1. 서 론

제한된 토지이용의 극대화를 위해 건축물과 사회기반시설의 도시 집중 화는 경제의 발전에 따라 계속 증가될 전망이다[1]. 또한 도심의 건축물은 공간의 효율을 극대화하기 위해 장경간화와 고층화되어 가고 있다. 이러한 현실에서 지진의 발생으로 인한 피해는 지역과 국가경제까지 뒤흔들 수 있 는 큰 재난으로 나타날 수 있다. 지진의 발생으로 인한 피해가 예상됨에 따 라 강도와 연성을 확보하기 위해 필요한 횡력저항시스템 부재 크기는 증가 하게 되고 부재 상세는 복잡하게 되어 건설비용의 증가와 가용할 수 있는 건 축공간에 제약을 가져올 수 있다. 또한 공사 노임의 상승과 코로나19 등의 팬데믹 상황은 건설시장에서 새로운 변화와 도전을 요구하고 있다. 이러한 사회적 변화에 대응하여 구조적 안정성을 확보하며 시공 단순화와 공기 단 축을 가져올 수 있는 합성구조공법이 크게 관심을 받고 있다.

철골 강관에 콘크리트가 채워진 CFT 기둥은 콘크리트의 높은 압축 강도 와 강성과 함께 이를 둘러싼 강재가 높은 인장 강도와 연성의 능력을 갖게 된다[2]. 폐단면을 갖는 콘크리트 충전 강관 기둥과 보의 접합 형식은 접합 부의 응력집중을 완화하고자 기존에는 용접을 통한 스터드 매입, 다이어프 램 보강 등이 많이 사용되었다. 하지만 이러한 보강방법은 상세가 매우 복잡 하고, 현장 용접작업이 증가한다는 단점이 있다[3, 4]. 또한, 폐단면을 갖는 콘크리트 충전 강관기둥-보 접합부에 연직하중이 작용하게 되면 하부의 압 축측은 기둥내부의 충전 콘크리트에 의해 강관 플랜지의 면외 변형이 구속 되지만, 상부의 인장측 강관 플랜지의 면외 변형은 구속하기 어렵다[5, 6]. 또한, 다이어프램 보강은 용접열에 따른 기둥과 보의 초기변형이 발생할 수 있고, 기둥 강관의 면외방향 변형에 따른 내력저하가 나타날 수 있다[7]. 즉 기둥-보 접합부의 내력은 기둥과 보 플랜지를 연결하는 접합 형식에 따라 영향을 받는다고 할 수 있다. 이러한 합성 보-기둥의 단점을 극복하고 합성 구조시스템의 시공성과 경제성을 확보하기 위해 CFT기둥과 합성보를 활 용한 합성접합부공법(Composite Joint System, 이하 CJS)을 개발하였다.

CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법은 CFT기둥과 합성 보(철골 H형강보와 Casing을 통한 콘크리트 단부의 합성)의 개발을 통해 구조적 안정성을 확보하고 시공의 편의성과 공기를 효율적으로 단축할 수 있는 합성구조시스템이다. Fig. 1과 같이 최적화 설계를 확보하기 위해 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법은 보 양단에서는 H형강 철골구조에 Casing을 통해 콘크리트와 주철근을 양단부에 일정 길이에 확 보하여 휨 내력을 증가시켜 상대적으로 큰 단부모멘트에 저항하게 하고 중 앙부의 작은 모멘트 구간에서는 H형강 단면을 이용한 최적 설계를 통해 철 골 물량의 효율성과 최적화를 확보하였다. 또한, Fig. 2와 같이 보-기둥접합 부의 구조적 안정성과 시공의 편리함을 확보하기 위해 합성보의 H형강이 기둥을 통과하도록 설계하여 횡력저항시스템에서 구조적 일체성을 확보하 도록 개발하였다. 이때 CFT기둥 강관에는 합성보의 통과를 위한 개구부가 형성되는데, 합성보 통과 후 개구부의 남은 부분을 보강플레이트를 설치하 고 용접하여 수직하중을 지지하는 기둥부재의 연속성을 확보하였다. 이는 보에 작용하는 압축 및 인장력을 기둥강관 및 기둥 내부 콘크리트로 직접 전 달하는 구조적 우수성을 가지게 된다. 또한 접합부에 작용하는 부모멘트의 휨내력 증가를 위해 주철근 또한 기둥을 통과하여 보 맞은편까지 배근하였 다. 이는 공장에서 CFT기둥과 합성보를 일체화로 제작하여 현장에서는 경 간 사이의 보를 조립하고 데크슬래브를 설치하고 이후 CFT기둥과 데크슬 래브에 콘크리트를 타설하도록 시공순서를 확립하여 공기를 단축하였다. 이에 따라 현장에서의 접합부 용접이나 조립과정을 최소화하고 시공의 효 율성과 구조의 안정성을 확보할 수 있게 하였다. 본 연구는 CFT기둥과 합 성보를 활용한 합성접합부공법의 접합부의 설계/시공에 대한 검증과 내진 성능 평가를 위해 3차원 실물사이즈의 4개 실험체를 제작하고 구조성능평 가 실험 및 해석을 통하여 검증하였다. 실험 결과를 통해 개발된 CFT기둥 과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법의 성능을 검토하고 보강 플레이 트를 통해 확보한 기둥 부재의 연속성을 검증하였다.

