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ISSN : 1598-4095(Print)
ISSN : 2287-7401(Online)
Journal of The korean Association For Spatial Structures Vol.18 No.2 pp.121-128
DOI : https://doi.org/10.9712/KASS.2018.18.2.121

Experimental Study on the Shear Capacity of Cap-Type Shear Connectors With Constant Intervals

Oh, Myoung Ho*, Lee, Min Seok**, Kim, Young Ho***, Kim, Myeong Han****
*Dept. of Architectural Engineering, Mokpo National Univ.
**Dept. of Architectural Engineering, Yonsei University
***NTAGE
교신저자, 정회원, 국립목포대학교 건축공학과 부교수 Dept. of Architectural Engineering, Mokpo National Univ. Tel: 061-450-2456 Fax: 061-450-6454 Email: mhk314@mokpo.ac.kr
May 8, 2018 May 30, 2018 June 4, 2018

Abstract


The push-out tests have been conducted on the specimens which consist of the steel beam with U-shape section and the cap-type shear connectors with constant intervals. Existing equations for the evaluation of shear connector strength have been investigated on the basis of test results. The reinforcing bars for longitudinal reinforcement and the penetrative bars for transverse reinforcement didn’t have much effect on the shear capacity of the cap-type shear connector. The larger the width of cap-type shear connector was profiled, the greater the shear strength turned. The shear capacities of cap-type shear connectors with constant intervals were evaluated on the basis of push-out test results, and those were possible to be determined with proper safety margin using the Eurocode 4. The slip capacity of cap-type shear connector was shown to exceed the limit value of 6mm for sufficiently ductile behavior.



단속배치된 캡 형상의 전단연결재의 전단내력에 관한 실험 연구

오 명 호*, 이 민 석**, 김 영 호***, 김 명 한****
*정회원, 국립목포대학교 건축공학과 교수
**정회원, 연세대학교 건축공학과, 박사수료
***정회원, 엔테이지 대표

초록


    National Research Foundation of Korea
    2016R1D1A1B03934316

    1 서론

    일반적으로 합성보는 바닥판 내에 철골보를 삽입 하여 시공하거나 철골보와 슬래브의 합성 효과를 이용하여 동일한 스팬에서 부재의 휨 강성이 증가 하기 때문에 적재 하중에 의한 처짐이 적고 진동이 나 충격을 받는 보에 특히 유리하다. 이와 같은 장 점으로 국내외에서 합성보에 대한 연구를 지속적으 로 수행하고 있으며, 다양한 형태의 합성보를 개발 하고 있다1-3).

    합성보는 강재와 콘크리트 슬래브의 경계면에 발 생하는 수평 전단력에 의한 미끄러짐(Slip)이 발생 한다. 미끄러짐이 발생하면 각각의 요소는 개별적으 로 거동하며, 합성 단면의 휨 강도 저하의 원인이 된다. 반대로 미끄러짐이 구속되면 일체화 된 합성 단면으로 거동하며, 합성 단면이 가진 소성 강도를 발휘할 것이다.

    슬래브와 강재보 사이의 연결은 주로 길이 방향 으로 작용하는 수평 전단력에 저항하기 위해 전단 연결재를 사용하며, 이러한 전단연결재의 파괴거동 에 따라 2가지로 구분할 수 있다. 연성연결재는 극 한 변형 능력이 6mm 이상인 경우(Eurocode-4, 1994)이며, 일반적으로 스터드(Headed stud)가 사 용되고 있다. 또한 강성연결재는 전단강도가 높고 콘크리트의 파괴에 의해 거동이 결정되며, 변형 능 력은 상대적으로 작다4).

    기존의 강판-콘크리트 합성보는 전단연결재로 스 터드를 사용하며, 상부가 개방된 형상이기 때문에 폭 고정용 앵글, 작업자용 발판과 같은 부속 철물들 이 다수 사용되어 시공이 복잡하다. 이러한 단점을 개선하고자 <Fig. 1>과 같이 강판을 절곡한 캡(Cap) 형 전단연결재를 개발하였다5),6).

