경량철골부재는 접합방식에 따라 용접접합 및 무용접접합으로 분류되며 용접접합방식은 Fig. 2와 같이 상부 2점 혹은 3점, 하부 1점을 용접하는 점용접 접합방식과 Fig. 3과 같이 전체용접하는 줄용접 접합방식이 있다. 하지만 전술한 바와 같이 단점이 있으므로 이를 보완하기 위해 현장에서 접합부의 용접이 불필요한 무용접접합방식이 제안되었다.

Fig. 2. 
Spot welding detail

Fig. 3. 
Line welding detail

Fig. 4. 
Piece connection

Fig. 5. 
Bolted connection (thermometer hole)

무용접접합방식 중 직결피스 접합방식은 시중에 보급되는 파스너의 양끝 홀을 통해 피스를 수직, 수평부재에 관통시켜 접합하는 방식으로 너트체결이 되지 않으나 볼트접합 방식은 온도계 모양의 홀을 계획하여 볼트와 너트가 체결이 가능하도록 개량한 접합방식이다.

직결피스 접합방식은 접합부가 무용접방식이므로 접합부 자체의 면내방향 변형능력이 우수할지 모르나, 실제 시공시에는 Fig. 1에 나타낸 정착부의 상세와 같이 정착부에 위치한 파스너는 결속력을 확보하기 위해 수직부재에 용접접합하여 시공하므로 여전히 화재의 위험성이 존재한다. 반면 온도계 모양의 홀을 이용해 볼트접합 하는 방식은 정착부의 파스너가 위치하는 곳에 수직부재의 홀이 계획되어있어 정착부 또한 볼트접합되므로 경량철골 시스템 전체의 무용접화가 가능하다.

온도계 모양의 홀을 이용해 볼트접합 하는 방식의 경우 정착부 시공 시 벽체 및 기둥, 보와 같은 구조부재의 매립철근으로 인하여 천공이 어려울 시 재천공하여 정착 위치를 지정하게 되는 경우가 발생한다. 이때 정착부의 앵커와 미리 계획된 홀이 파스너로 연결되기 어려운 경우 불가피하게 용접접합을 실시하고 있는 실정이다. 이러한 단점을 보완하기 위하여 프로파일 각관을 사용해 정착부의 무용접화를 보다 용이하게 시공할 수 있는 방식을 제안하고자 한다. 프로파일 각관을 사용해 시공방식은 프로파일 각관의 레일형 홈을 통해 볼트를 이동시켜 시공하고자 하는 지점에 위치시킬 수 있다. Fig. 6은 접합부의 상세 및 시공상세를 나타낸다.

Fig. 6. 
Bolted connection (profile type)

본 연구에서는 두 가지 용접 접합방식과 실무에서 일부 사용되는 무용접 접합 대표모델을 고려하여 제안모델을 포함한 5가지 접합상세 및 각관의 두께를 변수로 하였다. 총 실험체 변수는 10개이며 Table 1에 나타내었다.

Specimen*	Support elements			Connection detail
	Section (mm × mm)	Thickness (mm)	Section type
SW1.6	50×50	1.6		Spot welding (upper: 3 spots, lower: 1 spot)
SW2.0		2.0
LW1.6		1.6		Line welding
LW2.0		2.0
PC1.6		1.6		Piece
PC2.0		2.0
TH1.6		1.6		Bolted (thermometer hole)
TH2.0		2.0
PR1.6		1.6		Bolted (profile)
PR2.0		2.0

외장재 패널의 크기는 가로, 세로 길이별 다양하게 적용되고 있으나, 실험체는 국내에서 가장 널리 사용되는 규격 중 하나인 가로 900 mm, 세로 600 mm 패널을 적용하는 모델을 대상으로 한다. Fig. 7은 실험체의 개념도를 나타낸다. 수직부재의 자유단은 핀접합으로 가정하고 가력지점은 수평부재 중앙부로 하여 수직부재로부터 450 mm 떨어진 지점으로 설정하였다^[5],[6].

Fig. 7. 
Specimen key map

Fig. 8. 
Test setting plan

Fig. 9. 
Test setup

패널을 적용한 경량철골부재에 대한 진동대 실험의 선사례는 여럿 있으나^[2],[4], 접합부의 반복가력 실험은 선사례가 전무한 실정이다. 본 연구에서는 접합부의 파괴시까지 실험을 진행하기 위하여 10 mm(변형각 0.02 rad)진폭으로 3 cycles 점증 반복가력을 실시한다. 실험체의 파단이 발생한 경우 혹은 장비의 용량에 도달한 경우 실험을 종료한다. Fig. 10은 가력 패턴을 나타낸다.

Fig. 10. 
Cyclic loading pattern

실험결과에 따른 하중-변위이력은 Figs. 11-20과 같으며 그래프 내에 주요 손상지점을 도식화하였다. Figs. 21-22에 경량철골부재의 두께에 따라 각 실험체별 실험결과의 peak점을 연결한 하중-변위 곡선을 나타내었다. 각 실험체의 변위 이력거동을 살펴보면 공통적으로 핀칭현상이 발견된다. 핀칭현상은 힘의 방향이 바뀔 때 하중의 큰 변화 없이 변형만 발생하는 현상으로 강재의 경우 부재의 파괴나 부재사이의 틈에 의해 나타난다. 본 실험의 경우 힌지로 지정한 수직부재 양단부 볼트구멍의 유격이 주원인으로 판단된다.

