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은채 단
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1 액세스홀형상변수가 WUF-W 접합부반복거동에미치는영향 Effect of Access Hole Configuration Parameters on Cyclic Behavior for WUF-W Connections 김남훈 * 김태오 * 한상환 ** # Kim, Nam-Hun Kim, Tae-O Han, Sang Whan Abstract The welded unreinforced flange-welded web (WUF-W) connection is one of seven prequalified connections for special moment frames (SMF) specified in AISC (2010). Previous studies reported that the cyclic behavior of WUF-W connections was strongly affected by weld access hole geometry, and some WUF-W connections did not satisfy the requirements for SMF connections. For investigating in detail the effect of access hole configurations on the cyclic behavior of WUF-W connections, this study conducts three dimensional nonlinear finite element analyses. This study shows that the seismic behavior of WUF-W connections are strongly affected by two configuration parameters, access hole slope and length of flat portion. To satisfy the requirement for SMF connections, this study proposes a range of the access hole slope and length of flat portion for WUF-W connections considering different span-to-depth ratios, beam depths, and material types. 키워드 특수모멘트골조 접합부 유한요소해석 Keywords : Special moment frame, Connections, Finite element analysis 1. 서론 철골모멘트저항골조는지진활동도가높은지역에 서지진력에저항할수있는횡력저항시스템으로많이 사용되었다 년 Northridge 지진과 1995 년 kobe 지진 이발생하기이전에철골모멘트저항골조시스템은우 수한연성능력과에너지소산능력을보유한것으로평가 되었다. 그러나지진발생당시대다수구조물에서예상 과는달리철골모멘트접합부에서취성적파단이발생 하였다.(Youssef et al. 1995; Malley 1998) 철골모멘트접 합부의불만족스러운파단의원인을규명하기위해수많 은연구가수행되었다. (Stojadinovic et al. 2000; Lee and Foutch 2002; Han et al. 2007). 이러한연구를기반으로보의플랜지와웨브를기둥 플랜지에용접하는 Welded Unreinforced Flange-Welded web(wuf-w) 접합부가새롭게개발되었다. WUF-W 접 합부는준정적 (quasi-static) 지진력시뮬레이션을통해큰 변위각을가지는성능이입증되었다.(FEMA-350, 2010) 또 * 한양대대학원석사과정 ** 한양대건축공학과교수, 공학박사 (Corresponding author : Department of Architectural Engineering, Hanyang University, swhan@hanyang.ac.kr) 이연구는 2016 년도한국연구재단연구비지원에의한결과의 일부입니다. 과제번호 :No. 2016A , 2014R1A2A1A 한, WUF-W 접합부는 AISC (AISC 2010) 에서특수모멘트골조의인증접합부 7가지중하나로지정되었다. WUF-W 접합부의실험적선행연구를통해 AISC (AISC 2010) 에서규정하고있는특수모멘트골조기준을만족하며우수한성능을가지는것으로입증되었다.(Ricles et al. 2002; Lee et al. 2005a, b) 또한, WUF-W 접합부의해석적연구를통해액세스홀형상이접합부거동에큰영향을미치는것으로확인되었다. (Chi et al. 1997; El-Tawil et al. 1998; Lu et al. 2000; Mao et al. 2001). 일반적으로소성힌지가기둥면으로부터약보깊이만큼떨어진위치에서발생하는타접합부와는달리 WUF-W 접합부는보의소성힌지가기둥플랜지면과인접한위치에서발생한다. 즉, 소성힌지가발생하는액세스홀및그주변부는막대한응력과반복변형에노출이된다. 따라서 WUF-W 접합부의보-기둥접합에는 Fig.1과같은접합및용접상세를요구하고있다.(AISC ,2010; AWS D1.8/D1.8M, 2009). WUF-W 접합부의액세스홀형상은이전부터다양한연구 (Lu et al. 2000; Mao et al. 2001) 를통해접합부의이력거동에관한중요변수로인식되어왔다. Han et al, (2014) 에서는현행기준 (AISC , 2010) 에따라설계된보폭및패널존강도비가서로다른 WUF-W 접합부실험체를제작하고반복가력실험을수행하였다. 보깊이가 890mm인실험체에서조기파단이발생하여특수모멘트

