CFT 기둥 - U형 합성보 측면다이아프램 접합부의 내진성능 실험적 평가

1. 서 론

건축물의 고층 및 대형화에 따라 구조적 성능이 우수한 합성구조 부재에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다. 강관에 콘크리트를 충전한 CFT (Concrete‐Filled Tube) 기둥은 강관이 내부 콘크리트를 구속함으로써 압괴를 지연시키고, 내부콘크리트는 강관의 국부좌굴을 방지하여 철근콘크리트, H형강 기둥에 대비하여 높은 압축력을 나타낸다^[1],[2]. 각형강관 CFT 기둥-보의 접합부는 기둥의 면외방향으로 보가 접합되며, 보 부재에서 발생하는 모멘트 및 전단력은 각형강관 플랜지의 면외거동을 유발한다. 각형강관 플랜지의 면외방향 거동은 면외변형, 즉 배부름(Bulging) 현상을 유발하여 CFT기둥의 축내력 및 접합부의 강성을 감소시키기 때문에, 보에서 기둥으로의 원활한 응력전달을 위해 다이아프램이 필수적이다.

Kim et al.(2014)^[3]은 관통 다이아프램 접합부 형식을 제안하였다. 이 형식에서는 관통 다이아프램과 H형강 보의 상, 하부 플랜지와 직접 접합된다. CFT 내부에 관통된 다이아프램은 중앙에 수직 스티프너를 구성하여 콘크리트와 합성작용을 유도하였다. Kim et al.(2022)^[4]는 각형강관의 내측 다이아프램을 제안하였다. 이 접합부 형식에서는 내측 다이아프램은 각형강관 내부면과 접합되며, H형강 보는 각형강관 플랜지 외면과 접합된다. 내측 다이아프램과 관통 다이아프램은 응력의 흐름이 비교적 직관적이지만, 접합부 상세가 복잡하고 각형강관 폐단면 특성상 단면 절단 후 용접을 수행해야 하므로 시공성이 저하되는 한계점이 있다. Jin et al. (2018)^[5], Lee et al.(2021)^[6]는 앤드플레이트를 활용한 슬롯형 다이아프램 접합부를 제안하였다. 이 접합부에서는 슬롯형 다이아프램은 분절된 각형강관에 삽입되며, 일방향 체결볼트를 통해 각형강관 외부에서 앤드플레이트와 접합이 이루어진다. 슬롯형 다이아프램 접합부는 내부 슬롯을 통해 응력전달이 원활하지만, 기둥의 분절 개수를 증가시키며 앤드플레이트 적용에 따른 강재량이 증가되는 한계점이 있다. Choi et al.(2020)^[7] 은 각형강관의 외측 다이아프램을 제안하였다. 이 접합부에서는 외측 다이아프램이 각형강관 플랜지 외면과 접합되며, 각형강관의 모서리 부분의 다이아프램을 사선으로 구성하여 원활한 응력흐름을 유도하였다. 외다이아프램은 강형강관 외면부를 따라 응력의 흐름을 유도할 수 있으나, 보 플랜지가 각형강관 플랜지 면외방향으로 접합되어 있는 기존개념이 머물러 있어, 여전히 각형강관 플랜지의 국부적 면외변형, 즉 배부름(Bulging) 현상을 유발한다.

Rahmani et al.(2013)^[8]는 면내방향 거동을 유도하는 측면다이아프램 접합부 형식을 제안하였다. 이 접합부에서는 측면다이아프램이 H형강 패널존과 보 플랜지 측면으로 접합되며, 보에서 발생한 하중은 H형강 기둥의 면내거동을 유도한다. Hanchao et al.(2020)^[9]는 벽을 형상화한 CFT 기둥에 적용한 측면다이아프램을 제안하였다. 제안된 측면다이아프램은 H형강 보 플랜지 측면과 CFT 기둥 웨브에 면내방향으로 접합된다. 이 연구에서는 실물대 실험 및 유한요소해석를 통하여 접합부의 파괴양상과 구조적 성능을 평가하였다. Wang et al.(2024)^[10]는 측면다이아프램을 적용한 CFT 기둥-H형강 합성보 접합부 성능을 반복가력실험을 통해 평가하였다. 선행 연구에서 제안된 측면다이아프램은 보에서 발생하는 전단력 및 모멘트를 기둥의 면내방향으로 전달시키면서도 안정적인 이력거동을 나타냈다.

