최근 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용한 보 이음(Inclined end-plate beam splice) 공법이 개발되었다. 단부강판은 브래킷 단부에 용접되고 연결보는 고장력 볼트를 통해 이음시킨다. 기둥면에는 브래킷이 용접되고, 브래킷과 연결보 단부에 각각 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용하여 이음 시킨다. 이 연구에서는 총 6개의 외부 보-기둥 모멘트접합부의 반복가력실험을 수행하였다. 실험변수는 단부강판 상세와 볼트 배열 상세이다. 모든 실험체는 AISC Design Guide 4에 따라 단부강판 및 볼트에 의한 모멘트 저항성능이 보 이음부 요구모멘트보다 크도록 설계되었다. 실험결과, 확장된 단부강판(Extended end-plate)을 사용한 보이음부의 경우 이음부 단부강판의 지레작용 및 볼트의 취성 파단 없이 중앙 보 모멘트가 단부 브래킷으로 효과적으로 전달되었다. 하지만, 보-기둥 접합부의 변형능력은 기둥면 보 플랜지 용접부의 취성파단으로 제한적이었다. 실험결과를 바탕으로, 기울어진 단부강판 이음부를 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진설계를 위한 개선사항을 제안하였다.
최근 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용한 보 이음(Inclined end-plate beam splice) 공법이 개발되었다. 단부강판은 브래킷 단부에 용접되고 연결보는 고장력 볼트를 통해 이음시킨다. 기둥면에는 브래킷이 용접되고, 브래킷과 연결보 단부에 각각 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용하여 이음 시킨다. 이 연구에서는 총 6개의 외부 보-기둥 모멘트접합부의 반복가력실험을 수행하였다. 실험변수는 단부강판 상세와 볼트 배열 상세이다. 모든 실험체는 AISC Design Guide 4에 따라 단부강판 및 볼트에 의한 모멘트 저항성능이 보 이음부 요구모멘트보다 크도록 설계되었다. 실험결과, 확장된 단부강판(Extended end-plate)을 사용한 보이음부의 경우 이음부 단부강판의 지레작용 및 볼트의 취성 파단 없이 중앙 보 모멘트가 단부 브래킷으로 효과적으로 전달되었다. 하지만, 보-기둥 접합부의 변형능력은 기둥면 보 플랜지 용접부의 취성파단으로 제한적이었다. 실험결과를 바탕으로, 기울어진 단부강판 이음부를 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진설계를 위한 개선사항을 제안하였다.
A beam splice method using inclined end-plates and high-strength tension bolts was developed. The end-plates welded to a bracket and a spliced beam are connected each other by using the tension bolts. In the present study, six exterior beam-to-column moment connections were tested under cyclic loadi...
A beam splice method using inclined end-plates and high-strength tension bolts was developed. The end-plates welded to a bracket and a spliced beam are connected each other by using the tension bolts. In the present study, six exterior beam-to-column moment connections were tested under cyclic loading. Test parameters were the end-plate details and bolt arrangements. All specimens were designed so that moment resistances of the end-plates and bolts were greater than the required moment at the beam splice, in accordance with the design methods of AISC Design Guide 4. Test results showed that in the beam splices with the extended end-plates, the beam moment successfully transferred to the bracket, without any defeats such as excessive prying action of the end plates and brittle failure at the end plate-to-beam flange weld joints. However, the deformation capacities of the overall beam-to-column connections were limited due to the brittle failure of the beam-to-column flange weld joints. From the test results, recommendations for seismic design and detailing of the beam-to-column moment connection with inclined end-plate beam splice were given.
A beam splice method using inclined end-plates and high-strength tension bolts was developed. The end-plates welded to a bracket and a spliced beam are connected each other by using the tension bolts. In the present study, six exterior beam-to-column moment connections were tested under cyclic loading. Test parameters were the end-plate details and bolt arrangements. All specimens were designed so that moment resistances of the end-plates and bolts were greater than the required moment at the beam splice, in accordance with the design methods of AISC Design Guide 4. Test results showed that in the beam splices with the extended end-plates, the beam moment successfully transferred to the bracket, without any defeats such as excessive prying action of the end plates and brittle failure at the end plate-to-beam flange weld joints. However, the deformation capacities of the overall beam-to-column connections were limited due to the brittle failure of the beam-to-column flange weld joints. From the test results, recommendations for seismic design and detailing of the beam-to-column moment connection with inclined end-plate beam splice were given.
