볼트접합 앵글을 사용한 합성기둥의 중심축 압축실험

1. 서 론

층건물 및 대공간구조, 대형기둥에서 철근콘크리트 및 철골 기둥의 하중재하능력을 향상시키기 위해서 철근콘크리트 부재 내부에 강재를 매입한 강-콘크리트 합성기둥(이하 SRC 기둥)이 널리 사용되고 있다. SRC 기둥은 기둥 단면 중앙부의 강재를 콘크리트가 둘러쌓아서 압축강도 증가 및 강재의 좌굴 방지, 내화성능에 효과적이다. 그러나 구조적인 측면에서 기둥 단면 중앙부에 위치한 강재는 기둥 휨강도 증가에는 효과적이지 않으며, 시공적인 측면에서 철근의 현장 배근으로 인하여 강구조와 철근콘크리트의 현장작업이 요구되어 시공성에 불리하다.

Kim et al.^[1]은 기둥단면의 최외곽 코너에 강재 앵글을 배치하고 거푸집 및 콘크리트 구속을 위한 y형 강판을 앵글 외곽에 용접하는 yLRC 합성기둥을 제안하였다(Fig. 1(a) 참조). 이러한 단면은 휨 모멘트에 효과적으로 저항할 수 있고 거푸집 및 배근 공사가 필요하지 않으므로 시공성을 향상시킬 수 있다. 압축실험 결과, 앵글과 y형 강판에 의한 콘크리트 구속효과로 최대하중 및 최대하중변형률은 증가하였으나, 최대강도 이후 앵글의 좌굴로 인하여 강도가 급격히 감소하였다. Poon^[2], Montuori and Piluso^[3]은 기존 철근콘크리트 기둥의 단면 외곽을 앵글 및 횡방향 강판으로 보강하여 중심 및 편심축 압축실험을 수행하였다. 실험결과, 앵글의 내부기둥 횡구속 효과로 인하여 기둥의 압축강도 및 강성이 각각 20 % 및 31 % 증가하였으며, 앵글 안쪽에 위치한 주철근의 좌굴내력이 크게 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 Kim et al.^[4]에 의하면, 외부로 노출된 앵글이 화재와 같은 고온에서 조기에 좌굴하면서 내화성능이 크게 저하되는 것으로 나타났다.

Hwang et al.^[5]은 피복콘크리트 내부 단면의 코너에 고강도 강재 앵글을 매입하고 횡방향 철근으로 용접하여 일체화한 선조립 합성기둥(PSRC 기둥)을 제안하였다(Fig. 1(b) 참조). 중심축 압축실험 결과 기존 SRC 기둥에 비해 변형능력이 향상되는 것으로 나타났다. 그러나 휨모멘트를 받는 PSRC 합성기둥의 경우 인장력을 받는 앵글의 소성변형이 발생할 때 앵글과 횡방향 철근의 용접부에서 앵글의 조기 파단이 발생하였다^[6]. 이는 횡방향 철근의 용접으로 인하여 고강도 강재의 연성능력이 약화되었기 때문이다. 이러한 용접작업으로 인하여 1) 용접열에 의한 강재의 비틀림 발생에 따른 PSRC 합성기둥의 장기 구조안정성 결여, 2) 용접공의 기술 숙련도에 따른 시공품질 저하, 3) 용접 품질 및 용접봉 강도에 따른 고강도 재료의 적용 한계 등이 발생할 수 있다.

따라서 본 연구에서는 용접을 사용하지 않은 강재 앵글과 횡방향 강판을 볼트이음으로 선조립한 볼트접합 PSRC 합성기둥을 개발하였다(Fig. 1(c) 참조). 횡방향 철근을 앵글에 용접하는 대신에 횡방향 강판을 앵글에 볼트 접합하여 앵글 프레임을 일체화하였다. 이에 따라 앵글의 조기 파단을 방지할 수 있고 앵글의 면외 방향으로 돌출된 볼트형상은 지압에 의해 콘크리트-앵글의 부착강도를 증가시킬 수 있다. 또한, 선조립 기둥 제작시 높은 제작품질을 유지할 수 있으며, 고강도 볼트 적용시 고강도 앵글 및 횡방향 강판을 사용할 수 있다.

