Experimental Evaluation of Seismic Column Splice with Partial Joint Penetration Welds 이철호 ) 김재훈 ) 김정재 3) 오상훈 4) Lee, Cheol Ho Kim, Jae Hoon Kim, Jung Jae Oh, Sang Hoon 요약 : 본연구에서는기존 S49 강재와국내에서최근개발된내진용강재 (SHN49, SN49) 로이루어진특수모멘트골조의기둥이음부를부분용입용접으로설계하여내진성능평가를위한실물대실험을실시하였다. 부분용입용접에의한기둥이음부는용접비용및공기의절감에서매력적인방안이다. 그러나과거에외국에서수행된몇몇실험결과에의하면부분용입용접에의한후판기둥의이음부는인장응력에대해취성파단하는거동을보였다. 이런이유로인해최근의내진설계기준에서는특수모멘트골조의부분용입용접기둥이음부의강도는예상기둥소성모멘트이상의강도를요구한다. 이를반영하여시험체의부분용입용접이음부의설계강도는 AISC-LRFD 의기준식을적용하여기둥의예상소성모멘트이상이되도록설계및제작하고 3등분점하중으로단조가력하였다. 압연형강시험체 개및조립형강시험체 개 ( 총 4개시험체 ) 의이음부모두에서기둥의실제소성모멘트이상의강도를발휘하였다. 즉 AISC-LRFD 의부분용입용접설계강도식의신뢰성을확인할수있었다. 다만 S49 압연형강시험체는기둥의소성모멘트를발휘한후이음부에서급격한취성파단이발생하였다. 이는용접결함과플랜지의강도미달에따른복합적원인에의한것으로추정된다. 특히 S49 강재의경우는항복강도와인장강도가규정치에미달하는등성능편차가큰것으로나타났다. 제한적실험결과이긴하지만소재물성및이음부거동의측면모두에서내진용신강재가기존강재에비해전체적으로우수함을보여준결과라할수있다. ABSTRACT:The seismic performance of a column splice fabricated with PJP (partial joint penetration) welds for special moment frames was experimentally evaluated in this study. The steel materials that were used for the specimens included SHN49 and SN49 steel, or the newly developed structural steel for seismic application. Fabricating the column splice with PJP welds is highly attractive from the perspective of reducing the welding cost and the construction time. PJP welds in column splices are viewed apprehensively, however, because several tests have shown that PJP welds in thick members tend to become brittle under tensile loads. The column splices in this testing program were designed for the expected plastic moment of the column that current seismic codes typically require. The design strength of partial-penetration welded joints was determined according to the 5 AISC-LRFD Specification. Three-point loading was applied monotonically, using a universal testing machine, such thatthe column splice joints were subjected to pure tension. The test results showed that the PJP welded splices, if designed properly, can develop a strength exceeding that of the actual plastic moment of the column. The specimen made of the S49 rolled section, however, showed