Study on the Ultimate Strength of Gusset Plate-Circular Hollow Section(CHS) Joint

St udy on t heUl t i mat eSt rengt h

ofGussetPl at e-Ci rcul arHol l ow Sect i on(CHS)Joi nt

김 우 범

^{1 )}

^{2 )}

^{3 )}

요 약： 최근에 구조물의 대형화와 단면성능의 구조적 장점 때문에 원형강관의 사용이 증가하고 있다.그러나 원형강관의 사용이 증가함 에도 불구하고 국내에서는 이에 대한 연구가 매우 미흡한 실정이다.원형강관-거셋플레이트 접합부의 극한강도의 판단은 매우 복잡한 국부변형 과,실험 및 유한요소해석 결과의 하중변위곡선 상에서 최대강도가 일관성 있게 나타나지 않기 때문에 간단하지가 않다.따라서 본 연구에서는 실험과 유한요소해석을 바탕으로 극한변형에 의한 극한내력을 도출하고 기존 접합부 내력식과 비교하여 거셋플레이트-원형강관 접합부에 적합 한 내력식을 제안하고자 한다.

ABSTRACT： The demand forthe circularhollow section (CHS)hasbeen increasing due to itsstructuraladvantage in long-span structures and high-rise buildings.There are not enough researches on the CHS structure,though.The behaviorofthegussetplateCHSjoint,topredicttheultimatestrength,isnoteasytopredictbecausetheloaddeflection curvedoesnotshow consistency.Therefore,inthisstudy,experimentsandfiniteelementanalysis(FEA)werecarriedout todeterminetheultimatestrength accordingtotheproposed ultimatedeformation limit.Finally,a reasonableultimate strengthformulawasproposedthroughcomparisonswithotherdesignguides.

핵 심 용 어 :거셋플레이트-원형강관 접합부,극한변형,극한내력

KEYWORDS:gussetplate-CHSjoint,ultimatedeformation,ultimatestrength

1.서 론

원형 강관부재는 재료가 균질하고 모든 방향에 대한 단면 2차 반경이 동일하여 방향성이 없으므로 일반 압연형강에 비해 비틀 림이 작고 좌굴에 대하여 우수하며 경량화에 큰 장점을 나타낸 다.또한 원형단면은 풍압력과 수압력에 대한 저항성이 우수하 며,동등한 구조 성능을 지닌 단면에 비해 표면적이 적어 방청 비가 절약되고 수밀한 이음 구성으로 부식이 방지되는 등의 많 은 이점을 가지고 있다.따라서 해외뿐만 아니라 국내에서도 수 압을 받는 석유시추선이나 풍하중을 받는 대형 송전 철탑과 같 은 대형 구조물의 경우에는 대부분 원형 강관이 사용되고 있다.

거셋플레이트-원형강관 접합부는 플레이트만이 원형강관에 용접되므로 간편하게 현장에서 직접 시공할 수 있을 뿐만 아

1)공주대학교 건축공학과 교수,공학박사(wbk@kongj u. ac. kr)

2)교신저자,경북대학교 건축· 토목공학부 교수,공학박사

(Tel :053-950-5591,Fax:053-950-6590,E-mai l :shi n@knu. ac. kr) 3)공주대학교 건축공학과,석사과정(hyeonghwa83@naver. com)

니라 용접개소가 줄어들어 접합부 강도의 신뢰성이 높아지고 용접비가 줄어드는 이점이 있다.⁴⁾하지만 거셋플레이트-원형 강관 접합부에 축력 및 횡력이 작용할 경우 접합부의 응력분 포는 상당히 복잡한 양상을 나타내고 극한강도의 평가는 이 론적인 방법으로는 현실적으로 불가능하게 된다.따라서 현행 규준에서는 거셋플레이트-원형강관 접합부의 설계식에서 제한적 인 부분에 대해서만 다루고 있고,거셋플레이트-원형강관 접합 부에 가해지는 축력과 횡력의 복합적인 부분을 고려하고 있지 못하고 있다.또한 국내의 KBC 2009(대한건축학회,2009) 는 CIDECT(ComiteInternationalpourleDeveloppement et I'Etude de la Construction Tubulaire)의 기준 (Wardenier등,2008)을 수정한 AISC(AmericanInstitute ofSteelConstruction)기준(AISC,2005)을 사용하고 있

본 논문에 대한 토의를 2012년 4월 30일까지 학회로 보내주시면 토의 회답을

게재하겠습니다.

