- Home
- About
- Browse Articles
- For Authors and Reviewers
- e-Submission
Sorry.
You are not permitted to access the full text of articles.
If you have any questions about permissions,
please contact the Society.
죄송합니다.
회원님은 논문 이용 권한이 없습니다.
권한 관련 문의는 학회로 부탁 드립니다.
| [ Article ] | |
| Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 37, No. 6, pp. 349-358 | |
| Abbreviation: J of Korean Soc Steel Construction | |
| ISSN: 1226-363X (Print) 2287-4054 (Online) | |
| Print publication date 27 Dec 2025 | |
| Received 20 Sep 2025 Revised 28 Oct 2025 Accepted 31 Oct 2025 | |
| DOI: https://doi.org/10.7781/kjoss.2025.37.6.349 | |
| 앵글을 사용한 보-기둥 반강접 접합부의 구조거동에 관한 유한요소해석 | |
| 1석사과정, 한양대학교, 건축시스템공학과 | |
| 2박사수료, 한양대학교, 건축시스템공학과 | |
| 3교수, 한양대학교 ERICA, 건축학부 및 스마트시티공학과 | |
Finite Element Analysis on Structural Behaviors of Angle Beam-Column Semi-Rigid Connections | |
| 1Graduate Student(Master’s Course), Dept. of Architectural Engineering, Hanyang University, Seoul, 04763, Korea | |
| 2Graduate Student(Ph.D. Candidate), Dept. of Architectural Engineering, Hanyang University, Seoul, 04763, Korea | |
| 3Professor, Major in Architectural Engineering and Dept. of Smart City Engineering, Hanyang University ERICA, Ansan, 15588, Korea | |
| Correspondence to : *Tel. +82-31-400-5131 E-mail. tskim0709@hanyang.ac.kr | |
Copyright © 2025 by Korean Society of Steel Construction | |
Funding Information ▼ | |
이 연구에서는 기존 실험결과를 토대로 탄소강 앵글을 사용한 두 가지 형태의 보-기둥 반강접 접합부에 대한 유한요소해석(FEA) 모델을 구축하고, 웨브 앵글 유무를 주요 변수로 하여 구조 거동을 분석하였다. 단조가력 조건에서 재료시험결과를 토대로 등방경화 재료모델을 반영하였으며, 해석모델의 요소종류와 메쉬크기에 따른 민감도 해석결과는 실험결과와 양호한 대응을 보였다. 특히 웨브 앵글이 있는 접합부는 구조 성능이 향상되는 것으로 나타났으며, 마찰계수와 앵글 두께 변화 역시 구조성능에 중요한 영향을 미쳤다. 이 연구에서 제안한 FEA 모델은 실험적 검증을 기반으로 실제 설계에 활용 가능한 신뢰성 있는 방법임을 확인하였다.
Based on experimental results, this study developed finite element analysis (FEA) models for two types of semi-rigid beam-to-column connections using carbon steel angles, with the presence or absence of web angles considered as the main variable. An isotropic hardening model was applied under monotonic loading conditions. The FEA results, including comparisons of element type and mesh size, showed good agreement with the experiments, verifying the validity of the proposed models. Connections with web angles demonstrated improved structural performance, while variations in friction coefficient and angle thickness were also found to significantly affect structural behaviors. The proposed FEA models, validated through experimental comparison, can serve as reliable methods for practical structural design.
| Keywords: Semi-rigid connection, Carbon steel, Angle, Monotonic loading, Finite element analysis (FEA) 키워드: 반강접 접합부, 탄소강, 앵글, 단조 가력, 유한요소해석 |
|
건축 구조물의 보-기둥 접합부는 구조 전체 거동을 지배하는 핵심적 역할을 수행한다. 이는 접합부가 부재 간 힘의 전달 경로를 형성하고, 외력 작용 시 발생하는 휨모멘트, 전단력 및 축력을 조절함으로써 전체 구조계의 강성, 연성, 에너지 소산능력에 직접적인 영향을 미치기 때문이다. 따라서, 접합부의 강성 및 회전 성능은 구조물의 안정성뿐만 아니라 경제성, 시공성 및 지속가능성과도 밀접하게 연관된다. 이러한 배경하에 반강접 접합부(Semi-rigid connection)는 강접합과 단순접합의 중간적 성질을 지니며, 구조 효율성과 안전성을 동시에 확보할 수 있는 대안으로 많은 연구자들의 관련연구를 수행해왔다[1]-[4].
