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문제 정의
- 본 연구는 다방향 금속철물 접합부로써 하중방향에 따른 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능시험을 실시하였다. 기둥-기초 접합부 모멘트 저항성능은 하중 방향에 따른 접합철물과 드리프트핀의 배치에 따라 모멘트 특성을 비교하고 접합철물 두께에 따른 모멘트 저항성능을 비교하였다.
제안 방법
- Ky와 Mu를 통해 각각 항복회전각(αy)과 극한회전각(αu)을 산출하고, αu / αy 비를 이용하여 연성비(m)를 유도한다.
- 본 연구는 다방향 금속철물 접합부로써 하중방향에 따른 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능시험을 실시하였다. 기둥-기초 접합부 모멘트 저항성능은 하중 방향에 따른 접합철물과 드리프트핀의 배치에 따라 모멘트 특성을 비교하고 접합철물 두께에 따른 모멘트 저항성능을 비교하였다. 하중 방향에 따른 드리프트핀과 접합철물의 응력분포 특성을 알아보기 위하여 유한요소 분석을 실시하였고 실제 파괴형상과 비교하였다.
- 기둥-기초 접합부의 유한요소모델은 드리프트핀과 접합철물의 응력분포와 거동을 비교해보기 위하여 V형태와 M형태를 선택하였다. 유한요소해석은 ANSYS 15.
- 기둥부재에 삽입된 기둥-기초 접합철물과 드리프트핀 조합에 따른 타입별 모멘트 저항성능을 평가하였다. 강판두께 6 mm의 M타입 모멘트 저항 그래프에서 양방향의 최대모멘트는 22.
- 2-a와 같이 삽입하여 반복하중이 가해지도록 배치하였다. 모멘트 저항성능시험은 가상 정적하중(pseudo-static loading)을 준정적 반복하중(quasi-static reversed cyclic loading) 상태에서 목재접합부를 위한 ISO-16670프로토콜에 의거하여 부과하여 실시하였다. 진폭은 1, 5, 10, 20, 40, 60, 80 mm로 증가하며 정진폭으로 구간별 3반복 실시하였다(Fig.
- 일본에서 제안한 전단내력벽의 반복성능 정량화 방법을 적용한 산정방법은 접합부의 실제 실험을 통한 모멘트 저항 거동을 단순화시켜 탄소성구간을 이선형으로 최소화하는 것이다(AIJ 2002). 모멘트 저항성능실험을 통해 얻어진 최대모멘트의 10% ~ 40%, 40% ~ 90% 값들의 연장선을 이용하여 항복모멘트 저항값(My)과 항복초기강성(Ky)을 산출하였다. 극한모멘트(Mu)는 EEEP곡선과 실험치 곡선으로 둘러싼 넓이가 동일하다는 조건하에 추정한다.
- 하중은 100 kN의 로드셀을 이용하여 측정하였으며 변형은 유압잭의 이동거리와 유압잭 위치에 상응하는 높이의 변형을 레이저변형센서를 이용하여 측정하였다. 모멘트 저항시험은 접합철물의 형태에 따라 3개씩 실험하였다.
- 목구조물의 구조요소인 기둥부재와 기초부의 접합부로서 다방향 접합철물을 이용한 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능을 비교하였다. 반복횡하중시험을 통해 다방향 접합부의 항복모멘트는 단일방향 접합부보다 약 1.
- 모멘트 저항성능시험은 가상 정적하중(pseudo-static loading)을 준정적 반복하중(quasi-static reversed cyclic loading) 상태에서 목재접합부를 위한 ISO-16670프로토콜에 의거하여 부과하여 실시하였다. 진폭은 1, 5, 10, 20, 40, 60, 80 mm로 증가하며 정진폭으로 구간별 3반복 실시하였다(Fig. 2-b). 하중속도는 ISO-16670에서 허용하는 범위에서 1 mm/s를 설정하였다.
- 기둥-기초 접합부 모멘트 저항성능은 하중 방향에 따른 접합철물과 드리프트핀의 배치에 따라 모멘트 특성을 비교하고 접합철물 두께에 따른 모멘트 저항성능을 비교하였다. 하중 방향에 따른 드리프트핀과 접합철물의 응력분포 특성을 알아보기 위하여 유한요소 분석을 실시하였고 실제 파괴형상과 비교하였다.
- 하중방향에 따른 타입별 모멘트 저항성능을 알아보기 위하여 8 mm H타입과 V타입의 항복 모멘트 저항(My)을 비교하였다. H타입과 V타입의 항복 모멘트 값은 M타입에 비해 각각 48%, 45% 감소하였다.
