2.1 ASCE 제안식

Sheikh 등과 Deierlein 등의 연구결과를 바탕으로 제안된 ASCE 기준식의 경우, Fig. 1에서 보는 바와 같이 강재 웨브 패널 (steel web panel), 내부 콘크리트의 압축 스트럿 (concrete compression strut), 외부 띠철근 및 콘크리트의 압축장 (concrete compression field)으로 분류하여 접합부의 전단강도를 산정 하고 있으며 전단변형도 0.01 (1%)일 때로 안전측으로 볼 수 있다. 최대강도인 접합부의 전단변형이 0.02(2%)일 때를 사용하지 않는 이유로는 접합부의 소성변형을 고려하지 않 고 설계할 수 있는 한계값을 0.01 (1%)로 가정하였고, 이를 뒷받침 하는 근거로는 기존의 철근콘크리트 및 철골 접합부 의 실험에서 관측되었다 (^{Sheikh, 1987}; ^{Deierlein, 1988}). 1990년대 중반부터 적용된 가로보 (Transverse beam), 밴드 플레이트 (Band plate), 커버플레이트 (Cover plate) 등의 새 로운 전단키의 상세에 따른 전단에 대한 효과는 고려되지 않 아서 전단내력을 예측함에 있어 다소 과소평가 되고 있다 (^{Choi, 2007}).

Fig. 1.

Shear resistance mechanism of connection

2.2 Kanno 제안식

Kanno 식은 ASCE 기준식을 일부 수정하여 제안된 식으 로써 ASCE에서는 고려하지 않은 밴드 플레이트 및 직교보 의 효과를 고려하였고 Fig. 2에서 보여지는 바와 같이 골조 효과 또한 반영하여 제안되었다 (여기서 골조효과란 ASCE 제안식의 경우 전단키 설치시 보에서 보입되는 외력이 외부 판넬로 전달되지만 전단키가 없는 경우 외부판넬에는 트러 스 기구가 형성되지 않는 것으로 가정한 것과는 다르게 전단 키가 없어도 철골보와 FBP로 이루어지는 골조구조에 의해 저항을 하는 효과) (^{Kanno, 1993}). Kanno 식의 경우, 내부 전단 저항요소 (V_bi)는 ASCE 기준식과는 달리 철골보, 내부 콘크리트 그리고 V_sf 로 구성하고 있다 (여기서 V_sf 는 Kanno 식에서 추가로 고려해주는 골조효과). 또한 Kanno 식은 전단 변형도 0.012 (1.2%)에서의 강도를 사용하고 ASCE 제안식 에서 0.75d로 고려하는 수평지압응력의 중심간 거리를 0.9d 로 크게 고려하고 (Fig. 3 참조). 따라서 C/M (계산값/측정 값)은 ASCE 기준식에 비하여 더 근사한 예측값을 얻을 수 있다.

Fig. 2.

Steel frame

Fig. 3.

Concrete compression strut

2.3 M-AIJ (수정된 일본학회식) 기준식

M-AIJ식의 경우, 기존의 AIJ (일본학회식)식과 비교하였 을 때 횡보강근의 효과를 반영하는 계수를 사용함에 있어서 K_ce 로 일정하게 사용한 AIJ식과는 다르게 내부콘크리트와 외부콘크리트로 분류하여 사용하였고 (K_{ce 1} , K_{ce 2}), 접합부 의 횡보강근비 (ρ_sh)의 효과를 반감하였고 접합부의 유효폭 을 b/2에서 b_f 로 일정하게 가정하고 있다. 또한, ASCE식과 비교하였을 때 보 웨브의 응력 산정시 전단응력이 항복값에 도달하였을 때의 계수값 (1/√3)을 20% 상향 조정한 것과 접합부 형상을 고려한 계수 (δ_j) 값을 사용하는 점에 차이가 있다. 접합부의 전단응력 발생은 Fig. 4에 도시된 바와 같다.

Fig. 4.