이러한 중요성에 착안하여, 기존 연구에서는 주로 탄소강을 적용한 반강접 접합부의 구조 성능을 다양한 접근법을 통해 규명해 왔다[5]-[8]. 초기 연구에서 Kishi와 Chen[5]은 멱함수형(moment-rotation) 모델을 제안하여 반강접 접합부의 초기 강성과 휨모멘트를 효과적으로 예측할 수 있는 기초적 접근방법을 제시하였으며, 이후 다수의 연구에서 이를 확장·적용하여 설계 및 해석의 기반을 마련하였다. 이어서 Abdalla et al.[6]은 플랜지 및 웨브 앵글을 포함한 반강접 접합부의 비선형 거동을 규명하기 위하여 3차원 비선형 유한요소해석(finite element analysis, 이하 FEA) 모델을 제시하고, 단조가력 실험과의 비교를 통해 해석 결과의 신뢰성과 실효성을 검증하였다. Béland et al.[7]은 플랜지 앵글과 이중 웨브 앵글 볼트 접합부를 대상으로 반복 및 전단가력 실험을 수행하여, 접합부의 모멘트-회전 거동에 영향을 미치는 주요 응답 변수와 임계 매개변수를 규명하고, 기존 수학적 모델의 한계를 지적하며 수정 가능성을 제안하였다. 또한 Kong과 Kim[8]은 이중 웨브 앵글을 갖는 top-seat 앵글 접합부의 초기 강성과 극한 모멘트를 보다 정밀하게 산정하기 위한 새로운 예측식을 제시하였으며, 다양한 실험 결과와의 비교를 통해 높은 정합성을 확보하였다. 이와 같이 기존 연구들은 접합부의 초기 강성, 극한 강도 및 비선형 거동 특성을 다각적으로 규명함으로써, 반강접 접합부의 설계 합리화와 내진 성능 향상을 위한 학문적 토대를 마련해 왔다.
Yun et al.[1]은 탄소강과 오스테나이트계 스테인리스강의 앵글을 적용한 보-기둥 반강접 접합부에 대해 단순가력 실험을 수행하였고 두 강종의 항복강도, 항복비 및 변형도 경화 특성 차이에 따른 접합부 초기강성과 휨거동을 비교하였다. 탄소강 앵글을 적용한 접합부는 항복회전각을 제외한 초기강성과 항복모멘트는 스테인리스강 앵글접합부보다 각각 29 %, 21 % 높게 나타났다.
또한, 반강접 접합부의 세부 매개변수의 영향에 대한 연구도 축적되어 왔다. Citipitioglu et al.[9]은 유한요소해석을 활용하여 볼트접합면의 마찰조건이 접합부의 성능에 미치는 영향을 정량적으로 분석하였고, Pirmoz et al.[10], Wang et al.[11], Alemdar & Balaban[12]는 실험과 해석을 병행하여 탄소강 앵글 보-기둥 접합부의 비선형 거동을 규명하고 유한요소해석의 적용가능성을 검증하였다. 이러한 연구들은 반강접 접합부의 구조 거동 이해에 크게 기여했지만, 동시에 다음과 같은 한계도 존재한다. 첫째, 대부분의 연구는 특정한 접합 형식이나 제한된 조건에서 수행되었기 때문에 실제 구조설계 시 다양한 변수들이 복합적으로 작용하는 상황을 충분히 반영하지 못하였다. 둘째, 마찰계수, 앵글 두께, 요소 유형 등과 같은 설계 변수의 변화가 접합부의 성능에 미치는 영향을 체계적이고 정량적으로 규명한 연구는 부족하다. 셋째, 기존의 일부 해석모델은 실험결과와 양호한 일치를 보였음에도 불구하고 설계기준으로 직접 활용하기에는 복잡성이 크거나 신뢰성이 제한적이었다.
