3.1.1 실험 방법 및 세팅

보 가력부에 3축 회전을 허용하는 1,000kN 용량의 액추에이터를 설치한다. 액추에이터의 변위제어에 따라 보-기둥 접합부에 발생하는 모멘트를 측정할 수 있다. 실험 시 보 부재의 횡방향 좌굴 방지를 위하여 기둥 플랜지로부터 소성한계비지지길이(약 1,700mm) 이하가 되는 지점에 횡좌굴 방지지그를 설치하고, 횡좌굴 방지지그 상부부터 보 자유단까지의 면외방향 변형을 최소한으로 억제하기 위해 액추에이터에 근접하게 횡좌굴 방지지그를 추가적으로 설치한다. 정적실험의 실험체 세팅도는 Fig. 3과 같다.

Fig. 3 Test subject setting diagram (static test)

3.1.2 가력 패턴

기존 접합부 정적실험방법과 동일한 가력 패턴을 이용하여 정적실험을 계획한다. 접합부 반복재하절차는 Fig. 4와 같으며, 이에 따른 실험단계별 가력패턴은 Table 2와 같다.

Fig. 4 Load pattern (static test)

3.1.3 측정 계획

보-기둥 접합부 실험에 따른 하중-변위 이력곡선은 패널존의 전단변형, 기둥의 휨변형 및 보의 휨변형이 모두 포함된 형태이다. 따라서 접합부에서 보의 휨변형을 도출하기 위해서는 기둥 패널존의 전단변형 및 기둥의 휨변형을 고려하여야 한다.

정적실험의 경우 전체 수직변형 측정을 위한 보 자유단 1개소, 기둥 패널존의 전단변형을 측정하기 위한 기둥 패널존의 대각방향 2개소 및 기둥의 휨변형 측정을 위한 기둥 패널존 보강 스티프너 뒤편 2개소를 포함 총 5개의 변위계(LVDT)를 설치한다. 또한 변형률 게이지를 설치하여 각 실험체의 보 플랜지와 보 웨브의 항복시점 및 소성변형률 등을 측정하기 위한 계획을 수립한다. 두 실험체의 보 상·하부 플랜지 및 웨브에서 최대응력이 발생할 것으로 예상되는 지점에 등간격으로 각각 5개의 변형률 게이지를 부착하고, WF-BW-S의 경우 전단탭을 고려하여 위치를 조정하여 부착한다. 실험체별 계측장치 설치도는 Fig. 5와 같다.

Fig. 5 Measuring device installation diagram (static test)

3.2.1 재료인장시험

실험체 제작에 사용된 강재의 구조특성을 파악하기 위해 재료인장시험을 실시한다. 기둥은 완전강체로 가정하므로 보에 사용된 SS275 강재를 대상으로 재료인장시험을 실시한다. 재료인장시험결과에 따른 SS275 강재의 응력-변형률 관계는 Fig. 6과 같다.

Fig. 6 Result of material tensile test

3.2.2 접합부 변형 요소 검토

강구조 접합부 요소 중 보의 구조성능을 명확히 분석하기 위해서는 보의 순수 휨변형을 도출할 필요가 있다. 따라서 하중-변위 전체 이력곡선에서 패널존의 전단변형 및 기둥의 휨변형을 제하여 보의 순수 휨변형을 도출하였다. 접합부 변형 요소별 하중-변위 관계는 Figs. 7과 8과 같다. Figs. 7(b)와 8(b)의 경우 기준점에서 ±10mm 이내의 미세한 변형이 발생하였다. 기둥 휨변형에 의한 수직변형에 포함되는 값임을 고려하였을 때, 전체 변형 중 보의 휨변형에 미치는 패널존의 전단변형에 의한 영향은 무시할 수 있을 것으로 판단된다. Figs. 7(c)와 8(c)의 경우 ±20kN 구간에서의 수평이동을 제외한 나머지 구간에서 탄성영역에 머무르고 있는 것을 확인하였으며, 이를 제한 보의 휨변형 곡선을 Figs. 7(d)와 8(d)에 나타냈다. 접합부 변형 요소를 검토한 결과 두 실험체 모두 극한한계상태에서 기둥은 항복하지 않은 것으로 판단된다. 또한 보의 휨변형에 대한 하중-변위 관계를 명확하게 도출한 것으로 보아 계측신뢰성은 높은 것으로 판단되며, 동적실험 수행시 패널존의 전단변형 측정은 생략할 수 있을 것으로 사료된다.

