Table 1은 실험체 제작에 사용한 강재와 철근의 인장실험결과를 정리한 것이며, Fig. 3.은 강재의 응력-변형률 관계를 도시한 것이다. Table 1의 항복강도는 0.2% 오프셋방법으로 산정하였다. 콘크리트는 설계기준압축강도(f_ck) 30MPa를 사용하였으며, 16개의 공시체를 제작하여 시험한 결과 평균 35.3MPa의 압축강도를 나타내어 설계기준강도를 상회하는 것을 확인하였다.

Fig. 3. 
Measured strain-stress relation of steel plates

Table 2는 실험체별로 기둥과 브라켓, 하이브리드 합성보에 사용한 H형강의 단면 크기와 강재를 정리한 것이며, Fig. 4.는 SLE-1, SLI-1 실험체의 단면을 나타낸 것이다. SLE-2와 SLI-2 실험체는 Table 2와 같이 SLE-1, SLI-1 실험체에서 하이브리드 합성보의 하부플랜지에 사용한 SM570 강재를 HSA800 강재로 대체한 차이만 있으므로 도면은 생략하였다.

Fig. 4. 
Section views of specimens

Fig. 2.의 연속보 외측경간처럼 정모멘트와 부모멘트의 절대값 차이가 적은 경우는 Fig. 4.(a) 같이 브라켓과 하이브리드 합성보의 춤을 같게 하였으며(SLE 실험체), 내측경간처럼 정모멘트와 부모멘트의 절대값 차이가 상대적으로 큰 경우는 Fig. 4.(b) 같이 브라켓과 하이브리드 합성보의 춤을 다르게(단차가 있게) 설계하였다(SLI 실험체).

중력하중에 의한 모멘트 분포에 따라 설계된 연속보(보단부 휨모멘트로 브라켓 설계, 중앙부의 휨모멘트로 하이브리드 합성보 설계)에 지진하중이 작용하여 보에 부모멘트가 선형 분포될 때 부모멘트 휨강도 차이가 있는 브라켓-합성보 연결부에서 소성힌지가 발생할 가능성이 크다.

본 연구에서는 시공성을 고려하여 합성보와 브라켓을 볼트로 접합하였는데, 볼트접합부는 항복시 슬립과 강도저하가 나타나기 쉽다. 따라서 반복가력시 볼트접합부가 탄성 거동하도록 Fig. 5.와 같이 브라켓-합성보 연결부 상부 슬래브에 철근을 배근하여 해당부위의 부모멘트 성능을 강화하였다. 그리고, 철근배근을 통해 구간별 부모멘트 강도를 조정하여 높은 변형능력을 기대할 수 있는 브라켓 내부(기둥면에서 400~750mm 이격된 지점)로 부모멘트시 소성힌지 위치를 조정하였다. 부모멘트에 대한 소성힌지 유도 위치는 용접이나 볼트접합이 없는 부위로 소성거동 시 순철골보와 동일한 높은 변형능력을 기대할 수 있다. 소성힌지의 위치를 조절하는 것은 철골조 건물의 용접접합부 취성파괴를 피하기 위해 보 플랜지 일부분을 절취하여 소성힌지의 위치를 보 내부로 유도하는 RBS(Reduced Beam Section, dogbone)접합부^[10]와 유사한 개념이다. 다만 RBS 접합부는 소성힌지 유도위치를 의도적으로 약화시킨 방법이며, 본 연구에서 사용한 방법은 소성힌지를 제외한 다른 부분의 모멘트강도를 강화한 차이가 있다. Fig. 6.은 브라켓-합성보 연결부 철근 배근을 통해 SLI-1실험체의 소성힌지 위치를 조절한 것을 나타낸 것이다. 단 Fig. 6.은 소성힌지 위치 조정의 개략적인 방법을 나타낸 것으로 철근은 정착길이와 무관하게 전강도를 발현하는 것으로 가정하였다.

