1. 서  론

1.1 연구배경 및 목적

콘크리트 충전강관(Concrete Filled Tube,CFT) 구조는 경제적이고 합리적인 구조시스템으로 인정되어 일본 등 선진외국을 중심으로 많은 연구가 진행되었으며, 현장적용이 활성화되고 있다. 또한, 국내에서도 우수한 구조성능과 시공성으로 인하여 점차적으로 많은 건설현장에 기둥부재로 적용되고 있다. 근대들어 고강도 재료를 활용한 CFT기둥의 구조적 성능 연구가 활발하게 이뤄지고 있는 추세이다^[1],[2]. 접합부의 시공성으로 인해 실무에서는 각형 CFT가 원형CFT보다 많이 사용되고 있는 실정이다.

CFT기둥-보 접합부 다이아프램은 크게 내다이아프램형, 외다이아프램형, 관통형다이아프램으로 구분할 수 있다. 이중 강관내부에 설치되는 내다이아프램은 최소의 강재사용량으로 보 플랜지 하중을 기둥과 반대편 보에 원활히 전달 할 수 있는 장점을 가지고 있다. 그러나 현재 사용되고 있는 내다이아프램 형식은 강관이라는 폐단면 특성 상 용접의 어려움이 있어 현장 적용에 불편함을 갖고 있다.

현재 국내에서는 CFT 기둥-보 접합부의 내다이아프램 형상을 상·하부 동일하게 처리하고 있다. 하지만 건물의 복잡화로 인하여 기둥에 연결된 각 보에 작용하는 하중이 상이한 경우 기둥에 연결되는 좌·우의 보의 크기가 다른 경우가 많다. 이에 따라 보의 하부 플랜지 높이에 차이가 생겨 Fig. 1과 같이 내부 다이아프램이 여러겹으로 겹치게 되거나 경사지게 된다. 이로 인해 접합부 시공이 매우 복잡해지는 문제점을 발생 시킨다. 따라서 본 연구는 각형 CFT 기둥-보 접합부 개발의 일환으로 동일 다이아프램으로 제작한 후 ㄷ형태의 기둥부재를 용접하는 새로운 방식으로 제작된 상하 이형 내다이아프램의 접합상세를 제시하고 실험을 통해 구조적 성능을 검증하고자 한다.

1.2 기존연구

국내에서는 각형강관 접합부에 대한 연구가 1980년대 후반부터 시작되었으며, 김규석(1996)^[3]은 내다이아프램 접합부에 대한 단순인장 실험과 반복 재하실험을 실시하였고, 항복선 이론을 근거로 접합부의 내력을 평가하였다. 최성모(2003)^[4]는 Fig. 2와 같이 상부는 복합+자형 내다이아프램을 사용하고 하부는 각각 수평 T-bar와 스터드 볼트로 보강된 수직플레이트 형태의 상하 이형 다이아프램을 적용한 접합부를 제안하고 구조성능을 평가하였다. 그림 2(a)의 수평 T-bar는 보의 하부 플랜지의 압축하중을 수평플레이트 끝에 용접된 수직플레이트를 통해 콘크리트에 넓게 분산시키고, 인장하중을 수직플레이트의 앵커효과를 통해 저항하도록 계획하였다. 그림 2(b)의 수직플레이트를 사용한 접합부의 경우 플레이트에 부착된 스터드 볼트가 Fig. 2(a)의 수직플레이트와 비슷한 역할을 하도록 계획하였다. 반복가력 구조실험결과 콘크리트 충전성 확보를

최성모(2006)^[6],[7],[8]는 Fig. 3과 같이 프레스 성형 또는 절곡성형을 이용하여 ㄷ자 형강 2개를 제작한 후 미리 내다이아프램을 ㄷ형강에 용접한 후에 2개의 ㄷ형강을 용접하여 강관을 제작하는 방식으로 폐쇄형 단면이 갖는 내다이아프램 설치의 어려움을 해결하고자 하였다.

이명재(2011)^[9]는 원형CFT구조 접합부의 콘크리트 충전성을 개선하고자 상, 하부에 각각 다른 형식의 다이아프램을 적용시켜 실험과 유한요소 해석을 통해 구조성능을 평가하였다. Fig. 4와 같이 CFT구조 접합부의 상부 다이아프램은 외측다이아프램 형식이며, 하부 다이아프램은 관통다이아프램 형식으로 하였다. 연구결과, CFT구조의 내진성능은 상, 하부 모두 관통형 다이아프램을 적용한 접합부와 비교할 때 동등한 구조성능을 발휘한 것으로 평가되었다.