이에 이 연구에서는 기존 한계를 보완하고, 보다 현실적인 설계 자료를 제공하기 위해 탄소강을 사용한 반강접 보-기둥 접합부에 대한 재료시험 및 접합부 실험 결과를 바탕으로 유한요소해석(FEA) 모델을 구축하였다. 제안된 모델은 단조가력 조건에서의 하중-변위 관계 및 극한 성능을 모사하고, 실험 결과와 비교하여 타당성과 신뢰성을 검증하였다. 또한, 마찰계수, 앵글 두께, 요소 종류 등 주요 설계 변수를 추가적으로 고려하여 접합부 성능에 미치는 영향을 분석함으로써, 실제 구조 설계 시 활용 가능한 기초 데이터를 제시하고자 하였다.
따라서, 이 연구에서는 기둥과 보의 연결요소로 절곡한 탄소강 앵글을 적용한 반강접 접합부의 기존연구의 단조가력 실험결과[1]를 토대로 주요변수에 따른 초기강성과 휨모멘트 성능을 예측할 수 있는 유한요소해석모델을 구축하고 앵글두께를 변수로 하여 구조거동을 조사하는 것을 연구목적으로 한다.
이 연구에서는 기존 연구인 Yun et al.의 연구[1] 중 탄소강 접합부에 관한 결과를 토대로 정리하였다. 일반구조용 탄소강 SS275 앵글을 사용한 보-기둥 반강접 접합부의 구조적 성능을 평가하기 위해 접합부 형태와 하중조건을 변수로 총 2종의 실험체를 계획하였다. Table 1에는 실험체의 제원 및 주요특성을 상세히 정리하였다. 실험체는 두 가지 유형의 접합부 형상으로 구성되었으며 모두 L형 앵글과 고장력볼트를 이용한 반강접 접합 방식으로 제작되었다. 실험체 설계는 2차원 캔틸레버보 형태로 구현하였다. Fig. 1은 실험체의 상세 구성을 나타내며, TS 접합부(Top-and-Seat angle connection)는 상·하부 플랜지에 앵글을 설치한 접합부이며, TSDW 접합부(Top-Seat angle with Double Web angle connection)는 플랜지 앵글에 추가로 접합부의 모멘트 성능을 추가로 확보하기 위해 보웨브 양쪽에 앵글을 배치한 접합부이다. Table 1의 실험체명에서 ‘M’은 단조가력(Monotonic loading), CS는 탄소강(Carbon Steel)을 나타낸다. TS 접합부 와 TSDW접합부 에 각각 사용된 앵글은 KS D 3515[13]에 규정된 SS275 탄소강 강판을 상온에서 절곡하여 제작한 Fig. 1에 표시하였고, 재료인장시험결과는 Table 2에 정리한다.
| Specimen | Angle material | Angle section | Loading protocol |
||
|---|---|---|---|---|---|
| Top | Seat | Web | |||
| M-TS-CS | SS275 | L-150×100×9 | L-150×100×9 | - | Monotonic |
| M-TSDW-CS | SS275 | L-100×100×9 | L-100×100×9 | 2L-100×100×6 | |
| Coupon | Measured thickness t (mm) |
Elastic modulus E (GPa) |
Yield strength Fy (MPa) |
Tensile strength Fu (MPa) |
Fracture elongation EL (%) |
|---|---|---|---|---|---|
| SS275-6T-1 | 5.88 | 213.66 | 383.25 | 493.74 | 32.91 |
| SS275-6T-2 | 5.90 | 212.75 | 364.32 | 484.41 | 34.11 |
| SS275-6T-3 | 5.91 | 210.37 | 366.01 | 489.01 | 36.53 |
| Average | 5.90 | 212.26 | 371.19 | 489.05 | 34.52 |
| COV | 0.002 | 0.007 | 0.023 | 0.008 | 0.044 |
| SS275-9T-1 | 8.96 | 208.09 | 390.18 | 480.51 | 39.95 |
| SS275-9T-2 | 8.95 | 206.67 | 389.67 | 482.39 | 40.30 |
| SS275-9T-3 | 8.98 | 193.91 | 385.49 | 478.97 | 39.71 |
| Average | 8.96 | 202.89 | 388.45 | 480.62 | 39.99 |
| COV | 0.001 | 0.031 | 0.005 | 0.003 | 0.006 |
보와 기둥 부재는 KS D 3503[14]에 따른 용접구조용 압연강재 SM355A H형강을 적용하였으며, 보와 기둥은 각각 H-390×300×10×16(mm), H-300×300×10×15(mm)로 제작하였다. 이 연구에서는 접합부의 구조거동이 앵글에 의해 결정되도록 기둥과 보는 강체로 계획하였다. 앵글과 H형강의 접합은 KS B 1010[15]에 부합하는 M20(F10T) 고장력볼트를 사용하였으며, KS 기준의 최소 장력 요구치인 165 kN을 충족하도록 토크렌치로 체결하였다. 실험체의 주요치수로 기둥 높이 2,000 mm(표준 층고 조건 모사), 보 길이 1,650 mm, 하중점 위치는 기둥 면으로부터 1,350 mm(순수 모멘트 구간 확보)로 설정하였다.