Fig. 5. 
Details of longitudinal reinforcement

Fig. 6. 
Plastic hinge location control of SLI-1 specimen through the reinforcement

Fig. 6.(a)는 Fig. 2.의 내측경간의 단부와 중앙부 모멘트 절대값의 비율(w_ul_n²/11 : w_ul_n²/16)에 맞게 브라켓과 하이브리드 합성보를 설계한 보-기둥에 횡력이 작용하였을 때 소성힌지가 발생하는 위치를 도시한 것이다. Fig. 6.(a)과 같이 보에 정모멘트가 작용하는 경우는 기둥면에 접하는 부분에 소성힌지가 발생하며, 부모멘트가 작용하는 경우는 단면 크기의 변화로 부모멘트 강도가 급격히 변하는 브라켓-합성보 연결부(기둥면에서 1,250mm 이격된 지점)에서 소성힌지가 발생하게 된다. 소성힌지 위치를 브라켓 내부로 옮기기 위해서 Fig. 4.~5.와 같이 브라켓-합성보 연결부에 철근을 배근하여 해당부위의 부모멘트 강도를 강화하였다. 배근을 통해 구간별로 부모멘트 강도를 달리하면 Fig. 6.(b)와 같이 배근을 하지 않아 상대적으로 부모멘트강도가 약한 구간(기둥면으로부터 400~750mm 이격된 지점)에 소성힌지가 유도된다.

SLE 실험체는 연속보 외측경간에 대한 설계로써 Fig. 2.와 같이 보단부와 중앙부의 모멘트 절대값이 각각 w_ul_n²/16, wul_n²/14으로 차이가 크지 않으므로 브라켓과 하이브리드 합성보의 춤이 같도록 설계하였다. SLE-1 실험체는 비대칭 하이브리드 합성보 하부플랜지에 SM570 강재를 사용하였으며, SLE-2 실험체는 하부플랜지에 HSA800 강재를 사용하였다. 브라켓 상부에는 종방향으로 기둥플랜지면에 D25 철근 6개를 용접하였으며, D19 철근 4개를 슬래브에 배근하였다. 브라켓-합성보 연결부와 합성보의 슬래브에는 D19 철근 6개를 Fig. 5.(a)와 같이 250mm 간격으로 배근하였다.

SLI 실험체는 연속보 내부경간에 대한 설계로써 Fig. 2.와 같이 보단부와 중앙부의 모멘트 절대값이 각각 w_ul_n²/16, wul_n²/11으로 차이가 크기 때문에 Fig. 4.와 같이 브라켓과 하이브리드 합성보의 춤을 다르게 하여 설계하였다. 브라켓과 하이브리드의 합성보의 춤이 다르기 때문에 Fig. 4.와 같이 합성보의 하부플랜지가 브라켓의 웨브에 연결되며, 이때 하부플랜지에 작용하는 인장 및 압축력에 의해 브라켓 웨브에 응력이 집중된다. 응력집중에 의한 브라켓 웨브의 좌굴 및 찢어짐을 방지하기 위해 합성보 하부플랜지와 같은 높이의 웨브에 600mm 길이의 플레이트를 용접하여 응력전달경로를 확보하였다.

SLI-1 실험체는 비대칭 하이브리드 합성보 하부플랜지에 SM570 강재를 사용하였으며, SLI-2 실험체는 HSA800 강재를 사용하였다. 브라켓 상부에는 종방향으로 기둥플랜지면에 D25 철근 6개를 용접하였으며, D19 철근 6개를 슬래브에 배근하였다. 브라켓-합성보 연결부와 합성보의 슬래브에는 Fig. 5.(b)와 같이 D19 철근 12개를 배근하였다.

Fig. 9.(a)~(d)는 실험체의 층간변위각과 기둥외주면에서 정규화된 모멘트 관계를 나타낸 것이며, Fig. 10.(a), (b)는 SLE-1, SLE-2 실험체의 브라켓 회전성분을 정리한 것이다. Fig. 9.에서 모멘트 M은 Fig. 7.의 외력에 의해 기둥외주면에 작용하는 모멘트이며, 정모멘트에 대한 소성모멘트 M_p는 기둥외주면에 접한 브라켓의 소성휨강도, 부모멘트에 대한 소성모멘트 M_p는 기둥외주면에서 이격된 소성힌지 유도지점인 순철골단면이 소성강도에 도달할 때 기둥외주면에 작용하는 모멘트이다.

Fig. 9. 
Cyclic story drift ratio

Fig. 10. 
Bracket and hybrid beam inelastic rotation angle

브라켓과 합성보의 단차가 없는 SLE-1, SLE-2 두 실험체 모두 Fig. 9.와 같이 0.04rad의 층간변위각까지 강도저하 없이 뛰어난 연성능력을 발휘하여 특수모멘트골조에 해당하는 성능을 발휘하였다. 이후 0.05rad 층간변위각에서 보에 부모멘트가 작용할 때 Fig. 11.(a)와 같이 하부플랜지에 좌굴이 발생하여 강도가 저하되었으며, 이후 정모멘트가 작용할 때 Fig. 11.(b)와 같이 기둥면과 용접된 보 하부플랜지 용접 열영향부에 인장파단이 발생하여 실험이 종료되었다.