- 하중속도는 ISO-16670에서 허용하는 범위에서 1 mm/s를 설정하였다. 하중은 100 kN의 로드셀을 이용하여 측정하였으며 변형은 유압잭의 이동거리와 유압잭 위치에 상응하는 높이의 변형을 레이저변형센서를 이용하여 측정하였다. 모멘트 저항시험은 접합철물의 형태에 따라 3개씩 실험하였다.
- 0 (SAS 2013)을 사용하였고 기둥재와 접합철물의 모델은 3D 솔리드 모델로 20절점 육면체 요소와 10절점 정사면체 요소를 이용하였으며 대략 106개의 메쉬로 구성되어 있다. 해석의 정확도를 높이기 위해 응력이 집중될 것으로 예상되는 접합구멍 주변의 메쉬 밀도를 높였다. 요한요소모델의 재료특성은 Table 1과 같이 입력하였다.
대상 데이터
- 1). H타입과 V타입은 단일방향 접합부로서 두 개의 드리프트핀의 접합방향이 각각 하중 수평방향, 하중 수직방향으로 접합된 형태이며, 기둥재는 볼트열 간격 110 mm, 끝면거리 140 mm 위치에 선공하였다. M타입은 다방향 접합부로서 하중 평행방향으로 접합된 두 개의 드리프트핀과 하중 수직방향으로 접합된 두 개의 드리프트핀으로 구성되었으며, 하중 평행방향 핀구멍의 끝면거리는 170 mm, 하중 수직방향의 끝면거리는 140 mm 위치에 선공하였다.
- 기둥-기초 접합부에 사용된 기둥부재는 단면크기 180 mm × 180 mm, 길이 800 mm의 7층재의 일본잎갈나무 집성재를 사용하였다.
- 기둥-기초 접합부는 기초부에 접합철물을 고정시킨 후 기둥부재를 삽입하여 드리프트핀으로 접합하는 형태이다. 기둥부재는 적용하중방향에 대해 접합형식과 드리프트핀 방향에 따라 H타입, V타입과 M타입으로 제작하였다(Fig. 1). H타입과 V타입은 단일방향 접합부로서 두 개의 드리프트핀의 접합방향이 각각 하중 수평방향, 하중 수직방향으로 접합된 형태이며, 기둥재는 볼트열 간격 110 mm, 끝면거리 140 mm 위치에 선공하였다.
- 접합철물은 기둥부재와 접합되는 상부와 기초부와 접합되는 하부로 구성되어있다. 상부 강판은 Fig. 1과 같이 하부 강판들과 용접되어 있으며, 하부는 기초부에 접합된 볼트가 노출되지 않도록 두 개의 강판을 이용하여 제작하였다. 접합철물을 구성하는 강판은 전체 선용접하였으며, 이는 이전 논문에서 강판삽입형 다방향 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능시험을 통해 접합철물의 전체 선용접의 강도향상 효과를 확인하였기 때문이다(Jerome et al.
- 접합철물은 재질이 SS400인 두께 8 mm 강판으로 제작하였으며, 전체 크기는 170 mm × 170 mm × 240 mm였다.
- 2013). 접합철물은 현장에서 시공이 용이하도록 하부 상판은 워셔의 직경인 30 mm 구멍으로 제작하였고, 하부 하판은 앵커볼트의 직경인 20 mm 구멍으로 제작하였다.
이론/모형
- 각 타입별 기둥-기초 접합부의 연성을 정량화하기 위하여 등가에너지 탄소성법(Equivalent Energy Elastic-Plastic: EEEP)을 이용하였다. 일본에서 제안한 전단내력벽의 반복성능 정량화 방법을 적용한 산정방법은 접합부의 실제 실험을 통한 모멘트 저항 거동을 단순화시켜 탄소성구간을 이선형으로 최소화하는 것이다(AIJ 2002).
- 기둥-기초 접합부의 유한요소모델은 드리프트핀과 접합철물의 응력분포와 거동을 비교해보기 위하여 V형태와 M형태를 선택하였다. 유한요소해석은 ANSYS 15.0 (SAS 2013)을 사용하였고 기둥재와 접합철물의 모델은 3D 솔리드 모델로 20절점 육면체 요소와 10절점 정사면체 요소를 이용하였으며 대략 106개의 메쉬로 구성되어 있다. 해석의 정확도를 높이기 위해 응력이 집중될 것으로 예상되는 접합구멍 주변의 메쉬 밀도를 높였다.
성능/효과
- 하중방향에 따른 타입별 모멘트 저항성능을 알아보기 위하여 8 mm H타입과 V타입의 항복 모멘트 저항(My)을 비교하였다. H타입과 V타입의 항복 모멘트 값은 M타입에 비해 각각 48%, 45% 감소하였다. 초기강성은 V타입이 H타입보다 약 1.
