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ISSN : 1226-525X(Print)
ISSN : 2234-1099(Online)
Journal of the Earthquake Engineering Society of Korea Vol.29 No.6 pp.333-340
DOI : https://doi.org/10.5000/EESK.2025.29.6.333

Seismic Performance Evaluation of Moment-Resisting Frames Having WUF-W Connections With Weak Panel Zones

Hwang Guem Taek1), Cho EunSeon2), Hong Minguk1), Han Sang Whan3)*
1)Graduate Student, Department of Architecture and Engineering, Hanyang University, 2)Post-doctoral Researcher, Department of Architectural Engineering, Hanyang University, 3)Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Hanyang University
July 17, 2025 September 16, 2025 September 16, 2025

Abstract


Current seismic design provisions prohibit the use of a weak panel zone from using special moment frame (SMF) connections due to concerns that large deformations in these zones may lead to brittle connection failures. However, several experimental studies have demonstrated that moment connections with weak panel zones can exhibit adequate ductility and energy dissipation capacity for SMF connections. This study aims to investigate the impact of weak panel zones on the seismic performance of SMFs utilizing welded unreinforced flange-welded web (WUF-W) connections, as outlined in AISC 358-22. The analysis will consider both four-story and twelve-story SMFs. Each frame will be modeled with either strong or weak panel zones. The findings indicate that SMFs with weak panel zones demonstrate greater ductility and collapse strength compared to their counterparts with strong panel zones.


Steel moment frame , WUF-W connection , Seismic performance evaluation , Weak panel zone , Nonlinear analysis

약패널존이 적용된 WUF-W 접합부를 갖는 모멘트 골조의 내진 성능 평가

초록

    1. 서 론

    철골 특수 모멘트 골조(SMF)는 높은 연성과 에너지 소산 능력을 보유한 대표적인 횡력 저항 시스템으로 가장 엄격한 설계가 요구되는 구조 형식이다. 이러한 SMF의 접합부는 충분한 연성과 에너지 소산 능력이 확보되어야 하며, AISC 358[1]은 이를 적용할 수 있는 사전 인증된 12개의 접합부를 제공하고 있다. 특히 접합부의 패널존은 접합부 성능에 큰 영향을 미치므로, 다수의 선행 연구에서 실험과 해석을 통하여 패널존에 따른 영향을 평가하 였다.

    Krawinkler[2]는 패널존에서 과도한 전단 변형이 발생할 경우 비탄성 변형이 발생하면 기둥과 보에 국부적인 꼬임(local kink)가 형성되고, 응력과 변형이 용접부에 집중되어 조기 파단을 초래할 수 있다고 보고하였다. El-Tawil et al.[3]은 유한 요소 해석을 통해 약패널존이 비탄성 변형을 증가시키고, 응력 집중을 야기시켜 취성 파단의 가능성을 증가시킨다고 보고하였다.

    이러한 선행 연구를 기반으로 현행 기준에서는 강기둥-약보 조건을 만족하고, 요구되는 패널존 전단 강도가 패널존의 공칭 전단 강도를 초과할 경우 덧판(doubler plate) 보강을 규정하여, 대부분의 비탄성 변형을 보부재에 집중시키도록 유도하고 있다[4, 5]. 하지만, Skiadopoulos and Lignos[6] 은 보에 모든 비탄성 변형이 집중될 경우 극심한 국부 및 횡좌굴이 발생하여 기둥의 비틀림을 초래하고, 최대 고려 지진(MCE) 수준 지반운동과 같이 강한 지반운동에서 붕괴를 야기할 수 있다고 보고하였다. 이러한 문제점을 해결하기 위해 Yang and Ban[7]은 비탄성 변형을 패널존에서 일부 부담할 수 있도록 제안한 바 있으나, 정량적인 기준이 없다고 보고하였다.

    실제로 다수의 선행 연구는 Northridge 지진 이후 접합부의 취성 파괴 방지를 위해 개선된 접합부 상세와 용접 재료를 적용하여 실험을 수행하였으며, 약패널존 접합부가 우수한 내진 성능을 발휘하는 것을 확인하였다 [8-12]. 또한 선행 연구에서는 약패널존을 갖는 welded unreinforced flange-welded web(WUF-W) 접합부가 총 변형각(θt )가 0.04 rad를 달성하고, 그 이상의 변형 구간에서 모멘트 강도비 0.8 이상을 유지하여 AISC 341[4]의 성능 목표를 만족하며, 우수한 연성과 에너지 소산 능력을 보유하는 것을 확인하였다[13-19].