Fig. 2는 앵글 기둥-보 접합부 실험체의 설치상황을 나타낸다. 접합부 실험체의 기둥 양단은 핀지지조건으로 지지하였으며, 그림에서와 같이 하중 적용 지점에 변위계(LVDT)를 설치하여 수평 변위를 정밀하게 계측하였다. 층간변위각(θ) 3 %(45 mm)까지의 변위가 발생하도록 가력하였다.
앵글과 H형강의 재료특성을 조사하기 위해 KS B 0801[16]의 5호 시험편으로 계획하여 절취하였고, 앵글(SS275) 및 H형강(SM355A)의 플랜지와 웨브에 대해 각각 3개씩 제작하였다. KS B 0802[17]에 따라 단순인장시험을 실시하였다. 앵글의 재료 인장시험 결과는 Table 2와 Fig. 3에 정리하였으며, H형강의 인장시험 결과는 Table 3에 정리하였다. SS275의 경우 KS D 3515[13]에 따라 두께가 16 mm 이하일 때 항복강도 275 MPa 이상, 인장강도 410–550 MPa, 연신율 18 % 이상을 만족하는 것으로 나타났다. KS D 3503[14]에 따라 H형강의 모든 두께는 16 mm 이하이므로 항복강도는 355 MPa 이상, 인장강도는 490–630 MPa, 연신율은 17 % 이상을 만족하는 것으로 나타났다.
| Coupon | Actual thickness te (mm) |
Elastic modulus E (GPa) |
Yield stress Fy (MPa) |
Ultimate strength Fu (MPa) |
Yield ratio Fy/Fu |
Elongation at fracture EL (%) |
|---|---|---|---|---|---|---|
| BF-16T-1 | 15.50 | 202.43 | 354.47 | 539.28 | 65.73 | 42.13 |
| BF-16T-2 | 15.02 | 204.39 | 356.20 | 535.57 | 66.51 | 41.52 |
| BF-16T-3 | 14.98 | 206.17 | 370.08 | 532.43 | 69.51 | 42.86 |
| Average | 15.17 | 204.33 | 360.25 | 535.76 | 67.25 | 42.17 |
| BW-10T-1 | 10.02 | 208.00 | 399.12 | 543.60 | 73.42 | 37.23 |
| BW-10T-2 | 10.03 | 199.82 | 399.77 | 546.08 | 73.21 | 36.49 |
| BW-10T-3 | 10.03 | 205.84 | 396.25 | 542.15 | 73.09 | 36.49 |
| Average | 10.03 | 204.56 | 398.38 | 543.94 | 73.24 | 36.63 |
| CF-15T-1 | 14.58 | 209.92 | 367.45 | 542.21 | 67.77 | 41.06 |
| CF-15T-2 | 14.43 | 208.99 | 367.81 | 543.61 | 67.66 | 40.67 |
| CF-15T-3 | 14.44 | 206.34 | 355.41 | 536.76 | 66.21 | 40.20 |
| Average | 14.48 | 208.42 | 363.56 | 540.86 | 67.21 | 40.64 |
| CW-10T-1 | 9.83 | 207.02 | 377.78 | 539.65 | 70.00 | 36.61 |
| CW-10T-2 | 9.81 | 209.64 | 382.51 | 541.20 | 70.68 | 36.75 |
