An Experimental Study on Structural Characteristics of Beam-to-Column Connections with Plastic Deformation in the End-Plate

한국강구조학회 논문집 제21권 6호(통권 103호) 2009년 12월

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엔드플레이트 항복형 보-기둥 접합부의 구조특성에 관한 실험적 연구

An Experimental Study on Structural Characteristics of Beam-to-Column Connections with Plastic Deformation in the End-Plate

이 성 희

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󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏󰠏

요 약 : 엔드플레이트 접합부는 보의 단부에 엔드플레이트를 공장 용접하여 현장에서 볼트로 체결하는 접합법이다. 이 접합부는 유럽, 미국 등 선진국에서 일반적으로 이용되는 접합부로서 Eurocode 3, AISC LRFD, FEMA 350등에서 그 설계법과 접합상세를 제시하고 있다. 우리나 라는 최근 미국의 IBC 2000을 근간으로 KBC 2005의 내진설계 기준을 강화하였고, 향후 제정될 보-기둥 접합부의 설계 기준도 미국의 접합상 세가 도입될 것으로 예상된다. 미국의 엔드플레이트 접합상세는 보 파괴형을 유도하기 위하여 두꺼운 엔드플레이트를 사용하기 때문에 국내 적용 은 사실상 과다설계의 문제점이 있다. 따라서 본 연구에서는 국내 실정에 적합한 End-Plate 접합부를 제시하기 위하여 미국의 FEMA-350에서 제시하고 있는 End-Plate 접합부 설계기준을 분석하여 엔드플레이트 항복형의 유도와 Shim Plate 유무에 따른 접합부 거동, 접합부의 형상에 따른 거동을 변수로 총 6개의 실험체를 제작하여 구조실험을 수행하고 내진성능을 평가하였다.

ABSTRACT：In the construction of end-plate connections, the end-plate is welded to the end of the beam in a factory and fastened by bolts in the field. This connection is widely used in advanced countries such as European countries and the U.S.

Its design and connection details are prescribed in Eurocode 3, AISC LRFD, and FEMA 350. In Korea, the standards for seismic design in KBC 2005 have been reinforced based on IBC 2000 in the U.S., and it is expected that the connection details in the U.S. will be adopted for the establishment of beam-to-column design standards. In the U.S., thick end-plates are used for the connections to prevent beam rupture. The use of the connections in Korea, however, may lead toover-design. In this experimental study, the design standards for the end-plate connections provided by FEMA-350 were analyzed and structural tests for six specimens were conducted with the variables being the shim plate and the connection shape, to provide the best specifications for connections with plastic deformation in the end-plate for use in Korea.

핵 심 용 어 : 엔드플레이트, 보-기둥 접합부, 연성 설계, 유한요소해석, 접합상세, 심

KEYWORDS : End-Plate, Beam-to-Column Connections, Ductile Design, Finite Element Analysis, Connection Detail, Shim

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1. 서 론

볼트 체결로 형성되는 접합부 연구의 공식화된 문헌은 1962 년 Disque[의 T-stub 실험 연구에서 비롯되었다. 하지만, T-stub접합부에 비해 엔드플레이트 접합부는 재료절감, 조립 에 사용되는 부재 수의 절감, 재료 가공비의 절감 등의 많은 이점을 가지고 있어 적용이 확대되었다. 이후 많은 연구자들에 의해 엔드플레이트 보-기둥 접합부의 비탄성 거동을 기본 개

1) 서울시립대학교 건축공학과, 공학박사([email protected]) 2) 서울시립대학교 건축공학과, 석사수료([email protected]) 3) 동신대학교 문화건축학부 교수([email protected]) 4) (재)포항산업과학연구원, 공학박사([email protected]) 5) 교신저자. 서울시립대학교 건축공학과 교수 공학박사

(Tel: 02-2210-2396, Fax: 02-2248-0382, E-mail: [email protected])

념으로 반복거동에 관한 해석 및 실험 연구가 진행되었다. ⁶⁾ 엔드플레이트 접합부는 보의 양단부에 엔드플레이트를 공장 용접하고 현장에서 볼트 체결하여 보-기둥 접합부를 형성한다.

접합부 형상은 보 플랜지 외부로 엔드플레이트가 확장되어 최소 하나의 볼트 열을 형성하는 익스텐디드형(Extended Type)과 모든 볼트열이 보 플랜지 내에 형성되는 플러쉬형(Flush Type) 의 두 가지로 크게 분류 된다. 이 접합부는 현장 용접이 필요하 지 않고, 기후조건에 영향을 받지 않아 공기 단축과 시공비 절감

본 논문에 대한 토의를 2010년 6월 30일까지 학회로 보내주시면 토의 회답을

게재하겠습니다.

효과의 장점을 가지고 있다. 이러한 엔드플레이트 접합부의 파 괴모드는 접합부 구성요소에 따라 여러 가지로 형성되나 그림 1 과 같이 보항복형, 볼트파괴형, 엔드플레이트항복형으로 접합 부 성능에 따라 크게 3가지로 분류하고 있다.

