6.2.1 용접철망 보강유무에 따른 거동비교

Specimen 1은 무근콘크리트를, Specimen 2는 용접철망을 배근하여, 용접철망의 보강에 따른 횡구속 효과를 분석하였 다. Fig. 9(a)에 하중-변위 관계를 나타내었다. 횡축은 가새의 축방향 변위를 의미하고, 종축은 축방향 하중을 의미한다. 재 료특성을 반영한 심재의 항복내력 P_y 및 ^AISC(2005)의 요구 축변위 2.0D_bm를 함께 표시하였다. 또한 Fig. 9(b)와 Fig. 9(c) 에 각 실험체의 균열 및 파단양상을 나타내었다.

Fig. 9

Hysteresis and failure of specimen 1 and 2

용접철망보강에 관계없이 심재가 항복내력에 도달하기 전 에 1cycle 압축시 보강재의 취성적인 휨파괴로 인하여 내력이 저하되었다. 심재의 좌굴하중 P_cr =78.3 kN까지는 강성이 거 의 유사하게 나타나지만 심재의 좌굴 후, 무근콘크리트를 가 지는 Specimen 1의 횡구속력이 더 낮게 나타나 Specimen 2에 비하여 낮은 하중에서 파단되었다. 두 실험체의 파단양상은 공통적으로 심재의 면외변형에 의하여 콘크리트 보강재의 휨 거동이 탁월하게 발생하면서 횡구속력을 상실한 것으로 나타 났다. 또한 보강재에 발생한 휨균열은 주로 보강재 간 볼트접 합을 위한 단면결손부에 집중되어 나타났다.

6.2.2 철근배근간격에 따른 거동비교

Specimen 3은 D10 철근을 가새의 축방향으로 100 mm 간 격으로 배근하고, Specimen 4는 50 mm간격으로 배근하여, 철근 보강량에 따른 이력거동을 분석하였다. Fig. 10에 실험 체의 하중-변위 관계를 나타내었다.

Fig. 10

Hysteresis and failure of specimen 3 and 4

Specimen 3은 1cycle 압축시 심재가 항복내력에 근접할 때, 심재의 면내좌굴로 인하여 보강재단부의 콘크리트단면에서 쪼개짐파괴가 발생하였으며, 같은 양상으로 Specimen 4는 3cycle 압축시 파단되었다. 보강재의 휨강도가 상대적으로 낮 은 Specimen 1과 Specimen 2에 비교하여, Specimen 3과 Specimen 4는 철근 보강에 의한 보강재의 횡구속력 증가로 인 하여 면외방향으로의 변형은 대폭 감소되었지만, 심재의 면 내변형이 보강재에 지압하중으로 작용하여 콘크리트의 쪼개 짐파괴가 발생하였다. 두 실험체의 심재에 발생한 면내방향 으로의 변형을 Fig. 10(b)와 Fig. 10(c)에 나타내었다. 면내변 형은 심재가 최소단면적을 가지는 항복구간과, 심재의 변단 면부가 접하는 경계를 기준으로 발생하였다.

또한 Specimen 3에 비하여 철근간격을 좁게 배근한 Specimen 4의 경우 보강재의 휨변형이 감소하였다. 따라서 파단양상에 나타낸 바와 같이 Specimen 4에서는 심재의 면외변형으로 인 한 보강재의 휨균열은 발생하지 않았다. 반면 Specimen 3은 보강재 중간스팬의 콘크리트 단면에서 휨균열이 관찰되었다.

6.2.3 보강재단부보강에 따른 거동비교

Specimen 5와 Specimen 6은 보강재의 단변장변비가 0.88 로 이전 실험체에 비하여 낮은 값을 가진다. Specimen 5는 Specimen 4의 철근량과 동일하게 보강하였고, Specimen 6은 Specimen 3의 철근량과 동일하게 보강함과 동시에 보강재의 단부에 보강을 실시하여 심재의 면내변형에 대한 구속력을 개선한 모델이다. Fig. 11에 실험체의 하중-변위 관계를 나타 내었다.