다.CIDECT은 하중-변위 곡선에서 극한내력이 불분명할 경우 H형강-각형강관 접합부의 휨 실험에 의한 각형강관의 극한변 형을 모든 접합부에 정의하고 이때의 내력을 극한내력으로 정 의하고 있다.거셋플레이트-원형강관 접합부의 거동은 H형강- 각형강관 접합부와 다른 거동 및 극한변형을 나타내기 때문에 거셋플레이트-원형강관 접합부의 유한요소해석을 통하여 극한 변형을 검토하고 기존 접합부 내력식과 유한요소해석결과를 비 교하여 거셋플레이트-원형강관 접합부에 적합한 극한변형과 극 한내력을 도출하고자 한다.그림 1은 X형 플레이트 원형강관 접합부에 대한 연구 진행 절차이며 여기서 X형이란 그림 2처 럼 강관 양 면에 대칭으로 플레이트가 설치된 형태를 말한다.

X형 플레이트-원형강관 접합부

접합부 실험 접합부 유한요소해석 기존 접합부 내력식에

의한 접합부 내력

적합한 접합부 내력식 제안

그림 1.연구진행절차

2.접합부의 현행 설계기준

2. 1AI SC 또는 KBC 2009

AISC는 AWS의 StructureWeldingCode-steel설계기 준(AWS,1994)을 사용하였지만 건축구조물과 같은 소규모 설계시는 적합하지 않아 현재 CIDECT의 설계기준을 미국 실정에 맞게 계수를 조정하여 사용하고 있다.현재 사용되고 있는 국내의 설계기준(KBC 2009)은 미국 AISC 설계기준 을 따르고 있다.

【길이방향 플레이트】

횡력 : _   ___^ (1a) 휨 : _   ____^ (1b)

【직각방향 플레이트】

횡력 : _







여기서,

_  (인장을 받는 주관)

_        ≤  (압축을 받는 주관)

 





2. 2CI SC 또는 CI DECT

북미(CanadianInstituteofSteelConstruction)와 유 럽의 경우 CIDECT의 공동연구를 통하여 강관구조 기준을 정립하고 있다(Packer등,1992).국내와 미국 설계기준의 기초가 되지만 미국이 실정에 맞게 수정하면서 약간의 차이 가 있다.원형강관의 항복강도가 355MPa이상일 경우 저감 계수 0.9가 적용된다.

【길이방향 플레이트】

횡력 :    __^ (2a) 휨 :    __^ (2b)

【직각방향 플레이트】

횡력 : _ 



  



여기서,

 ^

 __{ } __{ }

  (압축을 받는 주관)

_  (인장을 받는 주관)

2. 3AI J2002

일본은 원형강관의 접합부에 관한 실험이 많이 수행되었으 며 유럽의 설계식에서 일본 실정에 적합하게 각종 계수를 수 정하여 사용하고 있다.또한 허용응력 설계법을 채택하고 있 기 때문에 허용력(_,_)에 2.14를 곱하여 최대강도로 채택하고 있다.또한 원형강관주관에 작용하는 초기 압축비 (AISC의  또는 CISC의 )를 고려하지 않고 있다.

AIJ(ArchitecturalInstitute ofJapan)2002(日本建築 學會,2002)는 주관이 압축과 인장을 받을 경우 각각 다른 내력식을 제안하고 있으며 다음 식은 압축력이 작용하였을 경우의 허용력을 나타낸다.

【길이방향 플레이트】

횡력 : _ 









【직각방향 플레이트】

횡력 : _   

 ^{ }__^ (3c)

실험체 명칭* 강종

거셋플레이트

 

 원형강관

길이(

)또는 폭(

) (mm)

두께(

) (mm)

가력지점( H) ( mm)

길이  (mm)

지름  (mm)