본 연구에서는 볼트접합 PSRC 합성기둥 부재의 구조성능 검증을 위한 기초적 연구로서, 볼트접합 PSRC 합성기둥의 압축성능을 평가하였다. 이를 위하여 2/3 크기의 SRC 기둥 실험체 2개와 볼트접합 PSRC 기둥 실험체 4개에 중심축 압축실험을 수행하였다. 볼트접합 PSRC 합성기둥의 하중재하능력, 항복강성, 변형능력 등을 평가하고 현행 설계기준 예측강도 및 단면해석결과와 비교하였다.

2. 실험계획

2.1 실험체 설계

Table 1과 Fig. 2는 실험체의 주요 변수와 상세를 나타낸다. 실험체 주요 변수는 횡방향 강판 및 횡방향 철근의 수직간격, 횡방향 강판 단면의 형상(평판형 및 Z형), 앵글 단면의 형상(L-75 12, SS400)을 보강하였다.

실험체 SRC 1과 SRC 2는 일반 SRC 기둥을 나타낸다. SRC 실험체는 단면 중심에 위치한 H-형강(H-140 = 400MPa)를 H형강 플랜지에 250mm 간격으로 용접하였다. 횡방향 철근의 경우 SRC 1은 250mm, SRC 2는 150mm 간격으로 배치하였다.

실험체 PSRC 1~4는 볼트접합을 적용한 PSRC 기둥으로 단면 코너의 4개의 앵글과 횡방향 강판을 F10T M16 TS고장력볼트(Torque-Shear 볼트, 나사부 단면적 = 201.1mm², 인장강도 9 강재 앵글보다 큰 표면적으로 인하여 심부 콘크리트와 피복 콘크리트의 일체화 면적이 감소한다. 이로 인하여 심부 및 피복 콘크리트 사이의 일체화 거동이 약화되고 피복 콘크리트의 조기 탈락이 발생할 수 있다.

2.2 볼트 접합부

PSRC 합성기둥의 횡방향 강판은 강판의 지압력을 통해 강재 앵글의 부착력뿐만 아니라 내부 콘크리트에 횡구속력을 제공한다. 이를 위해서는 횡방향 강판이 항복할 때까지 횡방향 강판과 앵글의 볼트접합부 파단을 방지하여야 한다. KBC 2016^[7]및 AISC 360-10^[8]에 의하면, 인장재 및 볼트접합부 설계 시 A) 총단면 항복, B) 유효순단면 파단, C) 블록전단파단, D) 구멍지압파괴 E) 고력볼트의 전단파괴에 대해 식 (1)~(5)을 통해 검토해야 한다(Fig. 3 참조).

A) 인장 항복강도

(1)

B) 인장 파단강도

(2)

C) 구멍파괴 지압강도

(3)

D) 블록전단 파단강도

  (4)

E) 고력볼트전단강도

(5)

횡방향 강판의 설계 인장능력

) (6)

여기서, = 전단면의 수(= 1)이다.

Table 2는 파괴모드에 따른 볼트접합부의 요구강도를 나타낸다. 평판형 강판 FB-40 3.2을 사용한 실험체 PSRC 1, 2, 4의 경우 34.4kN의 하중에서 강판의 유효순단면 파단이 발생하며, Z형 강판을 사용한 실험체 PSRC 3의 경우 40.9kN 하중에서 블록전단 파단이 발생하는 것으로 예측되었다. 따라서 PSRC 실험체의 횡방향 강판의 설계 인장능력은 실험체 SRC 1, 2에서 사용한 D10 횡방향 철근의 항복강도  40.1kN와 비슷하게 설계되었다. 거푸집 일체형 PSRC 합성기둥을 고려하기 위해 Z형 강판의 단면을 의도적으로 과대 설계한 결과, 식 (3)∼(5)에서 제시한 Z형 강판의 볼트 접합부 파괴강도는 인장 항복강도 및 파단강도에 크게 미치지 못하는 것으로 나타났다.

2.3 변위 및 변형률 계측계획

Fig. 4에 나타난 바와 같이, 기둥 수직변위는 기둥 단면 모서리부에 위치한 4개의 LVDT(Linear Variable Differential Transformer, D1~D4)로 계측한 변위를 평균하였다. 내부콘크리트 횡구속 능력을 평가하기 위하여 기둥 중간 높이에서 변형률 게이지로 횡방향 강판 및 철근의 변형률을 계측하였다.

