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강구조 접합부 내화성능에 관한 다수의 선행 실험 연구에서는 주로 엔드플레이트 접합부를 사용하였다. 이 연구에서도 문헌과의 비교를 위해 플러시 엔드플레이트 접합부를 대상에 포함하였다. 실험체의 크기를 고려하여 압축 볼트 2개(1열)와 인장 볼트 4개(2열)를 사용한 형태로 정하였다.

플러시 엔드플레이트는 전단 접합부로서 설계되는 경우가 일반적이지만, 실제 거동은 어느 정도 모멘트 전달을 하는 반강접 접합부이다. Eatherton et al.^[15]은 항복선 이론에 근거하여 플러시 엔드플레이트의 공칭 휨 강도 M_n 계산법을 제시했으며, 이를 정리하면 식 (1)과 같다(Fig. 3 참고).

Fig. 3. 
Yield line pattern^[15]

f_y 엔드플레이트 항복강도
t 엔드플레이트 두께
b 엔드플레이트 폭
h_k 압축플랜지 중심에서 k번째 인장볼트열까지의 거리 (k = 1, 2)
p_fi 인장플랜지 끝에서 첫 번째 인장볼트열까지의 거리
p_b 볼트열 사이 거리
g 게이지 길이
s=bg/2

여기서 마지막 항(b/4)는 이 연구의 실험체에 맞게 압축플랜지 위치에서의 항복선을 반영한 것이다.

한편, 위 식은 인장볼트가 항복하지 않은 상황을 가정하고 있다. 유로코드(EN 1993-1-8)^[16]의 약산법을 참고하면, 거동이 인장볼트에 지배적일 때 엔드플레이트 접합부의 공칭 휨 강도 M_n를 아래와 같이 단순히 계산할 수 있다.

f_nt 볼트 공칭인장강도
A_b 볼트 공칭단면적
h_k 압축플랜지 중심에서 k번째 인장볼트열까지의 거리 (k = 1, 2)

일반적으로 플러시 엔드플레이트는 전단접합으로써 주로 사용되는 것을 고려하여, 접합부의 공칭 휨 강도를 보 소성모멘트 M_p의 약 80% 수준이 되도록 설계하였다. 이는 접합부에 파괴를 유도하여 상온과 고온에서의 접합부 거동 차이를 극명하게 보기 위함이다. 다만 볼트의 경우 급격한 취성 파괴를 방지하기 위해 볼트 인장파단에 대한 공칭강도가 보 소성모멘트보다 크도록 설계하였다. 그 결과 엔드플레이트의 두께는 21 mm, 볼트는 M24를 사용하였으며, 접합부 상세는 Fig. 4와 같다. 접합부의 파괴모드별 공칭 휨 강도는 Table 1에 정리하였다.

Fig. 4. 
Endplate connection details

한편, 위와 같이 설계했을 시 엔드플레이트의 공칭전단강도는 예상 소요전단력에 비해 충분히 크므로 실험체 거동에 전단이 미치는 영향은 무시할 수 있다.

브라켓 접합부는 시공성이 좋아 국내 실무에서 널리 사용되는 접합부이나, 형상이 복잡하여 다양한 파괴 양상이 나타날 수 있다. 이 연구에서는 실험체의 규모를 고려하여 보 이음의 위치를 기둥 플랜지 바깥면으로부터 400 mm 떨어진 곳으로 정하였다.

국내 설계기준에 따르면 마찰접합으로 이음판을 설계해야 하나, 이 연구에서는 접합부의 상온 및 고온 거동 차이를 보다 명확하게 확인하고자 다양한 파괴양상이 나타날 수 있는 지압접합으로 설계하였다. 또한, 일반적으로 접합부는 보 소성모멘트 이상의 강도를 발현하도록 설계하지만, 이 연구에서는 접합부의 파괴가 선행되도록 유도하였다. 이는 접합부에 변형이 집중되도록 함으로써, 화재 노출 시 접합부의 다양한 거동을 확인하기 위함이기도 하다. 이 실험체의 경우 보 단부의 휨모멘트가 M_p에 도달할 때 이음부에는 M_p의 약 0.79배 (=1500 mm/1900 mm)가 작용하므로, 이에 비슷한 수준의 강도를 갖도록 설계하였다.

