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본 연구의 대상인 합성 반강접 설계와 관련하여, 미국의 경우 AISC-LRFD에서 반강접 접합을 규정하고 AISC-LRFD PRCCs Design Guide 8에 합성반강접 접합의 설계기준, 설계식 및 설계절차에 대해 비교적 상세하게 다루고 있다.

Eurocode 3, Eurocode 4의 경우도 강성, 강도에 반강접의 분류, 합성 반강접에 대한 범위와 해석, 모델링 및 설계방법을 제시하고 있다. 합성 반강접 모델에서 상부 슬래브 철근으로 strut-tie model 개념을 적용하였고 압축은 하부플랜지와 contact plate를 통해 H형강 기둥으로 전달되는 개념이라는 점에서 AISC 기준과 차이가 있다.

• (1) AISC Steel Design Guide 08_PRCCs^[8]: 합성 반강접 형태인 Fig. 2(a) Type 1에 대해서 다루고 있으며, Fig. 3와 같이 합성 반강접 접합부의 반강접성을 강도 및 강성에 의해 분류하고 있다.

Fig. 3.  
Classification of semi-rigid by strength and stiffness^[8]

• (2) Eurocode 3^[9]: Eurocode 3에서는 접합부의 등급 및 선택된 해석방법에 따라 적절한 유형의 접합 모델을 다음 Table 1에서 결정하도록 하고 있다.

• (3) Eurocode 4^[10]: Section 8에서 합성 반강접의 범위와 해석, 모델링 및 설계방법을 제시하고 있다, 합성 반강접 상세의 예는 Fig. 4와 같이 AISC의 상세와 유사하나, 하부플랜지의 접합방식에서 contact plate가 사용된다는 점에서 약간의 차이가 있다. 합성 반강접 상세의 합성저항은 Fig. 5와 같이 인장에 strut-tie model 개념을 적용하여 상부 슬래브 철근이 저항하고 압축은 하부플랜지와 contact plate를 통해 H형강 기둥으로 전달되는 개념이다.

Fig. 4.  
Example of composite joints^[10]

Fig. 5.  
Concept of synthesis resistance^[10]

• (1) 반강접 접합부의 적정 단부구속율 연구^[5],[6]: 접합부의 회전강성과 보의 휨강성을 바탕으로 단부고정계수를 산정하고, 반강접 해석에 따른 각 부재별 자료은행을 만들어 보다 간편하게 반강접 설계를 할 수 있도록 하는 내용이며, 반강접 접합부의 단부고정도를 평가하기 위하여 AISC Design Guide 8을 기반으로 고정도계수를 산정하는 식을 제시하고 있다. 이 식은 4.2.1에서 합성 반강접 상세의 단부고정도를 검증하기 위한 식으로 활용하였다.
• (2) 합성 반강접 접합부의 성능 실험 연구^[4],[7]: 합성 반강접 상세의 실험체를 만들어 실험을 통해 접합부의 구조성능을 검증한 연구로, 여러 가지 변수에 따른 케이스별 실험을 실시하고, 각 케이스별 모멘트와 회전각 관계, 파괴 특성을 통한 내력 및 반강접성 평가 등을 수행하였다. 2가지의 대표적인 실험에는 Fig. 6와 같이 하부플랜지의 접합방식을 변수로 한 실험이 있으며, Fig. 7과 같이 상부 슬래브의 철근 배치 방식을 변수로 하는 실험이 있다. 2가지 실험체의 실험결과 모두 반강접 고정도 이상의 결과를 나타내므로, 수직하중을 받는 구조물의 경우 반강접의 고려가 가능할 것으로 판단된다. Table 2는 위에서 설명한 2가지 type의 합성 반강접 실험체에 대한 실험결과를 요약한 자료이다. 각 실험체에 적용한 기둥 및 보 부재 크기와 재료강도를 비교하였으며, 강접합 대비 회전강성과 휨모멘트값을 이용하여 반강접성을 평가하였다. 본 논문의 연구대상이 수직하중만을 받는 접합부임을 고려하여 보의 상부플랜지가 인장을 받는 부모멘트에 해당하는 결과를 정리하였고, 접합부의 고정도는 0.8 이상의 값을 나타냄을 알 수 있다. 철골보의 상부플랜지를 접합하지 않고 슬래브 보강 철근만으로 거의 강접과 유사한 접합성능을 보이는 것을 알 수 있다.

