Current Issue

Fig. 1은 제안한 슬림플로 합성보의 단면 구성을 나타낸다. 일반적인 H형강을 사용한 슬림플로어 합성보 대비 횡좌굴 강도 및 약축 휨 강성을 향상시키기 위하여 박스형 단면의 상부 콘크리트 타설 홀이 있는 튜브 형태로 제작하였다. 여기서는 기존의 각형강관 단면을 사용하는 대신에 강판을 ‘ㄷ’자로 절곡하여 각형강관과 유사한 형태로 하부 강판 위에 필릿용접하여 제작하였다. 슬림플로 합성보의 하부 강판 위에는 춤이 깊은 데크 플레이트(춤 250 mm)를 양쪽으로 설치한다. 이때 데크 플레이트 상부 토핑 콘크리트 두께가 얇기 때문에 일반적인 방법으로 ‘ㄷ’ 강관 상부에 스터드 앵커를 설치하기에는 콘크리트 슬래브의 두께가 부족하여 설치에 어려움이 있다. 따라서, 스터드 앵커의 설치위치를 변경하거나 철근을 관통하는 방식으로 전단연결재를 설치하여 합성거동 효과를 파악하고자 휨실험을 계획하였다.

Table 1과 같이 슬림플로 합성보의 휨성능 평가를 위한 실험체는 2개로 구성하였다. 주요 실험변수는 전단연결재의 배치 방법으로 스터드 앵커를 각형단면 상부의 좌우측에 배치하는 방법(SF-F-S)과 이와 유사하게 철근을 관통하는 방식(SF-F-R)으로 배치하였다.

슬림플로 합성보는 6 mm 두께의 SM355 강판의 상부에 100×500 사이즈의 타원형 홀을 600 mm 간격으로 배치하여 절단한 후 ㄷ-300×300 단면으로 절곡하여 제작하고 하부의 6 mm 두께의 폭 500 mm의 SM355 강판에 필릿용접하여 제작하였다(Fig. 2 참조). 합성보의 하부 플레이트에는 슬래브와의 일체 거동을 위하여 직경 16 mm, 높이 80 mm의 스터드 앵커(HS1)를 300 mm 간격으로 설치하였으며, SF-F-S 실험체는 합성보의 상부 웨브면에 직경 16 mm, 길이 80 mm의 스터드 앵커(HS1)를 웨브면에 수직하게 200 mm 간격으로 설치하였다. SF-F-R 실험체는 스터드 앵커 대신에 직경 16 mm, 길이 1 m의 철근(SD400)을 웨브 상부면에 위치한 20 mm 직경의 홀을 관통하도록 설치하여 완전합성거동을 하도록 설계하였다.

Fig. 2. 
Details of test specimens (Unit: mm)

슬림플로 합성보의 하부 플레이트에는 춤 250 mm, 폭 600 mm의 춤이 깊은 데크를 좌우측에 대칭되도록 설치하였다. 따라서, 콘크리트 타설 후 실험체의 전체 높이는 350 mm, 폭은 1.5 m이며, 길이는 8 m로 제작하였다(Fig. 2(a) 참조). 슬래브 상부는 온도철근 D13@200으로 배근하였다.

Table 2는 실험체에 사용된 재료의 소재 인장시험 결과의 평균값을 나타낸다. 슬림플로 합성보 실험체에 사용된 강판은 모두 6 mm 두께의 SM355 강종으로 KS B 0801에 따라 5호 시험편으로 3개를 제작하여 시험을 진행하였다. 실험체에 사용된 6 mm 강판의 실측 두께는 6.05 mm로 항복강도와 인장강도는 각각 419.0 MPa, 542.9 MPa로 나타났으며 연신율은 19.6 %로 나타났다. 휨실험체에 사용된 철근은 모두 SD400 철근으로 직경 13 mm 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 469.5 MPa와 599.8 MPa이었으며, 직경 16 mm 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 449.1 MPa와 632.2 MPa이었다. 실험체에 사용된 콘크리트는 설계기준강도(f_ck)는 27 MPa로 KS F 2405에 따라 시험한 28일 재령의 공시체 3개의 평균 압축강도는 47.3 MPa로 설계기준강도를 크게 상회하는 것으로 나타났다.