두께 

(mm) LH-N350-0. 0

HSB600

350 24 500 0. 00 1750 350 12

LH-N350-0. 3 350 24 500 0. 27 1750 350 12

LH-N350-0. 6 350 24 500 0. 54 1750 350 12

LH-N700-0. 0 700 24 500 0. 00 1750 350 12

LH-N700-0. 3 700 24 500 0. 27 1750 350 12

LH-N700-0. 6 700 24 500 0. 54 1750 350 12

LM-N350-0. 0

HSB600

350 24 500 0. 00 1750 350 12

LM-N350-0. 3 350 24 500 0. 27 1750 350 12

LM-N350-0. 6 350 24 500 0. 54 1750 350 12

LM-N700-0. 0 700 24 500 0. 00 1750 350 12

LM-N700-0. 3 700 24 500 0. 27 1750 350 12

LM-N700-0. 6 700 24 500 0. 54 1750 350 12

WH-B175- 0. 0

HSB600

175 24 500 0. 00 1750 350 12

WH-B175- 0. 3 175 24 500 0. 27 1750 350 12

WH-B175- 0. 6 175 24 500 0. 54 1750 350 12

*LH-N350-0. 0



N350,N700:거셋플레이트 길이,B175:거셋플레이트 폭

LH:길이방향접합-횡력,LM:길이방향접합-모멘트+전단력,WH:직각방향접합-횡력 표 1.실험체의 종류 및 제원

3.접합부 실험 요약

3. 1접합부 실험 개요

거셋플레이트-원형강관 접합부의 거동실험의 실험체일람 및 형상은 표 1과 그림 2와 같다.플레이트가 원형강관의 길이 방향으로 접합(L형)된 것 중에서 횡력을 받는 접합부와 면내 휨을 받는 접합부,플레이트가 원형강관의 직각방향으로 접합 (W형)되어 횡력을 받는 접합부로 나누어진다.주관의 전체 길이는 1,750mm,외경은 350mm,두께는 12mm로 구성 되어 있고,양단부는 40mm의 엔드플레이트로 용접하였다.

주관의 바깥 표면에서 가력점까지는 500mm이다.

(1750-h1)/2 h1

(1750-h1)/2

H d0t0

1750

H

40 40

8

8 6

6

t1

( a)L형

H H

b1

d0

1750

t0

40 40

8

8 6

6

t1

( b)W형 그림 2.거셋플레이트-원형강관 접합부 모형 (X 형)

3. 2재료시험

단주압축강도 시험편과 인장강도 시험편은 모두 HSB600 강재를 사용하였고 단주압축강도 시험편은 실험에 사용된 외 경 350mm,두께 12mm의 원형강관을 사용하였으며 인장강 도 시험편은 두께 12mm 강판에 대하여 인장강도시험을 실 시하였다.그림 3은 재료시험에 의한 응력-변형률 곡선이다.

0 100 200 300 400 500 600 700

0 5,000 10,000 15,000

Strain (με)

Stress (MPa)

( a)단주압축시험

0 100 200 300 400 500 600 700

0 50,000 100,000 150,000

Strain(με)

Stress (MPa)

( b)인장시험 그림 3.응력-변형률 곡선

Test

공칭강도 실험값



(MPa)



(MPa)



(MPa)



( MPa)





(%)

연신율 (%) 단주압축시험

450 600 485 606 80. 0 - 인장시험 475 630 75. 9 34. 8

표 2.HSB600강재의 재료시험 결과

3. 3접합부 가력실험

횡력을 받는 접합부 LH형과 WH형은 그림 4와 그림 5처 럼 원형강관주관을 가로방향으로 눕히고 아래쪽 플레이트는 반력바닥지그와 연결하고,위쪽 플레이트는 만능재료시험기 (UTM)의 헤드와 연결하여 가력하였다.휨과 전단력을 받는 접합부 LM형은 그림 6처럼 원형강관주관을 세로로 세워 원 형강관 하단부를 반력바닥지그에 고정시키고 양쪽 플레이트 끝단을 원형강관 길이방향으로 모멘트 및 전단력을 가하였다.

또한 계획도면에는 생략되었지만 면외방향으로의 변형을 방 지하기 위하여 지지구조물도 설치하였다.또한 소요압축력을 도입하기 위하여 4개의 유압실린더를 사용하였다(Lee 등, 2011).