    이러한 캡형 전단연결재는 현장에서 작업자의 발 판으로 활용이 가능하며, 운송 중이나 시공 시 발생 가능한 강재보의 변형을 방지할 수 있다. 또한 콘크 리트에 매립된 캡을 통해 강재보 플랜지와 콘크리 트 사이의 경계면에서 발생하는 수평 전단력에 저 항하는 전단연결재로의 역할을 기대할 수 있다.

    전단연결재의 성능을 주로 Push-out 실험 방법으 로 평가하는데, 이는 콘크리트 슬래브와 철골보 사 이의 전단력을 직접적으로 평가할 수 있을 뿐만 아 니라 실험 방법도 편리하기 때문이다7),8). 따라서 국 내외적으로 Push-out 실험을 통해 다양한 전단연결 재의 성능을 평가하고 있으나 강재 캡의 전단연결 재에 대해서는 아직까지 많은 실험을 수행하지 못 하였다.

    따라서 본 연구에서는 U형 단면 강재 보에 단속 배치된 캡 형상의 전단연결재가 용접 접합된 실험 체를 대상으로 Push-out 실험을 실시하고 그 결과 를 바탕으로 하여 기존의 내력식과 비교를 통해 단 속 캡 전단연결재의 전단내력을 평가하고자 한다.

    2 실험 계획

    2.1 실험체 계획

    단속배치된 캡 형상의 전단연결재의 전단성능을 평가하기 위해 총 9개의 실험체가 계획되었다. Push-out 실험체의 기본 형상은 <Fig. 2>와 같다.

    합성보의 철골 단면은 U형(PL-10t)이며 철골보의 너비는 300mm, 높이는 215mm이다. 슬래브는 두께 150mm, 너비는 600mm, 높이는 650mm로 계획하 였고, 슬래브의 성능 확보를 위해서 수직 철근은 6-HD13, 수평 철근은 5-HD10으로 배근하여 보강하 였다.

    또한 전단연결재는 6mm 강판을 사용하였고 폭 (Width)은 60mm, 80mm, 100mm이고, 높이(Height) 는 80mm, 90mm, 100mm로 하였다. 또한 전단연결 재의 간격(Pitch)은 300mm로 하여 실험을 수행하였 다. 또한 기존의 전단연결재인 스터드와의 전단성능 을 비교하기 위해 직경 19mm, 높이 100mm인 스터 드를 2열 배치하여 제작하였다.

    또한 단속배치된 캡의 전단성능을 보강하기 위해 고안된 보강 철근(Longitudinal reinforcement, 2- HD16) 및 관통 철근(Transverse reinforcement, HD16)의 효과를 분석하기 위해 배근 유무를 실험 변수로 하여 계획하였다. 따라서 <Fig. 2>에 나타낸 상세는 C-H90-W60-L-T2에 해당된다.

    2.2 가력 방법 및 측정 방법

    실험체는 <Fig. 3>과 같이 설치되었으며, 실험체 앞뒤로 브라켓과 스크류 잭을 설치하여 실험체와 콘크리트 슬래브의 벌어짐을 최소로 하였다.

    가력 시 순수 실험체의 처짐을 확인하기 위해 변 위계 1, 2를 설치하였으며, 콘크리트 슬래브와 실험 체의 슬립량을 측정하기 위해 변위계 3, 4를 설치하 였다. 또한 가력 시 콘크리트 슬래브의 회전 및 실 험체와의 벌어짐을 측정하기 위해 슬래브 중앙 단 부에서 상하로 각각 50mm 이격된 거리에 변위계 5, 6을 설치하여 이를 측정하였다. 변위계의 상세 위치 및 설치 현황은 <Fig. 4>와 같다.

    실험체 내부에 매립된 스트레인 게이지는 <Fig. 5> 와 같이 부착되었다. 단속 캡에 부착된 G1의 경우 모든 실험체에 공통으로 설치되어 있으며, 각 변수 별 보강 철근에는 게이지 VS1, 관통 철근에는 게이 지 HS1, HS2가 부착되어 가력 시 각 부재의 변형률 을 측정하였다.