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문제 정의
이 연구에서는 AISC DG4[9]에 제시된 단부강판 모멘트접합 설계법을 수정하여 강재보를 위한 경사단부강판이음 설계방법 및 상세를 제안하였다. 또한 반복가력실험을 통하여, 경사단부강판이음을 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였다.
이 연구에서는 기울어진 단부강판 이음부 상세를 개발하였다. 또한, 기울어진 단부강판 이음부가 적용된 보-기둥 외부접합부의 내진성능을 반복가력실험을 통해 평가하였다.
에 따르면, 기존 단부강판 모멘트접합부에서는 단부강판 및 볼트에서 취성적인 파괴없이 보 소성힌지에서 큰 소성변형이 집중되도록 역량설계 (capacity design)를 수행한다. 이러한 역량설계는 지진에 의한 극한한계상태에서 소성변형을 접합부보다는 보 소성힌지에 집중시켜 연성거동을 확보하기 위한 것이다. 이 장에서는 AISC DG4[9]에 제시된 기존의 단부강판 모멘트접합 설계 법을 바탕으로, 경사단부강판 보 이음부의 역량설계 방법을 다음과 같이 제안하였다(Fig.
4(a2)에 나타낸 바와 같이 수정된 용접상세를 적용 하였다. 즉, Fig. 4(a2)에 나타낸 바와 같이 뒷댐재와 동일 한 두께(= 6mm)의 보강판(additional plate)을 플랜지 내측에 덧대어 용접함으로써 보와 기둥 플랜지 사이 용접부에서 발생하는 응력 집중을 완하하고자 하였다. 또한 보강판을 스캘럽 단부로부터 약 6 mm 보 경간방향으로 연장시켜, 스캘럽 단부에 응력집중이 발생되지 않도록 주의하였다.
제안 방법
(1) 단부강판 이음부를 갖는 모든 실험체는 AISC 358-10[1] 및 AISC Design Guide4[9]의 설계절차에 따라 볼트의 직경 및 단부강판의 두께를 결정하였고, 새로 개발된 기울어진 단부강판의 설계방법을 실험을 통해 검증하였다.
Fig. 7(a)에 나타낸 바와 같이, 변형률 게이지를 부착하여 기둥면과 이음부 근처에서 보 플랜지의 변형률을 계측하였다. 또한 볼트의 축인장 변형률을 계측하기 위하여, Fig.
4) 이 실험에서는 임팩트 렌치를 사용하여 단부강판의 볼트를 밀착 조임하였다. 하지만, 주기거동이 반복되면서 압축을 받는 플랜지 주변의 볼트에는 초기 장력이 풀려 실험중이 볼트 조임이 헐거워 졌다(Sumner 2003[2]; Seek et al.
Table 1에 나타낸 바와 같이, 경사단부강판이음을 갖는 6개의 보-기둥 모멘트접합 실험체에 대하여 반복가력실험을 수행하였다. 실험체별 모멘트접합 상세와 경사단부강판이 음부의 볼트 배치를 각각 Figs.
에 제시된 단부강판 모멘트접합 설계법을 수정하여 강재보를 위한 경사단부강판이음 설계방법 및 상세를 제안하였다. 또한 반복가력실험을 통하여, 경사단부강판이음을 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였다. 실험결과를 바탕으로 내진성능 확보를 위한 보-기둥 모멘트접합부의 설계 및 상세 권고사항을 제안하였다.
그림에서 정·부방향의 실험 최대하중 pu가 발생한 시점은 원형 표식으로 나타냈다. 또한 실제 재료강도를 바탕으로 계산한 실험체의 공칭강도 pn(=525 kN)을 수평 점선으로 나타냈는데, pn은 기둥면에서 보의 휨항복에 의한 보의 횡하중으로 소성모멘트강도 Mpr(= FyZx)를 전단경간 Is(=3000mm)으로 나누어 구하였다. 모든 실험체에서 보의 단면은 동일하므로 공칭강도 또한 모두 동일하다.
이 연구에서는 기울어진 단부강판 이음부 상세를 개발하였다. 또한, 기울어진 단부강판 이음부가 적용된 보-기둥 외부접합부의 내진성능을 반복가력실험을 통해 평가하였다. 주요 연구결과는 다음과 같다.
11은 실험체별 횡하중과 보 플랜지 변형률의 관계를 보여준다. 보 플랜지 변형률은 기둥 플랜지면 및 단부강판으로부터 50mm 떨어진 위치에서 계측하였다(Fig. 7 참조). 그림에서 상·하부 플랜지의 변형률은 각각 실선과 점선으로 나타냈었고, 비교를 위하여 플랜지 강판의 항복변형률 εy = 0.