(a) 보항복형 (b) 볼트파괴형 (c) 엔드플레이트 항복형

그림 1. 엔드플레이트 접합부의 붕괴메커니즘

FEMA 355D보고서(2000)에서는 얇은 엔드플레이트의 경우 충분한 연성 거동 및 소산에너지를 발휘하며, 보 항복형 과 엔드플레이트항복형 접합 디테일의 우수한 내진성능을 기 술하고 있다. 보항복형 접합부 설계의 경우 보 내부의 적당한 위치에 소성힌지가 형성될 때 충분한 구조내력, 에너지소산능 력 및 비탄성 회전성능을 발휘하는 것으로 보고되어 있으며, 이를 근간으로 엔드플레이트 접합부 설계에 적용하고 있 다.(FEMA 355D, 2000) 하지만 엔드플레이트 접합부 구 성요소의 하나인 보부재 적용 강재의 항복강도 편차에 따라 보 내부에 소성힌지가 형성되지 않을 경우 설계 의도와는 전 혀 다른 양상의 파괴거동이 야기될 수 있다. 이는 엔드플레이 트 접합부 설계시 보부재의 전소성 모멘트 값를 근간으로 접 합부 구성요소인 기둥, 볼트 및 엔드플레이트의 내력이 산정 됨에 따라 보부재의 항복강도가 큰 경우 기둥플랜지 면과 기 둥의 파괴 거동이 야기될 수 있으며, 강기둥 약보의 기본 개 념을 위협하는 결과를 초래할 수 있다.

엔드플레이트 접합부 연구의 대표적인 예로써, Johnstone 과 Walpole(1981)은 4-볼트 익스텐디드형의 스티프너 유무 에 따라 엔드플레이트 보-기둥 접합부의 형상 연구를 진행하 였으며, Korol et al.(1990)은 7개 얇은 익스텐디드형 엔드 플레이트 접합부의 반복가력 실험을 수행하여 엔드플레이트 접합부의 강도와 강성 저감 없이도 충분한 에너지 소산능력 을 발휘한다는 결론을 얻었다. Astaneh-Asl(1995)는 4-볼 트 익스텐디드형 엔드플레이트 접합부의 I형 Shim Plate 삽 입에 따른 거동을 평가한 결과 Shim Plate의 압축 항복변형 까지 접합부 내력이 유지되는 것으로 보고하였다. Boose, Murray(1999), Ryan과 Murray(1999)는 엔드플레이트의 항복선 이론을 배경으로 반복하중을 받는 플러시형과 익스텐 디드형 엔드플레이트 접합부의 비탄성 회전능력을 평가하기 위하여 접합되는 보부재의 전소성 모멘트에 못미치는 엔드플 레이트 접합부를 계획하여 실험을 수행하였다. 이성희, 최성

모(2004)는 엔드플레이트 두께, 접합면의 도장, 초기도입축 력, 볼트 쉥크의 길이를 변수로 엔드플레이트를 단순 이상화 한 스플릿-티 실험체 20개를 계획 제작하여 구조실험을 수행 하였다. 이를 통해 Eurocode 3의 강성평가식과 비교하였으 며, 이 과정을 토대로 T-stub 접합부의 유한요소해석 모델을 완성하여 접합부 강성을 평가하였다(이성희, 최성모, 2005).

본 연구에서는 FMEA350보고서에서 제시된 설계식을 근 간으로 두께가 얇은 엔드플레이트 접합부를 설계하고, 보의 항복 이전에 엔드플레이트 소성변형을 유도하여 접합부의 신 뢰성을 확보하고자 하였다. 또한 현장 시공시 건물의 수직도 에 영향을 미치는 허용오차 제공을 위해 두께 5mm 끼움판 (Shim Plate)을 기둥과 엔드플레이트 접합면에 삽입하여 거 동을 평가하였다. 그리고 대부분의 접합부 거동은 보 상부 플 랜지에서 큰 인장력이 발생하고, 하부 플랜지에서는 작은 인 장력이 발생하여 하부는 압축력에 의한 거동을 하게 된다. 이 를 평가하기 위하여 엔드플레이트 상하부 형상을 상부 익스 텐디드(Extended)형과 하부 플래쉬(Flush)형의 상하이형 접합부로 계획하여 접합부의 거동을 평가하였다. 접합부 거동 평가를 위해 엔드플레이트항복형 보-기둥 접합부를 총 6개 제작하여 비탄성 회전성능, 구조내력, 파괴메커니즘, 연성능 력 및 에너지 소산능력을 평가하고자 하였다.

2. 실험계획

2.1 실험체 계획

엔드플레이트항복형 보-기둥 접합부 실험체는 SS400강재 를 사용한 기둥(H-394×398×11×18)과 보(H-500×200×

10×16)로 형성되며, 표 1에 나타낸 것과 같이 실험체의 형 상과 변수로서 엔드플레이트 두께 12㎜, 16㎜, 25㎜(SS400) 를 적용하여 4-BUEP(4-Bolt Unstiffened End Plate) 보-기둥 접합부를 계획하였다.