A

A A-A Section

(a)설치계획 (b)실험체 설치

그림 4.LH형 실험체

A-A Section A

A

(a)설치계획 (b)실험체 설치

그림 5.WH형 실험체

oil jack

A A-A Section

A

tension bar

CHS spherical swivel

(a)설치계획 (b)실험체 설치

그림 6.LM형 실험체

3. 4실험결과

접합부에 횡력이 작용한 LH형과 WH형은 그림 7(a)와 그 림 7(b)처럼 원형강관의 국부좌굴에 의하여 접합부가 극한내 력에 도달하여 파괴되었다.휨과 전단력이 작용한 LM형은 그림 7(c)처럼 플레이트 상단부의 용접부가 파괴되거나 원형 강관주관이 찢어져 파괴되고 하단은 국부좌굴에 의한 극한내 력에 도달하여 파괴되었다.

그림 7( a).LH-N350-0. 3파괴형상

그림 7(b).WH-B175-0. 6파괴형상

그림 7( c).LM-N700-0. 0파괴형상

실험체에 대한 하중-변위,모멘트-변위 곡선은 그림 8과 같 다.이론적으로는 원형강관주관에 도입된 초기 압축력이 작을 수록 높은 내력을 보여야 하지만,N350계열의 경우는 압축 비가 0.3인 실험체가 0인 실험체보다 최대강도가 높게 나타 났다.이는 Wardenier(1982)에서 언급되었듯이 압축비가

작은 경우에는 그 효과가 미미한 것으로 나타난다고 알려져 있다.L형 실험체의 경우는 플레이트 길이가 길어질수록 높 은 내력을 보였다.

0 200 400 600 800 1000 1200

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Load (KN)

LH-N350-0.0 LH-N700-0.0 LH-N350-0.3 LH-N700-0.3 LH-N350-0.6 LH-N700-0.6

￭ ￭ ￭

￭

◆

￭ ￭ ￭

￭

◆ ◆

◆ ◆

◆

◆ ◆

▲ ▲

▲ ▲

▲ ▲

그림 8(a) .LH형의 하중-변위 곡선

0 200 400 600 800

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Load (KN)

WH-B175-0.0 WH-B175-0.3 WH-B175-0.6

￭

￭ ￭

￭

◆

◆ ◆

◆

◆

▲

▲ ▲

▲

▲

그림 8(b) .WH형의 하중- 변위 곡선

0 50 100 150 200 250 300 350

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Moment(kNm)

LM-N350-0.0 LM-N700-0.0 LM-N350-0.3 LM-N700-0.3 LM-N350-0.6 LM-N700-0.6

￭ ￭ ￭

▲

▲

▲

▲

▲ ▲

▲ ▲

▲

￭ ￭

◆

◆ ◆

◆

◆ ◆ ◆

◆

◆

￭ ￭ ￭

그림 8(c).LM형의 모멘트-변위 곡선

4.유한요소해석

4. 1유한요소해석의 개요

유한요소해석은 ABAQUS ver.6.5를 사용하여 수행하였 으며,원형강관의 국부변형과 소성흐름을 정확히 모델링하기

위하여 S4R5 쉘(Shell)요소를 사용하였다. 이 요소는 thin-element이고 각 절점마다 5개의 자유도를 갖는 4노드 4변형 쉘요소이다(Hibbitt,1998).요소의 분할은 응력집중 현상 및 정확한 최대내력 추정이 가능하도록 플레이트와 원 형강관에 20mm간격으로 분할하였다.항복조건으로는 von Mises항복조건을 사용하였으며 인장시험에 의하여 재료의 탄성계수는 206,000MPa, 포아송 비는 0.3, 항복응력은 485MPa로 재료시험과 동일한 물성치를 적용하였다.Part 에서 각 형상은 실제 실험체 요소의 크기와 동일하게 작성하 고 Merge를 통하여 용접과 같은 성능을 구현하였다.그림 9 는 L형과 W형의 해석모델을 나타낸다.

(a)L형 (b)W형

그림 9.유한요소해석 모델

4. 2해석결과와 실험결과 비교

거셋플레이트-원형강관 접합부의 해석결과와 실험결과의 접 합부 거동을 비교한 결과 그림 11～그림 15와 같으며 15개 의 실험체중 그림 11(b),그림 12(a),그림 14(b)3개의 모델을 제외한 실험체에서는 최대내력이 10%이내의 오차를 보이고 있다.또한 그림 7과 그림 10에서와 같이 국부 좌굴 에 대한 파괴 형상이 실험체와 해석결과가 유사한 형태를 보 여 주고 있으므로 유한요소 해석프로그램 ABAQUS를 이용 한 거셋플레이트 원형강관 접합부의 유한요소 해석은 신뢰성 이 있음을 확인하였다.

