2.1 실험 개요

국내에서 개발되어 적용되는 모듈 골조의 대부분의 기둥- 보 접합부는 각형강관 형태의 폐쇄형 기둥 단면에 C형 보 형 태의 단면을 주로 사용하고 있다. 이와 같은 폐쇄형 기둥 단면 과 보의 접합부의 경우, 이방향 휨성능과 변형능력 및 외주 용 접 작업 등에 높은 효율을 갖고 있으나 단위 모듈이 조합되는 모듈 간 접합부를 간결하고 안전하게 처리하는 데에는 많은 문제점을 지니고 있다. 또한, 기둥단면은 KS 규격에 따른 소 량 생산으로 생산단가가 매우 고가이며 과대한 구조설계의 원인이 되기도 한다.

이에 본 연구에서는 비교적 얇은 강판을 오픈형의 기둥과 보 단면 형상으로 프레스 절곡함으로서 모듈 간 접합을 용이 하게 하고 제작비용이 저렴할 뿐만 아니라 프레스 절곡형 기 둥 단면 내부에 콘크리트를 충전 타설함으로서 내화성능 확 보가 가능하도록 개선하고자 하였다. 또한, 기존 폐쇄형 각형 강관 기둥과 보의 접합 용이성을 확보 가능성을 검토하기 위 하여 비대칭 강판 프레스 절곡형 비합성 기둥과 보 접합부의 형상에 대해서도 구조성능을 평가하였다.

프레스 절곡형 비대칭 합성 및 비합성 기둥과 절곡형 보에 대한 접합부의 내력과 거동을 평가하기 위한 실험과 이론 및 해석적 연구를 통해 비대칭 합성 및 비합성 기둥과 보의 접합 부 구조성능 확보를 위한 연구를 수행하였다. 프레스 절곡형 비대칭 합성 단면과 보의 접합부는 고층형 모듈러 건축물에 적용하기 위한 목표로 수행하였다. 또한, 중층형 모듈러 건축 물에 적용 가능성을 확인하기 위해서 프레스 절곡형 비대칭 비합성 기둥단면과 보의 접합부 형상에 대한 구조성능 평가 실험도 같이 계획하였다.

2.2 실험체 계획

적층되는 기둥-보 골조식 모듈에서 하부 층의 천장보와 상 부 층의 바닥보가 기둥과 강하게 연결되지 않았다면 연직하 중의 대부분은 상층 모듈의 바닥보에 작용하기 때문에 바닥 보의 거동이 천장보보다 중요하다. 실험 대상인 모듈의 형상 을 Fig. 1에 나타내었다. 모듈은 비대칭 형상으로 프레스 절곡 된 기둥 단부의 측면에 Fig. 2와 같은 개방형 단면 형태로 프레 스 절곡 가공되어 비충전과 충전 형태로 구성되어 있으며 천 장보와 절곡형 바닥보는 프레스 절곡형 비대칭 단면 측면에 접하도록 용접되어 있다. 바닥에는 절곡형 보 웨브 중간 높이 에서 두께 150mm의 콘크리트 슬래브가 타설되어 플랜지면 이 형성되어 보를 구속하게 된다.

Fig. 2

Test specimen of column-beam connection

본 연구에서는 프레스 절곡형(PF) 비대칭 기둥으로 PF-150×75×4.5mm 또는 PF-150×75×8mm이 사용되었고, 프 레스 절곡형 보로 PF-200×75×4.5mm가 사용된 모듈의 장변방 향과 단변방향의 기둥-보 접합부를 대상으로 하였다. 두께 8.0mm인 프레스 절곡형 비대칭 기둥단면 웨브의 판폭두께비 는 16.75로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 63.26 ( = 2.45 E / F y ) 보다 작았지만 플랜지 판폭두께비는 9.34 으로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 7.75 ( = 0.30 E / F y ) 보다 큰 것으로 나타나 비콤팩트 단면으로 분류된다. 또한, 두 께 4.5mm인 비대칭 합성기둥 단면의 경우, 웨브의 판폭두께비 는 31.33으로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 63.26 ( = 2.45 E / F y ) 보다 작았지만 플랜지의 판폭두께비는 16.7 로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 7.75 ( = 0.30 E / F y ) 과 콤팩트 단면의 한계세장비인 9.81 ( = 0.38 E / F y ) 보다 커 비콤팩트 단면으로 분류된다. 프레스 절곡형 보는 KS D 3530 ｢일반 구조용 경량 형강｣을 따라 판재를 절곡하여 제작 되었으며, 웨브의 판폭두께비는 31.33로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 63.26 ( = 2.45 E / F y ) 보다 작았지만 플랜지 의 판폭두께비는 12.5로 내진콤팩트 단면의 한계세장비인 7.75 ( = 0.30 E / F y ) 과 콤팩트 단면의 한계세장비인 9.81 ( = 0.38 E / F y ) 보다 커 비콤팩트 단면으로 분류된다.