표 1. 실험체 개요

실험체명 End-Plate 두께

Shi m 유무

볼트 개수

볼트 종류

엔드플레이트형태 항복 상부 하부 형태

BC-S25 25 ×

8 F10T

M24

Extended

End Plate

BC-S25-S 25 ○ Extended

BC-S16 16 × Extended

BC-S12 12 × Extended

BC-D16 16 ×

6 Extended Flush

BC-D12 12 × Extended Flush

기둥 : H-394×398×11×18

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보 : H-500×200×10×16

기둥 스티프너(Continuous Plate) : 16mm 볼트 : F10T M24 고장력볼트

BC --S 25 --S

Shim의 유무

엔드플레이트 두께(12㎜,16㎜,25㎜) S:상하동일형

D:상하이형 BC:보기둥실험체

실험체에 사용된 볼트는 KS B 1010에 제시되어 있는 F10T M24 볼트로 엔드플레이트 두께에 따라 90㎜, 85㎜, 75㎜, 70㎜길이의 4종류 볼트를 사용하였다. BC-S25, BC- S16, BC-S12 실험체는 상하동일형 4-BUEP형식이며, BC- D16, BC-D12실험체는 상부 익스텐디드형, 하부 플래쉬형 인 상하이형으로 제작하였다. BC-S25-S 실험체는 BC-S25 와 같은 조건으로 제작하였으나, 5mm 두께의 E형 끼움판 (Shim Plate) 삽입 유무에 따른 변수를 적용하여 실험체를 계획하였다.

2.1.1 엔드플레이트 항복형 거동을 위한 두께 결정 AISC설계매뉴얼(2005)과 FEMA 350보고서(2000)에 제 시된 설계식은 접합부 설계에 Murray의 항복선 이론을 사용 한 것은 동일하나, 엔드플레이트 두께 결정 방법은 다소 차이 가 있다. 전자는 볼트의 항복 내력, 후자는 보의 항복 내력를 근간으로 내력을 산정한다. 두식에 적용되는 부재 조건을 동 일시하여 엔드플레이트 두께를 산정한 결과 그림 2와 같이 AISC설계식 45㎜, FEMA 350설계식 27㎜로 엔드플레이트 두께가 결정되었다. 본 연구에서는 FEMA 350설계식을 근 간으로 엔드플레이트 두께 12㎜(Mpl:58kNm), 16㎜

(Mpl:103kNm), 25㎜(Mpl:252kNm)로 계획하고, 얇은 엔드플레이트를 접합부에 적용하여 엔드플레이트항복형 보- 기둥 접합부의 거동을 평가하고자하였다.

tp(FEMA-350)

Mpl : End Plate Mnp : Bolt

Mp : Beam My : Beam

tp(AISC) 0

200 400 600 800 1000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

End Plate Thickness(mm)

Moment(kN·m

tp(FEMA-350) Mpl Mnp Mp My tp(AISC)

16T : 103kN·m 25T : 252kN·m

12T : 58kN·m

그림 2. 엔드플레이트 두께 결정

2.1.2 Shim Plate 형상 결정

최근에 자주 사용되는 용접 철골모멘트 접합부는 제작, 시 공 및 접합시 허용오차를 제공하기 위하여 일반적으로 허용 오차 범위를 5㎜까지 허용하고 있다. 하지만, 엔드플레이트 접합부는 보와 기둥면의 정밀도가 건축물의 수직도에 매우 큰 영향을 미치기 때문에 보부재의 길이를 정확하게 제작 및 시공해야 한다. 따라서 그림 3과 같이 현장 접합시 허용오차 와 시공 편의성 제공을 위하여 5㎜두께의 E형 끼움판(Shim Plate)를 기둥과 엔드플레이트접합면에 삽입하고, 고력볼트 마찰접합부의 끼움판 삽입에 따른 접합부 거동을 평가하고자 하였다.

그림 3. Shim plate 형상

2.1.3 상하이형 엔드플레이트 형상 결정

일반적으로 사용되는 엔드플레이트 보-기둥 접합부는 상하 동일형 접합부로서 4-BUEP(4-Bolt Unstiffened End Plate)형식이 주로 사용된다. 최근 대부분의 건축물에 채택 되는 구조시스템으로서 횡하중을 코어가 지지하고 기둥에 의 해 중력하중에 저항하는 이중 골조시스템이 주류를 이룬다.

이러한 골조시스템의 보-기둥 접합부는 보의 상부에 슬래브 가 일체화되어 강성이 증대되고 주로 인장력에 저항하게 되 며 이와 반대로 보의 하부 플랜지에는 작은 인장력이 발생하 게 된다. 이러한 접합부의 경제적인 설계를 유도하기 위하여, 그림 4(a)와 같이 보의 상하부를 익스텐디드형으로 제작한 상하동형 접합부와 그림 4(b)같이 보의 상부는 익스텐디드 형, 하부는 플래쉬형으로 제작한 상하이형 실험체를 제작하여 두 실험체에 대한 구조 성능을 비교․분석하고자하였다.

