T형 외다이어프램과 매입형강 상세를 사용한 CFT기둥 접합부의 반복하중 실험

3.1 실험 계획

본 연구에서 제안한 강한접합부와 약한접합부의 구조성능을 검증하기 위하여 외부접합부 형태의 CFT 기둥 – 강재보 접합부 실험체를 구성하였다. 접합부 실험체는 총 3개로 강한접합부 실험체 1개와 약한접합부 실험체 2개로 구성하였다. 각 실험체의 구성은 Table 1과 같으며, 접합부 상세는 Fig. 2.에 나타내었다.

Table 1.

Summary of test specimens

Fig. 2.

Specimen details of test specimens (dimensions in mm)

접합부 실험체의 CFT 기둥은 모두 □ -400×400×12 (SM570, SM460: KS 신규격) 단면을 사용하였으며, 충전된 콘크리트의 공칭압축강도는 35MPa로 계획하였다. 실험체에 사용된 각형강관은 판재를 프레스로 가공하여 2면 SAW (Submerged Arc Welding) 용접하여 제작하였으며, 강관의 폭두께비(b/t)는 31.3으로서 건축구조기준(KBC 2016)^[12]의 CFT 기둥의 단면 분류로는 조밀단면에 해당된다. 기둥의 길이는 양 단부 엔드플레이트를 포함하여 2,000mm로 제작하였으며, 기둥의 양단에 각각 길이 750mm의 단부 핀 지그를 연결하였다. (Fig. 3. 참조) 강재보는 용접H형강으로 제작하였고, 실험결과의 상대적인 비교를 위하여 강한접합부와 약한접합부 모두 강재 단면은 BH-630×300×12×19 (SM490, SM355: KS 신규격)를 사용하였다.

Fig. 3.

Test set-up (dimensions in mm)

다이어프램에 구성에 사용된 판재는 모두 SM490 강재를 사용하여 용접조립하여 제작하였다. 강한접합부 실험체는 상하부 플랜지는 모두 PL-400×175×25 단면에 용접하여 제작하였다. 약한접합부는 상부플랜지와 접합되는 T형 스티프너는 T-125×125×25 단면을 사용하였으며, 관통 접합부 내력을 평가하기 위하여 하부플랜지와의 접합부에 ㅍ-432×300×25×16 단면을 사용한 WC-01과 2-PL16T를 H-400×300×21×21 (SHN490, SHN355: KS 신규격) 단면의 웨브의 양 옆에 보강한 WC-02로 구성하여 강관에 관통부재를 삽입하여 접합하는 방법을 사용하였다. WC-02 실험체의 하부 플랜지 관통부에 사용한 형강은 H-400×408×21×21단면에서 플랜지의 양 단을 각각 50mm씩 절단하여 사용하였다.

접합부 실험체 제작시 모든 실험체의 용접부는 –20˚C에서 27J 이상의 CVN 인성값을 갖는 인장강도 580MPa급의 전자세용 용접재(K71T0)를 사용하였으며, 보 상하부 플랜지의 뒷댐재는 용접 후 그대로 남겨두었고 엔드탭은 용접 단부의 응력집중을 완화하기 위하여 일본 건축공사표준시방서인 JASS 6^[13]에 제시된 것과 같이 부채꼴 형태로 제거하였다.

Table 2는 실험체에 사용된 재료의 소재시험 결과를 나타낸다. 두께 12 mm의 SM570 강관은 항복강도 462MPa, 인장강도 586MPa이었으며, 항복비는 79%였다. 용접형강의 웨브에 사용된 두께 12mm의 SM490 판재의 항복강도는 345MPa, 인장강도는 526MPa 이었으며, 플랜지에 사용된 두께 19mm의 SM490 판재의 항복강도는 404MPa, 인장강도는 551MPa로 항복비는 각각 66%와 73% 이었다. 다이어프램에 사용된 두께 25mm 판재 (SM490)의 항복강도는 329MPa, 인장강도는 520MPa로 항복비는 63%로 나타났다. CFT 기둥에 충전된 콘크리트의 압축강도는 강한접합부 SC-01과 약한접합부 WC-01에서는 45.5MPa 이었으며, 약한접합부 WC-02에서는 49.2MPa 이었다.

Table 2.