Fig. 7 Displacement element of steel connection (WF-WW-S)

Fig. 8 Displacement element of steel connection (WF-BW-S)

3.2.3 보 요소의 모멘트-회전각 이력곡선 및 파괴형상

실험의 결과데이터를 통해 도출한 보 요소의 모멘트-회전각 이력곡선은 Figs. 9와 10과 같으며, 그래프상의 수평파선은 보 부재의 전소성모멘트의 80% 지점을 의미한다. WF-WW-S의 경우 정방향 최대모멘트 1,240.3kN·m, 부방향 최대모멘트 1,189.9kN·m로 보의 전소성모멘트 이론값(896.1kN·m)을 상회하는 것으로 나타났다. 실험은 10step 1cycle(0.06rad) 정방향 가력단계에서 접합부측 보 단부 상부플랜지에서 취성파괴가 발생하며 종료되었다. WF-BW-S의 경우 정방향 최대모멘트 986.7kN·m, 부방향 최대모멘트 1,062.1kN·m로 보의 전소성모멘트 이론값(896.1kN·m)을 상회하는 것으로 나타났다. 실험 도중 마찰접합에 대한 볼트 풀림 등의 현상은 발생하지 않았으며, 실험은 8step 1cycle(0.04rad) 정방향 가력단계에서 접합부측 보 단부 상부플랜지에서 취성파괴가 발생하며 종료되었다.

실험체별 파괴형상은 Figs. 11과 12와 같다. WF-WW-S의 경우 보 상부플랜지에서 취성파괴가 발생하였으나, 보 파괴단면에 존재하는 연성파괴거동의 흔적을 통해 충분한 소성변형을 한 것으로 사료되었다. 또한 전용접 모멘트 접합부의 접합형태에 따라 보 상부플랜지와 함께 보 웨브도 약 200mm 파괴된 것으로 나타났으며, 빠른 균열속도 하에서의 취성파괴거동을 보였다. WF-BW-S의 보 파괴단면에서는 WF-WW -S에 비해 더 큰 취성파괴거동이 발생한 것으로 사료되며, 보 웨브 볼트접합부의 모재는 연단부의 변형을 제외한 다른 손상은 나타나지 않았다. 따라서 용접된 보 플랜지에 응력이 집중되어 순간적으로 취성파괴가 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 9 Moment-rotation curve (WF-WW-S)

Fig. 10 Moment-rotation curve (WF-BW-S)

Fig. 11 Fracture of steel connection (WF-WW-S)

Fig. 12 Fracture of steel connection (WF-BW-S)

3.2.4 골격곡선 분석

실험의 결과데이터를 통해 도출한 모멘트-회전각 관계는 반복이력곡선의 형태를 띠고 있으므로, 실험체별 구조성능을 파악하기 위해 일방향 단조가력곡선을 도출할 필요가 있다. 이때 이력곡선 분해를 통해 도출하는 골격곡선은 접합부 단조가력 실험결과에 따른 이력곡선과 거의 일치함은 기존 연구를 통해 증명된 바 있다^{(Kato, 1973)}. 실험체별 골격곡선은 Figs. 13과 14와 같으며, 실험체별 주요 구조성능은 Table 3과 같다.

항복내력비는 실험 결과데이터를 통해 얻은 항복모멘트에 보의 항복모멘트 이론값을 나눈 무차원의 값이다. WF-WW-S의 항복내력비는 0.97로 이론상의 보 항복모멘트 값과 유사한 결과값을 나타내었다. 반면 WF-BW-S는 0.79로 비교적 작은 결과값을 나타내었는데, 이는 보 웨브를 용접하지 않고 볼트접합만을 채용했을 경우 접합부의 내진신뢰성이 저하된다는 기존 연구결과에 따라 항복내력비가 작게 나타난 것으로 사료된다^{(Lee et al., 2002)}. WF-WW-S의 항복변형각은 0.0074 rad, WF-BW-S의 항복변형각은 0.0063rad으로 항복내력비와 유사한 경향을 보였으며, 보 웨브에 볼트접합만을 채용한 것에 대해 동일한 영향을 받은 것으로 사료된다.

WF-WW-S의 초기강성은 10.68kN/mm, WF-BW-S의 초기강성은 10.69kN/mm로 접합상세와 관계없이 유사한 것으로 나타났다.