(a) 상하동일형

·

(b) 상하이형 그림 4. 실험체 형상

2.2 실험체 세팅 및 측정 방법

그림 5와 같이 기둥과 엔드플레이트가 용접된 보를 가조립 용 고정용 볼트(F10T)로 바닥에서 기둥에 체결 후 기둥의 양단부를 힌지로 하여 반력벽에 고정시키고, 가력점에 2,000kN급 Actuator를 연결하였다. 가력시 보의 횡좌굴 방지를 위하여 횡지지대를 설치하고 횡지지대와 보가 맞닿는 부위에 마찰계수가 작은 합성수지를 설치하였다. 그 다음 보 의 가조립을 위해 설치했던 고정용 볼트를 스트레인 게이지 가 부착된 실험용 고장력 볼트로 교체하고 다이얼 토크렌치 를 이용하여 토크관리법에 의해 1차 토크치 205kN․m를 가한 후 2차 토크치 1,048kN․m로 체결하였다. 볼트체결 순서는 그림 6과 같이 내부에서 먼저 시작하여 대각선 방향 으로 번갈아 가며 체결하였다. 실험체 변위 측정을 위하여 그 림 7과 같이 LVDT를 19개소 설치하였다. LVDT 1은 가 력점 변위를 측정하였고, LVDT 2는 소성힌지 발생 위치의 변위를 측정하였다. LVDT 3은 보의 전단력에 의한 볼트 슬 립이 발생할 경우 처짐을 측정하였고, LVDT 4, 5 및 18,19는 기둥 패널존 변위 측정을 위해 설치하였다. LVDT 6-17은 기둥 플랜지와 확장된 엔드플레이트 볼트 열, 보 플 랜지 및 보 내부 볼트 열이 있는 위치에서 실험체 변위를 측 정하였다.

2000kN Actuator

그림 5. 실험체 세팅 그림 6. 볼트체결 순서

그림 7. LVDT 설치

볼트의 변형률 측정은 그림 8과 같이 볼트 헤드에 구멍을 내고 변형률 게이지 부착위치를 면 처리 후 볼트 몸통부 (Shank) 나사산(thread)방향 단부에 변형률 게이지를 부착 하였다. 보의 변형률 측정은 그림 9(a)와 같이 보 상부와 하 부플랜지에 각 9개의 소성게이지와 그림 9(b)와 같이 보 웨 브의 소성변형이 예상되는 위치에 변형률을 측정하였다. 또한 엔드플레이트 항복시 변형률을 측정하기 위하여 그림 9(c)와 같이 볼트부와 엔드플레이트의 확장된 위치에 게이지를 부착 하였다.

변형률게이지 Shank

변형률게이지 Shank

그림 8. 볼트의 변형률 게이지 설치

(a) 보-플랜지 (b) 보-웨브 (c) 엔드플레이트 그림 9. 실험체의 변형률 게이지 설치

2.3 가력방법

실험체의 하중이력은 그림 10과 같이 AISC-Seismic Provision for Steel Structures(2005) Cyclic Loading Program을 이용하였다. 초기 가력 속도는 0.1㎜/sec로 가 력을 시작하였으며, 각 스텝별 하중이력은 스텝 증가와 함께 가력 속도를 0.1㎜/sec씩 증가시켜가며 변위제어로 가력 하 였다.

엔드플레이트 항복형 보-기둥 접합부의 구조특성에 관한 실험적 연구

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AISC Seis mic Provision - 2005

-200 -150 -100 -50 0 50 100 150 200

0 10 20 30 40 50 60 70

Rotati on Displacement(mm) 0.00375rad

6 cycle 0.005rad

6 cycle 0.0075rad

6 cycle 0.01rad 4 cycle

0.015rad 2 cycle

0.02rad 2 cycle 0.03rad 2 cycle

0.04rad 2 cycle 0.05rad 2 cycle

그림 10. AISC Seismic Provision-2005

3. 실험결과

3.1 재료 시험 결과

구성부재인 기둥, 보, 엔드플레이트, 볼트에 대한 재료 물 성치를 알아보기 위하여 실험체 제작에 사용된 강재를 이용 하여 재료 시험편을 제작하였다. 제작 방법으로서 KS B 0801의 시험체 제작 방법에 따라 제 1호 시험편을 각 부위 별 3개씩 제작한 후 재료 시험을 실시하여 그 결과를 표 2에 정리하였다.

표 2. 재료 시험 결과 시험편 공칭두께

(㎜) 두께 (㎜)

항복응력 (MPa)

인장응력 (MPa)

항복비 (%)

연신율 (%) 보 플랜지 16 15.4 272 499 55 25 보 웨브 10 10.4 330 495 67 24 기둥 플랜지 18 17.2 291 444 66 29 기둥 웨브 11 10.1 435 543 80 29 엔드플레이트

12 11.5 298 382 78 32 16 15.6 315 442 71 29 25 24.7 296 433 68 33 볼트(F10T

M24) M24 24.1 932 1190 74 16

3.2 모멘트-회전각(M-θ) 관계

각 실험체의 이력곡선은 Actuator의 로드셀(Loadcell)과 LVDT에 의해 측정된 하중 및 변위에 의해 이루어진다. 이 곡선은 실험체의 강성 및 연성을 평가하고 에너지 소산능력 을 측정하는 중요한 분석 자료가 된다. 실험을 통해 얻은 분 석 자료를 근간으로 모멘트-회전각(M-θ)과 비탄성 회전각 관 계를 표 2와 그림 11에 나타내었으며, 전체 실험체 이력곡선 을 단조화하여 그림 12에 나타내었다. 보 부재(H-500×200×