Material properties of test specimens

Fig. 3.은 실험 셋팅과 계측계획을 보여준다. 실험에는 3,000 kN 용량의 Actuator가 사용되었으며, 접합부 반복하중 실험은 T형 접합부의 외팔보 끝단에 수직하중을 반복하여 재하하는 방식으로 진행되었다. 기둥 상하부 수평반력 간 유효길이와 기둥 중심축에서부터 가력부까지의 길이는 모두 3.5m이고, 기둥면에서부터 가력부까지의 순길이는 3.3m이다. 실험 중 보의 횡좌굴을 방지하기 위하여 횡지지를 설치하였다 (Fig. 3. 참조). 하중재하 방법은 건축구조기준 (KBC 2016)에 따라 보 회전각 0.375%, 0.5%, 0.75%를 각각 6 사이클 씩 반복가력하고, 1.0%를 4 사이클, 1.5%, 2.0%, 3.0%, 4.0%, 5.0%, 6.0%는 2 사이클 씩 반복가력 하였다. 보 가력부의 변위와 실험체의 강체변형, 접합부 패널의 전단변형 등을 계측하기 위하여 LVDT를 설치하였으며, 강재의 국부적인 변형을 분석하기 위하여 변형률 게이지를 부착하였다.

3.2 실험결과

Fig. 4.와 Fig. 5.는 각각 접합부 실험체의 모멘트 – 회전각 관계 및 파괴양상을 나타낸다. Table 3은 실험결과를 요약하여 정리한 것이다. 여기서, 접합부에 작용하는 휨모멘트 값은 기둥면에서의 휨모멘트 값으로 계산하여 나타냈다. 실험결과 약한접합부 WC-01을 제외한 강한접합부 SC-01과 과 약한접합부 WC-02는 보 단부에 뚜렷한 소성힌지가 발생하였으며 우수한 에너지 소산능력을 나타냈다. 기둥면에서의 휨모멘트 값은 강재보의 전소성모멘트 값과 비교하여 최대 111% ~ 126% 값을 나타냈다 (Table 3 참조).

Fig. 4.

Moment – rotation relationships for test specimens

Fig. 5.

Failure modes of test specimens

Table 3.

Summary of test results

강관 외측에 T-스티프너와 사이드 플레이트로 보강한 외다이어프램 형식의 SC-01은 회전각 1% 에서 보 상부 플랜지 엔드탭 접합면 약간의 벌어짐이 발생하였다. 회전각 1.5%에서 플랜지 페인트칠이 떨어지기 시작하였으며, 2% 회전각 1st Cycle에서 상하부 보 플랜지 엔드탭에 균열이 발생하였다. 회전각 3%에서 상하부 보 플랜지 단부에 균열이 증가하면서 하중이 저하되기 시작하였고, 4% 회전각 1st Cycle에서 하부플랜지에 파단이 발생하였다. 실험체의 하부 플랜지에 파단이 발생함에 따라 이후 4% 회전각까지 가력하고 다시 부방향으로 단조가력하여 보의 상부 플랜지 접합부의 파괴형태를 확인한 후 실험을 종료하였다. 실험결과 보의 상부 플랜지에서 용접면을 따라 연결된 다이어프램으로 균열이 전진하면서 플랜지를 관통하는 균열이 발생하였다.

용접조립하여 제작한 ㅍ-432×300×25×16 부재를 강재보의 하부 플랜지와 접합되는 강관면에 관통시켜 제작한 WC-01은 회전각 1%에서 보 플랜지 하부 페인트가 떨어지기 시작였고, 1.5% 회전각에서 보 하부플랜지 좌측 엔드탭 접합면에서 균열이 발생하기 시작하였다. 회전각 2% 1st Cycle에서 강관에 삽입된 용접 ㅍ 부재의 내력이 부족하여 하부 플랜지 접합부에서 파단이 발생하여 강도가 저하되었다. 이후 부방향으로 가력하였으며 2% 회전각에서 상부플랜지 우측 앤드탭 접합면에서 균열이 발생하기 시작하였다. 그 후 최종 파괴시까지 단조가력하여 실험을 진행하였으며, 최종적으로 4.5% 회전각에서 보의 우측 상부플랜지 용접부에서 파단이 발생하여 실험을 종료하였다.