2 Beam limitations Depth: limited to 920mm(W36) Weight: limited to 224kg/m Span to depth: >7 (AISC ) f 16 mm plug weld Column limitations Depth: limited to 920mm (W36) for rolled shape (AISC ) doubler plate PL844x358x10(SM490) If required according to AISC J10 d single-plate shear tab PL-790 x 160 x 15 (SS400) Shear tab limitation Thickness: > beam web thickness can be used as CJP weld backing (AISC ) continuity plate PL358x193.5x23(SM490) If required according to AISC J10 11mm K-71T Weld backing to column 11mm with reinforcing fillet 11mm K-71T leave backing and 30º remove weld tab 13 mm K-71T 11 mm 30º 30º K-71T K-71T K-71T;removed backing and backgouge K-71T; after cleaned root, back welded with reinforcing fillet Protected zone(=d) Column-beam moment relation åm* pc > 1.0 for SMF, where åm * pb åm* = Z ( F P / A ) pc å - c yc uc g åm* = å (1. 1R F Z + M ) pb y yb b uv Demand critical welds CJP groove welding + supplement fillet welding Weld access hole Geometry : conformed to AWS D1.8/D1.8M (AISC ) Lateral bracing of beam Required at both top and bottom of beam flanges and (d~1.5d) away from column flange (AISC ) Figure 1. WUF-W connections details(aisc-358, 2010) 골조인증접합부의요구성능인 0.04rad의층간변위각을만족하지못했다. 이전연구 (Ricles et al. 2002; Lee et al. 2005) 의실험체와의주된차이점중하나가액세스홀형상임을확인하고이를 WUF-W 접합부의잠재적파단원인으로판단하였다. 또한실험체 D900-S를대상으로완화된액세스홀기울기를적용한실험체를제작하여추가적인반복가력실험을수행하였고실험결과향상된성능을보이며특수모멘트골조의인증접합부로서요구성능을만족하였다. 추가적으로액세스홀형상에대한해석적연구의필요성을시사했다. 본연구에서는액세스홀형상이 WUF-W 접합부거동에미치는영향을분석하기위해비선형 3차원유한요소해석을수행하였다. 이때, WUF-W 접합부의이력거동에미치는영향에대한분석을하기위해액세스홀형상매개변수를고려하였다. 국내에서는그활용도나연구가미비하여, 결과적으로는추가적인연구를통해 WUF-W 접합부의내진성능을향상시키기위해접합부매개변수에따른적절한사용범위를제안하고자하였다. 대한거동특성이연구되었다. Ricles et al.(2002) 는 Mao et al.(2001) 에서고안된액세스홀형상과고인성용접재료를사용하여 11개의 WUF-W 접합부를대상으로비탄성반복가력실험을수행하였다. 이때실험체 T1과 T5는보와기둥에각각 AISC manual에서제시하고있는 W36-150와 W14-311을사용하였다. 또한, 보와기둥에는 ASTM 강재로사용되는 A572 Gr.50가사용되었다. 실험체의보경간비 (l/d) 는 9.8로설계되었으며모든실험체에서우수한내진성능을보이며특수모멘트골조요구성능인층간변위각이 0.04rad을넘어파단이발생한다는것을확인하였다. 2. 선행연구분석 AISC 에따르면 WUF-W 접합부는선행연구자의실험및해석적연구를바탕으로뛰어난성능을인정받아특수모멘트골조인증접합부로지정되었다.(Ricles et al. 2002; Lee et al. 2005a, b) 여기서총 24개 WUF-W 접합부실험체를대상으로접합부의반복가력이력실험에 Figure 2. Access hole geometries and sizes of WUF-W connection specimens

Figure 3. Comparison between cyclic curves obtained from tests and FEA Lee et al.

