1. 서 론

1.1 연구배경 및 목적

IT/물류 산업의 발달로 인터넷 거래가 상승하여 물류 보관과 배송을 위해 건축물이 대형화됨에 따라, 고하 중용 대형합성기둥이 요구되었다. 기존 연구에서는 리 브를 갖는 냉간성형 강재를 사용하여 안정적이고 경 제적인 용접조립 각형 CFT 기둥(ACT Column I)을 개발하였다. 그러나 용접조립 각형 CFT 기둥은 단면 크기의 한계(618×618mm)가 있으며, 기둥재로서 구 조 성능을 발휘하기 위해서는 리브의 연속성이 확보 되어야 하므로 내다이어프램과 관통형 다이어프램의 선택이 어렵다. 또한, 4개의 요소로 조합된 폐쇄형 단 면의 특성상 모멘트 골조의 접합부 구성에 제한이 있 다. Fig. 1은 용접조립 각형 CFT 기둥의 단면과 접 합부를 나타낸다(Lee, S.H., 2008).

이후 이러한 문제점을 개선하기 위해 기존 기둥의 장점을 유지한 채 합성메가기둥(ACT Column II)을 개발하였다. 합성메가기둥은 기존의 폐쇄형 단면을 구 성하는 개념은 동일하나, 냉간성형 강재의 사이에 후 판을 끼워 넣어 단면의 크기를 확장할 수 있으며, 중 앙부 후판에 보강재의 선 조립이 가능하므로 접합부 상세가 단순화될 수 있다. 그리고 중앙부 후판의 두 께와 폭이 조절가능하기 때문에 강재보나 합성보가 직접 부착될 수 있다. Fig. 2는 합성메가기둥의 단면 과 접합부를 나타내고 있다.

그러나 구조적 장점에도 불구하고 폐쇄형 단면이라는 강관의 특성이 접합부에 대한 보강 처리를 어렵게 하 고 접합부의 구성을 다소 복잡하게 하므로, 접합부의 내력을 확보할 수 있고, 시공성 및 경제성을 고려한 접합형식에 대한 개발과 연구가 필요하다. 현재 일반 적으로 사용되고 있는 접합형식은 Fig. 3에서 보는 것과 같이 관통형 다이어프램, 내다이어프램, 외다이 어프램의 세 가지 형식으로 분류될 수 있다.

기존에 개발한 용접조립 각형 CFT 기둥은 리브의 연 속성 확보를 위해 외다이어프램을 적용하였다. 그러나 폭 1m 이상의 합성메가기둥에 외다이어프램을 적용 하게 되면 강재량이 많이 늘어나고, 마감재와의 간섭 이 발생한다. 따라서 본 연구에서는 접합부 형식을 내다이어프램으로 설정하였다.

2. 내다이어프램 접합부 형식

합성메가기둥에는 기존 용접조립 각형 CFT 기둥에 적용한 외다이어프램의 문제점을 극복하기 위해서 강 관 내부에 설치하는 내다이어프램 접합 형식을 적용 하였으며, 기존 연구에서 내다이어프램은 수평스티프 너와 T형 스티프너의 두 가지로 구분된다. 각 내다이 어프램의 형상은 Fig. 4와 같다 (Joo, 2016).

T형 스티프너는 수직부재와 수평부재의 두 가지 요 소로 구성되어 있다. 합성메가기둥 내에서 수직부재는 콘크리트 Cone failure를 유도하는 앵커의 역할을 한 다. 또한, 수평 부재를 통해 하중 전달을 명확하게 할 수 있다. 수평 스티프너는 수평부재만을 갖는 내다이 어프램으로, T형 스티프너에 비해 강재량이 많이 소 요된다.

이러한 특징들을 봤을 때, T형 스티프너가 수평 스티프너에 비해 효율적인 내다이어프램의 형상이라 고 사료되고, 합성메가기둥에 적합하다고 판단한다. 이에 따라 본 연구에서는 내다이어프램으로 T형 스 티프너가 적용된 합성메가기둥 접합부의 내력식을 제 안하고, 검증하고자 한다.

2.1 T형 스티프너 상세

보 플랜지가 인장력을 받을 때, 기둥 면에 용접된 T 형 스티프너는 인장력을 반대 면에 전달하고, 변형이 발생한다. Fig. 5와 같이 T형 스티프너는 수직부재와 수평부재로 나뉘어져 있으며, 수평부재는 인장력에 저 항하는 단면의 크기를 결정하고, 수직부재는 콘크리트 Cone의 높이를 결정한다.