그러나 프레스 절곡형 비대칭 합성기둥 단면과 프레스 절 곡형 보의 경우 Fig. 1과 같이 기둥 내부에 콘크리트가 타설되 어 기둥 플랜지와 웨브면을 구속하고 있고, 보의 상부 플랜지 는 콘크리트 슬래브 속에 묻히고 웨브의 일부도 콘크리트로 구속되기 때문에 기준에 제시된 판폭두께비는 다소 보수적인 평가일 가능성이 높다.

프레스 절곡형 기둥-보 접합부의 거동에 영향을 미치는 주 요 인자를 기둥의 강판 두께와 콘크리트 충전타설 유무, 절곡 형 보의 상부플랜지 보강 유무로 선정하여 Table 1에 정리한 것과 같이 4개의 접합부 실험체를 계획하였다. 강판 프레스 절 곡형 비대칭 기둥의 외연에 맞춰 절곡형 단일 보를 용접으로 접합한 실험체의 경우 프레스 절곡형 비대칭 보의 비틀림 좌굴 로 내력이 결정될 가능성이 높다. 이런 문제를 최대한 방지하 기 위하여 본 연구에서는 실험체를 대칭으로 제작하여 비틀림 에 의한 보의 선행 파괴를 방지하고자 하였다.

Table 1

Description of test specimen

또한 선행 연구(Park, 2013)에서 채택한 실험 방법은 패널 존이 지지되도록 기둥 단부를 반력 프레임에 볼트로 고정하 거나 힌지점으로 지지하여 접합부의 회전 강성을 증가시킬 수 있다는 우려가 있었다. 이와 같은 문제를 해결하기 위하여 세워진 기둥 상부에 보를 접합하고 보를 수평가력 할 수 있는 실험방법을 계획하였다(^{Lee, 2015}). 즉 바닥보를 중심으로 생 각하면 L자형 접합부 실험체가 되어야 하지만 가력의 편리를 위해 이를 상․하로 뒤집어 ㄱ자형의 접합부 실험체로 상세 치 수와 형상을 Fig. 2에 나타내었다. 접합부에서 보의 소성모멘 트(M_P )가 발휘될 수 있도록 용접내력의 검토를 통해 보 플랜 지는 양면 모살용접과 일면 그루브(groove)용접을 하고, 보 웨 브는 일면 플레어(flare) 또는 양면 모살 용접으로 비대칭 기둥 에 용접하였다.

2.3 가력 및 측정방법

기둥-보 접합부의 성능은 건축구조기준(KBC 2016)에서 층 간변위각과 휨강도로 규정하고 있으며 층간변위각(θ )은 ｢층 간변위(δ )를 층고(H)로 나눈 값｣으로 정의되어 있다. AISC Seismic Provisions for Structural Steel Buildings (2010)의 Commentary K2. 2에 실험체의 형상은 십자형이나 외팔보 형 태로 제작할 수 있으며, 가력도 보 단부 혹은 기둥 단부에 변위 를 가하는 방법을 채택할 수 있다고 설명되어 있다. 이 실험에 서 사용한 가력방법은 Fig.3에 나타낸 것과 같이 KBC 2016 0722.2.4에 규정된 층간 변위각을 0.2mm/sec 속도로 제어하는 반복가력이었다. 보에 가해진 수평변위(δ )를 실험체의 높이 (h )로 나눠 계산하기 때문에 층간변위각이 커질수록 초과된 수평변위(δ ′ )가 보에 가해지게 되지만 보수적 평가가 되도록 이를 수용하였다.

