유닛 블록을 활용한 옥탑 모듈러 구조물 접합부의 구조성능평가

2.1 유닛 블록 구조

옥탑 모듈러 구조물의 접합부는 Fig. 2와 같이 각형 강관기둥에 가이드 블록이 삽입되고 구조물 내부에서 볼트로 체결할 수 있도록 가이드 블록 내부에 너트가 설치되어 있으며, 고장력볼트(F10.9T, M20)를 일방향 볼트(oneway bolt) 방식으로 접합하는 구조이다. 이러한 접합 방식은 가이드 블록과 베이스 플레이트 및 볼트가 하나의 유닛으로 거동할 수 있도록 기둥과 기초 및 상·하층 기둥의 접합부에 적용된다.

Fig. 2.

Unit block

2.2 모듈러 접합부 설계

Fig. 3는 이 연구에서의 옥탑 모듈러 구조물 기둥과 기초(Fig. 3(a)), 보와 기둥(Fig. 3(b)) 및 강재 보와 PC 슬래브(Fig. 3(c))의 접합 형태를 나타낸다.

Fig. 3.

Shapes of connections

강재 기둥과 기초의 접합부는 Fig. 3(a)와 같이 앵커 철근을 설치하고 가이드 블록의 베이스 플레이트에 전 둘레 용접하였으며, 앵커볼트는 KDS 14 20 54 콘크리트용 앵커 설계기준^[5]에 따라 식 (1) - 식 (4)의 인장력에 대한 설계 조건을 만족하도록 하였으며, 식 (5) - 식 (6)에 따라 전단력에 대한 설계 조건을 검토하였다. 인발 성능 검토 결과를 Table 1에 나타냈으며, 전단력에 대한 설계 검토를 Table 2에 정리하였다.

Table 1.

Review of anchor bolt pull-out performance

Table 2.

Review of anchor bolt shear performance

• • 강재 강도: 인장을 받는 단일 앵커나 그룹의 공칭강도 N_sa는 식 (1)의 값 이하여야 한다.

여기서, n: 앵커의 수,
A_se,N: 인장력을 받는 앵커의 유효단면적(mm²),
f_uta: 앵커 강재의 설계기준 인장강도(MPa).

• • 콘크리트 파괴강도: 단일 앵커의 경우, 공칭콘크리트 파괴강도 N_cb는 식 (2)의 값 이하여야 한다.

여기서, A_Nc: 인장강도 산정을 위한 단일 앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴면 투영면적(mm²),
A_Nco: 인장강도 산정을 위한 단일 앵커의 콘크리트 파괴면 투영면적(mm²),
ψ_ed,N: 연단 거리 영향에 따른 인장강도에 대한 수정계수,
ψ_c,N: 균열 여부에 따른 인장강도에 대한 수정계수,
ψ_cp,N: 후술치 앵커를 보조 철근 없이 비균열 콘크리트에 사용하기 위한 인장강도에 대한 수정계수,
N_b: 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도(N).

• • 뽑힘 강도: 인장력을 받는 단일 헤드 스터드 또는 헤드 볼트의 뽑힘 강도 N_p는 식 (3)의 값 이하여야 한다.

여기서, ψ_c,P: 균열 여부에 따른 앵커 뽑힘 강도에 대한 수정계수,
N_p: 균열 콘크리트에서 인장을 받는 단일 앵커의 뽑힘 강도(N).

• • 콘크리트 측면 파열강도: 묻힘 깊이가 깊고 가장자리에 인접해 h_ef ≥ 2.5c_a1로 설치된 단일 헤드 앵커에 대한 공칭측면 파열강도 N_sb는 식 (4)의 값 이하여야 한다.

여기서, c_a1: 앵커 샤프트 중심부터 콘크리트 단부까지의 거리(mm).
N_sb: 단일 앵커의 공칭측면파열 강도(N).

• • 전단력에 대한 앵커 강재의 강도: 강재에 의해 지배될 때, 전단력을 받는 앵커의 공칭강도는 식 (5)에 의해 산정될 수 있다.

