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문제 정의
- 1) TSC 합성보와 철골기둥의 접합부의 내진성능을 향상시키기 위한 보-기둥 접합부 내진상세를 연구하였다.
- U형 단면을 갖는 강재보의 일종인 TSC 합성보와 철골기둥 접합부의 내진성능을 연구하였다. TSC 강재보는 채움콘크리트, 슬래브콘크리트 및 슬래브철근과 합성작용을 하도록 설계되었으며, 강재기둥으로서는 H형강 기둥을 사용하였다.
- 본 연구에서는 U형 합성보의 일종인 TSC합성보와 H형강 철골기둥의 실물크기 접합부에 대한 내진성능을 검증하였다. 이를 위하여 다음과 같은 세부적인 연구를 수행하였다:
가설 설정
- 이로 인하여 2% 회전각에서 조기에 TSC보 강판 좌굴(B)이 발생하였으며, 3% 회전각에서 TSC보 하부 플랜지 보강판 용접부에서 하부 플랜지 파단(C)이 발생하여 하중 재하능력이 감소하였다.(그림 7(b)) 세 실험체 모두 기둥 플랜지에 용접된 슬래브 철근 커플러의 파단이나 철근의 좌굴은 발생하지 않았다.
- 기본개념은 보강단부로 가정한 소성힌지의 변형경화 소성모멘트를 기둥외주면으로 외사(extrapolation)했을 때의 모멘트보다 접합강도가 크도록 접합부를 보강하는 것이다. 강재, 철근 및 콘크리트의 초과강도계수 및 변형경화계수는 KBC 2009 및 ACI 318-08의 관련 조항에 따라 각각 1.2, 1.25, #, 1.1로 가정하였다. 모든 실험체의 강재보-기둥 용접부는 먼저 전주 양면모살용접 후에 다음과 같은 보강 또는 약화방안을 고려하였다(그림 3의 상세 참조).
제안 방법
- (1) 모든 실험체는 강기둥-약보, 강한 패널존 개념으로 설계되어 기둥과 패널존은 탄성상태로 거동하였으며, 보에서 소성힌지가 발생하였다. 이로 인하여 접합부는 우수한 에너지소산 능력을 나타내었다.
- 2) 접합부 성능을 검증하기 위하여 주기하중을 받는 세 개의 실험체에 대한 실물 크기 실험을 실시하였다.
- 3) 실험결과의 분석을 통하여, 강도, 변형능력, 에너지소산능력을 평가하고, 개발된 접합부상세가 내진구조로 적합한지를 검토하였다.
- 주기하중을 받는 보-기둥 접합부의 변형능력을 최대화하기 위하여 취성파단, 콘크리트의 압괴 등 다양한 한계상태를 제어할 수 있도록 상세를 설계하고 제작하였다. 450mm 춤의 TSC보를 사용한 실물크기의 접합부 상세가 각기 다른 3개의 실험체에 대하여 주기하중에 대한 실험을 실시하였다. S1은 TSC보 플랜지 상하부를 보강판으로 보강하고 완전합성 상세를 적용하였으며, S2는 폭이 늘어난 보강판으로 보강하고 부분합성 상세를 적용하였다.
- 450mm 춤의 TSC보를 사용한 실물크기의 접합부 상세가 각기 다른 3개의 실험체에 대하여 주기하중에 대한 실험을 실시하였다. S1은 TSC보 플랜지 상하부를 보강판으로 보강하고 완전합성 상세를 적용하였으며, S2는 폭이 늘어난 보강판으로 보강하고 부분합성 상세를 적용하였다. S3는 S1과 동일한 상세를 사용하였으며, 접면에서 200mm 떨어진 지점에 스티로폼을 삽입하여 채움 콘크리트 단면적을 감소시켰다.
- U형 단면을 갖는 강재보의 일종인 TSC 합성보와 철골기둥 접합부의 내진성능을 연구하였다. TSC 강재보는 채움콘크리트, 슬래브콘크리트 및 슬래브철근과 합성작용을 하도록 설계되었으며, 강재기둥으로서는 H형강 기둥을 사용하였다. 주기하중을 받는 보-기둥 접합부의 변형능력을 최대화하기 위하여 취성파단, 콘크리트의 압괴 등 다양한 한계상태를 제어할 수 있도록 상세를 설계하고 제작하였다.
