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ISSN : 1598-4095(Print)
ISSN : 2287-7401(Online)
Journal of The korean Association For Spatial Structures Vol.18 No.3 pp.57-66
DOI : https://doi.org/10.9712/KASS.2018.18.3.57

Safety Evaluation of Semi-Slim AU Composite Beam During Construction

Young-Ho Kim*, Do-Bum Kim**, Dae-Jin Kim***, Myeong-Han Kim****
*Ntage Co., Ltd.
**Act Partner Co., Ltd.
***Dept. of Architectural Eng., KyungHee University
교신저자, 정회원, 국립목포대학교 건축공학과 부교수
Dept. of Architectural Eng., Mokpo National University Tel: 061-450-2456 Fax: 061-450-6454 E-mail: mhk314@mokpo.ac.kr
June 9, 2018 July 15, 2018 July 16, 2018

Abstract


Recently various composite beams in which concrete is filled in the U-shaped steel plate have been developed for saving story height and reducing construction period. Due to the high flexural stiffness and strength, they are widely being used for the building with large loads and long spans. The semi-slim AU composite beam has proven to take highly improved stability compared to the existing composite beams, because it consists of the closed steel section by attaching cap-type shear connectors to the upper side of U-shaped steel plate. In this study the finite element analyses were performed to evaluate the safety of the AU composite beam with unconsolidated concrete which were sustained through the closed steel section during the construction phase. The analyses were performed on the two types of cross section applied to the fabrication of AU composite beams, and the results were compared to the those of 2-point bending tests. In addition, the flexural performance according to the space of intermittent cap-type shear connectors and the location of reinforcing steel bars for compression was comparatively investigated. Through the results of analytical studies, it is preferable to adopt the yield moment of AU composite beam for evaluating the safety in the construction phase, and to limit the space of intermittent shear connectors to 400 mm or less for the construction load.



세미슬림 AU 합성보의 시공 단계 안전성 평가

김 영 호*, 김 도 범**, 김 대 진***, 김 명 한****
*정회원, (주)엔테이지 대표, 공학박사
**정회원, (주)액트파트너 과장, 공학박사
***정회원, 경희대학교 건축공학과 부교수

초록


    N.I.STEEL
    ACT Partner
    Entage

    1. 연구 배경 및 목적1

    합성보는 건축 평면의 장스팬 구현, 공기 단축, 시공성 개선을 통한 경제성 확보 등의 이점을 가지 고 있다1). 최근 층고 절감을 위해서 U형으로 강판 을 절곡한 강재보와 내부에 콘크리트를 채운 강판- 콘크리트 합성보가 개발되어 사용되고 있다2-4). 이 러한 U형 합성보는 단면 상부가 개방된 형태로 콘 크리트가 경화되기까지 강재보가 하중을 지지하므 로 시공 단계에서의 안전성이 문제가 된다. 또한 시공시 과도한 처짐으로 인해 가설 지주의 사용이 필요하며, 이에 따라 하부의 시공성에도 영향을 미 친다.

    기존의 U형 합성보를 개선하기 위해 <Fig. 1>과 같이 층고 절감형 세미슬림 AU 합성보를 개발하였 다5). AU 합성보는 강판을 성형·조립한 U형 단면의 상부에 전단연결재 역할을 하는 덮개형 강판을 부 착하여 폐합 단면 혹은 부분 폐합 단면으로 구성된 다. 폐합된 단면 내부에 콘크리트를 채움으로써 강 재량과 층고 절감이 가능하다. 이질 재료의 합성 효 과를 위한 덮개형 전단연결재의 성능이 실험을 통 하여 검증되었다. <Fig. 1 (a)>와 같이 연속된 덮개 형 전단연결재는 강판면의 부착력과 지압력으로 저 항하며, <Fig. 1 (b)>와 같은 비연속된 전단연결재는 스터드와 같은 거동을 나타내었다6).

    본 연구에서는 장스팬에 AU 합성보가 적용될 경 우 무동바리 조건에서 시공 하중에 대한 안전성을 평가하였다. <Fig. 1>의 2가지 형상에 대해 유한 요 소 해석을 수행하였고, <Fig. 1 (b)>와 같이 부분 폐 합 단면을 구성하는 비연속된 덮개형 전단연결재의 간격과 압축 보강 철근의 위치 변수에 대해 최적 형 상을 분석하였다. 유한 요소 해석 모델은 동일한 형 상에 대해 수행한 2점 가력 휨 실험의 결과와 비교 하여 적정성을 검증하였다.