a brittle fracture at the splice soon after achieving the actual plastic moment of the column. The tensile coupon test results also showed that the material properties of S49 steel are more unpredictable. Overall, although the test data are limited, the SHN49 and SN49 steel specimens showed a superior and reliable performance., 핵심용어 : 변곡점, 부분용입용접, 내진기둥이음부, 내진성능 KEYWORDS : Inflection Point, Partial Joint Penetration (PJP) Weld, Seismic Column Splice, Seismic Performance. 실험연구배경및목적 내진설계에있어서기둥변곡점의위치는탄성해석을토대 ) 교신저자. 서울대학교공과대학건축학과교수, 공학박사 (tel. -88-8735, E-mail : ceholee@snu.ac.kr) ) 서울대학교공과대학건축학과, 박사과정 3) 서울대학교공과대학건축학과, 박사과정 (kitchen@snu.ac.kr) 4) 부산대학교건축학과교수, 공학박사 (osh@pusan.ac.kr) 로통상기둥의중간높이부근으로가정한다. 그렇지만지진내습시골조가항복하여모멘트재분배가발생하면실제변곡점의위치는이가정과상당히다를수있다. 5) 이가능 본논문에대한토의를 9 년 6 월 3 일까지학회로보내주시면토의회답을게재하겠습니다. 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 87
이철호 김재훈 김정재 오상훈 성을고려하여기둥이음부는충분한강도를지니도록설계해야한다. 기둥이음부의파괴는곧골조전체의붕괴로이어질수있기때문이다. 과거미국에서수행된몇몇실험결과에의할것같으면부분용입용접에의한후판기둥의이음부는인장응력에대해취성파괴가발생하는거동을보였다.(Popov-Stephen 977, Bruneau 등, 987, Bruneau-ahin 99). 이런우려때문에국내의강구조내진기준안 (7), AISC 내진기준 (5) 에서는중간모멘트골조및보통모멘트골조의부분용입용접기둥이음부의설계강도는예상기둥플랜지항복강도의 5% 이상을확보할것을요구하고있고, 특수모멘트골조의부분용입용접기둥이음부에대해서는예상기둥소성모멘트이상의설계강도를요구하고있다. 본연구에서는기존 S49 강재와국내에서최근개발된내진용강재 (SHN49, SN49) 로이루어진특수모멘트골조의기둥이음부를부분용입용접으로설계및제작하여내진성능평가를위한실물대실험을실시하였다. 이를통하여부분용입용접이음부의예상기둥소성강도의발현여부및이음부강도에대한강종의영향을평가하고자하였다.. 실험프로그램. 개요우선가력및계측계획, 테스트셋업에대하여간략히기술한다. 본실험은포항산업과학원 (RIST) 강구조연구소의구조실험동에서수행되었다. 총 4개의부분용입용접기둥이음부시험체를대상으로 3등분점단조가력실험을수행하였다. 기존구조용강재와의성능비교를위해 S49 과 SHN49 강종의압연형강시험체 개와 S49 과 SN49 강종의조립형강시험체 개, 총 4개의시험체를준비하였다 ( 표 참조 ). 시험체명칭에서 S, SHN, SN은시험체강종을의미하고, R, B는각각압연형강 (Rolled), 조립형강 (Builtup) 을의미한다. 본실험에서부분용입용접에사용한용접봉은인성값, 용접성, 가격및사용경험등을토대로인장강도 58Pa 급 (SF7) 을사용하였다. SF7 은플럭스코어드와이어로써, 전자세용접용으로개발된용접재로서국내의강구조의제작에널리사용된다. 표. 시험체계획시험체명강종단면형상제작형태 S-R S49 H-44 45 8 8 압연형강 SHN-R SHN49 S-B S49 BH-4 4 4 조립형강 SN-B SN49. 부분용입용접이음부설계시험체의기둥이음부는강구조내진기준안 (7) 및 AISC-LRFD 내진기준 (5) 의부분용입용접의설계규정을따랐다. 특수철골모멘트골조에서부분용입용접의설계강도는연결된기둥부재의예상휨강도이상을전달할수있도록규정되어있으므로아래식 () 을만족하도록이음부를설계하였다. 설계는강재의재질과는무관하게압연형강과용접형강의단면형상에따라두가지로구분하여시험체를설계하였다. 