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J. Korean Soc. Hazard Mitig. > Volume 17(2); 2017 > Article
고성능 냉간성형 합성보의 휨성능 및 내진성능 평가

Abstract

Recently many steel structure are constructed and many studies about the composite structural system are proceeded variously. This study suggests the new shape of High performance Cold forming composite beam and evaluates the bending performance and seismic performance by the test. The results of the bending performance test showed that the capacity of the beam was increased stably according to the increasing of the depth of beams and the thickness of steel plates, and it is possible to apply the existing evaluation equation of KBC 2009. The results of the seismic performance test showed that the capacity of the connection was increased stably according to the increasing number of the negative moment rebar and the depth of beam. Also, the maximum moment is above the plastic moment and the connection satisfies the requirement of intermediate moment frame.

요지

최근 강구조건축물들이 다수 설계되고, 합성구조시스템에 대한 연구가 여러 분야에서 다양하게 진행되고 있다. 이에 본 연구에서는 고성능 냉간성형 합성보의 형상을 개발하고 휨성능 및 내진성능을 실험을 통해 평가하였다. 휨성능 실험결과 보 춤 및 강판의 두께에 따라 안정적인 내력증가를 보였으며, KBC 2009의 합성보 설계기준으로 내력평가가 가능한 것으로 판단된다. 내진성능 실험결과 부모멘트철근 및 보 춤의 증가에도 충분한 내진성능을 확보하는 것으로 확인되었다. 또한 공칭모멘트는 소성모멘트 이상의 내력이 확보되었고 소성회전각도 합성중간모멘트골조의 요구조건을 만족하였다.

1. 서론

최근 세계경제 둔화 및 인건비 상승으로 인해 건설 구조시스템에 변화가 발생하고 있다. 상대적으로 인건비가 높은 습식공법인 철근콘크리트 구조 보다는 인건비가 적게 드는 건식공법인 강구조 건축물들이 다수 설계되고 있다. 또한 최근 건설기술 발전과 더불어 건축물들이 대형화됨에 따라 장스팬, 초고층 건축물에 적용 가능한 강구조 구조부재가 다수 개발되고 있다(Jung et al., 2014; Yang, 2011; Kim et al., 2012).
연구 개발되고 있는 구조부재는 경제성 및 시공성을 확보하고 콘크리트와 강재의 재료적 장점을 극대화시킨 합성부재가 적용되고 있다. 특히 강도와 판두께를 상이하게 할 수 있는 하이브리드 합성보에 대한 연구가 활발하다. 합성보와 하이브리드보는 건축구조시스템의 하나로 일반 철근콘크리트 구조나 강구조에 비해 구조적 효율성, 경제성, 시공성 등이 우수하다(Lee et al., 2010; Heo et al., 2007).
합성보는 콘크리트 슬래브와 강재보를 일체화 거동시켜 압축력은 콘크리트 슬래브가, 인장력은 강재보가 부담하여 부재의 효율을 증가시킨 구조시스템이다. 하이브리드보는 이종강재를 사용한 강재보로 상대적으로 휨응력을 많이 부담하는 상하부 플랜지에 고강도강을 적용하고 휨응력을 적게 부담하는 웨브에 일반강재를 적용하여 부재의 효율을 증가시킨 구조시스템이다. H형강 합성보는 휨에 효율적으로 저항하도록 제작되었지만, 상대적으로 부재의 내력을 적게 부담하는 상부플랜지가 비효율적으로 사용된다.
고성능 냉간성형 합성보는 Fig. 1과 같이 두 개의 Z형 측판과 ㄷ형 하부강판을 고장력볼트로 접합시킨 새로운 형상의 합성보이다. 상부플랜지의 단면을 줄여 부재의 효율을 극대화시켰으며, 하부강판의 강도 및 두께 조절로 극한하중까지 내력을 증대시킬 수 있다. 또한 Fig. 2와 같이 보 내부에 콘크리트를 충전하여 처짐에 대한 사용성을 향상시켰다. 냉간성형 보(Cold Forming Beam)는 열연 코일을 상온에서 포밍기를 이용하여 냉간가공으로 제작하며, 일명 Hybrid Forming Beam(HyFo Beam)으로 적용되고 있다.
Fig. 1
Shape of Cold Forming Beam
KOSHAM_17_02_001_fig_1.gif
Fig. 2
Concept of Cold Forming Composite Beam
KOSHAM_17_02_001_fig_2.gif
본 연구에서는 고성능 냉간성형 합성보의 휨성능 및 기둥-보 접합부의 내진성능을 실험을 통해 평가하였다.