본 연구에서는 기둥의 각형강관 웨브에 면내방향으로 접합되는 측면다이아프램을 적용한 CFT 기둥과 U형 합성보의 접합부 상세를 제안하였다. 제안된 실물크기의 CFT 기둥- U형 합성보 부분골조 실험체에 대하여 반복가력실험을 수행하였다. 실험 결과를 통해 제안된 접합부의 회전성능과 에너지소산능력을 평가하였다.

2. 실험계획

2.1 측면다이아프램 개요

본 연구에서 제안하는 측면다이아프램 형상은 Fig. 1과 같다. CFT 기둥의 각형강관 웨브(측면)에 위치한 다이아프램은 절곡된 후판 강재로 구성되며, 기둥 측면에서부터 일정 길이만큼 돌출된 형태이다.

Fig. 1.

Proposed side-diaphragm shape

Fig. 2는 측면다이아프램과 U형 합성보가 교차되는 구간(overlap region)의 연결 상세를 보여준다. 측면다이아프램 돌출부와 U형 합성보를 연결하기 위하여 상부와 하부에 수평의 연결플레이트를 설치한다. 즉, 상부 연결플레이트는 U형 강판 상부 플랜지와 측면다이아프램 상부 플랜지에 각각 볼트로 연결된다. 절곡된 하부 연결플레이트는 U형 강판 하단 플랜지와 측면다이아프램 하부 플랜지에 각각 볼트로 연결된다. 이 절곡된 하부 연결플레이트는 콘크리트 타설 전 측면다이아프램의 비틀림을 방지하는 역할도 한다.

Fig. 2.

Side-diaphragm connection overlap region

2.2 실험체 제원

제안된 접합부의 내진 성능을 평가하기 위하여, CFT 기둥- U형 합성보 부분골조 실험체를 Fig. 3와 같이 준비하였다. 실험체의 제원은 Table 1과 같다.

Fig. 3.

Details of column-beam connection

Table 1.

Specimen sections and materials

실험체에 사용된 보는 Seo et al.(2024)^[11]에서 제시한 U형 합성보 상세를 적용하였다. U형 합성보는 절곡 강재 내부에 콘크리트가 충전되며 보 상단부에 위치한 전단연결재를 통해 콘크리트슬래브와 보의 합성거동을 유도하였다.

측면다이아프램과 U형 합성보는 상, 하부 연결플레이트를 통해 볼트접합하였다. 또한, 측면다이아프램과 U형 합성보 웨브 사이 공간에 콘크리트를 채우고, 전단연결재를 통해 콘크리트와 강판의 일체 거동을 유도하였다. 이때, 개구부를 통해 콘크리트의 유실 및 충전불량이 발생하지 않도록 측면에 강재 거푸집을 설치하여 개구부를 밀폐한 후 콘크리트를 타설하였으며, 양생 후 거푸집을 제거하였다.

패널존인 각형강관 웨브와 측면다이아프램의 접합을 Fig. 4(a)와 같이 용접접합한 실험체와 Fig. 4(b)와 같이 볼트접합한 실험체로 각각 구성하였다.

Fig. 4.

Panel zone detail types

CFT 기둥 내부 콘크리트의 압축강도는 49 MPa로 설계하였고, 슬래브 콘크리트의 압축강도는 27 MPa로 설계하였다. 강재는 SM355를 사용하였으며, 철근은 SD500을 사용하였다.

슬래브는 폭 2,000 mm, 두께 200 mm로 계획하였으며, 보 폭은 300 mm, 춤은 462 mm로 계획하였다. 슬래브 배근은 D13을 적용하여 100 mm 간격으로 배근하였으며, 내력에 기여하는 상부철근은 D22를 적용하였다.