3. 합성메가기둥 접합부 내력식 제안

하중 전달 메커니즘은 콘크리트 비충전 모델의 경우, 강관의 면외 변형과 T형 스티프너의 항복 내력에 의 해 저항한다고 가정하였다. 콘크리트 충전 모델의 경 우에는 콘크리트가 강관의 면외 변형을 제어하기 때 문에, 콘크리트 Cone failure와 T형 스티프너의 항복 내력에 의해 저항한다고 가정하였다.

3.1 내력식 제안을 위한 제한 사항

3.2 T형 스티프너 항복내력식

T형 스티프너의 단면 크기는 식(1)과 같이 표시할 수 있다. T형 스티프너의 항복내력은 단면이 모두 인장 력을 받는다고 가정하였으며, Fig. 6의 화살표에서 볼 수 있듯이 플랜지에서 전달된 인장력이 θ의 각도로 작용한다고 보았다. T형 스티프너의 내력식은 식(2) 와 같다.

(1)

(2)

여기서,

3.3 콘크리트 Cone failure 내력식

앵커로부터 전달되는 인장력으로 인한 콘크리트의 Cone failure는 45도 방향으로 발생한다는 가정을 근 거로 하고 있다. Cone failure는 T형 스티프너의 변 형과 동시에 일어난다고 가정하고 있으며, T형 스티 프너의 끝단에서 앵커의 끝단을 잇는 선과 앵커로 둘 러싸인 면적으로 이루어진다.

1) 기둥 단면에서의 Cone failure 영역

기둥 단면에서의 콘크리트 Cone failure는 Fig. 7에서 볼 수 있듯이 보 플랜지와 연결되는 T형 스티프너의 끝단에서 앵커의 끝단까지의 영역으로 가정하였으며, 내력식은 식(3)과 같다.

(3)

여기서,

기둥 정면에서의 Cone failure 영역은 Fig. 8에서 보 이는 것과 같이 앵커 끝단에서 45도 방향으로 발생한 영역을 말한다. 기둥 정면에서의 Cone failure 내력식 은 식(4)와 같다.

(4)

여기서,

4. T형 스티프너 항복내력식 검증을 위한 유한요소해석

4.1 유한요소해석 개요

제안한 내력식의 검증을 위해 유한요소해석 프로그램 인 Abaqus 6.13을 사용하여 구조해석을 수행하였다. 해석대상은 □-1200×1200mm (SM490) 강관에 T형 스티프너 크기와 보강 유무를 변수로 하여 보 플랜지 (PL 300×55)가 부착된 단순인장 접합부로 하였다. 해 석은 Solid 요소를 사용하였고, 경계조건은 플랜지 한쪽 을 U1, U2, U3=0으로 고정하고 반대편 플랜지의 끝에 서 U1에 대해 500mm 변위제어를 수행하였다. 해석에 적용된 재료의 항복강도는 SM490의 공칭항복강도인 325MPa이며, 탄성계수는 205GPa이다. 가력은 500mm 변위제어로 플랜지 반력으로 내력을 평가하였다.

4.2 유한요소해석 결과

1) Specimen 4-1

4-1의 경우 T형 스티프너가 설치되지 않았기 때문에, 강관의 면외 변형에 의해서만 저항하였다. 변위를 500mm까지 제어했기 때문에 하중은 계속 늘어나지 만, 보 플랜지 항복까지는 도달하지 못했다. Fig. 9는 4-1의 해석결과를 나타낸다.

2) Specimen 4-2

4-2의 경우 T형 스티프너가 설치되어, 초기에는 플랜 지에서 전달된 인장력이 T형 스티프너로 전달되고, T형 스티프너가 항복한 이후에는 강관의 면외 변형 이 뚜렷하게 발생하기 시작했다. T형 스티프너의 항 복내력과 강관의 면외 변형의 저항력이 보 플랜지 항 복내력보다 크기 때문에 결과적으로는 보 플랜지 항 복이 일어났다. Fig. 10, 11은 각각 T형 스티프너의 항복과 해석결과를 나타낸다,

3) Specimen 4-3

4-3은 4-2와 같은 거동을 보였고, T형 스티프너 수 평부재의 폭이 4-2에 비해 좁기 때문에, T형 스티프 너의 항복내력이 적게 나타났다. Fig. 12, 13은 각각 T형 스티프너의 항복과 해석결과를 나타낸다.