Han et al, (2014) 에서는 4개의 WUF-W 접합부실험체 (D700-S, D700-B, D900-S, D900-B) 를대상으로반복가력실험을수행하였다.(Fig. 2) 모든실험체는 AISC 341-10 및 AISC358-10의상세에따라설계되었다. 실험체 D700-S와 D700-B는보폭이 692mm, 보경간비 (l/d) 는 9.

모든실험체는기준에서제시하는바에따라강기둥약보조건을따라설계되었으며, 보와기둥에사 용된강재는각각 SS400과 SM490이다. 한편, 실험체 D700-S와 D900-S는 D700-B와 D900-B보다강패널존을가지도록설계되었다. Ricles et al.

3 Figure 3. Comparison between cyclic curves obtained from tests and FEA Lee et al.(2005a, b) 에서는패널존보강판 (doubler plate) 및연결판 (continuity plate) 등의접합부보강상세가 WUF-W 접합부에미치는내진성능에대해연구를수행하였고, 모든실험체에서특수모멘트골조시스템의요구성능을만족하는것으로나타났다. 실험체의액세스홀형상은 13 의기울기를갖는 Ricles et al.(2002) 의실험체와비슷한형태를사용하였다. Han et al, (2014) 에서는 4개의 WUF-W 접합부실험체 (D700-S, D700-B, D900-S, D900-B) 를대상으로반복가력실험을수행하였다.(Fig. 2) 모든실험체는 AISC 및 AISC358-10의상세에따라설계되었다. 실험체 D700-S와 D700-B는보폭이 692mm, 보경간비 (l/d) 는 9.97이며 D900-S와 D900-B의보폭은 890mm, 보경간비 (l/d) 는 7.75로설계되었다. 보와기둥의치수는각각 H692X300X13X20, H428X407X20X35로설계되었다. 또한, 실험체 D900B와 D900S 및 D900S-A의실험체의보-기둥치수는각각 H890X299X15X23-H458X417X30X50으로설계되었다. 모든실험체는기준에서제시하는바에따라강기둥약보조건을따라설계되었으며, 보와기둥에사 용된강재는각각 SS400과 SM490이다. 한편, 실험체 D700-S와 D900-S는 D700-B와 D900-B보다강패널존을가지도록설계되었다. Ricles et al.(2002) 에서사용된실험체 T1과실험체 D900의주된차이중하나는액세스홀형상으로실험체 D900가좀더가파른기울기 (21 ) 를가지도록하였다. 현행규준 AWS D1.8/D1.8M에따르면액세스홀형상기울기를 25 이하로하도록규정하고있다. 실험결과실험체 D700-S와 D700-B는층간변위각 0.04rad을넘어특수모멘트골조의요구성능을만족한반면실험체 D900-S와 D900-B는층간변위각 0.03rad의가력단계에서파단이발생하여특수모멘트골조의요구회전성능을만족하지못했다. (Fig. 3) Han et al, (2014) 에서는선행연구의특수모멘트골조요구회전성능을만족하지못하고조기파단된원인을조사하기위해동일한상세및치수를갖는실험체에액세스홀형상을달리하여실험체 D900-S-A를제작하고반복가력실험을수행하였다. 이때액세스홀형상기울기는기존의 21 에서 13 로완화된상세를적용하였다. 실험결과 D900-S-A는층간변위각이 0.05rad의회전성능을 Figure 4. FE models (Han et al, 2014, Ricles et al, 2000)