- 표 1 (12), (13), (18)에서 보 모멘트 성능은 재료실험결과를 기반으로 구한 소성모멘트이며, 기둥 모멘트 성능은 공칭재료강도(SM 490)를 사용하여 구한 소성모멘트이다. 강기둥-약보 설계 개념에 의해 상하 기둥 모멘트 강도 합이 보의 모멘트 강도의 1.0이상이 되도록 하였으며(표 1 (21)), 패널존의 강도는 요구강도의 2.04배가 되도록 하였다.
- 6MPa)은 H형강(공칭 항복강도=330MPa) 기둥 플랜지에 커플러(C)를 통하여 직접 연결하였다. 기둥 웨브의 국부항복과 기둥 플랜지의 국부좌굴을 방지하고 원활한 응력전달을 위하여 TSC 하부 플랜지와 슬래브 철근의 위치에 두께 15mm의 연속판(continuityplate, D, SM490)을 기둥에 용접하였다. 황현종 등(2011)의 실험결과를 반영하여 주기하중 재하시 슬래브 철근의 좌굴을 방지하기 위하여, 콘크리트 특수모멘트골조의 횡보강 요건에 따라 기둥면으로부터 TSC보 춤의 2배인 900mm 구간을 횡좌굴 방지근(E, D10@100mm)으로 보강하였다.
- 보에 정모멘트(슬래브에 압축력)가 발생할 때를 정(+)의 하중방향으로 약속한다. 변위계를 이용하여 실험체의 전체변위(그림 2의 A) 및 보 단부의 비탄성 휨변형(B), 패널존 변형(C), 지지점의 변위(D)를 계측하였으며, 변형률 게이지를 통하여 TSC보 강판의 변형, 슬래브 철근 변형, 패널존 변형 등을 계측하였다.
- 기둥 좌우는 볼트로 지지대에 고정되어 가급적 접합부에서 보 변형만 발생하도록 하였다. 슬래브의 면내 격막작용을 모사하기 위하여 가력점 부근의 콘크리트 슬래브에 횡지지를 설치하였다.(그림 3) 하중은 보 끝단부에서 최대 용량 1000kN, 최대 스트로크 ±250mm인 서보엑츄에이터를 사용하여 반복가력을 하였으며, 가력 프로그램은 KBC 2009 보-기둥모멘트 접합부의 가력방법에 따라 표 2와 같다.
- 4MPa였다. 실험체 S1에서는 소성힌지를 기둥 접합면에서 떨어뜨리기 위하여 TSC 상부 플랜지 중앙부를 보강판(그림 3의 A, SM490)으로 용접하여 일체화 시켰으며, 하부 플랜지 좌우에 각각 보강판(B)을 용접하였다. 용접에는 강구조내진기준에서 임계용접부에 요구되는 사르피노치인성(86 joule@ 0℃)값을 만족하는 규격 YFW-C50DR 용접재를 사용하였다.
- 합성보와 철골기둥의 접합부에 대한 연구는 Leon 등 많은 연구자들(Leon, 1990; Xiao 등, 1994; Anderson 등, 1994)에 의하여 수행되었다. 연구내용은 주로 H 강재보로 구성된 합성보와 철골 기둥사이에 힘을 원활하게 전달하기 위한 접합부의 상세에 초점을 두었다. 기존 연구의 실험결과 접합부에서 기둥 웨브 스티프너 보강, 엔드플레이트 이음길이 연장, 슬래브 철근비 증가가 보-기둥 접합부 강도 및 회전능력을 증가시키는 것으로 나타났으며, 보 강판의 국부좌굴은 하중 재하능력을 갑작스럽게 감소시키지 않으므로 우수한 파괴모드라고 보고하였다.
