3.2.1 재료물성치

실험체의 보 강종은 SS275이며 기둥 강종은 SM355로 하였다. 재료인장시편은 KS B 0801을 인용하여 보의 플랜지와 웨브에서 각각 1A호의 치수로 3개씩 시편을 채취하였다. 실험 결과는 시편의 평균값으로 산정하며 그 결과 항복강도는 316MPa, 인장강도는 479MPa, 탄성계수는 2.07×10$^{5}$MPa로 나타났다.

3.2.2 모멘트-회전각 관계

보에 설치한 LVDT로 기둥의 거동과 패널존의 거동을 제거 한 후 모멘트-회전각 관계를 Fig. 10에 나타냈다. x축과 평행한 점선은 보의 전소성모멘트 80%를 의미하며 WC-WB를 제외한 나머지 실험체는 0.04rad에서 전소성모멘트의 80% 이상의 내력으로 중간모멘트 이상의 요구성능을 만족하였다.

NWC의 최대내력은 +1177KN·m, -1204KN·m, 최대 변형각 +0.053rad, -0.054rad이 나왔으며 목표회전각인 6%rad 까지 가력 후 횡좌굴이 발생하였다.

WC의 최대내력은 +1318KN·m, -1264KN·m 최대변형각 +0.05rad, -0.05rad으로 6%rad 정방향 가력중 취성파단으로 실험이 종료되었다.

WC-WB의 최대내력은 +10$^{5}$7KN·m, -1128KN·m 최대변형각 0.02rad, -0.03rad으로 4%rad 정방향 가력 중 취성파단으로 실험이 종료되었다.

WC-WBW의 최대 내력 +1241KN·m, -1221KN·m, 최대변형각 +0.053rad , -0.053rad이 나왔으며 6%rad 부방향 가력 중 취성파단으로 실험이 종료되었다.

선행연구를 통해 반복하중에 의한 이력곡선은 각 골격곡선부, 바우싱거부 및 탄성제하부로 나눌 수 있으며, 이 중 골격곡선부는 단조가력에 의한 하중-변형 곡선과 거의 유사한 것으로 알려져 있다^[3][4]. 골격곡선부의 항복모멘트와 항복모멘트 시 변형각의 경우 General Yield Point Method를 사용하여 Table 3으로 나타냈다(Fig. 9 참조).

NWC와 WC를 비교하였을 경우 최대변형각(Max Rotation angle)은 WC가 약 34%높게 나타났으며 최대모멘트(Max Moment)는 WC가 8%높게나왔다. NWC의 경우 실험진행 과정에서 횡좌굴이 발생되어 WC보다 높은 내력을 보이지 못하였지만 파괴상태를 보았을 경우 NWC를 제외한 모든 실험체는 취성파단으로 실험을 종료하여 이는 에너지 흡수율과 모멘트의 재분배가 잘 이뤄졌다고 판단된다. 따라서 NWC는 타 실험체들과 비교하여 취성파단이 발생될 가능성이 감소한다고 사료된다.

Fig. 9 General yield point method

Fig. 10 Moment-rotation angle graph

3.2.3 보 플랜지의 변형률 분석

Fig. 11은 각 실험체별 보 플랜지 부분 변형률 그래프이다. 플랜지의 중심 부에 위치한 값을 사용하였으며 각 실험체 별 인장 측 보 플랜지의 변형률-누적 변형각으로 비교하였다.

NWC와 WC 비교시 탄성한계점인 5Step (0.01rad)에서 WC의 변형률이 NWC보다 58%낮은 결과를 보였으며 10Step (0.06rad)에서 WC가 NWC보다 56%높은 변형률을 보였다. 하지만 변형각 0.8rad 이상 지점부터 NWC의 변형률은 감소하는 경향이 나타나지만 WC는 점진적인 변형률 증가현상을 보였다. 또한 WC의 변형률은 변형각 1.1rad 이후 급격한 증가를 보이며 취성파단이 일어났다. 따라서 NWC는 응력의 재분배로 인한 변형률이 감소되었지만 WC는 플랜지 상부 측에 높은 응력부담으로 취성파단이 일어난 것으로 사료된다(Fig. 12참조). NWC를 제외한 실험체는 점진적으로 변형률이 증가되는 경향을 보였다.