Fig. 3는 실험체의 실험 셋업 및 계측기 설치 위치를 보여준다. 실험은 포스코 강구조실험동에서 10,000 kN의 UTM을 사용하여 수행하였다. 하중하력은 변위제어방식을 적용하여 0.05 mm/s의 속도로 단조가력하였으며, 실험체 총 길이는 8 m로 단순지지된 양단부 지점간의 거리는 7.5 m이다. 실험체의 중앙부에 가력보를 두어 실험체를 재하하였으며, 가력점 사이의 간격은 1,200 mm로 합성보의 중앙에서 각각600 mm 떨어진 지점에서 2점 가력하여 중앙부의 순수 휨모멘트 작용 구간을 중심으로 관측하였다. 양측 가력점 하부와 실험체 중앙부에 수직 변위계를 설치하여 하중가력에 따른 실험체의 처짐량과 전체적인 거동을 계측하였으며, 실험체 단부에 수평 변위계를 설치하여 콘크리트와 강재의 슬립량을 계측하였다. 콘크리트의 압괴, 하부 플랜지의 인장, 웨브의 좌굴 등 국부적인 변형을 분석하기 위하여 변형률 게이지를 부착하였다.

Fig. 3. 
Test set-up for bending test

슬림플로 합성보의 휨실험 결과에 대한 휨강도를 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00: 2019)^[5]의 소성응력분포법에 따라 평가하였다. 정모멘트 구간에서의 휨내력 평가시 콘크리트의 유효 압축응력 0.85f_ck가 압축구간에 균등하게 분포하는 것으로 가정하였으며, 콘크리트의 인장강도는 무시하고 강재의 항복강도 f_y는 강재단면의 인장과 압축구간에 균등하게 분포하는 것으로 가정하였다(Fig. 7 참조). 2.3.2절의 단부 슬립 계측 결과와 같이 슬림플로 합성보의 강재와 콘크리트 슬래브는 완전합성거동을 하며, 콘크리트 슬래브의 구속효과로 합성보의 국부좌굴이 발생하지 않는 것으로 가정하였다. 슬림플로 합성보의 휨강도는 일반적인 노출형 합성보와 유사하게 식 (1)과 같이 계산할 수 있다.

여기서, M_n : 휨강도(kN·m)　　　　  C : (0.85f_ckA_c, F_yA_s) 중 최소값　　　　  f_ck : 콘크리트 압축강도(MPa)　　　　  A_c : 유효폭 내의 콘크리트 단면적(mm²)　　　　  F_y : 강재의 항복강도(MPa)　　　　  A_s : 강재의 단면적(mm²)　　　　  P_y : 강재단면의 인장강도, P_y = F_yA_s (N)　　　　  d₁ : 콘크리트의 압축력 C의 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리(mm)　　　　  d₂ : 강재단면의 압축력 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리(mm), 강재단면에 압축력이 없는 경우 d₂ = 0　　　　  d₃ : P_y가 작용하는 강재단면의 중심으로부터 강재단면의 상단까지 거리(mm)

Fig. 7. 
Stress distribution in Slimflo composite beam section

식 (1)에 Table 2의 재료시험 결과를 반영하여 계산한 휨강도(M_n)를 실험체의 최대휨모멘트(M_test)와 비교하여 Table 4에 나타내었다. 여기서, 실험체의 최대휨모멘트는 가력 하중에 의해 실험체의 중앙 경간에서 작용하는 휨모멘트로 계산하여 나타내었으며, 실험체의 자중으로 인한 휨모멘트를 추가하여 계산하였다. Table 4에서 볼 수 있는 것과 같이 슬림플로 합성보의 최대휨모멘트에 대한 휨강도 비(M_test/M_n)는 전단연결재로 스터드 앵커를 적용한 SF-F-S 실험체의 경우 1.06, 관통철근을 사용한 SF-F-R 실험체의 경우 1.04로 콘크리트 슬래브의 재료강도가 설계강도를 초과하여 압축대가 좁은 면적에서 형성됨에도 불구하고 전단연결재의 종류와 관계없이 건축물 강구조 설계기준의 소성응력분포법을 적용하여 휨강도를 안전측으로 평가할 수 있음을 알 수 있다.