2. 실험계획

2.1 실험계획 및 방법

본 연구에서는 고성능 냉간성형 합성보의 실물대 크기 실험체를 제작하여 휨성능 및 내진성능을 평가하였다. 휨실험체는 5개를 제작하여 일방향 단조가력으로 휨성능을 평가하였으며, 기둥-보 접합부 실험체는 3개를 제작하여 반복가력에 의한 내진성능을 평가하였다.

2.1.1 휨성능실험

고성능 냉간성형 합성보의 휨성능을 평가하기 위해 부재의 내력 및 역학적 거동에 영향을 미칠 것으로 예상되는 보 춤, 강판의 두께, 하부 철근의 유무를 변수로 휨실험체를 제작하였다.
고성능 냉간성형 합성보의 휨실험체명 및 변수를 Table 1에 정리하였다. 보 춤은 600mm, 800mm 이고, Z형 측판과 ㄷ형 하부강판에 적용된 강재는 SM490 (Fy=325MPa) 6mm, 8mm이다. 하부강판에 부착한 철근은 HD25 (fy=500MPa)이다. 콘크리트의 압축강도는 슬래브의 강도가 냉간성형 보의 강도보다 크게 되도록 보 춤이 600mm인 경우는 30MPa, 보 춤이 800mm인 경우는 40MPa을 적용하였다.
Table 1
Specimens for Bending Test
No. Specimens Beam Depth (mm) Z-Plate Thick. (mm) Bottom Plate Thick. (mm) Bottom Rebar Concrete Strength (MPa)
1 B6-T6-R 600 6 6 HD25 30
2 B6-T8-R 600 8 8 HD25 30
3 B6-T8-N 600 8 8 - 30
4 B8-T8-R 800 8 8 HD25 40
5 B8-T8-N 800 8 8 - 40
KOSHAM_17_02_001_fig_3.gif
Fig. 3은 휨실험체의 단면이다. 콘크리트 슬래브는 강재의 내력과 실험조건을 고려하여 1,500×200(폭×두께, mm)으로 하였다. Z형 측판과 하부강판의 접합은 고장력볼트 M20(F10T)을 사용하였으며, 기존에 진행했던 실험결과(Kim et al., 2012)를 참고하여 400mm 간격으로 접합하였다. 또한 스터드커넥터의 간격은 완전합성보가 되도록 배치하였다(Salmon et al., 2008; KBC, 2009; KSSC, 2011).
Fig. 3
Cross Section of Bending Specimens
KOSHAM_17_02_001_fig_4.gif
Fig. 4는 휨실험체 설치도면이다. 실험은 최대용량 10MN의 만능실험기(UTM)로 2점가력 하였다. 휨실험체의 전체 길이는 6,000mm이고, 가력지점 간 거리는 5,500mm이다. 줄변위계(Wire DT)를 보 중앙부에 설치하여 실험체 전체 변위를 측정하였고, UTM으로 실험체 하중을 측정하였다.
Fig. 4
Bending Specimens Set-up
KOSHAM_17_02_001_fig_5.gif
가력은 항복 이전에는 0.03mm/sec, 항복 이후에는 0.04mm/sec, 최대 이후에는 0.05mm/sec로 변위제어 하였으며, 실험은 최대하중 이후 최대하중의 80%로 하중이 저하될 때 종료하였다.

