적용하였으며, 복사계수는 강재 표면의 조도, 산화피막 형성 등 실화재 시 발생 가능한 표면 특성 변화를 고려하여 보수적으로 0.5로 설정하였다. 실험과정에서 각 측정지점의 전기로 온도가 서로 달랐으며, 기둥 근처 영역의 온도가 다른 영역보다 더 높게 나타나는 분포 특성을 보였다. 이로 인해 부재 각 부분의 온도 상승속도에 차이가 발생하였으며, 따라서 정확한 열전달 해석을 위해 해당 두 영역에 각기 다른 온도 상승곡선을 정의할 필요가 있다. 그에 따라, 기둥의 가열영역에는 실험 결과 중 FT-1 열전대의 실측 온도곡선을 적용하였고, 엔드플레이트 및 보의 가열 영역에는 FT-4의 실측 온도곡선을 적용하여 부재의 실제 온도장을 모사하였다.

Fig. 2.

Furnace thermocouple

Fig. 3.

Furnace thermocouple

4. 재료모델

강구조 부재의 내화성능을 해석할 때, 온도에 따라 달라지는 응력-변형률 관계의 적용은 해석 결과에 큰 영향을 미친다. 기존 연구자 Huang et al.^[14]의 Q690강의 재료시험결과를 참조하였고 10.9 Grade 고장력볼트의 경우에는 기존 연구자 Li et al.^[15]의 인장시험 결과를 참조하였다. 인장시험 결과로 부터 얻어진 Fig. 4(a) 및 Fig. 4(b)와 같이 강재의 공칭응력-공칭변형률 관계(nominal stress-strain curve)를 식 (1)과 식 (2)를 이용하여 인장시편의 단면적 변화가 고려된 진응력-진변형률 곡선(true stress-true strain curve)으로 변환하고, 탄성영역 이후의 소성영역 거동은 식 (3)에 따라 전체 변형률(ε_e)에서 탄성변형률(σ_e/E)을 공제한 소성변형률(ϵ_p)을 입력하였다. 또한, 고온에서 강재의 열팽창계수, 열전도율 및 비열 등의 온도 의존적 열물성치는 Xing et al.^[16]의 연구를 참고하여 입력하였다. 고장력볼트의 경우에는 EC3 Part 1-2에서 제안하는 값을 적용하였다.

여기서, σ_t는 진응력, σ_e는 공칭응력, ε_e는 공칭변형률, ε_t는 진변형률, E는 탄성계수이다.

Fig. 4.

Nominal stress-strain curve

5. 유한요소해석

5.1 파괴양상

Fig. 5에서 확인할 수 있듯이 실험체 EPC-12는 실험^[5] 및 해석 종료 시점에서 기둥 플랜지에 큰 변형이 발생하였으며, 엔드플레이트 일부에도 국부적인 변형이 관찰되었다. 특히 엔드플레이트와 기둥 플랜지 사이에는 육안으로 확인 가능한 큰 틈이 발생하였고, 인장력을 받는 볼트 구멍 부위에서는 심한 돌출 현상이 나타났다. 또한, 첫 번째 열(열방향 기준)의 인장 볼트에서는 눈에 띄는 인장변형이 관찰되었다. Fig. 6와 같이 실험체 EPC-8의 경우도 실험 및 해석 종료 시점에서 기둥 플랜지에서 현저한 변형이 발생하였으며, 엔드플레이트에서도 큰 전체적인 변형이 발생하였다. 엔드플레이트와 기둥 플랜지 사이에는 넓은 간극이 형성되었고, 인장력을 받는 볼트 구멍 주변에서는 심한 돌출 및 변형이 관찰되었다. 특히, 첫 번째 열의 인장 볼트에서는 굽힘(bending)과 인장(tension)이 동시에 발생한 복합 변형이 뚜렷하게 나타났다.

Fig. 5.

Temperature-time curve of specimen EPC-12

Fig. 6.

Temperature-time curve of specimen EPC-8

5.2 온도-변위 관계

Fig. 7과 Fig. 8에서와 같이 실험체 EPC-8과 실험체 EPC-12에 대해 온도-변위에서 초기 가열단계에서는 온도가 상승함에 따라 접합부의 변형 변화가 매우 작게 나타났으며, 구조적으로 안정적인 상태를 유지하였다. 그러나 온도가 약 550℃에 도달하는 시점부터 변위가 급격히 증가하였고, 이와 함께 접합부의 국부 변형이 뚜렷하게 확대되기 시작하였다. 이후 온도가 임계온도에 근접함에 따라 변위 증가 속도는 더욱 증가하였으며, 결국 과도한 변형에 의해 접합부가 내력저항되는 거동을 보였다. Table 2에서는 화재 조건에서 엔드플레이트 접합부의 임계온도(critical temperature)를 실험값과 유한요소해석 결과를 비교하였다.