4 Table 1. Comparison of normalized computing time and disk space according to different types of element and layers of element # of Layer CPU Time Disk Space CPU Time Disk Space CPU Time Disk Space CPU Time Disk Space C3D C3D8R C3D8I C3D C3D20R 보이며특수모멘트골조의인증접합부로요구되는조건을 충족함을확인하였다. 3. 유한요소해석과파단지표선정 3.1 유한요소해석연구에서는 WUF-W 접합부의이력거동에영향을미치는매개변수에대한효율적인분석을위해 3차원비선형유한요소모델을제작하였다. 상용소프트웨어 ABAQUS/CAE와 ABAQUS/Standard가사용되었다.(Hibbitt et al. 2011) 선행연구를통해실험적연구가수행된실험체 D700-S, D700-B, D900-S, D900-B, D900-S-A(Han et al, 2014), T1, T5(Ricles et al. 2002) 를대상으로해석모델로구현하였으며해석모델의구속조건은각실험체와동일하게적용되었다. (Fig. 4) 해석모델에서기둥상하단은핀고정을적용하였고, 보의과도한횡좌굴 (Lateral Torsional Buckling) 을방지하기위해실험체서사용된횡지지대와동일한위치에해석모델보의 Z축방향이동을구속하는경계조건으로적용하였다. 또한, 실험체와동일하게보끝지점에서 SAC loading protocol 하중이력에따라변위제어반복하중을적용시켰다. (Krawinkler et al. 2000) 해석모델에사용된재료물성치는 Ricles et al.(2000) 에서사용한강재인 A572 Gr50. 와 Han et al.(2014) 에서사용한 SS400과 SM490의재료인장시험결과를바탕으로하였다. 반복가력시발생하는재료의비선형적특성을모사하기위해 Kaufmann et al.(2001) 에서 A36 및 A572 Gr50. 을대상으로수행된반복가력재료시험결과를보정하여사용하였다. 좌굴등기하비선형을모사하기위해해석모델의좌굴해석을수행하고해석모델에좌굴모드를적용시키기위해초기결함을해석모델에모사하였다. 일반적으로유한요소해석의결과는매쉬 (mesh) 의요소 (element) 종류및분할간격에따라정확도가차이날수있다. 따라서본연구에서는해석모델에적용될요소종류및매쉬의밀도를결정하기위한연구를수행하였다. ABAQUS에서보통구조해석에적용하는 3차원육면체요소는다음과같다. 1) C3D8(an 8-node regular brick element with standard integration) 2) C3D8R(an 8-node brick element with reduced integration) Figure 5. Distribution of von-mises stress according to different types of elements 3) C3D8I(an 8-node linear brick element with an incompatible deformation mode) 4) C3D20(a 20-node quadratic brick element with standard integration) 5) C3D20R(a 20-node quadratic brick element with reduced integration) C3D8은육면체의각꼭지점에 8개노드를갖는가장기본적인요소이지만전단잠김 (shear locking) 현상이발생할수있어전단력을과대평가하는경향이있다. C3D8I 와 C3D8R은이러한 C3D8이가지는단점을보완하기위해개발되었다. 이중, C3D8R은감차적분을통해해석시간및디스크사용량의측면에서비교적유리하지만매쉬밀도에따라해석결과가민감하게반응하는경향이있다.(Lu et al. 2000; Ricles et al. 2002) C3D8의특성을개선시켜해석의정확성을높이기위한방법으로 C3D20과 C3D20R을사용할수있는데 C3D20은육면체의각꼭지점에 20개노드를갖는요소로 C3D20R은이를감차적분하여해석의효율성을위한것이다. 여기서감차적분을통한해석이진행되는요소를사용할경우 Hourglass 효과로인해해석의정확성이떨어지는경우가있는데, 이에 El-Tawil et al.(1998) 은 C3D8R의요소를사용하더라도매쉬의밀도를충분히조밀하게조절하여해석을수행할경우정확성을확보할수있음을보였다. 따라서본연구에서는 WUF-W 접합부의유한요소해석에서정확성과효율성을높이기위한요소선정을하기위해해석적연구를수행하였다. Fig.4(c) 에서제시한 WUF-W 접합부의응력집중이두드러지는액세스홀주변부의 sub-modeling을통해동일조건하에각요소별해석시간을비교하였으며보플랜지와기둥플랜지가맞

