Fig. 1에 나타낸 것과 같이, 제안한 2HC 합성구조 시스템은 일반적인 H형강을 사용한 노출형 합성보 대비 횡좌굴 강도 및 약축방향 휨 강성을 향상시키기 위하여 한 쌍의 H형강 하부플랜지를 강판으로 서로 연결하였으며, 상부플랜지에는 전단연결재로 Z-bar를 설치하여 일체성을 확보하고 부재 내부에 콘크리트를 충전할 수 있는 박스형태로 구성하였다. 부재 단면의 상부에는 콘크리트 슬래브를 타설하여 2HC 강재보와 콘크리트 슬래브가 일체화 거동을 할 수 있도록 제작하였다. 제안한 2HC 합성보 단면의 휨성능을 평가하고 하부 강판에 설치한 스터드 앵커 유무에 따른 합성효과를 검증하기 위하여 휨실험을 계획하였다(Fig. 2 참조).

Fig. 2. 
Details of bending test specimens and test set-up (Unit: mm)

2HC 합성보의 휨성능 평가를 위해 Table 1과 같이 2개의 휨실험체를 구성하였다. 강재보와 콘크리트 사이의 완전합성거동을 위하여 강재보 플랜지 상단에 Z-bar 전단연결재를 설치하였으며, 합성보에 작용하는 수평전단력에 대한 편심의 영향을 고려하기 위하여 H형강 하부플랜지 연결강판에 설치한 스터드 앵커의 유무를 변수로 실험체를 계획하였다. 2HC 합성보는 서로 이격된 한 쌍의 H형강(2H-300×150×6.5×9, SM355) 하부를 9 mm 두께의 강판(PL-250×9, SM355)을 설치하여 연결하고 상부플랜지에 Z-bar 전단연결재(Z-80×50×6, SM355)를 설치한 형태로, 상부에 1,500 mm × 150 mm 슬래브를 타설하였다.

실험체의 슬래브 및 H형강 내부에 충전된 콘크리트는 설계기준강도(f_ck)를 27 MPa로 계획하였으며, H형강을 포함한 강재는 모두 SM355 강종을 사용하였다. 실험체는 완전합성거동을 위해 6 mm 두께의 강재앵커(Z-bar, Z-​80×50×6)를 H형강 플랜지 상부에 300 mm 간격으로 설치하였다. H형강 내부의 스터드 앵커 설치 유무에 따른 휨성능을 비교하기 위하여 H형강 하부플랜지에 위치한 강판(PL-​250×9)에 직경 19 mm의 스터드 앵커를 300 mm 간격으로 설치하였다.

Table 2는 2HC 합성보의 재료시험결과를 나타낸다. 강재는 KS B 0801^[8]을 준용하여 판재인 PL-SM355(6T) 인장시험편은 5호 정형시험편을, 그 외의 시험편은 1A호로 각 3개씩 제작하여 시험을 진행하였다. 소재인장시험 결과 PL-SM355(9T) 시험편의 경우 설계기준강도보다 약간 낮은 값을 나타냈으며, 그 외 시험편에서는 설계기준강도 이상의 값을 보였다. 콘크리트 공시체는 KS F 2405 시험방법에 따라 압축강도시험을 진행하였으며, 평균 압축강도는 24 MPa, 탄성계수는 25,820 MPa로 나타났다.

2HC 합성보의 휨실험은 계명대학교 첨단건설재료실험센터에서 5,000 kN의 UTM을 사용하여 진행하였다. 실험은 0.05 mm/s 속도로 변위제어방식을 적용하여 단조가력하였으며, 실험체는 양단부 단순지지로 설정하였다. 가력위치는 합성보 길이(L)의 2/5 지점과 3/5 지점에서 2점 가력하여 중앙부의 순수 휨모멘트 구간을 관찰하였다.

실험체의 실험 셋업 및 계측기 설치 위치는 Fig. 2(c)에 나타냈다. 합성보의 하중가력에 따른 처짐량을 계측하기 위해 양측 가력점 하부와 실험체 중앙부에 수직 변위계를 설치하였으며, H형강 내부 콘크리트와 강재의 슬립을 계측하기 위해 단부에 변위계를 설치하였다. 변형률 게이지를 합성보 강재 중앙부에 부착하였다.

