볼트접합 앵글을 사용한 PSRC 합성기둥의 편심 압축실험

1. 서 론

압축부재의 구조성능 향상을 위하여 단면 중심에 강재를 매입한 강-콘크리트 기둥(이하 SRC 기둥)이 고층건물 및 대형건물에서 널리 사용되고 있다. 그러나 SRC 기둥은 현장에서 강재 설치 후 철근 배근 및 거푸집 설치의 이중 작업으로 인하여 시공성에 불리하며, 단면 중앙부에 위치한 강재는 휨강도보다는 압축강도 향상에 초점을 두고 있다. 강재의 효율적 사용을 위해 고강도 강재를 기둥 단면의 코너에 배치하면, 압축 성능 뿐만 아니라 휨강도 성능도 향상시킬 수 있다^[1].

Hwang et al.^[1], Eom et al.^[2], Kim et al.^[3], Campione^[4], Montuori and Piluso^[5] 는 강재 앵글을 기둥 단면의 코너에 배치한 합성기둥의 구조성능을 평가하였다. 특히 Hwang et al.^[1], Eom et al.^[2]은 합성기둥의 시공성 향상을 위하여 단면 코너의 앵글과 횡방향 철근을 공장에서 용접하여 선조립하는 PSRC 합성기둥(Prefabricated Steel Reinforced Concrete columns)을 제안하였다(Fig. 1(a)참조). 중심축 압축하중을 받는 경우, 앵글의 심부콘크리트 횡구속 효과는 기둥의 압축강도 및 변형능력을 향상시키며^[1], 순수 휨 모멘트가 작용하는 PSRC 합성기둥은 단면 중심에 H형강을 매입한 기존 SRC 기둥에 비하여 8~36% 향상된 휨강도를 발휘하는 것으로 나타났다^[2]. 그러나 앵글과 횡방향 철근의 용접시 고열에 의하여 강재 앵글의 연성능력이 약화되었으며, 이로 인하여 앵글의 소성변형시 조기파단이 발생하였다. 또한 앵글 축방향에 대해 횡방향 철근의 지압 강도가 충분하지 않은 경우 앵글과 콘크리트 사이에서 부착파괴가 발생하였다.

Fig. 1.

Comparison of cross-sections between previous and newly developed prefabricated composite columns

이 논문에서는 PSRC 합성기둥의 제작성 향상, 앵글의 조기파단 방지, 앵글-콘크리트의 부착성능 향상을 위하여, 강재 앵글과 횡방향 강판을 볼트접합으로 선조립하는 상세를 적용하였다(Fig. 1(b) 참조). 시공적인 측면에서 볼트조립은 용접에 비하여 제작생산성 및 품질이 우수하며, Z형 단면의 횡방향 강판을 사용할 경우 거푸집과 앵글 사이의 지지대역할을 함으로써 거푸집 일체형 합성기둥 제작이 가능하다. 구조적인 측면에서, 용접 대신 볼트조립을 사용하므로 앵글의 취성파단을 방지하며 고강도 앵글 사용이 가능하다. 또한 앵글의 면외방향으로 돌출된 볼트와 횡방향 강판이 콘크리트와의 지압면적을 증가시켜 앵글-콘크리트의 부착강도를 향상시킬 수 있다(Fig. 1(b) 참조). 앵글과 볼트조립으로 일체화한 횡방향 강판은 앵글-콘크리트 간 부착력 제공 이외에 기둥 전단강도 및 앵글의 국부좌굴 방지, 콘크리트 횡구속력에 기여한다.

볼트접합 PSRC 합성기둥의 중심축 압축 성능에 대한 선행 연구결과^[6]를 바탕으로 이 논문에서는 PSRC 합성기둥의 휨‧압축 성능을 평가하였다. 이를 위하여 2/3 크기의 SRC 기둥 실험체 2개와 볼트접합 PSRC 기둥 실험체 6개에 대하여 편심 압축실험을 수행하였다. 볼트접합 PSRC 합성기둥의 하중재하능력, 변형능력, 횡구속 능력 등을 평가하였으며, 현행 설계기준에 따른 예측강도 및 수치해석결과와 비교하였다.

