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ISSN : 1598-4095(Print)
ISSN : 2287-7401(Online)
Journal of The korean Association For Spatial Structures Vol.20 No.2 pp.31-38
DOI : https://doi.org/10.9712/KASS.2020.20.2.31

Experimental Study on the Structural Capacity of the U-Flanged Truss Steel Beam With Reinforced End by Steel Plates

Myoung Ho Oh*, Young Ho Kim**
*Dept. of Architectural Engineering, Mokpo National Univ.
**Dept. of Architectural Engineering, Mokpo National Univ.
** Tel: 061-450-2450 Fax: 061-450-6454 E-mail: kimyoungho@mokpo.ac.kr
November 11, 2019 November 28, 2019 November 28, 2019

Abstract


U-flanged truss beam is composed of u-shaped upper steel flange, lower steel plate of 8mm or more thickness, and connecting lattice bars. Upper flange and lower plate are connected by the diagonal lattice bars welded on the upper and lower sides. In this study, the details of delayed buckling of lattice members were developed through reinforcement of the end section, in order to improve structural capacity of U-flanged Truss Steel Beam. To verify the effects of these details, the simple beam experiment was conducted. The maximum capacity of all the specimens were determined by the buckling of the lattice. The vertical reinforced details of the ends with steel plates, rather than the details reinforced with steel bars, are confirmed to be a valid method for enhancing the structural capacity of the U-flanged Truss beam. In addition, U-flanged Truss Steel Beam with reinforced endings with steel plates can exhibit sufficient capacity of the lattice buckling by the formulae according to Korean Building Code (KBC, 2016) and Eurocode 3.



단부 보강에 따른 U-플랜지 트러스 보의 구조 내력에 관한 실험 연구

오 명 호*, 김 영 호**
*정회원, 국립목포대학교 건축공학과 교수
**교신저자, 정회원, 국립목포대학교 건축공학과 조교수

초록


    Ministry of Land, Infrastructure and Transport
    18CTAP-C142962-01

    1. 서론

    건축물에서 전통적으로 사용되는 철근 콘크리트 보 또는 열간 압연 H 형강을 이용한 철골 보가 바닥 시스 템의 안전성, 시공성 및 경제성을 높이기 위해 새로운 합성 구조 시스템으로 점차 대체되고 있다. 수평 부재인 보의 구조적 성능을 효율적으로 향상시켜 장스팬 또는 층고 절감이 용이하도록 하거나 공기 단축과 시공성 개 선을 통하여 공사비를 절감하려는 연구가 지속적으로 수행되고 있으며, 다양한 연구 결과가 건설 현장에서 활 발하게 적용되고 있다1-5).

    이러한 추세에 맞는 상업시설이나 중·저층 규모의 철 근 콘크리트 건축물에서 층고의 증가 없이 강도와 강성 이 확보되면서 현장 설치 조립과 같은 노무비를 획기적 으로 절감할 수 있는 슬림 플로어 시스템 개념의 새로운 복합보 개발이 절실히 요구되고 있다6).

    본 연구에서는 <Fig. 1>과 같이 상부에 U 형상을 가 진 플랜지와 두께가 8mm 이상인 하부 강판을 일정한 패턴으로 절곡한 측면 래티스를 이용하여 상부 U 형상 플랜지의 좌우측에 하부 강판과 용접 접합한 U-플랜지 트러스 보를 개발하여 단순 보 실험을 수행한 바 있다.

    U-플랜지 트러스 보는 공장에서 선조립되어 현장으 로 반입된 후 크레인을 이용하여 기둥에 설치되며, 데크 설치 후 콘크리트를 타설하여 시공하게 된다. 따라서 공 장에서 선조립되는 U-플랜지 트러스 보는 시공 단계에 서 발생하는 콘크리트 타설 하중 및 작업 하중에 의한 횡좌굴과 상부 압축에 가장 효율적으로 저항할 수 있을 것으로 판단된다. 또한 사용 중에는 콘크리트가 타설되 어 합성보로서의 역할을 할 수 있다.

    앞서 수행된 단순 보 실험 결과, 상현재의 형상은 상 부 개방된 U형보다 ∩형이 유리한 것으로 분석되었고, 실험체의 내력은 래티스의 좌굴에 의해 결정되었다6). 따 라서 본 연구에서는 U-플랜지 트러스 보의 내력 향상을 위해 단부 부분의 보강을 통해 래티스 부재의 좌굴을 지 연시키는 상세를 개발하였으며, 이러한 상세의 효과를 단순 보 실험을 통해 검증하고자 한다.

