1. 서 론

현대 건축 산업에서는 장경간 구조에 적합하고 시공성이 우수한 구조 시스템 개발이 지속적으로 요구되고 있다. 이에 따라 얇은 U형 강재보에 콘크리트를 충전하고, 상부 슬래브와 합성작용을 이루는 Thin-walled Steel Composite(TSC) 보 시스템이 주목받고 있다. TSC보는 거푸집을 대체함과 동시에 높은 내력을 확보할 수 있어, 반도체･디스플레이 제조시설 등 대형 산업용 건축물에 널리 활용되고 있다[1-5].

TSC보 설계 시, 세장한 웨브 강판의 좌굴을 고려해 강도를 산정하지만, 현장에서는 최소 600 mm 간격의 앵글(L-40x5 이상)이 좌굴을 억제하고 콘크리트의 횡구속 효과를 증대시키는 것으로 나타났다[6, 7]. 이를 설계에 반영할 경우, TSC보의 경제성과 시공성 향상이 기대된다.

본 연구는 TSC보와 PSRC(Prestressed Reinforced Concrete) 기둥의 내진 접합부 성능을 반복가력 실험을 통해 내부지지재의 보강 효과를 분석하였다. 아울러 시공성이 우수한 접합 상세를 개발하고 그 성능을 실험적으로 검증하여, 실용적인 접합부 설계방안을 제안하고자 한다. 이를 통해 대형 공사 현장에서의 적용성과 설계 효율성을 높이고자 한다.

2. 연구계획 및 방법

2.1 실험모델

본 실험에서는 단면성능을 향상시킨 PSRC 합성기둥과 TSC 합성보 사이의 효율적인 접합을 위해 보와 기둥이 교차하는 조인트에서 콘크리트 타설 및 기둥 주철근의 배근이 용이하도록 하였으며, 하부 플랜지를 관통할 때 간섭이 일어나지 않도록 선조립 단계에서 앵글 및 철근홀, 콘크리트 홀 상세를 통해 원활한 시공이 가능하도록 하였다. Fig. 1에 도시된 바와 같이, TSC 합성보는 냉간성형된 얇은 강판을 이용한 U형 강재단면에 속채움 콘크리트를 타설한 구조로, 강판은 휨 및 전단 저항뿐 아니라 거푸집 역할도 수행하며, 내부 콘크리트는 강성 및 내화성을 향상시키고, 상부 슬래브 및 철근은 조인트 경계에서의 휨강도 확보에 기여한다[8],[10],[12-15]. 또한, 조인트 영역에서는 보의 상하부 플랜지가 기둥과 간섭되지 않도록 관통되지 않으며 웨브만을 연속시킨다. 이 웨브는 U형 강재의 전단력을 직접 앵글에 전달하도록 수직으로 용접된 웨브강판을 통해 기둥에 접합된다. 이러한 조인트 상세는 웨브 관통부를 통해 하부 플랜지까지 강하게 용접하여 강체 접합부를 완성하는 방식으로 구성되어, 기둥-보 연결부의 일체성과 내진성능을 확보한다[9],[11]. Fig. 1에는 이러한 TSC보의 내부지지재 구성, 웨브 접합, 그리고 조인트에서의 철근 및 강재 간 배치 관계와 하중 전달 매커니즘이 상세히 도시되어 있다. 실험에 사용된 실험체의 단면 형상, 재료, 내부 지지재 유무 및 웨브 단면 분류 등의 구조적 변수는 Table 1에 나타내었다.

2.2 실험체 변수 설정

TSC 합성보 단면의 정방향 및 부방향 휨강도 평가는 상부 플랜지가 인장력에 저항하지 않고 오로지 압축력에만 저항하는 것으로 가정하여, 조인트를 관통하는 웨브와 하부 플랜지는 인장 및 압축 모두에 저항한다고 설정하였다. 슬래브 철근은 조인트 경계에서 정･부방향 휨강도에 기여하며, TSC 상부 플랜지를 제외한 모든 보 요소는 기둥을 관통함으로써 강기둥-약보 원칙과 강접 관통 상세를 만족하도록 하였다.