2HC 합성보의 설계휨강도는 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00: 2019)^[9]의 소성응력분포로 가정하여 산정하였다. 콘크리트의 유효 압축응력은 압축구간에 균등하게 분포하는 것으로 가정하고, 인장강도는 무시하였으며, 강재의 항복강도는 강재 단면의 인장, 압축구간에 균등하게 분포한다고 가정하였다. 콘크리트 슬래브와 강재 단면 사이의 수평전단력은 Z-bar가 부담하는 것으로 설계하였으며, Choi et al.^[10]의 연구결과에 따라 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00: 2019)과 AISC 360-16^[11]의 ㄷ형강 앵커 전단강도평가식을 이용할 경우 Z-bar 앵커의 수평전단강도를 과대평가하여 식 (1) - 식 (3)의 수정된 전단강도 평가식을 적용하여 완전합성거동을 하도록 설계하였다.

• 여기서, Q_n,s = Z-bar 앵커의 전단강도,
• 　 　 　Q_n,c = 콘크리트 수평전단강도,
• 　 　 　A_ch = 콘크리트 수평전단면적,
• 　 　 　t_f = ㄷ형강 앵커의 플랜지 두께,
• 　 　 　t_w = ㄷ형강 앵커의 웨브 두께,
• 　 　 　L_a = ㄷ형강 앵커의 길이,
• 　 　 　fc' = 콘크리트 압축강도,
• 　 　 　E_c = 콘크리트 탄성계수 =8500fc'3.

강재보는 콘크리트와의 합성효과로 횡좌굴이 발생하지 않은 것으로 가정하였으며, 2HC 합성보의 휨강도는 일반적인 노출형 합성보와 유사하게 식 (4)와 같이 평가하는 것으로 제안하였다(Fig. 6 참조).

• 여기서, M_n = 설계휨강도,
• 　 　 　C = 0.85fc'Ac,FyAs 중 최솟값,
• 　 　 　A_c = 유효폭 내의 콘크리트 단면적,
• 　 　 　F_y = 강재의 항복강도,
• 　 　 　P_y = 강재단면의 인장강도(P_y,H = H형강 단면의 인장강도, P_y,P = 하부강판의 인장강도),
• 　 　 　d₁ = 콘크리트의 압축력 C의 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리,
• 　 　 　d₂ = 강재단면의 압축력 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리(강재단면에 압축력이 작용하지 않는 경우 d₂ = 0),
• 　 　 　d₃ = P_y가 작용하는 강재단면의 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리(d_3,H = H형강 단면 중심까지 거리, d_3,P = 하부강판 중심까지 거리).

Fig. 6. 
Stress distribution in 2HC composite beam section

식 (1)에 Table 2의 재료시험결과를 반영하여 소성응력분포법으로 산정한 설계휨강도(M_n)를 실험체의 최대휨모멘트(M_max)와 비교하여 Table 4에 나타냈다. 여기서, 최대휨모멘트는 가력하중에 의한 실험체의 중앙 경간에서 작용하는 휨모멘트로 계산하여 나타냈으며, 설계휨강도는 자중으로 인해 발생하는 휨모멘트를 추가하여 산정하였다.

2HC 합성보의 최대휨모멘트에 대한 휨강도 비(M_test/​M_n)는 스터드 앵커를 설치하지 않은 ZO 실험체가 1.05배, 스터드 앵커를 설치한 ZS 실험체가 1.06배로 나타나 제안한 설계휨강도와 실험한 최대모멘트가 유사한 것으로 나타났다. 즉, 2HC 합성보의 설계휨강도는 건축물 강구조 설계기준의 소성응력분포로 가정하여 휨강도를 안전측으로 평가할 수 있음을 알 수 있다.

제안한 2HC 기둥-보 접합구조의 구조성능을 검증하기 위하여 브래킷 타입의 보-기둥 접합부 실험체를 구성하여 반복가력실험을 계획하였다. 접합부 반복가력 실험체는 동일한 상세의 접합부 실험체에 대해 2개의 실험체를 제작하였다. 접합부 실험체 상세는 Fig. 7에 나타냈다.