| CW-10T-3 | 9.80 | 207.44 | 383.22 | 545.53 | 70.25 | 36.37 |
| Average | 9.81 | 208.03 | 381.17 | 542.13 | 70.31 | 36.58 |
각 실험체의 실험체별 하중-변위 곡선으로부터 Fig. 4와 같은 방법으로 곡선[18]의 직선구간에서의 기울기를 초기강성(Ki)으로 하였고, 초기강성 구배를 갖는 직선과 초기강성기울기의 1/3인 직선을 평행 이동시켰을 때 초기강성 기울기 직선과 만나는 점에서의 하중과 변위를 각각 항복내력(Py), 항복변위(δy)로 정의하였다.또한, 실험종료시점에서의 변위와 하중을 각각 최대변위(δmax), 최대하중(Pmax)으로 설정하였다. Table 4에 단조가력 시 하중-변위 곡선으로부터 얻어진 접합부의 실험결과를 정리하였다. 두 실험체에서 H형강의 플랜지와 웨브 모두 앵글 접합한 M-TSDW 접합부에 대한 플랜지만 앵글접합한 M-TS 접합부의 항복내력 비율은 1.51으로 나타나고 최대내력 비율은 1.73으로 나타났다. 실험결과, 고장력 볼트와 H형강 보와 기둥에서는 큰 변형과 파단은 관찰되지 않았고, 고장력 볼트의 미끄럼과 앵글의 항복 또는 소성변형에 의해 구조거동이 결정되었다.
| Specimens | Initial stiffness Ki (kN/mm) |
Yield strength Py (kN) |
Yield Dis. δy (mm) |
Maximum strength Pmax (kN) |
Maximum Dis. δmax (mm) |
|---|---|---|---|---|---|
| M-TS-CS | 4.64 | 29.25 | 6.30 | 58.83 | 55.39 |
| M-TSDW-CS | 5.99 | 44.25 | 7.39 | 101.27 | 99.21 |
이는 M-TSDW 접합부에서 회전변형이 웨브 앵글접합에서 구속되어 초기강성, 항복내력 및 실험종료시점에서 최대내력이 모두 증가되었다.
2.2절의 재료인장시험 결과 및 접합부 실험결과를 바탕으로, 비선형 유한요소해석 프로그램인 ABAQUS를 이용하여 앵글 접합부의 파괴형태, 최대 하중, 초기 강성 및 최대 모멘트를 예측할 수 있는 해석모델을 구축한다. 이 해석에서는 Fig. 5와 같이 보-기둥 앵글 접합부를 3차원 솔리드요소인 C3D8R을 사용하여 모델링하였다[6],[12].
해석시간의 효율성을 고려하여 모델의 X축 방향에는 대칭 조건을 설정하였으며, 실험과 유사한 조건을 재현하기 위하여 기둥 양단에 핀 조건을 적용하였다. 요소분할은 앵글 부위 및 볼트구멍 주변에는 표면에 대해 5.0 mm 간격으로, 그 외의 영역은 50 mm 간격으로 설정하여 해석 정밀도와 계산 효율성을 균형 있게 조절하였다.
하중전달 및 접촉 후 분리를 구현하기 위하여 모든 접촉면에는 “강접촉(hard contact)” 조건을 정의하였으며, 접촉면 간의 상대 변위를 허용하기 위해 “유한 슬라이딩(finite sliding)” 옵션을 적용하였다. 실험체 각 접촉면의 마찰조건은 기존 반강접 접합부 연구[19]를 참조하여 다음과 같이 설정하였다. H형강 플랜지와 상부 앵글 하부면 사이의 마찰계수 0.35, H형강 플랜지와 웨브 앵글 하부면 사이의 마찰계수 0.35, 볼트 구멍과 볼트 사이의 마찰계수 0.1로 설정하였다. 또한, 볼트는 M20-F10T 고장력 볼트를 사용하였으며, 초기 인장력은 실험조건과 동일하게 165 kN으로 적용하였다.