2. 실험 계획

2.1 실험 목적 및 구성

본 실험은 개발된 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법의 내진성능을 검증하기 위해 4개의 실험체를 제작하여 점진변위 반복가력실 험을 실시하였다. 본 실험은 합성 구조시스템의 휨성능 검증과 함께 합성단 면의 일체성과 연속성을 검증하기 위한 실험이다. 합성단면의 구성이 휨 저 항에 효율적으로 설계되었다고 하더라도 강재와 콘크리트로 구성된 CFT 기둥과 합성보의 일체화 거동을 확보하지 못한다면 합성단면의 최대 능력 을 발휘할 수 없다[8].

본 실험에서는 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법에 대 해 (1) CFT기둥의 수직압축력 저항시스템으로써 견고성, (2) CFT기둥과 합성보에서의 휨 저항 내력의 안정성, (3) CFT기둥과 합성보가 통과하는 접합부에서 구조적 일체성, (4) 단부 보에서 상부 주철근의 배근과 콘크리 트 타설을 통한 합성보의 휨내력의 일체성 등이 집중적으로 조사되었다. 이 를 통해 휨과 전단을 검토하기 위한 실험이 시행되었다. 점진변위 반복가력 실험에서는 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법의 전체적인 이력거동을 확인하는 목적으로 계획하였다.

2.2 실험체 변수 고려 및 제작 과정

개발된 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법은 합성보의 H형강이 CFT기둥을 통과함으로써 보의 연속성을 확보하였고 이를 기준 으로 기둥의 상·하부를 용접 접합하였다. 접합부의 성능과 CFT기둥과 합 성보를 활용한 CJS 합성접합부공법의 구조 성능을 검증하기 위해 내부 보- 기둥 실험체 3개, 외부 보-기둥 실험체 1개로 총 4개의 실험체로 실험을 진 행하였다. 내부 기둥 실험체는 합성보를 기준으로 상단부 기둥과 하단부 기 둥을 접합하는 방식을 달리하여 구분하였다. Fig. 3과 Fig. 4는 실험체의 제 작 및 타설 과정을 보여준다. H형강(400×200×8×13)은 SM355를 사용하 였으며 콘크리트는 f_ck=24 MPa의 설계압축강도를 사용하며 레미콘과 펌 프카를 사용해 현장 타설을 하였다. 타설시 콘크리트 품질을 위해 펌프카로 타설하고 진동 다짐기로 공극이 없도록 다져주었다.

2.3 CJS합성접합부공법 실험체특성

CJS 합성접합부공법은 합성보시스템이 기둥을 통과하도록 설계하여 횡력저항에 대해 보의 시스템이 접합부내에서 연속되게 하고 이는 접합부 의 복잡한 상세를 크게 단순화할 수 있다. 또한 합성보를 활용한 CJS 합성 접합부공법의 합성보가 CFT기둥을 관통함에 따라 수직하중 흐름에서 불 연속되는 CFT기둥 부분은 플레이트의 설치와 용접을 통해 수직하중의 흐름이 단절되지 않고 연속으로 지지되게 고려하였다. 실험에서는 H형강 을 기둥에 통과시키는 과정에서 기둥의 상부와 하부를 접합하는 방식에 대하여 CJS-Int-BC 실험체, CJS-Int-RC 실험체, CJS-Int-RT 실험체 및 CJS-Ext-BC로 4가지 실험체가 제작되고 이를 실험을 통해 검증하였다.

