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Fig. 6은 HF7-DC6-BB6 실험체의 실험결과를 보의 소성휨모멘트(M_p.b)와 비교한 M – θ 곡선이다. 정모멘트 구간에서 최대내력은 0.02 rad에서 소성휨모멘트의 102 %, 0.03 rad 1사이클에서 96 %, 2사이클에서 73 %로 나타났다. 부모멘트 구간에서 최대내력은 0.03 rad에서 소성휨모멘트의 175 %, 0.04 rad에서 156 %로 나타났다.

Fig. 6. 
M–θ curve of HF7-DC6-BB6 (M/M_p.b)

Fig. 7은 HF7-DC6-BB8 실험체의 실험결과를 보의 소성휨모멘트(M_p.b)와 비교한 M–θ 곡선이다. 정모멘트 구간에서 최대내력은 0.02 rad에서 소성휨모멘트의 107 %, 0.03 rad 2사이클에서 84 %로 나타났다. 부모멘트 구간에서 최대내력은 0.03 rad에서 소성휨모멘트의 185 %, 0.04 rad에서 172 %로 나타났다.

Fig. 7. 
M–θ curve of HF7-DC6-BB8 (M/M_p.b)

또한 두 실험체 상호간 내력차이는 HF7-DC6-BB8 실험체가 HF7-DC6-BB6 실험체보다 정모멘트, 부모멘트 모두 약 5 % 정도 높게 나타났다. 이러한 내력차이는 기둥 모서리 용접방법과 하부 플랜지 볼트 개수의 영향 등으로 판단된다.

건축구조기준(KBC 2016)에 따르면, 실험체의 모멘트 성능은 보 공칭소성휨모멘트의 80 % 이상 유지되어야 한다^[7]. HF7-DC6-BB6, HF7-DC6-BB8 실험체는 최대모멘트 이후 0.03 rad에서 보 소성휨모멘트의 80 % 이상을 만족하여 합성중간모멘트골조의 성능을 발휘하는 것으로 판단된다.

Figs. 8-10은 기둥-보 접합부 실험체의 파괴양상이며, 사진에 표기된 사이클의 최대변위에서 촬영하였다. 두 실험체 모두 Fig. 8과 같이 0.015 rad에서 하부 외다이아프램의 국부좌굴이 시작되었으며, 사이클마다 국부좌굴이 점진적으로 진행되었다. 또한, 최대모멘트 이후 0.03 rad 1사이클에서 하부 외다이아프램 부근 기둥용접부의 크랙이 발생하였고, 0.03 rad 2사이클에서 크랙이 확장되었다.

Fig. 8. 
Local buckling of external diaphragm

Fig. 9. 
Crack of column (HF7-DC6-BB6)

Fig. 10. 
Crack of column and external diaphragm (HF7-DC6-BB8)

HF7-DC6-BB6 실험체는 부분용입용접(2/3t PJP), HF7-​DC6-BB8 실험체는 완전용입용접(CJP)으로 각형강관기둥을 제작하였다. HF7-DC6-BB6 실험체는 최대모멘트 이후 0.04 rad 1사이클에서 Fig. 9와 같이 기둥용접부의 크랙이 상부 외다이아프램까지 확장되어 실험이 종료되었고, HF7-​DC6-BB8 실험체는 0.04 rad 1사이클에서 Fig. 10과 같이 하부 외다이아프램의 찢어짐이 확장되어 실험이 종료되었다. 실험체의 파괴양상은 각형강관기둥의 용접방법 차이에 기인한 것으로 판단된다.

Fig. 11은 실험체의 각 층간변위각의 첫 번째 사이클에 대한 평균강성의 변화이다. 평균강성은 각 층간변위각의 첫 번째 사이클에서 정방향과 부방향 최대하중의 차를 그에 대응하는 변위의 차로 나누어 구하였다. 0.015 rad 이후 HF7-​DC6-BB6 실험체의 평균강성은 HF7-DC6-BB8 실험체보다 낮게 나타났으며, 0.03 rad에서의 평균강성은 0.00375 rad 대비 HF7-DC6-BB6 실험체가 30 %, HF7-DC6-BB8 실험체가 33 %로 나타났다. 그러나 두 실험체의 평균강성의 차이는 크지 않으며, 거의 일치하고 있다.