    하지만, 해당 결과는 현행 설계 기준에 위배되는 내용이므로 실제 골조에 적용하기 위해서는 내진 성능 평가가 수행되어야 한다. 따라서 본 연구는 ASCE 7[20]을 기준으로 4 층과 12 층 골조를 설계하였다. ASCE 7[20]에서는 강패널존(패널존 전단 강도비(ϕRn/Ru )>1)을 요구하므로 설계한 골조에서 이를 만족하지 못하는 경우 덧판을 부착하였다. 또한 패널존에 덧판을 적용하지 않은 약패널존을 갖는 골조도 고려하였다. 본 연구에서 덧판을 적용하지 않아 발생하는 약패널존의 전단 강도비 범위는 4층의 경우 0.52~ 0.76이고, 12층의 경우 0.46~0.88이다. 약패널존을 갖는 골조와 강패널존을 갖는 골조의 내진 성능 비교를 통하여 약패널존의 영향을 평가하고자 하였다. 비선형 정적과 동적 해석을 통하여 연성 능력, 에너지 소산 능력, 붕괴 성능을 비교하였다.

    2. 전단강도비에 따른 WUF-W 접합부의 변형능력 비교

    Fig. 1은 Shin[16]의 연구 결과를 기반으로 약패널존(UT04)와 강패널존(UT06) 내부 접합부 실험체의 성능을 비교한 것으로 AISC 341[4]에서 제시한 접합부 요구 성능 도달 여부와 함께 나타낸 것으로 두 실험체 모두 성능 목표를 만족하였다. UT04는 UT06보다 상대적으로 큰 이력 곡선을 형성 하였으며, 전단 강도비가 낮음에도 불구하고, 강도 및 강성 저하 없이 θt가 0.06 rad 이상의 큰 변형을 달성하였다. 이에 반해, 성능이 우수할 것으로 예상되었던 UT06 실험체는 0.03 rad에서 최대 강도 도달 후 좌굴 발생으로 인해 강도 저하가 나타나, 기대보다 낮은 성능을 보였다.

    Fig. 2는 UT04와 UT06의 성능을 정량적으로 비교하고, 부재별 변형능력과 에너지 소산 능력을 비교하였다. Fig. 2(a)에 따르면 음과 양의 방향에서 최대 전단 내력은 UT04가 1.07과 1.05이고, UT06은 동일하게 1.21로 UT04보다 UT06이 약 1.13 배, 1.15 배 크게 나타났다. 반면, θt와 에너지 소산량(Et)는 UT04가 0.07 rad과 5,904 kJ, UT06이 0.05 rad과 3,379 kJ 로 UT04가 UT06보다 약 1.4 배, 1.75 배 우수한 성능을 보유한 것으로 나타났다. 또한 최종 하중 단계에서 UT04는 보 부재에서 약 0.02 rad의 소성 변형이 발생했음에도 대부분의 변형과 에너지 소산은 패널존에서 부담되었지만, UT06은 대부분 보에서 부담되었다(Fig. 2(b), (c)). 이러한 결과는 약패널존을 고려한 접합부 설계가 우수한 에너지 소산 능력과 변형 성능을 제공하여 내진 성능을 향상시킬 수 있음을 시사한다.

    Fig. 3은 Lee et al.[21]에서 수집한 WUF-W 접합부의 실험 데이터를 바탕으로 전단 강도비에 따른 패널존 분류와 이에 따른 θt를 시각화한 것이다. θt가 가장 작은 실험체는 0.03 rad으로 성능 목표를 만족하지 못하며, 이는 강도비와 관계없이 깊은 보를 가진 실험체들에서 공통적으로 나타났다. Fig. 3(a)에 따르면 θt에 대해서 중앙값(m)은 0.05 rad으로 동일하고, 약패널존 접합부의 평균값(μ)는 0.053 rad으로 강패널존 접합부의 0.049 rad보다 다소 우수한 변형능력을 보유한 것으로 나타났다. 단, 이 결과는 분산을 고려하지 않은 것이다. Table 1은 Fig. 1(a)를 요약한 결과이다.