그림 10( a).LH-N350- 0. 3(좌),WH-B175-0. 6(우)국부좌굴

그림 10( b).LM-N700- 0. 0국부좌굴

0 200 400 600 800 1000

0 50 100 150 200 250

Deflection(mm)

Load (KN)

Exp.

FEA

( a)

=0. 0

0 200 400 600 800 1000

0 50 100 150 200 250

Deflection(mm)

Load (KN)

Exp.

FEA

(b)

=0. 3

0 200 400 600 800 1000

0 50 100 150 200

Deflection(mm)

Load (KN)

Exp.

FEA

( c)

=0. 6 그림 11.LH-N350의 하중-변위 곡선

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

0 50 100 150 200 250 300

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

(a)

=0. 0

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

0 50 100 150 200 250

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

(b)

=0. 3

0 200 400 600 800 1000 1200 1400

0 50 100 150 200 250 300

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

(c)

=0. 6 그림 12.LH-N700의 하중-변위 곡선

0 200 400 600 800

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

( a)

=0. 0

0 200 400 600 800

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

(b)

=0. 3

0 200 400 600 800

0 25 50 75 100

Deflection(mm)

Load(kN)

Exp.

FEA

(c)

=0. 6 그림 13.WH-B175의 하중-변위 곡선

0 50 100 150 200

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

( a)

=0. 0

0 50 100 150 200

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

(b)

=0. 3

0 50 100 150 200

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

(c)

=0. 6 그림 14.LM-N350의 모멘트-변위 곡선

0 100 200 300 400 500

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

( a)

=0. 0

0 100 200 300 400 500

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

(b)

=0. 3

0 100 200 300 400 500

0 20 40 60 80 100 120

Deflection(mm)

Moment(kNm)

Exp.

FEA

(c)

=0. 6

그림 15.LM-N700의 모멘트-변위 곡선

5.접합부의 극한내력 산정

5. 1유한요소해석모델 변수

거셋플레이트-원형강관 X형 접합부의 현행 기준식은 내력에 영향을 미치는 많은 변수를 포함하고 있으며 각각의 변수에 대 하여 복합적인 관계로 이루어져 있다.현행 기준식으로부터 공 통된 변수에 대하여 아래 표 3과 같은 해석범위 및 해석변수를 적용하여 해석을 수행하였다.표 4는 해석모델명 일람표이다.

범위 변수

_

=485MPa 235,485MPa

  ^



 ≤40 20,30,40 1≤   ^{ }



 ^≤4 1,2,3,4 0. 4≤   ^{ }



 ≤1. 0 0. 4,0. 6,0. 8,1. 0 235-LH-350-20 / 1-0.0

_

(길이방향),(직각방향)



원형강관 지름(mm)

LH:길이방향-횡력,LM:길이방향-휨+전단력 WH:직각방향-횡력

원형강관 항복강도(MPa)

