2.1 실험 변수

2.1.1 현장 접합상세

현장 접합상세를 대상으로 한 1차실험에서는 구조지침에서 주각부의 고정접합 조건으로 제시된 상세를 적용한 실험체를 기본실험체로 하여, Fig. 3에 나타난 관례적인 접합상세를 고려 하여 리브 플레이트의 유무, 앵커볼트의 개수 등을 주요 실험변 수로 실험체를 계획하였다. 1차 실험체의 이름은 약축방향을 의미하는 “W”와 앵커볼트로서 원형봉강을 의미하는 “R”을 사 용하여 WR 시리즈 실험체로 명명하였다. WR1 실험체는 소규 모구조지침에서 고정주각부를 대표하는 실험체 상세로서 기 준실험체로 설정하였다. 이에 대하여 WR2 실험체는 앵커볼트 의 개수를 6개로 유지하되, 리브 플레이트로 보강하지 않은 실 험체이며, WR4 실험체는 앵커볼트의 개수를 현장 접합상세와 같이 4개로 감소시킨 실험체이다.

Fig. 3

Sectional type of test specimen

2.2 실험체 계획

본 연구의 소규모철골조 노출형 주각부는 소규모건축물 구 조지침(^{KSEA, 2012})과 연성파괴가 발생하도록 AISC 설계기 준(^{AISC, 2006})에 의해 설계되었다. H형 단면을 가진 강재기 둥은 구조지침의 표준단면 중에서 6 m ~ 8 m 경간의 건축물에 서 가장 일반적으로 사용될 것으로 예상되는 부재인 H-300× 300×10×15 mm를 선택하였으며, 높이는 1,000 mm로 계획하 였다. 소규모건축물 구조지침에서는 베이스플레이트의 최소 크기 및 두께, 앵커볼트의 직경, 개수 및 정착길이에 대하여 규 정하고 있다. 이에 따라 실험체의 기본 계획시 구조지침에서 규 정하고 있는 최소사항을 반영하여 베이스 플레이트의 크기는 H형강 치수보다 150mm 크도록 450mm로 선택하였다. 앵커볼 트의 지름은 22 mm를 표준으로 선택하였으며, 매립깊이는 30 db 이상을 고려하여 650 mm로 선택하였다. 그 외에 콘크리트 기초의 평면크기는 800×800 mm이고 높이는 775 mm이다. 주 각부 고정을 위한 앵커볼트의 매립깊이는 650 mm로서, 후크의 길이는 264 mm이다. 실험체의 단면형상을 나타내면 Fig. 4와 같으며, 실험체별 제원은 Table 1과 같다.

Fig. 4

Sectional dimension of representative test specimen

Table 1

Properties of test specimens

2.3 실험체 설치

실험체는 기초부 상부에서부터 1,000 mm 거리에서 1,000 kN 용량의 엑츄에이터를 사용해 횡력을 가력하였으며, 동시 에 기둥의 상부에서 2000 kN 용량의 동적 엑츄에이터를 사용 하여 0.15 FyAg (= 413 kN) 크기의 축력을 가하였다. 축력 재 하를 위해 기둥 상부에 두께 50 mm의 강판을 추가로 공장 용 접하였다. Fig. 5는 실험체의 기본 상세 및 실험체 설치상황을 나타내고 있다. Fig. 6

Fig. 5

Details of test specimen and set-up

Fig. 6

Photo of test specimen set-up

2.3 가력 및 측정계획

실험체에 대한 반복 이력하중 가력계획을 나타내면 Fig. 7 과 같다. Fig. 7에서 보는 바와 같이 첫 번째 하중스텝에서는 6 싸이클까지 회전각(θ) 0.00375 rad (=3.75 mm)을 반복하였 고, 두 번째 하중스텝에서는 12 싸이클까지 0.005 rad (5 mm), 세 번째 하중스텝에서는 18 싸이클까지 0.0075 rad (7.5 mm), 네 번째 하중스텝에서는 22 싸이클까지 0.01 rad (10 mm), 다 섯 번째 스텝부터는 각각 2회의 싸이클로 24 싸이클까지 0.015 rad (15 mm), 26 싸이클까지 0.02 rad (20 mm), 그리고 28 싸이클 이후부터는 0.01 rad씩 증가시키며 반복가력하여 최종파괴에 이를 때까지 가력하였다(^{ANSI/AISC, 2010}). 여 기서, θ는 회전각을 나타낸다.