본 연구에서 제안한 슬림플로 합성보 접합부의 구조성능을 검증하기 위하여 브라켓 타입의 보-기둥 접합부 실험체를 구성하였다. 실험체는 동일한 상세의 접합부 실험체 2개로 제작하였다. 실험체의 구성은 Table 5와 같으며, 접합부 상세는 Fig. 8에 나타내었다.

Fig. 8. 
Specimen details of column-beam joint tests (Unit: mm)

보-기둥 접합부 실험체의 기둥은 H-400×400×13×21 (SM355)를 사용하였다. 기둥의 길이는 양 단부 엔드플레이트를 포함하여 2,000 mm로 제작하였으며, 기둥의 양단에 각각 길이 750 mm의 단부 핀 지그를 연결하였다(Fig. 8 참조). 기둥의 중앙부에는 H형강 브라켓으로 H-300×300×10×​15(SM355)를 완전용입용접(CJP)하여 접합하였다. 접합부 패널존에는 H형강 보 플랜지와 동일한 두께의 수평 스티프너를 설치하였으며, 패널존은 PL-9×300×220(SM355) 판재로 보강하였다. 슬림플로 합성보는 단부 H형강 브라켓과 접합하기 위하여 두께 20 mm의 엔드플레이트(PL-350×350×​20)를 사용하여 브라켓과 동일한 사이즈의 H형강(H-300×​300×10×15, SM355)과 완전용입용접(CJP)하여 접합하였다. 이때, 슬림플로 합성보의 하부 강판은 춤이 깊은 데크 플레이트를 거치시키는 역할을 하므로 브라켓 부분까지 이를 연장하였으며, H형강 하부 플랜지와 필릿용접하여 제작하였다. 슬림플로 합성보의 상부 플랜지의 두께는 6 mm로 브라켓의 플랜지 두께 15 mm와 단차가 발생하므로 폭 250 mm, 두께 9 mm 강판(PL-250×300×9, SM355)을 강관 상부 플랜지에 300 mm 길이로 필릿용접하여 부착하였다(Fig. 8 참조). 최종적으로 기둥의 보 브라켓과 슬림플로 합성보 단부는 고장력볼트(S10T-M22)로 체결하여 접합하였다.

접합부 실험체의 슬래브는 슬림플로 합성보와 단부 H형강 브라켓 이음부의 거동을 명확히 파악하기 위하여 휨실험과 다르게 보 플랜지에만 120 mm 두께의 콘크리트를 타설하여 제작했다. 슬래브에는 SD400 D10 철근을 300 mm 간격으로 슬래브의 상부에 배근하였으며, 부모멘트에 대한 인장 보강근으로 2-D19, SD500 철근을 설치했다. 슬래브 콘크리트는 기둥의 반대편으로도 350 mm 길이로 연장하여 타설했으며 전체 슬래브 폭은 1.2 m, 길이 4.55 m로 제작하였다.