또한 반복가력실험을 통하여, 경사단부강판이음을 갖는 보-기둥 모멘트접합부의 내진성능을 평가하였다. 실험결과를 바탕으로 내진성능 확보를 위한 보-기둥 모멘트접합부의 설계 및 상세 권고사항을 제안하였다.
실험체 반복가력은 AISC - SAC (2005)의 가력 프로토콜을 참조하여 δ= ±0.00375, ±0.005, ±0.0075에서 각각 6회 반복 하였고, δ = ±0.01에서 4회, δ = ±0.015, ±0.02, ±0.03, ±0.04에서 각각 2회 반복 하였다.
이러한 역량설계는 지진에 의한 극한한계상태에서 소성변형을 접합부보다는 보 소성힌지에 집중시켜 연성거동을 확보하기 위한 것이다. 이 장에서는 AISC DG4[9]에 제시된 기존의 단부강판 모멘트접합 설계 법을 바탕으로, 경사단부강판 보 이음부의 역량설계 방법을 다음과 같이 제안하였다(Fig. 2 참조).
보 이음부는 기둥면으로부터 Sh= 550mm 위치에서 브래킷과 보의 단부강판을 서로 맞댄 다음 고장력 볼트를 체결하여 시공하였다. 정밀한 보 이음을 위하여, 단부 강판의 볼트 조임시 AISC 360-10[22]에서 허용하는 밀착조임(snug-tightened high strength bolt)을 하였다. 따라서 볼트에는 초기장력이 도입되었는데, 이러한 볼트의 장력은 단부강판 접촉면에 발생하는 압축력에 의하여 상쇄되는 자기평형(self-equilibrium) 응력으로서 이음부의 모멘트강도에 큰 영향을 미치지 않는다.
하지만 단부강판의 소성모멘트 Mpl이 요구모멘트 Mf(= 1287kN·m)보다 커 기둥면에서 파괴 이전에 이음부 보 휨항복이 나타나도록 설계하였다.
이러한 용접상세는 현재 한국에서 사용되고 있는 대표적인 용접상세이다. 하지만 먼저 실험한 NS와 ES에서 보 플랜지의 용접부 취성파괴가 발생하였고, 이를 완화하기 위하여 실험 도중에 잔여 실험체인 SS1, SS2, SS3, FS에서는 Fig. 4(a2)에 나타낸 바와 같이 수정된 용접상세를 적용 하였다. 즉, Fig.
휨항복이 발생하는 강재보에 사용된 SM490급 H-582× 300×12×17 형강의 경우, 실험 종료 후 플랜지(두께 tf = 17mm)에서 강판을 절취하여 인장시험을 수행하였다.
대상 데이터
수직 단부강판이음을 갖는 ES에는 Fig. 5(a)에 나타낸 바와 같이 tp= 30mm 두께의 단부강판과 F10T M27 볼트 22개를 사용하였다. 상·하 플랜지 주변에는 각각 8개의 볼트를 사용하였고(ni=no=4 및 pfo=pfi= 50mm), 웨브 주변에는 6개의 볼트를 추가하였다.
SM490급 24mm 두께의 이음부 단부강판의 항복강도 Fyp= 338MPa이고 인장강도 Fup= 516MPa 이다. 30mm 두께의 단부강판의 항복강도 및 인장강도는 각각 Fyp= 313MPa, Fup= 505MPa이다.
6은 반복가력을 위한 실험 셋팅을 보여준다. 경사단 부강판으로 이음한 보는 수직으로 세우고 그 상단부에 횡하 중 가하기 위한 1000kN급 엑츄에이터를 설치하였다. 기둥면으로부터 가력점까지 전단경간은 Is = 3000mm이다.
모든 용접부에는 강구조 내진구조기준에 따라 -30°C에 서 30J 이상의 샤르피V노치(CVN) 인성값을 갖는 SM490급 용접재료를 사용하였다.
또한 F10T M30 볼트의 인장강도 Fnt= 1200MPa, 직경 db= 30mm, 단면적 Ab= 706mm2이다. 볼트의 인장강도는 별도의 인장시험 없이 제조사가 보증하는 인장강도를 사용하였다.
모든 용접부에는 강구조 내진구조기준에 따라 -30°C에 서 30J 이상의 샤르피V노치(CVN) 인성값을 갖는 SM490급 용접재료를 사용하였다. 용접재료의 공칭 인장강도는 FEXX = 610MPa이다.