Fig. 7

Loading history

실험체의 변형률과 변위 측정은 액츄에이터와 연동된 자동 측정시스템에 의해 연속적으로 측정되었다. LVDT 설치 위치 와 스트레인 게이지의 부착위치는 Fig. 5에서 보는 바와 같다. 기둥의 횡변위는 기초 표면으로부터 1,000 mm 되는 위치에 서 LV₁에 의해 측정되었으며, 강재기둥 플랜지의 변형률은 기초부에서 50 mm 위치에서 측정되었다. 아울러, LV₂와 LV₃ 은 베이스 플레이트의 수직변형을 측정하기 위해 베이스 플 레이트 상부에 설치되었다.

2.4 강재의 역학적 성질

사용강재의 역학적 성능을 구하기 위해 ^{KS B 0801 (2007)} 및 ^{KS B 0802 (2003)}에 의해 인장실험을 실시하였다. Table 2 는 실험체별로 사용된 강재의 역학적 성질을 나타낸다. 모든 실험체에는 SS400 강종이 사용되었고, 앵커볼트의 재질은 원 형강봉에 SM45C, 전산볼트에는 S45C 강종을 사용하였다. 실험결과, 동일한 강종을 사용한 베이스 플레이트와 플랜지, 그리고 웨브는 모두 유사한 결과값을 나타내었다. 앵커볼트 의 경우, 원형강봉일 때의 항복강도는 608.7 MPa였으며, 지름 24 mm의 원형강봉에 1 mm 깊이의 나사산이 성형된 전산볼 트형의 앵커볼트의 항복강도는 492.5 MPa로 나타났다.

Table 2

Material properties

3.1 현장 접합상세 실험

주각부를 고정조건으로 계획한 기준실험체(WR1)와 현장 접합상세를 적용한 WR2 및 WR4 실험체의 파괴모드를 나타 내면 Fig. 8과 같다. Fig. 8에서 보는 바와 같이 연단의 앵커볼 트는 반복되는 하중이력에 따라 좌/우단에서 앵커볼트의 뽑 힘이 점진적으로 증가되는 것으로 관측되었으나, 중앙부의 앵커볼트는 중립축 근처에 배치된 관계로 거의 탄성영역에 머물고 있는 것으로 나타났다. 특히, 고정주각 상세의 WR1 실험체의 경우, 앵커볼트에서 뽑힘이 크게 증가되는 양상을 나타내었고, 반대로 4개의 앵커를 적용한 WR4 실험체는 중 앙배치 앵커볼트가 없는 관계로 좌/우 연단의 앵커볼트 뽑힘 만 지속적으로 관측되는 경향을 나타내었다.

Fig. 8

Failure mode of conventional detailed specimen (Round-type anchor bolts)

WR1 실험체는 베이스 플레이트의 항복이 9step (0.05rad) 에서 시작되고, 주각부의 변형량이 증가할수록 콘크리트 기 초 균열 또한 증가되었다. WR2 실험체와 WR4 실험체도 베이 스 플레이트 압축면의 항복은 7step (0.03rad)에서 시작되었 고, 콘크리트 기초의 균열은 6step (0.02rad)에서 최초 발생하 여 주각부의 변형량이 증가할수록 콘크리트 기초 균열 또한 증가하였다. 한편, 앵커볼트는 뽑힘변형이 발생됨에 따라 조 기에 게이지가 단선되어 계측이 불가능하였으나, WR2 실험 체는 회전각 0.03 rad에서 150kN~160.kN 범위의 하중 범위에 서 항복된 것을 확인할 수 있었다.

Fig. 9는 현장 접합상세를 적용한 각 실험체의 모멘트-회전 각 관계를 나타내고 있다. 여기에서 강재기둥의 설계항복강 도(F_y = 235 MPa)를 적용한 약축방향 소성모멘트(M_p = F_yZ_w) 는 105.8 kN･m이다. Fig. 9에서 보는 바와 같이, 모든 실험체 에서 이론적인 소성모멘트에 대한 최대모멘트(M_p / M_p) 비율 은 1.60~2.46정도로 하중조건은 만족하고 있으나, 하중제하 단계(unloading stage)시 하중역전 구간에서 원점을 향하여 쪼 그라드는 현상이 발생되었다. 이는 Fig. 8에서도 관측된 바와 같이 콘크리트 주각부에 매립된 비부착형의 원형강봉 앵커볼 드가 콘크리트로부터 뽑혀나옴에 따라 앵커볼트와 베이스플 레이트 사이에 이격거리가 누적되어 하중이 역전되는 구간에 서 인장력에 저항하지 못한 것에 기인하는 것으로 판단된다.