한편, 이 실험체의 경우 웨브 이음판의 공칭전단강도가 보 웨브의 50% 이상이 되도록 설계하였으며, 이후 상온실험 결과 웨브 이음판의 공칭전단강도에 못 미치는 전단력이 작용한 것을 확인하였다.

그 결과 플랜지 이음판과 웨브 이음판의 두께는 각각 12 mm, 9 mm로 정하였고, 볼트는 M22를 사용하였다. 실험체 상세는 Fig. 5와 같다. 파괴양상별 공칭 휨 강도는 현행 국내 설계기준을 참고하여 Table 1과 같이 계산하였다.

Fig. 5. 
Bracket connection details

웨브 이음판 모멘트 접합부는 웨브에 이음판을 사용하여 기둥과 연결하고 보의 상하부 플랜지를 CJP 용접으로 결합하는 형태의 모멘트 접합부이다. 하지만 이 연구에서는 다른 실험체와 마찬가지로 접합부가 취약한 반강접합을 대상으로 하기 위해 웨브 이음판을 마찰접합이 아닌 지압접합으로 설계하였다. 보 전단전강도의 50% 수준이 되도록 설계하였으며, 실험 결과 접합부에 작용하는 전단력이 공칭전단강도에 못 미치는 것을 확인하였다. 그 결과 웨브 플레이트의 두께는 9 mm이고 볼트는 M22를 사용하였으며, 접합부 상세는 Fig. 6과 같다.

Fig. 6. 
Web-plate connection details

이 접합부의 휨모멘트는 오로지 플랜지 용접부가 전달한다고 보고, 그에 따라 용접부 파단 및 보의 소성힌지 형성에 따른 강도를 Table 1에 정리하였다.

각 접합부 형상마다 동일한 두 가지 실험체를 만들어 상온재하실험과 재하가열실험을 수행하였다. 상온에서의 재하실험에서는 보 부재의 횡비틀림좌굴을 방지하기 위해 중앙부를 횡지지하였다(Fig. 7 참고). Fig. 1에 표시한 것과 같이 실험체의 중앙 및 사분점에서의 수직 변위를 계측하였고, 변형이 집중될 것으로 예상되는 위치에서는 변형률을 측정하였다(Fig. 4-6(b) 참고).

Fig. 7. 
Lateral bracing for ambient temperature

실험체마다 예상되는 하중을 Table 1에 정리하였다. 여기서 nominal strength는 접합부의 공칭 휨 강도에 따른 예상 하중이고, expected strength는 SM275 강재의 실제 항복강도 및 인장강도를 반영한 예상 하중이다. 볼트 보 단부가 소성모멘트에 도달할 때의 예상 하중(P_exp)은 436 kN이고, 접합부가 완전한 강접합일 경우 이론적인 초기 강성은 42.2 kN/mm=6EI/Ls3이다.

재하가열실험에서는 보 단부 휨모멘트가 상온 공칭 소성모멘트의 50% 수준에 도달하는 하중인 186 kN까지 재하한 후, 하중을 유지하면서 KS F 2257-1의 표준화재곡선을 따라 실험체를 가열하였다. 가열로의 형상은 Fig. 8과 같다.

Fig. 8. 
Furnace setting for fire test

가열로의 덮개가 실험체의 면 외 거동을 충분히 방지할 것으로 보고 추가적인 횡지지는 하지 않았다. 또한, 장비적 한계로 인해 변위계나 변형률계를 사용하기 어려우므로, 액츄에이터의 변위 값만 사용하여 실험체의 처짐을 확인하였다.

한편, 실제 구조물에서 슬래브에 의한 효과를 반영하고자 보의 인장플랜지를 세라믹울로 단열 처리하였다. 기둥 역시 과도한 변형을 방지하기 위해 내부를 세라믹울로 채워 보호하였으나, 접합부로의 열전도에 영향을 줄 수 있으므로 기둥 플랜지 바깥면은 노출시켰다(Fig. 9 참고).

Fig. 9. 
Partial insulation of fire test specimen

볼트 및 접합부 요소, 보의 기둥과 인접한 부분 및 기둥으로부터 400 mm 떨어진 위치 등에 열전대를 설치하여 가열 동안 부재 내 온도분포를 파악하였다(Fig. 4-6(c) 참고). 국내 표준내화시험절차인 KS F 2257-1에 의거하여 중앙 처짐이 L² / 400D=110 mm 이상일 때를 기준으로 실험체의 내화성능을 확인하였다.