10×16)의 모멘트 계산은 표 2에 나타낸 것과 같이 재료 시험 을 통해 얻은 보 플랜지의 항복강도(Fy:272MPa)에 소성단면 계수(2.18×106mm3)와 탄성 단면 계수(1.91×106mm3)의 곱으로 산정하여 전소성모멘트() 592kN․m와 항복모멘트 (_) 520kN․m로서 실험결과와 비교하였다.

표 3. 모멘트-회전각 관계

실험체명 보의 전소성 모멘트 Mp(kN․m)

보의 항복 모멘트 My(kN․m)

접합부 모멘트 Mc(kN․m)

상부/하부

보단부 모멘트 Me(kN․m)

상부/하부

_ 에대한 회전각 θ_(rad) BC-S25

592 520

653/670 618/634 0.04 BC-S25-S 667/667 631/631 0.04

BC-S16 450/492 426/465 0.04

BC-D16 450/319 426/302 0.04

BC-S12 236/303 223/286 0.04이상

BC-D12 289/188 273/177 0.04이상

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

Mp My

Mp My

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

M M

M M

(a) BC-S25 (b) BC-S25-S

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

Mp My

Mp My

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

Mp My

Mp My

(c) BC-S16 (d) BC-D16

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

M M

M M

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

Mp My

My Mp

(e) BC-S12 (f) BC-D12

그림 11. 실험체의 M-θ 관계

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.06 -0.04 -0.02 0 0.02 0.04 0.06

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

BC-16 BC-16D BC-12

BC-12D BC-25 BC-25-S

계열 계열 계열

M p

My

Mp M y

그림 12. 실험체 전체 단조화 곡선

3.3 초기강성과 최대내력

각 사이클별 하중 조건에 따라 초기 강성은 그림 13과 같 이 하중을 변위로 나누고 상부와 하부 인장시 강성을 평균한 값을 최대내력과 함께 표 4에 나타내었다. BC-S25, BC- S25-S, BC-S16 실험체의 초기강성은 4.17kN/㎜, 4.31 kN/㎜, 4.05kN/㎜이며 최대내력은 189kN, 191kN, 135 kN으로 나타났다. BC-S12 실험체의 초기강성은 3.21kN/㎜

와 최대내력 77kN을 나타냈다. 두께 25mm로 끼움판 삽입 유무에 따라 계획된 BC-S25실험체와 BC-S25-S실험체의 경 우 초기강성 및 최대내력을 볼 때 거의 동일 거동하였다. 또한 상하이형인 BC-D16와 BC-D12실험체의 초기강성은 각각 3.65kN/㎜와 2.73kN/㎜으로 상하동일형 보다 약 10%와 15% 낮게 거동하였으며, 최대내력은 상부 인장시 129kN, 83kN과 하부 인장시 91kN, 54kN의 거동을 보여 상하동일 형에 비해 각각 29%와 35% 낮게 나타났다.

그림 13. 실험체별 초기강성 계산

표 4. 실험결과 실험체명

초기 강성 (kN/㎜)

상부인장 최대내력 (kN)

하부인장 최대내력 (kN)

평균 최대내력

(kN)

BC-S25 4.17 187 -191 189

BC-S25-S 4.31 191 -191 191

BC-S16 4.05 129 -141 135

BC-D16 3.65 129 -91 -

BC-S12 3.21 68 -86 77

BC-D12 2.73 83 -54 -

3.4 실험체 파괴 모드

그림 14에 나타낸 것과 같이 엔드플레이트항복형 접합부의 파괴모드를 관찰한 결과 BC-S25실험체는 그림 14(a)와 같 이 100kN(3Step 5Cycle)에서 상․하부 용접부에 미세 크 랙이 발생하여 191kN(8Step 2Cycle)에서 하부 엔드플레이 트와 볼트가 동시에 파괴되어 실험을 종료하였다. BC-S25 -S실험체는 시공성 확보를 위해 심(Shim)을 삽입한 실험체 로서 그림 14(b)와 같이 130kN(3Step 3Cycle)에서 상․

하부 엔드플레이트 용접부에 미세 크랙이 발생하여 191kN (8Step 1Cycle)에서 상부 엔드플레이트가 파괴되어 실험을 종료하였다. BC-S16실험체는 그림 14(c)와 같이 70kN (3Step 5Cycle)에서 상부 보플랜지 용접부에 미세 크랙이 발생하여 141kN(8Step 1Cycle)에서 상부 엔드플레이트가 파괴되어 실험을 종료하였다. BC-S12실험체는 그림 14(e) 와 같이 30kN(3Step 1Cycle)에서 상․하부 보플랜지 용접 부에 미세 크랙이 발생하여 80kN(7Step 1Cycle)에서 상부 엔드플레이트가 파괴되어 실험을 종료하였다. BC-D16실험 체는 그림 14(d)와 같이 70kN(2Step 4Cycle)에서 상부 보플랜지 용접부에 미세 크랙이 발생하여 128kN(7Step 1Cycle)이후 상부 엔드플레이트가 파괴되어 실험을 종료하 였다. BC-D12실험체는 그림 14(f)와 같이 50kN(2Step 4ycle)에서 상부 용접부에 미세 크랙이 발생되어 83kN (7Step 1Cycle)에서 하부 엔드플레이트가 파괴되어 실험을 종료하였다.