3. 실험 결과

3.1 재료 강도

KS B 0802^[9]에 따라 재료 인장실험을 수행하였으며 강재 및 철근의 응력-변형률 관계는 Fig. 5에, 항복강도 및 연신률은 Table 1에 나타내었다. 철근 D10의 항복강도는 565MPa, 연신률은 8%이며 D19의 항복강도는 554MPa, 연신률은 19%이다. SM490 강재를 사용한 L-75 200 mm 실린더타입 공시체). 재료실험으로 계측한 강재, 철근, 콘크리트 강도는 실험체 공칭강도 및 단면해석 산정에 사용되었다.

3.2 하중-변위 관계

Fig. 6은 각 실험체의 압축하중과 축방향 변형률의 관계를 보여준다. 축방향 변형률은 계측한 기둥 수직변위를 기둥 실험체 상하부 지압판의 두께를 제외한 순높이( 은 Table 3에 나타내었다.

횡방향 철근을 250mm의 간격으로 배근한 실험체 SRC 1은 압축변형률 에 도달하였다(Fig. 6(b) 참조).

평판형 강판을 250mm 간격으로 보강한 실험체 PSRC 1( = 0.0066 까지 서서히 감소하였다(Fig. 6(d) 참조).

Z형 횡방향 강판을 250mm 간격으로 배치한 PSRC 3( = 0.0031에서 하중재하능력이 파괴강도에 도달하였다(Fig. 6(f) 참조).

3.3 실험체 파괴 양상

Fig. 8은 실험 종료 후 각 실험체의 균열양상을 보여준다. SRC 실험체는 균열이 기둥면에서 고르게 분포하였으나 PSRC 실험체는 기둥 상부 높이의 단면 코너부에서 수직균열이 집중적으로 발생하였다. 이는 PSRC 실험체가 최대강도에 도달한 이후, 비탄성 변형이 증가하면서 매끄러운 표면의 앵글과 피복 콘크리트 경계면에서 부착파괴가 발생하였기 때문이다. 그러나 Z형 강판을 사용한 PSRC 3은 실험체 표면 방향으로 돌출된 Z형 상세가 피복 콘크리트를 구속함에 따라 앵글면이 아닌 Z형 강판의 돌출면 부근에서 수직균열이 발생하기 시작하였다(Figs. 8(a), (b) 참조). 이후, 내부 콘크리트 팽창에 의해 앵글 및 횡방향 강판이 면외방향으로 밀려나면서 결국 앵글-피복 콘크리트 경계면에서 피복탈락이 발생하였다.

Fig. 9는 실험 종료 후 종방향 철근, 앵글, 횡방향 부재의 변형 및 파괴양상을 보여준다. SRC 1, 2에서는 피복 콘크리트 탈락 후 종방향 철근의 국부좌굴이 발생하였다(Fig. 9(a) 참조). 비세장 단면의 앵글을 사용한 PSRC 1과 3에서는 앵글이 내부콘크리트를 구속함에 따라 면외방향으로 휨변형이 발생하였다(Figs. 9(b), (d) 참조). 동일 앵글을 사용한 PSRC  2는 큰 변형능력으로 인하여 앵글에서 국부좌굴이 크게 발생하였다(Fig. 9(c) 참조). 세장단면 앵글을 사용한 PSRC 4는 최대 압축강도에 도달할 때까지 앵글좌굴이 발생하지 않았다. 그러나 횡방향 강판을 150mm로 배치하였음에도 불구하고 피복 콘크리트가 탈락한 이후 앵글의 여러 위치에서 국부좌굴이 발생하였다. 특히, 앵글과 횡방향 강판의 연결부에서 면외방향 국부좌굴이 발생하여 앵글에 의한 횡구속력이 감소하였다(Figs. 9(e), 10 참조). 횡방향 강판의 경우 내부콘크리트 팽창에 의해 모든 PSRC 실험체에서 면외방향 휨변형이 발생하였으며, 볼트접합부에서 파단은 발생하지 않았다.

4. 구조성능 평가

4.1 압축강도 및 변형능력

KBC 2016^[7], AISC 360-10^[8]에서 본 연구에서 수행한 매입형 합성기둥의 공칭 압축강도 은 다음과 같이 정의한다.

인 경우

 (7)

여기서, 계산시 앵글의 유효단면 감소를 고려하였다. 그 결과 PSRC 합성기둥의 압축강도는 앵글의 전단면을 고려한 공칭강도보다 5.6~7.1 % 감소하였다. 추가적으로, 설계 재료강도에 비하여 높은 강도를 나타낸 H-형강 및 종방향 철근으로 인하여 PSRC 합성기둥과 SRC 기둥의 공칭압축강도는 약 1000 kN의 차이가 발생하였다(Table 3 참조). 그러나 실제 크기의 기둥에서는 볼트구멍에 의한 단면손실률이 크지 않다.