2. 실험계획

2.1 실험체 설계

Table 1과 Fig. 2는 실험체의 주요 변수와 상세를 나타낸다. 실험체 주요 변수는 횡보강재(SRC: 횡방향 철근, PSRC: 횡방향 강판)의 수직간격(150mm 및 250mm), 횡방향 강판 단면의 형상(평판형 및 Z형), 압축하중의 편심율 = 1750mm이다. 기둥 지압면의 국부손상을 방지하기 위하여 기둥 상․하부 지압면에 두께 40mm의 강판(SS400)을 앵글 및 H형강과 용접하였으며, 기둥 상․하부 측면은 길이 200mm의 사각 강관(B-524×524×12, SS400)으로 보강하였다. 원활한 하중전달을 위하여 상․하부 지압 강판과 측면 보강판 사이에는 두께 20mm의 삼각 스티프너(SS400)를 양 단부에 각각 4개씩 용접하였다(Fig. 3 참조).

Fig. 2.

Details of test specimens (unit: mm)

Fig. 3.

Set-up for test and measurement(unit: mm)

S1과 S2는 일반 SRC 기둥 실험체로서 단면 중심에 H-140×140 = 0.3이다.

P1~P6은 앵글을 사용한 PSRC 합성기둥 실험체로서 기둥 단면의 코너에 위치한 4개의 L-75 = 0.3이다. PSRC 합성기둥의 횡방향 강판은 콘크리트와의 지압을 통한 앵글의 부착력과 내부 콘크리트 횡구속력을 제공하기 위하여 충분한 인장성능이 요구된다^[6]. 인장력을 받는 횡방향 강판 및 볼트접합부는 KBC 2016^[7] 및 AISC 360-10^[8]에 따라 설계하였다^[6].

실험에 사용된 강재 및 철근에 대하여 재료실험을 수행하였으며, 항복강도 및 연신률은 Table 1에 정리하여 나타내었다. SD400-D10 철근의 항복강도 및 연신률은 565MPa 및 8%이며, SD400-D19 철근의 항복강도 및 연신률은 554MPa, 19%이다. SM490 L-75×75×9 앵글의 항복강도 및 연신률은 378MPa 및 34%이며, SM490 H-140×140×8×10 형강의 항복강도 및 연신률은 502MPa 및 32%이다. SS400 강재를 사용한 횡방향 강판(평판형, Z형)의 항복강도 및 연신률은 353MPa 및 40%이다. 실험 당일에 측정된 콘크리트( 100mm×200mm 실린더타입 공시체)의 평균 압축강도는 23MPa이다. 재료실험으로 계측한 강재, 철근, 콘크리트 강도는 각 실험체의 휨‧압축 강도 계산시 고려하였다.

2.2 가력 방법 및 계측 계획

Fig. 3은 편심압축실험을 위한 가력방법 및 계측계획을 보여준다. 최대 가력하중 10000kN의 UTM을 사용하여 단조가력하였으며, 강재지그를 설치하여 기둥의 상․하 단부 가력점을 기둥 중심축으로부터 편심거리 (D1, D2)를 계측하였다. 변형률 게이지를 사용하여 콘크리트 내부의 강재(H형강, 앵글, 횡방향 강판) 및 철근(종방향 철근, 횡방향 철근)의 축방향 변형률을 계측하였다.

3. 실험 결과

3.1 하중-변위 관계

Fig. 4는 각 실험체의 편심압축하중 의 관계를 보여준다. 기둥 축방향 변위는 가력점의 수직처짐으로서 기둥 축방향 LVDT 변위계 D3~D6을 사용하여 다음과 같이 구하였다.

 (1)

Fig. 4.

Axial load – displacement relationships of test specimens

여기서, =기둥 축방향 변위계 사이의 거리(=584mm)이다(Fig. 3 참조).

각 실험체의 최대 편심압축하중 는 하중재하능력이 최대하중의 75%로 저하된 시점의 변위로 정의하였다^[1].

횡방향 철근 간격이 150mm이고 편심율 =6.6 mm에서 하중재하능력이 최대하중의 75%로 감소하였다(Fig. 4(e) 참조).

평판형 강판을 150mm 간격으로 보강한 P1( =4.2mm 및 6.2mm 은 S1 및 S2보다 약간 작았다(Fig. 4(b), (f) 참조).