2.1.2 내진성능실험

고성능 냉간성형 합성보의 내진성능을 평가하기 위해 부재의 내력 및 역학적 거동에 영향을 미칠 것으로 예상되는 보 춤과 부모멘트 철근, 브라켓과 보 이음부 볼트 등을 변수로 접합부 실험체를 제작하였다. 실험체는 강기둥-약보 설계 개념으로 제작하였으며, 냉간성형 합성보와 SRC기둥은 브라켓(각형강관)을 이용하여 접합하였다(KSSC 2011).
고성능 냉간성형 합성보의 접합부 실험체명 및 변수를 Table 2에 정리하였다. 보 춤은 600mm, 800mm이고, Z형 측판과 ㄷ형 하부강판에 적용된 강재는 SM490 (Fy=325MPa) 6mm, 8mm이다. 부모멘트 철근(HD22)은 S6-R6-S의 경우 6개, S6-R10-S와 S8-R10-S의 경우 10개이다. 상부철근은 왼쪽 슬래브에 철판을 설치하고, 여기에 용접으로 정착하였다. 슬래브 기둥은 SRC기둥으로 설계하였다.
Table 2
Specimens for Seismic Test
No. Specimen Beam Column(SRC)
Size (H×B×t, mm) Negative Moment Rebar Size (mm) Main Rebar
1 S6-R6-S 600×270×6 6-HD22 ◻-800×800 H-400×400×13×21 12-HD22
2 S6-R10-S 600×270×6 10-HD22 ◻-800×800H-400×400×13×21 12-HD22
3 S8-R10-S 800×270×8 10-HD22 ◻-800×800H-414×405×18×28 24-HD25
(KOSHAM_17_02_001_fig_6.gif)
Fig. 5는 접합부 실험체의 상세도면이다. 슬래브는 평데크 플레이트를 사용하였으며, 슬래브의 폭과 두께는 2,000×180(mm)이다. 또한 슬래브 내부에 부모멘트 철근(HD22)을 설치하였으며, 스터드커넥터는 냉간성형 보가 완전합성보가 되도록
Fig. 5
Detail of Beam-Column Connection Specimen
KOSHAM_17_02_001_fig_7.gif
배치하였다(Salmon et al., 2008; KBC, 2009; KSSC, 2011). 또한 중간모멘트골조의 내진성능을 확보하기 위해 웨브와 하부플랜지의 볼트 수를 변수로 실험체를 제작하여 정모멘트의 강도 및 층간변위각의 내진성능을 확보할 수 있도록 하였다.
냉간성형 합성보의 접합부 실험체는 기둥 강축방향으로 가력되도록 하였다. 브라켓의 웨브는 냉간성형 합성보 웨브두께와 동일하게 하였고, 브라켓의 상, 하부 플랜지는 냉간성형 합성보 플랜지 두께의 2배로 하였다. 브라켓과 냉간성형 합성보의 웨브 및 하부강판의 접합은 고장력볼트 M22(F10T)로 접합하였고, 상부플랜지는 그루브용접접합하였다.
Fig. 6은 접합부 실험체 설치도면이다. 실험은 최대용량 2,000kN, 최대 변위 ±250mm의 엑츄에이터를 사용하여 반복가력 하였다. 기둥 중심에서 엑츄에이터의 가력지점 중심까지 거리(L)는 3,280mm이며, 보의 순길이(Lb)는 2,880mm이다. 기둥 지점간 거리는 2,500mm이다. LVDT 5개와 Wire DT 1개를 설치하여 패널존과 기둥의 변형 및 실험체의 변위를 측정하였고, 엑츄에이터 로드셀로 실험체의 하중을 측정하였다.
Fig. 6
Beam-Column Connection Specimens Set-up
KOSHAM_17_02_001_fig_8.gif
가력은 Seismic Design Manual S6.2의 Cyclic Loading Program에 준하여 가력하였다. 각 단계별 가력 층간변위를 Table 3에 정리하였다.
Table 3
Loading Program for Seismic Test
 No.   Story drift ratio(%rad)   Cycle   Displacement 
1 ±0.375 6 ±12.3
2 ±0.5 6 ±16.4
3 ±0.75 6 ±24.6
4 ±1.0 4 ±32.8
5 ±1.5 2 ±49.2
6 ±2.0 2 ±65.6
7 ±3.0 2 ±98.4
8 ±4.0 2 ±131.2
9 ±5.0 2 ±164.0
10 ±6.0 2 ±196.8

2.2 소재시험

고성능 냉간성형 합성보의 휨실험체 및 접합부 실험체에 사용된 소재의 기계적 성질을 소재시험을 통해 확인하였다.
실험체에 사용된 콘크리트의 설계기준 압축강도는 휨실험체의 경우 보 춤이 600mm인 실험체는 30MPa, 보 춤이 800mm인 실험체는 40MPa이다. 접합부 실험체의 경우 SRC기둥은 35MPa이고, 슬래브 및 냉간성형 합성보 내부 콘크리트강도는 27MPa이다. KS F 2403에 준하여 공시체를 제작하여, KS F 2405에 준하여 콘크리트 압축강도시험을 하였다. 콘크리트 배합비 및 압축강도 시험결과는 Table 4와 같다.
Table 4
Concrete Proportion and Compressive Test Results
Design Criterion Strength (MPa) W/C Ratio (%) Slump (mm) Max. size of Coarse Aggregate (mm) Fine Aggregate Ratio (%) Air Content (%) Compressive Strength (MPa)
27 48.1 120 25 26.8 4.5±1.5 26.8
30 43.1 120 25 46.9 4.5±1.5 34.7
35 40.0 120 25 42.6 4.5±1.5 42.6
40 34.6 120 25 42.5 4.5±1.5 44.3
실험체에 사용된 강재는 철근의 경우 HD10, HD13, HD22, HD25이며, 강판의 경우 SM490 6 mm, 8mm, 12mm, 16mm이다. KS B 0801에 준하여 인장시편을 각각 3개씩 제작하여 KS B 0802에 준하여 인장시험을 하였다. 인장시험결과는 Table 5와 같으며, 모든 강재가 KS 표준을 만족하는 것으로 확인되었다.
Table 5
Tensile Test Results of Rebar and Steel
Division Yield Strength (MPa)  Tensile Strength (MPa)  Elongation (%)
Rebar  HD10  522.5 645.4 14.58
HD13 557.6 651.1 16.83
HD22 518.7 699.4 19.02
HD25 538.9 665.2 21.19
Steel Beam PL6 419.3 509.7 32.3
PL8 422.0 532.0 53.9
PL12 366.6 520.7 39.7
PL16 370.0 508.3 47.8
 Column Flange  PL21 402.7 532.7 44.8
PL28 379.3 515.7 40.7