Fig. 7. 
Details of 2HC beam-column joint test specimen (Unit: mm)

2HC 접합부 실험체에서 기둥은 2H-500×200×10×16(SM355)를 사용하였고, 폭 200 mm PL-200×16(SM355)을 사용하여 2개의 기둥을 서로 연결하여 제작하였다. 접합부의 보 브래킷은 2H-300×150×6.5×9(SM355) 부재 하부에 강판 PL-200×9(SM355)을 설치하여 연결하고 상부플랜지에 전단연결재 Z-bar를 설치한 형태로, 1,200 mm × 150 mm 슬래브를 타설하여 상부에 2-SHD22(SD500) 철근을 기둥 내부로 정착하여 설치하였다(Fig. 7 참조).

2HC 접합부 실험체에 사용된 강재와 콘크리트의 재료는 합성보 휨강도 실험체와 동일하게 적용하였다. 슬래브에 배치한 SHD22(SD500) 철근의 소재인장시험 결과 Table 2에 나타낸 것과 같이 평균항복강도 577.7 MPa, 평균인장강도 742.0 MPa, 연신율 15.7 %로 설계기준강도 이상의 값을 보이는 것으로 나타났다.

Fig. 8은 실험체의 실험 셋업 및 계측기의 위치를 나타낸다. 접합부 반복가력실험은 포스코 철강솔루션센터 강구조 실험동에서 진행되었으며 3,000 kN의 actuator를 사용하였다. 가력계획은 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00: 2019)에 따라 진행하였으며, 내진성능 검증을 위한 표준 반복하중에 따라 층간변위비 0.375 %, 0.5 %, 0.75 %를 각각 6사이클씩 반복가력하고, 1.0 %를 4사이클씩, 1.5 %, 2.0 %, 3.0 %, 4.0 %, 5.0 %, 6.0 %는 2사이클씩 반복가력하였다. 실험은 실험체 보 끝단에 하중을 반복재하하는 방식으로 진행되었다. 하중 재하는 0.01 mm/s의 속도로 변위제어 반복가력하였으며, 가력점과 기둥 중심축의 거리는 3,500 mm이고, 실험 중 횡자굴 방지를 위해 횡지지대를 설치하였다. 접합부 가력부의 변위와 강체변형·전단변형을 측정하기 위해 가력부 하부에 수직변위계와 기둥에 수평 변위계를 설치하였고, 강재의 국부적인 변형을 분석하기 위해 변형률 게이지를 부착하였다.

Fig. 8. 
Test set-up for beam-column joint tests

Fig. 9은 각 실험체의 모멘트-회전각 관계를 나타내며, Fig. 10에 실험체의 최종 파괴거동을 나타냈다. 여기서, 접합부에 작용하는 휨모멘트는 기둥면에서의 휨모멘트 값으로 계산하여 나타냈다. 실험 결과 동일한 상세를 사용한 두 실험체 모두 유사한 거동특성을 보였으며, 5 % 회전각의 우수한 변형능력을 나타냈다.

Fig. 9. 
Moment-story drift relationships of test specimens

Fig. 10. 
Failure modes of test specimens

2HC-CJ-01 실험체는 회전각 0.5 %에서 콘크리트 크랙으로 내력이 저하되었고, 회전각 1.0 %부터 지속적으로 소리가 발생하였다. 회전각 2.0 %에서 볼트 미끄러짐이 발생하였고 회전각 3.0 %에서 2HC 합성보의 하부플랜지 이음판이 벌어졌다. 회전각 4.0 %에서 슬래브 균열이 심화되었으며, 회전각 5.0 % 첫 번째 사이클에서 접합부 기둥 배부름 현상이 발생하고, 최종적으로 합성보 하부플랜지가 찢어졌다. 회전각 5.0 % 두 번째 사이클에서 하중을 더 이상 지지하지 못하고 하중이 저하되어 실험을 종료하였다.

2HC-CJ-02 실험체는 회전각 0.375 %부터 접합부 볼트가 미끄러지는 소음이 발생하였고 회전각 1.0 %에서 슬래브 미세 균열이 발생하였다. 회전각 2.0 %에서 소음이 발생하였고 회전각 3.0 %에서 볼트 미끄러짐이 심화되며 하중이 감소되었다. 회전각 4.0 %에서 합성보 하부플랜지의 좌굴이 발생하였다. 회전각 5.0 % 첫 번째 사이클에서 합성보 하부플랜지 좌굴이 심화되었고 회전각 5.0 % 두 번째 사이클에서 슬래브가 탈락하고 합성보 하부플랜지가 파단되어 실험을 종료하였다.