2.1. 개발된 접합상세

본 연구에서 개발한 접합상세는 Y형태의 플레이트를 보- 기둥 접합부에 적용한 것으로 Fig. 2와 같이, 원형 CFT 기둥 둘레면에 외다이아프램 형식의 Y형 플레이트를 용접하여 설 치하고, 양 단에 Y형 플레이트를 연결하는 보강 플레이트로 구성되어 있으며, 각각의 Y형 플레이트에 H형강 보를 볼팅 및 용접하여 연결한 구조로 개발되었다.

또한, 원형 CFT 기둥을 둘러싼 Y형 플레이트 외면과 H형 강 보 플랜지의 윗면 사이를 접합시킴으로써, 보와 기둥 연결 부위에서 발생하는 응력에 적극적으로 대처할 수 있도록 하 였다. 원형 CFT 기둥을 둘러싸고 있는 Y형 플레이트에 작용 하는 응력을 보강하기 위해, 원형 CFT 기둥의 접합면과 수직 으로 Y형 플레이트를 연결하여 구조적 안전성을 확보할 수 있도록 하였다.

외다이아프램 형식으로 개발된 Y형 플레이트의 설계는 설 계기준(한국강구조학회, 2003)에 제시되어 있는 콘크리트충 전 원형강관기둥의 장기허용인장력 내용에 따라 설계하였다.

2.2. 외 다이아프램 설계식

설계기준(한국강구조학회, 2003)에서는 원형 CFT 기둥 외 다이아프램의 장기허용인장력(P _a)을 다음과 같이 정의하고 있다. 설계에 사용된 외다이아프램의 형식은 Fig. 3에 나타내 었다.

여기서, f₁ (α)= 2 sin 2 $lpha$ + 1

f ₂ (α)= sin α

A ₁= h_s t_s

A 2 = 0.63 + 0.88 b f D Dt + t s t

b_f : 보플랜지의 폭

D : 원형강관의 외경

h_s : I-I 단면에서 다이아프램의 폭

t : 원형강관의 두께

t_s : 다이아프램의 판두께

F _dt : 다이아프램의 허용인장응력도

F _ct : 강관의 허용인장응력도

P : 보 플랜지의 축방향력

P _a : 다이아프램의 장기허용인장력

α : 플랜지 재축선과 I-I 단면의 교각

I-I 단면선 : 플랜지와 다이아프램의 외주와의 교 점과 강 관의 도심을 지나는 선

r : 외측다이아프램과 H형강 보와의 접합지점

적용범위,

20 ≤ D t ≤ 50 , h s D s ≤ 0.3 , 0.25 ≤ b f D ≤ 0.75

설계기준(한국강구조학회, 2003)에 의하면 외다이아프램 의 장기허용인장력(P _a)은 외다이아프램과 접합된 인장측 플 랜지의 축방향력(P) 이상이어야 한다.

여기서, F _y : H형강 보의 항복강도

b _f : 보 플랜지의 폭

t_f : 보 플랜지의 두께

3.1. 실험체 계획

실험에 사용된 실험체 모두 Φ610×16 원형강관 기둥과 H-600×200×11×17 보를 사용하였다. 원형강관 기둥과 H형강 보의 길이는 모두 1,500 mm이며, 보 단부에는 국부좌굴을 방 지하기 위해 스티프너를 사용하였다. 사용되는 강재는 모두 SS400(F _y=235 MPa)을 사용하였다.

Y형 플레이트를 적용한 원형 CFT 기둥-H형강 보 접합부의 구조성능을 평가하기 위한 주요 변수로 Y형 플레이트 폭(h_s= 80, 100, 120 mm) 과 Y형 플레이트 두께(t_s= 16, 20, 24 mm), 를 영향변수로 설정하였다. 이러한 변수들의 영향력을 검증 하기 위해 실물크기로 총 5개의 실험체를 계획하여 Y형 플레 이트를 이용한 접합부의 내력 및 변형 능력을 평가하였다. 계 획된 실험체의 모든 Y형 플레이트는 Y형 플레이트의 성능을 평가하기 위해 접합된 H형강 보의 인장 측 플랜지의 축 방향 력 이하로 설계되었다. 각 실험체의 구체적인 제원과 상세는 Table 1과 Fig. 4에 나타내었다.

3.2. 재료시험

실험에 사용한 각 재료의 기계적 성질을 파악하기 위하여 강관 및 플레이트에서 채취한 시험편에 대하여 KSB 0802에 의거한 인장 시험을 실시하였다. 실험결과 채취한 모든 시편 의 항복강도는 공칭항복강도(Fy=235MPa)를 상회하는 것으 로 나타났다. 또한, CFT 합성기둥의 충전에 사용되었던 콘크 리트 공시체에 대한 28일 압축강도 시험을 수행하였으며, 배 합강도를 상회하는 결과를 나타내었다. 재료 시험 결과는 Table 2에 나타내었다.

3.3. 가력 및 측정방법

실험체에 대한 가력은 Fig. 5와 같이 접합부 기둥 상단부에 수직방향으로 단순 가력 할 수 있도록 기둥의 단부를 자유단 으로 설정하였으며, 보 양단부를 단순보 형태의 힌지로 설정 하였다. 수직 하중은 접합부의 내력 및 변형 능력과 파괴형태 를 파악하기 위해 변위를 제어하면서 최대 내력 이후 국부 변 형에 의한 접합부의 파괴 또는 H형강 보의 휨 파괴가 발생할 때까지 가력하였다. 변위 측정은 오일잭(Oil Jack)으로 하중 을 가하는 반대편의 강관 하부에 변위계(LVDT)를 설치하여 수직변위측정으로 하중에 따른 처짐량을 측정하였다. 이외에 도 보 단부의 변위와 강관의 국부 변형 등을 측정하기 위한 변 위계(LVDT)들을 설치하였다.