Table 1과 Fig. 5은 본 연구에서 실험을 수행한 4개 실험체에 대한 특성 을 보여주고 있다. CJS는 제작한 시스템을 의미하며 Int와 Ext는 각각 내부 와 외부접합부를 의미한다. Fig. 5 (a)은 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체 의 전체 구조물의 형상과 접합부의 상세 모습을 나타낸다. CJS-Int-BC 실 험체의 BC는 기본 접합부로 basic connection을 의미하며 합성보가 관통 되는 위치를 제외하고 네 모서리를 ㄱ형태의 플레이트로 용접 접합하였다. 주축방향의 H형강은 기둥을 통과하여 횡력 구조시스템에 연속성을 부여하 고 폐단면인 CFT 기둥은 수직하중의 연속부 부분에 플레이트를 통한 용접 부 접합을 통해 수직 구조재의 연속성을 확보하였다. Fig. 5 (b)는 두 번째 실험체인 CJS-Int-RC 실험체의 전체 구조물의 형상과 접합부의 상세 모습 을 나타낸다. CJS-Int-RC 실험체의 RC는 보강된 접합부로 reinforced connection을 의미하며 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체의 기둥 상·하 부 접합부에 추가 보강을 실시하여 접합부의 구조성능 보강효과를 관찰하 였다. Fig. 5 (c)은 세 번째 실험체인 CJS-Int-RT 실험체의 전체 구조물의 형상과 접합부의 상세 모습을 나타낸다. CJS-Int-RT 실험체의 RT는 reinforced traverse를 의미하며 다른 실험체들과 달리 기둥 상·하부를 용 접으로 접합하지 않고 기둥에 주축방향 H형강이 통과할 수 있는 홀을 만들 어 통과시켰다. 이를 통해 기둥의 일체성을 높였으며 기둥 상·하부를 용접 해야하는 시공에 대해 대안을 제시하였다. 또한 교축방향 H형강은 기둥 외 부에 플렌지는 용접, 웨브는 볼트로 단순접합을 통해 시공성을 높일 수 있도 록 용접 면적을 줄이며 볼트로 단순 접합부 형태로 고정, 연결하였다. Fig. 5 (d)는 네 번째 실험체인 CJS-Ext-BC 실험체의 전체 구조물의 형상과 접합 부의 상세 모습을 나타낸다. 접합부 접합 방식은 CJS-Int-BC 실험체와 동 일하게 설계하였다. CJS-Ext-BC는 외부 기둥 실험체이며 따라서 상·하부 의 기둥과 한쪽 방향의 보로 구성되어있다. 상부 주철근은 기둥 관벽에 미리 뚫어놓은 구멍을 통하여 강관 내부 콘크리트에 90°갈고리로 정착시켰다. 주축방향에 대해 양단부가 보로 구속되어 있는 내부접합부와는 달리 기둥 에 주축방향 보가 한 방향에서 접합부를 구속하는 경우이다. 따라서 접합부 를 4면(주축+교축)에서 구속하는 내부접합부와는 달리 3면에서 구속하는 형태적 특성에 따라 접합부의 휨 내력은 내부보다 외부접합부가 작게 보유 하게 된다.

CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합성접합부공법의 모든 실험체의 단 부에서는 휨내력의 증가를 위해 주철근을 보 상부에 배근하였다. Fig. 6은 실험체 상부 주철근의 통과 방식을 나타낸다. 시공의 편의성을 위해 주철근 이 통과하는 한쪽 면만 주철근 직경의 8개의 홀을 제작하고 반대쪽 면은 직 사각형 모양으로 관통부를 제작하였다. 직사각형 모양의 관통부는 기둥에 콘크리트 타설시 콘크리트가 합성보 외부로 흘러나가지 않도록 규격에 맞 게 덮개를 제작하고 설치한 뒤 실리콘으로 마감하였다.