    2. AU 합성보의 시공 단계 휨 성능 실험

    2.1 실험 계획

    다양한 데크의 적용성을 검토하기 위해 Deep deck용과 Truss deck용 형상을 구분하여 실험체를 제작하였다. 사용된 강판의 두께는 6mm(SM490) 및 9mm(ATOS60)이며, 단면 하부에 인장 보강근 2-D29 (fy,re=500MPa)를 적용하였고, 덮개형 전단연결재 의 국부 좌굴을 방지하기 위해서 사각근(□-25×25, SS400)을 부착하였다. 실험체에 관한 사항을 <Table 1> 에 정리하였다.

    단면 상세, 실험체 셋업 및 변형률 게이지 위치를 <Fig. 2>에 나타내었다. 가력은 10,000kN UTM을 이용하여 0.05mm/s의 변위 제어로 실시하였다. 실 험체 세팅은 양단이 단순지지된 지간(L=6,000mm) 에 1,800mm의 가력보를 사용하여 2점 가력하였다. 가력부와 중앙부의 처짐을 측정하기 위해 실험체 하부에 3개의 변위계(LVDT)를 설치하였고, 강재보 단면의 변형률을 측정하기 위해서 강재보 측면에 변형률 게이지를 부착하였다.

    2.2 실험 결과

    SD-3BD-X-S 실험체는 상부에 부착한 사각근의 좌굴과 함께 덮개형 강판 상부에서 좌굴이 발생하 면서 내력 저하를 보였다<Fig. 3 (a)>. 사각근은 탄 성 상태에서 좌굴이 발생하여 변형률이 역전되었으 며, 덮개형 강판 상부는 항복 후에 좌굴이 발생하여 변형률의 증가가 일어났다. SD-5BT-X-S 실험체는 가력점 하부의 사각근에 좌굴이 발생하여 내력 저하 와 함께 변형이 집중적으로 발생하였다<Fig. 3 (b)>. 이후 하중이 집중되며 사각근과 U강판의 상부 플랜 지 및 측판으로 국부 좌굴이 진행되는 거동을 보였 다. 실험체의 힘-변위 관계를 <Fig. 4>에 나타내었 으며, 실험 결과를 <Table 2>에 정리하였다.

    3. 유한 요소 해석

    비선형 유한 요소 해석을 통해 시공 단계에서의 AU 합성보 휨 성능을 평가하고, 실험 결과와의 비 교 및 분석을 수행하였다. 또한 단면 설계식에 의한 휨 강도와 유한 요소 해석, 실험에 의한 강도를 비 교 및 분석하여 설계식의 유효성을 평가하였다. 유한 요소 해석을 위해 범용 해석 프로그램인 ABAQUS Ver. 6.9-EF1을 사용하였으며, <Fig. 1>의 2개 실험 체에 대해 비교 평가를 수행하였다.

    3.1 유한 요소 재료 모델

    유한 요소 해석 모델에 이용된 강재의 재료 모델 로 <Fig. 5>에 나타낸 응력-변형률 그래프를 활용하 였다. 유한 요소 해석에 이용된 강재 구조 요소 모 델링을 위해 선형탄성-완전소성 재료 모델을 이용 하였으며, 탄성계수 Es는 200,000MPa, 포아송 비는 0.3이다. 항복 강도는 플랜지와 웨브에 해당되는 판형 구조 요소의 경우 325MPa의 값을(Fy1), 합성 보 하부 보강에 이용되는 철판의 경우 420MPa의 값을(Fy2) 사용하였다. Fy1Fy2에 해당하는 항복 변형률은 εy1 = 0.00163과 εy2 = 0.0021이며, 2가지 항복 변형률은 부재의 항복 및 최대 하중 도달 시 실험 및 해석 결과의 변형률 분포를 분석하기 위 해 이용된다. 합성보의 보강을 위해 사용된 선형 구조 요소의 항복 강도는 인장 보강근(HD-29)의 경우 500MPa, 압축 보강근(□-25×25)의 경우 235MPa 이다.