조기 피복 콘크리트 파괴가 발생한 PSRC 2를 포함하여, PSRC 합성기둥은 공칭 압축강도 의 120%를 발휘하였으나, SRC 2는 피복 콘크리트의 조기탈락으로 인하여 공칭강도의 97%를 나타내었다.

Table 3에 정리한 바와 같이, SRC 기둥과 PSRC 2를 제외한 PSRC 합성기둥의 변형능력( 9)을 사용한 PSRC 2와 비교하여, 조기 피복탈락은 발생하지 않았지만 최대하중 이후 앵글의 국부좌굴과 함께 내력이 저하되어 궁극적으로 최종 압축변형은 감소하였다.

4.2 내부콘크리트 횡구속 능력-압축강도 관계

내부콘크리트 횡구속 능력을 평가하기 위해 기둥 중간 높이에서 횡방향 부재의 변형률을 계측하였다. 기둥의 내부콘크리트 횡구속력은 단위길이당 횡방향 부재에 발생하는 인장력에 비례한다.^[11] 따라서 횡구속력 는 횡방향 부재의 변형률로부터 계산하였다.

Fig. 10(a)는 기둥 압축변형률에 따른 내부콘크리트 횡구속력을 나타낸다. PSRC 합성기둥의 횡구속력은 기둥 최대하중 도달전까지 증가하였으나, 최대하중 이후 전반적으로 일정하였다. 이는 PSRC 합성기둥의 압축파괴가 기둥 상부에서 주로 발생하여 기둥 중앙부에 부착한 횡방향 강판의 변형률이 기둥의 최대하중 이후에 거의 증가하지 않았기 때문이다. 기둥의 최대하중시(압축변형률 이 증가하는 것으로 나타났다.

횡보강 간격이 150mm인 SRC 2, PSRC 2, PSRC 4는 횡보강 간격이 250mm인 SRC 1, PSRC 1보다 큰 횡구속력을 제공하였다. 단, Z형 강판을 사용한 PSRC 3은 횡보강 간격이 250mm임에도 불구하고 가장 큰 횡구속력을 나타내었다. 이는 횡방향 철근 및 평판형 강판에 비해 휨강성이 우수한 Z형 강판(철근의 경우 면외방향 단면이차모멘트 = 47472mm⁴)이 횡구속시 발생하는 면외방향 휨에 효과적으로 저항하였고, 피복 콘크리트를 구속하는 Z형 상세로 인하여 유효 횡구속 면적이 증가하였기 때문이다(Fig. 8(b) 참조).

동일한 횡보강 간격에 대해서는 횡방향 철근을 사용한 SRC 2(150mm) 및 SRC 1(250mm)이 평판형 강판을 사용한 PSRC 2, 4(150mm) 및 PSRC 1(250mm)보다 큰 횡구속력을 발휘하였다. 이는 평방향 강판 및 볼트접합부 인장능력이 SRC 기둥실험체의 횡방향 철근에 비하여 작았기 때문이다(Table 2 참조). L-75 7을 사용한 PSRC 4는 횡보강 간격이 동일한 PSRC 2보다 14% 향상된 횡구속력을 나타내었다. 이는 단면 코너부 앵글에 의해 구속되는 내부콘크리트 유효면적이 증가하였기 때문으로 판단된다.^[5]

5. 비선형 단면 해석

각 실험체의 중심축 압축거동을 분석하기 위해 단면해석을 수행하였다. 해석시 기둥 단면의 완전 합성거동을 가정하였으며, 철근, 강재, 콘크리트의 응력-변형률 관계를 사용하여 합성단면의 전체 압축저항력 을 산정하였다.

 (8)

여기서, = 철근의 압축응력 및 단면적이다. 강재의 응력-변형률 관계는 다음과 같다.

 (9)

 (10)

여기서, 은 볼트구멍에 의한 단면결손을 고려하였다.

Fig. 11은 Modified Kent & Park^[12]의 횡구속 및 비횡구속 콘크리트의 응력-변형률 관계를 나타낸다. 횡구속 콘크리트의 응력-변형률 관계는 다음과 같이 정의된다.

  인 경우,

 (11)

  인 경우,

 (12)

여기서, (13)

 (14)

를 평판형 강판과 동일하도록 산정하였다.

