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문제 정의
- 본 연구와 직접 관련되는 박홍근 등(2011)의 선행연구 내용은 다음 절에서 약술키로 한다. 본 논문에서는 H형강 기둥의 양쪽 강축방향으로 U형보가 접합된 합성접합부(two-sidedcompositeconnection)의 내진성능평가를 위해 수행된 십자형 실물대 실험연구를 소개하고자 한다.
- 이 전통형식을 개선하기 위한 여러 노력이 진행되어 왔으며 국내에 개발되는 대표적인 합성보로 TSC보, MHS보, TU보 등이 있다. 본 논문에서는 TSC 합성보를 연구 목적에 맞게 콘크리트 채움 U형 합성보로 호칭하고 특징을 소개하도록 한다.그림 1(b)의 U형 합성보는 개방형 단면인 H형강을 일종의 폐쇄형단면(closed section)으로 대체한 것으로 생각할 수 있는데 기존 방식에 비해 많은 구조적, 시공적 장점을 갖는다.
- 본 연구에서는 실험체 S1에서 입증된 상세를 기반으로 실제사이즈의 십자형 접합부의 내진성능을 평가하였다. 선행연구에 비해 아래의 세부적인 사항이 추가적으로 고려하였다.
- 합성접합부의 강도가 보부재의 소성강도 이상을 전달하는 합성강접 모멘트접합부에 대한 연구는 더욱 희소하다. 최근의 내진설계 기준의 요구사항을 만족시켜 합성내진골조에 활용하기 위해서는 이 분야의 연구가 절실한 시점인 바 이에 부응하여 본 연구를 수행하였다. 최근 국내에서 수행된 합성 강접모멘트접합부 관련 연구로는, 김성배 등(2006)에 의한 U형보-SRC 기둥과의 합성접합부 연구, 황현종 등(2011)에 의한 U형보-RC기둥 합성접합부 연구, 그리고 본 연구의 선행연구로 수행된 박홍근 등(2011)에 의한 U형보-H형강 기둥 편측(one-sided)합성접합부 연구를 들 수 있다.
가설 설정
- 콘크리트의 예상강도는 KBC2009에 의거하여 공칭강도 #=24MPa보다 8.0MPa큰 값으로 가정하였다
제안 방법
- 세 번째로 평데크플레이트 대신 골테크플레이트를 사용해 상부슬래브를 제작하였다. 네 번째로 패널존의 항복이 내진성능에 미치는 영향을 평가하였다. 마지막으로, 본 접합시스템은 공장용접된 U형 브라켓을 현장볼트이음에 의해 시공되므로, 본 실험체에도 시공조건과 동일하게 마찰접합으로 설계된 보 볼트이음부까지포함시켜서 내진성능평가를 수행하였다(그림 6).
- 38로서 설계하였다.또한,보와 기둥 사이의 원활한 응력전달과 기둥웨브의 국부항복 및 기둥플랜지의 국부휨을 방지하기 위해 U형 강재보의 하부플랜지와 상단철근의 중심 위치(그림 9(a))에 두께 15mm의 연속판을 기둥 플랜지와 웨브에 그루브 용접하였다.
- 네 번째로 패널존의 항복이 내진성능에 미치는 영향을 평가하였다. 마지막으로, 본 접합시스템은 공장용접된 U형 브라켓을 현장볼트이음에 의해 시공되므로, 본 실험체에도 시공조건과 동일하게 마찰접합으로 설계된 보 볼트이음부까지포함시켜서 내진성능평가를 수행하였다(그림 6).
- 먼저, 실험체의 치수 및 조건을 가력조건의 한계 내에서 실제에 가깝도록 설계·제작하였다.
- 모멘트골조의 내진성능 확보에 필수적인 기둥의 휨강도, 패널존의 전단강도 및 보-기둥 용접접합부는 현행 강구조내진기준의 근거를 이루는 역량설계개념(capacitydesignconcept)에 의거하여, 가정한 소성힌지 위치에 예상되는 실제 모멘트 강도 발현을 기준으로 설계 및 검토하였다.