평판형 강판의 간격을 250mm로 넓게 배치한 P3( =3.8mm)을 발휘하였다. 최대하중 이후 동일 편심율을 갖는 기둥과 유사한 연성거동을 보였다(Fig. 4(g) 참조).

Z형 강판을 250mm 간격으로 배치한 실험체 P5( =9.0mm는 평판형 강판을 150mm 간격으로 좁게 배치한 P1 및 P2보다 크게 증가하였다(Fig. 4(d), (h) 참조).

3.2 최종 파괴양상

Fig. 5는 실험 종료 후 피복 콘크리트의 파괴양상과 압축측 기둥면의 철근, 앵글, 횡보강재, 볼트접합부의 최종변형을 보여준다. SRC 실험체는 피복 콘크리트 압괴 및 탈락이 압축측 기둥면에 균등하게 발생한 반면, PSRC 기둥 실험체는 앵글이 위치한 기둥 코너에서 수직균열 및 피복탈락이 집중적으로 발생하였다. 이는 앵글과 이를 둘러싼 피복 콘크리트의 경계면에서 부착파괴가 발생하였기 때문이며, 심부 콘크리트 팽창에 따른 앵글의 면외방향 변형이 이를 촉진시킨 것으로 판단된다(Fig. 6(a) 참조)^[6].특히, 평판형 강판을 250mm로 넓게 보강한 P3은 앵글변형으로 인한 피복 부착파괴가 조기에 발생하였다(Fig. 4(c) 참조). 평판형 강판을 사용한 P1~P4의 경우 유효 횡구속 면적이 심부 콘크리트에 국한됨에 따라 앵글-피복 콘크리트 간 부착파괴(최대 탈락 폭=100~120mm)는 앵글의 바깥 표면 전체에서 발생하였다. P5 및 P6의 경우 앵글의 면외방향으로 돌출한 Z형 강판이 심부 콘크리트 뿐 아니라 피복 콘크리트 일부를 구속하였으며, 궁극적으로 피복 콘크리트의 최대 탈락 폭(= 60~80mm)이 감소하였다(Figs. 5, 6(b) 참조).

Fig. 5.

Failure modes of specimens at the end of tests

Fig. 6.

Effective area of confined concrete - spalled area of cover concrete relationship for PSRC columns

SRC 기둥 실험체의 경우 파괴점 이후 주철근에서 국부좌굴이 발생하였지만 변형은 크지 않았다(Fig. 5(a), (e) 참조). PSRC 기둥 실험체의 경우 심부콘크리트 팽창으로 인한 앵글의 면외방향 변형이 발생하였으나, 하중재하능력이 최대하중 이후 0.75 에 도달할 때까지 앵글의 국부좌굴은 발생하지 않았다. 단, 변형능력이 우수한 P5 및 P6은 파괴점 이후 기둥 중간 높이에서 앵글의 국부좌굴이 발생하였다. 횡방향 강판의 경우 심부 콘크리트 팽창에 의해 면외방향 휨변형이 발생하였으나 볼트접합부에서 파단은 발생하지 않았다.

3.3 기둥 단면의 변형률 분포 및 압축대 깊이

기둥 중간 높이에서 계측한 주철근, H형강, 앵글의 기둥 축방향 변형률을 선형보간하여 최대하중시 압축연단의 콘크리트 변형률 를 구하였다. Fig. 7은 최대하중의 45% 시점(최대하중 이전)과 최대하중에서 각 기둥 실험체 단면의 변형률 분포 및 수치해석 결과(5장 비선형 수치해석 참조)를 나타낸다.

Fig. 7.

Longitudinal strain of cover concrete, reinforcing bars, H-shaped steel, and steel angles

편심율 =284mm)에 비하여 21~28% 증가하였다(Fig. 7(e)~(h) 참조). 이는 철근에 비하여 축강성이 우수한 강재 앵글이 단면 코너에 위치함에 따라 앵글의 인장변형률이 S2의 주철근의 변형률보다 작음에도 불구하고 편심모멘트에 효과적으로 저항하기 때문이다.