2.3 가력 및 계측 계획

각 실험체의 기둥 상, 하단부는 힌지로 구성하였으며 Fig. 5와 같이 기둥과 바닥판을 수평으로 구성하였다. 엑츄에이터는 벽에 지지되어 보 단부에 연결하였다. AISC (2016)^[12]에서 제시한 하중 프로토콜에 따라 반복가력을 진행하였으며, 가력점의 변위는 각형강관 기둥 중앙에서 가력점까지의 거리를 기준으로 변위각을 산정하여 이를 기준으로 엑츄에이터 변위를 제어하였다. 실험체의 변위를 측정하기위해 가력점, 힌지점, 측면다이아프램지점, 실험체 후면에 LVDT를 설치하였다.

Fig. 5.

Specimen test set

2.4 소재시험 결과

콘크리트 압축시편은 KS F 2403에 따라 29 MPa, 49 MPa 공시체를 각 5개씩 제작하였고, KS F 2405에 따라 압축강도 시험을 진행하였다^[13],[14]. 강재는 KS B 0801에 따라 20 mm, 16 mm, 12 mm의 시편을 각 3개씩 제작하였고, KS B 0802에 따라 강재의 인장시험을 진행하였다^[15],[16]. 콘크리트와 강재의 시편별 평균값은 Table 2와 같다. 콘크리트는 압축강도를 나타내었으며, 강재는 항복강도, 인장강도, 연신율을 나타내었다. 각 소재 모두 기준 물성치를 상회하는 결과를 확인하였다.

Table 2.

Tested material properties

3. 접합부 설계

3.1 측면다이아프램 설계

본 실험에서의 접합부 파괴양상은 측면다이아프램 돌출부 끝단의 보에 소성변형이 집중되는 것을 목표로 한다. 실험체의 파괴메커니즘을 구성하기위해 각 요소별 내력값을 산정하였다. U형 합성보의 휨내력은 힘의 평형조건에 따른 소성중립축을 통해 산정하였으며, U형 합성보의 볼트 간격은 전단흐름에 따른 수평 전단력을 고려하여 설계하였다. 정방향 가력시 압축력을 받는 콘크리트 슬래브의 유효폭 산정은 AISC 360 및 KDS 14 31 80에서 제시한 식 (1)에 따라 산정하였다^[17],[18].

$\[ b_{eff}=\min \left(\frac{L_{b1}}{8},\frac{L_{b2}}{2},S_b\right) \]$

(1)

여기서, b_eff는 콘크리트슬래브의 유효폭, L_b1는 보의 길이, L_b2는 L_b1와 직교되는 보의 길이, S_b는 보 중심선에서 슬래브 가장자리까지의 길이이다.

제안된 측면다이아프램과 U형 합성보에 접합되는 볼트는는 KDS 14 31 25에 따른 볼트마찰강도, 볼트전단강도를 고려하였으며, 강재의 지압, 항복, 파단을 고려하여 볼트의 개수를 산정하였다^[19]. Fig. 6는 액츄에이터 하중에 따른 기둥면과 측면다이아프램 끝단에서의 모멘트를 나타낸 그림이다. Fig. 6(a)는 정방향 가력시 발생되는 모멘트 분포이며, Fig. 6(b)는 부방향 가력시 발생되는 모멘트 분포이다. U형 합성보의 휨강도(한계내력)에 상응하는 임계하중을 식 (2)와 같이 정의할 수 있다. 한편, 측면다이아프램과 U형 합성보가 교차되는 구간(overlap region)은 U형 합성보에 비해 강도가 크다. Overlap region인 접합부의 휨강도(한계내력)에 상응하는 임계하중을 식 (3)과 같이 정의할 수 있다. 실험체가 파되되는 가력하중을 한계하중이라고 정의하고, 식 (4)에 따라 구간별 임계하중을 고려하여 한계하중을 산정하였다. 즉, 측면다이아프램 끝단에서 U형 합성보가 먼저 한계내력에 도달하도록 측면다이아프램 단면과 길이, 연결플레이트 단면 등을 내포하는 설계식을 식 (5)와 같이 유도하였다.