Fig. 7.

Temperature-displacement curve of EPC-8

Fig. 8.

Temperature-displacement curve of EPC-12

Table 2.

Comparison of critical temperatures between FEA and test results

두께 8 mm인 실험체 EPC-8의 경우, 실험값은 679℃, 해석값은 654℃였다. 두께 12 mm인 실험체 EPC-12는 각각 665℃와 666℃로 나타났다. 이러한 분석 결과를 통해 이 연구에서 구축한 엔드플레이트 보-기둥 접합부에 대한 유한요소해석모델의 타당성을 검증하였다.

5.3 국부 구조거동 분석

유한요소해석결과를 바탕으로, 각 해석모델의 종료상태에서의 응력분포를 분석하였다. Fig. 9은 보, 엔드플레이트와 볼트의 응력분포를 조사하기 위한 주요 위치와 패스를 나타낸다. Mises 응력결과에 따르면, 보의 상하 표면, 엔드플레이트의 볼트 구멍 주변, 그리고 볼트 영역에서 뚜렷한 응력 집중 현상이 관찰되었다. 이러한 주요 부위의 응력 분포는 Fig. 10에 상세히 제시하였다.

Fig. 9.

Path locations on beam, column and bolts

Fig. 10.

Comparison of von Mises stress distribution along the specified path for EPC-8 and EPC-12 specimens

Fig. 10(a)는 EPC-8 및 EPC-12 해석모델의 동일 경로에서의 보 상하 Mises 등가응력 분포를 비교한 것이다. 보 상부 표면의 경로에서는 용접부를 따라 설정된 경로(path-1)와 용접부 인접 부위의 경로(path-2)를 비교했을 때, 두 해석모델 간의 응력 분포에는 큰 차이가 나타나지 않았다. 그러나 ,경로 중간 구간에서는 용접부 경로(path-1)의 응력이 인접 부위(path-2)에 비해 현저히 낮게 나타났다. 보 하부 표면의 경로에서는 용접부를 통과하는 경로(path-3)와 인접 부위 경로(path-4)를 비교한 결과, EPC-8의 응력 분포가 EPC-12에 비해 전반적으로 더 높게 나타났다. EPC-8 은 두께 8 mm의 얇은 엔드플레이트를 사용하고 있으며, 이는 EPC-12에 비해 연결 강성이 낮아 하중 작용 시 응력이 보다 집중되어 보 하부의 용접부 및 그 인근으로 전달되기 때문이다. 얇은 엔드 플레이트는 국부 변형이 쉽게 발생할 수 있으므로, 용접부에 더 큰 인장 응력이 작용하게 되고, 그 결과 Mises 응력 수준이 두꺼운 엔드 플레이트를 사용한 해석모델보다 높게 나타났다. 동일 해석모델 내에서 상·하부 용접부 경로(path-1과 path-3)의 응력 분포는 유사하게 나타났으나, 용접부 인근 경로(path-2와 path-4)를 비교하여 하부 표면에서 더 높은 응력이 발생한 것으로 나타났다.

Fig. 10(b)는 EPC-8 및 EPC-12 해석모델의 동일 경로에 서의 엔드플레이트 등가응력 분포를 비교한 것이다. 엔드플레이트에서는 주로 첫 번째 행의 볼트 구멍 주변에서 최대응력이 집중되므로, 해당 부위에 위치한 경로(path-1 및 path-2)를 선택하여 Mises 응력을 비교하였다. EPC-8 및 EPC-12 해석모델의 엔드플레이트 첫 번째 행 볼트 구멍 주변의 응력 분포는 큰 차이를 보이지 않았으며, 전체적인 분포 경향은 유사하게 나타났다.

Fig. 10(c)는 EPC-8 및 EPC-12 해석모델의 동일 경로에서 볼트에 작용하는 Mises 등가응력 분포를 비교한 것이다. 첫 번째 행의 볼트에서 비교적 큰 국부 변형이 발생하였기 때문에, 해당 부위의 경로(path-1 및 path-2)를 기준으로 응력 분포를 분석하였다. EPC-12 해석모델는 EPC-8에 비해 볼트 부재의 전체적인 응력 수준이 더 높은 것으로 나타났다. 이는 두꺼운 엔드플레이트가 더 높은 강성을 제공하여 볼트가 더 많은 하중을 분담하게 되며, 그 결과 응력 집중이 더욱 뚜렷해졌음을 의미한다.