Fig. 7에 나타난 바와 같이 실험에서 구한 기둥 실험체의 변형률 분포는 단면 완전합성 및 선형 변형률 분포를 가정한 해석결과와 비교적 잘 일치하였다. P3 및 P5를 제외한 기둥 실험체의 최대하중시 압축연단의 콘크리트 변형률 =-0.0024)보다 크게 증가하였다(Fig. 7(d) 참조).

4. 구조성능 평가

4.1 심부 콘크리트 횡구속력 – 구조성능 관계

Fig. 8은 기둥 축방향 변위에 따른 심부 콘크리트 횡구속력을 보여준다. Paultre and Cusson^[9]에 의하면, 심부 콘크리트 횡구속력 는 기둥 중간 높이에서 압축부에 위치한 횡보강재의 변형률로부터 탄소성 거동을 가정하여 계산하였다.

Fig. 8.

Lateral confining force – (a), (b) axial strain and (c), (d) compressive strength & axial ductility relationships

편심율 =47472mm⁴)이 횡구속시 발생하는 면외방향 휨에 효과적으로 저항하였을 뿐 아니라 피복 콘크리트를 구속하여 유효 횡구속 면적이 증가하였기 때문이다(Figs. 6, 8(a) 참조)^[6].

편심율 =0.1인 실험체와 비슷한 분포를 나타내었다. P2(평판형 강판 @ 150mm)는 P4(평판형 강판@ 250mm)보다 우수한 횡구속력을 제공하였으며, P6(Z형 강판@250mm)과 비교하여 최대하중시 횡구속력이 서로 비슷하였다. P6은 최대하중 이후 변형률 게이지의 부착탈락이 발생하였으며, S2의 경우 변형률 게이지의 손상으로 인하여 평가에서 제외하였다.

Fig. 8(c), (d)는 편심율 ) 관계를 비교하여 보여준다. 편심율과 관계없이, PSRC 실험체에서 횡구속력이 증가할수록 최대하중도 증가하는 경향이 나타났다. 반면, PSRC 실험체의 변형능력은 파괴점에서의 횡구속력에 비례하지 않았다. 이는 피복 콘크리트의 단면적 비율이 상대적으로 큰 축소실험체의 경우 최대하중 이후 기둥의 내력감소가 앵글의 구속력을 받지 않는 피복 콘크리트의 파괴로 인하여 발생하였기 때문이다. Z형 강판을 사용한 P5, P6은 최대하중 이후 피복 콘크리트 탈락을 지연시킴으로써 기둥의 파괴변위가 크게 증가하였다.

4.2 설계기준과의 휨‧압축 성능 비교

현행 설계기준(ACI 318-14^[10], Eurocode 4^[11], KBC 2016^[7], AISC 360-10^[8])에 의한 합성기둥의 휨-압축 상관도와 실험결과를 비교하였다.

ACI 318^[10]은 콘크리트의 극한변형률을 0.003mm/mm 으로 가정하며, 단면에 걸쳐 변형률이 선형으로 분포하는 변형률 적합법을 사용하여 합성단면의 강도를 구한다. 이때 강재 및 철근은 탄소성 거동을 가정하며 콘크리트는 등가응력 0.85 을 사용한다. Eurocode 4^[11]에서는 일반적인 합성단면의 강도평가를 위하여 ACI 318^[10]과 동일하게 변형률 적합법을 사용하는 General method를 권장한다. 이때 강재의 응력-변형률 관계는 Eurocode 3^[12], 철근 및 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Eurocode 2^[13]에 따라 구하였다.

KBC 2016 및 AISC 360의 Method 1과 2는 합성단면의 소성응력분포를 가정하며, 단면강도 평가시 부재 세장비를 고려할 수 있다. 휨-압축 상관도를 강재기둥과 동일하게 세 점으로 단순화하는 Method 1은 본 실험체처럼 강재 대비 콘크리트 단면이 큰 경우 기둥강도를 크게 과소평가한다^[7],[8] .따라서 이 논문에서는 휨-압축 상관도를 4개의 성능점(A'~D')으로 결정하는 Method 2를 사용하였다(Fig. 9 참조). 여기서, 강재 및 철근은 항복응력 를 곱하여 휨-압축 상관도를 구하였다.

Fig. 9.