    2.3 실험 방법

    실험체의 가력 위치는 상부 350mm 플레이트의 중심에서 콘크리트 슬래브 방향으로 20mm 이격된 거리에서 실시하였다.

    초기에 하중이 안정적으로 도입되기 전 5mm까 지는 0.01mm/s 속도로 가력을 진행하였고, 이후 0.02mm/s의 속도로 진행하였으며, 액츄에이터의 변위가 35mm를 초과하거나 실험체의 하중이 최대 하중의 80% 이상 감소하였을 때 실험을 종료하였 다.

    3 실험 결과 및 분석

    3.1 재료 시험

    3.1.1 콘크리트

    실험체 제작에 사용된 콘크리트는 설계 기준 강 도(fck) 24MPa로 계획하였으며 KS F 2405에 따라 제작한 공시체 3개의 평균 탄성 계수는 21,566.6MPa 이고, 평균압축강도는 27.5MPa로 측정되었다.

    3.1.2 강재

    실험체에 사용된 강재의 재료 성능을 확인하기 위해 인장 시험을 실시하였다. 실험체에 사용된 강 재는 단속 캡에 사용된 PL-6t(SM490A), 하부 U형 강판에 사용된 PL-10t(SM490A)이며, 보강 철근 및 관통 철근에 사용된 HD16, 슬래브 철근에 사용된 HD13 및 HD10이다.

    시험편은 KS B 0801을 준용하여 각각 3개씩 제작 하였고, KS B 0802에 따른 인장 시험 결과의 평균 값을 <Table 2>에 나타내었다. Table 1

    3.2 하중-변위 곡선 분석

    3.2.1 스터드 실험체

    <Table 1>에서 1번 실험체인 S-100-19-250 실험 체는 기존의 스터드 커넥터를 사용하여 U형 강판 상부에 전단연결재로 사용한 실험체이다. 이 실험체 의 하중-변위 곡선을 <Fig. 6 (a)>에 나타내었다.

    이 실험체의 경우, 약 113kN에서 콘크리트 슬래 브와 U형 강판 사이에 균열이 발생하며 하중이 80kN까지 감소하였고, 이후 하중은 지속적으로 증 가하는 양상을 보였다. 최대 하중(462.4kN) 이후 하 중이 일정하게 감소하여 실험을 종료하였다. 약 174kN에서 정면 우측 중앙부부터 좌측 하부 방향 으로의 대각 균열이 발생되었으며, 동시에 좌우 측 면에 수평 균열이 발생되었다.

    3.2.2 보강 철근 및 관통 철근의 영향

    <Table 1>에서 3, 4, 5 및 6번 실험체인 C-H90- W60-X-X, C-H90-W60-L-X, C-H90-W60-L-T 및 CH90- W60-L-T2 실험체는 각각 보강 철근 및 관통 철근의 유무에 따른 단속배치된 캡형 전단연결재의 전단내력을 평가하기 위한 실험체이다. 이 실험체들 의 하중-변위 곡선을 <Fig. 6 (b)>에 나타내었다.

    이 실험체들의 경우 초기 하중이 안정적으로 가 력되기 시작한 이후 콘크리트 슬래브와 U형 강판 사이에 균열이 발생됨과 동시에 소음이 발생되었다.

    이 때 하중이 감소하였으며 이후 실험체가 자리를 잡으면서 하중은 다시 증가되었다.

    실험체에 균열이 발생된 이후, 실험체의 강성 변 화를 확인할 수 있었으며 최대 하중에 도달한 이후 에도 하중이 급격히 감소하지 않았다.

    <Fig. 6 (b)>에서 보는 바와 같이 보강 철근 및 관통 철근이 배근됨에 따라 최대 하중 및 최대 하중 시 변위에는 큰 차이를 나타내지 않았다. 즉 보강 철근과 관통 철근은 캡의 전단내력에 큰 영향을 미 치지 않는 것으로 분석되었다.