재료모델에서 사용된 강재의 탄성계수, 항복강도 등의 재료적 성질은 인장시험을 통해 얻어진 값(Table 2의 SS275-6T-2와 SS275-9T-2)을 적용하였다. 해석모델의 재료데이터는 인장시험편의 실험결과로부터 얻어진 공칭응력-공칭변형률을 하중 및 직각방향의 단면적 변화를 고려하여 진응력-진변형률로 변환하여 사용하였다. 또한, 탄성구간 이후의 소성거동은 전체 변형률에서 탄성변형률을 차감한 소성변형률을 입력하여 고려하였다[12].
H형강 보와 기둥의 재료 입력은 Table 3에 제시된 BF-16T-2, BW-10T-2, CF-15T-2 및 CW-10T-3의 탄성계수와 응력-변형 인장시험 결과를 적용하였다.
기존 연구의 기둥-보 반강접 접합부의 ABAQUS 해석모델에서 3차원 솔리드요소인 C3D8R 요소와 C3D8I 요소를 적용하여 유한요소해석을 수행하였다[8]. 8절점 솔리드요소 중의 하나인 C3D8R 요소는 감소적분(reduced integration, 적분점 1개)을 사용하므로 계산효율이 높고, 해석 시 Hourglass control 기능이 제공되고 전단잠김(shear locking) 현상을 효과적으로 완화할 수 있다. 대규모 모델, 비선형 접촉문제, 대변형이 동반되는 구조해석에 정확도가 높다. 그러나 이러한 감소적분 방식은 과도한 소성변형이 발생하는 경우 요소 내부의 응력 분포를 충분히 반영하지 못해 국부 영역에서 정확도가 저하될 수 있다는 한계가 존재한다. 이외에 C3D8I 요소는 완전적분(full integration, 적분점 8개) 방식이 적용되어 변형률 계산의 정밀도가 높아 복잡한 응력 상태인 굽힘 및 얇은 부재의 해석에 정확도가 높다. 그러나, 적분점수가 많아 계산효율이 C3D8R 요소보다 상대적으로 증가하며, 두꺼운 부재나 국부좌굴 가능성이 있는 구조를 해석할 경우 과도한 강성(stiffness)을 유발하여 응력을 과대평가하는 문제가 나타날 수 있다.
Fig. 6(a)와 Fig. 6(b)에 각 실험체의 하중-변위 곡선에 대한 실험결과와 해석결과를 비교하였다. C3D8I 요소를 적용한 해석결과의 경우 동일변위에서 접합부 내력이 현저히 증가하는 경향이 확인되었다. 이는 실제 접합부 거동을 반영하기보다는 완전적분 방식의 특성이 응력 과대 산정에 영향을 준 것으로 해석할 수 있다. 따라서 C3D8R 요소를 사용한 해석결과는 실험의 하중-변위 곡선에 근접한 대응을 나타내는 것을 확인할 수 있다.
4.1절에 구축된 반강접 접합부 ABAQUS 해석모델을 기반으로 메쉬크기를 제 3의 변수로 설정하여 민감도 분석을 수행하였다. 기존모델에서는 앵글부재의 표면 요소크기를 5 mm로 통일하고 두께방향을 2층 요소로 분할하였으나, 이 절에서는 Top & Seat 앵글의 요소 크기를 3 mm로, Web 앵글은 2 mm로 세분화하여 모든 앵글의 두께 방향을 3층 요소로 재구성하였다. Fig. 7에 도시된 바와 같이, 메쉬 세분화 전후의 해석결과가 거의 동일하게 나타났으며, 해석시간과 효율성을 고려할 때 4.1절에서 사용한 5 mm 요소크기가 적절한 것으로 확인되었다.
4.1절에서 설정한 재료모델과 4.2절의 해석요소 및 메쉬크기를 적용하여, Table 4에 제시된 탄소강(SS275) 앵글을 사용한 반강접 보-기둥 접합부 실험결과를 토대로 유한요소해석을 수행하였으며, 해석결과와 실험결과의 초기강성과 최대변위 시점에서 최대내력을 Table 5에 비교하였다. 하중-변위 곡선의 비교는 Fig. 6에서 확인할 수 있다.