WC-WB는 변형각 0.58rad에서 최대 변형률을 보였으며 파단은 0.7rad에서 일어났다. WC-WBW의 경우 0.61rad에서 최대 변형률을 보였으며 변형각이 증가 할수록 변형률이 감소함을 보였다. 이는 플랜지의 높은 응력집중으로 인한 균열 발생으로 센서탈락으로 발생된 현상이라고 판단된다.

Fig. 11 Ultimate conditions

Fig. 12 specimen strain

4.1.1 해석계획 및 방법

Fig. 13는 실대형 실험과 동일하게 Column-Tree로 NWC실험체와 WC실험체를 모델링 하였다. 기둥 양 단부의 경계조건은 X방향 회전만을 허용하고 나머지 자유도는 모두 구속하였다. 보 단부에 하향(Y방향)으로 192.5mm의 강제변위를 부여하였으며 횡좌굴 방지지그를 설치한 높이와 동일한 지점에 X축 변위를 0으로 하였다.

Mesh의 경우 해석에 소요되는 시간을 단축하기 위해 보의 접합부부터 보 춤의 절반(300mm)까지와 기둥의 패널존의 경우 간격을 10mm으로 하였으며 그 외의 구간은 100mm으로 설정하였다.

Fig. 13 Modeling & boundary condition

4.1.2 비교결과

Fig. 14는 NWC와 WC의 실험결과와 해석결과를 비교한 그래프이며 Table 5로 정리하였다. 실험도중에 발생된 변수를 해석에서 구현하기에는 어려움이 있어 오차율 검증은 탄성구간 내에서 항복모멘트, 항복변형각, 강성으로 하였으며 실험체의 부방향, 정방향의 평균값과 비교하였다. 두 실험체 모두 항복내력과 변형각은 해석데이터가 높게 나왔으며 15% 내의 근소한 오차를 보여 해당 모델링으로 변수해석을 진행하였다.

Fig. 14 Comparison of test result and FEM result

5.1.1 실험데이터 모멘트 전달효율

$\gamma_{w}$식을 적용하기 위해서 웨브에 대한 모멘트-회전각 그래프를 도출이 필요하다. 식(3)은 H형 단면이 전소성모멘트일 때 웨브가 부담하는 전소성모멘트 비율을 의미한다.

여기서 $M_{w p,\: anal}$는 각 실험체별 웨브단면의 전소성모멘트 값이며 $M_{p,\: anal}$는 H형 단면의 전소성 모멘트 값이다. 두 식 모두 전소성모멘트를 구할 때 사용된 $F_{y}Z_{x}$식으로 산정하였다.

식(3)을 사용하여 식(4)를 도출하였다. $M_{{Exp}}$는 실험을 통해 나온 모멘트 값이며 $M_{w,\: {Exp}}$는 실험값이 적용된 웨브의 모멘트 값이다. 식(4)를 통해 실험체들의 웨브의 모멘트-회전각을 Fig. 17에 나타냈다. 또한 모멘트 전달효율을 각 rad별로 구하였으며 전체적인 평균값으로 산정하여 Table 7에 나타냈다.

Fig. 17에서 X축과 평행한 파란 점선은 단면손실이 없는 웨브의 전소성 모멘트 값을 의미한다. WC-WB는 전소성모멘트 이상의 값이 나오지 않았으며 그 외의 실험체는 0.02rad에서 웨브의 전소성모멘트값 이상으로 나타난다.