Fig. 3

Loading protocols

Fig. 4에서 확인할 수 있듯이 기둥을 힌지 구좌로 지지하고 보 단부를 이동단으로 지지되도록 하여 수평가력 하였으며, 주요지점에서 변위와 변형률을 측정하였다.

Fig. 4

Test set-up and measurement

2.4 재료시험

2.4.1 강재 인장강도 시험

실험체 제작에 사용된 비대칭 절곡 기둥과 강판 절곡한 보 의 재료 특성을 알아보고자 각각 3개의 인장시험편(14B호)을 제작하여 KS B 0802에 따라 강재의 인장강도시험을 실시하 였고, 그 결과를 Table 2에 정리하였다. 기둥으로 사용된 프레 스 절곡형 비대칭 단면의 강종은 SM 490이었고, 보로 사용된 단면도 강종 SM 490 강판을 절곡하여 제작한 것으로 항복강 도는 315N/mm², 인장강도는 490N/mm²으로 건축구조기준에 명시되어 있다. 시험 결과 각 강종의 강도기준이 만족되고 있 지만 항복비가 높은 것으로 나타났다. 강판 두께 4.5mm인 프 레스 절곡형 비대칭 기둥과 절곡형 보의 경우 강종이 SM 520 으로 추정될 정도의 높은 항복강도와 인장강도를 보였다.

Table 2

Material test result

2.4.2 콘크리트 압축강도 시험

프레스 절곡형 비대칭 기둥-보 접합부의 실험체에 사용된 콘크리트 설계기준강도는 24MPa로 계획하였으며, 사용된 레 미콘의 수에 따라 각각 3개씩 총 12개의 공시체를 제작하였 다. 콘크리트 압축강도 시험은 KS F 2405의 시험방법에 따라 1,000kN 유압식 만능 시험기(U.T.M)를 사용하여 실시하였 다. KS F 2403에 따라 제작한 공시체의 실험 당일에 시험한 콘크리트 압축강도 결과는 평균 24.5MPa로 나타났다. Table 3

Table 3

Descriptions of test specimen

3.1 접합부 거동 및 파괴모드

프레스 절곡형 기둥-보 접합부에서 기둥지지 힌지단의 클 레비스와 핀 사이의 유격으로 가력방향 변경 부근에서 변위 가 일부 튀는 현상 이외에 별다른 이상은 없었다. 폭두께비가 비교적 큰 콘크리트 합성형 기둥-보 접합부인 CCB-R0와 CCB-R4.5의 경우 보 면에서 약 50∼80mm 떨어진 위치에서 강재와 콘크리트 간의 부착균열이 발생하였다. 기둥 플랜지 의 국부좌굴이 두드러졌고 변형이 증가할수록 기둥-보 접합 부의 용접부가 균열파괴되는 현상을 보였으며 최대하중에 도 달한 이후 하중이 감소하는 특징을 보였다.

폭두께비가 비교적 작은 비합성형 비대칭 기둥-보 접합부 는 보강하지 않은 CNCB-R0 경우, 기둥면에서 가까운 위치인 보 플랜지의 국부좌굴이 두드러지게 나타났고 최대하중에 도 달한 이후에는 하중이 감소하는 특징을 보였다. 플랜지면을 보강한 CNCB-R4.5의 경우에는 기둥면에서 가까운 위치에서 보강한 보 플랜지면이 국부좌굴 변형이 나타났고 최대하중 도달 후에는 기둥 덮개판의 용접부가 파괴되는 현상을 보였 다. 실험결과를 Table 4에 정리하였고, Fig. 5에 모멘트-회전 각 관계를 나타내었다.

Table 4

Plastic moment of members

Fig. 5

Moment-rotation relationships of test specimens

3.2 휨모멘트-변형률 관계

Fig. 6에는 비대칭 기둥과 절곡형 보의 접합부에서 가까운 비대칭 기둥면과 보의 외측면에 변형게이지를 부착하여 측정 한 모멘트-변형률 관계 곡선을 나타내었다. 여기서 항복변형 률은 강재 인장강도 시험결과를 반영하여 산정하였다.