Fig. 11. 
Photos of SLE-1 specimen

실험체의 최대휨강도는 SLE-1실험체는 정모멘트 1.81M_p, 부모멘트 1.16M_p 이며, SLE-2 실험체는 정모멘트 1.83M_p, 부모멘트 1.19M_p를 기록하였다. 모든 실험체에서 실험이 종료될 때까지 볼트 접합부의 볼트 파단, 볼트 미끌림, 연결재의 소성변형 등이 발생하지 않았다.

Fig. 12.는 SLE-1 실험체의 슬래브 중심선에 배근된 철근의 변형률을 나타낸 것으로 소성힌지 유도지점에 인접한 위치(기둥면으로부터 450mm 이격지점)에서는 철근이 항복하였으며, 브라켓과 보가 만나는 지점(기둥면으로부터 1250mm 이격지점)에서는 철근이 탄성상태 있음을 보여준다. 또한 부모멘트 시 소성힌지 유도지점의 슬래브에 큰 인장변형이 발생하였음을 Fig. 11.(a)의 슬래브 균열을 통해 확인할 수 있다.

Fig. 12. 
Photos of SLI-1 specimen

Fig. 9.(a)와 Fig. 10.(a) 또는 Fig. 9.(b)와 Fig. 10.(b)를 비교해 보면 층간변위의 대부분이 브라켓의 변형에 의해 발생하여 설계의도대로 소성힌지가 브라켓에 유도되었음을 알 수 있다. 그리고, SLE-1, SLE-2 실험체는 Table 2와 같이 소성힌지를 유도한 브라켓이 동일한 단면을 갖도록 설계 되었고 합성보의 하부플랜지 강재만 다르기 때문에 거동이 유사할 것으로 예상되었으며 실험결과에서도 약간의 강도 차이만 있을 뿐 매우 유사한 거동을 나타내었다.

브라켓과 합성보의 단차가 있는 SLI-1, SLI-2 두 실험체 모두Fig. 9.(c)~(d)과 같이 0.04rad의 층간변위각까지 0.8M_p 이상의 휨성능을 유지하여 특수모멘트골조에 해당하는 성능을 발휘하였다. Fig. 13.(a)와 같이 0.03rad 층간변위각에서 보에 부모멘트가 작용할 때 합성보 하부플랜지 아랫쪽의 브라켓 웨브가 좌굴하여 브라켓 하부플랜지와 합성보 하부플랜지에 횡변형이 발생하였다. 0.04rad 층간변위각에서 Fig. 13.(b)와 같이 브라켓 하부플랜지의 좌굴이 발생하였고 최대 부모멘트강도가 층간변위각 0.03rad 일 때보다 저하되었다. 그리고 웨브좌굴에 의한 과도한 변형으로 Fig. 14.와 같이 합성보의 하부플랜지와 용접된 브라켓의 웨브가 찢어져 실험이 종료되었다. 실험체의 최대휨강도는 SLI-1 실험체는 정모멘트 1.62M_p, 부모멘트 0.94M_p 이며, SLI-2 실험체는 정모멘트 1.55M_p, 부모멘트 0.98M_p를 기록하였다.

Fig. 13. 
Rebar strain of SLE-1 specimen

Fig. 14. 
Bracket bottom flange fracture of SLI specimens

SLI-1, SLI-2 실험체도 SLE 실험체와 같이 층간변위의 대부분이 브라켓에 발생하였다. 하지만 Fig. 13.(b)와 Fig. 14.와 같이 브라켓 하부플랜지에 발생한 횡변형과 브라켓 웨브의 찢어짐으로 브라켓의 수직처짐 측정값이 왜곡되어 Fig. 10.과 같은 부재별 이력곡선은 생략하였다.

SLI-1, SLI-2 실험체도 SLE 실험체와 같이 소성힌지가 발생하는 브라켓이 동일한 단면을 갖도록 설계하였고, 실험결과도 예상과 같이 약간의 강도 차이만 있을 뿐 매우 유사한 거동을 나타내었다.

두 실험체 모두 공통적으로 브라켓 하부 웨브의 조기 좌굴 및 이로 인한 강도 저하로 부모멘트의 소성모멘트에 도달하지 못하였으나 웨브에 보강재를 용접하여 합성보 하부플랜지 아랫쪽의 웨브국부좌굴을 방지하거나 지연시킨다면 충분히 소성모멘트에 도달할 수 있을 것으로 판단된다.