5 Figure 6. FE model for sub-modeling of WUF-W connections and distribution of von-mises stress according to the layers of element 닿는부분의길이방향에따라 von-mises 응력의차이를 분석하였다. 이에 C3D8R 은해석시간및해석에따른디 스크사용량측면에서가장좋은효율을보였으며 C3D20 을이론상가장정확한요소로가정하고비교하여이와 von-mises 응력의차이분석에서비교적유사한결과를 갖는 C3D8R 을 WUF-W 접합부해석모델의요소로선정 하였다. (Table 1, Fig.5) 감차적분을사용하는요소를선정함에있어해석의정 확성을위해보플랜지나액세스홀주변부의기하비선 형적특성및응력집중현상을잘나타낼수있는매쉬 분할수를선정하기위해앞서설명한 Fig.4(c) 의 sub-modeling 을통해매쉬분할수 1, 2, 4, 6 개로나누어 보플랜지의가로방향에대한해석을수행하여비교분석 하였다. 이를통해매쉬분할수를 6 개로한경우의응력 을정규화하여그차이를비교하였을때, 매쉬분할수를 4 개로한경우와 6.5% 이내의오차를알수있었다. 이로 써해석의효율및정확성을최적으로하기위한매쉬 분할수를 4 열이상으로하는것이효과적이라판단하였 다.(Fig.6) 유한요소해석을통해실험과해석결과로부터얻은 이력곡선을비교하여 Fig.3 와같이나타내었다. 모든실험 체에서소성경화가발생한후강도저감으로인해내력 이감소하는과정이잘일치하는것을확인할수있다. Table 2 에서는실험과해석결과의이력곡선에서얻은 초기강성과최대전단력을비교하였다. 이때, 초기강성 은이력곡선의첫번째가력사이클에서정가력과부가 력시의최대변위가발생한두지점을잇는직선의기 Specimen Table 2. Initial stiffness and maximum shear force Exp. Initial stiffness (kn/mm) FEA error (%) Maximum shear force (kn) Exp. FEA error( %) D700-B D700-S D900-B D900-S T T 울기로정의하였다. 선행연구를통해파단이발생하기바로전가력단계에서 D900-S과 D700-S의실험체와해석모델과좌굴형상및 von-mises 응력분포를비교하여에나타내어두실험체의해석모델이보플랜지에서국부좌굴의형상과보웨브에서발생한면외방향의좌굴을유사하게모사하는것을확인하였다. (Han et al, 2014) 유한요소해석에사용된재료물성치가실험체가갖는재료의소성적특성을잘구현하며좌굴발생후기하비선형이일치한다는것을확인하여본해석모델의타당하다고판단하였다. 3.2 파단지표선정본연구에서는유한요소해석을통해실험체의이력거동을모사하는해석모델을통한연구를수행하였다. 유한요소해석은 WUF-W 접합부의파단을모사해내기어려운단점을가지고있지만해석상에서반응지수 (Response index) 를사용하여 WUF-W 접합부의파단을간접적으로예측할수있다. 반응지수를통한해석연구를통해최적화된액세스홀크기를결정하는연구가수행된바있다.(El-tawil et al. 1998) 유한요소해석을통해 FE model의반복가력실험에서여러가지응력및변형률에따른반응지수의해석결과값을얻어낼수있다. 이를통해실험체를모사하고있는해석모델의거동을비교분석할수있으며따라서손쉽게각매개변수가접합부거동에미치는영향에대한연구진행이가능하다. El-tawil et al.(1998) 에서연구에사용된몇가지응력-변형률반응지수를비교분석하여해석모델의파단시점을예측하는데최적의지표를선정하고자하였다. 본연구에서사용된반응지수는다음과같다 MSI(von-Mises Stress Index) Eq. (1) 과같이 MSI는등가응력 ( ) 과항복응력 ( ) 의비로정의된다. (1) 등가응력은 von-mises Stress로도불리며물체내부에발생하는응력의크기를스칼라값으로나타낸것이다. 으로써등방응력을의미하고 는주응력성분이다.