Beam-Column connection (AIJ-SRC)

2.4 Sakaguchi 제안식

Sakaguchi는 커버 플레이트 (cover plate)가 포함된 접합 부를 고려할 수 있으며 커버 플레이트가 없는 경우에도 적용 이 가능하도록 수정, 적용할 수 있게 하였다. 판넬존은 M-A IJ식과는 다르게 d_s (보가 탄성상태로 가정한 단면에서의 인 장과 압축력 사이의 거리)와 x_b (매립된 강재기둥의 플랜지 중심사이의 거리)에 의해 결정되며 d_s 는 M-AIJ식에서 사용 된 d_f보다 작은 값을 가진다.

2.5 Wight 제안식

Wight J. K.에 의해 제안된 실험식도 ASCE 기준식과 유 사하지만 내부접합부와 외부접합부, 접합부의 보강상세 형태 등에 따라 각각의 계수값을 적용 시킬 수 있는점에서 차이가 있다. 따라서 기존의 기타 전단강도 산정식에 비하여 적용이 간편한 장점이 있다.

본 연구에서 분석된 각 기준식 및 제안식은 Table 1에 나 타내었다.

Table 1.

Difference of previous equations

3.1 전단키 (Shear key type)가 있는 실험체

여기서는 수직철근, 스터드, E-FBP, small column 등 전 단키의 보강상세에 따라 C/M (실험값에 대한 각 제안식의 계산값의 상대비)를 통하여 제안식의 신뢰도를 분석하였다. Fig. 5는 여러 형태의 전단키가 포함된 실험체의 C/M을 도 시한 그림이다. ASCE 제안식에서는 상대비가 평균 0.75, 표 준편차가 0.08로 나타났고 (Fig. 5(a)), Kanno 제안식은 평균 0.91, 표준편차는 0.11로 산정되었다 (Fig. 5(b)). M-AIJ 기 준식에서는 평균 0.60, 표준편차가 0.15로 (Fig. 5(c)), Saka guchi 제안식의 경우는 평균과 표준편차가 각각 0.74, 0.20 로 나타났다 (Fig. 5(d)). 또한 Wight 식은 평균과 표준편차 가 각각 0.92, 0.10로 산정되었다 (Fig. 5(e)). Fig. 5에서는 크게 두가지 양상을 볼 수 있는데 전단키의 효과를 고려한 계수를 사용하는 ASCE, Kanno, Wight의 식의 경우 전반적 으로 C/M가 0.75~0.92, 표준편차는 0.08~0.11의 값을 보였 다. 반면 전단키의 효과를 고려하지 않은 M-AIJ기준식 및 Sakaguchi 제안식의 경우에는 Fig. 5(c), 5(d)와 같이 C/M가 0.60~0.74 정도로 낮게 평가되고 표준편차 역시 0.15~0.20 으로 비교적 큰 산포도를 보여주고 있다. 전단키의 형태인 수직철근, E-FBP (Extended Face bearing plate) 및 스터드 (보 플렌지면에 수직으로 용접)는 내부 패널에서 외부 패널 로의 응력을 전달하는 요소인데 전단키의 효과가 고려된 ASCE, Kanno, Wight의 식은 M-AIJ 기준식 및 Sakaguchi 식에 비 하여 C/M가 높게 나타나지만 세 가지 식 모두 전단키의 효 과가 다소 과소평가된 것으로 보여진다.

Fig. 5.

Shear strength comparison of shear key type

3.2 T.B (직교보)가 있는 실험체

Fig. 6은 직교보가 있는 실험체를 각 제안식에 적용하여 C/M를 비교하였다. ASCE식의 경우, Fig. 6(a)에서 보여지 는 바와 같이 평균과 표준편차가 각각 0.64, 0.13으로 나타 났다. 식을 적용한 C/M가 64%로 낮게 나온 이유는 직교보 의 구속효과를 고려할 수 있는 변수가 제안식에 고려되고 있 지 않기 때문에 이러한 효과가 반영되지 않아서 낮게 산정 되는 것으로 보여지며 Kanno 식의 경우 C/M가 0.93, 표준 편차가 0.10로 나타났다 (Fig. 6(b)). Kanno식은 응력을 전 달하는 전단키의 효과를 고려한 계수, C값을 직교보의 유무 를 모두 고려할 수 가 있기 때문에 Fig. 6(b)와 같은 양호한 결과가 나타남을 볼 수 있다. M-AIJ식과 Sakaguchi식의 경 우, 평균과 표준편차가 각각 0.74, 0.16 그리고 0.66, 0.18로 나타났으며 (Fig. 6(c), (d)) M-AIJ 기준식 및 Sakaguchi 제 안식은 직교보의 효과를 고려하고는 있지만 단순히 내부, 외 부 및 코너의 접합등 세가지 접합부로 분류하고 있어서 접합 상태에 따른 정확한 접합부의 구속효과가 엄격하게는 반영 되지 않으며 따라서 추정되는 전단강도도 다소 근사한 값으 로 볼 수 있다. Wight 제안식의 경우에는 평균은 0.96, 표준 편차는 0.15로 산정되었으며 (Fig. 6(e)) 이는 내부 및 외부 접합부 그리고 접합부의 보강상세에 따른 다양한 계수값이 적용, 가능하므로 비교적 신뢰성있는 내력산정이 가능할 것 으로 판단된다.