P-M interaction diagram for PSRC columns in accordance with KBC 2016 & AISC 360(Method 2)

Fig. 10은 기둥 중앙부 단면에 대한 휨․압축 거동을 설계기준에 의한 휨-압축 상관도와 비교한 것이다. 기둥 중앙부에 작용하는 편심모멘트 은 압축력의 2차 효과를 고려하여 다음과 같이 구하였다(Fig. 3 참조).

)   (2)

Fig. 10.

Axial load – flexural moment relationship of specimens

SRC 실험체는 H형강이 기둥의 단면중심에 위치함에 따라 전단면의 소성응력분포를 가정한 휨-압축 상관도^[7],[8]는 변형률적합응력분포를 가정한 상관도^[10],[11]와 비교하여Fig. 9의 B'~D' 구간에서 기둥의 휨 저항성능을 다소 과대평가하였다(Fig. 10(a) 참조). 반면 PSRC 실험체는 강재 앵글이 단면 코너에 위치함에 따라 각 설계기준에 의한 휨-압축 상관도는 단면응력분포 가정에 관계없이 형상이 서로 유사하였다. 또한 PSRC 실험체의 최대모멘트 )의 기둥 압축력이 작용할 경우 PSRC 기둥은 동일 강재량의 일반 SRC 기둥과 비교하여 우수한 휨 저항성능을 발휘할 것으로 판단된다.

P3, P4를 제외한 모든 실험체의 휨․압축 성능은 각 설계기준에 의한 휨-압축 상관도를 모두 만족하였다. 조기피복파괴가 발생한 P3과 이축 편심이 작용한 P4는 KBC 2016 & AISC 360 및 ACI 318에 의한 휨-압축 상관도는 만족하였지만 Eurocode 4의 예측강도보다는 작게 평가되었다.

5. 비선형 수치해석

각 실험체의 편심축 압축거동을 분석하기 위하여 비선형 수치해석을 수행하였다. Fig. 11은 편심모멘트로 인한 기둥의 변형형상과 기둥 중앙부 단면에서 응력 및 변형률 분포를 보여준다. 기둥 단면의 완전 합성거동을 가정하였으며, 압축력의 2차 효과를 고려하기 위하여 기둥의 수평방향 변형 을 증가시키면서 다음 Step 1~5에 따라 구할 수 있다.

Fig. 11.

Nonlinear numerical analysis model of columns under eccentric loading

Step 1) 주어진 을 구한다.

 (3)

 (4)

여기서, 산정시 볼트구멍에 의한 앵글의 단면결손을 고려하였다. 해석의 단순화를 위하여 강재(앵글 및 H형강) 및 철근의 응력-변형률 관계는 재료실험으로 구한 항복강도를 사용하여 탄소성 거동을 가정하였으며, 좌굴 및 변형경화는 고려하지 않았다(Fig. 11(b) 참조). 콘크리트의 횡구속 효과를 고려하기 위하여 선행 연구결과^[6]를 바탕으로 Scott et al.^[14]이 제안한 횡구속 모델을 사용하였다(Fig. 12 참조). 그림에 나타난 바와 같이, PSRC 실험체의 횡구속 콘크리트 면적은 SRC 실험체와 동일하게 횡보강재 내부의 심부콘크리트 면적으로 정의하였으며, 비횡구속 콘크리트 면적은 횡보강재 외부의 피복 콘크리트 면적으로 정의하였다.

Fig. 12.

Stress-strain relationships of confined and unconfined concrete

Step 2) 가정된 기둥 중앙부 곡률 을 구할 수 있다.

 (5)

 (6)

 (7)

Step 3) 반복계산을 통해 허용오차(기둥 중앙부 편심거리 을 계산한다.

tolerance (=0.005)     (8)

Step 4) 기둥 축방향 변위 을 구한다(Fig. 11(a) 참조).

 (9)

여기서, )이다.

Step 5) 콘크리트 압축연단의 변형률 을 사용하여 앵글, H형강, 종방향 철근의 변형률을 기록하였으며, 기둥 단면의 변형률 분포 및 압축대 분석에 사용하였다(3.3절 참조).