    선행 연구 결과 약패널존 WUF-W 접합부 실험체가 강패널존 접합부보다 변형능력이 우수한 것으로 나타났다. 하지만, 약패널존 접합부 성능을 일반화하기에 골조를 대상으로 분석한 연구는 미미하다. 이에 본 연구에서는 강패널존 및 약패널존 WUF-W 접합부를 적용한 SMF를 설계하고, 수치 해석 기반의 내진 성능 평가를 수행하여, 정량적으로 비교 및 평가하고자 한다.

    3. 대상 골조 선정 및 수치 모델 구축

    본 연구에서는 약패널존 WUF-W 접합부를 적용한 SMF에 대한 내진 성능 평가를 위해, NIST[22]에서 제시한 대상 골조의 평면을 활용하였다 (Fig. 4). Fig. 4에서 굵은 실선은 SMF, 일반 실선은 중력골조를 의미하고, 본 연구는 빨간색 실선으로 표기한 E-W 방향 SMF를 대상으로 하였다. 대상 골조는 4 층과 12 층으로 1 층 층고는 4.6 m, 제외한 모든 층고는 4.0 m 그리고 경간의 길이는 6.1 m이다. 1 층을 제외한 홀수 층 기둥의 1/2 지점마다 기둥 이음부와 보의 1/3 지점마다 횡력 가새가 설치된 것으로 가정하였다.

    ASCE 7[20]에 따라 SMF의 반응수정 계수(R)와 시스템 초과 강도 계수(Ω0 ), 그리고 변위 증폭 계수(Cd)는 각각 8, 3 그리고 5.5이다. 골조의 고정하중은 4.31 kN/m2이고, 지붕 층의 활하중은 0.96 kN/m2, 각 층의 활하중과 외장 하중은 2.40 kN/m2와 1.20 kN/m2이다[22]. 대상 골조는 강진 지역에 위치한 일반 사무실 건물로, 위험 범주는 II, 중요도 계수(Ie )는 1.0, 지반 등급은 D로 설정하였다. 이에 따라 내진 설계 범주는 D로 분류되어, FEMA P695[23]에 제시된 Dmax에 기반하여 응답 스펙트럼 매개변수를 선정하였다.

    대상 골조의 내진 설계는 등가 정적 해석법(ELF)를 사용하였고, 해석과 설계는 ETABS v18.1.0[24]를 사용하였다. 4 층과 12 층의 WUF-W 접합부를 갖는 SMF는 AISC 341[4]에서 요구하는 강패널존 조건을 만족하도록 설계하고, 약패널존의 경우 의도적으로 덧판 두께(tdp )를 저감시켜 설계하였다. Table 2는 설계 결과를, Table 3은 골조별 기본 주기(T)와 질량 참여 계수(β)를 정리한 것이다. Table 2와 Table 3에 따르면 약패널존 접합부를 적용한 골조의 경우 강도 및 강성을 보강하기 위한 패널존 보강판이 제외되기 때문에, 상대적으로 고유 주기가 더 길게 나타나는 것으로 확인되었다.

    Fig. 5는 지진 하중에 대한 응답을 모사하기 위한 이상화된 수치 해석 모델이다. 해석에는 구조해석 오픈소스 프로그램인 OpenSees[25]를 사용하였다. Fig. 5의 A 지점에 대한 상세 및 수치 모델 파라미터는 Fig. 6에 나타내었다. 모든 보와 기둥은 탄성 선형 요소로 모델링하였고, 양단부에는 비선형 거동을 집중시키기 위해 집중 소성 힌지 모델을 적용하였다. 해당 모델은 강도 및 강성 저하를 고려할 수 있는 Modified Ibarra-Medina-Krawinkler (IMK) model[26]을 통해 구축하고, Lignos and Krawinkler[27]에 제안된 모델링 매개변수를 사용하였다(Fig. 6(b), (c)). 기둥의 탄성 강성은 Bech et al.[28]에서 제시한 경험식을 통해 전단 변형으로 인한 강성 저하를 반영하였다.

    IMK 모델에서는 집중 소성 힌지 스프링이 모멘트 회전각으로 정의되어 직접적으로 P-M 상호작용을 고려할 수 없다. 따라서 본 연구에서는 AISC 360[5] Ch. H1.1에서는 P-M 상관식(식 (1))에 기둥 축력을 Pg + 0.5PE, max을 적용하여 축력이 고려된 감소된 모멘트 강도를 결정하여 수치 모델에 적용하였다. 이때, 축력 Pg +0.5PE, max는 Zareian and Medina[29]에서 비선형 해석으로 산정하여 비선형 해석에 적용할 것을 제안한 값이다.