Fig. 6.

Shear strength comparison of T.B. type

3.3 전단강도 산정식 제안

전술한 각 제안식들을 비교, 분석 및 평가를 통해 신뢰성 있는 전단강도 산정식이 제시될 필요가 있다. Fig. 6에서 보 는 바와 같이 Kanno식의 경우 직교보의 영향에 따른 계산값 과 측정값을 비교할 때 실제 직교보의 영향을 적게 고려하였 음을 알 수 있다. 그 이유는 ^{Kanno (1993)}, ^{Lee (2005)} 등의 연구에서 기술된 직교보의 영향에 따른 강도의 증가율이 15% 가량 상승하지만 Kanno식에 의한 강도 상승률을 산정 한 결과 증가율은 10%정도로 평가되고 있는 것으로 보고되 었다 (^{Lee, 2005}).

본 연구에서는 C/M가 가장 높고 비교적 가장 적은 산포도 를 보이는 Kanno식을 기준으로 전단내력 산정시 다소 과소 평가 되어있는 부분에 대해 합리적인 전단강도 산정을 위해 C 값을 수정 하고자 한다. 여기서 C값이라 함은 내부패널에서 외부 패널로 응력을 전달하는 전단키의 효과를 고려한 계수로 Kanno식의 경우 에서는 (x/h)(0.3 + 0.7 ∙ y/b_f) ASCE식 의 경우 C = (x/h)(y/b_f)식을 사용하고 있고 각각의 보강 상세별 계수값 산정은 Kanno등의 논문을 통해 확인할 수 있 다 (^{Kanno, 1993}). (여기서 x, y는 전단키의 보강상세에 따 른 응력 블록의 길이로써 C값을 계산하는데 필요하다.) C값 의 중요성은 Fig. 5에서 확인할 있다. C값이 사용되지 않은 M-AIJ 또는 Sakaguchi 식은 전단키가 고려된 실험체의 전 단강도를 산정함에 있어 C/M가 작게 나오는 것을 확인할 수 있다. 반면에 C값을 사용하는 ASCE, Kanno, Wight 식의 경우 일정하고 작은 편차를 보이고 있다. 이러한 C값에 의해 영향을 받는 변수는 외부 콘크리트 패널의 유효폭 b_o 로 VJR, stud 및 직교보 변수의 경우 b_o 를 낮게 고려하였음으로 이를 적절히 반영할 수 있는 계수를 Table 3에 나타내었다. Fig. 7 과 Fig. 8은 수정된 C값을 적용하여 나타낸 그래프이다. Fig. 7의 경우 Fig. 5(b)와 비교하여 C/M가 0.07 정도 증가되었 고 표준편차 또한 0.01 줄이는 결과가 나타났다. Fig. 8의 경 우, Fig. 6(b)와 비교하여 C/M가 0.02 증가되었다. 이는 제 안된 C값을 적용하면 전단내력을 예측시에 보다 합리적인 접합부의 전단강도 산정이 가능할 것으로 판단된다.

Fig. 7.

Strength comparison of measured and proposed equation (shear key type)

Fig. 8.

Strength comparison of measured and proposed equation (T.B. type)

기존의 C값과 수정된 C값의 산정식 및 그 결과의 증가량 은 Table 3에, 기존의 C값과 수정된 C값을 사용하였을 경우 의 C/M 는 Table 4에 각각 나타내었다.