    3.2 해석 모델링

    실험체 해석을 위해 사용된 유한 요소 모델을 <Fig. 6>에 나타내었다. 플랜지 및 웨브에 해당되는 판형 구조 요소 모델링을 위해 3차원 육면체 요소 (Linear hexahedron)를 이용하였으며, U-casing 내부 에 충전된 콘크리트 모델링을 위해 마찬가지로 3차원 육면체 요소가 이용되었다. 충전 콘크리트에 포함된 내부 철근 모델링을 위해 1차원 선형 요소를 이용 하였으며, 콘크리트 영역을 Embedded region으로 설정하여 콘크리트와 철근의 거동을 일체화시켰다. 구조물의 형상 및 하중 그리고 지점 조건이 대칭이 므로 해석 시간 단축을 위해 <Fig. 6>에 나타난 것 과 같이 구조물의 절반만 모델링하고 절단면 단면 에 수직 한 방향으로만 구속이 존재하는 롤러를 삽 입하였다.

    3.3 유한 요소 해석 결과

    3.3.1 SD-3BD-X-S 실험체

    덮개형 전단연결재를 지닌 SD-3BD-X-S 실험체의 실험 및 해석에 의한 최대 강도와, 계산에 의한 항 복 하중 및 최대 하중을 비교하여 <Table 3>에 정 리하였다. 유한 요소 해석 및 실험에 의한 하중-변 위 관계를 <Fig. 7>에 나타내었다. 계산에 의한 항 복모멘트(My ) 및 소성모멘트(Mp ) 값을 근거로 계 산한 실험체의 항복 하중 값(Py ) 및 최대 하중(Pp ) 을 그래프에 점선 및 일점쇄선으로 표시하였다.

    유한 요소 해석의 최대 하중이 실험값의 약 116.2%로 실험 결과보다 약간 과대평가하는 것을 알 수 있다. 소성모멘트를 근거로 계산된 최대 하중 은 실험값의 110.4%로 유한 요소 해석 결과와 유사 하다. 해석 결과가 실험 결과보다 과대평가하는 것 은 상부 사각근의 용접부 파단, 실험체의 개구부 절 단 작업시 모서리 부위에 발생할 수 있는 초기 손상 등과 같이 해석적으로 모사하기 어려운 상황이 발 생했기 때문으로 판단된다.

    항복모멘트를 근거로 계산된 항복 하중은 실험값 의 58.4%로 상당히 과소평가하지만, 수계산 강도식 을 이용하여 합성보를 설계할 경우 충분한 안전율 을 지닌다. 따라서 합성보 부재의 항복모멘트를 공 칭 휨모멘트로 사용하는 것이 바람직 할 것으로 판 단된다. AISC 설계 기준에도(Steel construction manual, 2010) 이와 유사하게 합성보 설계에서 웨 브 부분이 Noncompact shape에 해당하는 경우 공 칭 휨모멘트를 항복모멘트 기준으로 계산하도록 규 정하고 있다.

    최대 하중에서 유한 요소 해석에 의한 SD-3BD-X-S 실험체의 변형 형상 및 von Mises 응 력 분포를 <Fig. 8>에 나타내었다. <Fig. 8 (a)>에서 아래 방향의 변위는 파란색, 위 방향의 변위는 붉은 색으로 나타난다. <Fig. 8 (b)>에서 von Mises 응력 의 최대값은 붉은색, 최소값은 파란색으로 나타난 다. 이들 결과로부터 실험체의 최대 처짐 및 최대 응력이 발생하는 위치를 확인할 수 있다.

    해석 모델의 거동을 검증하기 위해 실험체의 단 면 변형률 분포와 비교하였다. 최대 하중에서 실험 및 해석으로 얻어진 스팬 중앙 단면의 부재 길이 방 향 변형률의 분포를 <Fig. 9>에 나타내었다. 중립축 주변에서 실험과 해석에 의한 값이 다소 차이가 있 으나, 단면 최상부 및 최하부의 변형률 값은 거의 일치하여 해석 결과가 실험 결과를 비교적 잘 모사 함을 알 수 있다. 또한 이 결과로부터 부재가 최대 하중에 도달하더라도 단면의 최상부 및 최하부만 항복하는 것을 확인할 수 있다. 따라서 시공 단계에 서의 안전성 평가를 위한 부재의 강도는 소성모멘 트보다 항복모멘트를 이용하는 것이 바람직함을 알 수 있다.

    3.3.2 SD-5BT-X-S 실험체

    비연속된 덮개형 전단연결재를 지닌 SD-5BT-X-S 실험체의 실험 및 해석에 의한 최대 강도와, 계산에 의한 항복 하중 및 최대 하중을 비교하여 <Table 4> 에 정리하였다. 유한 요소 해석 및 실험에 의한 하 중-변위 관계를 <Fig. 10>에 나타내었다. 계산에 의 한 항복모멘트(My ) 및 소성모멘트(Mp ) 값을 근거 로 계산한 실험체의 항복 하중 값(Py ) 및 최대 하중 (Pp )을 점선 및 일점쇄선으로 표시하였다.