    P r P c + 8 9 M r x M c x ≤ 1.0
    (1)

    여기서, Pr과 Mr은 해석에서 요구되는 압축 및 휨강도, Pc와 Mc는 부재의 설계 압축 및 휨 강도, 그리고 Pg와 PE, max는 중력 하중과 횡력에 의해 각각 기둥에 발생하는 최대 압축 하중이다.

    Fig. 6과 같이 패널존의 폭과 높이는 각각 기둥과 보의 높이로 정의하였으며, 총 8개의 강체 요소와 집중 소성 힌지 모델로 이상화하였다. 또한 패널존의 강도 및 강성 저하 영향은 Krawinkler[2]와 ATC 72-1[30]에 따라 집중 소성 힌지에 반영하였다. 또한, 전단 변형은 Gupta and Krawinkler[31] 에서 제안된 삼선형 곡선으로 거동하는 집중 소성 힌지 모델을 패널존의 오른쪽 상단 모서리에 배치하여 구현하였다(Fig. 6(a)).

    또한 중력 하중은 FEMA P695[23]에 따라 1.05DL+0.25LL을 통해 결정하였다. 여기서 DL은 고정하중, LL은 활하중을 의미한다. 기존의 Rayleigh-type 감쇠는 강도와 강성 저하 시 비현실적인 감쇠 하중을 유발하는 한계가 있다. 본 연구에서는 Zareian and Medina[29]에서 제안한 바와 같이 탄성 부재와 질량 요소에만 감쇠를 적용하였다.

    4. 골조에 대한 성능 평가 수행

    4.1 비선형 정적 해석

    본 연구에서는 Table 2의 각 골조에 대하여 FEMA P695[23]에서 제시한 절차를 따라 붕괴 성능을 평가하였다. 비선형 정적 해석을 수행하여 철골 모멘트 골조의 Ω0와 주기 기반 연성도(μT )를 도출하였다. pushover 해석은 각 골조의 1차 모드 형상에 따라 횡하중을 분배하여, 골조의 붕괴 시점까지 수행하였다(식 (2)).

    F x ∝ m x ϕ 1 , x
    (2)

    여기서, x, Fx , mx 및 ϕ1,x 는 각각 층의 수, 층에 분포된 횡하중, 층별 질량 그리고 1차 모드의 층별 형상 계수를 의미한다.

    Fig. 7은 pushover 해석을 통하여 얻은 각 골조의 pushover 곡선이며, Fig. 7(a)는 4 층, Fig. 7(b)는 12 층 골조에 대한 곡선이다. 곡선의 가로축은 지붕 층의 변위를 높이로 나누어 정규화한 지붕 층 변형각(θRDR)과 세로축은 밑면 전단력(V)를 유효 질량(W)로 정규화한 횡력(V/W)를 의미한다. 또한 Ω0와 μT에 대해서 Fig. 7에 나타내었으며, 이는 식 (3)~(4)에 따라 결정하였다.

    Ω 0 = V max / V d e s
    (3)

    μ T = θ u / θ y , e f f
    (4)

    여기서, Vmax는 최대 밑면 전단력, Vdes는 설계 밑면 전단력, θy,eff는 지붕 층의 유효 항복 변형각, 그리고 θu 는 전단강도가 최대 강도의 80% 수준으로 감소할 때의 지붕 층의 극한 층간 변형각으로 정의하였다.

    약패널존을 갖는 4 층 골조(4-WP) 및 12 층 골조(12-WP)의 θy,eff는 강패널존을 갖는 4층 골조(4-SP)와 12층 골조(12-SP)보다 각각 2.94% 및 3.64% 증가하였으나 그 차이는 미미하였다. 또한 4-WP와 12-WP의 θu는 4-SP와 12-SP보다 각각 51.28%와 33.33% 증가하여, 골조의 붕괴 시점 역시 지연되는 것을 확인하였다. 여기서 θu는 최대 강도의 80%로 저하된 시점의 변위비를 의미한다[23]. 이를 통해 계산된 약패널존 골조의 μT는 강패 널존 골조보다 각각 46.10% 및 30.48% 증가하여 연성 능력 측면에서 우수한 것으로 나타났다. 반면, 약패널존 골조의 Ω0는 강패널존 골조보다 각각 10.90% 및 7.82% 감소하였다. 이러한 결과는 약패널존 접합부를 적용한 골조는 지진 하중에 대해 저항할 수 있는 최대 전단강도가 일부 감소하지만, 강패널존 접합부를 적용한 골조보다 우수한 연성능력을 확보할 수 있음을 의미한다. 여기서 연성능력은 FEMA P695[23]에 따라 결정된 μT 값을 이용하여 결정하였다. Table 4에는 Fig. 7의 pushover 곡선으로부터 도출된 주요 구조 성능 지표들을 요약하였다.