5.4 시간-변위 관계

Fig. 11은 실험체 EPC-8와 EPC-12의 해석결과로부터 얻은 시간에 따른 변위 관계를 나타낸다. 한계변위인 120 mm에 도달하기까지의 시간은 각각 18.7분과 20.1분으로 확인되었다. 엔드플레이트 두께 임계온도 및 한계변위 수준에 도달하기까지의 소요시간 차이가 있었다.

Fig. 11.

Displacement-time curves

EPC-8는 18.7분 경과 시점에서 급격한 처짐 증가와 함께 현저한 변형이 발생한 반면, EPC-12는 20.1분 후 유사한 수준의 변형이 발생하여 7.5 %의 시간 증가 효과가 나타났다. 이러한 결과는 엔드플레이트 두께 증가가 임계 변형 성능에는 제한적인 영향을 주지만, 고온에서 구조물의 전체적인 변형 지속 시간 증가에는 기여할 수 있음을 시사한다.

6. 보 상부 가열 위치에 따른 구조거동의 영향

건물내 화재는 일반적으로 국부적인 영역에서 발생하며, 이로 인해 해당 부재의 온도가 상승하고, 그 결과 부재의 강도와 강성이 저하된다. 국부적인 좌굴이 발생한 이후에는 전체 구조의 붕괴로 이어질 수 있다. 따라서 화재에서 부재 및 접합부의 거동은 재료 특성이나 구조 형식뿐만 아니라, 가열 부위의 위치에도 밀접한 관련이 있다. 이 연구에서는 국부 화재의 불규칙성을 고려하여, 700°C까지의 고온에서 서로 다른 위치에 가열된 조건이 파괴 모드 및 변위 변형능력과 같은 기계적 성능에 미치는 영향을 분석하였다. Fig. 12와 같이 보 단부로부터 각각 0 mm, 450 mm, 900 mm 떨어진 위치의 보 상부면에 길이 300 mm×폭 180 mm의 국부 가열 영역이 적용되었으며, 각각 part-1, part-2, part-3으로 구분하였다.

Fig. 12.

Locations of different heated areas of the specimen (EPC-12)

Fig. 13과 Fig. 14은 보-기둥 엔드플레이트 접합부에서 보 상부면의 온도가열 영역과 해석결과의 온도 분포를 나타낸 것이다. Fig. 13과 Fig. 14에서는 가열된 영역의 온도가 점차 상승함에 따라, 인접한 부위들에서도 열이 전도되어 온도가 점진적으로 증가하는 양상이 나타났다. Fig. 15은 3개 가열 위치에 따른 보 단부의 온도-변위 관계를 보여준다. 가열 위치가 접합부에 가까울수록 보 단부의 변위는 다소 감소하는 경향을 나타냈다.

Fig. 13.

Temperature field distribution of specimens in different heated areas-EPC-8

Fig. 14.

Temperature field distribution of specimens in different heated areas-EPC-12

Fig. 15.

Displacement-temperature curves of specimens under different heated areas

7. 결 론

이 연구는 Lu et al.의 실험에서 제안한 방법을 기반으로 엔드플레이트 반강접 접합부에 대한 유한요소해석 모델을 구축하였다. 모델링, 재료 모델, 경계조건 및 하중적용 방식 등을 제시함으로써, 기존 실험 연구의 절차와 주요 결과를 성공적으로 구현하였다. 해석 결과로부터, 이 논문에서 도출된 하중-변위 곡선, 파괴양상 및 온도-변위 등 실험결과와 양호한 대응을 보였으며, 이를 통해 기존 실험연구 방법의 재현 가능성과 타당성을 입증하였다. 이 연구는 향후 유사 구조물에 대한 정밀한 구조 거동 분석 및 화재 조건 하의 추가 연구를 위한 기반 자료로 활용될 수 있다. 이 해석 연구결과로부터 다음과 같은 결론을 도출하였다.

• (1) 690급 고강도강 엔드플레이트 보-기둥 반강접 접합부는 화재 시 충분한 회전능력을 가지며, 보는 충분한 처짐 변형으로 인해 내화 극한 상태에 도달하더라도 접합부는 실험 하중을 지지할 수 있었다. 접합부의 파괴 형태는 연성 파괴로 나타났다.
• (2) 접합부는 고온에서 현저한 변형이 발생하였고, 두 실험체 모두 명확한 엔드플레이트 접합부의 항복변형이 나타났다. 엔드플레이트 두께가 증가하더라도 전체 변형 형상이나 임계 온도에는 큰 영향을 미치지 않는 것으로 나타났다.
• (3) 완전연성 열-변위를 적용한 비선형 유한요소해석 모델을 구축하였고 실험결과와 비교하여 해석의 타당성을 검증하였다.
• (4) 보-기둥 엔드플레이트 접합부에서 가열 위치가 접합부에 가까울수록 보 단부의 변위는 다소 감소하는 경향을 나타냈다.