6 3.2.2 TR(Triaxiality Ratio) Eq. (3) 와같이주응력의산술평균인등방응력과등가응력의비로편향되지않은정도를나타낸다. (3) PI(PEEQ Index) Eq. (2) 과같이 PI는 PEEQ( 등가소성변형율 ) 와항복변형율의비로정의된다. (2) PEEQ는변형율요소의각방향별성분을조합하여응력의크기를스칼라값으로나타낸것이다 RI(Rupture Index) Eq. (4) 와같이 PEEQ Index 와연성파단변형율의비로 값이높을수록파단가능성이크다는것을의미한다. (4) exp 위의 4 가지반응지수에대해선행연구 6 개실험체를 대상으로해석모델로그변화를파악하였다. 이를통해 해석모델의파단시점을예측하는데적합성을판단하기 위한연구를수행하였다. 실험체별이력거동을모사하는해석모델에있어실험체 와동일한파단시점의각반응지수가나타내는값을나타 내었다. 파단지표로써의적합성을판단하기위해평균, 표 준편차, 변동계수를정리하였다.(Table 3) 각해석모델의해 석결과층간변위각에따른반응지수값을분석하였을경 우 PI 와 RI 가 MSI 와 TR 보다그경향성이뚜렷함을확인하 였고, 이중변동계수가상대적으로작은값을가지는 RI 를 해석모델의파단예측을위해적절한지수라고판단하였다. Fig. 7 에따라선행연구를통해 WUF-W 접합부의주요 Figure 8. Rupture index of WUF-W connections according to drift ratios 파단은액세스홀단부와열영향부에서우선적으로발 생한다는것을확인할수있다.(Han et al, 2014) 따라서 본연구에서는액세스홀단부와열영향부를파단위험 부로판단하고각해석모델의파단위치에서 RI 를도출하 였다. 각해석모델의반복가력실험을통한파단발생시 점까지층간변위각에따른 RI 를나타내었다.(Fig.8) 해석모 델의파단시점에서 RI 를비교한결과평균적으로유사한 시점에서파단이발생한다는것을확인하였다. 이에해석모델의파단시점을예측하기위한파단지표 RI 로 lower-boundary 조건에따라파단된실험체 T1 의해 석모델이갖는 RI=1149 를기준으로그값을 1150 으로고 려하였다. 이를통해본연구에서는실험체표본이없는 해석모델에대한해석모델을대상으로 RI 값이 1150 을넘 어서는시점을기준으로파단이될가능성이있다고판 단하여추가적인해석모델에대한연구를수행하였다. Table 3. Values of indices corresponding to connection fracture Specimens MSI PI TR RI D700-B D700-S D900-B D900-S T T Mean STD COV WUF-W 접합부의다양한형상변수 Figure 7. Location of fracture and monitoring of RI 본연구에서는 Han et al, (2014) 의선행연구를통해액세스홀형상의차이가 WUF-W 접합부의회전성능에영향을미친다는것을확인하고액세스홀형상변수의차이를가지는해석모델의반복가력해석결과를비교분석하였다. 또한 Ricles et al.(2002) 과 Han et al, (2014) 의실험체의반복가력실험결과를비교분석한후액세스홀형상과보의경간비및실험체에쓰인보와기둥의사용강재의차이가있음을확인하고실험체가가지는변수를

7 Figure 9. Rupture index according to major configuration variables 액세스홀형상에제한하지않고여러가지매개변수의차이에따른 WUF-W 접합부해석모델의결과를비교분석하고자하였다. 4.1 Access hole geometry and span to depth ratio 본연구에서는각액세스홀형상매개변수가 WUF-W 접합부의이력거동에미치는영향을평가하고이를바탕으로주요형상매개변수를선정하였다. Fig2(e) 에서와같 이현행규준 AWS D1.8/D1.8M에따르면특수모멘트골조접합부의기준에만족하는액세스홀형상을 6개의변수로지정하고있으며각변수에대한허용범위를제시하고있다. 액세스홀형상변수 6가지는 Lenth of the flat portion(l), overall length(t), access hole height(h), radius of access hole(r), bevel(b), access hole slop(s) 로나뉜다. 본연구에서는원활한연구진행을위해 bevel(b) 와 radius of access hole(r) 을각각 30 와 10mm로가정하였다. 액세스홀의기하학적특성에의해 access hole height(h) 와 overall length(t) 는서로정비례의상관관계를가지므로매개변수연구에는전체길이만포함하였다. 