- Vasdravellis 등(2009)은 완전합성(전단연결재를 통한 슬래브와 강재보의 일체화) 요구강도의 40% 이상을 만족하게 스터드를 배치하는 경우 구조물의 에너지 소산이 스터드의 미끄러짐으로부터도 발생하여 접합부에 요구되는 소성변형을 줄여주기 때문에 스터드의 파괴가 발생할지라도 우수한 접합부의 성능을 보인다고 보고하였다. 이와 같은 선행연구 및 합성보 전단스터드의 반복하중 하에서의 실험자료가 희소한 점을 고려하여 실험체 S2는 정모멘트의 63% 수준의 부분합성(전단연결재의 부족으로 인하여 완전합성이 작용하기 전에 전단연결재의 항복 발생)이 되도록 스터드의 수를 1/3로 감소시켜 설계하였다(표 1 (11) 및 표 1 (12) 참고).
- TSC 강재보는 채움콘크리트, 슬래브콘크리트 및 슬래브철근과 합성작용을 하도록 설계되었으며, 강재기둥으로서는 H형강 기둥을 사용하였다. 주기하중을 받는 보-기둥 접합부의 변형능력을 최대화하기 위하여 취성파단, 콘크리트의 압괴 등 다양한 한계상태를 제어할 수 있도록 상세를 설계하고 제작하였다. 450mm 춤의 TSC보를 사용한 실물크기의 접합부 상세가 각기 다른 3개의 실험체에 대하여 주기하중에 대한 실험을 실시하였다.
- 용접에는 강구조내진기준에서 임계용접부에 요구되는 사르피노치인성(86 joule@ 0℃)값을 만족하는 규격 YFW-C50DR 용접재를 사용하였다. 주기하중을 받는 슬래브 철근의 미끄러짐 변형을 방지하고 힘을 직접 전달하기 위해서 4개의 슬래브 철근(D25, 실제 항복강도=515.6MPa)은 H형강(공칭 항복강도=330MPa) 기둥 플랜지에 커플러(C)를 통하여 직접 연결하였다. 기둥 웨브의 국부항복과 기둥 플랜지의 국부좌굴을 방지하고 원활한 응력전달을 위하여 TSC 하부 플랜지와 슬래브 철근의 위치에 두께 15mm의 연속판(continuityplate, D, SM490)을 기둥에 용접하였다.
- 주요 실험변수는 접합부 상세와 합성효과이다.(S1: 강화방안, S2: 강화방안+부분합성, S3: 강화방안+약화방안) 실험체 S1, S3는 정모멘트와 부모멘트에 100% 합성효과를 발휘할 수 있도록 스터드를 배치하였다.
대상 데이터
- 실험체는 강기둥-약보 설계 개념을 사용하여 설계되었다.(표 1(21)) 춤 450mm TSC보에 대해서 6mm 두께의 강판이 사용되었으며, TSC보 상부에는 폭 1500mm, 두께 150mm의 콘크리트 슬래브가 설치되었으며, 슬래브에는 부모멘트를 위한 인장철근이 배근되었다. 참고로 이 TSC합성보의 부 모멘트 성능은 H-500×200×10× 16(SM 490)의 성능에 해당한다.
- H형강 기둥 스터브에 U형 합성보를 접합하여 3개의 T형 실험체 S1, S2, S3를 제작하였다(표 1). 그림 2와 3은 실험체의 구성과 상세를 나타내고 있다.
- 보에는 TSC 합성보가 사용되었으며, 모든 실험체에 동일한 H형강 기둥(H-428×407×20×35)이 사용되었다.
- 그러나 보 회전각이 증가하면서 콘크리트가 손상되고 부분합성 효과로 인하여 조기에 하부 플랜지의 파단이 발생하였으며, TSC 합성보의 변형능력이 감소하였다. 본 연구의 모든 실험체의 최종 파괴모드는 보강단부의 웨브-플랜지 굴곡부에 인접한 용접부 근처의 모재에서 발생한 저사이클피로에 의한 보 플랜지의 파단으로서 S1의 경우 5%, S3의 경우 4% 회전각에서 발생하였다. 그러나 3% 회전각이후 정모멘트 작용 시 콘크리트의 손상과 더불어 하부 플랜지의 파단으로 급격한 강도저하가 발생하였다.