1.3 제안 접합 형상

내다이아프램의 형상은 상·하부 동일하게 적용하는 것이 일반적이나 본 연구에서는 제작성, 시공성 그리고 용접의 난이도를 개선한 접합방법을 제안하고자 한다. Fig. 5와 같이 미리 내다이아프램이 설치된 ㄷ형태의 부재 두 개를 용접하여 각형강관을 제작하는 방법을 제안한다.

상부 내다이아프램은 수평플레이트로 제안하였으며, 하부 는 콘크리트 충전성을 고려하여 수직 유공판을 제안하였다. 상부의 수평플레이트는 콘크리트 충전강관 규준에서 제시하고 있는 최소개구율(15%, 건축강구조 표준접합상세지침^[10])을 만족하도록 한 것이다. 하부의 수직 유공판은 Fig. 4의 전단연결재와 비슷한 목적을 갖는 것으로 콘크리트 충전 후 플레이트의 구멍을 통해 콘크리트와의 합성효과를 향상시키기 위해 계획한 것이다. 앞서 본 연구실에서는 실험체 제작 이전에 다이아프램의 형상 결정을 위하여 이론식 비교 및 해석을 통해 파괴메커니즘을 예측하였다.

2. 단순인장 실험

2.1 실험체 계획

단순인장 실험체는 접합부의 상부와 하부를 각각 구분하여 계획하였다. 각 타입별로 3개씩 총 6개의 실험을 수행하였다. 실험체는 SM490강종의 ⏨-400×400×12를 기둥으로 사용하였고

2.1.1 상부 실험체

상부 실험체의 주요 변수는 내다이아프램의 절삭형상과 가력축 방향이다. 내다이아프램의 모서리 절삭형상에 따른 응력흐름을 비교하기 위해 Fig. 6과 같이 곡선, 사선, 무절삭 형상으로 계획하였다. 가력축은 보에서 전달되는 하중이 Fig. 7(a)와 같이 내다이아프램을 통해 전달되는 경우를 강축으로 정의하였고 Fig. 7(b)와 같이 기둥을 통해 전달되는 경우를 약축으로 정의하였다. 실험체 일람은 Table 1과 같고, 실험체 상세는 Fig. 8에 나타냈다.

2.1.2 하부 실험체

하부 실험체는 Fig. 9와 같이 수직 유공판을 사용하여 하중이 전달되는 것으로 실험의 주요변수는 유공판의 두께와 전단구멍의 개수이다. 유공판의 두께는 16,

2.2 실험체 제작 및 실험방법

실험체 제작 시 모든 용접은 E708 Φ1.8mm전극봉을 사용한 SMAW(Shielded Metal Arc Welding) 방식을 사용하였으며 한쪽 부재 끝부분의 용접을 양호하도록 하기 위하여 끝 단면을 비스듬히 절단하여 용접하는 맞댄 용접을 사용하였다. Table 3은 실험체 제작 순서이다.

실험체의 가력은 RIST(포항산업과학연구소)소재 3000kN 유압식 만능시험기(U.T.M)을 사용하여 최대내력 이후 파괴모드가 확인될 때까지 0.016mm/sec의 변위제어로 가력하였다. 변위 측정은 600mm의 표점거리 사이에 변위계를 설치하여 축방향 변위를 측정하였고, 변형률 게이지(W.S.G)를 Fig. 11과 같이 설치하여 강판 및 보, 내다이아프램의 변형률 분포를 측정하였다.

2.3 소재실험결과

본 실험에서 사용된 강재의 기계적 성능을 파악하기 위하여 KS B 0801^[11] 및 KS B 0802^[12] 규준에 따라 각각 3개의 인장시험편을 절취하여 인장시험을 행하였다. 본 실험에 사용된 재료는 SS400의 16mm 강재와 SM490의 12mm 강재이다. 각 시험편의 결과를 Table 4에 나타냈다. 또한 콘크리트 공시체에 대한 7일, 14일, 28일 총 3번의 압축강도 시험을 행하여 Table 5와 같은 결과가 나왔으며 28일 콘크리트 압축강도는 42.7MPa로 확인하였다.