Fig. 7은 CJS 합성접합부공법에서 모든 실험체의 단부에 설치되는 H형 강(400×200×8×13)과 콘크리트합성보의 단면을 보여주고 있다. CFT기 둥의 외부면에서 2.1 m의 길이를 가진 Casing이 H형강보를 둘러싸도록 설 치되고 접합의 견고성을 확보하기 위해 500 mm의 간격으로 Casing 구속 근이 설치되었다. 또한 H형강보와 타설된 콘크리트의 합성거동을 확보하 기 위해 스터드볼트(4D-19×120)가 200 mm간격으로 설치되었다. 보의 상부에 두께 120 mm의 트러스데크가 설치되고 이후 콘크리트가 총 150 mm의 두께로 타설되었다.

2.4 CJS 합성접합부공법 실험체 제원 및 제작

Fig. 8은 CJS 합성접합부공법의 형상, 치수 및 접합상세를 보여주는데, 내부 기둥 실험체의 경우 기둥 상·하부 접합상세를 제외한 형상, 치수 등은 동일하다. 외부 기둥 실험체의 경우 한 쪽 측면으로만 합성보가 돌출되도록 제작하였다. Fig. 8에서 보듯이 CJS 합성접합부공법의 전체 높이는 3,550 mm이고, 기둥 중심으로부터 지점까지의 순경간은 3,100 mm이다. 기둥과 합성보의 강재 단면은 각각 두께 9 mm와 5 mm의 강판을 절곡/용접하여 제작하였으며 타설된 콘크리트는 Casing과 설치된 전단스터드를 통해 CJS접합부의 결속과 고정으로 구조적 일체화를 확보하였다. 전단연결재, Casing과 슬래브 설치는 모든 실험체에 대해 동일하게 적용하였다.

2.5 가력 계획

각각의 실험체는 기둥 상단부를 가력하는 방식으로 동일하게 진행하였 다. Fig. 9는 실험체 셋업(Test setup)의 방식을 보여주고 있으며 Fig. 10은 실제 실험체 설치후의 사진을 보여주고 있다. CFT기둥의 상부와 하부 지지 점의 높이는 총 2,950 mm이며 보의 양단 지지점의 간격은 5,800 mm이다. 2,000 kN 가력 액추에이터는 상부 기둥에 연결되었으며, 기둥 하부는 핀지 지로 고정되어있다. 보 양 끝의 단부는 좌우 횡 변위가 가능하도록 롤러형태 로 구속하였다. 실험 과정에서 면외 비틀림을 방지하기 위하여 슬래브 양단 에 횡방향 구속을 위해 가이드를 설치하였다. 기둥에는 압축력이 작용하지 않았으며, 이는 접합부 철근 정착 및 접합부 전단강도에 가장 불리한 조건으 로 판단된다[9].

가력은 액추에이터와 연결된 변위계측장치를 통해 변위제어방식으로 수행되었으며 2,000 kN 용량의 액추에이터를 활용하여 기둥 상단부를 반 복 가력하였다. 가력 계획은 KBC2016 0722.2.4.2를 참고하여 계획하였 다. Fig. 11와 Table 2는 실험체의 가력 계획을 나타낸다. Table 2와 같이 층간변위비 ±0.375%, ±0.5%, ±0.75%에서 각각 6회 반복가력하였고, ±1.0%에서 4회 반복가력하였으며, 이후 ±1.5%, ±2.0%, ±3.0%, ±4.0% 에서 각각 2회 반복가력하였다. 층간변위비 4% 이상인 경우 1%씩 증가시 키면서 2 싸이클을 반복 가력하였으며 변위계를 이용하여 실험체의 층간 변위를 계측하였다[10].

2.6 재료시험

CJS 합성접합부공법에 사용된 H형강의 플랜지 강종은 13t 두께의 SM355 강재가 적용되고 CFT기둥에는 11t 두께의 SRT355 강재가 사용 되었다. KS B 0801 5호 1A 시험편 규격에 따라 Fig. 12와 같은 시편으로 제작 및 인장시험을 수행하였다. 시험편 규격의 치수는 Table 3에 나타내 었다.