Table 6는 실험체에 사용된 재료의 소재시험 결과를 나타낸다. 실험체에 사용된 강종은 모두 SM355로 KS B 0801에 따라 1A와 5호 시험편으로 각각 3개씩 제작하였다. 슬림플로 합성보에 사용된 두께 6 mm의 강판은 휨실험에 사용된 재료와 동일하며, 하부 플랜지에 사용된 두께 9 mm의 SM355 강판의 항복강도는 415.0 MPa, 인장강도는 542.7 MPa이고, 연신율은 25.3 %였다. H형강 보 브라켓에 사용된 10 mm 두께의 웨브는 항복강도 407.0 MPa, 인장강도는 563.1 MPa, 연신율은 22.7 %였으며, 15 mm 두께의 플랜지는 항복강도 388.0 MPa, 인장강도는 559.2 MPa, 연신율은 26.4 %로 웨브의 재료강도보다 약간 작은 값을 나타내었다. 기둥에 사용된 13 mm 두께의 웨브는 항복강도 419.3 MPa, 인장강도는 545.0 MPa, 연신율은 22.5 %이었으며, 21 mm 두께의 플랜지는 항복강도 402.7 MPa, 인장강도는 548.9 MPa, 연신율은 26.6 %이었다. 슬래브에 사용된 D10 철근(SD400)의 항복강도와 인장강도는 각각 433.0 MPa와 548.1 MPa였으며, D19 철근(SD400)의 항복강도와 인장강도는 각각 356.5 MPa와 528.5 MPa로 항복강도가 기준강도보다 작은 값을 나타내었다. 슬래브에 타설한 콘크리트의 압축강도(fc')는 40 MPa로 설계기준강도인 27 MPa보다 높은 값을 나타내었다.

Fig. 9은 실험 세팅과 계측기 설치위치를 보여준다. 실험에는 3,000 kN 용량의 actuator가 사용되었으며, 접합부 반복하중 실험은 T형 접합부의 외팔보 끝단에 수직하중을 반복하여 재하하는 방식으로 진행되었다. 기둥 상하부 수평반력 간 유효길이와 기둥 중심축에서부터 가력부까지의 길이는 모두 3.5 m이고, 기둥면에서부터 가력부까지의 순길이는 3.3 m이다. 실험 중 보의 횡좌굴을 방지하기 위하여 횡지지를 설치하였다(Fig. 9 참조). 하중재하 방법은 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00: 2019)에 따라 보 회전각 0.375 %, 0.5 %, 0.75 %를 각각 6 사이클씩 반복가력하고, 1.0 %를 4 사이클, 1.5 %, 2.0 %, 3.0 %, 4.0 %, 5.0 %, 6.0 %는 2 사이클씩 반복가력하였다. 보 가력부의 변위와 실험체의 강체변형, 접합부 패널의 전단변형 등을 계측하기 위하여 LVDT를 설치하였으며, 강재의 국부적인 변형을 분석하기 위하여 변형률 게이지를 부착하였다.

Fig. 9. 
Test Set-up for beam-column joint tests

Fig. 10과 Fig. 11은 각각 접합부 실험체의 모멘트-회전각 관계와 파괴양상을 나타낸다. Table 7은 실험결과를 요약하여 정리한 것이다. 여기서, 접합부에 작용하는 휨모멘트값은 기둥면에서의 휨모멘트값으로 계산하여 나타내었다. 실험결과 동일한 상세를 사용한 두 실험체 모두 유사한 거동특성을 보였으며, 보 단부에 뚜렷한 소성힌지가 발생하며 우수한 변형능력을 나타냈다.

Fig. 10. 
Moment-story drift relationships of test specimens

Fig. 11. 
Failure modes of test specimens

SF-J-01 실험체는 회전각 0.75 %에서 슬래브와 기둥 접합면, 슬래브 중앙부에서 미세균열이 발생하기 시작하였다. 이후, 회전각 1 %에서 슬래브 균열 발생이 증가하였으며, 회전각 1.5 %에서 슬래브 측면에서 발생한 균열이 슬래브 하부로 진행되었다. 회전각 2 %에서 슬래브 상부에 길이방향으로 수평 균열이 발생하였다. 회전각 4 % 첫 번째 사이클에서 슬래브 하부 기둥면에서 다수의 균열이 발생하였고, 이후 H형강 브라켓 하부플랜지 용접면에서 파단이 발생하여 실험을 종료하였다(Fig. 11(b) 참조).