2.4 단순인장 실험결과

2.4.1 하중과 변위

상부 및 하부의 하중-변위 곡선은 Fig. 12와 같이 나타내었다. 상부 TS-2 실험체는 용접부 파괴로 인하여 예상한 최대내력까지 도달하지 못하고 실험이 종료되었지만 본 연구에서는 가력축에 대한 초기강성 비교용으로 포함하였다.

항복하중을 결정하기 위해 Fig. 13과 같이 하중-변위 곡선의 초기 기울기의 직선과 초기 강성의 1/3 기울기 직선 교점에 해당하는 점을 항복하중으로 정의하였다. 보 플랜지 전 단면적이 항복하는 하중인 전소성하중(fPp)은 보 플랜지의 소재시험결과에 단면적을 곱한 값인 953.6kN으로 하였다.

본 실험에서 얻어진 부재의 항복하중, 최대하중과 초기강성을 Table 6에 나타내었다.

2.4.2 파괴유형

각 실험체의

상부 접합부의 경우 TS-1 실험체는 가력 시 1375kN에서 보 플랜지가 necking현상을 보이며 보 플랜지 파단이 일어나 실험이 종료되었다. TS-2 실험체는 가력 시 1114kN에서 보 플랜지와 기둥면의 용접부위가 파괴되면서 실험이 종료되었다. TS-3 실험체는 가력 시 1384kN에서 보 플랜지가 necking현상을 보이며 보 플랜지 파단이 일어나 실험이 종료되었다.

하부 접합부의 경우 SH-1 실험체는 하중이 620kN일때 소리가 나면서 내력이 다소 떨어지는 현상을 보였으나 최종적으로 976kN에서 최대내력을 발휘한 후 보 플랜지와 기둥이 맞닿는 면이 찢어지면서 실험체가 파괴가 되었다. SH-2 실험체는 731kN일때 소리가 나면서 내력이 다소 떨어지는 현상을 보였으나 최종적으로 1020kN에서 최대내력을 발휘한 후 SH-1 실험체와 같은 파괴유형을 나타내었다. SH-3 실험체는 SH-1, SH-2 실험체와 달리 하중감소 없이 지속적으로 내력이 증가하였다. 1014kN에서 최대내력을 발휘한 후 SH-1 실험체와 같은 파괴유형을 나타내었다.

상부 접합부의 경우 모서리 절삭 형상에 따른 실험체의 초기강성 및 최대내력의 차이는 미비 하였으며 가력축에 따른 초기강성의 차이는 강축 방향 실험체인 TS-2가 약축 방향 실험체인 TS-1과 TS-3보다 다소 높게 나타났다. 하부 접합부의 경우 SH-1, SH-2, SH-3 실험체의 초기강성은 유사하게 나타났으며 최대내력은 전단구멍 개수를 늘린 SH-2 실험체가 가장 높게 나타났다. 수직 유공판 두께를 늘린 SH-3 실험체 역시 최대내력은 SH-1보다 다소 높게 나타났다.

3. CFT 기둥-보 접합부 반복가력 실험

3.1 실험체 계획

기둥-보 접합부의 단순인장실험 결과를 바탕으로 실제 모멘트-회전각 관계를 확인하기 위하여 Fig. 14와 같이 상부 다이아프램의 가력축 방향을 변수로 두어 약축을 DX, 강축을 DY로 한 2개의 실험체를 계획하였다. 단순인장 실험 시 상부는 모

3.2 가력 및 측정방법

실험체는 반력벽과 반력바닥을 이용하여 Fig. 15와 같이 설치하였다. 기둥 상･하단을 반력벽에 힌지상태로 연결하고, 가력 끝단에 상･하 반복가력이 가능한 2000kN용량의 Actuator를 부착하였다. 가력 시 보의 횡좌굴을 방지하기 위하여 가력 끝단에 횡가새를 설치하였다. 가력 프로그램은 Seismic ProvisionsFor Structural Steel Building (2002)^[13]의 S 6.2 Loading Sequence for Beam-to- Column Moment Connection에의해 Fig. 16과 같이 가력하였다. 하중가력방식은 층간변위각이 0.00375, 0.005, 0.0075일때 각각 6 사이클, 0.01일때는 4 사이클

실험체의 전체적인 거동을 측정하기 위하여 변위계는 Fig. 17과 같이 설치하였고 변형도를 측정하기 위하여 응력집중이 예상되는 위치에 1축 게이지를 Fig. 18과 같이 부착하였다.