(2) 두꺼운 단부강판으로 설계된 SS1 및 SS3은 반복하중 동안 단부강판의 면외방향 변형이 나타나지 않았고, 볼트의 인장파단 또한 발생하지 않았다. 이에 따라, 이음부를 두지 않은 SS1과 비교하여 동등한 수준의 하중재하 능력 및 변형능력(δ= 3.
(3) 단부강판의 두께를 줄인 SS2의 경우, 하중이력이 증가함에 따라 이음부 단부강판의 면외방향 변형이 육안으로 관찰되었다. 이러한 이음부의 변형은 기둥면에서 발생하는 보 플랜지 용접부의 응력집중을 완화시켰다.
(4) 플랜지 바깥쪽으로 단부강판의 확장면을 없앤 FS의 경우, 확장면이 없는 쪽에서 단부강판 이음부가 보 플랜지의 인장력을 브래킷쪽으로 효과적으로 전달하지 못하였다. 그 결과, 하중재하능력이 공칭강도보다 23% 작게 나왔으며 이음부에서 보 플랜지와 단부강판 사이의 용접부의 파단이 발생하면서 파괴되었다.
(5) 플랜지 주변에 배치된 볼트는 반복가력동안 뚜렷한 인장변형률 증가를 보였다. 하지만 보 중앙 웨브 근처에 배치된 볼트는 반복가력 내내 초기 볼트조임에 의한 프리텐션 변형률 보다 작은 변형률을 보였다.
(6) 단부강판을 두껍게 설계하고 이음부에 스티프너를 설치하여 볼트의 지레작용을 최소화 할 경우, 웨브 및 스티프너로부터 멀리 떨어진 볼트와 가깝게 설치된 볼트의 변형률이 비슷하게 나타났다. 특히, 시공 편이를 위해 설치된 가이드핀을 고려하여 플랜지 바깥쪽 볼트를 한 개만 설치 (SS3)하여도 볼트의 응력 불균형은 나타나지 않았다.
1) 2장과 Fig. 2에 제시된 경사단부강판이음 설계법과 상세는 보 이음부의 요구성능을 만족한다. 시공 편의를 위하여 플랜지 바깥쪽에 배열되는 볼트의 수를 SS3와 같이 2개로 줄이더라도 이음부의 성능을 만족시킬 수 있다.
1) 플랜지 주변의 볼트 BF1~BF4는 횡하중에 비례하여 볼트변형률이 선형으로 증가하였지만, 웨브 주변의 볼트 BW1과 BW2는 볼트 변형률이 횡하중에 관계없이 거의 일정하였다. 이는 보 이음부에서 볼트 저항 모멘트강도 Mnp가 주로 플랜지 주변에 배치한 볼트 BF1~BF4에 의하여 저항되었음을 보여준다.
2) BF1~BF4의 최대 인장변형률을 비교할 경우, 플랜지 주변에서 볼트 위치에 따른 변형률 차이가 크지 않았다. 플랜지 바깥의 볼트 개수를 감소시킨 SS3에서도, 바깥쪽 볼트와 안쪽 볼트의 응력차이는 크지 않았다.
2) 기둥면에 위치한 보-기둥 모멘트접합부에서는 국부적인 이음부 강성 증가와 그로 인한 응력 및 변형 집중에 의하여 보 플랜지 용접부의 취성파괴가 조기에 발생될 수 있다. 따라서 보와 기둥 플랜지간 용접상세 각별한 주의가 필요하다.
3) 플랜지 주변에 배치한 볼트 BF1~BF4은 횡하중에 비례하여 변형률이 증가·감소를 반복하는 탄성거동을 보였다.
3은 3개의 시편에 대하여 한국산업표준의 금속재료 인장시험 방법(KS B 0802 : 2003 1A호 시험편)에 따라 수행한 실험결과를 보여준다. 3개의 인장시편의 평균 항복강도와 인장강도는 각각 Fy= 398MPa 및 Fu= 549MPa이다.
이러한 이음부의 변형은 기둥면에서 발생하는 보 플랜지 용접부의 응력집중을 완화시켰다. 결과적으로, SS2는 다른 실험체보다 큰 횡변위비 4.0%의 큰 변형능력을 보였다. 하지만 단부강판의 소성모멘트 강도가 보의 소성모멘트 강도보다는 크게 설계된 결과 소성변형은 기둥면의 보에 집중되었다.