    3.2.3 전단연결재의 높이에 대한 영향

    <Table 1>에서 2, 5 및 9번 실험체인 C-H80-W60 –L-T, C-H90-W60-L-T 및 C-H100-W60-L-T 실험체 는 모든 조건이 동일하고, 단속배치된 캡의 높이가 각각 80mm, 90mm 및 100mm인 실험체이다. 이 실 험체들의 하중-변위 곡선을 <Fig. 6 (c)>에 나타내 었다.

    이 실험체들도 초기 하중에서 콘크리트 슬래브와 U형 강판이 미끄러짐이 발생한 이후, 하중이 감소 하였다가 콘크리트 슬래브 면에 균열이 발생하면서 최대 하중에 도달하였다. 최대 하중에 도달한 이후 에도 하중이 급격하게 떨어지지 않았다.

    <Fig. 6 (c)>에서 보는 바와 같이 캡의 전단연결 재의 높이가 클수록 최대 하중이 더 커짐을 알 수 있으나 그 차이는 그리 크지 않았다. 그러나 전단연 결재의 높이가 클수록 최대 하중이 발현되는 변위 는 커서 전단연결재가 연성적으로 거동함을 알 수 있다.

    3.2.4 전단연결재의 폭에 대한 영향

    <Table 1>에서 5, 7 및 8번 실험체인 C-H90-W60 –L-T, C-H90-W80-L-T 및 C-H90-W100-L-T 실험체 는 모든 조건이 동일하고, 단속배치된 캡의 폭이 각 각 60mm, 80mm 및 100mm인 실험체이다. 캡의 폭 이 증가하면서 두께는 동일하므로 전단연결재의 단 면적이 증가하는 경우이다. 이 실험체들의 하중-변 위곡선을 <Fig. 6 (d)>에 나타내었다.

    폭이 60mm 및 80mm인 실험체는 앞선 실험체들 과 마찬가지로 초기 하중에서 콘크리트 슬래브와 U 형 강판이 미끄러짐이 발생한 이후, 하중이 일시적 으로 감소하였다. 이후 하중을 안정적으로 지지하다 가 콘크리트 슬래브 면에 균열이 발생하면서 최대 하중에 도달하였다. 최대 하중에 도달한 이후에도 하중이 급격하게 감소하지 않았다. 그러나 폭이 100mm인 실험체는 최대 하중에 도달한 이후 다른 실험체와는 달리 급격하게 하중이 감소하였다.

    <Fig. 6 (d)>에서 보는 바와 같이, 캡의 폭이 커지 면 커질수록 최대 하중은 상당한 양으로 증가하는 결과를 얻었다. 이는 전단연결재의 단면적이 커질수 록 전단연결재의 전단내력이 증가함을 의미한다.

    3.3 전단내력 평가

    국내설계기준(KBC 2016)9)에서는 스터드 전단연 결재의 강도를 평가함에 있어서 미국의 하중저항계 수설계법(LRFD)에 근거하여 콘크리트 슬래브 또는 합성슬래브에 매입된 스터드 전단연결재 1개의 공 칭 강도는 다음과 같이 산정하도록 규정되어 있다.

    ( Q n = 0.5 A s c f c k E c _ R g R p A s c F u )
    (1)

    여기서,

    • Asc : 스터드 전단연결재의 단면적(mm2)

    • Ec : 콘크리트의 탄성 계수(MPa)

    • Fu : 스터드 전단연결재의 인장 강도(MPa)

    • fck : 콘크리트의 압축 강도(MPa)

    • Rg , Rp : 데크 방향과 스터드 개수에 따른 계수

    로 골데크를 사용하지 않을 경우, Rg = 1.0, Rp = 0.75

    또한 Eurocode 44)에서는 스터드 전단연결재에 대해 설계전단강도를 다음과 같이 평가하고 있다.