Fig. 11

Hysteresis and failure of specimen 5 and 6

보강재에 단부보강을 실시하지 않은 Specimen 5는 7cycle 압축시 심재의 면내변형으로 인하여 보강재단부의 콘크리트 단면에서 쪼개짐파괴가 발생하였으며, Specimen 6은 11cycle 압축시 심재의 면내변형으로 인한 보강재의 쪼개짐파괴뿐만 아니라 면외방향으로의 국부좌굴로 인한 보강재의 휨파괴가 복합적으로 발생하였다. 보강재의 휨파괴는 Fig. 11(c)에 나 타낸 바와 같이 심재의 국부좌굴이 발생한 위치에서 나타난 보강재단면의 휨균열에 기인한다. 또한 심재의 국부좌굴로 인하여 Specimen 6의 압축측 강성이 약간 저하되었다.

두 실험체의 파단양상은 공통적으로 면내방향으로의 거동 으로 탁월하게 나타났으나, 이전 실험체들에 비하여 보강재단 면의 단변장변비가 작은 값을 가지는 Specimen 5와 Specimen 6에서는 보강재가 면내방향으로 안정된 형상을 가지므로 횡 방향 변형이 전체적으로 감소하였다. 특히 보강재의 단부를 보강한 Specimen 6은 동일 사이클에서 Specimen 5에 비하여 면내변형은 감소하였으나 면외변형은 소폭 더 크게 나타내었 는데, 이는 가새의 축방향으로 보강된 철근보강량이 Specimen 5보다 적어 휨강성이 상대적으로 낮기 때문인 것으로 판단된다.

Specimen 5, Specimen 6의 가력사이클에 따른 주요결과를 Table 5에 나타내었다. Specimen 5이 파단된 7cycle에서 Specimen 6의 누적소성연성도가 Specimen 5에 비하여 소폭 더 크 게 나타났고, 최종사이클에서는 각각 25.54, 67.25로 Specimen 6이 약 2.6배 높게 나타났다. 반면 Fig. 12에 나타낸 바와 같이 3cycle부터 Specimen 6의 누적소성에너지가 더 낮게 나타났 는데, 이는 사이클이 증가할수록 Specimen 6의 심재의 면외 변형 증가로 인하여 강성이 감소되었기 때문이다. 이는 변위 와 하중의 면적으로 산정되는 이력에너지를 감소시키는 결과 로 나타났다. Fig. 13

Fig. 12

Cumulative plastic energy(specimen 5, 6)

Fig. 13

Transverse displacements

이상의 실험결과에서 나타내듯이 콘크리트 보강재를 가지 는 비좌굴가새는 충전형 강재튜브를 가지는 일반적인 비좌굴 가새의 파단양상과 달리 보강재의 균열발생에 의하여 취성적 으로 파단되는 경향을 나타내었다.

Specimen 1과 Specimen 2는 보강재의 휨강도가 기존 제안 식의 가장 보수적인 조건 P_e ≥1.5P_y을 만족하더라도 심재변 형에 대하여 보강재가 횡구속력을 충분히 제공하지 못하는 것으로 나타내었다. 또한 보강재에 발생한 휨균열은 보강재 전체에 걸쳐 골고루 분포하지 않고, 보강재의 스팬 중앙 또는 보강재 간 볼트접합을 위한 단면결손부 주위에 집중하는 경 향을 나타내었다. 기존에 제시된 경험식은 Fig. 5의 평형상태 와 같이 플레이트형 심재의 변형에 의한 분포력이 연성능력 이 우수한 강재튜브의 전 구간에 걸쳐 균일하게 작용하는 경 우에 해당한다. 본 연구에서 고려하는 비좌굴가새에서는 취 성적인 콘크리트의 재료특성, 제작·시공 시 발생가능한 단면 의 초기균열, 강재튜브의 미사용을 감안하는 경우, 심재의 변 형에 의한 분포하중이 보강재의 전 구간에 걸쳐 균일하게 작 용한다고 가정하는 것은 적합하지 않다. 따라서 강재튜브가 존재하지 않는 콘크리트만을 보강재로 가지는 비좌굴가새에 서는 보강재의 요구휨강도가 기존 제안식보다 엄격하게 제시 될 필요가 있다.

한편 심재의 면외변형에 대하여 보강재가 횡구속력을 제공 함으로써 가새의 내력이 심재의 항복내력에 도달하고, ^{AISC (2005)}의 요구변위를 만족하는 Specimen 6의 경우에도, 최종 파단양상은 심재의 면내변형에 의한 보강재의 쪼개짐파괴뿐 만 아니라 심재의 국부적인 면외변형이 콘크리트 보강재에 전단력으로 작용함으로써 휨파괴도 복합적으로 나타내었다. 이러한 현상은 본 실험체에서 심재의 1차좌굴하중이 심재의 항복내력에 비하여 매우 낮기 때문인 것으로 판단된다. 1차좌 굴하중이 낮으면 심재가 소성거동을 하는 압축 변위영역에서 는 심재에 고차좌굴모드가 도입되므로, 고차모드에 의한 변 형이 발생하는 단면에서는 심재가 보강재에 전단력을 작용시 킨다. 따라서 Specimen 6에서는 심재의 국부좌굴이 발생한 단면위치에서 보강재단면의 휨균열이 발생하였다.