(4) 플랜지 바깥쪽으로 단부강판의 확장면을 없앤 FS의 경우, 확장면이 없는 쪽에서 단부강판 이음부가 보 플랜지의 인장력을 브래킷쪽으로 효과적으로 전달하지 못하였다. 그 결과, 하중재하능력이 공칭강도보다 23% 작게 나왔으며 이음부에서 보 플랜지와 단부강판 사이의 용접부의 파단이 발생하면서 파괴되었다.
변경된 용접상세를 적용한 경사단부강판이음 실험체 SS1의 경우, Fig. 8(c)에서 보는 바와 같이 변형능력이 ES와 비교하여 다소 향상되었고 실험 최대강도(Pu= +488 및 –535kN)도 증가하여 공칭강도 Pn(= 525kN)와 거의 동일하였다.
상대적으로 얇은 단부강판을 사용하였음에도 불구하고 실험 최대강도(Pu= +540 및 –580kN)가 공칭강도 Pn(= 525kN)보다 더 컸는데, AISC DG4[9]의 설계법에 근거하여 설계된 경사단부강판 이음부가 강도 요구조건을 충족하고 있음을 보여준다.
둘째, 이음부의 단부강판이 아래가 좁아지는 방향으로 경사져 있으므로, 시공 중 보의 수평 정렬 이 쉽고 낙하 위험이 적다. 셋째, 보 이음부에서 시공오차 없이 경사단부강판이 정밀하게 밀착되므로, 현장 설치과정에서 기울어질 수 있는 기둥의 수직도 또한 보 이음부의 볼트 체결과 동시에 저절로 맞게 된다.
이에 따라, 이음부를 두지 않은 SS1과 비교하여 동등한 수준의 하중재하 능력 및 변형능력(δ= 3.0%)을 보였다.
이와 달리 부방향 재하의 경우, 단부강판을 보 상부 플랜지 바깥으로 연장하여 볼트를 체결한 결과, δ= -4.0%까지 용접부 취성파단 없이 SS2와 유사한 거동을 보였고 최대하중(Pu= -547kN)도 공칭강도(Pn= 525kN)보다 조금 컸다.
이러한 경사단부강판이음은 다음과 같은 장점을 갖는다. 첫째, 강판 사이의 마찰저항이 아닌 고장력 볼트의 인장저항을 사용하므로, 보 이음에 소요되는 볼트 개수를 기존 마찰접합 대비 50% 이상 줄일 수 있다. 또한 인장접합이므로 볼트 조임이 쉽고 편리하다.
후속연구
12(b)에 나타낸 바와 같이, RBS(Reduced beam section)방법을 사용하여 위험단면의 위치를 플랜지 용접부가 있는 기둥면으로부터 보 경간 방향으로 이동시킨다. 다만, Fig. 12에 예시된 상세 개선안에 대해서는 실험을 통한 추가 검증이 필요하다.
2017[23])이 필요하다. 단, 개선된 접합상세에 대한 추가 실험검증이 필요하다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
마찰접합의 장점은?
강구조 모멘트저항골조의 보에는 고력볼트를 이용한 마찰접합이음이 널리 사용된다. 마찰접합은 초기 강성이 높고 반복응력에 의한 너트 풀림이 적으므로, 슬립변형이 거의 없는 우수한 보 이음성능 확보가 가능하다. 하지만 보 이음부에서 기둥과 보의 수직·수평 위치를 정확히 맞추어야 하고 볼트 장력 확보에 주의해야 하는 등 현장 시공이 쉽지 않다.
마찰접합이음 현장 시공의 어려운 부분은?
마찰접합은 초기 강성이 높고 반복응력에 의한 너트 풀림이 적으므로, 슬립변형이 거의 없는 우수한 보 이음성능 확보가 가능하다. 하지만 보 이음부에서 기둥과 보의 수직·수평 위치를 정확히 맞추어야 하고 볼트 장력 확보에 주의해야 하는 등 현장 시공이 쉽지 않다.
경사단부강판과 고장력 볼트를 이용한 보 이음은 공법 어떻게 수행되는가?
최근 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용한 보 이음(Inclined end-plate beam splice) 공법이 개발되었다. 단부강판은 브래킷 단부에 용접되고 연결보는 고장력 볼트를 통해 이음시킨다. 기둥면에는 브래킷이 용접되고, 브래킷과 연결보 단부에 각각 경사단부강판과 고장력 볼트를 이용하여 이음 시킨다. 이 연구에서는 총 6개의 외부 보-기둥 모멘트접합부의 반복가력실험을 수행하였다.
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