3. 실험결과 및 분석

3.1 휨성능 평가

3.1.1 휨성능 실험결과 및 분석

휨성능실험을 통해 얻은 실험결과는 Table 6과 같다. 항복하중(Py)은 Fig. 7과 같이 초기강성을 연장시켜 최대하중에
Table 6
Bending Performance Test Results
No. Specimens Pn(kN) Py(kN) Pu(kN) PuPn PuPy Mn(kN⋅m) Mtheo(kN⋅m) Mtest(kN⋅m) MtestMn MtestMtheo δ0.8Puδy
1 B6-T6-R 1,653.6 1,657.7 2,009.6 1.22 1.21 2,025.6 2,404.4 2,461.8 1.22 1.02 4.45
2 B6-T8-R 2,070.0 2,154.5 2,668.6 1.29 1.24 2,535.8 2,907.7 3,269.1 1.29 1.12 3.87
3 B6-T8-N 1,936.2 1,869.1 2,507.1 1.29 1.34 2,371.9 2,749.7 3,071.2 1.29 1.12 3.98
4 B8-T8-R 3,082.0 3,076.1 3,896.6 1.26 1.27 3,775.4 4,381.0 4,773.4 1.26 1.09 4.05
5 B8-T8-N 2,904.3 3,200.0 3,920.0 1.35 1.23 3,557.7 4,168.4 4,802.1 1.35 1.15 4.54

Pn: Load applying the nominal bending strength, Py: Test yield load, Pu: Test maximum load

Mn: Nominal bending strength, Mtheo: Bending strength based on the material test result

Mtest: Bending moment of specimen under the test maximum load, δy: Displacement at the test yield load

δ0.8Pu: Displacement at 80% of the maximum load after undergoing the maximum load