(a) BC-S25(하부 엔드플레이트와 볼트 파괴)

噞噀 噀 噀 噀

0 50 100 150 200 250 300

0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05

Rotation(Θ:㎭)

Moment(kN·m

μΘ = Θu / Θy

Θ_y Θu

M_{ma x} 0.85M 0.75M

噞

噀 噀

嘤

0 1 2 3 4 5

1 3 5 7 9 1 1

연성 계수(μ)

하 부 상 부

B C - S 2 5 B C - S 2 5 - S B C - S 1 6 B C - D 1 6 B C - S 1 2 B C - D 1 2 4.3

3.29 3.88 4

3.07 2.9 2.8

3.27 2.84 3.18 3.18 3.21

그림 16. 각 실험체별 연성도

3.6 소산 에너지 평가

보-기둥 접합부의 손상 정도를 평가하기 위해 부재가 파괴 될 때까지 흡수 또는 소산되는 에너지는 내진성능을 평가하 는데 중요한 요소 중의 하나이다. 구조물 또는 어떤 부재의 총 에너지량에 있어 지진응답해석에 의한 변위이력으로부터 실제 흡수 또는 소산되는 에너지를 계산하고 총에너지량과 비교하여 구조물의 안전성 여부를 검토할 수 있기 때문이다.

따라서 각 하중단계별 에너지 소산능력을 검토하기 위하여 그림 17과 같이 각 스텝별 사이클에 해당하는 이력루프의 내 부면적을 합산하여 평가하였다.

Moment

Rotation Full

Fush

MMax

ΘMax

ΘMin

MMin Ah= Energy Dissipation per cycle Ae= Elastic Energy

그림 17. 이력거동에 의한 에너지 소산

그림 18은 하중이력 사이클의 스텝별 소산 에너지를 합산 하여 실험체별 결과값을 비교하였다. BC-S25실험체는 344kNm․rad, BC-S25-S실험체는 224kNm․rad, BC- S16실험체는 188kNm․rad, BC-D16실험체는 121kN m․rad, BC-S12실험체는 147kNm․rad, BC-D12실험체 는 164kNm․rad으로 각각 나타났다. Shim Plate를 설치 한 BC-S25-S실험체는 BC-S25실험체에 비해 35%의 소산

에너지가 감소되어 나타났으며, BC-S16실험체는 45%의 소 산에너지가 감소되었고, BC-S12실험체는 57%가 저감되어 나타났다. 그림 19는 각 실험체별 총 누적에너지를 비교하여 나타내었다.

0 50 100 150 200 250 300 350 400

0 2 4 6 8 10

S te p( C y c l e ) Cumulative Dissipatio Energy(kNm·rad) BC-S25 BC-S25-S

BC-S16 BC-D16

BC-S12 BC-D12

그림 18. 하중단계별 누적에너지

0 100 200 300 400

BC -S 25 BC -S 25-S BC -S 16 BC -D16 BC -S 12 BC -D12

Cumulative dissipation energy(kNm·rad)

344

224

188

121 147

164

그림 19. 실험체별 총 누적소산에너지

4. 분석 및 고찰

4.1 엔드플레이트 항복형 거동 평가

엔드플레이트 항복형 거동을 평가하고자 접합부 구성요소인 보플랜지에 부착한 게이지(#21), 엔드플레이트에 부착한 게 이지(#38) 및 내부 볼트에 설치한 게이지(#5,6)의 하중 단 계별 변형률 분포를 분석하였다. 그림 20에 나타낸 것과 같 이 각 실험체의 파괴모드는 엔드플레이트, 보 그리고 볼트 파 괴 순서로 진행되어야 하며, 보의 전소성모멘트인 520kN․

m값보다 낮은 모멘트 값에서 엔드플레이트가 항복되게 계획 하였다.