KS B 0801 규격에 따른 본 시편의 인장실험 결과는 Table 4와 Table 5 에 나타내었다. 본 시편들의 평균 연신율은 SRT355강재는 35.3%, SM355 강재는 37.3%, 평균 항복강도는 SRT355강재 476.7 MPa, SM355강재 334.5 MPa, 평균 인장강도는 SRT355강재는 573.4 MPa, SM355강재는 444.1 MPa이다. 이로부터 적용된 강재가 초기에 항복하고 충분한 변형능 력을 보유해야 하는 합성 보-기둥의 요구조건에 매우 적합한 성질임을 확인 하였다.

콘크리트 공시체에 대하여 실험을 수행한 재령 30일째의 강도를 측정하 였다. 강도 측정을 위해 3개의 공시체를 실험하여 압축강도 값을 평균하였 다. 콘크리트 설계 강도는 24 MPa 이었지만 실험을 수행한 날(2020.10.29.) 의 콘크리트 압축강도는 평균적으로 약 27.2 MPa의 강도를 얻었다. Table 6은 콘크리트 공시체의 실험 수행 당시의 측정된 압축강도 값을 보여주고 있다.

2.7 설계 휨강도

CJS 합성접합부공법의 내부 기둥 실험체와 외부 기둥 실험체의 휨 강도 를 실험 전에 예측하여 예상되는 휨과 전단에 대해 검토하고 실험체의 규모 나 내력이 실험 장비의 허용치를 초과하지 않도록 검증하였다. 또한 구조 역 학적 원리를 이용하여 강도를 예측하고 실험에서 측정된 결과 값과 비교하 여 실험체의 접합부가 설계 휨강도 이상을 발휘하였는지 확인하였다.

Fig. 13과 Fig. 14는 CJS 합성접합부공법의 내부 기둥 실험체와 외부 기 둥 실험체의 형태와 휨력 계산을 위한 설계 조건을 나타낸다. 기둥의 하부 지지점 A는 홀을 통해 핀지지되어 있으며 보의 양단 C와 D는 강봉 스트럿 을 통해 상하 변위를 억제하였다. 내부접합부와 외부접합부의 A 지지점을 기준으로 작용하는 외력에 대해 아래와 같이 평형방정식을 계산 할 수 있다.

여기서 보의 공칭부모멘트강도 M^-는 1,062.8 kN·m이며 보의 공칭정모 멘트 강도 M⁺는 809.2 kN·m 이다.

실제 실험에 있어서는 콘크리트나 철골부재의 기대강도가 설계 강도보 다 높을 가능성과 T 형보로서의 슬래브의 기여분에 의해 강도가 증가할 수 있다. 또한 보 단부에 콘크리트를 타설하기 위해 거푸집 역할을 수행하는 4.5 t 철판(Casing)의 기여를 통해 실제 강도는 계산 값보다는 높아질 것으 로 예상된다.

3. 실험 결과 및 분석

3.1 하중-변위 관계

Fig. 16은 CJS 합성접합부공법이 적용된 실험체들의 하중-변형 관계를 보여준다. 하중은 기둥 상부의 횡하중을 가르키고, 변형은 기둥 및 보 하부 지점의 슬립의 영향이 제거된 실험체의 횡변위비를 가리킨다. 정방향 및 부 방향은 각각 합성보에 정모멘트 및 부모멘트가 발생하는 가력 방향을 의미 한다. 각 변형단계마다 정방향으로 먼저 가력한 다음 재하방향을 바꾸어 부 방향으로 가력하였다.