접합부 반복가력 실험은 세장한 웨브를 갖는 TSC보의 내부지지재의 수직 및 수평 간격, 세장비를 변수로 계획하였고 이를 검증하기 위해 보강된 실험체 2개와 내부지지재가 없는 대조군 실험체 1개로 총 3개의 실험체를 계획하였다. 실험체명은 실험체의 깊이와 내부지지재의 유무에 따라 N800, N800-S, N900-S로 명칭하였다.

TSC보의 강재는 SM355를 사용하였으며 단면 크기는 깊이 800 mm와 900 mm, 폭은 모두 400 mm로 동일하게 설정하였다. 내부지지재로 사용된 앵글은 L-40×40×5(SS275)로 #2 N800-S실험체에서는 보 깊이 중앙부(400 mm)에 길이 방향으로 400 mm 간격으로 배치하였다. #3 N900-S실 험체에서는 보 깊이 1/3(300 mm) 및 2/3(600 mm) 지점에 각각 길이 방향 300mm 간격으로 배치하였다.

TSC보 합성단계에서의 정방향에 대한 웨브의 판폭두께비 판정은 Table 2 에 나타낸 바와 같이 강재 앵커를 갖는 합성보 기준[16]에 따라 판단된다. 웨브 높이 h와 두께 t에 대해서 판폭두께비가 h/t가 3.76 E / F y 이하인 경우 조밀단면으로 판정하고 그 보다 큰 경우 비조밀단면으로 판정한다.

부방향에 대한 웨브의 판폭두께비 판정은 국부좌굴에 대한 충전형 합성단면의 분류 기준에 따라 판폭두께비 h/t가 3.00 E / F y 이하인 경우 조밀단면, 3.00 E / F y 초과 5.70 E / F y 이하인 경우 비조밀단면, 5.70 E / F y 초과인 경우 세장단면으로 판정한다. 부방향에 대한 하부플랜지의 판폭두께비 판정은 플랜지 너비 b와 두께 t에 대해 판폭두께비 b/t가 2.26 E / F y 이하인 경우 조밀단면, 2.26 E / F y 초과 3.00 E / F y 이하인 경우 비조밀단면, 3.00 E / F y 초과인 경우 세장단면으로 판정한다.

#1 N800 실험체는 웨브 높이(h)를 782 mm, 두께(t)를 7 mm로 판폭두 께비를 산정하였다. 이에 따라 정방향은 항복모멘트로 계산되어야 하나 중립축이 슬래브에 위치하기 때문에 소성모멘트로 계산하였으며, 부방향은 항복모멘트로 계산하였다.

#2 N800-S 실험체는 보 중앙 높이에 설치되는 내부지지재의 효과를 고려하여 웨브높이(h)를 391 mm, 두께(t)를 7 mm로 판폭두께비를 산정하여 정방향과 부방향에 대해 모두 조밀단면으로 판정되었으며, 이에 따라 정방 향과 부방향 모두 소성모멘트로 계산하였다.

#3 N900-S 실험체는 보 높이의 3등분 지점에 설치된 내부지지재 효과를 고려하여 웨브높이(h)를 282 mm, 두께(t)를 6 mm로 판폭두께비를 산정하였다. 이에 따라 정방향은 조밀단면, 부방향은 세장단면으로 판단되었다. Table 3은 TSC보 단면 판폭두께비에 따른 분류를 나타내었다.

2.3 실험체 가력계획

가력 계획은 AISC 341-10[17] 하중 프로토콜을 기반으로 계획하였으며 Fig. 2와 Table 4에 나타낸 바와 같이 보의 회전각을 기준으로 변위제어로 가력을 수행하였다. 소성모멘트 발휘 이전에는 반복 가력 횟수를 4~6회 로 설정하였고, 소성모멘트가 예상되는 회전각 2.0% 이후에는 2회씩 반복 가력을 수행하였다. Fig. 3은 접합부 실험체의 반복 가력 설정을 나타내고 있다. 가력방향은 실험체 기준 상부플랜지 방향을 정방향(+)으로, 하부플랜지 방향을 부방향(-)으로 설정하였다. 실험은 부방향 가력부터 시작하여 각 스텝별 목표 변위각에 도달한 후 가력 방향을 전환하여 진행하였다. 정방향 가력시 TSC 합성보는 정모멘트 강도가 발현되며, 부방향 가력 시 부모멘트 강도가 발현된다.