아래 () 식의부분용입용접부의설계강도는 AISC -LRFD(5) 의규정에따랐다. w n R y F y Z x () 여기서, w = n =(F EXX )Z w F EXX : 용접봉의공칭인장강도 Z w : 부분용입용접이음부의소성단면계수 R y : 기둥부재의예상항복강도대공칭항복강도의비 (.5로가정 ) F y : 기둥부재의공칭항복강도 Z x : 기둥부재의소성단면계수.3 시험체상세및테스트셋업.3. 압연형강시험체 pjp 이음부 Vertical Stiffner (S49) t= H-44x45x8x8 3 5 5 3 36 그림. 압연형강시험체 (S-R 및 SHN-R) 의상세개요 88 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 )8 년 월
8 7 3 8 4 44 358 8 H-44x45x8x8 7 45 w/ 34 45 PJP (SF 7급 ) 상부하부플랜지모두 PJP (SF 7급 ) H-44x45x8x8 4 3 4 BH-4x4xx4 7 45 PJP (SF 7 급 ) 상부하부플랜지모두 w/ 3 PJP (SF 7 급 ) 45 BH-4x4xx4 그림. 압연형강시험체 (S-R 및 SHN-R) 의부분용입용접 (PJP) 이음부상세도그림, 는압연형강시험체 (S-R 및 SHN-R) 및부분용입용접이음부의상세도이고, 그림 3은접합부부분의제작및시험체설치현황을보여주는사진이다. 그림 5. 조립형강시험체 (S-B 및 SN-B) 의부분용입용접 (PJP) 이음부상세도그림 4, 5는조립형강시험체 (S-B 및 SN-B) 및부분용입용접이음부의상세도이고, 그림 6은접합부부분의제작및시험체설치현황을보여주고있다. (a) (a) (b) (c) 그림 3. 압연형강시험체의접합상세사진 : (a) 이음부전경, (b) 하부플랜지부근, (c) 상부플랜지부근 (b) (c) 그림 6. 조립형강시험체의접합상세사진 : (a) 이음부전경, (b) 하부플랜지부근, (c) 상부플랜지부근.3. 조립형강시험체 Vertical Stiffner (S49) pjp 이음부 t= H-4x4xx4 3 5 5 3 36 그림 4. 조립형강시험체 (S-B 및 SN-B) 의상세개요.3.3 테스트셋업기둥플랜지에인장응력을도입하기위해 3등분점가력을통한순수휨시험을수행하였다 ( 그림 7 참조 ). 그림 8은실제실험을위해시험체를설치한모습이다. S-R 시험체의갑작스런접합부취성파단이발생하여시험체가매우위험스럽게붕괴하였다. 이후의실험에서는안전상의문제로시험체가탈락하지않도록벨트를시험체주위에설치하고가력하였다. 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 89
이철호 김재훈 김정재 오상훈 상태는강도한계상태가검토대상이므로 986kN 용량의 UT 을사용하여단조가력하였다..4. 계측계획 force displacement 3 3 36 그림 7 가력모형 (3 등분점가력 ) LVDT, δc 그림 9. 변위계측계획 d b 3 d b 35 (a) Side view b f 3 35 (b) Plan view b f 3 35 (c) Bottom view 그림. 스트레인게이지부착위치 (a) 시험체정면 그림 9와그림 은변위계및스트레인게이지의부착위치를나타낸것이다. 변위계는부분용입용접이음부의변위를알수있도록이음부중심에설치하였다. 시험체의이음부부근의변형을추적할수있도록이음부에근접하여 축게이지를일렬로배치하였고, 실제순수휨상태인지점검해보기위해이음부부근의웨브에 3축게이지를일렬로배치하였다. 3. 실험결과 3. 소재인장시험결과 (b) 지지점부근그림 8. 테스트셋업의예 :.4 가력및계측계획.4. 가력탄성상태를유지해야하는특수모멘트골조의기둥의한계 표 는소재인장시험의결과를정리한것이다. 시험편명에서 F는부재의플랜지부분, W는웨브부분에서쿠폰을절취했음을의미한다. 그림 은응력도- 변형도곡선을도시한것이다. 표 와그림 로부터다음과같은점에주목할수있다 : 8 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 )8 년 월