Fig. 9

Moment-rotation angle relationship (Round-type anchor bolts)

이와 같은 거동의 원인분석을 위해 고정접합 상세를 적용 한 WR1 실험체의 싸이클별 곡선을 나누어서 나타내면 Fig. 10과 같다. Fig. 11에서 보는 바와 같이 변형한계가 증가함에 따라 앵커볼트와 베이스플레이트 사이의 누적된 이격거리 발 생으로 –50kN~+50kN 구간에서 강성이 매우 작아지는 현상 을 나타내고 있으며, 이전에 발생된 이격거리가 맞닿은 이후 에 하중이 증가되는 현상을 나타내고 있다.

Fig. 10

Moment-rotation relationship (WR1 Specimen)

Fig. 11

Moment-rotation relationship (WR4 Specimen)

한편, 4개의 앵커를 적용한 WR4 실험체의 싸이클별 곡선 에서는 Fig. 11에서 보는 바와 같이 가력시 뿐만 아니라 하중 제하시에 –50kN~+50kN 와 ±0.04 rad.~±0.02 rad. 구간에서 강성이 극히 작은 값을 나타내면서 복원력이 발현되지 않는 매우 취성적인 거동을 나타내고 있다. 이는 앵커볼트가 4개로 제한됨에 따라 좌/우단의 앵커볼트에 모두 이격이 발생되어 6 개 배치된 실험체에서 관측되던 중앙부 앵커볼트의 복원력 특성이 발현되지 않은 것에 기인하는 것으로 판단된다. 이로 인하여 에너지소산면적이 급격히 저하되는 것은 물론이고, 더 나아가 –50kN~+50kN 와 ±0.04 rad.~±0.02 rad. 구간에서 하중에 저항하지 못하고 변형이 급격이 증가되는 취성적 거 동을 나타내었다.

3.2 성능개선 실험

현장 접합상세를 적용한 실험체의 성능저하 원인은 앵커볼 트의 항복이후 콘크리트로부터의 뽑힘이 누적됨에 따른 베이 스플레이트와의 이격거리 발생으로 분석되었다. 이에 따라 성능개선 실험에서는 고강도강에 나사를 성형한 전산볼트를 기존의 원형강봉 앵커볼트로 대처하여 부착력을 향상시킴으 로써 앵커볼트의 뽑힘을 제한하기 위한 WT2, WT3 실험체에 대한 이력실험을 실시하였다. 또한, 동시에 강축/약축방향 모 두 중앙부 앵커볼트의 복원력 제공을 위해 앵커볼트를 3열(총 8개)로 배치한 WT5 실험체도 추가하였다. Fig. 12는 상기 실 험체의 파괴모드 및 최종파과 양상을 나타내고 있다. Fig. 12 에서 보는 바와 같이, 앵커볼트와 콘크리트와의 부착력이 증 가됨에 따라 모든 실험체에서 앵커볼트의 뽑힘량이 감소되는 것을 확인할 수 있었으며, 최종파괴 이후에도 중앙부에 배치 된 앵커볼트는 물론 양단부에 배치된 앵커볼트도 이격거리가 어느 정도 회복된 것을 알 수 있었다. 모든 실험체에서 앵커볼 트의 인발량이 감쇠된 것 이외에 전체적인 실험체의 베이스 플레이트와 앵커볼트의 항복은 기존 실험체와 유사한 양상을 나타내었다. 그러나, WT2 실험체의 경우는 웨브에 대한 리브 플레이트 보강이 되지 않음에 따라 최종적으로 H형강 플렌지 의 좌굴에 의해 최종파괴되는 양상을 나타내었다.

Fig. 12

Failure mode of conventional detailed specimen (Thread-type anchor bolts)

아울러, 성능개선 목적으로 실시된 WT2, WT3 및 WT5 실험 체에 대한 모멘트-회전각 곡선을 나타내면 Fig. 13과 같다. 상 기 실험체의 파괴양상을 나타내고 있는 Fig. 12에서 보는 바와 같이 부착성능이 우수한 앵커볼트를 6개 적용한 WT2 및 WT3 실험체는 앵커볼트와 콘크리트와의 부착력이 증가되어 콘크 리트 파괴면이 주각부 전면으로 확대되는 것을 알 수 있으며, 이로 인하여 Fig. 13에서 보는 바와 같이 하중역전 구간에서의 극히 작은 강성을 나타내는 Rocking 현상이 관례적인 상세를 적용한 실험체와 비교하여 대폭 감소된 것으로 나타났다. 이로 인하여 소성모멘트에 대한 실험값의 비율이 2.19~2.42 까지 증 가되는 등 성능개선 효과를 확인할 수 있었다.