    P R d = min { 0.8 f u π d 2 / 4 γ υ , 0.29 α d 2 f c k E c m γ υ }
    (2)

    α = 0.2 ( h s c d + 1 ) for 3 _ h s c / d _ 4 α = 1 for h s c / d > 4

    여기서,

    • γυ : 부분 안전 계수(=1.25)

    • Ecn : 콘크리트의 탄성 계수(MPa)

    • fu : 스터드 전단연결재의 인장 강도(≦ 500MPa)

    • fck : 콘크리트의 압축 강도(MPa)

    • d : 스터드의 직경(mm)

    • hsc : 스터드의 길이(mm)

    <Table 3>에 본 연구에서 수행한 실험 결과와 식 (1) 및 식 (2)에 의한 공칭 강도 결과를 비교하여 나 타내었다. <Table 3>에서의 실험값(QT )는 각 실험 체별로 최대 하중을 스터드 전단연결재의 개수(6개) 와 단속 캡 전단연결재의 개수(4개)로 나누어 산정 하였다.

    또한 식 (1)에서의 스터드 전단연결재의 단면적 (Asc)을 단속 캡 전단연결재의 단면적(PL-6x60, PL-6x80, PL-6x100)으로 치환하여 평가하였다. 또한 식 (2)에서는 부분 안전 계수(γυ )는 고려하지 않았 고, 스터드 직경(d)은 전단연결재의 단면적(Asc)의 함수로 치환하여 평가하였고, 각 재료의 성능은 실 험값을 적용하였다.

    <Table 3>에서 보는 바와 같이, 실험값(QT )은 단 속 캡 전단연결재를 사용한 것이 스터드를 사용한 실험체보다 전단성능이 휠씬 뛰어남을 알 수 있다. 단속 캡 전단연결재는 개방형 단면에 바닥판과의 일체화 거동을 목적으로 개발한 것으로 기존 스터 드를 대신할 수 있는 전단연결재의 성능을 만족하 고 있으며 특히 개방형 단면 구조에 적용하였을 경 우 충분한 전단내력을 발휘하고 있음을 실험 결과 확인하였다. 또한 스터드 전단연결재의 전단내력은 Eurocode 4의 식 (2)가 국내설계기준의 식 (1)에 비 해 안전측으로 평가하는 것으로 분석되었다.

    스터드 전단연결재를 사용한 실험체 S-100- 19-250의 경우에는 실험값/공칭 강도식의 0.91 및 0.96에 도달하는 것으로 분석되었다. 이는 U형 강판 과 같은 개방형 단면을 쓰는 합성보에서는 스터드 앵커의 중심에서 가장자리까지의 거리를 충분히 확 보하여야 함을 알 수 있다.

    국내 기준에서는 스터드 앵커의 중심에서 전단력 방향에 있는 가장자리까지의 거리는 보통 콘크리트 에서는 200mm 이상, 경량 콘크리트에서는 250mm 이상으로 규정되어 있다8).

    <Table 3>에서 보는 바와 같이, 단속 캡을 가진 전단연결재의 경우에는 KBC 2016에 의한 식 (1)과 의 비교에서는 0.76~0.96에 도달하는 것으로 분석되 었고, Eurocode 4에 의한 식 (2)와의 비교에서는 1.03~1.28에 도달하는 것으로 분석되었다. 즉, 단속 캡을 가진 전단연결재의 경우에는 Eurocode에 의한 식 (2)를 사용하면 안전측으로 평가할 수 있다.

    현행 강구조설계기준(KBC 2016)의 토대가 되는 강재 앵커인 스터드 평가식은 J. W. Fisher 연구의 결과로, 스터드 직경 19mm를 중심으로 실험 결과 를 회귀 분석하여 설계식이 수립된 것이다. 그러나 본 연구에서는 단속 캡의 용접된 강판의 단면적을 스터드 원형 단면으로 환산하였을 경우, 실험체별 직경은 각각 21.4mm(PL-6x60), 24.7mm(PL-6x80) 및 27.6mm(PL-6x100)로 스터드 직경 19mm에 비해 크 다. 이러한 이유로 <Table 3>에서 보는 바와 같이 단속 캡의 단면적이 클수록 강구조설계기준식(KBC 2016)과의 오차가 커지는 결과를 얻었다. 따라서 개 방형 단면 구조에 벌어짐이나 U형 단면의 폐합을 기대로 고안된 단속 캡의 평가식은 기존 스터드 전 단연결재의 평가식과 다른 강판과 콘크리트 강성 및 탄성 특성을 고려한 평가가 필요하다.