표 3.해석모델의 해석범위 및 변수

번호 LH형 WH형 LM형

① 235L350- 20/1 235W350-20/0. 4 235M350-20/ 1

② 235L350- 20/2 235W350-20/0. 6 235M350-20/2

③ 235L350- 20/3 235W350-20/0. 8 235M350-20/3

④ 235L350- 20/4 235W350-20/1. 0 235M350-20/4

⑤ 235L350- 30/1 235W350-30/0. 4 235M350-30/1

⑥ 235L350- 30/2 235W350-30/0. 6 235M350-30/2

⑦ 235L350- 30/3 235W350-30/0. 8 235M350-30/3

⑧ 235L350- 30/4 235W350-30/1. 0 235M350-30/4

⑨ 235L350- 40/1 235W350-40/0. 4 235M350-40/1

⑩ 235L350- 40/2 235W350-40/0. 6 235M350-40/2

⑪ 235L350- 40/3 235W350-40/0. 8 235M350-40/3

⑫ 235L350- 40/4 235W350-40/1. 0 235M350-40/4

⑬ 485L350- 20/1 485W350-20/0. 4 485M350-20/1

⑭ 485L350- 30/1 485W350-30/0. 4 485M350-30/1

⑮ 485L350- 40/1 485W350-40/0. 4 485M350-40/1 표 4.해석모델명

5. 2극한변형

이론적으로 구조기술자가 구조물의 하중-변위 곡선을 바탕 으로 구조물의 극한내력을 결정하고 구조물을 설계한다.거셋 플레이트-원형강관 접합부는 내력-변위 곡선이 그림 16 (Ariyoshiand Makino,2000)과 같이 경우에 따라 각기 다른 거동을 보이며 곡선 C와 같이 접합부에 인장력 또는 휨 이 작용할 경우 막효과(membraneeffect)에 의하여 강도의

저하없이 다시 강성이 증가하는 경우에 정확한 극한내력을 정 의할 수 없는 경우도 발생한다.따라서 이러한 경우에는 실용 적인 구조설계를 방해하게 되므로 이를 방지하기 위하여 극한 내력을 정의하기에 앞서 강관의 극한변형을 정의할 필요성이 있다.Lu 등(1994a,1994b)는 H형강-각형강관 접합부 실 험에 의하여 강관 면의 변형이 강관 안쪽으로 지름의 3%가 변형되는 순간을 극한변형으로 정의하며 CIDECT은 이를 수 용하여 모든 강관 접합부의 극한변형을 정의하고 있다.

P or M

A

B C

Ultimate Strength

그림 16.하중-변위 곡선과 극한내력

하지만 거셋플레이트-원형강관 접합부는 H형강-각형강관 접 합부와는 다른 거동을 보이기 때문에 휨을 받는 거셋플레이트 -원형강관 접합부에 적합한 극한변형을 제안하여야 한다.원 형강관에 초기 압축력이 작용하지 않고 휨을 받는 LM형의 접 합부의 극한내력은 강관 지름과 강관 지름에 대한 거셋플레이 트 길이비에 의하여 식 4와 같이 제안하고 FEA,Lu 등 (1994a,1994b)와 그림 17에서 비교하였다.

_ _ ^ (4)

0 5 10 15 20 25 30 35 40

1 2 3 4

Deformation Limit(mm)

1 2 3 4

η

1 2 3 4

0.03d0 FEAU_dl 2γ =30 2γ =40 2γ =20

그림 17.LM형 접합부 극한변형

5. 3해석결과와 접합부 내력식 비교

현행 기준의 거셋플레이트-원형강관 접합부의 내력식을 유 한요소해석값으로 정규화한 결과는 그림 18～그림 20,표5와 같다(그림의 x좌표의 해석모델명은 표 4를 참조).

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

( a)

=0. 0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

(b)

=0. 3

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISC CISC AIJ

(c)

=0. 6 그림 18.LH형의 내력식 비교

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

( a)

=0. 0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④

Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

(b)

=0. 3

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

(c)

=0. 6 그림 19.WH형의 내력식 비교

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

( a)

=0. 0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④

Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

(b)

=0. 3

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④

Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJ

(c)

=0. 6 그림 20.LM형의 내력식 비교

실험체유형 압축비

(

) 구분

=235MPa

=485MPa

AI SC CI SC AI J AI SC CI SC AI J

LH형

0. 0 최소값 0. 65 0. 72 0. 71 0. 77 0. 84 0. 88 최대값 0. 81 0. 85 0. 95 0. 82 0. 90 1. 05 0. 3 최소값 0. 58 0. 67 0. 72 0. 80 0. 76 0. 95 최대값 0. 75 0. 79 0. 99 0. 82 0. 78 1. 08 0. 6 최소값 0. 50 0. 65 0. 78 0. 73 0. 75 1. 09 최대값 0. 67 0. 76 1. 10 0. 74 0. 76 1. 21

WH형

0. 0 최소값 0. 74 0. 66 0. 64 1. 00 0. 72 0. 77 최대값 1. 45 1. 04 1. 33 1. 21 0. 77 0. 99 0. 3 최소값 0. 73 0. 64 0. 64 1. 00 0. 77 0. 70 최대값 1. 25 0. 95 1. 20 1. 16 0. 81 0. 87 0. 6 최소값 0. 68 0. 60 0. 59 0. 99 0. 81 0. 60 최대값 1. 11 0. 89 1. 04 1. 09 0. 82 0. 72