엔드플레이트 항복형 보-기둥 접합부의 구조특성에 관한 실험적 연구

한국강구조학회 논문집 제21권 6호(통권 103호) 2009년 12월

593

0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7 0 0

- 0 .0 0 6 - 0 .0 0 4 - 0 .0 0 2 0 0 .0 0 2 0 .0 0 4 0 .0 0 6 S t r a i n

Moment

B C - S 2 5

M p : 5 2 0 k N - m

`

a) BC-S25

0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7 0 0

- 0 .0 0 6 - 0 .0 0 4 - 0 .0 0 2 0 0 .0 0 2 0 .0 0 4 0 .0 0 6 S t r a i n

Moment

B C - S 1 6

M p : 5 2 0 k N - m

b) BC-S16

0 100 200 300 400 500 600 700

-0.006 -0.004 -0.002 0 0.002 0.004 0.006

S t r a i n

Moment

B C - S 1 2

M p : 5 2 0 k N - m

c) BC-S12

그림 20. 실험체별 엔드플레이트 항복거동

tp(FE M A -350) M p l : E n d P la te M n p : Bo lt

M p : B e a m M y : Be a m

tp(A IS C ) 0

200 400 600 800 1000

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 50

E n d P la t e T h ic k n e s s ( m m )

Moment(kN·m

2 5 T : 4 2 6 k N · m

1 6 T : 2 1 2 k N · m 1 2 T : 9 6 k N · m

그림 21. 엔드플레이트 두께별 항복 모멘트

그림 21과 같이 엔드플레이트 두께에 따른 실험체별 항복 모멘트는 BS-S25실험체 426kN․m, BS-S16실험체 212 kN․m, BS-S12실험체 96kN․m로 BS-S25실험체(252 kN․m)는 41%, BS-S16실험체(108kN․m)는 50%, BS-S12실험체(58kN․m)는 40% 증가되어 나타나 엔드플 레이트항복에 따른 계획된 내력값을 만족하였다. 또한, 얇은 엔드플레이트 적용시 연성능력 증가에 따른 에너지 소산 능 력이 높게 발휘되는 것으로 나타났다. 하지만 그림 20과 같 이 엔드플레이트 항복에 따른 볼트의 거동을 볼트에 부착한 게이지를 통해 분석한 결과 엔드플레이트 두께 25mm를 적 용한 실험체의 경우 KS B 1010에 제시된 F10T볼트의 최 소인장 하중인 352kN(1,161kN․m)보다 48%~50%정도 감소되어 나타났다. 하지만 얇은 엔드플레이트의 경우 볼트 거동에 영향을 주지 않았다. 이는 엔드플레이트 두께 차이에 따른 접합부 거동이 다르게 형성되는 것을 의미하며 일정 두 께 이상의 엔드플레이트를 접합부에 적용할 경우 내력은 확 보되지만 볼트의 지레작용(Prying Action)에 따른 볼트의 취성파괴를 고려해야할 것으로 사료된다.

4.2 Shim Plate 설치에 따른 영향

엔드플레이트 접합부의 공장 제작상의 허용오차와 시공상의 허용오차를 제공하여 현장 적용성 향상과 시공오차의 개선을 목적으로 끼움판을 사용한 BC-S25-S실험체와 기본형인 BC -S25실험체를 비교․분석하였다. 그림 22와 같이 두 실험체 의 초기강성 및 최대 모멘트, 연성능력을 비교하기 위하여 반 복하중에 의한 M-θ곡선을 단조화하여 분석하였다. 초기강성 을 분석한 결과 Shim plate를 삽입한 실험체가 기본형 실험 체에 비하여 3% 높게 나타났으며, 상하부 평균 최대 모멘트 는 1.1% 높게 나타났다. 두 실험체 모두 비탄성 회전각은 특수모멘트 골조(Special Moment Frame)에 상응하는 값 인 0.04rad을 만족하였으며, 연성도 평가 결과는 BC-S25-S실험체가 상부 11%, 하부 1% 각각 낮게 나타났 다. 또한 그림 22는 그림 19와 동일한 방법을 이용하여 접 합부 구성요소의 게이지를 분석한 결과 동일 거동을 보이는 것을 알 수 있다. 따라서 끼움판의 삽입에 따라 접합부에 미 치는 영향 인자는 미비하다 할 수 있으며, 접합부의 시공성 향상을 위해 끼움판의 사용을 고려해도 무방할 것으로 사료 된다.

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.05 -0.04 -0.03 -0.02 -0.01 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05

R o ta tio n ( Θ :㎭ )

Moment(kN·m)

M p

M y

M p

그림 22. 단조화 곡선

0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7 0 0

- 0 .0 0 6 - 0 .0 0 4 - 0 .0 0 2 0 0 .0 0 2 0 .0 0 4 0 .0 0 6 S t r a i n

Moment

B C - S 2 5

M p : 5 2 0 k N - m

`

(a) BC-S25 실험체

0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7 0 0

- 0 .0 0 6 - 0 .0 0 4 - 0 .0 0 2 0 0 .0 0 2 0 .0 0 4 0 .0 0 6 S t r a i n

Moment

B C - S 2 5 - S

M p : 5 2 0 k N - m

(b) BC-S25-S 실험체

그림 23. Shim Plate 삽입에 따른 거동분석

4.3 상하이형의 영향

상하이형 엔드플레이트 접합부의 거동 평가를 위해 그림 24 와 같이 단조화 곡선을 이용하여 상하부 최대내력, 초기 강성 및 연성도를 비교·분석하였다. 하부 플랜지의 형상 변수에 따 른 BC-S16과 BC-D16실험체의 비교 결과 최대내력은 35%, 초기강성은 10%, 연성도는 14% 감소되어 나타났다. 또한 BC-S12와 BC-D12실험체의 비교 결과는 최대내력 33%, 초 기강성 15%, 연성도 15%씩 각각 감소되어 나타났다.