최대내력비는 실험 결과데이터를 통해 얻은 최대모멘트에 보의 전소성모멘트 이론값을 나눈 무차원의 값이다. WF-WW-S의 최대내력비는 1.36, WF-BW-S의 최대내력비는 1.14로 두 실험체 모두 보 전소성모멘트 이론값을 크게 상회하는 것으로 나타났다. 이는 강구조 보-기둥 접합부의 최대내력 실험치가 일반적으로 전소성모멘트의 약 1.2~1.3배 크게 나타나는 여러 선행실험 연구결과를 고려하였을 때 신뢰할 수 있는 실험조건으로 진행되었다고 판단된다.

WF-WW-S의 최대변형각은 0.0678rad, WF-BW-S의 최대변형각은 0.0415rad으로 WF-WW-S의 결과값이 WF-BW-S의 결과값을 약 1.6배 이상 상회하는 것으로 나타났다. 이는 주요 구조성능 중 접합상세의 영향을 가장 크게 받은 요소로서 보 웨브의 접합상세가 취성파괴에 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있는 좋은 지표라고 사료된다. 내력상승률은 실험 결과데이터를 통해 언은 최대모멘트에 항복모멘트를 나눈 무차원의 값으로서 항복이후 최대모멘트에 도달하기 까지 상승하는 내력의 비를 나타낸다. WF-WW-S의 내력상승률은 1.62, WF-BW-S의 내력상승률은 1.67로 접합상세와 관계없이 유사한 것으로 나타났다.

Fig. 13 Skeleton curve (WF-WW-S)

Fig. 14 Skeleton curve (WF-BW-S)

4.1.1 실험 방법 및 세팅

실험은 Fig. 15와 같이 적층고무 면진장치를 이용한 질량체의 1축 거동에 따라 실험체의 보 단부에 높은 하중속도를 가지는 동적하중이 가해지는 방식으로 설계한다^{(Oh, 1998)}. 동적실험에서는 진동대 실험의 공간적 제약에 따라 두 개의 진동대를 사용하며, 실험체가 설치되는 측 진동대를 “진동대A”, 질량체가 설치되는 측 진동대를 “진동대B”로 정의한다. 실험체는 정적실험과 동일하게 실험체 기둥 양단에 1축 회전을 허용하는 지그를 이용하여 진동대A 바닥에 볼트로 고정하며, 진동대B 바닥과 동적가력을 위한 질량체 사이에는 적층고무를 이용하여 제작한 면진장치 및 1축 방향으로의 거동을 보조하기 위한 LM 가이드를 각각 $4$개씩 볼트를 이용하여 설치한다. 이 때 질량체의 질량은 약 30ton이며, 면진장치의 수평강성은 260N/mm이다. “$1$축 회전지그–로드셀–$1$축 회전지그”로 구성된 “연결체” 설치를 위하여, 진동대A에 설치된 실험체와 진동대B에 설치된 질량체 사이를 볼트로 접합한다. 실험체에 대한 경계조건은 정적실험과 동일하게 기둥 양단과 보 자유단은 모멘트가 발생하지 않는 핀접합으로 가정할 수 있으며, 입력지진파에 대한 질량체의 면진거동에 의해 발생하는 관성력을 연결체를 통해 실험체에 전달함에 따라 보-기둥 접합부에 발생하는 모멘트를 측정할 수 있다. 실험시 보의 횡좌굴 방지를 위하여 기둥 플랜지에 횡좌굴 방지지그를 설치하는 것이 권장되나, 계측 및 설치과정에서의 공간적 제약을 고려하여 연결체에 대한 횡변형 방지지그를 설치하는 것으로 대체한다.

Fig. 15 Test subject setting diagram (dynamic test)

4.1.2 가진 패턴

동적실험을 위한 입력지진파는 진동대의 성능한계를 고려하여 해석 등에 자주 사용되는 대표적인 지진파들 중 하나인 El Centro NS 지진파를 선정한다(Fig. 16). 실험시 가진단계별 원파에 대한 가속도 스케일 비율을 조절하여 가진하며, 실험단계별 가진패턴은 Table 4와 같다.

Fig. 16 Seismic load pattern (dynamic test)

4.1.3 측정 계획

3.1.3절에서 기술한 바와 같이 보-기둥 접합부 실험에 따른 하중-변위 이력곡선은 패널존의 전단변형, 기둥의 휨변형 및 보의 휨변형이 모두 포함된 형태이다. 따라서 접합부에서 보의 휨변형을 도출하기 위해서는 기둥 패널존의 전단변형 및 기둥의 휨변형을 고려하여야 한다.