    4.2 비선형 동적 해석(시간 이력 해석)

    지진과 같은 동적 하중은 골조에 비탄성 거동을 유발하며, 이는 안전성과 붕괴 성능에 큰 영향을 미친다. 지진 하중에 따른 골조의 복잡한 동적 응답을 평가하기 위해 증분 동적 해석과 같은 비선형 동적 해석이 사용된다. 이 해석을 통해 개별 지진파에 대한 중간 붕괴 강도( S ^ C T ), MCE 수준 지반 운동에 서의 붕괴 강도(SMT) 및 붕괴 여유비(CMR) 등을 산정하여 구조물의 내진 성능을 평가할 수 있다.

    본 연구에서는 비선형 동적 해석 중 Vamvatsikos and Cornell[32]의 증분 동적 해석(IDA)를 수행하였고, 이때의 지반 운동은 FEMA P695[23] 에서 제시하는 44개의 원거리 지반 운동을 사용하였다[33]. 골조의 붕괴는 FEMA P695[23]에서 제시한 바와 같이 지반 운동으로 인해 최대 층간 변형 각(θmax )가 0.1 rad을 초과하거나, 횡저항 성능을 상실한 시점으로 정의하였다. Fig. 8에는 각 지진파에 대한 IDA 곡선을 나타냈으며, 44개의 원거리 지반 운동에 대한 S ^ C T , SMT 그리고 CMR을 함께 표기하였다. 가로축은 T와 감쇠비가 5%일 때, 1차 모드의 유사 스펙트럼 가속도(PSA)이고, 세로축은 θmax로 나타내었다. 이때 T는 현행 내진 설계 기준에 따라 산정된 주기의 상한값(CuTa)를 의미한다.

    Fig. 8에는 IDA를 수행한 결과를 나타내었다. 4층과 12층 골조의 SMT 는 각각 0.881과 0.373이다. 4층 골조의 경우 약패널존 접합부를 적용한 4-WP는 S ^ C T 가 2.245 g, CMR이 2.548로, 강패널존 접합부를 적용한 4-SP의 2.175 g, 2.468보다 각각 3.22%와 3.24% 증가하였다. 또한, 12층 골조의 경우 약패널존 접합부를 적용한 12-WP는 S ^ C T 가 0.542 g, CMR이 1.452로, 강패널존 접합부를 적용한 12-SP의 0.514 g, 1.378보다 각각 5.45%와 5.37% 증가하였다. 이에 따라 약패널존 접합부를 갖는 SMF는 층 수, 부재의 단면 크기 등 조건이 동일한 경우 강패널존 접합부를 갖는 SMF에 비해 더 우수한 붕괴 저항 성능이 확보되는 것으로 판단된다.

    현행 내진 설계 기준인 ASCE 7[34]의 Table 1.3~3에서는 대상으로 선정한 위험 범주 II에 해당하는 골조의 붕괴 확률(Pc)를 MCE 수준 지반 운동에 대하여 10% 미만으로 제한하고 있으며, 이를 초과하는 경우 붕괴 성능 목표를 만족하지 못하는 것으로 정의한다. 이때 대상 골조의 Pc는 식 (5)로 계산할 수 있다.

    P c = ϕ S M T − S S F × S ^ C T β T O T
    (5)

    여기서, SSF는 발생 빈도가 낮은 여러 지반 운동의 스펙트럼 형상을 보정하여 붕괴 확률을 조정하는 계수이고, βTOT는 시뮬레이션에서 발생할 수 있는 총 불확실성으로 식 (6)으로 계산할 수 있다.