$\[ P_b=\frac{M_{p,b}}{L_b} \]$

(2)

$\[ P_c=\frac{M_{p,c}}{L_c} \]$

(3)

$\[ P_{fail }=\min \left(P_b,P_c\right) \]$

(4)

(5)

Fig. 6.

Capacity and demand according to loading

여기서, L_b는 보 단부까지의 거리, L_c는 기둥 외면까지의 거리 ,P_b는 보의 한계하중, P_c는 접합부의 한계하중, P_fail은 실험체의 한계하중, M_p,b는 보의 한계내력, M_p,c는 접합부의 한계내력으로 정의한다.

3.2 기둥 패널존 설계

실험체는 패널존에서 측면다이아프램과 각형강관 웨브 간 접합방식에 따라 구분하였다. 제안된 다이아프램 및 각형강관은 곡률이 존재하며, 용접부위는 절곡 강재의 모서리 이음이 요구된다. 곡률 부재 용접상세는 KSSC (2021)^[20]를 참고하였으며, FBGW (Flare Bevel-Groove Weld) 방식의 용접을 GMAW (Gas Metal Arc Welding)를 통해 진행하였다. 수직방향 용접상세는 Fig. 7(a)와 같으며 각형강관의 절곡면을 고려하여 25 mm 목두께를 적용하였다. 수평방향 용접상세는 Fig. 7(b)와 같으며 측면다이아프램의 절곡면을 고려하여 19 mm 목두께를 적용하였다. 볼트접합으로 패널존이 구성된 BPZ는 F10T의 M27의 고장력 볼트를 적용하였으며, 볼트마찰강도, 볼트전단강도를 고려하여 패널존의 내력을 산출하였다. 볼트배열은 측면다이아프램에 웨브에 부착되는 보의 간섭을 고려하여 Fig. 8과 같이 수평 및 수직간격을 구성하였다.

Fig. 7.

Details of the welded panel zone (WPZ)

Fig. 8.

Details of the bolted panel zone (BPZ)

4. 실험 결과

4.1 실험체 거동 양상

회전각에 따른 실험체의 거동을 분석하였다. WPZ, BPZ 실험체 모두 ±0.01 rad 까지 탄성적으로 거동하였으며, 미세한 콘크리트의 균열이 육안으로 확인되었다. +0.015 rad 재하 단계에서는 보의 부 방향 소성휨모멘트를 도달하였으며, -0.02 rad 재하 단계에서는 보의 정 방향 소성 휨모멘트를 도달하였다. ±0.03 rad 재하 단계에서는 실험체의 강도저하는 발현되지 않았으나 보 단부에서 힌지 지점이 육안으로 확인되었다. Fig. 9에 표시된 실선은 기둥 및 측면다이아프램의 축을 나타낸것이며, 점선은 보 단부에서 힌지가 발생하면서 형성된 축을 나타낸 것이다. 그림에서 표시된 점(mark)은 각 축을 구분하기 위한 경계점을 나타낸 것이며, 측면다이아프램이 끝나는 보 단부구간에서 힌지가 형성됨을 확인할 수 있다.

Fig. 9.

Behavior of 0.03 rad

WPZ의 ±0.04 rad 첫 번째 구간은 콘크리트 슬래브의 균열이 Fig. 10(a)와 같이 확대 되었으나, 강도저하는 일어나지 않았다. ±0.04 rad 두 번째 구간은 정 방향 및 부 방향의 강도저하가 발현되었으며, 실험 종료 후 힌지 지점의 하부 플랜지의 찢어짐 및 웨브 좌굴이 Fig. 10(b)와 같이 확인되었다.

Fig. 10.

WPZ behavior of 0.04 rad

BPZ의 ±0.04 rad 첫 번째 구간은 콘크리트 슬래브의 균열이 Fig. 11(a)와 같이 확대되었으며, 부방향의 강도저하가 발현되었다. ±0.04 rad 두 번째 구간은 정방향 및 부방향의 강도저하가 발현되었으며, Fig. 11(b)와 같이 CFT기둥에 인접한 콘크리트 슬래브의 압괴로 실험을 종료하였다.