- 실험체 계획단계에서 S1에 사용한 사이즈의 보강판의 보강효과(즉 용접부의 취성파단을 방지하고 국부좌굴을 보강부 외측으로 유도하는 효과)를 100% 장담할 수 없었으므로, S2에서는 보강판의 길이와 폭을 늘려서(250mm x140mm)S1보다보강정도를 더 증가시겼다 (그림 3(b)).보강판의 폭이 보폭을 약간 벗어나는 관계로 보강판과 TSC보 냉간성형 굴국부의 사이에 플레어 용접 형태로 제작하였다. S3는 S1과 동일하게 플랜지 상하부를 150mm 강판으로 보강하되, 접합면에서 200mm 떨어진 지점에서 U형보 내부콘크리트에 스티로폼을 삽입하여 채움 콘크리트의 단면을 감소시키는 보단면 약화전략도 포함시켰다.
- 본 연구의 접합시스템은 이미 언급한 바와 같이, 공장용접된 U형 브라켓을 현장볼트이음으로 시공하는 것이다. 볼트이음부는 소성힌지에 근접하여 반복응력을 받으므로 조기슬립에 의한 성능저하가 발생치 않도록 소성힌지 변형경화모멘트를 기준으로 마찰저항볼트 이음부로 설계하였다.
- 본 연구의 접합시스템은 이미 언급한 바와 같이, 공장용접된 U형 브라켓을 현장볼트이음으로 시공하는 것이다. 볼트이음부는 소성힌지에 근접하여 반복응력을 받으므로 조기슬립에 의한 성능저하가 발생치 않도록 소성힌지 변형경화모멘트를 기준으로 마찰저항볼트 이음부로 설계하였다.
- 두 번째로, 실험체 U형보의 춤을 선행연구 450mm보다 증대된 550mm까지 포함시켰다. 세 번째로 평데크플레이트 대신 골테크플레이트를 사용해 상부슬래브를 제작하였다. 네 번째로 패널존의 항복이 내진성능에 미치는 영향을 평가하였다.
- 그림 10은 실험체의 설치전경을 보여준다. 실험체의 기둥 상단에 2개의 액츄에이터를 병렬로 연결시켜 KBC 2009지진하중 가력프로그램에 따라 실험하였다(그림 12).횡지지는기둥의 상부 가력점 부근과 더불어, 실제 건물의 슬래브 면내 격막작용에 의한 횡지지를 모사하는 수단으로 기둥 중앙부로부터 1,700mm 떨어진 위치에 설치하였다.
- 또한 반복응력하에서 저싸이클피로파괴나 이음부의 조기슬립이 방지되어야 한다. 이들 한계상태가 적절히 제어되도록 두 실험체 A,B를 설계 및 제작하였다. 각 실험체는 KBC 2009의 합성구조내진기준 및 강구조내진기준의 관련 규정을 준수하였으며, 중요사항은 아래에서 기술하도록 한다.
- 접합부 설계방안은 그림 8과 같이 보강단부를 소성힌지로 가정하고,소성힌지의 변형경화모멘트를 기둥 외주면으로 외사했을 때 접합부에 요구되는 모멘트보다 접합부의 강도가 크도록 설계하는 보강방안을 적용하였다. 보강접합부는 실험체 A의 경우 소성힌지 변형경화모멘트의 1.
- 최적의 접합부 상세를 찾는 것에 주목적을 두었기 때문에 기둥토막(columnstub)을 사용하여 기둥과 패널 존은 탄성상태를 유지하도록 강하게 설계하였다. 지진하중은실험체 보 단부와 액츄에이터를 연결하여 KBC 2009의 지진하중 가력프로그램에 따라 가력하였다(표 3)
- 합성보의 소성중립축의 위치는 KBC2009-0714.9.3항에 의거하여 하부 강재의 인장항복이 상부콘크리트압괴에 선행하도록, 콘크리트 압축연단으로부터 소성중립축까지의 거리 제한 규정(식(1))을 만족시키도록 설계하였다.
대상 데이터
- 그림 3은 세 가지 실험체 S1,S2,S3의 접합부 상세를 보여주고 있다.먼저,실험체 S1은 접합부에서 용접구간의 취성파괴를 방지하고 강재의 국부좌굴을 보강단부의 외측으로 유도하기 위해 U형보 플랜지 상하부를 길이 150mm 강판을 이용하여 보강하였다(그림 3(a)). 특히 하부 보강플레이트의 경우 폭을 100mm하여 냉간성형 굴곡부를 피해 노치없이 길이방향 모살용접이 되도록 고려한 것이다.