Fig. 11. 
Average stiffness and interlayer displacement angle

Fig. 12는 실험체의 각 층간변위각의 첫 번째 사이클에 대한 에너지소산능력이다. 변위각 0.01 rad 이후 급격히 증가하는 경향이 나타났으며, 변위각 0.04 rad에서 HF7-DC6-​BB8 실험체가 HF7-DC6-BB6 실험체보다 에너지소산능력이 낮게 나타났다. HF7-DC6-BB8 실험체의 경우 0.04 rad 1사이클에서 하부 외다이아프램의 찢어짐이 확장되어 실험이 종료되었는데, 하부 외다이아프램의 찢어짐의 영향으로 부방향에 대한 저항이 줄어든 것으로 판단된다. 그러나 두 실험체의 에너지소산능력은 거의 일치하여 큰 차이가 없는 것으로 나타났다.

Fig. 12. 
Energy dissipation capacity and interlayer displacement angle

HF7-DC6-BB6 실험체와 HF7-DC6-BB8 실험체는 공통적으로 하부 외다이아프램 부근의 크랙이 발생하였으며, 부모멘트에 비해 정모멘트가 낮게 나타났다.

한국강구조학회의 합성구조 설계매뉴얼에서 외다이아프램의 공칭강도는 식 (1)과 같이 산정하며, 식 (1)은 외다이아프램 모서리부분의 내력과 각형강관기둥 모서리부분의 내력 합으로 이루어져 있다. Fig. 13은 다이아프램의 치수 상세이다^[13].

Fig. 13. 
Nominal strength of external diaphragm

여기서, P_n: 다이아프램의 공칭강도 (kN)
h_s: 다이아프램의 폭 (mm)
t_s: 다이아프램의 판두께 (mm)
F_dt: 다이아프램의 항복강도 (MPa)
t: 각형강관의 두께 (mm)
F_ct: 각형강관의 항복강도 (MPa)

식 (1)의 공칭강도 산정은 보 플랜지의 내력(A_fF_y)이 외다이아프램을 통해 전달되도록 하면 된다. 그러므로 4t+t_s는 외다이아프램에서 각형강관기둥으로 하중이 전달되는 범위이고, 여기에 각형강관기둥 웨브의 두께(2×t)와 각형강관기둥의 항복강도(F_ct)를 곱하여 각형강관기둥 모서리부분의 내력을 산정한다.

따라서, HF7-DC6-BB8 실험체와 같이 완전용입용접(CJP)으로 CFT 각형강관기둥을 제작하였을 경우, 식 (1)을 적용하여 외다이아프램의 공칭강도를 산정할 수 있다.

HF7-DC6-BB6 실험체는 부분용입용접(2/3t PJP)으로 CFT 각형강관기둥을 제작한 경우로 모서리 용접부의 목두께(2/3t)가 각형강관기둥 웨브의 두께(t)보다 얇으므로 식 (1)을 수정해야 할 것으로 판단된다.

따라서, HF7-DC6-BB6 실험체와 같이 부분용입용접(PJP)으로 CFT 각형강관기둥을 제작하는 경우, 각형강관기둥 웨브의 두께(2×t) 대신 부분용입용접의 유효목두께(2×a)를 적용하여 식 (2)와 같이 외다이아프램의 공칭강도를 검토할 수 있을 것으로 판단된다. 부분용입용접의 유효목두께(a)는 건축구조기준(KBC 2016)^[7]에 따라 산정할 수 있다.