Fig. 7
Estimation of Yield Load
KOSHAM_17_02_001_fig_9.gif
도달했을 때의 변위를 수직으로 이동시켜 실험체의 하중-변위 그래프와 만나는 점의 하중을 항복하중으로 정의하였다(JISF, 1996).
휨성능 실험결과 실험 시 항복하중(Py)에 대한 실험 시 최대하중(Pu)의 비(Pu/Py)는 1.21~1.34이며, 평균 1.26으로 나타났다. 또한 설계기준강도를 적용하여 산정한 하중(Pn)에 대한 실험 시 최대하중(Pu)의 비(Pu/Pn)는 1.22~1.35이며, 평균 1.28이다. 전반적으로 보 춤 및 하부 강판두께가 증가하여도 충분한 공칭강도를 확보하는 것으로 판단된다.
Fig. 8은 고성능 냉간성형 합성보의 휨성능 실험결과를 하중-변위 그래프로 나타낸 것이다. 모든 실험체는 최대하중 이후 급격한 하중감소 없이 연성적 거동을 보여 충분한 변형능력을 확보하는 것으로 나타났다. 하부강판의 두께 증가에 따라 실험체의 강성 및 최대하중이 증가한 것으로 나타났으며, 보 춤의 증가에 따라 실험체의 강성 및 최대하중이 증가하는 것으로 나타났다.
Fig. 8
Load and Displacement Graph of Bending Specimen
KOSHAM_17_02_001_fig_10.gif
하부철근은 강재보 내부 콘크리트에 인장력 작용 시 크랙발생에 의한 변형능력 저감을 우려하여 실험변수로 선정하였다. 하부철근의 내력은 강재보에 비해 작으며, 대략 5% 정도이다. 실험결과 하부철근 유무에 따른 실험체의 내력 및 변형능력에 미치는 영향은 없는 것으로 나타났다. 이러한 실험결과는 보 내부에 철근과 강판, 앵글, 고력볼트 등이 혼재하여 초기 크랙이 발생하여도 보 내부 전단면에 영향을 미치지 않는 것이라 판단된다.
고성능 냉간성형 합성보의 부재내력은 건축구조기준 및 해설(KBC 2009)의 합성보 공칭휨강도 산정식으로 평가하였다. 합성보의 공칭휨강도는 소성중립축의 위치에 따라 세 가지(콘크리트 슬래브, 강재보 상부플랜지, 강재보 웨브)로 구분한다.
공칭휨강도는 소성중립축이 콘크리트 슬래브에 있는 경우 압축을 받는 콘크리트중심과 인장을 받는 강재의 중심간 거리에 강재의 인장력을 곱하여 산정한다. 소성중립축이 강재보에 있는 경우 소성중립축을 중심으로 압축을 받는 콘크리트 및 강재의 중심과 유효압축력의 곱, 인장을 받는 강재의 중심과 강재의 인장력을 각각 구한 후, 그 둘의 합으로 산정한다.
고성능 냉간성형 합성보는 기존 합성보 공칭휨강도 계산과 동일한 방법으로 평가하였다. 소성중립축이 슬래브 내에 있는 경우는 Eq. (1)과 같고[Fig. 9(a)], 소성중립축이 강재보 상부플랜지에 있는 경우 Eq. (2)와 같다[Fig. 9(b)].
Fig. 9
Nominal Bending Strength
KOSHAM_17_02_001_fig_11.gif
공칭휨강도에 대한 최대휨모멘트의 비(Mtest/Mn)는 1.22~1.35이며, 평균 1.28이다. 또한 소재시험결과를 적용한 휨강도에 대한 최대휨모멘트의 비(Mtest/Mtheo)는 1.02~1.15이며, 평균 1.10으로 나타났다. 그러므로 고성능 냉간성형 합성보의 공칭휨강도산정은 KBC 2009의 합성보 설계식을 적용하여도, 가능한 것으로 판단된다.
고성능 냉간성형 합성보 휨실험체 제작 시 소성중립축이 콘크리트 슬래브 상부에 위치하도록 설계하였으나, 강재의 소재시험 결과가 KS 표준을 상회하면서 대부분 실험체의 소성중립축이 강재보의 상부플랜지에 있는 것으로 확인되었다. 합성보의 소성중립축과 휨내력에 대한 연구결과(Ansourian, 1982; Mans et al., 2001)에 의하면 소성중립축이 합성단면 상부에 위치하면 우수한 강도 및 연성능력을 갖는 것으로 평가되었다. 그러므로 실건축물 조건에서 콘크리트 슬래브의 내력이 강재보의 내력 보다 크게 되는 건축물의 경우, 소성중립축이 슬래브에 존재하게 되므로 실험결과보다 더 우수한 휨내력 및 연성능력을 발휘할 것으로 판단된다.
(1)
Mn=(AsFy+Arfyr)×(Hysa2)
(2)
Mn=(AsFy+Arfyr)×(Dystf2)+Ce×(tc2+tf2)
여기서, Mn = Mp: 공칭휨강도(kN⋅m),
As: 강재보 단면적(mm2),
Fy: 강재보 항복강도(MPa),
Ar: 하부철근 단면적(mm2),
fyr: 하부철근 항복강도(MPa),
ys: 강재보 도심(mm),
tc: 콘크리트 슬래브 두께(mm),
tf: 강재보 플랜지 두께(mm),
a: 등가응력블록깊이(=AsFy+Arfyr0.85fckBe,, mm),
Ce: 슬래브의 유효압축력으로 다음 중 최소값(N),
Ce = AsFy(강재보 전체단면의 항복축력)
Ce = 0.85fck Be tc (콘크리트 슬래브의 압축력)
Ce=Qn=0.5AscfckEcRgRpAscFu (전단연결재의 총 수평전단력)
Be: 콘크리트 슬래브 유효폭(mm),
fck: 콘크리트 압축강도(MPa),
Ec: 콘크리트 탄성계수(N/mm2),
Asc: 스터드커넥터의 단면적(mm2),
Fu: 스터드커넥터의 인장강도(MPa),
Rg, Rp: 감소계수