-800 -600 -400 -200 0 200 400 600 800

-0.05 -0.04 -0.03 -0.02 -0.01 0 0.01 0.02 0.03 0.04 0.05

R o t a t io n (Θ :㎭ )

Moment(kN·m)

M p

M y

M p M y

(a) BC-S16와 BS-D16실험체

- 800 - 600 - 400 - 200 0 200 400 600 800

-0 . 06 - 0. 0 4 -0 . 02 0 0 . 02 0. 0 4 0 . 06

R otati on ( Θ :㎭ )

Moment(kN·m)

M p

M y

M y

M p M p

M y

M y

M p

(b) BC-S12와 BS-D12실험체 그림 24. 단조화 곡선

큰 인장력을 받는 상부 익스텐디드형 접합부의 거동 분석을 위하여 그림 20에 나타낸 동일한 방법을 사용하여 게이지를 분석한 결과 그림 25와 같이 두실험체 모두 동일한 거동을 나타냈다. 따라서 일반적으로 발생하는 접합부 상부 플랜지에 서 큰 인장력과 상대적으로 작은 인장력이 발생하는 하부 플 랜지의 경우 상하이형 접합부와 같이 상하부 형상차이에 따 른 내력차이를 고려하여 설계에 반영한다면 경제적인 접합부 의 구현이 가능할 것으로 사료된다.

0 1 00 2 00 3 00 4 00 5 00 6 00 7 00

-0.00 6 -0 .0 04 -0.002 0 0 .00 2 0 .0 04 0.00 6

S t r a i n

Moment

B C - S 1 6

M p : 5 2 0 k N - m

a) BC-S16

엔드플레이트 항복형 보-기둥 접합부의 구조특성에 관한 실험적 연구

한국강구조학회 논문집 제21권 6호(통권 103호) 2009년 12월

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0 1 0 0 2 0 0 3 0 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7 0 0

- 0 .0 0 6 -0 .0 0 4 -0 .0 0 2 0 0 .0 0 2 0 .0 0 4 0 .0 0 6 S t r a i n

Moment

B C - D 1 6

M p : 5 2 0 k N - m

b) BC-D16

0 10 0 20 0 30 0 40 0 50 0 60 0 70 0

-0.0 06 -0.0 04 -0 .002 0 0 .002 0 .00 4 0 .00 6

S t r a i n

Moment

B C - S 1 2

M p : 5 2 0 k N - m

c) BC-S12

0 100 200 300 400 500 600 700

-0.006 -0.004 -0.002 0 0.002 0.004 0.006

S t r a i n

Moment

B C - D 1 2

M p : 5 2 0 k N - m

d) BC-D12

그림 25. 상하이형 접합부의 상부 플랜지 거동 비교

5. 결 론

(1) 엔드플레이트 두께가 12㎜, 16㎜, 25㎜로 보의 항복 내력보다 작은 값을 갖는 경우 보의 항복 이전에 엔드 플레이트가 먼저 항복하는 것을 알 수 있었으며, 두께 증가에 따른 접합부모멘트는 엔드플레이트 두께에 비 례하여 증가되는 것을 확인하였다. 이는 보의 항복내

력에 상응하는 엔드플레이트 두께 산정이 가능하며, 엔드플레이트 또는 보의 항복을 유도하여 기둥 피해의 최소화를 통해 접합부 신뢰성 확보가 가능할 것으로 보인다.

(2) 엔드플레이트 두께 차이에 따라 엔드플레이트 변형이 다르게 형성되며 이는 접합부 거동에 영향을 미치게 된다. 얇은 엔드플레이트를 적용하는 경우 연성도는 증가되나 내력 확보에 문제점이 발생하며, 일정 두께 이상의 엔드플레이트를 접합부에 적용할 경우 접합부 내력은 확보되지만, 볼트의 지레작용(Prying Action) 에 따른 볼트의 취성파괴가 우려됨으로 접합부 설계시 반드시 고려해야할 사항이라 할 수 있다.

(3) 끼움판의 삽입에 따른 거동 차이를 볼 때 접합부에 미 치는 영향 인자는 미비하다 할 수 있으며, 접합부의 시공성 향상을 위해 끼움판의 사용을 고려해도 무방할 것으로 보인다.

(4) 접합부 상부 플랜지에서 큰 인장력을 받고 이에 반하 여 작은 인장력이 발생하는 하부 플랜지의 경우 상하 이형 접합부와 같이 상하부 형상차이를 고려하여 설계 에 반영한다면 경제적인 접합부의 구현이 가능할 것으 로 보인다.

감사의 글

본 논문은 과학기술부 국가지정 연구실 사업인 “초고층 구 조시스템 선정 평가 기술” (Roa-2007-000-10047-0) 3차 년도지원에 의해 이루어졌으며, 이에 깊은 감사를 드립니다.

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(접수일자 : 2009. 8. 31 / 심사일 2009. 9. 6 / 게재확정일 2009. 11. 12)