- 보-기둥 용접부의 설계는 최대 정·부 모멘트 발현시 하부 U형 강재보와 상부 부모멘트철근에 작용하는 최대인장력을 견딜수 있도록 하였다. 사용된 용접봉(SF-71)은 KBC 2009강 구조내진기준 임계용접부 규정에 따라 -30℃에서 28J이상의 CVN 인성값을 지닌 것을 사용하였다.
- 1항의 유효폭 산정 기준에 의거하여 보스팬 6,760mm의 1/4인 1,690mm로 선정하였다. 슬래브의 두께는 공히 165mm이고, 골간격230mm,춤 75mm,두께 1.6mm인 데크플레이트를 이용하였다.
- 실험체 A와 B의 U형 강재보의 춤은 각각 450 및 550mm이며, 강판두께는 각각 6mm 및 8mm를 사용하였다. 슬래브의 폭의 경우, KBC 2009-0709.3.1.1항의 유효폭 산정 기준에 의거하여 보스팬 6,760mm의 1/4인 1,690mm로 선정하였다. 슬래브의 두께는 공히 165mm이고, 골간격230mm,춤 75mm,두께 1.
- 실험체 A,B에 사용된 기둥 패널존의 전단강도가 소요전단력에 비해 작아 패널존을 패널존 보강판을 사용하여 보강하였다(그림 9(a),(c)). 표 2(18)에서 보듯이 보강된 패널존 전단강도 대 소요전단강도 비는 실험체 A는 1.
- 먼저,합성보 및 슬래브의 구성은 아래와 같다. 실험체 A와 B의 U형 강재보의 춤은 각각 450 및 550mm이며, 강판두께는 각각 6mm 및 8mm를 사용하였다. 슬래브의 폭의 경우, KBC 2009-0709.
- 실험체 A,B에 사용된 기둥 패널존의 전단강도가 소요전단력에 비해 작아 패널존을 패널존 보강판을 사용하여 보강하였다(그림 9(a),(c)). 표 2(18)에서 보듯이 보강된 패널존 전단강도 대 소요전단강도 비는 실험체 A는 1.13실험체 B는 1.38로서 설계하였다.또한,보와 기둥 사이의 원활한 응력전달과 기둥웨브의 국부항복 및 기둥플랜지의 국부휨을 방지하기 위해 U형 강재보의 하부플랜지와 상단철근의 중심 위치(그림 9(a))에 두께 15mm의 연속판을 기둥 플랜지와 웨브에 그루브 용접하였다.
이론/모형
- SM490강재의 초과강도계수 및 변형경화계수는 KBC2009에 의거하여 각각 1.2,1.1,철근(SD400)의 초과강도계수는 1.25를 사용하였다. 콘크리트의 예상강도는 KBC2009에 의거하여 공칭강도 #=24MPa보다 8.
- 각 실험체 기둥은 KBC2009-0713.9에 의거 식(2)를 만족하도록 강기둥-약보로 설계하였다(표 2(17)).
- 이들 한계상태가 적절히 제어되도록 두 실험체 A,B를 설계 및 제작하였다. 각 실험체는 KBC 2009의 합성구조내진기준 및 강구조내진기준의 관련 규정을 준수하였으며, 중요사항은 아래에서 기술하도록 한다. 그림 6은 부분골조 실험체 구성 및 가력을 위한 설치개요를 보여주는 것으로서 실험체 보와 기둥의 단부는 부재 중앙의 변곡점을 모사한다.
- 패널존의 전단강도는 KBC2009-0710.10항에 제시된 제한된 패널존 소성변형을 허용하는 식(3)을 사용하여 설계하였다.
성능/효과
- (1)콘크리트채움 U형 합성보와 H형강기둥 접합부의 내진성능에 결정적 영향을 미치는 용접부의 취성파단, 강판의국부좌굴, 주철근의 휨좌굴, 콘크리트 압괴 등의 한계상태를 적절히 제어할 수 있는 설계법과 상세를 제시하고 실물대 실험을 통해 방안의 타당성을 입증하였다.