Fig. 13

Moment-rotation angle relationship (Thread-type anchor bolts)

최종적으로 앵커볼트를 3열(총 8개)로 배치한 WT5 실험체 의 모멘트-회전각 곡선을 살펴보면, 전산볼트형 앵커볼트의 3 열(총 8개) 배치 및 리브플레이트 보강에 의해 소성모멘트에 대한 실험값의 비율이 2.36~2.41로서 매우 안정적인 하중지 지능력을 나타내고 있으며, 하중역전구간에서의 복원력 특성 도 우수하여 에너지소산면적이 증가되고 있음을 나타내고 있 다. 따라서, 상기 상세를 적용하면 소규모 철골조건축물의 주 각부에서 횡적 안전성 및 안정성을 확보할 수 있을 것으로 판 단되었다.

아울러, WT5 실험체의 실험체의 싸이클별 곡선을 구분하 여 나타내면 Fig. 14와 같다. Fig. 14에서 보는 바와 같이 하중 역전구간에서 미소한 핀칭효과가 관측되긴 하였으나, 하중제 하(unloading) 및 하중재하(reloading) 구간에서 매우 안정된 모멘트-회전각 관계를 나타내고 있으며, 동일 싸이클에서의 에너지소산면적도 크게 나타났다. 따라서, 최종적으로 소규 모 철골조건축물의 약축방향 주각부에 부착력이 우수한 고강 도 전산볼트를 적용하고, 앵커볼트의 개수/배열을 8개 이상(3 열 배치)으로 증가시키면 관례적인 접합상세를 적용한 실험 체에 비하여 매우 안정적인 복원력 특성이 발현되는 것을 확 인할 수 있었다.

Fig. 14

Moment-rotation relationship at each cycle (WT5 Specimen)

4.1 최대 내력

소성모멘트에 대한 최대모멘트의 비율(M_peak/M_p)을 비교 해 보면 Table 3에서 보는 바와 같이 모든 실험체어서 1.0 이상 의 값을 나타내고 있으나, WR2 및 WR4 실험체는 1.6 내외로 다소 낮은 하중지지능력을 나타내고 있다. 이는 하중이 증가 됨에 따라 앵커볼트가 콘크리트로부터 지속적으로 뽑힘이 발 생되었고, H-형강에도 리브플레이트 등의 보강이 되지 않아 주각부에서 원활한 하중전달이 이루어지지 않은 것에 기인하 는 것으로 판단된다.

이에 대하여 고강도 전산볼트를 앵커볼트로 적용한 WT 시 리즈 실험체에서는 콘크리트로부터 앵커봍트의 뽑힘이 억제 됨에 따라 리브플레이트의 보강 유무와 관계없이 M_peak/M_p의 비율이 2.19~2.42 정도의 높은 하중지지능력을 보이고 있다. 따라서, 철골조 주각부의 약축방향 하중지지능력을 확보하기 위한 최소요구사항으로서 앵커볼트가 부착성능을 지니고 보 강 개수를 6개 이상으로 설정하는 것이 필요할 것으로 판단 되었다.

4.2 항복 강성

철골조 건축물 노출형 주각부의 초기강성(k_y)은 Fig. 15에 나타낸 바와 같이 모멘트-회전각 곡선에서 항복 시 모멘트를 그 때의 회전각으로 나눈 값(= M_y/θ_y)으로 정의하였다. 각 실 험체의 강성값은 Table 4에 정리하여 나타내었다.

Table 4

Summary of Dissipated Energy per cycle

약축방향 주각부의 강성을 분석해 보면, 대체로 앵커볼트 의 부착력과 리브플레이트의 보강 여부 및 앵커볼트의 개수 가 증가할수록 증가하는 것으로 나타났다. 정·부가력시 강성 값을 상호 비교한 결과, 앵커볼트의 부착력이 없는 WR 시리 즈 실험체는 정/부 방향 평균 9,560 kN m ~10,540 kN m 정도 로, WT 시리즈 실험체의 정/부 방향 평균값인 12,326 kN m ~13,271 kN m 비하여 각각 77.6% 및 79.4% 정도를 나타내고 있다. 즉, WR 시리즈 실험체의 강성이 상대적으로 작게 나온 이유는 앵커볼트의 부착력이 부족하고 베이스 플레이트가 실 험초기 항복하였기 때문으로 판단된다.