2.4 실험체 계측계획

실험체의 변위 측정을 위해 Fig. 3과 같이 LVDT를 설치하였다. 수직 변위를 계측하기 위해 LVDT 1번을 설치하고 반력부에서 발생할 수 있는 실험체 회전변위를 측정하기 위해 LVDT 2~3번을 설치하였다. TSC보의 휨 변형을 측정하기 위해서는 LVDT 4~7번을 설치하여 측정하였고 보 단부에서의 전단 변형은 LVDT 8~9번, 접합부의 전단 변형은 LVDT 10~11번 설치로 계측하였다.

TSC보 강재의 변형률 계측을 위해 Strain Gauge를 보-기둥 접합면으로 부터 각각 100 mm,400 mm,1,000 mm 떨어진 위치에 부착하였다. TSC 강재보에 총 30개의 게이지가 부착되었으며, 부착 위치별 세부 사항은 Fig. 4 와 같다. 접합면으로부터 100 mm 위치에는 상부 플랜지에 1개, 웨브 높이 100 mm 간격으로 상하부 각각 50 mm 이격된 위치에 7개, 하부 플랜지에 4개의 게이지가 부착되었다. 400 mm위치에는 상부 플랜지에 1개, 웨브 높이 200 mm 간격으로 상하부 각각 50 mm 이격된 위치에 4개, 하부 플랜지에 4개의 게이지를 부착하였다. 1,000 mm 위치에는 상부 플랜지에 1개, 웨브 높이 200 mm 간격으로 상하부 각각 50 mm 이격된 4개, 하부 플랜지에 4개의 게이지를 부착하였다.

슬래브 철근의 변형률 계측을 위해서도 Strain Gauge를 TSC보와 동일하게 보-기둥 접합면으로부터 100,400,1,000 mm 떨어진 위치에 부착하여 총 9개의 게이지가 부착되었다.

3. 기둥-보 접합부 내진성능평가 결과

기둥-보 접합부 실험체 제작에 사용된 콘크리트와 철근 및 강재의 특성을 파악하기 위해 콘크리트는 압축강도시험을 진행하고, 철근 및 강재는 인장 시험을 진행하였다. 콘크리트의 압축강도는 36.8 MPa로 나타났으며, 철근 및 강재 인장시험결과는 슬래브 횡철근과 주철근의 황복강도는 각각 470 MPa,와 454 MPa로 측정되었다. 내부 지지재로 사용된 5T Plate(SS275) 의 항복강도는 310 MPa로 나타났다. #1 N800및 #2 N800-S실험체의 웨브로 사용된 7T Plate(SM355)는 296 MPa, 상부 플랜지로 사용된 9T Plate(SM355)는 431 MPa의 항복강도를 보였다. #3 N900-S실험체에서의 웨브와 상하부 플랜지로 사용된 6T Plate(SM355)의 항복강도는 458 MPa로 측정되었다. 모든 시험은 KS B 0802 규정[18]에 따라 진행되었으며, Table 5는 재료시험 결과를 나타낸 것이다.

3.1 모멘트-회전각

AISC 341-10 기준[17]에서 규정하는 합성구조 중간모멘트 층간변형각 0.02rad에서 접합부의 최대내력은 보전소성모멘트(M_pb)의 80% 확보되어야 한다고 규정하고 있다.

따라서, 보의 공칭소성휨모멘트와 실험결과를 비교하기 위해 설계기준 강도를 적용하여 소성휨모멘트를 구하여 비교한 결과, #1 N800(대조군)과 #2 N800-S(비교군) 실험체는 TSC보의 정･부방향 소성모멘트 대비 80% 이상의 강도발현을 통해 합성중간모멘트골조 성능을 만족하였으며, #3 N900-S 실험체는 부방향에서만 동일 기준을 만족하였다. 회전각은 가력 위치에서 측정된 수직 변위(Δ)를 전단 경간 길이(a = 2,700 mm)로 나누어 식 (1)과 같이 계산하였다. Table 6은 내진성능실험 결과인 최대모멘트와 회전각을 나타낸 것이다.