비횡구속 콘크리트의 응력( 은 기존 SRC 기둥과 동일하게 횡방향 철근 및 강판 내의 심부콘크리트 면적으로 정의하였다.

단면해석으로 구한 기둥 실험체의 하중-변형률 관계는 Fig. 6에 굵은 점선으로, 콘크리트 및 강재(앵글, 철근)의 압축저항기여하중은 가는 점선으로 나타내었다. 단면해석결과는 기둥의 초기강성 을 비교적 정확하게 예측하였으나, SRC 2와 PSRC 2는 조기 피복 콘크리트 탈락으로 인하여 해석결과보다 작은 압축강도를 나타내었다. 반면, PSRC 3은 Z형 강판의 우수한 횡구속 능력으로 인하여 해석결과보다 큰 압축강도를 발휘하였다.

평판형 강판을 250mm 간격으로 넓게 배치한 PSRC 1 및 세장 단면 앵글을 사용한 PSRC 4에서는 앵글의 면외방향 변형이 조기에 발생하였다(Fig. 9 참조). 이는 피복 콘크리트의 탈락을 촉진하였으며 결과적으로 해석결과보다 이른 시점( =0.0017~0.0018)부터 하중재하능력이 감소하였다.

최대강도 이후 파괴 변형률까지의 기둥 내력손실(= 0.25 = 0.003 이후)에 기둥단면의 하중재하능력은 횡구속 콘크리트(점선 Ⓒ) 단면의 강도 감소에 의해 줄어들었다. 그러나 단면해석결과보다 실험체의 하중재하능력이 더 급격히 감소하였다. 이는 해석과정에서 철근과 앵글의 좌굴로 인한 내력손실 및 PSRC 합성기둥의 앵글 면외방향 변형 및 좌굴에 따른 점진적인 유효 횡구속력 감소를 고려하지 않았기 때문이다.

6. 결 론

횡방향 강판과 앵글의 볼트조립을 사용한 선조립 합성기둥(PSRC 합성기둥)의 압축 저항성능을 검증하기 위하여 중심축 압축실험을 수행하였다. 횡보강재의 수직간격, 단면형상, 앵글 단면형상에 따른 PSRC 합성기둥의 중심축 압축 저항성능을 평가하고 재료비선형 및 구속효과를 고려한 기둥의 압축거동 예측모델과 비교하였다. 주요 연구결과는 다음과 같다.

(1)본 실험체의 공칭 압축강도는 KBC 2016^[7] 및 AISC 360-10^[8]에 따라 계산하였으며  PSRC 합성기둥은 볼트구멍에 의한 앵글단면감소를 고려하였다. 횡구속 효과로 인하여 SRC 기둥은 공칭 압축강도의 97~120%, PSRC 합성기둥은 103∼129%의 압축하중 재하능력을 발휘하였다.

(2)PSRC 합성기둥은 최대하중 이후 앵글의 면외방향 변형으로 인하여 피복 콘크리트가 급격히 탈락하였다. 그러나 앵글 및 횡방향 강판에 의한 내부콘크리트 구속에 의하여 PSRC 합성기둥의 변형능력( = 0.0029)과 비슷하였다.

(3)PSRC 합성기둥에서 횡방향 강판을 좁게 배치하거나 단면성능이 우수한 Z형 강판을 사용할 경우, 내부 콘크리트 횡구속력이 증진되어 결과적으로 기둥의 압축하중 재하능력 및 변형능력이 향상되었다. 단, 세장한 단면^[7],[8]의 앵글은 최대하중 이후 국부좌굴이 발생하여 PSRC 합성기둥의 하중재하능력이 감소하였다.

(4)기존 횡구속 콘크리트의 응력-변형률 모델을 적용한 비선형 해석결과는 PSRC 합성기둥의 최대하중 이전까지의 압축거동은 비교적 잘 예측하였다. 그러나 최대하중 이후의 압축거동을 정확히 예측하기 위해서는 1) 피복 콘크리트 탈락과 앵글 국부좌굴의 상호관계 및 이에 따른 기둥 압축저항능력 감소, 2) 단면 코너부 앵글과 횡방향 강판에 의한 횡구속 콘크리트의 유효면적 증가 및 앵글 국부좌굴 이후 횡구속력 감소 효과를 고려한 새로운 예측모델이 필요하다.

Acknowledgments

본 연구는 중소기업청의 기술혁신개발사업(S2223237)의 연구비 지원에 의해 수행되었으며, 이에 감사드립니다.

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