WC-02 실험체는 전반적으로 WC-01 실험체와 접합 상세는 유사하지만, 강재보의 하부 플랜지와 접합되는 강관 매입부의 내력을 증가시키기 위하여 압연형강 H-400×300×21×21의 웨브 양 옆에 추가로 16mm 두께의 플레이트로 보강하여 접합부의 강도와 면외방향 강성을 증가시킨 실험체이다 (Fig. 1. 참조).

WC-02 실험체는 1% 회전각에서 보 하부 플랜지 엔드탭 접합면이 벌어지기 시작하였고, 1.5% 회전각에서 상부 플랜지 엔드탭에도 접합면에서 균열이 발생하기 시작하였으며, 하부 플랜지에도 항복선이 발생하기 시작하였다. 2% 회전각에서 보의 하부 플랜지 엔드탭에서 발생한 균열의 폭이 증가하였고, 플랜지의 항복선도 증가하였다. 3% 회전각에서 보의 하부 우측 용접 접합부에서 균열이 발생하기 시작하였으며, 상부 플랜지와 다이어프램부도 항복하여 페인트가 떨어지기 시작하였다. 4% 회전각 1st Cycle에서 보의 하부 플랜지에서 좌굴이 발생하였고 상부 플랜지의 용접면에서도 균열이 발생하기 시작하였으며, 이후 2nd Cycle에서 보의 상부 플랜지에 발생한 균열의 폭이 증가하였다. 5% 회전각에서 하부 플랜지의 좌굴 발생으로 인하 플랜지의 변형이 급격히 증가하였으며, 상부 플랜지에서 용접부를 따라 균열이 증가하면서 하중이 감소하기 시작하였고, 2nd Cycle에서 상부 플랜지를 관통하는 파단이 발생하여 실험을 종료하였다.

4.1 강성 및 내력

Table 3에 각 실험체별 초기강성, 최대휨모멘트, 최대회전각을 정리하여 나타냈다. 접합부 형상과 관계없이 각 실험체의 초기강성은 유사한 값을 나타냈으며, 이러한 결과는 Fig. 4.(d)의 포락곡선에서도 확인할 수 있다. 외다이어프램 형식의 수평 스티프너에 강재보를 접합한 강한접합부 실험체인 SC-01의 경우 최대 휨성능은 부모멘트 방향으로 1967.4 kNm로 나타났으며, 강재보 하부 플랜지 접합부 파단시까지 3% 이상의 회전성능을 나타냈다. 강재보의 상부 플랜지는 T-스티프너에 접합하고 하부 플랜지는 관통형 부재에 접합한 약한접합부의 경우 강관을 관통한 상세에 따라 최대 휨성능에 큰 차이를 보였다. 강재보의 하부플랜지를 용접조립 ㅍ형강에 접합한 WC-01 실험체는 2% 회전각에서 매입된 ㅍ형강 웨브의 내력이 하부 플랜지의 인장강도보다 부족하여 접합부에서 파단이 조기에 발생하여 휨성능이 보의 소성강도에 도달하지 못하였다. 하지만, 강재보의 상부 플랜지에 인장력이 작용하는 부모멘트 방향의 가력시에는 최대 휨성능이 1834.2 kNm로 나타나 보의 소성강도를 초과하는 값을 보였다. 강재보의 하부 플랜지 접합부에 웨브를 보강한 압연형강을 매입한 WC-02 실험체는 4% 회전각까지 접합면 파괴는 발생하지 않았고 큰 휨성능을 발휘하였다. WC-02 실험체의 최대 휨성능은 2230.5 kNm로 보의 소성강도를 초과하는 값을 나타냈으며, 최대 5%의 회전성능을 발휘했다.

4.2 에너지소산능력

Fig. 6.은 목표변위별 누적 에너지 소산능력을 나타낸다. 에너지는 소산능력은 구조물의 중요한 내진 특성 중의 하나이다. 소산에너지는 모멘트-회전각 이력곡선의 내부 면적으로 계산하였으며, 목표변위별 에너지 소산능력을 모두 더하여 누적 에너지 소산능력을 산정하였다. 각 실험체의 파단시까지 소산한 누적 에너지를 비교하면 변형능력이 가장 우수한 WC-02 실험체가 가장 우수한 에너지소산능력을 나타냈으며, WC-01 실험체는 하부 플랜지에 접합된 강관 매입부의 용접부 파단으로 가장 낮은 에너지소산능력을 나타냈다. 하지만, 동일한 3% 회전각까지 소산된 에너지는 SC-01 실험체가 WC-02 실험체 보다 약 1.2배 많은 에너지를 소산한 것으로 나타났다.