Fig. 6.  
Experiment with lower flange attachment^[4]

Fig. 7.  
Experiment with rebar placement^[7]

합성 반강접 상세의 실무적용을 위해서는 역타 구조물의 구조해석을 통하여 구조안전성 및 경제성을 검증할 필요가 있다고 판단되므로, 지하구조물을 대상으로 MIDAS사의 GEN 프로그램을 이용하여 구조해석 및 부재설계를 진행하였다.

접합부의 반강접을 고려하고, 효율적인 부재설계를 위한 고정도 조건을 확인하기 위해 단부 구속조건을 0.6에서 1.0으로 변화시키며 각 조건별 구조해석과 부재설계 결과를 비교하였으며, 슬래브 콘크리트 타설 시 콘크리트가 완전히 경화되기 전의 조건인 완전힌지단(Pin)의 조건도 고려하였다.

주차장 경간에 주로 적용되는 9 m × 9 m 모듈을 적용하였으며, 수직하중만을 받는 골조이기 때문에 조업차량 주차장과 일반주차장을 고려하여 2개 층을 모델링하였다. 구조물을 구성하는 부재는 최근 많이 쓰이고 있는 H형강보와 CFT 기둥을 적용하였다.

설계하중은 Table 3와 같이 적용하였으며 작은보 2개를 1방향으로 배치하였다.

구조부재의 재료강도는 다음과 같이 적용하였다.

• • 철골 항복강도 F_y = 355 MPa (SHN355)
• • 콘트리트 압축강도 f_ck = 24 MPa
• • 철근 항복강도 f_y = 400 MPa (SD400)
• • 슬래브 두께 thk. = 150 mm
• • 기둥 크기: 400 mm × 400 mm

구조해석 모델링을 위한 구조평면도는 Fig. 8과 같으며, 활하중을 달리하여 2개 층으로 계획하였다.

Fig. 8.  
Structural floor plan for analytical model (downward structures)

합성 반강접 접합부가 구조해석에서 가정한 단부고정도 0.6 이상을 확보하는지 여부에 대한 검증으로, 선행 연구자료 및 기준식을 참고하여 근사적인 이론식을 통해 고정계수를 산정하였다.

Fig. 11과 같이 접합부의 M-θ 곡선을 통해 회전강성 R_kb 값을 구하고, 이 R_kb 값을 이용한 근사식을 통해 단부고정계수를 구할 수 있다^[6],[8].

여기서, M_F = ωL²/12(등분포하중인 경우),
θ_bo = ωL³/24EI(단부가 핀일 때의 회전각),
EI/L = 보의 휨강성.

Fig. 11.  
Rotational stiffness of joints^[6],[8]

위의 식 (1)을 통해 θ_r를 구할 수 있고, M_b와 θ_r을 이용해 R_i를 구할 수 있으며, 또한 R_i를 통해 다음 식을 이용하여 고정계수를 산정한다^[6],[8].

여기서, ϕ: 접합부의 회전강성이 0일 때의 회전각,
β: 접합부의 회전강성 R값에 의해 감소되는 회전각,
α: 반강접을 고려했을 때의 단부회전각(= ϕ – β)
ϕ=Mϕ⋅L3EI (회전단일 때의 단부회전각).

결과적으로, r_i = 1일 때 M_α = M_ϕ이므로 고정단, r_i = 0일 때 M_α = 0이므로 회전단이다. 따라서, 0 < r_i <1일 때, semi-rigid connection이며, 다음 식 (6)으로 나타낼 수 있다.

여기서, i: 1 또는 2,
R_i: 접합부 스프링강성(= R_kb).

각 구조부재의 단부고정계수 산정 결과는 Table 7과 같으며, 모든 부재의 결괏값이 0.6 이상으로 산정되었음을 알 수 있다.