Fig. 11.

BPZ behavior of 0.04 rad

4.2 모멘트 회전각 관계

Table 3는 실험체의 최대 발생모멘트와 보의 소성모멘트를 나타내었으며, Fig. 12와 Fig. 13은 반복가력 실험에 따른 모멘트-회전각 관계를 보여준다. 회전각은 기둥 중앙에서 가력 지점으로 산정하였으며, 발생모멘트는 가력지점에서 기둥외면까지의 거리에 따른 발생모멘트를 계산하여 산정하였다. 소성모멘트는 재료시험을 통해 확보한 강재의 실제 물성치를 적용하여 계산하였으며, 철근의 경우 인장시험 자료가 확보되지 않은점을 고려하여 KISTEC (2021)^[21]에서 제시하는 보정계수를 적용하여 재료강도를 보정한 후 산정하였다. WPZ는 부방향으로 가력한 +0.04 rad에서 2,973 kN-m의 최대 모멘트를 나타냈으며, 정방향으로 가력한 -0.04 rad에서 3,515 kN-m의 최대 모멘트를 나타냈다. BPZ는 부방향으로 가력한 +0.03 rad에서 2,835 kN-m의 최대모멘트를 나타냈으며, 정방향으로 가력한 +0.04 rad에서 3,112 kN-m의 최대모멘트를 나타냈다. BPZ는 부방향으로 가력한 +0.04 rad에서 +0.03 rad 대비 약 3%의 모멘트가 감소한 결과를 나타냈으며, 이는 CFT 기둥에 인접한 콘크리트 슬래브의 압괴가 발현하여 강도가 감소된 것으로 판단된다.

Table 3.

Test results

Fig. 12.

Moment-rotation relation for WPZ

Fig. 13.

Moment-rotation relation for BPZ

4.3 실험체 변형률 게이지 분석

가력하중에 따른 실험체의 거동을 분석하기 위해 Fig. 14과 같이 변형률 계측기를 부착하였다. Fig. 14(a)는 실험체의 하단부이며, S1–S4의 변형률 계측기를 부착하였다. S1–S3는 측면다이아프램 하부 플레이트에 부착하였으며, S4는 보 단부 하부 플레이트에 부착하였다. Fig. 14(b)는 실험체의 측면부이며 S11–S19, S21–S22의 변형률 계측기를 부착하였다. S11–S16은 측면다이아프램 웨브에 부착하였으며, S17–S19는 보단부 웨브에 부착하였다. S21–S22는 각형강관 입면에 부착하였다. Fig. 15은 가력하중에 따른 WPZ의 변형률을 나타내었으며 Fig. 16는 가력하중에 따른 BPZ의 변형률을 나타내었다. 측면다이아프램의 하부 플랜지인 S1–S3는 두 실험체 모두 실험 종료까지 탄성상태를 유지하였으며, 보 단부의 하부 플레이트인 S4에서 변형이 발생한 것을 Fig. 15(a), Fig. 16(a)와 같이 확인하였다.

Fig. 14.

Strain gauge of bottom and side

Fig. 15.

Strain gauge of WPZ

Fig. 16.

Strain gauge of BPZ

각형강관의 면외변형인 배부름(Bulging)을 계측하기 위한 S21–S22의 경우, 실험 종료까지 탄성구간을 유지하는 것을 Fig. 13(b), Fig. 14(b)와 같이 확인하였다. S11–S19는 실험체 측면에 부착된 변형률 계측기이다. S11–S16은 측면다이아프램 웨브에 부착되었으며, 이중 S11–S13은 CFT 기둥과 보의 유격 구간에 부착하였다. S14–S16는 측면다이아프램과 보의 교차구간에 부착하였다. WPZ 및 BPZ 실험체의 S11–S13 구간은 S14–S16 구간 대비 큰 변형률을 나타냈으며, 탄성범위를 초과한 거동을 보였다. 이는 S11–S13 구간이 주요 하중전달 경로에 해당하여 응력이 집중됨에 따라 상대적으로 높은 변형률이 발생한 것으로 판단된다.