시험편명 S-R (8t/F) S-R (8t/W) SHN-R (8t/F) SHN-R (8t/W) S-B (4t/F) S-B (t/w) SN-B (4t/F) SN-B (t/w) 항복강도 (Pa) 표. 소재인장시험결과 인장강도 (Pa) 연실율 (%) 항복비 소재 34. 5.73 9.66.58 S49 333.4 5.67 6.46 4 S49 367.75 54.6 3.78.7 SHN49 346.7 499.6 5.73.7 SHN49 35.9 537.4 9.88 5 S49 57.9 46.98 3.49 3 S49 349.7 55.64 8.46 6 SN49 366.77 53.54 7.4 9 SN49 () 강도상의규격요건을모두만족하고균일한물성을보이는 SHN49, SN49과는달리 S49강재는그성능의편차가매우심함을알수있다. () S 49 강재의경우 H-44 45 8 8/8T (F), BH-4 4 4/T(W) 에서보듯이항복강도, 인장강도가공칭값에현저히미달하는경우가있다. (3) 연신률, 항복비등은모든강종에서모두만족스런값을보인다. 특히항복비는대부분이.7 이하로서내진용의한계값인 5 보다휠씬작다. 것이다. 여기서공칭소성모멘트 pn 는재료의공칭강도인 34 Pa 을사용하여산정하였다. 시험체 표 3. 시험체의단면의성질및공칭소성모멘트 I x (m 4 ) S x (m 3 ) Z x (m 3 ) Z x/s x pn (kn-m) S-R / SHN-R 9.8-4 4.48x -3 5.6x -3. 66.53 S-B / SN-B.9x-3 5.48x -3 6.7x -3.4 9.78 3.. 단면의실제강도표 4는부재의인장실험결과와단면의성질을바탕으로단면의실제강도를정리한것이다. 시험체 표 4. 시험체단면의실제항복강도 ya (kn-m) ( 실제항복모멘트 ) pa (kn-m) ( 실제소성모멘트 ) S-R 36.95 546. SHN-R 647.5 834.33 S-B 97.79 48.64 SN-B 896.3 8.78 3..3 실험의하중조건아래그림 및 3은가력조건및시험체에발생하는단면력분포를도시한것이다. 그림. 소재 - 응력도변형곡선 3. 예비해석 3.. 단면의성질표 3은시험체부재의단면의성질과공칭휨강도를정리한 그림. 본실험의가력모형 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 8
이철호 김재훈 김정재 오상훈 P P ε y d L 3 PL 6 L 3 (a) L 3 y d 그림 4. 변형도와곡률간의관계 max (b) 그림 3. 시험체내의단면력분포 : (a) 전단력도, (b) 휨모멘트도 표 6. 예상항복변형도와항복곡률 시험체 ε ya (mm/mm) ya (rad/mm) S-R.48 7.5-3 SHN-R.79 8.65-3 ) 시험체의실제항복하중 (Pya) 및실제완전소성하중 (Ppa) 표 4 및그림 3(b) 에표시한최대모멘트식을이용하여시험체의실제항복하중과실제완전소성하중에대응되는 UT 의축하중값을아래표5와같이예측하여가력과분석에활용하였다. 시험체 표 5. 예상항복하중과예상완전소성하중 P ya (kn) ( 실제항복하중 ) P pa (kn) ( 실제완전소성하중 ) S-R 73.9 393. SHN-R 395.3 3668.67 S-B 3639.44 497.7 SN-B 379.6 4363.57 ) 실제항복변형도 (εya) 및항복곡률 ( ya) 그림 4와식 () 을통해실제로예상되는항복변형도와항복곡률을계산하여그결과를표 6에정리하였다. 이자료는뒤에서무차원모멘트- 곡률관계식으로실험결과를정리및분석하는데사용할것이다. S-B.7 8. -3 SN-B.68 8. -3 3.3 시험체 S-R 3.3. 가력중관측사항가력도중용접이음부부근에서균열음이발생하면서하부보플랜지이음부의어긋남이관측되었다 ( 그림 5 참조 ). 가력하중 343.3 kn에서용접접합부에서급격한취성파단이발생하여실험을종료하였다. 그림 6은파단직후시험체의붕괴모습, 그림 7은용접접합부파단면을나타낸다. 용접파단면은회백색으로서파괴모드가연성파단 (ductile fracture) 이아니라급격한취성파단 (brittle fracture) 임을잘보여주고있다. () 그림 5. 시험체 S-R 의하부플랜지어긋남 8 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 )8 년 월