첫 번째 실험체인 CJS-Int-BC 실험의 경우 가력장치를 통해 항복하는 지점까지 실험을 진행하였으며 실험체는 층간변위비 4.3%에서 최대 강도 1,149 kN을 기록하였다. 최대 강도 1,149 kN에 도달한 이후 변형이 증가 함에도 급격한 강도의 손상이 발생하지 않았으며 6.0%의 변위에도 급격한 강도의 감소 없이 안정적으로 횡력에 의한 에너지를 소산하는 연성거동을 확인하였다. 변위제어방식을 통해 항복점까지 가력을 하였고 이에 따른 하 중-변위 그래프는 Fig. 16 (a)에 나타냈다. Fig. 16 (a)에서 가력단계별 사이 클 내에서 거동이 일정하게 발생하며, 각각의 목표 변위의 증가에도 강도의 저하는 발생하지 않았으며 최대 강도에 이르러서도 급격한 강도나 강성의 저감없이 안정적인 소성 거동을 통해 입력된 지진에너지를 소산하는 것을 증명하였다. 또한 가력 사이클이 종료된 후에도 실험체가 파단이 일어나지 않음을 확인하였고, 추가적인 변형의 여지가 남아 있음을 확인하였다. Fig. 15는 가력 실험 종료 후의 CJS-Int-BC 실험체의 모습을 나타낸다.

두 번째 실험체인 CJS-Int-RC 실험은 가력장치를 통해 항복하는 지점 까지 실험을 진행하였으며 실험체는 층간변위비 4.3%에서 최대 강도 1,132 kN을 받았다. 최대 강도 1,132 kN에 도달한 이후 변형이 증가함에도 급격 한 강도의 손상이 발생하지 않았으며 5.0%의 변위에도 급격한 강도의 감소 없이 안정적인 횡력에 의한 에너지를 소산하는 연성거동을 확인하였다. 변 위제어방식을 통해 항복점까지 가력을 하였고 이에 따른 하중-변위 그래프 는 Fig. 16 (b)에 나타냈다. Fig. 16 (b)에서 보면 기둥 상·하부 접합부에서 추가 보강을 실시한 보강효과로서 첫 번째 실험체인 CJS-Int-BC 실험체에 비해 초기 사이클에서 상대적으로 높은 강성을 보이지만 그 이후 실험 진행 에 따라 CJS-Int-BC 실험체와 비슷한 결과를 보이는 것을 확인할 수 있다. 이후 점진적으로 가력이 가해져 항복지점에 도달한 이후에도 급격한 강도 나 강성의 저감 없이 안정적인 소성거동을 통해 입력된 지진에너지를 소산 하는 것을 증명하였다. 또한 가력사이클이 종료된 후에도 파단 현상이 발생 하지 않음을 확인하였고, 추가적인 변형의 여지가 남아 있음을 확인하였다. Fig. 17은 가력 실험 종료 후의 CJS-Int-RC 실험체의 모습을 나타낸다.

세 번째 실험체인 CJS-Int-RT 실험은 가력장치를 통해 항복하는 지점 까지 실험을 진행하였으며 실험체는 층간변위비 4.1%에서 최대 강도 961 kN을 받았다. 최대 강도 961 kN에 도달한 이후 변형이 증가함에도 급격한 강도의 손상이 발생하지 않았으며 5.0%의 변위에도 급격한 강도의 감소없 이 안정적인 횡력에 의한 에너지를 소산하는 연성거동을 확인하였다. 변위 제어방식을 통해 항복점까지 가력을 하였고 이에 따른 하중-변위 그래프는 Fig. 16 (c)에 나타냈다. Fig. 16 (c)에서 보면 CJS-Int-RT 실험체는 첫 번째 실험체인 CJS-Int-BC 실험체와 두 번째 실험체인 CJS-Int-RC 실험체의 최대 강도에 비해 상대적으로 낮은 최대 강도를 보인다. 이는 시공성을 위해 교축방향 H형강을 기둥 외부에 접합하여 교축방향 H형강이 전체 구조체에 서 어떠한 구조적 성능도 발휘하지 못했기 때문으로 판단된다. 하지만 CJS-Int-RT 실험체 내력만으로도 설계에서 요구하는 휨강도를 충분히 상 회하고 안정적 연성거동을 보여줌으로 우수한 합성구조시스템임을 확인하 였다. Fig. 18은 가력 실험 종료 후 CJS-Int-RT 실험체의 모습을 나타낸다.