3.1.2 파괴양상

고성능 냉간성형 합성보의 휨실험체의 파괴양상을 분석하였다. 실험은 최대하중 이후 최대하중의 80%로 하중이 저하됐을 때 실험을 종료하였다. 모든 실험체는 최대하중 이후 Fig. 10과 같이 콘크리트 슬래브의 압괴와 함께 급격한 하중감소 없이 실험이 종료되었다.
Fig. 10
Concrete Collapse
KOSHAM_17_02_001_fig_12.gif
Z형 측판의 좌굴현상은 발생하지 않았으며, Z형 측판과 ㄷ형 하부강판의 접합부분에서 Fig. 11(a)와 같이 일부 구간 균열이 발생하였다. 이러한 균열은 냉간성형 과정에서 코너부가 소성가공된 상태에 집중하중이 작용하여 취약한 코너부가 파단된 것으로 판단된다.
Fig. 11
Cold Forming Beam Collapse
KOSHAM_17_02_001_fig_13.gif
보 내부에 하부철근을 설치한 실험체는 보 단부에 강재와 콘크리트 사이의 미끌림이 발생하지 않았으나, 보 내부에 하부철근이 없는 실험체의 경우 Fig. 11(b)와 같이 보 단부 콘크리트에 약 10mm정도의 미끌림이 발생하였다. 미끌림 발생 시점은 최대하중 이후 파괴과정에서 발생한 것으로 하부철근이 보와 콘크리트의 일체화 거동에 영향을 미치나, 사용하중 조건의 실 건축물 적용 시 큰 영향은 없을 것으로 판단된다.

3.1.3 변형능력

변형능력은 항복하중 이후 급격한 하중감소 없이 연성을 확보할 수 있는 능력으로 휨재의 중요한 평가요소 중 하나이다. 부재의 내력은 최대하중 도달후 부재내력을 확보하는 공칭하중까지 저감되는 비율을 최대하중의 80%로 예측하여 이때의 변위를 항복변위로 나누어 변형능력(δ0.8Pu/δy)을 평가하였다. 각 실험체의 변형능력을 Table 6에 정리하였다. 소성변형능력은 3.87~4.54의 범위로 나타났으며, 평균 4.18로 우수한 연성을 갖는 것으로 나타났다.
Fig. 12는 변형능력과 보 전체단면적에 대한 강재단면적의 비를 나타낸 그래프이다. 보 전체단면적에 대한 강재단면적의 비가 증가할수록 변형능력이 감소하는 경향을 확인할 수 있으며, 상관계수는 -0.81로 두 인자 간 상관관계가 상당히 높음을 알 수 있다. 따라서 부재의 내력증가를 위해 강재량을 무리하게 증가시키면 변형능력이 감소하므로 이를 고려할 필요가 있을 것으로 판단된다.
Fig. 12
Deformation Capacity and Steel Area of Beam
KOSHAM_17_02_001_fig_14.gif