LM형

0. 0 최소값 1. 22 1. 06 0. 78 1. 42 1. 04 0. 98 최대값 1. 67 1. 58 1. 17 1. 64 1. 21 1. 24 0. 3 최소값 1. 14 1. 02 0. 84 1. 34 1. 01 1. 05 최대값 1. 62 1. 59 1. 25 1. 51 1. 15 1. 29 0. 6 최소값 1. 07 0. 97 0. 99 1. 21 0. 99 1. 18 최대값 1. 60 1. 69 1. 53 1. 36 1. 12 1. 45

표 5.현행식과 유한요소해석 내력의 비

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJproposed

(a)

=0. 0

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJproposed

( b)

=0. 3

0.0 0.5 1.0 1.5 2.0

① ② ③ ④ Nn/NFEA

⑤ ⑥ ⑦ ⑧ ⑨ ⑩ ⑪ ⑫ ⑬ ⑭ ⑮ AISCCISC AIJProposed

(c)

=0. 6 그림 21. LM형의 현행 설계식과 제안 내력식의 비교

LH형의 경우,AISC(또는 KBC 2009)에서는 항복강도가 235MPa급은 50～81%,485MPa급은 73～82%,CISC(또 는 CIDECT)에서는 65～85%,75~90%로 각각 낮은 내력 을 나타내었다.하지만 AIJ 2002에서는 원형강관주관의 항 복강도가 235MPa급의 경우 71~110%,435MPa의 경우 88～121%로 과평가되는 해석모델도 있었다.

WH형의 AISC(또는 KBC 2009)에서 항복강도 235MPa 급은 68～145%,485MPa급은 99~121%로,CISC(또는 CIDECT)에서는 60～104%,72~82%,AIJ 2002에서는 59～133%,60~99%로 각각 나타났다.

LM형의 AISC(또는 KBC 2009)는 107～167%,121~

164%,CISC(또는 CIDECT)는 97～169%,99~121%, AIJ2002는 78~153%,98~145%로 압축력비가 높을수록 과평가되는 것으로 나타났다.

5. 4해석에 의한 내력식 제안

현재 국내에 사용되고 있는 AISC(또는 KBC 2009)의 거셋 플레이트-원형강관 접합부 내력식은 LH형의 경우 유한요소해 석에 의한 내력값의 50～82%로 낮은 내력을 나타냄으로 항 복강도 485MPa이하의 고강도에서도 사용이 가능하다고 판 단이 된다.하지만 WH형과 LM형의 경우 압축력비가 높을수 록 과평가되는 경향이 나타나므로 수정이 불가피하다고 판단이 된다.CISC(또는 CIDECT)의 경우 LH형과 WH형은 65～

90%,60～104%로 사용이 가능하다고 판단이 된다.하지만 CISC(또는 CIDECT)도 LM형에서는 과평가의 경향이 나타 나므로 수정이 불가피하다고 판단된다.

따라서 본 연구에서는 CISC(또는 CIDECT)의 LH형, WH형 거셋플레이트-원형강관 접합부의 내력식이 설계에 적 합하다고 판단하고 접합부 설계의 편의성을 위하여 현행 거셋 플레이트-원형강관 접합부 내력식과 동일하게 CISC(또는 CIDECT)의 LH형 접합부 내력식과 연계하여 LM형 접합부 내력식을 도출하였다.본 연구에서 도출한 LM형 거셋플레이 트-원형강관 접합부 내력식은 다음과 같다.

_ 



 ×     

__ (5)

여기서,

_ ____^

_      ^

_=0.25(  )

  _{ }

_

=0.20( ≥ )

   for_ 

   for_≥ 

 ≤  ≤   ≤  for_≤ 

실험체유형 압축비

(

) 구분

=235MPa

=485MPa

LM형

0. 0 최소값 0. 83 0. 84 최대값 0. 91 0. 91 0. 3 최소값 0. 82 0. 82 최대값 0. 86 0. 86 0. 6 최소값 0. 83 0. 83 최대값 0. 89 0. 89 표 6.제안식과 유한요소해석 내력의 비