- 약화 방안을 사용한 실험체 S3의 접합부 상세는 S1과 동일한 상세를 사용하였으며, 접합면에서 200mm 떨어진 지점에 TSC보 내에 스티로폼(H) 삽입을 추가하였다. 스티로폼은 U형 철근에 고정된채로 TSC보 내에 삽입되어 채움콘크리트의 단면적이 감소되었다.
- 실험체 S1에서는 소성힌지를 기둥 접합면에서 떨어뜨리기 위하여 TSC 상부 플랜지 중앙부를 보강판(그림 3의 A, SM490)으로 용접하여 일체화 시켰으며, 하부 플랜지 좌우에 각각 보강판(B)을 용접하였다. 용접에는 강구조내진기준에서 임계용접부에 요구되는 사르피노치인성(86 joule@ 0℃)값을 만족하는 규격 YFW-C50DR 용접재를 사용하였다. 주기하중을 받는 슬래브 철근의 미끄러짐 변형을 방지하고 힘을 직접 전달하기 위해서 4개의 슬래브 철근(D25, 실제 항복강도=515.
이론/모형
- 실험체 상세는 KBC 2009 강구조 설계기준을 바탕으로 설계되었다. 특히 접합부의 내진성능 확보에 필수적인 보-기둥 용접부, 커플러 용접부, 전단연결재, 기둥 패널존의 전단강도 및 휨강도는 보강단부로 가정한 소성힌지에서 예상되는 실제모멘트강도를 기준으로 역량설계법(capacitydesign method)에 의해 설계 및 검토되었다.
- 본 연구에서는 보 단부의 소성능력 평가에 중점을 두었으므로 기둥은 짧게 제작되었다. 실험체는 강기둥-약보 설계 개념을 사용하여 설계되었다.(표 1(21)) 춤 450mm TSC보에 대해서 6mm 두께의 강판이 사용되었으며, TSC보 상부에는 폭 1500mm, 두께 150mm의 콘크리트 슬래브가 설치되었으며, 슬래브에는 부모멘트를 위한 인장철근이 배근되었다.
- 실험체 상세는 KBC 2009 강구조 설계기준을 바탕으로 설계되었다. 특히 접합부의 내진성능 확보에 필수적인 보-기둥 용접부, 커플러 용접부, 전단연결재, 기둥 패널존의 전단강도 및 휨강도는 보강단부로 가정한 소성힌지에서 예상되는 실제모멘트강도를 기준으로 역량설계법(capacitydesign method)에 의해 설계 및 검토되었다. 그림 4는 접합부 설계방안을 나타낸 것이다.
성능/효과
- (2) 모든 실험체는 2% 변위각에서 현행기준으로 예측된 예상 강도를 초과하는 하중 재하능력을 나타냈다. 실험체 S1과 S3는 회전각 4% 이상의 변형능력을 나타냈으며, 보 단부 소성회전각은 3% 이상이었다.
- (3) TSC 하부 플랜지에서 큰 소성변형이 발생하였으며, 최종 파괴모드는 실험체의 파괴는 보강단부 용접부 근처의 모재(하부 플랜지)의 저사이클피로에 의한 파단에 의하여 발생하였다.
- (4) 속채움콘크리트는 TSC보에 사용된 6mm 강판의 조기 좌굴을 억제하여 3% 이상의 회전각에서도 하중재하능력을 유지하였다.
- (5) 소성힌지 구간내에 배치한 횡구속철근은 슬래브 철근의 좌굴 및 이로 인한 파단을 방지하였다.
- 그림에 나타난 바와 같이 실험체의 하중 재하능력은 S1, S2, S3 모두 예측하중으로 구한 Vp를 초과하였다. 모든 실험체는 약 1.5%의 회전각에서 항복하였으며, 2%의 회전각에서 최대 하중에 도달하였다. S1, S3는 4%까지 최대 하중을 유지하였으나, S2는 3% 회전각에서 정방향 하중이 감소하였다.
- 세 실험체 모두 항복 변위는 1.4%∼1.5%로 비슷하였으나 최대 변위는 S1이 +5.43%로 가장 컸다.