Fig. 5는 TSC보 접합부 실험체의 모멘트(M)와 보 회전각(θ) 관계를 나 타내며, 하중은 액추에이터에 부착된 로드셀로 측정하였다.

실험 최대 모멘트(M_test)는 하얀 원형 표식으로 나타내었으며, 내부지지재 효과가 고려되지 않은 공칭소성모멘트 M_n은 수평 점선으로 표시하였다. 내부 지지재 효과를 고려한 실험체의 공칭소성모멘트는 수평 일점쇄선으로 표시하였다. 내부 지지재가 적용된 실험체 #2 N800-S의 부방향 모멘트 (M_n )는 내부 지지재를 고려하지 않은 #1 N800(대조군) 실험체 대비 13.3% 증가하였다.

실험체 #1 N800은 비조밀단면 TSC보(플랜지 조밀요소, 웨브 비조밀요소)를 사용한 접합부 실험체이다. 정모멘트 강도는 항복모멘트로 계산해야 하나, 중립축이 슬래브에 위치하기 때문에 소성모멘트로 계산하였다. 반면, 부모멘트는 항복모멘트로 계산하였다. 실험결과, 정방향에서 3,140 kN･m (보-회전각 2.3%), 부방향에서 2,079 kN･m(보-회전각 2.2%)로 나타났다.

실험체 #2 N800-S는 비조밀단면 TSC보(플랜지 조밀요소, 웨브 비조밀요소)에 내부 지지재를 사용한 접합부 실험체이다. 정모멘트와 부모멘트는 모두 소성모멘트로 계산하였으며, 실험 최대 모멘트는 정방향에서 3,113 kN･m(보-회전각 2.3%), 부방향에서 2,140 kN･m(보-회전각 2.4%)로 나 타났다. 정모멘트는 내부 지지재를 미고려한 #1 N800(대조군)과 비교하였을 때 유사한 수준으로 나타났으며, 부모멘트는 2.9% 높게 나타났다.

#1 N800 실험체과 #2 N800-S실험체 모두 정방향 모멘트는 소성모멘트를 발휘하였으며, 부모멘트는 내부지지재를 보강한 #2 N800-S 실험체가 예상소성모멘트를 초과하였다. 이는 내부지지재가 웨브의 국부좌굴을 효과적으로 억제하여 조밀단면의 성능을 발휘했음을 의미한다. 또한, 부방향 모멘트의 경우 #1 N800 실험체 대비 3% 증가하여 안전성이 향상되었다.

실험체 #3 N900-S는 세장단면 TSC보(플랜지 세장요소, 웨브 비조밀요소)에 내부 지지재를 사용한 접합부 실험체로 세장한 단면 대비 내부지지재의 효과를 검토하기 위해 내부지지재가 적용되지 않은 단면을 계산하여 비교 하였다. Table 7은 내부지지재가 적용된 실험체와 적용되지 않은 단면과의 비교를 나타낸다. 실험체의 부모멘트는 항복모멘트 기준으로 계산하였으며, 상부 플랜지가 기둥과 직접 연결되지 않음을 반영하여 인장력에 저항하지 않는 것으로 가정하였다. 내부지지재를 고려하지 않은 경우 정모멘트는 비조 밀단면, 부모멘트는 세장단면으로 분류되었고, 이에 따른 예상모멘트는 3,305 kN･m, 부방향 1,620 kN･m로 산정되었다. 반면, 내부지지재를 고려한 실험체의 최대 모멘트는 정방향 2,687 kN･m, 부방향 2,103 kN･m로 나타났다. 부방향 모멘트는 29.8% 초과하였고, 비조밀단면 수준의 성능을 확보하였다. 이는 세장한 웨브를 갖는 단면에서도 내부지지재를 적용함으로써 국부좌굴이 억제되어 부모멘트가 크게 향상될 수 있음을 보여준다. 실제 실험결과에서도 최대 모멘트 이후 급격한 강도 저하가 발생하지 않았으며, 이를 통해 TSC보의 구조적 안정성과 접합부 연성을 확보하는데 내부지지재가 효과적으로 작용함을 확인할 수 있었다.