    β T O T = β R T R 2 + β D R 2 + β T D 2 + β M D L 2
    (6)

    여기서, βRTR, βDR, βTD 그리고 βMDL은 기록, 설계 요구, 실험 데이터 그리고 모델링에 대한 불확실성을 의미한다. 본 연구에서는 βDR , βTD 그리고 βMDL는 0.2로 정의하고, βRTR은 44개의 지반 운동에 대한 붕괴 강도의 분산으로 정의하였다.

    Table 5에는 해당 계산 절차를 통해 도출된 각 골조의 Pc를 요약하여 나타내었다. 강패널존 접합부 상세를 적용한 골조 중에서 4-SP는 MCE 지반 운동에 대한 Pc가 ASCE 7[34]에서 요구하는 10%를 만족하는 반면, 12-SP는 붕괴 성능 목표를 충족하지 못하는 것으로 나타났다. 약패널존 접합부 상세를 적용한 골조인 4-WP와 12-WP는 Pc가 각각 0.88%와 9.24%로 목표 성능을 만족하였다. 이때, 4-WP와 12-WP의 Pc는 4-SP와 12-SP보다 각각 31.02%와 21.10% 저감된 것으로 나타났다. MCE 지반운동에 대한 Pc 를 기반으로 붕괴 성능을 평가한다면, 약패널존 접합부를 갖는 SMF가 강패널존 접합부를 갖는 SMF보다 더 우수하다는 것을 의미한다.

    Table 6에는 강패널존 및 약패널존을 갖는 WUF-W를 적용한 4층과 12층 SMF의 비선형 정적 및 동적 해석에 따른 결과에 대한 비교를 정량적으로 나타내었다. 약패널존 접합부를 적용한 SMF는 강패널존 접합부를 적용한 SMF보다 최대 전단강도는 감소할 수 있으나, 연성 및 붕괴 성능이 우수한 것으로 나타났다. 하지만, 본 연구에서 분석한 대상은 4층과 12층 골조로 중･저층의 정형적인 골조에 해당하므로, 향후 고층 골조를 포함하여 다양한 구조 형상에 대한 내진 성능 평가가 추가로 수행될 필요가 있다고 판단된다.

    5. 결 론

    본 연구에서는 ASCE 7[20]에서 제시한 붕괴 성능 목표를 기준으로 약패널존을 갖는 WUF-W 접합부가 적용된 SMF에 대하여 내진 성능을 정량적으로 평가하였다.이를 평가하기 위해 강패널존을 갖는 WUF-W 접합부가 적용된 철골 SMF를 추가로 설계하였고, 비선형 정적 해석과 동적 해석을 기반으로 골조의 연성능력 및 붕괴 성능의 향상 수준을 종합적으로 비교 및 분석하였다. 본 연구에서 도출된 결과는 다음과 같다.

    • 1) 선행 연구를 통해 수집한 WUF-W 접합부의 최소 변형각은 약 0.03 rad 으로 이는 패널존 강도비에 관계없이 모든 깊은 보 실험체에서 관찰되었다. 또한 대다수의 WUF-W 접합부 실험체는 변형각이 현행 기준 AISC 341[4]에서 제시하는 SMF 접합부의 기준값 0.04 rad를 초과하여 충분한 변형능력을 보유한 것으로 나타났다.

    • 2) 이전 선행 연구에서는 강패널존을 갖는 WUF-W 접합부가 약패널존을 갖는 WUF-W 접합부보다 변형능력이 우수한 것으로 보고하였지만, 강도비에 관계없이 중앙값은 0.05 rad으로 동일하였다. 그뿐만 아니라 약패널존 접합부의 평균값은 0.053 rad로 강패널존 접합부의 0.049 rad보다 약 8.16% 정도 큰 것으로 나타났다. 이는 선행 연구와 다르게 약패널존 접합부가 강패널존 접합부보다 변형능력이 우수한 것을 의미한다.

    • 3) 4층과 12층의 강패널존과 약패널존을 갖는 WUF-W 접합부를 적용한 SMF의 비선형 정적 해석 수행하였다. 4-WP와 12-WP의 θy,eff은 0.0070 rad과 0.0057 rad으로 4-SP와 12-SP의 0.0068 rad과 0.0055 rad보다 각각 2.94% 및 3.64% 증가하여 항복 시점이 지연되었다. 4-WP와 12-WP의 θu 는 0.0591과 0.0279로 4-SP와 12-SP의 0.0393과 0.0207보다 각각 51.28%와 33.33% 증가하여, 골조의 붕괴 시점 역시 지연되는 것을 확인하였다.