동적실험의 경우 실험체를 포함한 모든 가진 시스템에 변위가 발생하므로 보 접합부측 단부와 보 자유단의 발생 변위 차이를 통해 변형을 측정하여야 한다. 따라서 보 자유단 1개소, 보 접합부측 단부 1개소 및 기둥 패널존 보강 스티프너 뒤편 2개소를 포함 총 4개의 변위계를 설치한다. 이 때 패널존 전단변형 측정의 경우 진동대 실험시 발생하는 충격을 고려하여 설치에 어려움이 있을 것으로 판단되며, 3.2.2절에서 기술한 바와 같이 패널존의 전단변형은 접합부 변형요소별 수직하중에 미치는 영향이 거의 없다는 점을 고려하여 측정 계획에서 생략한다. 정적실험과 동일하게 변형률 게이지를 설치하여 각 실험체의 보 플랜지와 보 웨브의 항복시점 및 소성변형률을 측정하기 위한 계획을 수립한다. 두 실험체의 보 상·하부 플랜지 및 웨브에서 최대응력이 발생할 것으로 예상되는 지점에 등간격으로 각각 5개의 변형률 게이지를 부착하며, WF-BW-D의 경우에만 전단탭을 고려하여 위치를 조정하여 부착한다. 실험체별 계측장치 설치도는 Fig. 17과 같다.

Fig. 17 Measuring device installation diagram (dynamic test)

4.2.1 재료인장시험

동적실험에 사용된 재료는 정적실험과 동일하며, 동적실험에 사용된 재료인장시험결과 값은 3.2.1절의 Fig. 6과 동일한 값을 사용한다.

4.2.2 접합부 변형 요소 검토

동적실험결과에 따른 이력곡선의 각 변형 요소별 수직변형 산정은 3.2.2절과 동일한 과정으로 진행하였으며, 가진단계별 접합부 변형 요소를 검토하였다. 접합부 변형 요소별 하중-변위 관계는 Figs. 18과 19와 같다. Figs. 18(b)와 19(b)의 경우 ±20kN 구간에서의 수평이동을 제외한 나머지 구간에서 탄성영역에 머무르고 있는 것을 확인하였으며, 이를 제한 보의 휨변형 곡선을 Figs. 18(c)와 19(c)에 나타냈다. Figs. 18(a)와 19(a)의 전체 변형에 대해 Figs. 18(b)와 19(b)의 기둥 휨변형을 제할시 ±20kN 구간에서의 수평이동이 제거되었다. 접합부 변형 요소를 검토한 결과 두 실험체 모두 극한한계상태에서 기둥은 항복하지 않은 것으로 판단된다. 또한 동적실험에서의 보의 휨변형을 검토한 결과 정적실험에 비해 수평이동의 정도가 현저히 적게 나타났다. 따라서 높은 하중속도의 실험환경에서는 힌지의 이격이 미치는 영향이 비교적 적은 것으로 사료되며, 보의 휨변형에 대한 하중-변위 관계에 대한 계측신뢰성은 높은 것으로 판단된다.

Fig. 18 Displacement element of steel connection (WF-WW-D)

Fig. 19 Displacement element of steel connection (WF-BW-D)

4.2.3 보 요소의 모멘트-회전각 이력곡선 및 파괴형상

실험의 결과데이터를 통해 도출한 보 요소의 모멘트-회전각 이력곡선은 Figs. 20과 21과 같으며, 그래프상의 수평파선은 보 부재의 전소성모멘트의 80% 지점을 의미한다. Figs. 20과 21의 경우 항복을 시작한 가진단계, 실험종료단계, 실험종료 전 단계 및 가속도 스케일 배율 50%의 배수가 되는 단계를 주요 가진단계로 선정하여 나타낸다. 실험체별 주요 실험결과는 다음과 같다.

WF-WW-D의 경우 정방향 최대모멘트 1,018.4kN·m, 부방향 최대모멘트 1,023.7kN·m로 보의 전소성모멘트 이론값(896.1kN·m)을 상회하는 것으로 나타났다. 실험은 가진패턴의 마지막 단계인 13step(250%) 가진단계에서 파괴가 발생하지 않아 동일한 가진패턴으로 재가진을 실시하였으며, 14step (250%) 가진단계에서 보 단부(접합부측) 하부플랜지에서 취성파괴가 발생하며 종료되었다. WF-BW-D의 경우 정방향 최대모멘트 937.9kN·m, 부방향 최대모멘트 939.1kN·m로 보의 전소성모멘트 이론값(896.1kN·m)을 상회하는 것으로 나타났다. 실험 도중 마찰접합에 대한 볼트 풀림 등의 현상은 따로 발생하지 않았으며, 실험은 11step(200%) 가진단계에서 보 단부(접합부측) 상부플랜지에서 취성파괴가 발생하며 종료되었다.