- U형 합성보와 SRC 합성기둥에 대한 내진성능연구는 김성배 등(2006)에 의하여 수행되었다. 실험결과 속채움 콘크리트가 U형 보에 사용되는 얇은 강판의 좌굴을 억제하여, 급격한 하중재하능력의 감소없이 4%의 층간변형능력을 나타냈다. 황현종 등(2011)은 U형 합성보와 콘크리트기둥 접합부 상세 개발 및 내진성능을 연구하였으며, 실험결과 접합부는 4%의 층간변형능력을 나타내었다.
- 위와 같은 실험결과는 본 연구에서 적용한 세가지 상세 중 실험체 S1의 상세가 가장 단순하면서도 우수한 변형능력을 발휘할 수 있음을 나타내고 있다. S1의 상세는 4% 이상의 변형능력과 3% 이상의 소성변형능력을 보여주어 이 상세를 사용한 TSC보-H형강 기둥 접합부의 내진성능이 KBC 2009 및 AISC 341의 요구조건을 만족하므로 특수모멘트골조로서 사용될 수 있음을 나타내고 있다.
- 그림 5에 나타나 있듯이 세 실험체는 정모멘트뿐만 아니라 부모멘트에서도 실험체의 하중 재하능력이 발휘되고 반복하중에서 우수한 소성변형을 보여주었다. 이러한 결과는 슬래브 인장철근과 기둥 플랜지와의 커플러를 통한 접합이 효과적으로 하중을 전달했음을 보여준다.
- S2의 파괴 양상은 S1과 유사하였으나, 부분 합성작용으로 인하여 S1과 동일한 변위에서도 TSC 강재보에 더 큰 소성 회전각이 발생하였다. 이로 인하여 2% 회전각에서 조기에 TSC보 강판 좌굴(B)이 발생하였으며, 3% 회전각에서 TSC보 하부 플랜지 보강판 용접부에서 하부 플랜지 파단(C)이 발생하여 하중 재하능력이 감소하였다.(그림 7(b)) 세 실험체 모두 기둥 플랜지에 용접된 슬래브 철근 커플러의 파단이나 철근의 좌굴은 발생하지 않았다.
- 그림 3은 TSC보-H형강 기둥 실험체 S1, S2, S3의 구성 및 접합부 상세를 나타낸다. 재료실험 결과 콘크리트 강도는 24MPa (S1, S2), 25MPa (S3), 슬래브 철근 항복강도는 515.6MPa, 인장강도는 637.7MPa, TSC 강판의 항복강도는 466.1MPa, 인장강도는 519.4MPa였다. 실험체 S1에서는 소성힌지를 기둥 접합면에서 떨어뜨리기 위하여 TSC 상부 플랜지 중앙부를 보강판(그림 3의 A, SM490)으로 용접하여 일체화 시켰으며, 하부 플랜지 좌우에 각각 보강판(B)을 용접하였다.
후속연구
- 웨브-플랜지 굴곡부의 모재는 냉간성형 과정에서 가공경화된 부분으로 용접의 열영향이 작용할 경우 재료의 취성화가 가속화될 수 있고, 특히 노치에 의한 응력집중과 합쳐져서 저사이클피로에 의한 파단이 촉진된 것이 아닌가 한다. S2의 조기파단의 원인은 부분합성에 따른 콘크리트의 손상 등과도 관련이 있으므로 좀 더 심도있는 후속연구가 요청된다.
- S1의 상세는 4% 이상의 변형능력과 3% 이상의 소성변형능력을 보여주어 이 상세를 사용한 TSC보-H형강 기둥 접합부의 내진성능이 KBC 2009 및 AISC 341의 요구조건을 만족하므로 특수모멘트골조로서 사용될 수 있음을 나타내고 있다. 그러나 다른 상세의 합성보를 사용하는 경우에는 추가적인 실험연구가 필요하다.
- 이의 원인에 관해서는 부분합성의 영향, 용접열영향, 노치효과, 저사이클피로 등이 복합된 것이다. 노치효과가 발생하지 않는 실험체 S1이나 S3의 상세를 사용하면서 80% 부분합성을 한다면, TSC 합성보의 변형능력을 증가시킬 가능성이 있으며, 이에 관한 좀 더 심도있는 보완연구가 요청된다.
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