3.2 파괴모드

모든 실험체는 정모멘트에서 압축 측 콘크리트 슬래브 면에 휨균열이 발달하면서 최종적으로 피복 콘크리트가 탈락하였다. 강재의 변형 형상은 내부지지재의 유무에 따라 차이를 보였다. #2 N800-S 및 #3 N900-S 실험체에서는 내부지지재를 경계로 국부적인 좌굴이 발생하였으나, #1 N800 실험체(대조군)에서는 웨브의 길이 전반에 걸쳐 좌굴이 발생하였다. 이는 내부지지재가 없는 실험체에서 강재의 좌굴 범위가 더 넓게 분포함을 의미한다. 따라서, 내부지지재는 강재의 좌굴을 효과적으로 제한하여 국부적인 변형으로 제어하는데 기여한 것으로 나타났다. Fig. 6은 실험체의 최종 파괴모드를 나타낸다.

3.3 기둥-보 휨강도 비 (강기둥-약보)

Fig. 7은 기둥 주앵글에 부착된 게이지 변형률 게이지의 측정 결과를 나타낸다. 모든 실험체에서 기둥 주앵글의 변형률은 항복변형률인 0.0022보다 낮아 실험 중 기둥이 탄성상태를 유지하는 것으로 보아 실험체가 계획한 것과 동일하게 강기둥-약보 거동을 보인 것으로 판단된다.

3.4 에너지 소산능력

Fig. 8은 하중 Step 별 누적 에너지 소산 능력을 나타냈다. #3 N900-S 실험체는 Step 4.5로 표기된 보 변위가 1.8%에서의 하중 스텝을 추가하였다. 에너지 소산량은 하중-변위 곡선에서 각 스텝별로 곡선의 폐곡선 면적으로 정의하였다.

#3 N900-S 실험체의 에너지 소산량은 424.9 kN-mm로 모든 실험체 중 가장 높았다. 모든 실험체에서 보 회전각 2.44%에서 최대 휨모멘트를 보인 후 스텝별 에너지 소산량이 감소하는 경향을 나타냈다. 내부지지재를 사용한 #2 N800-S 실험체의 에너지 소산량은 마지막 Step을 제외하고 대조군인 #1 N800 실험체보다 높게 나타났다. 이는 내부지지재가 에너지 소산 능력을 향상시키는데 기여했음을 의미한다.

3.5 보 게이지 측정결과

TSC보에서 계측한 변형률 게이지는 기둥면을 기준으로 100 mm, 400 mm, 1000 mm 떨어진 3개의 지점에서 측정하였다. 상부측 게이지는 슬래브 주 철근, 상부 플랜지, 웨브 상부에서 변형률을 측정하였으며 측정결과는 Fig. 9 에 나타낸 바와 같이 모든 실험체에서 부모멘트(보 회전각이 +인 부분)에서 상부측 게이지가 대부분 항복하였으며, 상부 플랜지보다 웨브 상부에서의 변형률이 더 큰 것으로 나타났다.

하부측 게이지는 하부 플랜지, 웨브 하부에서 변형률을 측정하였다. 측정 결과, 정모멘트(보 회전각이 – 부분)에서 하부측 게이지가 대부분 항복하였다. 하부 플랜지에서의 인장 변형률이 웨브 하부 보다 더 크게 나타났다.

3.6 LVDT 변형 측정결과

모든 실험체의 LVDT로 계측한 수직변위의 데이터를 기반으로 하여 기둥전단변형, 접합부전단변형, 기둥휨변형, 슬립 변형의 비율을 Fig. 10에 나타내어 비교하였다.

기둥면에서의 슬립 변형은 수직간격에 따라 설치된 LVDT 두 개의 변위 차이를 이용하여 변형률을 구하고, 이를 보 전단경간과 곱하여 식 (2)와 같이 산정하였다.

보-기둥 접합부에서 발생하는 휨에 의한 변형은 기둥 표면에 설치된 LVDT4~7에 의해 변형률 θ₁,θ₂를 구하고 이를 보의 전단경간 H 및 각 회전이 적용되는 구간의 위치 관계를 고려하여 산정하였다. 하부로부터 각각 H₁ (200mm), H₂ (800mm)높이에 설치된 LVDT의 측정된 값으로 각 구간의 변형률을 구하였다. H₁에 대한 회전 θ₁은 해당 구간의 중심점까지 거리 H-H₁/2만큼의 수평 변위를 유발하며, H₂에 대한 회전 θ₂는 H-H₁ -H₂/2 거리에서의 변형을 유발한다. 따라서, 식 (3)과 같이 산정하였다.