네 번째 실험체인 CJS-Ext-BC 실험은 가력장치를 통해 항복하는 지점 까지 실험을 진행하였으며 실험체는 층간변위비 4.0%에서 최대 강도 673 kN을 받았다. 최대 강도 673 kN에 도달한 이후 변형이 증가함에도 급격한 강도의 손상이 발생하지 않았으며 5.0%의 변위에도 급격한 강도의 감소없 이 안정적인 횡력에 의한 에너지를 소산하는 연성거동을 확인하였다. 변위 제어 방식을 통해 항복점까지 가력을 하였고, 이에 따른 하중-변위 그래프 는 Fig. 16 (d)에 나타냈다. Fig. 16 (d)에서 보면 CJS-Ext-BC 실험체는 첫 번째 실험체인 CJS-Int-BC 실험체와 기둥 상·하부 접합 방식은 동일하지 만 주축방향에 대해 양단부가 보로 구속되어 있는 내부접합부와는 달리 외 부기둥에 한쪽을 접해 주축방향 보가 한 방향에서 접합부를 구속하는 외부 기둥을 고려한 캔틸레버형 실험체이다. 따라서 접합부를 4면(주축+교축) 에서 구속하는 내부접합부와는 달리 3면에서 구속하는 외부접합부의 형태 적 특성에 따라 접합부의 휨 내력은 내부보다 작게 보유하게 된다. Fig. 19 는 가력 실험 종료 후 CJS-Ext-BC 실험체의 모습을 나타낸다.

Fig. 20은 반복가력 실험결과로부터 반복 포락곡선을 생성하여 실험체 별 하중-변위 관계를 보여준다. 반복포락곡선은 사이클별 최대변형 도달지 점을 이어서 생성하였다[11]. Fig. 20을 보면 CJS-Int-RC 실험체는 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체와 유사한 결과값을 확인하였다. 이는 기둥 상·하부 접합부에 추가한 외부 보강이 CFT기둥과 합성보를 활용한 CJS 합 성접합부공법의 초기강성 및 최대 강도에 큰 영향을 미치지 않는 것으로 판 단된다. CJS-Int-RT 실험체는 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체에 비해 약 17.2% 낮은 최대 강도와 18.3% 높은 초기강성을 확인하였다. 상대적으 로 낮은 최대 강도는 시공성을 위해 교축방향 보가 다른 실험체들과 달리 주 축방향 보가 아닌 기둥 외부에 접합되었기 때문으로 판단된다. 상대적으로 높은 초기 강성은 다른 실험체들과 달리 기둥 상·하부를 용접 접합하지 않 고 관통부를 제작하여 주축방향 H형강을 관통시켜 상대적으로 기둥의 높 은 일체성을 확보하였기 때문으로 판단된다. CJS-Ext-BC 실험체는 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체에 비해 초기 강성은 약 37.6% 최대 강도는 약 47.0% 낮은 결과를 확인하였다. 이는 외부기둥 실험체의 형태적 특성 때 문으로 판단된다.

Table 7은 반복가력 실험결과로부터 초기강성(k_y), 항복강도(V_y),최대 강도(V_u,max), 최대 강도 시 변위(δ_max)를 정리하였다. 본 연구에서 항복점 을 산정하기 위해 원점과 최대하중의 75%에 해당하는 점을 연결한 직선과 최대하중에서의 수평선이 만나는 점에서 수직선이 실험체의 하중-변위 곡 선과 만나는 점을 항복점으로 정의하였다. 실험체별 초기강성(k_y)은 하중- 변위 곡선에서 항복 시 하중을 그 때의 변위로 나눈 값으로 산정하였다[12]. 실험결과 CJS 합성접합부공법을 적용한 4개의 실험체 모두 설계 휨강도를 초과하는 우수한 결과를 확인하였다.

3.2 에너지 소산 능력

에너지 소산 능력은 지진발생시 구조물에 가해지는 지진에너지를 구조체 에서 흡수할 수 있는 능력으로 건축물의 내진성능을 평가함에 있어 중요한 지표가 된다[13]. 따라서, CJS 합성접합부공법은 에너지 소산 능력이 우수 하도록 설계하였으며, 본 연구에서 실험체들의 실험결과를 통해 최종적으로 소산한 에너지양은 Table 8에 나타내었다. 전체 소산 에너지 (Et)는 층간변 위비 4.0%에 도달할 때까지의 하중-변위 곡선의 루프 면적을 합산하여 산정 하였다. 미소 변위 Δn의 개수는 이론상 무한대이지만 데이터 상의 한계 상 100회 이상의 값으로 산정하여 에너지 소산을 계산하였다[14]. 가력 단계에 따른 점진변위 가력 실험체의 소산 에너지 변화는 Fig. 21에 나타나 있다.