| Specimen | Initial stiffness Ki (kN/mm) | Ultimate strength (kN) | Ratio | |||
|---|---|---|---|---|---|---|
| Test Kie | Analysis Kia | Test Pue | Analysis Pua | Kia/Kie | Pua/Pue | |
| M-TS-CS | 4.64 | 4.11 | 58.83 | 61.32 | 0.89 | 1.04 |
| M-TSDW-CS | 5.99 | 6.28 | 101.07 | 101.25 | 1.05 | 1.00 |
| Average | 0.97 | 1.02 | ||||
웨브앵글이 없는 실험체(M-TS-CS)의 경우, 정방향 최대 하중에 대해 해석값과 실험값의 비(Pua/Pue)는 1.04로, 해석결과가 실험결과보다 해석결과보다 약간 높게 나타났다. 반면, 웨브앵글이 접합된 실험체(M-TSDW-CS)는 내력비(Pua/Pue)가 1.00로 거의 일치했다. 초기강성의 경우, 웨브앵글이 없는 실험체(M-TS-CS)와 웨브앵글이 접합된 실험체(M-TSDW-CS)의 해석값과 실험값의 비(Kia/Kie)는 각각 0.89, 1.05이었고 평균 0.97로 양호한 대응을 나타냈다.
이 비교결과로부터, 이 연구에서 구축한 유한요소해석 모델이 실험결과와 전반적으로 잘 일치하며, 단조가력 조건에서 앵글형 보-기둥 반강접 접합부의 거동을 적절히 모사할 수 있음을 확인하였다.
앵글 보-기둥 반강접 접합부의 구조거동 예측에 대한 유한요소해석(FEA) 모델의 타당성을 검증하였고, 접합부의 구조 거동에 직접적인 영향을 줄 수 있는 변수 중에 마찰계수와 앵글두께 변수로 하여 추가해석을 수행하였다.
4.1절에서 H형강 플랜지와 상부 앵글 하부면 사이, H형강 플랜지와 웨브 앵글 하부면 사이와 볼트 구멍과 볼트 사이의 마찰계수를 각각 0.33, 0.33, 0.1[9],[11]로 설정하여 해석하였고 추가로 마찰계수의 변화에 따른 구조거동을 조사하고자 미국강구조학회(AISC)[13],[20]의 마찰면의 상태 Class A기준(도장되지 않은 압연표면과 블라스트 처리 표면)으로 앵글과 형강 접촉면의 마찰계수를 각각 0.3으로 설정하였고 볼트구멍과 볼트 몸체사이의 마찰계수를 0.08로 변경하여 해석을 수행하였다. Fig. 8에서 확인할 수 있듯이 마찰계수가 감소함에 따라 두 해석모델 마찰면에서 미끄럼(Slip)이 먼저 발생하여 약간 내력이 감소하는 것을 확인하였다.
앵글 반강접 접합부의 기존 연구[5],[8]에서 앵글두께는 초기강성과 모멘트에 중요한 변수 이므로 이 절에서는 앵글두께의 변경으로, 모든 앵글의 두께를 3 mm 감소(3 mm 증가)시켜 플랜지부분의 Top & Seat 앵글 두께를 9 mm에서 6 mm (12 mm)로, Web 앵글 두께를 6 mm에서 3 mm (9 mm)로 설정하여 추가 변수해석을 수행하였다. Fig. 9에 나타난 바와 같이, 세 타입의 서로 다른 두께 조건에서의 해석결과는 현저한 차이를 보였으며, 앵글두께 증가에 따라 초기강성과 내력이 급격하게 증가하는 것을 확인하였다.
이 연구에서는 SS275 탄소강 앵글을 사용한 보-기둥 반강접 접합부의 구조 거동을 규명하기 위하여 기존 실험 결과를 토대로 유한요소해석(FEA) 모델을 구축하고, 해석 결과를 실험과 비교함으로써 모델의 타당성을 검증하였다. 주요 결론은 다음과 같다.