따라서본연구에서는액세스홀의형상변수중 Lenth of the flat portion(l), overall length(t), access hole slop(s) 을고려하여현행규준에서제시하는범위내에서각변수를최소, 중간, 최대값으로설정하여총 27(3X3X3) 의해석모델을모델링하여해석을수행하였다. Fig.9은각해석모델의 0.04rad 층간변위가력시기의액세스홀단부에서 RI값을산출하여각변수값별로나타내었다. Fig.8에따르면 RI값은 Length of the flat portion(l), access hole slop(s) 에비례하여전반적으로증가하는것을확인할수있었지만 overall length(t) 는 RI값과의경향성을뚜렷하게나타내지않음을확인하였다. 이와같은분석결과를바탕으로 Lenth of the flat portion(l), access hole slop(s) 가 WUF-W 접합부의파단에지배적인영향을미치는매개변수라판단하였다. AISC358-10(AISC 2010) 에서는 WUF-W 접합부의 SMF 기준경간비 (l/d) 의값을 7이상으로하도록규정하고있다. 선행연구결과에따르면동일한액세스홀형상과재료를사용하여제작한 WUF-W 접합부실험체에서보경간비가다를경우접합부의반복가력에대한성능이차이가발생하는것으로나타났다. 보경간비가 7.68인실험체 D900-S는변위각 0.04rad 첫가력단계도중파단이발생하여 SMF 요구성능을만족시키지못한반면경간비가 9.95인 D700-S 실험체는 SMF 요구성능을만족하는것으로나타났다. (Han et al, 2014) 보다정확하게보경간비가 WUF-W 접합부의이력거동과파단이미치는영향을평가하기위해세개의다른 Figure 10. Hysteretic curves of six WUF-W connections with different span-to-depth ratios

8 경간비 (7.0, 8.5, 10.0) 를갖는유한요소해석모델을모델링하여해석을수행하였다. Fig.10은서로다른경간비를갖는해석모델의반복가력해석을통한이력곡선을나타내고있다. Fig.10에따르면상대적으로큰보경간비를갖는해석모델에서보다큰층간변위각에서 RI값이파단예측시점인 1150에도달하는것을확인하였다. 이에보경간비를크게할수록접합부의회전성능이향상될수있다고판단하였다. 5. 결론본연구에서는 AISC-358과 AISC-341(AISC 2010) 에따라설계된 WUF-W 접합부실험체를대상으로유한요소해석을통해 WUF-W 접합부의이력거동에영향을미치는매개변수를확인하였다. 선행연구의실험결과를바탕으로 WUF-W 접합부의 3차원유한요소를사용해타당성을검증하고추가적인해석모델을모델링한후해석을수행하였다. 연구결과다음과같은결론을도출하였다. (1) 유한요소모델과실험체의이력거동을비교하여해석의정확성을확인하였으며, 해석결과에비추어볼때액세스홀의형상이 WUF-W 접합부의이른파단을유발한것으로판단된다. (2) 액세스홀단부및열영향부에서파단이발생함을확인하고해석모델의파단지점에서파단지표 (RI) 를산출해내유사한 RI에서파단이발생함을확인하였고, lower boundary condition을고려해파단을예측하기위한제한값을 1150으로판단하였다. (3) 액세스홀의형상변수중기울기 (S) 와내민길이 (L) 의경우접합부의거동에주요한영향을미치는것으로나타났다. 따라서본연구에서는 WUF-W 접합부설계를할경우현행기준 (AWS D1.8/D1.8M, 2009) 의허용범위내에서도접합부의조기파단이발생할가능성이있음을확인했다. WUF-W 접합부설계시매개변수에따른, 보다실질적인사용범위가제안되어야할것이다. (4) 보경간비가큰해석모델은보다큰층간변위각에서 RI값이파단예측시점인 1150에도달하는것을확인하였다. 결과적으로보경간비가접합부의내진성능에미치는영향이있음을확인하였다. REFERENCES 1. AISC.(2010). Prequalified connections for special and intermediate steel moment frames for seismic applications (AISC-358). American Institute of Steel Construction Inc. 2. AISC.(2010). Seismic Provisions for Structural Steel Buildings (AISC-341). American Institute of Steel Construction Inc. 3. Atashzaban, A., Hajirasouliha, I., Jazany, R,A., & Izadinia, M.(2005). Optimum drilled flange moment resisting connections for seismic regions. Journal of Constructional Steel Research. 4. AWS.