Fig. 6.

Cumulative energy dissipation capacity

4.3 변형률 분포

Fig. 7.은 SC-01과 WC-02 실험체의 상부 플랜지에 부착한 변형률계의 계측값 분포를 강재보의 회전각에 따라 나타낸 것이다. 변형률계의 위치는 Fig. 7.에 같이 나타내었다. 계측결과 보의 회전각이 증가함에 따라 보의 중앙부 보다는 양단부에서의 변형률 값이 높게 나타났다. SC-01 실험체의 경우 강관 외측에 T-스티프너와 사이드 플레이트로 보강하여 1% 변형각 이후 다이어프램의 변형률이 보 플랜지의 변형률보다 크게 나타났다. T형 스티프너의 웨브에 보 플랜지를 접합한 WC-02 실험체의 경우에는 보 플랜지의 하중전달 방향으로 보강요소가 존재하지 않아 2% 변형률까지 보 플랜지의 변형률이 다이어프램의 변형률 보다 높게 나타나 최종 파괴가 보 플랜지의 용접부에서 발생하는 차이점이 있었다.

Fig. 7.

Strain distributions of beam flange and diaphragm (Top flange connections)

Fig. 8.은 강재보의 높이에 따른 휨인장 변형률의 분포를 보의 회전각에 따라 나타낸 것이다. 보의 상하부 플랜지의 변형률은 플랜지의 중앙부와 단부 계측값의 평균값을 나타낸다. 계측결과 보의 웨브에서의 수평방향 인장변형률은 보의 회전각이 증가함에도 크게 증가하지 않는 경향을 보였으며, 약한접합부 WC-01과 WC-02의 경우 하부 플랜지에 형강을 관통하는 접합부 상세를 사용하여 웨브의 하부에서 수평방향 인장변형률이 비례적으로 증가하는 것을 볼 수 있다. 따라서, 강재보에 작용하는 휨모멘트는 주로 상하부 플랜지의 접합부를 통해 전달되며, 강관 관통접합부의 경우 강관의 면외방향 강성 확보로 보의 웨브를 통해 일부 하중이 전달되는 것을 알 수 있다.

Fig. 8.

Strain distributions according to beam depth

4.4 접합부 강도 평가

일반적인 외다이어프램 플랜지의 축강도는 강관에 접합된 외다이어프램의 전단강도와 강관 측면의 항복강도의 합으로 계산한다^[3],[4]. 또한, Matsui et al.^[6]은 외다이어프램의 좌우에 사이드플레이트로 보강한 CFT 기둥 접합부 플랜지의 축강도를 측면 사이드플레이트의 항복강도와 강관 측면의 항복강도의 합으로 계산하는 것을 제안하였다. 따라서 T형 스티프너를 사용한 강한접합부의 상하부 플랜지 축강도도 이와 유사한 하중 경로 메커니즘을 가정하여 ① 강재보와 접합되는 수평 스티프너 (Fig. 1. 참조)의 전단강도와, ② 이와 접합되는 강관 측면의 T형 스티프너나 사이드플레이트의 항복강도, ③ 추가적인 강관의 기여도로 평가할 수 있다. Fig. 5.(a), (b)의 SC-01 실험체의 파괴모드와 같이 강관 측면의 T형 스티프너나 사이드 플레이트가 충분히 강하게 설계된 경우 접합부 플랜지의 이음부 강도는 수평스티프너의 전단강도와 강관의 기여도의 합으로 평가할 수 있으며, 여기서는 보수적으로 수평스티프너의 전단강도(①)에 대해 평가해 보고자 한다.

강한접합부 SC-01에서 강재보 웨브를 통한 하중 전달을 고려하지 않은 보의 소성휨모멘트 (M_pb, Table 3 참조)에 대한 접합부의 소요 축강도 (P_nd)는 식 (1)과 같이 계산할 수 있다.