- (2)본 연구에서 제시한 접합부 보강방안은 국부좌굴 및 소성힌지의 위치를 보강단부로 적절히 밀어냄으로서 보-기둥 용접부의 취성파단을 방지하였다. 결과적으로 실험체 A와 B의 접합부에서 발휘된 최대층간변형능력은 각각 6.
- (3)실험체 A의 최종적인 파괴양상은 층간변위각 7%에서 발생한 소성힌지 위치의 냉간성형 하부코너부의 점진적 피로에 의한 파단이었다. 실험체 B의 경우, 콘크리트 상부 슬래브와 상부 부모멘트 철근 사이의 슬립이 층간변위각 3% 부근에서 발생하였으나 내진성능의 발휘에 큰 영향은 없었고, 최종적인 파괴양상은 매우 높은 층간변위각인 8%에서 발생한 볼트 이음부의 상부이음플레이트 파단이었다.
- (4)폐쇄형 단면을 갖는 본 실험체는 개방형 단면을 갖는 기존 H형강에 비해 충분한 횡강성을 지니므로, 실험체 보하부플랜지에 횡지지를 하지 않더라도 실험종료시까지 횡비틀림좌굴 등에 의한 내력저하 등의 부작용이 발생하지 않았다.
- (5)선행연구로 실시된 편측접합부 실험과 본 연구에서 실시된 실물대 십자형접합부 실험결과를 종합하여 볼 때, 본 연구의 접합부는 비교적 다양한 설계조건에 대해 일관되고 예측 가능한 거동을 보이며 특수모멘트골조 요구성능을 충분히 안정적으로 발휘한다.
- (2)본 연구에서 제시한 접합부 보강방안은 국부좌굴 및 소성힌지의 위치를 보강단부로 적절히 밀어냄으로서 보-기둥 용접부의 취성파단을 방지하였다. 결과적으로 실험체 A와 B의 접합부에서 발휘된 최대층간변형능력은 각각 6.0%, 6.8% 수준으로서 현행 강구조내진기준에서 요구하는 특수모멘트골조의 접합부 요구기준 4%를 크게 상회하였다.
- 탄성상태를 유지한 기둥의 층간변위 기여도는 매우 미비함을 알 수 있다. 두 실험체 모두 3~4%이내의 층간변위각 수준까지는 전체 층간변위의 증가와 더불어 패널존의 전단변형이 증가하는 양상을 보였으며 4%이후에는 패널존의 기여가 점차 감소하고 대부분의 변형이 보에 의해 이루어졌다.
- 2의 내진 판폭두께비 기준을 만족시키지 못하지만, 충전 콘크리트의 좌굴 억제효과로 인해서 5% 수준의 층각변위각까지 좌굴이 적절히 제어되었다. 둘째, 상부콘크리트는 하부 강재가 인장항복 및 좌굴하는 동안 먼저 압괴하지 않았으며, 기둥 약축주변부의 균열이 내진거동에 미치는 영향은 미비하였다. 셋째, 횡구속철근의 좌굴 억제효과로 인해 부모멘트 철근의 압축시 발생할 수 있는 좌굴현상이 적절히 제어되었으며, 인장시 발생하는 정착부 용접커플러의 인장파단 또한 적절한 용접설계를 통해 제어할 수 있었다.
- 셋째, 횡구속철근의 좌굴 억제효과로 인해 부모멘트 철근의 압축시 발생할 수 있는 좌굴현상이 적절히 제어되었으며, 인장시 발생하는 정착부 용접커플러의 인장파단 또한 적절한 용접설계를 통해 제어할 수 있었다. 마지막으로, 폐쇄형 단면의 충분한 횡방향 강성으로 인해 보하부플랜지에 횡지지를 하지 않더라도 내진 거동시 횡비틀림좌굴현상이 발생하지 않았다.
- 이 실험을 통해 다음의 사항을 확인하였다. 세 종류의 접합부 상세 가운데 실험체 S1에 사용된 상세가 가장 뛰어난 내진성능을 발휘하였다. 실험체 S2는 소성회전각 3%에서 하부플랜지가 인장 파단해서 내력을 상실하였고, 실험체 S3는 실험체 S1에 비해서 일찍 강도저하가 발생하였다.