    • 4) 이를 통해 계산된 4-WP와 12-WP의 μT는 각각 8.4287 및 4.8847로 4-SP와 12-SP의 5.7685와 3.7429에 비해 각각 46.10% 및 30.48% 증가한 것으로 나타났다. 또한 4-WP의 Ω0는 2.372로 4-SP의 2.662보다 약 10.90% 감소하였고, 12-WP는 1.6485로 12-SP의 1.7909보다 약 7.82% 감소하였다. 이는 약패널존을 적용한 골조의 경우 강패널존을 적용한 골조보다 지진 하중에 저항할 수 있는 최대 전단 저항 성능은 감소하지만, 상대적으로 우수한 연성능력을 보유하고 있음을 의미한다.

    • 5) 비선형 동적 해석을 수행한 결과 4-WP의 S ^ C T 와 CMR은 2.245 g와 2.548로, 4-SP의 2.175 g와 2.468보다 각각 3.22%와 3.24% 증가하였다. 12-WP는 S ^ C T 와 CMR이 0.542 g와 1.452로, 12-SP의 0.514 g 와 1.378보다 각각 5.45%와 5.37% 증가하였다. 이는 비선형 동적 해석 결과와 다르게 약패널존 접합부를 적용한 골조가 상대적으로 지진 하중에 저항할 수 있는 최대 저항 성능이 더 우수한 것을 의미한다.

    • 6) 4-WP와 12-WP의 Pc는 0.883%와 9.237%로 4-SP와 12-SP의 1.280% 와 11.707%보다 31.02%와 21.10% 감소하였다. 또한 약패널존 접합 부를 적용한 골조는 현행 내진 설계 기준인 ASCE 7[34]에서 제한한 Pc 인 10%를 모두 만족하였으나, 강패널존 접합부를 적용한 골조 중 4-SP만 만족하였다.

    • 7) 본 연구에서는 약패널존을 갖는 WUF-W 접합부를 적용하여 설계하는 것은 연성능력과 붕괴 성능 등 구조적 측면에서 유효하다고 판단된다. 하지만, 비선형 정적 해석에서 최대 전단 저항 성능이 다소 감소하였기 때문에, 약패널존을 갖는 WUF-W 접합부 형식을 적용한 설계 시 구조 엔지니어의 신중한 판단이 요구된다.

    • 8) 본 연구에서는 패널존 강도비를 각 골조별로 조정하였다. 동일한 주기를 갖도록 부재를 조정하지는 않았다. 주기가 동일한 강패널존과 약패널존 골조의 성능 비교는 향후 과제로 진행할 예정이다.

    / 감사의 글 /

    본 논문은 행정안전부 과제(B0080901000971)로 수행됨.

    Figure

    EESK-29-6-333_F1.jpg

    Comparison of hysteretic response for WUF-W connections (a) UT04 and (b) UT06

    EESK-29-6-333_F2.jpg

    Comparison of between UT04 and UT06: (a) specimen performance, (b) θt and (c) Et

    EESK-29-6-333_F3.jpg

    Charts of shear strength ratio and strain for WUF-W connections: (a) Box plot and (b) Definition

    EESK-29-6-333_F4.jpg

    Plane view of target frame

    EESK-29-6-333_F5.jpg

    Numerical model for steel SMF

    EESK-29-6-333_F6.jpg

    Numerical model for WUF-W connection model

    EESK-29-6-333_F7.jpg

    Pushover curves of steel SMF: (a) 4-SP and 4-WP model (b) 12-SP and 12-WP model

    EESK-29-6-333_F8.jpg

    IDA curves of steel SMF: (a) 4-SP model, (b) 4-WP model, (c) 12-SP model and (d) 12-WP model

    Table

    Statistical values of θt

    Member sections for columns and beams and thickness

    Fundamental period and model mass participation factors for the building type

    T : Natural period of the ith mode calculated from eigenvalue analysis;
    β<sub>i</sub> : Mass participation factor of the ith mode

    Overview of results from static pushover analysis

    Summary of IDA and collapse probability

    Summary of performance evaluation

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    Journal Abbreviation J. Earthq. Eng. Soc. Korea
    Frequency Bimonthly
    Doi Prefix 10.5000/EESK
    Year of Launching 1997
    Publisher Earthquake Engineering Society of Korea
    Indexed/Tracked/Covered By