- M타입의 접합부 강판 두께를 8 mm로 증가하였을 경우 최대 모멘트는 접합철물 하부강판의 변형과 용접부위 파괴로 인해 6 mm 접합부와 비슷하게 측정되었다. M타입의 모멘트 저항그래프에서 접합부 파괴와 에너지소산을 통한 이력현상과 비대칭 형상을 확인할 수 있었다. 이는 첫 번째 하중사이클의 초기에 모멘트 저항을 통해 접합부의 에너지가 손실되었기 때문이라고 생각된다.
- Guan 등(2010)은 유한요소 분석을 통해 기둥-보 접합부의 파괴형태 예측이 가능하다고 보고하였다. M형태의 접합부는 하중 수직방향의 드리프트핀이 하중 평행방향 드리프트핀보다 수평하중에 대해 더 큰 응력분포를 보였으며, 드리프트핀의 파괴형상은 V형태의 유한요소분석을 통해 모멘트에 의해 기둥부재가 회전되어 Fig. 5와 같이 굴곡된 것을 예측할 수 있었다. 예측된 드리프트핀의 파괴형상과 비교하기 위하여 모멘트 저항시험 종료 후 실제 접합부 내부를 확인 한 결과 비슷한 양상을 확인할 수 있었다.
- 드리프트핀은 거의 굴곡되지 않고 삽입된 강판만 변형되는 것을 확인할 수 있었다. V타입의 모멘트 저항그래프는 M타입과 같이 하중사이클에 대한 모멘트 저항 이력현상을 확인하였고 접합구멍부위에서 하중 수직방향 드리프트핀의 굴곡을 통한 할렬파괴를 확인할 수 있었다.
- 강판두께 6 mm의 M타입 모멘트 저항 그래프에서 양방향의 최대모멘트는 22.7 kN⋅m였고, 이전 논문에서 같은 두께의 전체 용접한 접합부의 모멘트 저항성능보다 약 37% 증가하였다.
- 다방향 기둥-기초 접합부의 유한요소 해석결과 10 mm 강제 변위조건에서 최대응력은 드리프트핀에서 발생하였으며, 접합철물은 하중 평행방향의 강판과 기초부 상판의 용접부에서 응력이 집중되는 것을 확인할 수 있었다. Guan 등(2010)은 유한요소 분석을 통해 기둥-보 접합부의 파괴형태 예측이 가능하다고 보고하였다.
- 목구조물의 구조요소인 기둥부재와 기초부의 접합부로서 다방향 접합철물을 이용한 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능을 비교하였다. 반복횡하중시험을 통해 다방향 접합부의 항복모멘트는 단일방향 접합부보다 약 1.9 배 정도 증가하였으며, 하중 수직방향으로 접합된 드리프트핀과 삽입강판이 중요한 모멘트 저항인자임을 확인할 수 있었다.목구조물 적용시 다방향 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능은 다방향의 외부하중에 대해 동일한 모멘트 저항성능을 발휘할 것이다.
- 연성비는 6 mm 보다 8 mm 강판을 사용한 M타입이 가장 양호하게 나타났으며 V타입이 H타입보다 양호한 연성을 보였다.
- M타입의 최대내력은 이러한 초기 에너지 손실 이후 접합부의 내력이 점차 증가하다가 기둥재의 접합구멍부위에서 할렬파괴가 일어나거나 기초 고정용 하부 강판 상부와 하부의 용접부위가 파괴되어 측정되었다. 전 논문에서 기둥-기초 접합부의 최대내력 시 기초 고정용 볼트의 절단현상과 접합철물의 상, 하부의 용접부위 파괴형상이 확인되었고 본 연구에서는 8 mm 접합부 시편의 약 50% 정도가 용접부위만 파괴되었다.
- H타입과 V타입의 항복 모멘트 값은 M타입에 비해 각각 48%, 45% 감소하였다. 초기강성은 V타입이 H타입보다 약 1.7배 크게 측정되었으며, 접합부의 초기강성을 통해 하중 수직방향에 따라 삽입된 강판보다 드리프트핀이 모멘트 저항강성을 향상시키는 중요한 인자임을 확인할 수 있었다. H타입의 모멘트 저항그래프는 하중이 증가함에 따라 하중사이클에 따른 내력감소는 보이지 않았고 접합철물의 변형만 증가한다(Fig.
후속연구
- 목구조물 적용시 다방향 기둥-기초 접합부의 모멘트 저항성능은 다방향의 외부하중에 대해 동일한 모멘트 저항성능을 발휘할 것이다. 유한 요소 해석을 통해 기둥부재의 접합구멍 주위에 응력집중과 강판삽입부의 전단파괴, 그리고 접합철물의 용접부에 응력집중이 예측 가능하였으며, 이를 보완하기 위해 다방향 접합부에 적합한 접합구의 개발과 접합형식이 개선되어져야 할 것이다.
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