여기서, d_b, t_bf는 각각 보의 춤과 플랜지의 두께이다. 강재보에 연결된 수평스티프너 (PL-400×175×25, f_y = 328.7 MPa, f_u = 520.3 MPa) 양단에서의 전단항복강도와 전단인장강도는 각각 1,661 kN과 2,629 kN이다. 따라서 이는 접합부의 소요 축강도인 2,895 kN 보다 작은 값이므로 최종 파괴모드는 Fig. 5.(a)와 같이 강재보 보다 수평 스티프너가 먼저 항복하면서 최종 파단이 수평스티프너에서 발생하는 것을 확인할 수 있다.

약한접합부의 상부 플랜지는 수평스티프너가 아닌 T형 스티프너의 웨브에 강재보의 플랜지가 접합되므로 (Fig. 1. 참조), 강한 접합부와 마찬가지로 T형 스티프너 (T-125×125×25, f_y = 328.7 MPa, f_u = 520.3 MPa)의 전단강도를 계산하면 전단항복강도와 전단인장강도는 각각 2,135 kN과 3,379 kN이다. 따라서, T형 스티프너의전단인장강도가 접합부의 소요 축강도 (2,895 kN) 보다 큰 값이므로 강한접합부의 상부플랜지와 달리 약한접합부의 상부플랜지 접합부에서는 최종 파괴가 강재보 플랜지에서 발생하는 것을 확인할 수 있다(Fig. 5.(c), (e) 참조).

형강 관통상세를 사용한 약한접합부 하부 플랜지의 축강도는 강재보 플랜지의 축하중이 강관에 매입된 형강의 웨브와 강관면으로 나누어 전달되는 것으로 가정하여 ① 강재보와 연결되는 매입형강 웨브의 항복강도와, ② 강관면의 면외방향 저항력으로 평가할 수 있다. 여기서는 보수적으로 강관면의 면외방향 저항력을 무시하고 매입형강 웨브를 통해 전달되축강도(①)에 대해 평가해 보았다.

강재보와 연결되는 매입형강 웨브를 통한 축강도 (P_nd,bw)는 식(2)와 같이 매입형강의 웨브와 측면 보강스티프너에 의한 강도의 합으로 계산할 수 있다(Fig. 9. 참조) . 이때, 강도 평가에 기여하는 하부 매입 형강의 높이는 강재보의 웨브 크리플링 강도 평가와 마찬가지로 플랜지에서의 하중흐름을 고려한 유효높이(d_s = t_bf + 5t_sf, 여기서, t_sf는 매입형강 플랜지의 두께)로 제시하였다.

Fig. 9.

Beam-to-column joint of weak connection bottom flange

여기서, t_sw, t_st는 각각 매입 형강 웨브의 두께와 보강 스티프너의 두께, f_yw는 매입형강의 항복강도이다.

약한접합부 WC-01 실험체의 하부 플랜지 접합부의 축강도는 매입 형강 웨브의 유효높이에 따른 내력으로 계산하면 1,753 kN으로 접합부 플랜지의 소요 축강도 (2,895 kN) 보다 작은 값이기 때문에 Fig. 5.(d)와 같이 매입 형강이 조기 항복하여 강재보의 소성강도에 도달하지 못하는 것으로 나타났다. 약한접합부 WC-02 실험체의 하부 플랜지 접합부의 축강도는 2,328 kN으로 소요축강도인 2,895 kN 보다는 작은 값이지만, 식 (2)에서 고려하지 않은 강관면의 면외방향 저항력과 Fig. 8.(c)와 같이 강재보의 웨브를 통해서도 휨강도가 전달되므로 하부 플랜지 접합부에서 최종적으로 파괴는 발생하지 않았고 하부 플랜지가 좌굴하는 파괴형태를 보였다(Fig. 5.(f) 참조).

앞에서 살펴본 접합부 축강도 평가식을 적용하여 각 실험체의 파괴모드를 보수적으로 평가할 수 있음을 알 수 있다. 하지만 보 단부에서의 소성거동을 유도하기 위해서는 접합부 스티프너의 전단항복강도가 소요 축강도 이상이 되도록 설계하는 것이 바람직하며, 유한요소 해석 등을 통하여 제안한 접합부의 하중전달 메커니즘을 명확히 규명하는 추가적인 연구가 필요하다.