    유한 요소 해석의 최대 하중이 실험값의 130.9% 로 상당히 과대평가한다. 소성모멘트를 근거로 계산 된 최대 하중은 실험값의 136.2%로 유한 요소 해석 결과와 유사하다. 해석 결과가 실험 결과보다 과대 평가하는 것은 SD-3BD-X-S 실험체에서와 동일한 결과이며, 그 이유도 유사한 것으로 판단된다.

    항복모멘트를 근거로 계산된 항복 하중은 실험값 의 63.3%로 과소평가하지만, 수계산 강도식을 이용 하여 합성보를 설계할 경우 충분한 안전율을 지닌 다. SD-3BD-X-S 실험체의 경우와 마찬가지로 콘크 리트를 충전하지 않은 합성보 부재의 공칭모멘트는 항복모멘트를 기준으로 산정하는 것이 바람직하다. 최대 하중에서 유한 요소 해석에 의한 SD-5BT-X-S 실험체의 변형 형상 및 von Mises 응력 분포를 <Fig. 11>에 나타내었다.

    해석 모델의 거동을 검증하기 위해 실험체의 단 면 변형률 분포와 비교하였다. 최대 하중에서 실험 및 해석으로 얻어진 스팬 중앙 단면의 부재 길이 방 향 변형률 분포를 <Fig. 12>에 나타내었다. 실험 및 해석에 의한 변형률의 분포가 비교적 잘 일치하며, 해석 결과의 경우 U형 강판에서 비선형 좌굴에 의 한 변형이 크게 발생하여 항복 영역이 실험보다 더 넓게 분포하는 것을 알 수 있다. 하중-변위 그래프 에서 해석에 의한 결과가 실험 결과보다 더 큰 최대 하중과 연성적 거동을 보이는 것은 <Fig. 12>에 나타 난 결과와 부합한다고 볼 수 있다.

    4. 단속형 전단연결재의 변수 해석

    4.1 해석 모델

    단속형 전단연결재를 가진 SD-5BT-X-S에 대해 보강근의 위치와 전단연결재의 간격에 따른 성능을 해석적으로 평가하였다. <Table 5>와 같이 6가지 모델을 대상으로 유한 요소 해석을 수행하여 결과 를 분석하였다. 해석 변수인 보강근의 위치 및 전단 연결재의 간격에 대한 이해를 돕기 위해 해석 모델 의 상세를 <Fig. 13>에 나타내었다.

    4.2 해석 결과

    해석 모델에 대해 비선형 좌굴 해석을 수행하여 구한 하중-변위 관계를 <Fig. 14>에 나타내었다. 그 래프에 나타난 변위는 대칭 조건이 부여된 스팬 중 앙 위치에서 평가된 최대 변위이다. 최대 하중에서 응력 분포 및 변형 형상을 확인하기 위해 해석 모델 의 von Mises 응력 분포를 <Fig. 15>에 나타내었다.

    <Fig. 15>로부터 최대 하중에서 보강근 및 U형 강판에 좌굴이 발생함을 알 수 있다. 전단연결재의 간격이 500mm인 경우에는 U형 강판의 구속이 다 른 경우보다 상대적으로 약해서 측면 방향으로 벌 어지는 형상으로 좌굴이 발생하는 것으로 나타났다.

    최대 하중에서 스팬 중앙 단면의 변형률 분포를 보강근이 Top에 위치한 모델은 <Fig. 16>에, 보강 근이 Bottom에 위치한 모델은 <Fig. 17>에 나타내 었다. 보강근의 위치에 따라 변형률 분포에는 큰 차이 가 없으며, 전단연결재의 간격이 커질수록 단면 상부 에서 변형률이 항복변형률을 크게 상회하여 최대 하 중에서 좌굴에 의한 큰 변형이 나타남을 알 수 있다.