EP 실험체의 경우, 초반에 횡지지 없이 가력을 진행하다가 약 90 kN에서 횡비틀림좌굴이 발생하는 것을 확인하였으며, 이는 보 단부에 소성모멘트의 약 25%의 휨모멘트가 작용하는 수준이다. 이에 따라 실험을 일시 중단하고, 주요한 소성 변형이 발생하지 않았음을 확인한 후 횡지지를 추가하여 다시 진행하였다.

실험 결과, 엔드플레이트에 항복선이 형성되며 굽힘이 발생함에 따라 인장측 볼트열에서 모두 인장과 휨에 의한 소성 거동을 보였다(Fig. 10(a) 참고). 이후 계속해서 추가적인 강도 발현을 하다가 엔드플레이트와 보 인장플랜지 사이의 용접부가 과도한 변형으로 인해 파단되면서 실험이 중단되었다(Fig. 10(b) 참고). 보의 압축플랜지에서 경미한 국부좌굴이 확인되었으나, 이는 보 소성모멘트 도달 이후 과도한 변형으로 인한 결과로 보인다.

Fig. 10. 
Endplate specimen after structural test

재료 초과강도를 고려한 보 소성모멘트의 86%까지 강도가 발현되었으며, 이는 Table 1에서 예상한 엔드플레이트 굽힘 강도에 충분히 도달했다고 볼 수 있다(Fig. 13(a) 참고). 초기 강성은 이론적인 강접합 강성의 약 60% 수준인 25 kN/mm으로 나타났다.

브라켓 실험체는 이음부를 마찰접합 대신 지압접합으로 설계하여 의도적으로 접합부를 취약하게 하였기 때문에, 그로 인해 하중 150 kN부터는 인장플랜지 이음판 마찰면의 미끄러짐이 발생하였다(Fig. 11(b) 참고). 이때, 떨어져 있던 압축플랜지가 서로 맞닿으면서 인장플랜지 이음판에 변형이 집중됨에 따라 소성거동을 하였다(Fig. 11(c) 참고). 이후 계속해서 추가 강도를 발현하다가 보 단부가 소성모멘트에 도달한 후 보 인장플랜지의 용접부가 파단되면서 스캘럽이 찢어졌다(Fig. 11(d), (e) 참고).

Fig. 11. 
Bracket specimen after structural test

Fig. 13(b)는 브라켓 접합부의 실험 결과 하중-처짐 관계를 나타낸 것이다. 여기서 P_exp(slip)은 마찰계수 0.5를 적용하여 계산한 공칭강도이다. 최종적으로 재료 초과강도를 고려한 보 소성모멘트의 약 107%까지 강도가 발현되었으며, 초기 강성은 이상적인 강접합 강성의 약 60% 수준인 26 kN/mm로 나타났다.

웨브 이음판 모멘트 접합부 실험체는 초기에 다른 실험체에 비해 적은 처짐이 발생하다가 플랜지 항복 이후 인장플랜지 용접부 근처가 파단되면서 실험이 중단되었다(Fig. 12(a) 참고). 웨브 이음판에 미끌림이 발생하여 회전한 것이 관찰되었으나, 볼트 및 웨브 이음판에 소성 거동으로 인한 잔류변형은 거의 남지 않았다(Fig. 12(b) 참고).

Fig. 12. 
Web-plate specimen after structural test

강도 측면에서는 재료 초과강도를 고려한 보 소성모멘트의 약 101%까지 강도가 발현되었으며, 초기 강성은 29 kN/mm로 이상적인 강접합 강성의 약 70% 수준으로 나타났다(Fig. 13(c) 참고).

Fig. 13. 
Load-deflection curve

Fig. 14는 실험체별 시간에 따른 처짐을 나타낸 것이다. 한계 처짐 110 mm에 도달하기까지 걸리는 시간은 엔드플레이트, 브라켓, 웨브이음판 접합부 각각 28분, 39분, 34분으로 나타났다.

Fig. 14. 
Deflection-time curve for fire test

Fig. 15는 부위별 시간에 따른 온도변화를, Fig. 16은 한계 상태에 도달했을 때 위치별 보 단면 내 온도분포를 각각 나타낸 것이다. 기둥 외부면으로부터 400 mm 떨어진 위치에서는 노출된 플랜지 및 웨브의 온도가 700~800℃까지 상승한 반면 단열된 플랜지의 온도는 300~400℃ 정도로 상대적으로 낮았으며, 접합부 형태에 따른 영향은 미미했다.