WPZ의 S11–S13은 BPZ 보다 큰 변형률이 관측되었다. 이는 WPZ 패널존의 각형강관 측면이 용접으로 인해 변위가 구속된 경계조건을 형성함으로써, 해당 구간에서 응력집중이 발생한 것으로 판단된다. 반면 BPZ는 CFT 기둥 패널존의 천공 홀 주변 볼트 접합부에서 응력이 집중된 것으로 판단되나, 해당 위치가 S11–S13 부착 위치와 이격되어 있어 뚜렷한 변형률이 관측되지 않은 것으로 판단된다. WPZ 및 BPZ의 S17–S19는 하중이 증가함에 따라 탄성구간을 넘어 소성변형이 확인되었다. 보 단부 구간인 S4와 S17–S19는 측면다이아프램 구간보다 큰 변형률을 나타냈으며, 이를 통해 보 단부에서 변형이 집중되었음을 확인하였다.

4.4 에너지소산능력

에너지소산능력은 접합부의 구조성능을 평가하기에 중요한 지표이다. 에너지소산능력 산정은 ACI 374.1-05에 따른 실험체의 하중-변위각에서 싸이클의 내부면적을 합산하여 산정하였으며, 싸이클의 이전 수치를 누적하여 Fig. 17과 같이 산정하였다^[22].

Fig. 17.

Cumulative energy dissipation

0.02 rad 이전의 WPZ와 BPZ 누적에너지는 비슷한 양상을 나타내었지만, 0.02 rad 구간 이후 WPZ의 누적에너지는 더 큰 경향을 나타냈다. 각 실험체의 총 누적 에너지 소산능력을 Fig. 18과 같이 나타냈으며, WPZ는 BPZ 대비 약 118 % 이상의 에너지 소산능력을 나타냈다. 이는 BPZ의 콘크리트 압괴로 인하여 접합부위의 회전강성(Rotational stiffness)이 저하되었으며, 동일한 변형각에서 발휘되는 모멘트가 WPZ 대비 낮게 도출되었기 때문으로 판단된다.

Fig. 18.

Total energy dissipation

5. 결 론

본 연구에서는 CFT 기둥과 U형 합성보의 접합부 형식으로 측면다이아프램 접합부 상세를 제안하였다. 제안된 접합부의 내진성능을 평가하기 위하여 실물 크기 기둥-보 부분골조 실험체를 제작하여 반복가력실험을 수행하였다. 패널존에서 측면다이아프램과 각형강관 웨브의 접합형식에 따라 용접접합(WPZ) 실험체와 및 볼트접합(BPZ) 실험체로 분류하였다. 본 연구 결과를 요약하면 다음과 같다.

• (1) 두 실험체 모두 유사한 탄성강성을 보였고, 0.02 rad. 회전각 이내에서 보 소성휨모멘트에 도달하였다. 최대 강도는 보 소성휨모멘트를 크게 상회하였다. WPZ는 0.04 rad에서 최대강도가 발현되었으며, BPZ는 0.03 rad에서 최대강도가 발현되었다.
• (2) 두 실험체 모두 보에서 소성힌지가 생성되었고, 0.04 rad까지 소성모멘트의 80 %를 유지하여 우수한 회전 성능을 보여주었다. WPZ의 최종 파괴모드는 보 단부의 하부 플랜지 파단으로 관측되었고, BPZ의 최종 파괴모드는 CFT 기둥 부근 슬래브의 지압 및 압괴로 관측되었다. BPZ의 경우, 패널존 볼트접합에서의 미끄러짐 등으로 인해 보 단부 하부 플랜지에 응력집중이 상대적으로 작고 슬래브에 보다 큰 응력이 집중되었기 때문으로 판단된다.
• (3) 두 실험체 모두 높은 에너지소산능력과 안정적인 이력거동을 보여주었다. 누적에너지소산능력을 비교하였을 때 WPZ는 BPZ 대비 약 118 % 이상의 성능을 나타냈다.

Acknowledgments

본 연구는 행정안전부 재난안전산업 기술사업화 지원사업의 지원을 받아 수행되었음(과제번호: RS2024-00417276).

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