SF-J-02 실험체도 SF-J-01 실험체와 유사하게 회전각 0.75 %에서 슬래브와 기둥 접합면, 슬래브 상부에서 미세균열이 발생하기 시작하였다. 회전각 1 %에서 슬래브 측면으로 균열이 진전되었으며, 회전각 2 %에서 슬래브 측면과 슬래브 하부에서 균열이 다수 발생했다. 회전각 3 %에서 볼트 접합부의 미끄러지는 소리와 함께 일시적으로 하중이 감소하였고, 기둥과 슬래브 접합면 사이에서 균열이 심화되었다. 이후 회전각 4 %에서 볼트 접합부에서 지속적으로 미끄러지는 소리와 하중이 감소했으며, 슬래브 하단에 다수의 균열이 발생하여 일부 콘크리트가 탈락되었다. 회전각 5 % 첫 번째 사이클에서 슬래브와 기둥 접합면의 콘크리트가 압괴되었고, 두 번째 사이클에서 H형강 브라켓 하부플랜지 용접면에서 파단이 발생하며 실험을 종료하였다(Fig. 11(d) 참조).

Table 7에 나타낸 것과 같이 제안한 슬림플로 합성보의 접합부 회전성능은 합성중간모멘트골조(IMF) 요구성능인 3 %를 초과하여 안정적인 거동을 보였으며 각각 4 %와 5 %의 회전성능을 보였다. 슬림플로 합성보 접합부의 단부 상세는 일반적인 H형강 노출형 합성보와 동일하며, 단부에서 H형강 접합부의 정모멘트와 부모멘트 휨성능 Mn+와 Mn-는 Table 7에 나타낸 것과 같이 각각 977.6 kN·m와 -614.2 kN·m로, 콘크리트 슬래브의 압축강도가 설계강도 대비 크게 증가하여 접합부 단부에서의 정모멘트 휨성능이 부모멘트에 비해 크게 증가한 값을 나타내었다. 따라서, SF-J-01 실험체의 최대 정모멘트(Mmax+)와 부모멘트(Mmin-) 휨강도는 각각 1,093.1 kN·m와 -789.7 kN·m로 휨성능 대비 1.12배와 1.29배 큰 값을 나타내었다. SF-J-02 실험체의 경우에도 실험결과 최대 정모멘트와 부모멘트 휨강도는 각각 1,045.7 kN·m와 -775.8 kN·m로 휨성능 대비 1.07배와 1.26배 큰 값을 나타내었다.

Fig. 12는 슬림플로 합성보 접합부 기둥면으로부터의 거리에 따른 접합부의 정모멘트와 부모멘트 휨성능을 실험체에 작용하는 휨강도와 비교하여 나타낸 것이다. Fig. 12에서 볼 수 있는 것과 같이 단부 H형강 브라켓 부분까지 춤이 깊은 데크 플레이트 설치를 위해 설치한 하부 강판이 H형강 보의 하부 플랜지와 필릿용접하여 연장됨에 따라 접합부 기둥면의 용접부를 제외한 단부 연장부까지 휨성능을 급격히 증가시켜 소성변형이 보 브라켓 용접부 쪽으로 집중되는 것을 볼 수 있다. 다만, 전단지연효과로 인하여 실제 접합부의 휨성능은 Fig. 12에 제시한 것보다 작아질 수 있다. 따라서, 제안한 접합부의 회전성능을 향상시키기 위하여 H형강 브라켓 보 부재의 하부에 하부 강판을 설치하는 경우 단속용접으로 접합하여 접합부 단부의 휨성능을 과도하게 증가시키는 것을 방지할 필요가 있다. 또한, 슬림플로 단면과 단부 H형강 브라켓 단면의 이음부의 경우 이음부에 작용하는 휨모멘트에 따라 접합부를 설계하는 것이 필요하며, 일반적으로 실험조건이 아닌 설계조건에서는 등분포하중이 작용하므로 이음부에서의 파괴 가능성은 상대적으로 더 낮을 것으로 판단된다(Fig. 12 점선 참조).

Fig. 12. 
Moment capacity and applied moment of test specimen