Fig. 15. 
Temperature-time curve

Fig. 16. 
Temperature distribution at limit state

반면, 기둥 근처의 보에서는 단열된 플랜지의 온도가 노출된 부분의 온도와 비슷하여 상대적으로 고른 단면 내 온도분포가 나타났다. 한계상태에서 엔드플레이트, 웨브이음판, 브라켓 접합부 순으로 온도가 낮게 계측되었으나, 동일한 화재노출시간을 기준으로 하면 접합부 종류와 무관하게 유사한 수준으로 온도가 나타났다. 이는 기둥에서 떨어진 위치에서는 금방 부재 온도가 상승하는 반면, 기둥 근처에서는 열 유입이 적기 때문에 열적 과도 상태에 있어서 부재 온도가 화재노출시간의 영향을 크게 받는 것으로 생각된다.

실험 결과, 접합부의 종류와 무관하게 모든 실험체에서 보의 소성 굽힘으로 인한 파괴가 발생했다. 또한, 볼트, 이음판 등 접합부 요소는 중요한 구조적 손상을 보이지 않았다.

엔드플레이트 실험체의 경우, 상온재하실험에서에 비해 재하가열실험에서 엔드플레이트 및 인장측 볼트의 변형이 적게 발생한 것을 확인하였다(Fig. 17 참고). 마찬가지로 브라켓 접합부의 경우, 이음판 및 볼트의 변형이 경미하게 발생했을 뿐 실험체의 파괴에 직접적인 영향을 미친 것은 보에 형성된 소성힌지로 보여진다(Fig. 18 참고). 웨브 이음판 실험체 역시 마찬가지로 보 단부의 굽힘을 제외하고는 잔류변형이 발견되지 않았다(Fig. 19 참고).

Fig. 17. 
Endplate specimen after fire test

Fig. 18. 
Bracket specimen after fire test

Fig. 19. 
Web-plate specimen after fire test

대부분의 실험체에서 접합부가 취약하도록 설계되었음에도 불구하고 보에서 먼저 파괴가 발생한 이유는, 보에 비해 접합부의 형상이 복잡하여 열 유입이 적기 때문으로 추정된다. 내화설계기준^[6],[7]에서는 강재가 400℃까지 상온의 항복강도를 유지하다가, 이후 항복강도가 급격하게 감소하여 700℃에 이르러서는 상온의 약 4분의 1 수준이 될 것으로 보고 있다. 이 실험의 경우, 기둥에서 400 mm 떨어진 부근의 온도가 700℃를 넘어설 때에도 아직 기둥 부근의 온도는 400℃ 수준에 머물러 있으므로(Fig. 15 참고) 보에서 급격한 강도 저하가 발생하여 접합부 요소보다 먼저 파괴되었을 것으로 유추할 수 있다.

다만, 브라켓접합부 실험체는 다른 실험체와 달리 기둥에서 떨어진 위치인 이음부 바깥쪽에서 소성힌지가 형성되었다. 이는 이음부에서 보와 보 사이의 간격이 열전달에 미친 영향과 플랜지 및 웨브 이음판이 보 단부에 작용하는 구속효과 등이 복합적으로 나타난 것으로 볼 수 있다. 이러한 이유로 소성힌지가 기둥 근처에서 발생한 다른 두 실험체는 실험 중 급격한 처짐이 발생했지만, 브라켓접합부 실험체는 비교적 완만한 처짐이 발생하며 한계 처짐까지 도달하는 시간이 가장 길게 나온 것으로 생각된다.

결과적으로, 강구조 보-기둥 접합부가 화재에 노출될 경우 주변 부재의 온도가 먼저 상승하면서 간접적으로 보호받음을 실험을 통해 확인하였다. 또한, 상온에서 접합부 요소의 파괴가 발생할 경우 취성적인 거동을 유발하는 데 반해 고온에서 보 단부의 연성적인 소성 굽힘 거동으로 파괴 양상이 바뀔 수 있으며, 따라서 단순히 한계온도에서의 재료항복강도를 상온 설계식에 적용하는 방식에 한계가 있음을 확인하였다.