    4.3 해석 모델의 비교 평가

    보강근의 위치 및 전단연결재의 간격이 부재의 최대 강도에 미치는 영향을 분석하기 위해서 각 해 석 모델의 최대 하중을 <Table 6>에 정리하였다. 전 단연결재의 간격이 300mm인 경우를 제외하고 보 강근의 위치에 따라 최대 하중에 큰 차이가 없음을 알 수 있다. 전단연결재의 간격이 300mm일 경우에 만 보강근의 위치가 Top에서 Bottom으로 바뀔 때 최대 하중이 690.8kN에서 726.8kN으로 약 5% 증가 하였으나 그 차이는 크지 않다. 따라서 보강근의 위 치가 강도에 미치는 영향은 크지 않은 것으로 판단 된다.

    보강근의 위치가 Top과 Bottom에 위치하는 경우 모두 전단연결재의 간격이 증가함에 따라 강도가 감소하였다. 보강근이 Top에 위치하는 경우에는 전 단연결재의 간격을 300mm에서 500mm로 증가시킬 때 강도가 690.8kN에서 654.7kN으로 약 5% 감소하 였다. 보강근이 Bottom에 위치하는 경우에는 726.8kN에서 650.2kN으로 약 10% 감소하였다.

    덮개형 전단연결재의 간격은 500mm의 경우 큰 강도 저하는 나타나지 않았으나, 간격 300mm와 400mm 해석 모델의 경우와 달리 양쪽으로 벌어지 는 형상으로 좌굴이 나타나고 스팬 중앙에서의 변 형률 분포가 크게 증가하는 것을 고려할 때 최대 간 격을 400mm로 제한하는 것이 바람직할 것으로 판 단된다.

    5. 결론

    장스팬에 AU 합성보가 적용될 경우 무동바리 조 건에서 시공 하중에 대한 안전성을 평가하였다. 2 가지 형상에 대해 유한 요소 해석을 수행하였고, 부 분 폐합 단면을 구성하는 단속형 전단연결재의 간 격과 보강 철근의 위치 변수에 대해 최적 형상을 분 석하였다. 유한 요소 해석 모델은 동일한 형상에 대 해 수행한 2점 가력 휨 실험의 결과와 비교하여 적 정성을 검증하였다. 본 연구를 통해 얻어진 결론은 다음과 같다.

    • 1) 해석 모델의 적절성을 검증하기 위해서 최대 하중에서 실험 및 해석으로 얻어진 스팬 중앙 단면 의 변형률 분포를 비교하였다. 중립축 주변의 변형 률은 다소 차이가 발생하였으나, 단면의 최상부와 최하부의 변형률은 거의 일치하여 해석 결과가 실 험 결과를 잘 모사하는 것으로 판단된다.

    • 2) 실험 및 해석 결과로부터 AU 합성보의 시공 단계에서 강재보의 최대 하중은 단면 최상단부와 최하단부의 항복 시점에서 발생함을 알 수 있다. 따라서 시공 단계에서의 안전성 평가는 강재보의 항복모멘트를 이용하는 것이 바람직할 것으로 판단 된다.

    • 3) 유한 요소 해석 결과로부터 단속형 전단연결재 를 가진 AU 합성보에서 보강근의 위치(전단연결재 의 상부 또는 하부)는 강재보의 강도에 미치는 영향 이 크지 않음을 알 수 있다.

    • 4) 단속형 전단연결재를 가진 AU 합성보에서 전 단연결재의 간격이 커질수록 강재보의 강도는 감소 한다. 전단연결재의 간격이 500mm인 경우에 U형 강판이 양쪽으로 벌어지는 좌굴 형상을 나타내므로 최대 간격을 400mm 이내로 제한하는 것이 바람직 할 것으로 판단된다.

    감사의 글

    이 연구는 2015년도 (주)엔아이스틸, (주)액트파트너, (주)엔테이지의 지원에 의한 수행되었습니다.

    Figure

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    AU composite beam with various deck systems

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    Details of specimens

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    Failure mode of specimens

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    Load-deflection relations

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    Stress-strain relation of steel element

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    Analysis model of specimens

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    Load-displacement relationship (SD-3BD-X-S)

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    Analysis results of SD-3BD-X-S

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    Strain distribution at maximum load

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    Load-displacement relationship(SD-5BT-X-S)

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    Analysis results of SD-5BT-X-S

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    Strain distribution at maximum load

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    Detail of analysis models

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    Load-displacement relationship

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    Stress distribution by von Mises

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    Strain distribution of models with top reinforcement bar

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    Strain distribution of models with bottom reinforcement bar

    Table

    List of specimens

    Test results

    Comparison of result values for SD-3BD-X-S

    Comparison of result values for SD-5BT-X-S

    List of analysis models

    Peak loads of analytical models

    Reference

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