여기서, A_se,N: 전단에 대한 앵커의 유효단면적,
f_uta: 앵커 강재의 설계기준 인장강도(MPa).

• • 전단력을 받는 앵커의 콘크리트 파괴강도: 앵커 그룹에서 가장자리에 직각방향으로 작용하는 전단력은 식 (6)에 의해 산정될 수 있다.

여기서, V_cbg: 전단을 받는 앵커 그룹의 공칭콘크리트 파괴강도(N),
A_Vc: 전단강도 산정을 위한 단일 앵커 또는 앵커 그룹의 콘크리트 파괴면 투영면적(mm²),
A_Vco: 전단강도 산정을 위한 단일 앵커의 콘크리트 파괴면 투영면적(mm²),
ψ_ec,V: 앵커 그룹이 편심하중을 받는 경우의 전단강도에 대한 수정계수,
ψ_ed,V: 연단거리 영향에 따른 전단강도에 대한 수정계수,
ψ_c,V: 콘크리트 균열 및 보조 철근의 유무에 따른 전단강도에 대한 수정계수,
ψ_h,V: h_a < 1.5c_a1인 콘크리트 부재에 설치된 앵커의 전단강도에 대한 수정계수,
V_b: 균열 콘크리트에서 전단을 받는 단일 앵커의 기본 콘크리트 파괴강도(N).

전단 저항성능은 소요강도 산정 시 중앙부 최대 전단력이 17 kN이었으나, 콘크리트의 전단파괴 저항성능을 검토한 결과, 5.82 kN으로 낮게 나타났다. ACI 318-14^[6] 기준에 따르면, 계수전단하중이 콘크리트의 브레이크아웃 강도를 초과할 경우 전단 보강근을 사용할 수 있으며, 보강근의 강도로 대체되었을 때 코너부의 경우 헤어핀(2-D10) 한 개당 약 42.8 kN의 전단력을 저항할 것으로 예상되었다. 따라서 전단강도 향상을 위해 헤어핀 앵커 1개를 보강하여 계수전단하중이 콘크리트 브레이크아웃 강도를 초과하지 않도록 설계하였다.

구조물의 보와 기둥은 각형강관 기둥과 H형강 보로 구성되어 있으며, Fig. 3(b)와 같이 하부 기둥에 가이드 블록 플레이트를 용접하여 상부 기둥과 하부 기둥을 접합하는 구조이다. 선행연구로 진행한 보-기둥 접합부의 유한요소해석 연구에서 각형강관 기둥의 항복 이후에도 가이드 블록의 변형은 매우 작게 나타나 가이드 블록이 접합부의 강도에 미치는 영향이 미미함을 확인할 수 있었으나, 각형강관 기둥과 보의 접합부에서부터 항복이 발생하여 보 플랜지 주변에 응력이 집중되었으며, 6 mm 두께 각형강관 기둥의 과도한 항복 및 변형으로 인해 접합부의 최종 파괴 형태가 나타났다. 따라서, 기둥의 휨강도를 보의 휨강도보다 높게 설계하여 기둥보다 보의 항복이 선행되도록 하기 위해 6 mm의 판재를 보강함으로써 단면을 추가적으로 확보하였다. 그 결과, Fig. 4에 나타낸 바와 같이 강도가 약 50 % 증가하여 목표성능인 층간변위각 0.02 rad과 보의 전소성모멘트의 90 % 이상 성능(0.9M_p)을 만족하였다.

Fig. 4.

Comparison of reinforced plate application

또한, PC 슬래브는 Fig. 3(c)와 같이 스터드 볼트가 설치된 10 mm 두께의 PC 슬래브 플랜지를 보 웨브에 용접하였으며, 상부에는 수직 스티프너(두께 10 mm)로, 하부에는 리브(두께 10 mm)를 설치하여 보강하였다.