실험결과 전체 실험체에서 소산 에너지는 소성변형이 작은 초기 가력 구 간에서는 미소한 변화를 보이다가, 가력 변위가 큰 후반부에서는 증가함을 보였다. 이를 통해 횡하중의 증가에 따라 큰 횡변위의 발생에도 불구하고 안 정적으로 입력된 에너지를 소산하는 연성거동을 보여주었다. CJS-Int-BC 실험체가 소산한 에너지양은 515,017 kJ으로 소산 에너지는 소성변형이 작 은 초기 가력 구간에서는 미소한 변화를 보이다가, 가력 변위가 큰 후반부에 서는 증가함을 보였다. CJS-Int-RC 실험체가 소산한 에너지양은 596,677 kJ로 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체보다 약 15.9% 우수한 에너지 소 산 능력을 확인하였다. 이는 CJS-Int-RC 실험체의 기둥 상·하부 접합부에 외부보강이 추가되었기 때문으로 판단된다. CJS-Int-RT 실험체가 소산한 에너지양은 504,270 kJ로 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체에 비해 약 2.1% 낮은 에너지 소산 능력을 확인하였다. 이는 시공성을 위해 교축방향 보를 기둥 외부에 고정·연결하여도 에너지 소산 능력에 미치는 영향은 미비 한 것으로 판단된다. CJS-Ext-BC 실험체가 소산한 에너지양은 330,505 kJ로 기본 실험체인 CJS-Int-BC 실험체보다 약 35.8% 낮은 에너지 소산 능력을 확인하였다.

3.3 상부 주철근 변형률

CJS 합성접합부공법 접합부에서 부모멘트에 의한 인장력은 H형강의 상부 플랜지와 상부 주철근에 의하여 지지된다. 이에 따라, 보-기둥 접합 부의 부모멘트가 발생하는 구간에서 상부 주철근이 충분한 인장력을 받고 예측한대로 항복하는지 확인하기 위해 상부 주철근의 변형률을 측정하였 다[15].

Fig. 22에서 Fig. 25는 가력 하중에 따른 4개의 실험체에서 보 단부 상단 에 위치한 주철근의 변형률과 스트레인 게이지 설치위치를 보여준다. 변형 률 분포는 층간변위비에 따른 변형률에 대한 그래프로 나타내었다. 확인된 변형률 계측 결과를 통해 4개의 실험체 모두 상부 주철근의 안정적인 항복 변형률을 통해 연성적으로 휨 거동을 하며 접합부면에서 큰 변형률을 보여 주며 멀어질수록 변형률이 작아지는 것을 볼 수 있다[16]. CJS-Int-BC 실 험체와 CJS-Int-RC 실험체의 기둥에 인접한 스트레인게이지의 변형률이 CJS-Int-RT 실험체의 기둥에 인접한 스트레인게이지에서의 변형률보다 상대적으로 큰 값을 확인하였다. 이는 CJS-Int-BC, CJS-Int-RC 실험체의 교축방향보가 CJS-Int-RT 실험체와 달리 주축방향 보에 용접 접합되어 기 둥 내부의 콘크리트와 H형강의 합성효과에 의해 접합부에서 더 큰 내력으 로 저항하였기 때문으로 판단된다. CJS-Ext-BC 실험체는 다른 실험체들 에 비해 상대적으로 낮은 변형률을 확인하였다. 이는 외부기둥으로 고려하 여 제작한 CJS-Ext-BC 실험체의 형태적 특성으로 인해 접합부의 내력이 상대적으로 낮기 때문으로 판단된다.

4. 결 론

본 연구에서는 CJS 합성접합부공법의 구조 성능을 검증하기 위해 반복 가력 실험을 수행하였고 실험을 통해 평가 및 검증하였다. CJS 합성접합부 공법 반복가력 실험의 주요 결론은 실험결과에 기초하여 나타내었다. 접합 부 실험은 현행기준에 따른 하중이력 방법에 따라 수행하였으며, 주요 실험 결과는 다음과 같이 요약할 수 있다.