- 둘째, 상부콘크리트는 하부 강재가 인장항복 및 좌굴하는 동안 먼저 압괴하지 않았으며, 기둥 약축주변부의 균열이 내진거동에 미치는 영향은 미비하였다. 셋째, 횡구속철근의 좌굴 억제효과로 인해 부모멘트 철근의 압축시 발생할 수 있는 좌굴현상이 적절히 제어되었으며, 인장시 발생하는 정착부 용접커플러의 인장파단 또한 적절한 용접설계를 통해 제어할 수 있었다. 마지막으로, 폐쇄형 단면의 충분한 횡방향 강성으로 인해 보하부플랜지에 횡지지를 하지 않더라도 내진 거동시 횡비틀림좌굴현상이 발생하지 않았다.
- )와 유사한 값을 보였다. 실험체 A의 접합부 최대모멘트는 2,427kN-m로서 실제소성강도(2,403kN-m)보다 1% 큰 값을 나타내었고, 실험체 B의 접합부 최대모멘트는 3,517kN-m로 실제소성강도(3,600kN-m)보다 2% 작은 값을 보였다.
- 연성능력 측면에서 실험체 A의 최대 층간변위각은(계측휨강도가 공칭소성강도 #의 80%로 저하될 때까지 발휘된층간변위각) 6%이며, 실험체 B의 경우 6.8%로서 특수모멘트골조에서 요구되는 4% 이상의 층간변위각을 충분히 만족하였다.
- 본 실험결과는 다음의 사실을 확인시켜준다. 첫째로, U형강판의 판폭 두께비가 KBC20090713.8.2.2의 내진 판폭두께비 기준을 만족시키지 못하지만, 충전 콘크리트의 좌굴 억제효과로 인해서 5% 수준의 층각변위각까지 좌굴이 적절히 제어되었다. 둘째, 상부콘크리트는 하부 강재가 인장항복 및 좌굴하는 동안 먼저 압괴하지 않았으며, 기둥 약축주변부의 균열이 내진거동에 미치는 영향은 미비하였다.
- 실험체 A에서 패널존의 전단변형이 상대적으로 크게 발생한 이유는 식(3)의 괄호안의 제2항으로 표현되는 패널존 항복후의 변형경화강도를 이용했기 때문이다.폰 미세스 항복조건에 의한 패널존의 실제 항복강도는 식(3)의 제2항을 제외한 것으로,이를 기준으로 패널존강도비를 다시 평가하면 실험체 A,B의 값은 각각 0.83과 0.94이다, 즉 실험체 A의 경우 패널존 항복을 완전히 배제할 수 있는 요구강도의 83%만 제공되었다.
후속연구
- 하지만, 실험체 B의 콘크리트는 타설시 찾아온 갑작스러운 한파 등의 외부작업에 불리한 시공요건으로 인해 실험체 A에 비해 재료강도가 6MPa낮은 설계공칭강도 수준의 재료강도를 보였으며, 이에 따라 실험체A에 비해 철근과 콘크리트의 사이의 부착력이 낮았을 것으로 판단된다. 그렇지만 실험체 B의 단면 춤이 실험체 A에 비해 깊어 철근에 더 큰 변형률을 요구하는 측면이 존재하므로 정확한 슬립에 대한 원인에 대한 규명은 추가적인 후속 연구가 필요하다고 본다.
- 현재 기준(KBC2009,AISC341-05)에서 간략한 상세라도 제시하고 있는 합성접합부는 그림 2와 같은 합성부분강접 모멘트접합부로서 Leon및 Green 등(1998, 2001, 2004)의 연구를 토대로 한 것이다. 그림에서 보듯이 이 접합부는 기둥에 인접한 부모멘트영역에 철근을 배근하고 보에 전단스터드를 추가하여 바닥슬래브와의 부분합성효과를 내진성능향상에 활용하자는 것이다. 현재 기준에서는 접합부의 강도 및 변형능력에 대한 요건만 규정하고 있을 뿐 구체적 설계절차는 Ammerman등 (1990),Leon등(1990)의 연구자료로 위임하고 있어 실무적용이 쉽지가 않다.
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