이 연구는 2024년도 한국연구재단 이공분야기초연구사업과 에스에이치구조엔지니어링(주)의 연구비 지원에 의한 결과의 일부임(과제번호: RS-2024-00346347).
| 1. | Yun, S.-H., Hwang, B.K., and Kim, T.S. (2025) Experimental Study of Beam-to-Column Bolted Connections using Carbon Steel and Austenitic Stainless Steel Angles, Journal of the Architectural Institute of Korea, Vol.41, No.7, pp.205–213 . |
| 2. | Kim, M.S., Kim, T.S., Kim, S.H., and Lee, Y.T. (2011) An Experimental Study on Structural Behavior of Bolted Angle Connections with Austenitic Stainless Steel, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.23, No.1, pp.29–39. |
| 3. | Cho, Y.H., and Kim, T.S. (2014) Strength in Single Angle Tension Members, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.26, No.3, pp.41–45. |
| 4. | Yang, J.G., and Cheon, J.W. (2007) Analytical Study for the Prediction of the Initial Stiffness of an Unstiffened Top and Seat Angle Connection, Journal of the Architectural Institute of Korea , AIK, Vol. 23, No.9, pp.81–88. |
| 5. | Kishi, N., and Chen, W. F. (1990) Moment-Rotation Relations of Semi-Rigid Connections with Angles, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol.116, No.7, pp.1813–1834.![]() |
| 6. | Abdalla, K.M., Drosopoulos, G.A., and Stavroulakis, G.E. (2015) Failure Behavior of a Top and Seat Angle Bolted Steel Connection with Double Web Angles, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol.141, No.7, 04020111.![]() |
| 7. | Béland, T., Tremblay, B., Hines, E. M., and Fahnestock, L. A. (2020) Rotational Capacity of Bolted Double-Web-Angle Beam-Column Gravity Connections Through Full-Scale Experimental Testing, Journal of Structural Engineering, ASCE, Vol.146, No.7, 04020111.![]() |
| 8. | Kong, Z., and Kim, S.-E. (2017) Moment-Rotation Behavior of Top-and-Seat-Angle Connections with Double Web Angles, Journal of Constructional Steel Research, Elsevier, Vol.128, pp.428–439.![]() |
| 9. | Citipitioglu, A.M., Haj-Ali, R.M., and White, D.W. (2002) Refined 3D Finite-Element Modeling of Partially-Restrained Connections Including Slip, Journal of Constructional Steel Research, Elsevier, Vol.58, No. 5-8, pp.995–1013.![]() |
| 10. | Pirmoz, A., and Danesh, F. (2009) The Seat Angle Role on Moment-Rotation Response of Bolted Angle Connections, Electronic Journal of Structural Engineering, Vol.9, pp.73–79.![]() |
| 11. | Wang, P., Pan, J., Wang, Z., Li, B., and Qin, J. (2020) Experimental and Numerical Investigation of sTiffened Angle Connection in a Minor Axis, Science Progress, Vol. 103, No.4, pp.1–27.![]() |
| 12. | Alemdar, Z.F., and Balaban, Y. (2023) Numerical Investigation of the Behavior of Unstiffened Semi-Rigid Top and Seat Angle Connections under Monotonic Loading, Buildings, MDPI, Vol.13, No.10, 2425.![]() |
| 13. | Korean Agency for Technology and Standards. (2018b) Rolled Steels for Welded Structures, KS D 3515: 2018 (in Korea). |
| 14. | Korean Agency for Technology and Standards. (2018a) Rolled Steels for General Strcuture, KS D 3503: 2018 (in Korea). |
| 15. | Korean Agency for Technology and Standards. (2022) Set of High Strength Hexagon Bolt, Hexagon Nut and Plain Washers for Friction Grip Joints, KS B 1010: 2022 (in Korea). |
| 16. | Korean Agency for Technology and Standards. (2007) Test Pieces for Tensile Test for Metallic Materials, KS B 0801: 2007 (in Korea). |
| 17. | Korean Agency for Technology and Standards. (2003) Method of Tensile Test for Metallic Materials, KS B 0802: 2003 (in Korea). |
| 18. | Lee, C., Bae, B., Kim, S., and Kim, T. (2024) Experimental Study on the Flexural Performance of Composite Beams with Lipped Channels, Materials, MDPI, Vol.17, No.24, 6128.![]() |
| 19. | Kong, Z. (2017) Development of Moment-Rotation Model for Semi-Rigid Steel Beam-to-Column Connection, Ph.D. Dissertaion, Sejong University (in Korean). |
| 20. | AISC(American Institute of Steel Construction). (2022) Specification for Structural Steel Buildings, ANSI/AISC 360–22, American National Standard, USA. |