3.4. 실험결과

실험결과를 통해 나타난 각각의 실험체에 대한 초기강성 (Ki) 항복하중(Fy) 및 최대하중(Fu), 항복변위(Dy) 및 최대변 위(Du)에 대하여 Table 3에 정리하였다.

항복 하중은 하중-변위 관계에서 초기 강성 기울기 직선과 초기 강성의 1/3 기울기의 직선의 교점에 해당하는 하중을 항 복 하중으로 정의하였다.

대부분의 접합부 실험체는 대체적으로 큰 변형 능력을 나 타내면서 종국 상태까지 연성적인 거동을 나타냈으며, 실험 체의 파괴 모드는 크게 두 가지로 구분되어 나타났다. 하나는 Y형 플레이트의 항복으로 인해 접합된 H형강 보와의 용접부 에 균열이 발생하여 파괴되는 접합부 파괴이며 다른 하나는 H 형강 보의 항복으로 인한 보의 휨 파괴로 구분되었다. Fig. 8과 9는 실험결과 나타난 각각의 실험체들에 대한 하중-변위 관계 를 각 변수 별로 구분하여 나타낸 것이다. Figs .6, 7 Table 4

4.1. 초기강성

초기강성은 Y형 플레이트 폭을 영향변수로 한 실험체 S 80-20, S 100-20, S 120-20을 비교한 결과 초기강성이 139.560 KN/mm, 162.902 KN/mm, 175.493 KN/mm으로 나타나 폭 증 가에 따라 초기강성의 증가하는 경향을 나타내었으나, 폭이 100 mm이상인 경우 초기강성의 차이는 크지 않은 것으로 나 타났다.

Y형 플레이트 두께를 영향변수로 한 실험체 S 100-16, S 100-20, S 100-24의 경우에도 초기강성을 비교해본 결과 123.597 KN/mm, 162.902 KN/mm, 171.565 KN/mm으로 두 께 증가에 따라 초기강성이 증가하였으나, 두께가 20 mm이 상인 경우 초기강성의 큰 차이는 없는 것으로 나타났다.

4.2. 최대내력

최대내력의 경우 Y형 플레이트 폭을 영향변수로 한 실험체 S 80-20, S 100-20, S 120-20의 비교결과 폭 증가에 따라 최대 내력이 증가하는 경향을 보였으나, 폭이 100 mm 이상인 실험 체 S 100-20, S 120-20의 최대내력이 2134.6 KN, 2140.5 KN 으로 나타나 폭이 100 mm이상인 경우 폭 증가에 따른 내력증 가의 영향은 낮은 것을 확인할 수 있었다.

Y형 플레이트 두께를 영향변수로 한 실험체의 경우 비교해 본 결과 두께가 20 mm이상인 실험체 S 100-20, S 100-24의 최 대내력이 2134.6 KN, 2182.1 KN으로 나타나 두께 증가에 따 라 최대내력이 증가하였으나, 두께가 20 mm이상인 경우 두 께 증가에 따른 최대내력 증가의 영향은 낮은 것을 확인할 수 있었다.따라서, 개발된 Y형 플레이트는 보와 기둥 연결 역할 뿐만 아니라, H형강 보의 보강효과를 발휘하는 것으로 판단 된다. Figs .10,11

4.3. 파괴형태

계획된 실험체 모두 Y형 플레이트의 장기허용인장력이 Y 형 플레이트와 접합된 H형강 보의 인장 측 플랜지의 축 방향 력 이하로 설계되었음에도 불구하고, Y형 플레이트의 폭을 영향변수로 한 실험체들을 비교해본 결과 100 mm 이상인 실 험체 모두 H형강 보의 항복발생 이후 최종적으로 휨 파괴가 발생하였으며, 종국적으로 H형강 보의 전단면 소성화로 인한 플랜지의 면외 변형을 시작으로 웨브의 면외 변형으로 실험 이 종료되었다. 폭이 80 mm인 실험체의 경우 H형강 보 플랜 지의 항복으로 인한 면외 변형 발생 이후 접합부 부근 용접에 균열이 발생하여 하중 증가에 따라 용접부 파단으로 인한 취 성적 파괴가 발생하였다.

Y형 플레이트 두께를 영향변수로 한 실험체들의 비교결과 16 mm인 실험체의 경우 H형강 보의 항복이 발생하였으나, H 형강 보의 전단면이 소성상태에 도달 하기 전에 접합부 파괴가 발생하였다. 두께가 20 mm이상인 실험체들의 경우 H형강 보 의 항복이후 종국 상태에서 H형강 보의 전단면 소성화로 인해 웨브의 면외 변형이 발생하여 보의 휨 파괴가 발생하였다.

따라서, Y형 플레이트 폭 및 두께가 각각 100 mm 이상 20 mm 이상이어야 접합부의 파괴가 아닌 H형강 보의 휨 파괴가 발생하는 것을 확인할 수 있었으며, 추후에 Y형 플레이트의 폭 및 두께의 최소값을 산정할 수 있는 설계식이 필요할 것으 로 사료된다.