실험체별 파괴형상은 Figs. 22와 23과 같다. WF-WW-D의 경우 보 상부플랜지에서 취성파괴가 발생하였으며, 보 파괴단면을 통해 취성파괴가 지배적인 것을 확인하였다. 또한 전용접 모멘트접합부의 접합형태에 따라 보 상부플랜지와 함께 보 웨브도 약 250mm 파괴된 것으로 나타났으며, 이는 빠른 균열속도 하에서의 취성파괴거동을 보였다. WF-BW-D의 보 파괴단면에서는 WF-WW-D에 비해 더 큰 취성파괴거동이 발생한 것으로 사료되며, 보 웨브 볼트접합부의 모재는 연단부의 변형을 제외한 다른 손상은 나타나지 않았다. 따라서 용접된 보 플랜지에 응력이 집중되어 순간적으로 취성파괴가 발생한 것으로 판단된다.

Fig. 20 Moment-rotation curve (WF-WW-D)

Fig. 21 Moment-rotation curve (WF-BW-D)

Fig. 22 Fracture of steel connection (WF-WW-D)

Fig. 23 Fracture of steel connection (WF-BW-D)

4.2.4 골격곡선 분석

실험의 결과데이터를 통해 도출한 모멘트-회전각 관계는 반복이력곡선의 형태를 띠고 있으므로, 실험체별 구조성능을 파악하기 위해 일방향 단조가력곡선을 도출할 필요가 있다.

골격곡선 분해 및 분석는 3.2.4절에서 사용된 방법과 동일한 방법으로 진행한다. 실험체별 골격곡선은 Figs. 24와 25와 같으며, 실험체별 주요 구조성능은 Table 5와 같다.

항복내력비는 실험 결과데이터를 통해 얻은 항복모멘트에 보의 항복모멘트 이론값을 나눈 무차원의 값이다. WF-WW -D의 항복내력비는 1.04, WF-BW-D의 항복내력비는 1.02로 두 실험체 모두 이론상의 보 항복모멘트 값과 유사한 결과값을 나타내었다. 또한 접합상세와 관계없이 두 실험체의 결과데이터에서 유사한 값을 보였다. WF-WW-D의 항복변형각은 0.0090rad, WF-BW-D의 항복변형각은 0.0083rad으로 보 웨브의 접합상세에 따라 볼트접합만을 채용했을 경우 항복변형각이 감소하는 경향을 보였다.

WF-WW-D의 초기강성은 9.71kN/mm, WF-BW-D의 초기강성은 9.52kN/mm로 접합상세와 관계없이 유사한 것으로 나타났다. 최대내력비는 실험 결과데이터를 통해 얻은 최대모멘트에 보의 전소성모멘트 이론값을 나눈 무차원의 값이다. WF-WW-D의 최대내력비는 1.14, WF-BW-D의 최대내력비는 1.05로 두 실험체 모두 보 전소성모멘트 이론값을 상회하는 것으로 나타났다.

WF-WW-D의 최대변형각은 0.029rad, WF-BW-D의 최대변형각은 0.0232rad으로 WF-WW-D의 결과값이 WF-BW-S의 결과값을 약 1.2배 이상 상회하는 것으로 나타났다. 이는 주요 구조성능 중 접합상세의 영향을 가장 크게 받은 요소로서 보 웨브의 접합상세가 취성파괴에 큰 영향을 미친다는 것을 알 수 있는 좋은 지표라고 사료된다. 내력상승률은 실험 결과데이터를 통해 언은 최대모멘트에 항복모멘트를 나눈 무차원의 값으로서 항복이후 최대모멘트에 도달하기 까지 상승하는 내력의 비를 나타낸다. WF-WW-D의 내력상승률은 1.26, WF-BW-S의 내력상승률은 1.18로 접합상세와 관계없이 유사한 것으로 나타났다.

Fig. 24 Skeleton curve (WF-WW-D)

Fig. 25 Skeleton curve (WF-BW-D)