    3.4 연성 능력의 평가

    전단연결재의 가장 중요한 역할은 콘크리트와 강 재 사이의 전단력을 충분히 저항하여 일체화 하는 것이며, 또 다른 요구되는 역할 중의 하나가 연성적 인 거동을 해야 하는 것이다8).

    Eurocode 4에서는 전단연결재의 특정 슬립 성능 (Characteristic slip capacity, δu)이 6mm 이상이면 연성적인 연결재로 평가하고 있다. Eurocode 4에서 는 특정 슬립 성능(δu)은 파괴 하중의 90%에 해당하 는 특정 저항 내력(Characteristic resistance, PRK)에 상당하는 변위로 평가한다4).

    <Table 3>에 연성 능력을 나타내는 δu 를 나타내 었는데 모든 실험체들은 Eurocode 4에서 제시하는 연성 능력 기준인 6mm를 상회하는 것으로 나타났 다. 따라서 단속 캡을 가진 전단연결재는 충분한 연 성 능력을 확보하고 있음을 알 수 있다.

    4 결론

    이 연구에서는 U형 단면 강재보에 스터드 또는 단속 캡을 가진 전단연결재가 용접 접합된 실험체 에 대해 Push out 실험을 실시하였고, 이에 대해서 각 전단연결재의 전단내력을 평가하고자 기존의 내 력식과 비교하였다. 이러한 결과 다음과 같은 결론 을 얻었다.

    • 1) 단속 캡 전단연결재에 추가로 설치된 보강 철 근 및 관통 철근은 단속 캡의 전단내력에 큰 영향을 미치지 않지만, 전단연결재의 폭이 증가할수록 동일 한 두께에서 단면적이 증가하므로 전단연결재의 전 단내력에 큰 영향을 미친다.

    • 2) 단속 캡을 가진 전단연결재의 전단내력은 스터 드 전단연결재의 전단내력보다 그 성능이 휠씬 뛰 어남을 알 수 있다. 단속 캡 전단연결재는 개방형 단면에 바닥판과의 일체화 거동을 목적으로 개발한 것으로 기존 스터드를 대신할 수 있는 전단연결재 의 성능을 만족하고 있으며, 특히 개방형 단면 구조 에 적용하였을 경우 충분한 전단내력을 발휘하고 있음을 실험 결과 확인하였다.

    • 3) 실험 결과와 기존의 전단내력 평가식을 비교 분석한 결과, 국내 기준(KBC 2016)에 의한 식보다 는 Eurocode 4에 의한 식을 사용하는 것이 단속 캡 전단내력을 안전측으로 평가할 수 있으나 추가적인 실험 및 해석 연구를 통해 단속 캡 전단연결재의 전 단내력식을 수립할 필요가 있다.

    • 4) 단속 캡을 가진 전단연결재의 연성 능력을 평 가한 결과, 모든 실험체에서 연성 능력 기준인 6mm를 상회하는 것으로 평가되어 충분한 연성 능 력을 확보하고 있다.

    감사의 글

    본 논문은 2016년도 정부(교육부)의 재원으로 한국 연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업임 (No.2016R1D1A1B03934316).

    Figure

    KASS-18-121_F1.gif

    Cap-type shear connector

    KASS-18-121_F2.gif

    Push-out test specimen

    KASS-18-121_F3.gif

    Push-out test setup

    KASS-18-121_F4.gif

    Location of LVDT

    KASS-18-121_F5.gif

    Location of strain gauge

    KASS-18-121_F6.gif

    The load-displacement curve of specimens

    Table

    Test specimens

    Material test results

    Test results

    Reference

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