Fig. 6

Moment-strain relationship of asymmetric column-to-beam connections

Fig. 6(a)에서 보는바와 같이 프레스 절곡형 비대칭 기둥과 절곡형 보의 접합부에서 보의 상하 플랜지면에 부착한 변형 게이지(S1, S4)를 통해 비대칭 합성 기둥과 절곡형 보의 접합 부 실험체인 CCB-R0와 CCB-R4.5의 경우, 보의 상하 플랜지 위치에서 플랜지면 보강에 관계없이 최대하중 상태에서 일부 항복상태를 보였으며 보의 변형률은 매우 크지 않아 강성과 연성측면에서 성능이 저하될 수 있다는 예측이 가능할 것이 다. 이에 비해 프레스 절곡형 비대칭 비합성 기둥과 절곡형 보 의 접합부 실험체인 CNCB-R0와 CNCB-R4.5의 경우, 보의 상하 플랜지 위치에서 플랜지면 보강에 관계없이 최대하중 상태에서 보의 상하 모두 항복상태를 보였으며 보의 변형률 이 매우 크게 나타나 연성측면에서 성능이 증가될 수 있다는 것을 예측할 수 있을 것이다.

Fig. 6(b)에서 보는바와 같이 프레스 절곡형 비대칭 기둥과 절곡형 보의 접합부에서 기둥 측면의 상하 위치에 부착한 변 형게이지(S6, S7)를 통해 비대칭 합성 기둥과 절곡형 보의 접 합부 실험체인 CCB-R0와 CCB-R4.5의 경우, 플랜지면을 보 강하지 않은 기둥의 상부 위치(S7)에서만 최대하중 상태에서 항복하는 현상을 보였으며 플랜지면을 보강한 실험체에서는 모두 탄성 상태를 유지하고 있음을 알 수 있다. 이에 비해 프레 스 절곡형 비대칭 비합성 기둥과 절곡형 보의 접합부 실험체 인 CNCB-R0와 CNCB-R4.5의 경우, 플랜지면을 보강한 실험 체의 기둥 상부 외측면에서 4% 층간변형각 이후 소성화가 진 행되었으나 나머지 위치에서는 4% 층간변위까지 모두 탄성 상태를 유지하고 있는 것으로 나타났다. 이는 비합성 기둥단 면이 비교적 큰 폭두께비를 갖고 있어 기둥에 응력과 변형이 동시에 발생하고 있음을 알 수 있다.

Fig. 6(c)에서 보는바와 같이 프레스 절곡형 비대칭 기둥과 절 곡형 보의 접합부에서 기둥 최외측면의 상하에 부착한 변형률 게이지(S9, S10)를 통해 비대칭 합성 기둥과 절곡형 보의 접합 부 실험체인 CCB-R0와 CCB-R4.5의 경우, 층간변형각 4% 변 형까지 기둥의 최외측면 상하 위치에서는 플랜지면 보강에 관 계없이 거의 탄성 상태를 유지하고 있음을 알 수 있다. 이에 비 해 프레스 절곡형 비대칭 비합성 기둥과 절곡형 보의 접합부 실 험체인 CNCB-R0와 CNCB-R4.5의 경우, 기둥의 최외측면 하부 위치(S10)에서 플랜지면 보강한 실험체만이 4% 층간변형각에 서 항복하여 소성화 되어가는 상태를 알 수 있었다. 이는 비합성 기둥단면이 비교적 큰 폭두께비를 갖고 있어 접합부의 변형에 따라 기둥도 같이 변형이 발생하는 현상임을 알 수 있다.

3.3 접합부 성능 평가

지진하중과 같은 횡력에 저항하는 기둥-보 접합부의 성능 은 소성변형능력과 휨강도를 기준으로 보통모멘트골조, 중간 모멘트골조 및 특수모멘트골조로 구분하고 있다. 이 세 가지 철골모멘트골조는 서로 다른 수준의 비탄성회전능력이 요구 되고 있어 보통모멘트골조는 0.01rad의 층간변형각을 수용할 수 있어야 하며, 중간모멘트골조와 특수모멘트골조의 경우 각 각 0.02rad와 0.04rad를 감당할 수 있어야 한다. 중간모멘트 골조와 특수모멘트골조의 성능은 해당 층간변형각에서 보 소 성모멘트(M_p)의 80% 이상을 유지해야 한다는 강도 조건도 추가로 만족해야 한다. 이외에 판폭두께비와 초과강도를 고 려한 소요전단강도에 대해 접합부의 전단내력을 검토해야 하 는 조건도 있다.