따라서 심재의 좌굴하중을 증가시킬 경우 보강재는 심재의 1차좌굴모드에 대하여 충분히 저항하게 되고, 심재가 항복 이 후에 충분한 소성변형을 하는 동안, 고차모드에 대응하는 소 성변위영역이 감소하므로 보강재가 전단력으로 인하여 휨파 단 될 가능성이 낮아질 것으로 판단된다. 이는 심재의 분포력 에 대하여 콘크리트 보강재의 전체단면이 골고루 저항하지 못하는 취성적인 콘크리트 재료가 가지는 현상도 어느 정도 완화할 수 있을 것으로 판단된다.

6.3.1 누적소성연성도 및 최대연성도

누적소성연성도는 가새의 누적소성변형에 대한 항복변형 의 비로 정의된다. 설계층간변위 D_bm을 만족하는 결과를 나 타낸 Specimen 5와 Specimen6의 누적소성연성도를 Fig. 14에 나타내었다. 횡축은 가력사이클을 의미하며, 종축은 매 가력 사이클에서 누적되어 발생한 연성도를 의미한다.

Fig. 14

Cumulative plastic ductility(specimen 5, 6)

Recommended Provisions for Buckling-Restrained Braced Frames(^{AISC/SEAOC, 2001})에서는 140을 하한치로 규정했 으나, ^AISC(2005)에서는 이를 상향조정하여 200으로 요구성 능을 제한하고 있다. Specimen 6은 Specimen 5의 마지막 사이 클인 7cycle까지 비슷한 수준의 누적소성연성도를 나타내었 고, Specimen 6의 마지막 사이클 11cycle에서 67.25로 나타나 요구성능을 만족하지 못하였다.

각 실험체의 최대연성도와 누적소성연성도의 관계를 Fig. 15에 나타내었다. 횡축은 설계층간변위를 고려한 최대연성 도를 의미하며, 종축은 누적소성연성도를 의미한다. AISC/ SEAOC (2001)과 ^AISC(2005)에서는 각각 최대연성도의 하 한치로 7.5와 10.0을 정의하고 있다. 콘크리트의 휨균열로 인 하여 파단된 Specimen 1, Specimen 2와 심재의 면내좌굴로 인 하여 콘크리트 단부에 쪼개짐 파괴가 발생한 Specimen 3, Specimen 4는 목표 가력사이클에 도달하지 못하고 취성적으 로 파단되면서 최대연성도가 3.0미만으로 나타났다. 반면 Specimen 6의 경우 최대연성도가 10.14를 나타내어, 요구조 건을 만족하였다.

Fig. 15

Cumulative plastic ductility and maximum ductility

6.3.2 인장강도 및 압축강도조정계수

압축강도조정계수는 압축강도의 인장강도에 대한 비로, 1.0 ≤ β ≤ 1.3의 범위로 규정된다. 비좌굴가새의 최대압축 강 도가 최대인장강도보다 큰 이유는 압축하중 작용 시 보강재가 심재에 횡구속력을 제공함으로써 심재는 보다 높은 강성과 강 도를 가지기 때문이다. 따라서 이러한 제한은 하중-변위 관계 에서 압축측과 인장측의 대칭성을 확보하기 위한 계수이다.

Fig. 16에는 Specimen 5와 Specimen 6의 조정계수를 나타 내었다. 횡축은 부재의 축방향 변위를 의미하고, 종축은 각 조 정계수를 나타낸다. Fig. 16(a)에 나타낸 바와 같이 인장강도 조정계수는 예상대로 축변형이 증가할수록 증가하는 경향을 나타내었다. Specimen 6의 경우 2.0D_bm에서 인장측의 강도가 항복강도에 비하여 약 20% 증가되었다. 압축강도조정계수는 Fig. 16(b)에 나타낸 바와 같이 모든 변위영역에서 요구제한 를 만족하였다.

Fig. 16

Adjustment factors(specimen 5, 6)