보-기둥 접합부의 전단 변형률 γ_br은 대각선으로 설치된 두 개의 LVDT8~9,10~11의 측정된 값으로 계산하였다. LVDT는 각각 전단변형이 발생하는 영역의 대각선 양끝단에 설치되며, 수평거리 a, 수직거리 b만큼 떨어져 있다. 이때 전단 변형률은 식 (4)와 같이 산정된다.

모든 실험체에서 휨변형이 전체변형량의 40~73%를 차지하여 가장 지배적인 거동을 보였으며, 이어서 기둥전단변형 및 슬립변형이 5~25%로 유사한 변형량을 나타내었다. 접합부 전단변형은 0~1%로 매우 미미한 변형량을 보여 무시할 수 있는 수준으로 계측되었다.

모든 실험체에서 부모멘트의 최대강도가 더 높기 때문에, 기둥 전단변형량은 정모멘트보다 부모멘트 조건에서 더 크게 나타났다. 또한, 내부 지지재를 사용한 #2 N800-S 실험체는 #1 N800 실험체에 비해 휨변형량이 증가한 반면 슬립 변형량은 감소하는 경향을 보였다.

4. 결 론

TSC 합성보와 PSRC 기둥을 관통하는 내진 접합부의 개발을 통해 내진 성능과 경제성 향상시키고자 하였다. 실험은 내부지지재의 수직 및 수평 간격, 세장비를 변수로 설정하여 진행하였으며, 대조군 실험체를 포함한 총 3개의 실험체로 비교 검토하였다.

실험결과, 내부지지재를 설치한 경우 TSC보의 웨브가 비조밀단면으로 판정되더라도 조밀단면에 준하는 성능을 발휘할 수 있음을 확인하였다. 특히, 내부지지재가 적용된 실험체는 국부좌굴 범위를 제한하여 모멘트 강도를 증가시키는 효과를 보였다. #2 N800-S실험체는 내부지지재를 부모멘트에서 예상 소성모멘트 강도를 상회하는 결과를 나타냈으며, #3 N900-S 실험체의 경우, 세장단면으로 분류된 TSC보에서도 비조밀단면에 근접한 강도를 발휘함을 확인하였다.

모든 실험체는 회전각 2.4%에서 최대 휨 모멘트가 나타남을 확인하였으며 이후 단계별로 에너지 소산량이 감소하는 경향을 보였다. 내부지지재를 적용한 실험체는 에너지 소산량과 강도면에서 대조군에 비해 우수한 성능을 보였고, 특히 #3 N900-S 실험체는 가장 높은 에너지 소산량을 나타냈다.

변형거동 분석결과, 휨변형이 전체 변형량의 40~73%를 차지하여 가장 지배적인 거동을 보였으며, 기둥전단 및 슬립 변형이 5~25%로 유사한 변형량을 나타내었다. 접합부 전단변형은 무시할수 있는 수준으로 나타났다.

내부지지재를 적용한 TSC보는 국부좌굴을 방지하고 강도를 향상시킬수 있는 효과적인 설계 방안으로 판단된다. 다만, 하부 플랜지 세장비와 관련된 추가 연구가 필요하며, 이를 통해 더욱 신뢰성 높은 설계 기준을 마련할 수 있을 것으로 사료된다.

또한, 기존 TSC공법이 적용되는 건설 현장에서 고려되지 않던 내부지지재에 대한 성능지표를 본 연구를 통해 새롭게 도출함으로써, 향후 현장 적용 뿐만 아니라 대공간 구조물에도 효과적으로 활용될 수 있는 가능성을 제시하였다. 콘크리트 타설 시 부재 변형 방지를 위해 단순 지지용으로 설치되던 내부지지재가 구조 보강 효과가 있는 것이 확인됨에 따라, 이를 설계에 반영할 경우 부재 물량이 감소하여 경제성과 시공성 측면에서도 개선 효과를 기대할 수 있다.