수치해석으로 구한 각 실험체의 을 발휘하였다. 이는 기존 횡구속 모델이 횡방향 강판의 간격 및 Z형 강판 사용에 따른 콘크리트 횡구속 효과를 보수적으로 예측함을 나타낸다. 특히, P5의 해석결과는 Z형 강판의 피복 콘크리트 구속효과로 인하여 기둥의 하중감소거동을 크게 과소평가하였다. P3 및 P4는 각각 조기 피복 파괴 및 이축-편심모멘트로 인하여 최대하중이 해석결과보다 5~6% 작았다.

Fig. 7에 나타난 바와 같이 =0.3인 S2는 최대하중에서 단면 중심에 근접한 중립축으로 인하여 주철근(점선 Ⓡ) 및 H형강(점선 Ⓢ)이 기둥 압축강도에 거의 기여하지 못하였다(Fig. 4(e) 참조). 그러나 동일한 편심율에서 PSRC 실험체는 단면 중심보다 깊게 형성된 압축대로 인하여 앵글 단면(점선 Ⓢ)이 기둥 압축강도에 다소 기여하였다. 또한 압축대 깊이에 비례하여 기둥 압축강도에 기여하는 심부 콘크리트(횡구속 콘크리트, 점선 Ⓒ)의 면적이 증가하였다(Fig. 4(f)~(h) 참조). 결과적으로, 앵글의 재료강도가 SRC 실험체에 사용된 주철근 및 H형강보다 크게 작음에도 불구하고 P4를 제외한 P2 및 P6의 하중재하능력, 탄성강성, 변형능력은 S2에 비하여 크게 향상되었다(Table 2 참조).

수치해석으로 구한 기둥의 관계는 Fig. 10에 가는 점선으로 나타내었다. 해석에 의한 기둥의 휨‧압축 강도(점선 원)는 각 설계기준에 의한 휨-압축 상관도를 상회하였으며, 해석시 강재 및 콘크리트의 응력^[12],[13]을 각각 적용한 Eurocode 4-예측강도와 가장 비슷한 것으로 나타났다.

6. 결 론

단면 코너부 앵글과 횡방향 강판을 볼트조립으로 일체화한 PSRC 합성기둥에 대한 편심축 압축실험을 수행하였다. 압축력의 편심율, 횡방향 강판의 횡보강 간격 및 단면형상에 따른 PSRC 합성기둥의 휨‧압축 성능을 평가하였으며, 주요 연구결과는 다음과 같다.

(1)본 기둥 실험체의 휨․압축 강도는 현행 설계기준(ACI 318-14^[10], KBC 2016^[7], AISC 360-10^[8], Eurocode 4^[11])에 의한 휨-압축 상관도를 만족하였다. 단, 조기피복파괴 및 이축-편심이 작용한 PSRC 실험체의 최대강도는 Eurocode 4에 의한 예측강도보다는 작았다.

(2)PSRC 기둥 실험체에서 좁은 횡보강 간격(0.3 ^[7],[8] 대비 12~29% 향상되었다.

(3)평판형 강판을 250mm 간격(0.5 )으로 넓게 보강하는 경우 앵글의 압축항복 이전에 앵글의 면외방향 변형으로 인한 앵글-피복 콘크리트 부착파괴가 발생하였다. 단, Z형 강판은 피복 콘크리트를 구속하여 피복탈락을 지연시켰으며, 궁극적으로 PSRC 합성기둥의 변형능력이 향상되었다.

(4)편심율( =0.3인 PSRC 실험체는 단면 코너 앵글로 인하여 압축대가 단면 중심보다 깊게 형성되어 기둥 압축력에 저항하는 앵글 및 콘크리트 면적이 증가하였다. 이로 인하여 PSRC 기둥 실험체의 최대강도, 강성, 변형능력은 편심율이 동일한 SRC 기둥 실험체보다 향상되었다.

(5)콘크리트 부재에 대한 기존 횡구속 모델과 기둥 압축력에 의한 2차 효과를 고려하여 비선형 수치해석을 수행하였다. 하중-변위( ) 해석결과는 각 실험체의 최대강도, 하중감소거동을 안전측으로 예측하였다. 해석에 의한 PSRC 기둥 실험체의 최대강도는 설계기준^{[7],[8],[10],[11]}에 의한 휨-압축 상관도를 상회하였다.

Acknowledgments

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

References

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