4.3 분석 및 고찰

3장에서 제시한 내력식을 통해 T형 스티프너의 항복 내력과 보 플랜지의 항복내력을 구하고, 유한요소해석 을 통해 나온 값과 비교, 분석하였다. 해석을 통해서 나온 결과는 Fig. 14와 Table 2에 나타내었다. Table 1

해석에 사용된 보 플랜지의 항복내력을 식에 의해 구 하면 5362.5kN이다. 또한, T형 스티프너 항복내력식 에 의한 항복내력은 4-2의 경우 3970.33kN, 4-3의 경 우에는 3433.91kN이 나온다. Table 3과 4는 T형 스 티프너와 보 플랜지의 항복내력을 해석값과 내력식에 의한 값으로 각각 비교한 것이다.

T형 스티프너와 보 플랜지의 항복내력을 비교한 결 과, 4-2의 경우 T형 스티프너는 3%, 보 플랜지는 2%의 오차를 보였다. 4-3은 T형 스티프너 1%, 보 플랜지 2%의 오차를 보였다.

5. 콘크리트와 T형 스티프너 거동 확인을 위한 기둥-보 접합부 인장실험

5.1 실험계획

기둥-보 접합부 인장실험에서 사용된 실험체 중 기둥 은 폭에 따라 3가지 종류로 구분된다. 또한, 보 플랜 지는 두께에 따라 2가지 종류로 나뉘고, T형 스티프 너도 크기에 따라 3가지 종류로 나뉜다. 위의 변수에 따라 실험체는 총 5개로 구성되며, 강재는 SM490을 사용했다. 유한요소해석과 달리, 실험체는 모두 콘크 리트 충전으로 진행했고, 콘크리트의 28일 압축강도 는 24MPa로 계획하였다. 하중 가력은 3,000kN급 유 압식 만능 시험기(U.T.M)을 사용하여 보 플랜지 양 쪽에서 인장력을 가했고, 최대내력 이후 파괴모드가 확인될 때까지 가력속도 0.02mm/s의 변위제어로 가 력하였다. Table 5와 Fig. 15는 접합부 인장실험 실 험체를 나타낸 것이다.

5.2 실험결과

1) 재료시험 결과

본 실험에서 사용된 강재의 기계적 성질을 알아보기 위하여 KS B 0801 및 0802 규준에 따라 각각 3개씩 인장시험편을 절취하여 인장시험을 수행하였다. 사용 된 재료는 SM490 10mm, 14mm이다. 각 시험편의 결과는 Table 6에 나타내었다, 또한, 콘크리트 공시체 에 대하여 21일 압축강도시험을 수행하였으며 결과는 Table 7에 나타내었다.

2) 접합부 인장실험결과

Table 8은 접합부 인장실험의 결과를 나타내고 있고, Fig. 16은 각 실험체의 파괴모드를 나타내고 있다.

파괴 양상은 5-1, 5-4번에서는 보 플랜지-기둥 강관 면 용접부에서 파괴가 일어났고, 5-2, 5-3, 5-5번에서 는 보 플랜지 necking 현상을 보였다. 각 실험체에 대한 하중-변위 그래프는 Fig. 17에 나타내었다.

5.3 분석 및 고찰

T형 스티프너와 콘크리트 Cone failure는 인장력이 작용하는 순간 함께 거동하기 때문에 T형 스티프너 의 항복내력과 콘크리트 Cone failure에 의한 내력의 비율에 따라 각 부분이 부담하는 인장력의 크기가 다 를 것으로 사료된다. 따라서 인장실험을 통해 나온 보 플랜지의 항복내력과 탄성구간에서의 게이지 변형 률을 통해 나온 값과 비교, 분석하였다. T형 스티프 너의 항복내력과 콘크리트 Cone failure에 의한 내력 그리고 콘크리트 Cone failure에 대한 T형 스티프너 의 항복내력의 비율은 Table 9에 나타내었다.

Fig. 18는 각 실험체의 하중 단계별 변형률 분포를 나타내고 있다. 또한 Table 10은 보 플랜지의 탄성구 간 내에서 T형 스티프너의 항복내력과 콘크리트 Cone failure에 의한 내력의 비율을 실험값과 이론값 으로 분류하여 나타내고 비교하였다. 비교한 결과 5-1 실험체부터 각각 23%, 13%, 20%, 2%, 7%의 오 차를 보였다.

6. 결 론

본 연구에서는 합성메가기둥 기둥-보 접합부의 형상 개발과 내력식 제안을 위하여 유한요소해석과 접합부 단순인장실험을 수행하였다. 이를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

(5)