3.1 실험개요

이 연구에서는 사전 예비 유한요소해석결과를 반영한 실물대 실험체를 제작하여 실험연구를 진행하였다. 기초와 유닛 블록을 적용한 기둥의 인발과 전단저항 성능평가 실험을 진행하였으며, 보-기둥 접합부와 강재 보-PC슬래브의 단부 휨 성능을 평가하기 위한 실험연구도 진행하였다. 각 실험별 목표 성능을 Table 3에 나타냈으며, 앵커볼트의 인발과 전단 실험체는 KDS 14 20 54 콘크리트용 앵커 설계기준^[5]과 ACI 318-11^[7]을 참고하였으며, 보-기둥 접합부 및 보-PC 슬래브는 KDS 41 31 00 건축물 강구조 설계기준^[8]을 참고하여 각 구조물의 일반적인 성능을 확보할 수 있도록 설정하였다.

Table 3.

Performance objectives

Table 4에는 이 연구에서 수행한 모듈러 실험체의 기초와 기둥 접합부 및 보-기둥 접합부 실험체에 사용된 부재 및 접합재의 규격을 나타냈다.

Table 4.

Details of test specimens

3.2 재료시험 및 결과

이 연구에 사용된 앵커, 강재, 고장력볼트, 각형강관, H형강, 콘크리트에 대한 재료시험을 진행하였다. 강재 시험편은 한국산업규격(KS) KS B 0801^[9] 기준에 따라 제작하였으며, 앵커 철근은 KS D 3504^[10] 기준에 따라 재료시험을 진행하여 충분한 성능을 확보함을 확인하였다(Table 5 참조). 콘크리트의 경우 KS F 2405^[11] 압축시험 기준에 따라 재료시험을 진행하였으며, 28일 강도 결과 24.12 MPa로 나타나 요구하는 성능을 만족하였다.

Table 5.

Tension coupon test results

3.3 기둥과 기초 접합부 성능평가

기둥과 기초의 접합을 위한 앵커볼트에 대한 성능평가의 경우, 세부적인 앵커 시험의 지침과 내용이 제시되어있지 않아 시험 방법에 따라 시험 결과의 차이가 발생할 수 있다. 따라서 이 연구에서는 실제 적용될 구조물의 상태를 고려하여 직접인발시험(pull-out test)을 수행하였으며, 옥탑 구조물의 환경 특성을 고려하여 횡하중에 대한 저항성능을 평가하기 위해 전단저항 성능평가도 수행하였다. 직접인발 실험은 Fig. 5(a)와 같이 실험체를 ㄷ형 고정 프레임으로 고정하고, 각형강관 기둥과 일체화된 인발 플레이트에 지그를 설치하고 액추에이터(actuator)와 연결하여 가력하였다. 전단저항 성능평가는 Fig. 5(b)와 같이 각형강관의 상·하부에 플레이트를 설치하여 지그와 고정하였다. 기둥과 기초 접합부 성능평가는 모두 콘크리트의 최종 파괴 시까지 단조가력으로 실험을 진행하였다.

Fig. 5.

Test set-up for foundation connection specimens

3.4 보-기둥 접합부 휨 성능평가

유닛 블록이 적용된 보-기둥 접합부 성능평가 실험체에 사용된 기둥 부재는 □-125×125×6(SRT275)이고 보 부재는 H-200×100×5.5×8(SS275)이며, 패널 존은 6 mm두께의 판재로 보강하였다.

실험체 설치는 Fig. 6에 나타낸 바와 같이 기둥 양 단부를 핀접합하고 보 상부에 액추에이터를 설치하는 방식으로 진행하였다. 재하 방법은 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00)^[8]의 재하이력에 준하여 Fig. 7과 같이 반복 가력하였으며, 실험실 상황과 액추에이터의 용량을 고려하여 층간변위각 4.0 %까지 계획하였다.

Fig. 6.

Test set-up for beam-column connection

Fig. 7.