기존 CISC(또는 CIDECT)의 거셋플레이트-원형강관 접합 부의 LM형 모멘트 내력식은 LH형 접합부 내력에 플레이트 길이를 곱한 내력의 80%를 접합부 내력으로 하였다.하지만 해석결과 LM형 접합부 내력은 원형강관 두께,플레이트 접합 길이에 따라 다른 거동을 보이게 되어 ,를 추가 변수로 하여 LM형 거셋플레이트-원형강관 접합부 내력식을 도출하였 다.그림 21은 항복강도,원형강관 두께,플레이트 길이,원 형강관에 작용하는 초기 압축력의 변화에 따른 해석결과와 AISC(또는 KBC2009),CISC(또는 CIDECT)제안식을 비 교한 것이다.그림 21및 표 6에서 볼 수 있듯이 해석 내력 의 82～91%로 설계식으로써 신뢰할 만한 결과를 나타내고 있다.

6.결 론

기존 거셋플레이트-원형강관 접합부 내력식은 접합부마다 접합부 거동이 다름에도 불구하고 하중-변위 곡선에서 극한내 력 정의가 불분명한 경우 H형강-각형강관 접합부의 실험에서 의 극한변형에 따른 극한내력을 정의하고 이를 일률적으로 타 접합부에 적용하였다.따라서 본 논문에서는 거셋플레이트-원 형강관 접합부의 좀 더 엄밀한 내력평가를 위하여 실험과 해 석적 연구를 수행하고 실험과 해석적 연구를 상호 비교검증을 통하여 유한요소해석의 거셋플레이트-원형강관 접합부 해석의 신뢰성을 확인하였으며 이를 바탕으로 실험 수행이 어려운 실 제규모 접합부 형상에 대하여 해석을 수행함으로써 실제 사용 되는 거셋플레이트-원형강관 접합부의 내력을 기존에 제안한 내력식과 비교하였다.다음은 거셋플레이트-원형강관 접합부 실험 및 해석을 통해 얻어진 결론이다.

(1)원형강관 접합부에 인장력,면내 휨이 작용할 경우 하중- 변위 곡선은 접합부 항복 후에도 막효과에 의하여 하중 이 감소하지 않고 증가하는 거동을 나타남에 따라 극한 내력을 정의할 수 없는 경우가 발생하여 본 연구에서는 극한 변형 기준을 제안하여 극한 내력을 정의 하는 방법 을 제시하였다.

(2)기존 접합부 내력식과 유한요소해석 결과를 비교한 결과 KBC2009의 거셋플레이트-원형강관 접합부 내력식은 LH형의 경우 유한요소해석에 의한 내력값의 50～82%

로 낮은 내력을 나타냄으로 항복강도 485MPa이하의 강재에서 사용이 가능하다고 판단이 된다.하지만 LM형 과 WH형의 경우 최대 67% 높은 내력으로 설계되므로 수정이 불가피하다고 판단이 된다.그에 비해 CISC(또 는 CIDECT)의 경우 LH형과 WH형은 0.4≤   1.0 로 제한을 한다면 유한요소해석의 65～95%, 60～

104%로 사용이 가능하다고 판단이 된다.하지만 LM형 의 경우 CISC(또는 CIDECT)도 마찬가지로 접합부에 면내 휨이 작용할 경우 유한요소해석 결과보다 최대 69% 큰 값을 나타내어 과소설계 됨으로 수정이 불가피 하다고 판단된다.

(3)LM형은 설계식의 보완이 필요함에 따라 LH형의 설계식 을 바탕으로 거셋플레이트-원형강관 접합부 내력식을 도 출하였으며 제안된 내력식은 유한요소해석 결과의 82～

91%의 내력을 나타내어 안전성을 확보함으로써 설계식 으로 사용 가능할 것으로 판단된다.

기 호





_:주강관 축력 상관 계수

























_:주강관에 작용하는 모멘트(·)



_{ }:주강관의 소성모멘트(·)



:주강관에 작용하는 축방향력()

_:주강관 설계 축강도()

 :주강관의 항복강도()=

















_:주강관 응력 상관 변수











  



  



  



감사의 글

이 논문은 2011년 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한국학 술진흥재단의 지원을 받아 수행된 연구임(KRF-2011-0004 217-0369).

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(접수일자 :2011.1.31/심사일 2011.2.11/

심사완료일 2011.10.5)