추후, 엔드플레이트 두께, 형상, 볼트 배열 등의 추가 변수해석과 실험을 통해 엔드플레이트 보-기둥 접합부의 고온 하에 구조거동 및 한계온도를 제시할 필요가 있다.

Acknowledgments

이 연구는 2024년도 정부(과학기술정보통신부)의 재원으로 한국연구재단의 이공분야기초 연구지원사업(과제번호 No. RS-2024-00346347)의 연구비의 지원으로 수행되었음.

References

• Park, S.M., and Oh, S.H. (2024) Seismic Performance Evaluation of End-Plate Type Non-Welded Reinforced Joints for Major Member Damage Prevention, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.36, No.6, pp.345–355 (in Korean). [https://doi.org/10.7781/kjoss.2024.36.6.345]
• Seo, H.S., Jung, G.H., Jin, J.H., Kim, D.H., Kim, T.J., and Lee, K.K. (2024) Evaluation on Seismic Performance of End-Plate Connection between Panelized Composite Beam(KG Beam) and CFT Column, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.36, No.6, pp.473–482 (in Korean). [https://doi.org/10.7781/kjoss.2024.36.6.473]
• American Institute of Steel Construction (2022) Prequalified Connections for Special and Intermediate Steel Moment Frames for Seismic Applications, ANSI/AISC 358-22, USA.
• European Committee for Standardization (2005) Eurocode 3: Design of Steel Structures - Part 1-2: General Rules - Structural Fire Design, EN 1993-1-2, Belgium.
• Lu, P., Yang, J., Ran, T., and Wang, W. (2023) Experimental Study on Flexural Capacity and Fire Resistance of High Strength Q690 Steel Flush End-Plate Connections, Thin-Walled Structures, Elsevier, Vol.184, 110506. [https://doi.org/10.1016/j.tws.2022.110506]
• Wang, W., Li, S., and and Ran, T. (2024) Numerical Study on High Strength Q690 Steel Flush End-Plate Connections at Elevated Temperatures, Fire Technology, Springer, Vol.60, pp.3269–3294 . [https://doi.org/10.1007/s10694-024-01568-y]
• International Organization for Standardization (1999) Fire-Resistance Tests-Elements of Building Construction, Part 1: General Requirements, ISO 834-1:1999, Switzerland.
• Shin, D.J., Ryu, E.M., Ahn, J.K., Hwang, K.J., and Lee, C.H. (2024) Experimental Study on Behavior of Steel Beam-to-Column Connections under Standard Fire, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.36, No.1, pp.1–12 (in Korean). [https://doi.org/10.7781/kjoss.2024.36.1.001]
• Korean Agency for Technology and Standards (1999) Methods of Fire Resistance Test for Elements of Building Construction - General Requirements, KS F 2257-1: 1999, (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]
• Wang, W. Y., Li, G. Q., and Dong, Y. L. (2007) Experimental Study and Spring-Component Modelling of Extended End-Plate Joints in Fire, Journal of Constructional Steel Research, Elsevier, Vol.63, No.8, pp.1127–1137. [https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2006.10.006]
• Kodur, V. K. R., and Dwaikat, M. M. S. (2010) Effect of High Temperature Creep on the Fire Response of Restrained Steel Beams, Materials and Structures, Springer, Vol.43, pp.1327–1341. [https://doi.org/10.1617/s11527-010-9583-y]
• European Committee for Standardization (2002) Eurocode 1: Actions on Structures - Part 1-2: General Actions - Actions on Structures Exposed to fire, EN 1991-1-2, Belgium.
• Huang, D., Zhang, L., Wang, W., and Mu, H. (2022) Test on Post-Fire Residual Mechanical Properties of High Strength Q690 Steel Considering Tensile Stress in Fire, Journal of Constructional Steel Research, Elsevier, Vol.194, 107340. [https://doi.org/10.1016/j.jcsr.2022.107340]
• Li, G. Q., Yin, Y. Z., and Li, M. F. (2002) Experimental Studies on the Material Properties of High-Strength Bolt Connection at Elevated Temperatures, Steel and Composite Structures, An International Journal, SCS, Vol.2, No.4, pp.247–258. [https://doi.org/10.12989/scs.2002.2.4.247]
• Xing, Y., Wang, W., and Al-azzani, H. (2021) Assessment of Thermal Properties of Various Types of High-Strength Steels at Elevated Temperatures, Fire Safety Journal, Elsevier, Vol.122, 103348. [https://doi.org/10.1016/j.firesaf.2021.103348]