3.2 내진성능 평가

3.2.1 내진성능 실험결과 및 파괴양상

내진성능 실험결과는 KBC 2009를 기준으로 분석하였다. KBC 2009에서는 내진규정 시 모멘트 저항골조 시스템에 따라 반응수정계수(R)를 상이하게 적용하고 있다. 합성구조의 반응수정계수는 특수모멘트골조(SMF) R=8, 중간모멘트골조(IMF) R=5, 보통모멘트골조(OMF) R=3 을 적용하고 있다. 또한 층간변위각은 최대내력 이후 보 공칭소성모멘트의 80%에서 각각 0.04, 0.03, 0.01(rad) 이상을 확보해야한다.
Figs. 13~15는 고성능 냉간성형 합성보의 내진성능 실험결과를 회전각-모멘트비 그래프로 나타낸 것이다. Fig. 13은 S6-R6-S 실험체의 회전각-모멘트비 그래프이다. 정모멘트 구간의 최대내력은 0.03rad에서 소성휨모멘트((Mp+))의 109%로 나타났다. 부모멘트구간의 최대내력은 0.02rad에서, 소성휨모멘트((Mp))의 152%로 나타났다. 또한 최대내력 이후M/Mp가 0.8까지 저하됐을 때, 정모멘트, 부모멘트 두 구간에서의 층간변위각이 0.03rad이상 확보되어 합성중간모멘트골조의 요구치를 만족하였다.
Fig. 13
M-θ Curve of S6-R6-S Specimen
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Fig. 14
M-θ Curve of S6-R10-S Specimen
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Fig. 15
M-θ Curve of S8-R10-S Specimen
KOSHAM_17_02_001_fig_17.gif
Fig. 14는 S6-R10-S 실험체의 회전각-모멘트비 그래프이다. 정모멘트구간의 최대내력은 0.03rad에서, 소성휨모멘트((Mp+))의 116%로 나타났다. 부모멘트구간의 최대내력은 0.03rad에서, 소성휨모멘트((Mp))의 144%로 나타났다. 또한 최대내력 이후M/Mp가 0.8까지 저하됐을 때, 정모멘트, 부모멘트 두 구간에서의 층간변위각이 0.03rad 이상 확보되어 합성중간모멘트골조의 요구치를 만족하였다.
Fig. 15는 S8-R10-S 실험체의 회전각-모멘트비 그래프이다. 정모멘트구간의 최대내력은 0.03rad에서, 소성휨모멘트((Mp+))의 113%로 나타났다. 부모멘트구간의 최대내력은 0.01rad에서, 소성휨모멘트((Mp))의 113%로 나타났다. 또한 최대내력 이후M/Mp가 0.8까지 저하됐을 때, 정모멘트, 부모멘트 두 구간에서의 층간변위각이 0.03rad 이상 확보되어 합성중간모멘트골조의 요구치를 만족하였다.
Figs. 16~18은 고성능 냉간성형 합성보 접합부 실험체의 파괴양상이다. 콘크리트 슬래브 균열은 실험 시작 후 층간변위각 0.00375rad, 1cycle에서 슬래브 중앙부를 시작으로 발생하였으며, Fig. 16과 같이 접합부 근처 슬래브에서 발생하였다.
Fig. 16
Failure Shape of Concrete Slab
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Fig. 17
Failure of Bracket–Cold Forming Beam Connection
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Fig. 18
Failure Shape of S8-R10-S
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S6-R6-S 실험체는 Fig. 17(a)와 같이 냉간성형 합성보와 브라켓 접합부분에서 웨브 이음판이 파단되면서 정모멘트 0.04rad에서 실험이 종료되었다. 하지만 S6-R10-S 실험체는 Fig. 17(b)와 같이 하부플랜지 이음판의 국부변형이 확대되면서 정모멘트 0.04rad에서 실험이 종료되었다.
두 실험체의 파단부위가 상이한 이유는 냉간성형 합성보와 브라켓의 고장력볼트 접합개수의 차이에 의한 것으로 판단된다. S6-R6-S 실험체는 하부플랜지 12개, 웨브 22개(일면)이고, S6-R10-S 실험체는 하부플랜지 20개, 웨브 14개(일면)의 고장력볼트로 접합되었다. 그러므로 S6-R6-S 실험체는 웨브 하단부 고력볼트가 정휨모멘트에 대해 저항하였고, S6-R10-S 실험체는 하부플랜지의 고력볼트가 정휨모멘트에 의한 인장력으로 파단에 이른 것으로 판단된다.
S8-R10-S 실험체는 Fig. 18과 같이 가력지점 부근에서 최대하중 이후 콘크리트 슬래브가 파괴되어 부모멘트 0.04 rad에서 급격히 하중이 저하되어 실험이 종료되었다. 그러나 최대하중과 변형능력 등은 충분한 자료를 확보한 것으로 판단된다.

3.2.2 내진성능 실험결과 분석

Table 7은 내진성능실험을 통해 얻은 실험결과에 대한 분석이다. 기둥과 냉간성형 보 접합은 기둥에 브라켓을 접합 후 브라켓에 냉간성형 보를 이음하는 형태이다. 브라켓과 냉간성형 보는 강종이 SM490으로 동일하나, 판 두께가 상이하므로 휨모멘트에 대한 분석은 설계기준강도를 기초로 분석하였다. 소성모멘트(Mp)에 대한 최대휨모멘트(Mu)의 비(Mu/Mp)는 정모멘트의 경우 1.09~1.16이며, 부모멘트의 경우 1.13~1.58로 나타났다. 정모멘트는 보 춤의 증가와 상부 부모멘트 철근내력이 증가할수록 최대모멘트와 공칭모멘트가 증가하였다. 동일하게 부모멘트는 상부 철근개수가 증가할수록 내력이 상승하였다.
Table 7
Seismic Performance Test Results
Specimen S6-R6-S S6-R10-S S8-R10-S
 Positive   Negative   Positive   Negative   Positive   Negative 
Nominal Strength MP, kN·m 1,824.6 1,300.5 1,824.6 1,685.3 3,368.9 2,760.0
Yield Strength My, kN·m 1,346.1 1,684.9 1,539.6 1,821.1 2,663.2 2,714.8
 Maximum Strength Mu, kN·m  1,984.7 2,058.1 2,114.1 2,440.3 3,811.6 3,129.6
Mu/ Mp ratio 1.09 1.58 1.16 1.45 1.13 1.13
Mu/My ratio 1.47 1.22 1.37 1.34 1.43 1.15
Stiffness K, kN/mm 16.59 12.73 19.14 15.45 26.95 27.01