모멘트 전달효율은 NWC가 130%로 가장 우수하게 나왔다. NWC와 WC는 30%, WC-WB는 93%, WC-WBW는 34%의 차이를 보였다. 모멘트 전달효율과 회전각이 비례하는 관계를 보인다. 또한 WC와 WC-WBW실험체 비교시 웨브가 접합된 부분의 길이 차이가 76mm이지만 모멘트 전달효율은 유사하게 나왔다. 이는 웨브의 소성단면계수값의 차이가 미소하여 나온 결과로 보인다.

Fig. 17 Moment-rotation angle skeleton graph (EXP)

5.1.2 해석데이터 모멘트 전달효율

해석데이터의 용접접합부면에서 발생되는 응력의 평균값을 구하여 발생된 힘을 산정한 후 우력모멘트 식을 사용하여 웨브의 모멘트를 구하였다. 여기서 용접률이 0%인 경우 발생된 응력은 존재하지만 웨브의 용접과 무관한 요소로 발생되었다 판단하여 0으로 가정하였다. Fig. 18은 웨브면에 발생된 응력으로 산정한 모멘트-회전각 그래프이다. X축과 평행한 파선은 단면손실이 없는 웨브의 전소성모멘트이며 100%를 제외한 나머지 모델은 전소성모멘트 이하의 내력으로 나타났다. 웨브의 임의의 요소 응력이 410MPa 이상이 나오는 경우 취성파단으로 가정하여 발생된 모멘트는 해석결과에서 제외시켰다. 모멘트 전달효율은 보-웨브부분이 소성화 되어 강성 기울기가 낮아지는 구간인 회전각 0.02rad지점에서 구하였으며 Table 8로 나타냈다. 100%의 모멘트의 경우 1.02의 전달효율을 나타났으며 10% 모델과 비교 시 0.89의 차이가 보인다. 또한 실험과 동일하게 용접률과 모멘트전달효율의 비례적인 감소결과를 보인다.

Fig. 18 Moment-rotation angle skeleton graph (FEM)

5.2.1 실험데이터 변형률 집중지수

Table 9는 0.01rad에서 0.04rad까지의 기울기(Fig. 19 참고), 식 $\gamma_{\epsilon}$을 사용한 변형률 집중지수를 나타낸다. 선행연구에 사용되었던 변형률 집중지수 식의 경우 단위 회전각 당 증분값을 사용했지만 본 논문의 경우 기울기의 범위 선정은 0.01rad부터 두 실험체(WC-WB, WC-WBW)의 센서탈락이 발생한 0.04rad 구간까지로 하였다. 먼저 분모인 $\triangle\epsilon_{0}$는 NWC의 회전각에 대한 변형률 증분값을 사용하며 분자 $\triangle\epsilon$는 각 실험체별 회전각에 대한 변형률 증분값을 사용하였다. NWC와 비교하여 변형률 지수가 WC는 0.08 높은값을 보였으며 WC-WBW와 1.12, WC-WB와 2.06의 차이를 보였다. 이는 웨브의 단면이 감소 할수록 변형률지수가 높아지는 결과로 판단된다.

Fig. 19 Maxium strain (EXP)

5.2.2 해석데이터 변형률 집중지수

실험에서 변형률을 측정한 위치와 동일한 지점에서의 변형률-회전각 그래프를 Fig. 20로 나타냈다. 각 모델링의 기울기를 구할 때 범위를 0.01rad에서 0% 모델링이 취성파단이 발생한 0.02rad까지로 하여 Table 9로 나타냈다.

용접률 100%모델과 0%모델의 변형률집중지수 비교 시 2.43의 차를 보였으며 80%~70%, 60%~50%, 40%~20%는 동일한 값을 보였지만 전체적인 경향으로 보았을 경우 용접률이 감소할수록 변형률집중지수가 증가함을 보인다. 또한 변형률 집중지수가 높은 모델일수록 변형각이 줄어들었다.

Fig. 20 Strain-rotation angle skeleton graph (FEM)