3.3 소재실험결과

본 실험에서 사용된 강재의 기계적 성능을 파악하기 위하여 KS B 0801^[11] 및 KS B 0802^[12] 규준에 따라 강관, 보 웨브, 보 플랜지, 상·하 내다이아프램 및 수직 플레이트에서 인장시험편을 절취하여 인장시험을 수행하였으며 콘크리트 공시체에 대한 28일 압축 강도 시험을 하였다. 소재실험결과는 Table 8과 같다.

3.4 실험결과

3.4.1 DX 실험체

상하 이형 약축인 DX 실험체는 3step (0.0075rad) 5 cycle에서 탄소성 거동을 보였다. 9step (0.05rad) 에서 보 플랜지와 기둥면이 파괴되어 실험을 종료하였다. Fig. 19는 DX 실험체의 모멘트-회전각 곡선이다. Mp는 보의 소성모멘트(512kN-m)를 나타내며 My는 항복모멘트(448kN-m)를 나타낸다. 를 각 모멘트내력과 비교하면 상부인장시 (577.5 kN-m) 13%이상 평가되었으며, 상부 압축시 (549.5kN-m) 7% 상위한 결과를 나타내고 있다.

3.4.2 DY 실험체

3.5 분석 및 고찰

3.5.1 초기강성 및 최대하중

Fig. 23은 각 실험체의 내력과 강성을 비교하기 위하여 구한 단조화 곡선이다. Pp는 소성하중을 나타내며 Py는 항복하중을 나타낸다. 초기강성은 DY 실험체가 DX 실험체보다 상부 인장 시 7%, 하부 인장 시 11% 높게 나타났으며 최대하중은 DY 실험체가 DX 실험체보다 상부 인장 시 6%, 하부 인장 시 1% 높게 나타났다. 이는 축에 따른 영향이라 판단된다.

각 실험체의 하중-변위 관계를 파악하기 위하여 초기강성 기울기를 갖는 직선과 초기강성 기울기의 1/3인 직선을 평행 이동시켜 두 직선의 교점을 항복하중 Py로 정하였고, 이때의 처짐을 항복변위 δy로 정한다. Table 9는 각 실험체별 항복하중, 항복변위, 최대하중 및 초기강성을 나타낸 결과이다.

3.5.2 하중 단계별 변형률 분포

각 실험체는 단조화 곡선을 통하여 구한 하중-변위 곡선을 통하여 보의 전체적 거동을 파악하기 위해 Fig. 24와 같이 보 플랜지 및 웨브에 부착된 변형률 게이지의 측정값으로부터 변형률 분포를 비교하였다.

DX 실험체의 상부 인장 시 Fig. 25와 같이 보 플랜지 상부의 변형률 분포를 보면 인장 및 압축부분에서는 보 플랜지 전단면에 걸쳐 하중이 고르게 들어감을 알 수 있다.

Fig. 26과 같이 보 웨브와 보 플랜지의 관계는 안정적인 거동을 보여주고 있

DY 실험체의 경우 상부 인장 시 F

4. 결 론

본 연구에서 제안한 CFT기둥-보 접합부의 상하 이형 내다이아프램에 대한 단순인장 실험과 CFT 기둥-보 접합부의 반복가력 실험을 수행한 후 분석 및 고찰을 통하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(1)상부 다이아프램 단순인장 실험결과 모서리 절삭 형상에 따라서 초기강성 및 최대내력의 차이가 미비하였지만, 가력 방향에 따라서는 강축방향이 약축방향보다 초기강성이 16~24% 높은 것으로 나타났다.

(2)수직 유공판 단순인장 실험결과 전단구멍개수에 대하여 최대내력이 5% 증가하였으며, 수직 유공판 두께에 대해서는 최대내력이 4% 증가하였다. 초기강성은 유사하게 나타났다.

(3)CFT 기둥-보 접합부 반복가력 실험에 있어 가력축을 변수로 한 DX 실험체와 DY 실험체는 축에 따른 내력 차이가 크지 않음을 확인하였다.

(4)반복가력 실험결과 모든 실험체는 0.04rad 2Cycle에서부터 내력이 떨어졌지만, 0.03rad까지 안정적인 거동을 나타내고 있다.