4.1.1 SW series

점용접 상세를 적용한 SW 실험체의 경우 상부 3점, 하부 1점 용접하므로 상·하부 접합상세 차이에 따라 정·부방향의 거동차이가 발생했다. Fig. 11과 Fig. 12는 각각 SW1.6 실험체와 SW2.0 실험체의 하중-변위곡선을 나타낸다. SW1.6의 경우 부방향 50 mm(0.11 rad) 이전단계에서는 변위에 저항하였으나 부방향 50 mm 가력단계에서 하부 1점 용접부가 파단되며 하중제거 시 급격한 내력저하가 발생하였다. 이후 정방향 90 mm(0.20 rad) 가력단계에서 상부 3점 용접부가 파단되어 실험을 종료하였다. SW2.0의 경우 SW1.6과 유사한 거동을 보였으며 부방향 40 mm(0.09 rad) 가력 시 하부 용접부가 파단된 이후 정방향 60 mm(0.13 rad) 가력단계에서 상부 용접부가 파단되어 실험을 종료하였다.

Fig. 11. 
Load-displacement curve (SW1.6)

Fig. 12. 
Load-displacement curve (SW2.0)

4.1.2 LW series

줄용접 상세를 적용한 LW1.6 실험체 및 LW2.0 실험체의 하중-변위 곡선을 각각 Fig. 13과 Fig. 14에 나타내었다. LW​1.6의 경우 부방향 40 mm(0.09 rad) 가력 시 하부 용접부의 균열이 발생하였으며 이후 부방향 80 mm(0.18 rad) 가력 시 수평부재 하부가 파단되어 실험을 종료하였다. 반면 LW2.0의 경우 부방향 30 mm(0.07 rad) 가력 시 하부 수직부재에 균열이 발생하였으며 부방향 가력 시 지속적인 수직부재변형이 발생하며 내력이 상승하였다. 이후 부방향 70 mm​(0.16 rad) 가력 시 수직부재의 변형과다로 인해 급격한 내력저하가 발생하여 실험을 종료하였다.

Fig. 13. 
Load-displacement curve (LW1.6)

Fig. 14. 
Load-displacement curve (LW2.0)

4.1.3 PC series

직결피스접합 상세를 적용한 PC1.6 실험체 및 PC2.0 실험체의 하중-변위 곡선을 각각 Fig. 15와 Fig. 16에 나타내었다. PC1.6의 경우 정방향 40 mm(0.09 rad) 가력 이후 파스너의 소성변형이 발생하였으며 정방향 100 mm(0.22 rad) 3 cyc.에서 상부 피스가 탈락하며 더 이상 제어변위에 저항하지 못하여 실험을 종료하였다. 반면 PC2.0의 경우 정방향 50 mm(0.11 rad) 가력 이후 파스너의 소성변형이 발생하였고 부방향 50 mm(0.11 rad) 가력 이후 하부 피스가 손으로 움직여질 정도로 느슨해지는 피해가 발생하였다. 이후 부방향 70 mm(0.16 rad) 2 cyc.에서 하부 피스가 탈락하여 실험을 종료하였다.

Fig. 15. 
Load-displacement curve (PC1.6)

Fig. 16. 
Load-displacement curve (PC2.0)

4.1.4 TH series

타공각관에 볼트접합상세가 적용된 TH1.6 실험체 및 TH​2.0 실험체의 하중-변위곡선을 각각 Fig. 17과 Fig. 18에 나타내었다. TH1.6의 경우 정방향 80 mm(0.18 rad) 가력 이후 파스너가 소성변형됨에 따라 내력이 저하되었으나 최대 제어 변위(120 mm)까지 접합부의 파단이 발생하지 않았다. TH​2.0의 경우 TH1.6과 유사하게 거동하였으며 정방향 90 mm​(0.20 rad) 가력 이후 파스너가 소성변형됨에 따라 내력이 저하되었으나 최대 제어 변위까지 접합부의 파단이 발생하지 않았다.

Fig. 17. 
Load-displacement curve (TH1.6)

Fig. 18. 
Load-displacement curve (TH2.0)

4.1.5 PR series

프로파일에 볼트접합상세가 적용된 PR1.6 실험체 및 PR​2.0 실험체의 하중-변위곡선을 각각 Fig. 19와 Fig. 20에 나타내었다. PR1.6의 경우 TH 실험체에 비하여 보다 안정적으로 거동하였으나 정방향 90 mm(0.20 rad) 가력 이후 수평부재 및 볼트의 이동으로 인해 내력이 저하되었다. PR2.0 또한 수평부재 및 볼트의 이동으로 인해 내력이 저하되었으나, PR1.6, PR2.0 두 실험체 모두 최대 제어 변위까지 접합부파단이 발생하지 않았다.