3.3.3 스트레인응답 그림 6. 시험체 S-R 의이음부파단에따른붕괴직후모습 그림 7. 시험체 S-R 의용접접합부파단면의모습 3.3. 전반적응답 그림 9. 시험체 S-R 의하부플랜지휨변형도응답.4. T T pa B B. 3 6 9 5 pa 그림 8. 시험체 S-R 의무차원모멘트 - 곡률관계 그림 8은실제강도를사용하여작성된시험체 S-R 의무차원모멘트- 곡률관계를보여주고있다. 부재의예상항복모멘트의약 95% 정도에서항복이시작되었으며, 부재의완전소성모멘트를 5% 를초과한후이음부에서급격한취성파단이발생하였다. 취성파단에도달까지 정도의곡률연성비를나타내었다. 그림. 시험체웨브부분의전단변형도응답 그림 9는시험체하부플랜지의휨변형도계측값을도시한것이다. 파단에도달시까지약 8~9 정도의변형률연성도 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 83
이철호 김재훈 김정재 오상훈 (strain ductility) 가발휘되었음을알수있다. 그림 은웨브부분의전단변형도를도시한것이다. 이음부는순수휨상태에있으므로웨브부분의전단변형도는발생하지않아야한다. 초기에는이런상태가유지되지만하부플랜지이음부가어긋나면서, 웨브하단의전단변형이급격이증가하였음을알수있다. 가력조건에부합되게이음부웨브의전단변형도는거의발생치않았음을확인할수있었다. 3.4 시험체 SHN-R 3.4. 가력중관측사항본시험체의경우완전소성강도발현이후변형경화에이르기까지취성파괴없이이음부의강도가유지되어는바람직한거동을보였다. 반력상판의파괴우려때문에 UT 하중 43.5 kn에서가력을중지하였다. 3.4. 전반적응답시험체 S-R은 UT 가력하중 343.3 kn에서급격한취성파괴가발생하였지만, 본시험체는 UT 최대가력점인 43.5 kn까지이음부에취성파단이발생하지않고안정적인성능을발휘하였다. 그림 은실제강도를사용하여작성된시험체 SHN-R 의무차원모멘트-곡률관계를보여주고있다. 부재의완전소성모멘트를 % 를초과하는변형경화상태에도달해도본시험체는취성파괴가발생치않았다. 즉내진기준에서요구되는충분한이음부강도를발휘하였다. 최대가력점까지의곡률연성비는.5 정도에머물렀다.. 그림. 시험체 SHN-R 의하부플랜지휨변형도응답 3.5 시험체 S-B 3.5. 가력중관측사항본시험체의경우완전소성강도에이르기까지취성파괴없이이음부의강도가유지되어는바람직한거동을보였다. 반력상판의파괴우려때문에 UT 하중 4364. kn에서가력을중지하였다. pa. 3.5. 전반적응답그림 3에서보듯이시험체 S-B 도취성파괴없이완전소성모멘트강도를발휘하여내진기준의요구조건을만족하였다. 실제소성모멘트도달시의곡률연성비는.3 정도임을알수있다..5.5.5 3 pa 그림. 시험체 SHN-R 의무차원모멘트 -곡률관계 3.4.3 스트레인응답그림 에서보듯이본시험체의변형률연성도 (strain ductility) 는 ~4.5 범위에있음을알수있다. 순수휨 3.5.3 스트레인응답그림 4에서보듯이본시험체의변형률연성도 (strain ductility) 는.5 안팎의범위에있음을알수있다. 본시험체에서도순수휨가력조건에부합되게이음부웨브의전단변형도는거의발생치않았음을확인할수있었다. 84 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 )8 년 월
. 성모멘트강도를발휘하여내진기준의요구조건을만족하였다. 실제소성모멘트도달시의곡률연성비는.6 정도임을알수있다. pa.. pa...4.6.8 pa 그림 3. 시험체 S-B 의무차원모멘트 - 곡률관계....4.6.8 pa 그림 5. 시험체 SN-B 의무차원모멘트 - 곡률관계 3.6.3 스트레인응답그림 6 에서보듯이본시험체의경우변형률연성도 (strain ductility) 는.5 안팎의범위에있음을알수있다. 본시험체에서도순수휨가력조건에부합되게이음부웨브의전단변형도는거의발생치않았음을확인할수있었다. 그림 4. 시험체 S-B 의하부플랜지휨변형도응답 3.6 시험체 SN-B 3.6. 가력중관찰사항본시험체의경우도완전소성강도에이르기까지취성파괴없이이음부의강도가유지되어는바람직한거동을보였다. 반력상파괴의우려때문에본실험의경우도 UT 하중 4363. kn에서가력을중지하였다. 3.6. 전반적응답 그림 5 에서보듯이시험체 SN-B 도취성파괴없이완전소 그림 6, 시험체 SN-B 의하부플랜지휨응력도응답 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 85