Loading protocol

3.5 강재 보-PC 슬래브 휨 성능평가

강재 보-PC 슬래브 휨 성능평가 실험체에 사용된 보 부재는 H-200×100×5.5×8(SS275), PC 슬래브 플랜지에는 150×1000×10, 상부 스티프너와 하부 리브에는 10 mm 두께의 판재를 사용하였다. 실험체 설치를 위하여 Fig. 8과 같이 PC 슬래브 플랜지에 가력 프레임을 설치하고 가력 프레임 상부에 액추에이터를 설치하여 1점 가력 방식으로 단조가력하였다.

Fig. 8.

Beam-PC slab set-up

4.1 기둥-기초 접합부

4.1.1 인발 시험 성능평가

인발 성능평가 실험체는 변위 3 mm 지점에서 콘크리트 내부의 앵커볼트가 뽑히기 시작하면서 하중이 급격히 감소하는 모습을 보였으나, 이후 완전히 앵커볼트가 들리기 전까지 증가하였다. 약 5 mm 변위 발생 시 콘크리트의 균열이 발생하였고(Fig. 9(b)), 약 7.5 mm 변위 발생 시점에서 강재와 콘크리트가 분리되었다(Fig. 9(c)). 최종 파괴 시까지 실험을 진행하였으며, 최대하중은 변위 21.52 mm에서 138.42 kN으로 나타났다.

Fig. 9.

Results of pull-out test specimen

4.1.2 전단 시험 성능평가

전단저항 성능평가 실험체는 변위 약 5 mm 시점에서 콘크리트 균열이 발생하였으며(Fig. 10(b)), 변위 30 mm 시점에서 각형강관 기둥이 설치된 베이스 플레이트가 들리면서 하중이 감소하였다(Fig. 10(c)). 최대하중은 변위 21.15 mm에서 53.19 kN으로 나타났다.

Fig. 10.

Results of shear resistance test specimen

4.2 보-기둥 접합부

보-기둥 접합부 휨 성능평가는 층간변위각 0.04 rad까지 반복가력 이후 실험 종료 시까지 정방향으로 가력하여 실시하였으며, 실험결과를 Table 6에 정리하였다. 실험체는 층간변위각 0.01 rad 이후 보의 플랜지에서 항복이 발생하였으며, 층간변위각 0.02 rad 이후 하부 기둥과 상부 기둥의 유닛 블록 연결부가 벌어지기 시작하였으며, Fig. 11과 같이 체결부 벌어짐이 심화되며 실험이 종료되었다.

Table 6.

Results of beam-column connection test

Fig. 11.

Beam-column test specimen

Fig. 12는 보-기둥 접합부 실험체의 무차원화된 모멘트-층간변위각 곡선을 나타낸 것으로, 최대모멘트는 정가력에서 1.13M_p, 부가력에서 0.92M_p로 나타났다. Fig. 13에는 층간변위각 별 에너지 소산량을 정리하여 나타냈으며, 항복이 발생한 층간변위각 약 0.02 rad 이후 에너지소산이 급격히 증가하고 층간변위각 0.03 rad 이후 플랜지 항복이 심화하면서 동시에 에너지 소산량이 상대적으로 감소하였다.

Fig. 12.

Moment-rotation curve of specimen

Fig. 13.

Energy dissipation capacity of specimen

4.3 강재 보-PC 슬래브

강재 보-PC 슬래브의 휨 성능평가는 변위 30 mm까지 단조가력하여 실시하였으며, 실험결과를 Table 7에 정리하였다. 항복하중은 변위 6.96 mm 시점에서 238.70 kN으로 나타났으며, 최대하중의 경우 변위 8.72 mm 시점에서 247.28 kN으로 나타났다. 실험결과로부터 얻은 하중-변위 곡선을 Fig. 14에 나타냈으며, 최종 파괴 사진을 Fig. 15에 나타냈다.

Table 7.

Results of beam-PC slab test

Fig. 14.

Results of beam-PC slab test specimen

Fig. 15.

Fracture mode of beam-PC slab