여기서, a: 부분용입용접의 유효목두께 (mm)

Table 7은 외다이아프램의 공칭강도와 브라켓의 소성휨모멘트, 실험결과를 나타낸 것이다. 브라켓의 소성휨모멘트는 외다이아프램의 공칭강도를 적용하여 산정하였다. HF7-​​DC6-BB6 실험체의 경우 식 (2)로 산정하면 외다이아프램의 공칭강도(P_n)는 약 80 %, 브라켓의 소성휨모멘트(M_p.br)는 약 90 %로 저감되나, 실험결과는 약 5 % 낮은 것으로 확인되었다. 그러므로 기둥 모서리 용접방법(PJP, CJP)의 영향은 상대적으로 적은 것으로 확인되었으며, 단주실험을 통해 추가적인 내력변동을 연구할 필요가 있을 것으로 판단된다.

Table 7에서 실험결과는 정모멘트가 브라켓 소성휨모멘트의 90%, 부모멘트가 130 % 정도로 나타났다. HF7-​DC6-​BB6와 HF7-DC6-BB8 실험체 모두 하부 외다이아프램 부근의 크랙으로 정모멘트 내력이 저하된 것으로 판단된다. 그러나 실제 건축물에서 기둥-보 접합부는 부모멘트가 지배적이므로 부모멘트를 기준으로 비교하면, 브라켓의 소성휨모멘트는 실험결과를 잘 반영하고 있는 것으로 판단된다.

두 실험체 모두 최대모멘트 이후 0.03 rad에서 보 소성휨모멘트의 80 % 이상을 만족하였기 때문에 현재 조건의 상세를 적용하여도 합성중간모멘트골조의 내진성능을 확보하나, 각형강관기둥의 용접방법, 각형강관기둥과 외다이아프램의 용접방법, 외다이아프램의 폭 등을 설계기준에 반영하면, 더 향상된 내진성능을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

Fig. 14는 하부 외다이아프램의 바깥면에 부착한 스트레인게이지 위치와 번호이다. 기둥과 가까운 26번 - 28번 게이지의 하중-변형도 곡선은 HF7-DC6-BB6 실험체는 Fig. 15, HF7-​DC6-BB8 실험체는 Fig. 16과 같다. 항복시 변형도는 외다이아프램의 항복강도(386.1 MPa)를 탄성계수(205,000 MPa)로 나누어 산출하였다.

Fig. 14. 
Gauge of bottom

Fig. 15. 
Strain curve of bottom (HF7-DC6-BB6)

Fig. 16. 
Strain curve of bottom (HF7-DC6-BB8)

HF7-DC6-BB6 실험체의 하부 외다이아프램은 0.03 rad 1사이클에서 항복변형도에 도달하였으며, HF7-DC6-BB8 실험체의 하부 외다이아프램은 0.02 rad 1사이클에서 항복변형도에 도달하였다. HF7-DC6-BB6 실험체는 전반적으로 하부 플랜지가 압축을 받으면서, 보의 뒤틀림이 일부 발생하여 26번과 28번 게이지의 대칭성이 적게 나타났다. 또한 중앙부는 양단부에 비해 뒤틀림이 적어서 변형도가 마지막 단계에서 크게 상승하였다.

Fig. 17은 브라켓 웨브에 설치한 스트레인게이지 위치와 번호이다. 기둥면에서 50 mm 이격한 18번 - 22번 게이지의 하중-변형도 곡선은 HF7-DC6-BB6 실험체의 경우 Fig. 18, HF7-​DC6-BB8 실험체의 경우 Fig. 19와 같다. 두 실험체 모두 하부 외다이아프램과 가까운 18번 게이지만 항복변형도에 도달하였으며, 변형도 양상이 유사하다.

Fig. 17. 
Gauge of side

Fig. 18. 
Strain curve of side (HF7-DC6-BB6)

Fig. 19. 
Strain curve of side (HF7-DC6-BB8)

전반적으로 스트레인게이지의 변형도는 항복변형도를 크게 상회하지 않았다. 이러한 이유는 하부 외다이아프램 부근 크랙의 발생, HyFo 합성보 내부 콘크리트 충전과 슬래브 콘크리트의 영향 등으로 판단된다. 또한 이러한 영향으로 보에는 육안으로 확인 가능한 별도의 소성힌지가 발생하지 않았다.