이철호 김재훈 김정재 오상훈 3.7 실험결과의비교. 3.7. 압연형강시험체의비교.4. pa pa. S-B SN-B. S-R SHN-R 4 6 8 4 pa 그림 7. 압연형강시험체의모멘트 -곡률관계비교그림 7은압연형강의두시험체의무차원모멘트-곡률관계를비교한것이다. 우선두시험체의부분용입용접이음부모두기둥의실제소성모멘트강도를발휘하였지만시험체 S-R 은최종적으로이음부의급격한취성파괴가발생하는열등한거동을나타냈다. 이음부의강도역시 SHN-R 이 S-R 보다 7% 정도커서우수하다. 그림 7에서보듯이시험체 S-R 의이음부부근의소성변형요구도가월등히크다. 이는시험체 S-R의플랜지항복강도가 34 (Pa) 에불과하여공칭강도인 34 (Pa) 에도미달된점, 그리고용접결함에따른조기균열의영향때문인것으로추측된다. 3.7. 조립형강시험체의비교가력용량의제한때문에변형경화영역까지충분히가력치는못하였지만, 그림 8에서보듯이두시험체는모두특수모멘트골조이음부에요구되는강도요건을취성파단없이만족시키고있다. 만일추가가력이가능했다면두시험체모두기둥의실제소성모멘트강도를충분히상회하는이음부내력을발휘했을것으로추측된다..5.5 pa 그림 8. 조립형강시험체의모멘트 - 곡률관계비교 4. 결론본실험연구의결론을요약하면다음과같다 : () 강도상의규격요건을모두만족하고균일한물성을보이는 SHN49, SN49과는달리 S49강재는그성능의편차가매우심함을알수있다. 특히 S 49 강재의경우항복강도, 인장강도가공칭값에현격히미달하는경우가관측되었다. 반면연신률, 항복비등은모든강종에서모두만족스런값을보인다. 특히항복비는대부분이.7 이하로서내진용의한계값인 5 보다휠씬작다. () 본연구의 () 식에따라설계된 4개시험체의이음부모두는기둥의실제휨강도를발휘하였다. 즉부분용입용접이음부의설계식으로서 () 식이신뢰성을확인할수있었다. 보완실험을통해 () 식의신뢰도가좀더확인된다면, 기둥이음부에고비용이고공기지연을가져오는완전용입상세를사용할필요가없을것이다. 특히후판재기둥을사용하는경우경제성향상효과를다소기대해볼수있다. (3) 개의압연형강시험체의모두기둥의실제소성모멘트강도를발휘하였다. 그러나 S 49 강종을사용한 S-R 은소성모멘트강도발현이후최종적으로이음부의급격한취성파괴가발생하는열등한거동을나타냈다. 이는시험체 S-R 의플랜지항복강도가 34 (Pa) 에불과하여공칭강도인 34 (Pa) 에도미달된점, 그리고용접결함에따른조기균열의영향때문인것으로추측된다. 86 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 )8 년 월
(4) 개의조립형강시험체는모두특수모멘트골조이음부에요구되는강도요건을취성파단없이발휘하였다. 만일추가가력이가능했다면두시험체모두기둥의실제소성모멘트강도를충분히상회하는이음부내력을발휘했을것으로추측된다. 제한적실험결과이긴하지만소재물성및이음부거동의측면모두에서내진용신강재가기존강재에비해전체적으로우수함을보여준결과라할수있다. 감사의글본연구는현대건설과포스코의연구비지원에의한것으로이에감사드립니다. 참고문헌한국강구조학회 (7), 강구조내진기준 ( 안 ) AISC (5), Load and Resistance Factor Design Specification for Structural Steel Buildings, Chicago, IL. AISC (5), Seismic Provisions for Structural Steel Buildings, Chicago, IL. Bruneau,., and ahin, S.A. (99), Full Scale Tests of Butt Welded Splices in Heavy Rolled Steel Sections Subjected to Primary Tensile Stresses, Engineering Journal, Vol. 8, No., AISC, pp. -7. Bruneau,., ahin, S.A., and Popov, E.P. (987). Ultimate Behavior of Butt Welded Splices in Heavy Rolled Steel Sections, Report UBC/EERC -87/, Earthquake Engineering Research Center, University of California, Berkeley. Popov, E.P., and Stephen, R.. (977). Tensile Capacity of Paqrtial Penetration Welds, ASCE Journal of the Structural Division, Vol. 3, No. ST9. ( 접수일자 : 8. 8. 6 / 심사일 8. 9. 9 / 게재확정일 8.. ) 한국강구조학회논문집제 권 6 호 ( 통권 97 호 ) 8 년 월 87