(2009). Structural Welding Code-Seismic Supplement., AWS D1.8/D1.8M. 5. Chi, W.M., Deierlein, G.G., & Ingraffea, A.R. (1997). Finite element Fracture Mecanics Investigation of Welded Beam-Column Connection. SAC Joint Venture, Report No. SACIBD-97-05, Sacramento, CA. 6. ABAQUS Analysis User s Manual. (2010). Providence RI. Dassault System 7. El-Tawil, S., Mikesell, T., Vidarsson, E., & Kunnath, S, K. (1998). Strength And Ductility Of FR Welded-Bolted Connections. SAC Joint Venture 8. FEMA. (2000). Recommended Seismic Design Criteria For New Steel Moment Frame Buildings. SAC Joint Venture. 9. Han, S.H., Moon, K.H., & Jung, J. (2014). Cyclic Performance of Welded Unreinforced Flange-Welded Web moment Connections. Earthq. Spectra, 30(4), Hancock, J, W., & Mackenzie, A, C. (1976). On the mechanisms of ductile failure in high-strength steels subjected to multi-axial stress-states. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 24 (2). 11. Kaufmann, E, J., Metrovich, B., & Pense, A, W. (2001). Characterization of Cyclic Inelastic Strain Behavior on Properties of A572 Gr. 50 and A913 Gr. 50 Rolled Sections. Advanced Technology for Large Structural Systems. 12. Krawinkler, H., Gupta, A., Medina, R., & Luco, N. (2000). Loading histories for seismic performance testing of SMRF components and assemblies. SAC Joint Venture, Rep. No. SAC/BD-00/10, Sacramento, CA. 13. Lee, D., Cotton, S, C., Hajjar, J, F., Dexter, R, J., Ye, Y., & Ojard, S, D. (2005). Cyclic behavior of steel moment-resisting connections reinforced by alternative column stiffener details I. Connection performance and continuity plate detailing. Engineering Journal. 14. Lu, L.W., Ricles, J.M., & Fisher, J.W. (2000). Critical issues in achieving ductile behavior of welded moment connections. Journal of Constructional Steel Research. Jul;55, Mao, C., Ricles, J., Lu, L, W., & Fisher, J. (2001). Effect of local details on ductility of welded moment connections. Journal of Structural engineering, 127(9). 16. Malley J. (1998). SAC steel project: Summary of phase 1 testing investigation results. Engineering Structures. Apr-Jun; 20(4-6): Ricles, J, M., Mao, C., Lu, L, W., & Fisher, J, W. (2002). Inelastic cyclic testing of welded unreinforced moment connections. Journal of Structural Engineering, 128(4). 18. Stojadinović, B., Goel, S., Lee, K., Margarian, A., & Choi, J. (2000). Parametric Tests on Unreinforced Steel Moment Connections. Journal of Structural Engineering, 126:1(40). (Received Oct Revised Nov Accepted Dec )

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