Mp: Plastic moment based on the design criterion strength,

K: Stiffness on the elastic section

My: Moment of specimen under the test yield load,

Mu: Moment of specimen under the test maximum load

실험결과를 기초로 보면, 공칭모멘트는 현행건축기준(KBC 2009)에 의한 내력산정의 적합성을 확인할 수 있다.
초기강성 및 실험결과에 의한 항복모멘트를 산출하기 위해 모멘트 회전각 그래프를 단조화곡선으로 치환하였다(Fig. 19). 보 춤이 600mm에서 800mm로 증가 시 정모멘트구간과 부모멘트구간의 초기강성이 크게 증가하여 강도와 강성의 비례관계를 확인할 수 있다. 또한 공칭모멘트 또는 최대모멘트를 초기강성으로 나누어 두 인자간의 관계를 검토하면, 두 인자 간에는 특이한 상관관계는 없는 것으로 판단된다.
Fig. 19
Moment and Deformation Capacity of Skelton Curve
KOSHAM_17_02_001_fig_21.gif
Fig. 20은 각 층간변위각 첫 번째 싸이클에서 평균 강성의 변화이다. 평균 강성은 각 층간변위 첫 번째 사이클에서 정방향과 부방향 최대하중의 차를 최대변위의 차로 나누어((|Pu+Pu|/|δu+δu|)) 산출하였다. 일반적으로 층간변위가 증가할수록 강성이 감소하는 경향을 보인다. 또한 층간변위각이 0.03rad이 되면 초기강성의 약 24~31(%) 범위로 나타났다.
Fig. 20
A Change of Specimen Stiffness for Inter-story Drift Angle
KOSHAM_17_02_001_fig_22.gif

3.2.3 에너지소산능력

냉간성형 합성보의 내진성능평가를 위해 에너지 소산능력에 대해서 평가하였다. 에너지소산능력은 내진성능을 평가하는 주요 특성 중 하나이며, 하중-변위그래프의 면적으로 산출하였다.
Fig. 21은 실험체의 하중-변위 그래프에서 각 층간변위각 별 첫 번째 사이클에 대한 에너지소산능력을 정리한 것이다. 에너지소산능력은 0.01rad 이후 급격히 증가하는 경향을 보였다. S6-R6-S, S6-R10-S 실험체는 0.03rad 이후 에너지소산능력의 증가폭이 감소했지만 전체적으로 0.04rad까지 에너지소산능력이 증가하여 급격한 하중감소 없이 연성능력이 발휘되었다. 또한 S8-R10-S 실험체의 경우 보 춤이 커져도, 0.04rad까지 지속적으로 에너지소산능력이 증가하여 보 춤의 영향이 상대적으로 적음을 확인할 수 있다.
Fig. 21
Energy Dissipation Capacity for Each Cycle
KOSHAM_17_02_001_fig_23.gif

4. 결론

고성능 냉간성형 합성보의 휨성능 및 내진성능을 평가하기 위해 휨실험체 5개와 기둥-보 접합부 실험체 3개를 제작하여 단조가력 및 반복가력실험 실시하였으며, 실험결과로부터 얻은 결론은 다음과 같다.
  • (1) 고성능 냉간성형 합성보의 휨내력평가는 건축설계기준 및 해설(KBC 2009)의 합성보 설계휨강도 산정식으로 평가하였다. 소재시험결과를 적용한 휨강도에 대한 최대모멘트의 비(Mtest/Mtheo)는 평균 1.10이며, 설계기준강도를 적용한 휨강도에 대한 최대모멘트의 비(Mtest/Mn)는 1.28로 고성능 냉간성형 합성보의 내력평가는 건축설계기준의 설계휨강도 산정식으로 평가하면, 충분히 안전성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

  • (2) 고성능 냉간성형 합성보는 보 춤 800mm 이하에 대해 휨성능실험을 실시한 결과, 안정적인 내력상승 및 연성적인 거동을 하는 것으로 확인되었다. 또한 보 하단에 설치한 철근은 최대하중이후 파괴 시 보와 콘크리트의 일체성을 증가시키는 것으로 보이나 그 영향은 작으며, 사용하중 조건에서는 하부철근의 영향은 없는 것으로 판단된다.

  • (3) 철골철근콘크리트 기둥에 냉간성형 합성보를 브라켓을 이용하여 접합하는 경우, 모든 실험체는 정모멘트 및 부모멘트에 대한 휨강도가 최대모멘트 이후 소성휨모멘트(Mp)의 80%까지 저하됐을 때 층간변위각이 0.03rad이상 확보되었다. 그러므로 브라켓과 냉간성형 보의 이음은 웨브와 하부 플랜지를 볼트접합하고, 볼트개수를 일부 증가시키면 중간모멘트골조의 내진성능을 충분히 확보한다고 판단된다.

감사의 글

이 논문은 2016년도 정부(미래창조과학부)의 재원으로 한국연구재단의 지원(No.NRF- 2014R1A2A1A11052803) 및 2016년도 한국기술교육대학교 대학원 연구프로젝트 지원을 받아 수행된 연구임.

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