한편, 앵커볼트로 고강도 전산볼트를 적용한 WT 시리즈 실험체는 부착력의 증가 및 앵커볼트 개수/배치열의 증가에 따라 항복강성이 증가되는 것을 확인할 수 있었으며, WT5 실 험체의 경우에 동일 시리즈의 평균값보다 1.17~1.21배 증가 된 값을 보이고 있다. 이는 앵커볼트의 콘크리트에 대한 정착 력이 증가되었으며 특히, 리브플레이트의 보강에 의해 베이 스플레이트의 항복이 지연되었기 때문인 것으로 판단된다.

4.3 에너지 입력량과 출력량

Fig. 12의 파괴모드에서 나타난 바와 같이, 앵커볼트의 뽑 힘현상에 기인한 Rocking 현상은 하중재하시의 모멘트-회전 각면적을 협소하게 만들어 에너지 분산능력을 저하시키는 결 과를 초래한다. 이에 따라 본 연구에서는 Fig. 16에 개념적으 로 표현된 바와 같이 각 싸이클에서 에너지 입력(input)과 출 력(output)을 각각 계산하여 각 실험체별로 비교함으로써, 하 중역전구간에서 곡선이 쪼그라드는 현상에 기인한 에너지분 산능력의 차이를 분석하였다. 에너지 입력량은 가력(loading) 시에 모멘트-회전각 곡선의 하부면적으로 산정하였으며, 에 너지 출력량은 제하(unloading)시의 모멘트-회전각 곡선의 하 부면적으로 산정하였다.

Fig. 16

Energy input/output calculation method

Fig. 16 방법에 따라 각 실험체의 싸이클별 에너지의 입력 및 출력량을 비교하여 나타내면 Table 4 및 Fig. 17과 같다. 표 에서 보는 바와 같이 WR 시리즈 실험체의 입력에너지에 대한 출력에너지의 비율은 (+) 정방향 가력시 약 50%~56.6%, 부방 향 (-) 가력시는 약 37.7%~53.0% 값을 나타냄으로써 하중가 력시 부재에 축적된 에너지가 하중제하시 상당부분 방출됨으 로써 소산에너지가 감소되는 주된 원인을 제공하고 있는 것 을 알 수 있다. 이에 대하여 WT 시리즈 실험체는 입력에너지 에 대한 출력에너지의 비율이 정방향 (+) 가력시 평균 20.6%, 부방향 (-) 가력시 17.7% 정도의 작은 값을 나타냄으로써 결 과적으로 WT 시리즈 실험체는 WR 시리즈 실험체에 비하여 에너지소산값이 약 2.5배 정도 증가되는 것으로 나타났다. 특 히, Fig. 17에서 보는 바와 같이 WT5 실험체는 에너지 입력 (input)과 출력(output)량의 비율이 14.1%~20.0% 정도로 대폭 감소됨에 따라 타 실험체에 비하여 2~3배 정도 에너지소산면 적이 증가되어 가장 우수한 내진성능을 나타내고 있음을 확 인할 수 있었다.

Fig. 17

Energy input/output at each cycle

4.4 누적 에너지 소산능력

본 실험에서 실시한 각 실험체의 목표 변위별 에너지 소산 능력을 누적 합산하여 나타내면 Fig. 18과 같다. 에너지 소산 능력은 모멘트-회전각 곡선에서 목표 층간변위별 첫번째 싸 이클의 내부 면적으로 구했으며(^{ACI T1.1-01, 2001}), 누적 에 너지 소산능력은 목표 변위별 에너지 소산능력을 모두 누적 하여 산정하였다.

Fig. 18

Cumulative energy dissipation

Fig. 18에 보이는 바와 같이, WT 시리즈 실험체의 평균 누 적 에너지 소산능력은 97.65 kN m 로서 WR 시리즈 실험체의 평균 에너지소산능력인 30.62 kN m 에 비하여 약 3.18배 증가 된 것으로 나타났다. 이와 같이 에너지 소산능력이 크게 차이 나게 된 구간은 회전각 0.03 rad 이상부터이며, 이는 파괴모드 및 모멘트-회전각곡선에서 나타난 바와 같이 WR 시리즈 실 험체는 주각부를 고정하는 앵커볼트의 뽑힘이 지속적으로 발 생되면서 하중제하(unloading)시 복원력 특성이 크게 떨어짐 에 따라 모멘트-회전각 곡선에서의 면적이 감소된 것에 기인 하는 것으로 판단된다. 누적 에너지 소산면적 측면에서도 WT5 실험체의 누적 에너지소산능력은 112.83 kN m으로서 나머지 실험체에 비하여 약 1.24~3.84배 정도 증가되는 성능 을 나타내었으며, 고정접합 상세로 설계된 WR1 실험체에 비 하여 약 3.43배 정도 에너지 소산능력이 우수한 것으로 분석 되었다.