Fig. 19. 
Load-displacement curve (PR1.6)

Fig. 20. 
Load-displacement curve (PR2.0)

Fig. 21. 
Load-displacement curve (1.6 mm)

Fig. 22. 
Load-displacement curve (2.0 mm)

Table 2에는 각 실험체별 정·부방향 최대하중 및 최대하중 시 변위를 나타내었다. PC 실험체의 부방향 최대하중을 제외한 4가지 접합상세모두 각관의 두께가 두꺼울수록 최대하중이 1.06배 - 1.7배가량 증가함을 확인할 수 있다. 대부분 실험체의 파괴모드는 부재의 찢김 혹은 파스너의 소성변형이며 각관 단면성능이 직접적인 원인은 아닌 것으로 판단된다. LW 실험체의 경우 부방향 가력 시 용접부의 파단이 아닌 수직부재 자체의 인장변형으로 인해 내력이 상승하여 타 실험체에 비하여 최대하중이 높게 나타났다.

Table 2에 각 실험체의 최대하중 및 최대하중에서의 변위를 나타내었다. 각 실험체의 최대변위를 도식화하여 Fig. 28과 Fig. 29에 나타내었다. 최대변위는 용접방식을 적용한 SW, LW 실험체와 무용접 방식을 적용한 실험체 중 PC 실험체에서 각관이 얇을 경우 더욱 큰 값을 나타내었으며 이는 용접접합 및 피스접합 특성상 접합부의 불균일성, 접합성능의 불확실성에 따른 결과로 사료된다. TH, PR 실험체는 볼트접합이 충분한 강도저항을 하였고, 전반적으로 더블앵글 접합부의 거동을 보였다.

Fig. 28. 
Maximum strength (positive)

Fig. 29. 
Maximum strength (negative)

Fig. 30. 
Maximum displacement

각 실험체의 최대하중 시 변위를 Fig. 31, Fig. 32에 나타내었다. 상기 접합부 강도에 나타낸 바와 같이 용접접합방식을 적용한 실험체가 무용접접합방식을 적용한 실험체보다 높은 강도를 가지는 것으로 나타난 반면 최대하중 시 변형량은 타 실험체에 비하여 낮은 값을 갖는 것으로 나타났다.

Fig. 31. 
Displacement at maximum strength (positive)

Fig. 32. 
Displacement at maximum strength (negative)

각 접합부의 내력이 80 %로 저하된 시점에서의 변형량을 Figs. 33-34에 나타내었다. 이때 내력저하가 발생하지 않은 실험체의 경우 최대변위로 대체하여 기록하였으며 용접접 합 방식의 실험체의 경우 용접균열 증가 혹은 파단으로 인한 내력저하가 주 원인이었다. PC 실험체의 경우 정방향에서 내력저하가 발생하지 않았으나 부방향에서 내력저하가 발생하였으며 이때 피스가 느슨해지는 피해가 발생하여 내력이 저하한 것으로 판단된다. TH, PR 실험체의 경우 부방향 가력 시 수평부재가 이동한 후 정방향 가력 시 내력이 저하됨에 따라 수평부재 이동으로 인한 접합부 저항메커니즘의 변화가 주 원인으로 판단된다.

Fig. 33. 
Displacement at 80 % maximum strength (positive)

Fig. 34. 
Displacement at 80 % maximum strength (negative)

경량철골부재 접합부의 구조적 성능은 최대하중 혹은 최대변위만으로 단정짓기 어려우며, 목표강도 달성 여부, 변형 능력과 함께 에너지 흡수 능력을 고려할 필요성이 있다. 각 실험체의 하중-변위 이력곡선상의 면적으로 cycle 별 누적 에너지를 계산하여 Figs. 35-36에 나타내었다. SW 및 PC 방식의 경우 각관의 두께가 2.0 mm인 실험체가 1.6 mm인 실험체에 비하여 수용한 변위가 작았으며 그에 따른 누적에너지량이 더 적음을 확인할 수 있다. 반면 LW의 경우 각관의 두께가 2.0 mm인 실험체는 수직부재의 변형이 발생하여 1.6 mm 실험체에 비하여 최대하중이 1.7배가량 높게 측정됨에 따라 수용한 변위는 더 작으나 누적에너지량은 더 많음을 확인할 수 있다.

Fig. 35. 
Comparison of energy (1.6 mm)

Fig. 36. 
Comparison of energy (2.0 mm)

무용접 접합 중 PC 방식의 경우 각관의 두께와 무관하게 피스가 탈락하는 즉시 변위를 수용할 수 없는 상태에 도달함에 따라 각관의 두께가 2.0 mm인 실험체의 누적에너지량이 낮게 나타났다. 반면 TH 실험체 및 PR 실험체의 경우 각관의 두께가 1.6 mm에서 2.0 mm로 증가함에 따라 누적에너지량이 각각 1.13배, 1.02배 더 높게 나타났다. 이는 거의 유사한 수치이며 파스너가 에너지를 흡수한다는 것을 의미한다. 각관의 두께 차이에 따른 누적 흡수에너지의 편차가 작은 것은 자중감소 및 물량감소로 인한 시공상의 장점이다.