여기서 접합부의 성능을 평가하기 위해 먼저 비대칭 합성 및 비합성을 고려한 프레스 절곡형 기둥과 상부플랜지 보강 유무에 따른 절곡형 보의 전소성모멘트를 계산하였다. Fig. 7 과 같이 비대칭 합성 유무와 보의 보강 유무에 따라 단면의 비 대칭성으로 인하여 정․부 방향에 대한 소성모멘트 값이 상이 하게 평가된다. 기둥과 보의 두께와 콘크리트 유무에 따른 소 재 시험결과를 적용하여 계산한 각 실험체의 비대칭 기둥과 보의 소성모멘트를 Table 5에 정리하였다.

Fig. 7

Asymmetric beam and column section

계산된 소성모멘트는 실험결과와 비교하기 위해 Table 5에 ×2로 표기하였다. 각 실험체에서 지배하는 소성모멘트는 기 둥의 합성과 비합성 유무와 기둥과 보의 비대칭성으로 인해 정․부 모멘트에 따라 소성휨모멘트가 달리 결정되었다. 비대 칭 합성기둥-보 접합부에서는 정모멘트 가력과 기둥단면에서 부모멘트 가력시 보에서 소성휨모멘트가 결정되었다. 또한, 비대칭 비합성 기둥-보의 접합부에서는 보 상부플랜지면의 보강 유무에 관계없이 보에서 소성휨모멘트가 지배하는 것으 로 평가되었다. 따라서 비대칭 기둥의 합성 유무와 보의 상부 플랜지면 보강 유무에 관계없이 접합부에서 실험을 통해 얻 은 최대모멘트는 지배되는 소성모멘트보다 커야 접합부에서 특수모멘트골조 성능 확보가 가능할 것이다.

Fig. 8에 나타낸 것과 같이 실험체의 경계조건을 단순지지 로 가정할 수 있어 정정구조물인 실험체의 반력과 휨모멘트 분포를 쉽게 구할 수 있다. 따라서 접합부에 작용하는 휨모멘 트는 하중(P)에 기둥 높이(h )를 곱하여 계산되고, 층간변위 각(θ )은 수평변위(δ )를 기둥 높이(h )로 나눠 계산될 수 있다.

Fig. 8

Reaction and bending moment diagram

식 (1)과 식 (2)을 이용하여 계산한 휨모멘트-층간변형각 관 계를 비대칭 기둥의 합성여부에 따른 두께별로 비교될 수 있 도록 Fig. 9에 각각 나타내었다.

Fig. 9

Comparison of test result

기둥 두께가 8.0mm이고 비대칭 비합성 단면은 절곡형 보 의 상부 플랜지면 보강 여부와 관계없이 CNCB-R0와 CNCB-R4.5 두 실험체만이 특수모멘트골조에 해당하는 성능 을 보이고 있고, 기둥 두께가 4.5mm이고 비대칭 합성형 단면 은 절곡형 보의 상부플랜지면 보강 여부와 관계없이 CCB-R0 와 CCB-R4.5 두 실험체는 중간모멘트골조 성능에 해당하는 성능을 보이고 있다. 이 비교로부터 프레스 절곡형 합성기둥 의 비대칭 형태로 하중의 작용 방향과 나란히 기둥 측면의 판 폭두께비가 비교적 크게 될 경우 기둥-보 접합면에서 국부변 형과 콘크리트 구속효과 저하로 접합부의 성능이 다소 떨어 짐을 알 수 있다.

이 연구에 사용된 프레스 절곡형 비대칭 합성단면의 경우, 보와 접합면이 비구속판 요소로 구성되어 접합면에서의 국부 변형으로 큰 비탄성변형의 원인으로 작용하기 때문에 주의를 기울일 필요가 있음을 알 수 있다. 결과적으로 이 연구에서 사 용된 프레스 절곡형 비대칭 합성형 기둥 단면에 대해 건축물 에 횡력은 x 및 y방향으로 모두 작용함을 감안하여 비대칭 합 성단면의 판폭두께비를 콤팩트 단면으로 확보하여 기둥의 휨 비틀림을 방지하거나 매입된 콘크리트 구속효과를 증대시키 는 방안으로 보강되는 것이 바람직할 것이다.