    2. 실험 계획

    2.1 실험체 계획

    U-플랜지 트러스 보의 성능을 평가하기 위해 총 6개 의 실험체가 계획되었다. U-플랜지 트러스 보의 기본 형상은 <Fig. 2>와 같다.

    실험체의 단면은 ∩형 성형 강판(180☓60☓6t)을 상 부 플랜지로 한 상현재를 구성하고, 측면에 강봉 래티스 (R16)를 좌우로 2열 배치한 후 하부 플랜지(PL-8t)를 거푸집 기능과 인장재 역할을 하도록 구성하였다.

    주요 변수는 <Table 1>과 같이 시공 하중에 의해 압 축력을 받는 상현재는 동일하고 단부 부분의 보강 상세 에 따른 U-플랜지 트러스 보의 구조 성능을 평가하고자 높이(h) 350mm, 폭(b) 350mm, 길이(L) 2,400mm의 선 조립 강재 보 실험체를 계획하였다.

    UTB-11 실험체는 단부 부분에 지름 29mm의 강봉 2개를 양쪽에 경사지게 설치하여 보강한 실험체이다. UTB-12 실험체는 UTB-11 실험체와 동일하지만 하부 강판 위에 지름 29mm의 강봉 2개를 추가로 설치하여 보강한 실험체이다. UTB-13 실험체는 지름 29mm 강 봉 대신 강판 8mm를 이용하여 래티스를 보강한 실험체 이다. UTB-14 실험체는 UTB-12 실험체와 동일하게 보강하였지만 래티스의 간격을 기본 400mm에서 단부 부분에만 260mm 간격으로 촘촘하게 설치하여 단부를 추가로 보강한 실험체이다. UTB-15 실험체는 강판 8mm를 단부 부분 단면 중앙에 세워서 보강한 실험체이 고, UTB-16 실험체는 강판 8mm를 단면 양쪽에 세워서 보강한 실험체이다. 단면 상세는 <Fig. 2>에 나타내었다.

    2.2 가력 방법 및 측정 방법

    U-플랜지 트러스 보의 구조 성능을 평가하기 위해 양단을 단순 지지하고 2점 가력을 실시하였다. 실험체는 <Fig. 3>과 같이 계획하였으며, 하중 재하는 0.03mm/s 의 변위 제어 방식으로 하였다. 이때 실험은 데크 플레이 트가 U-플랜지 트러스 보의 하부 강판에 거치되는 것을 고려하여 보의 하부 강판에 하중이 재하되도록 하였다.

    하중 재하에 따른 수직 방향의 변위를 측정하기 위해 <Fig. 3>에 나타낸 바와 같이 실험체 하부에 변위계를 설치하여 계측하였다. 또한 하중 재하에 따른 실험체 주 요 부위의 변형률을 측정하기 위하여 변형률 게이지를 부착하였다.

    시험에 사용된 가력 장비는 3,000kN Universal Testing Machined이다. 변위 측정 장비는 LVDT (Displacement Transducer)로 각각 50mm, 100mm 및 1,000mm 용량의 LVDT가 사용되었다. 철근과 콘크리트 의 변형률을 계측할 수 있는 변형률 게이지(Strain gauge)는 Gauge length 5mm, Gauge resistance 120Ω 전기저항식 변형률 게이지를 사용하였다. <Fig. 4>에 실 험체의 세팅 상황을 나타내었다.

    3. 실험 결과 및 분석

    3.1 금속 재료 인장 시험

    실험체에 사용된 강재의 재료 성능을 확인하기 위해 인장 시험을 실시하였다. 시험편은 상현재로 사용된 성 형 강판 6mm 철판, 래티스로 사용된 16mm 환봉, 하현 재 및 단부 보강재로 사용한 8mm 철판에 대하여 각각 3개의 시료를 준비하여 시험을 수행하였다. 탄성 계수 및 응력-변형률 곡선을 확보하기 위하여 시험편 중앙부 에 스트레인 게이지를 부착하였다. 시험편은 KS B 0801 을 준용하여 각각 3개씩 제작하였고, KS B 0802에 따른 인장 시험 결과의 평균값을 <Table 2>에 나타내었다.

    3.2 파괴 양상

    3.2.1 UTB-11 실험체

    UTB-01 실험체는 6mm 성형 강판을 ∩형으로 가공 하여 상현재로 설치하고, 두께 8mm 강판을 하현재로 사용하였다. 래티스는 16mm의 강봉을 400mm 간격으 로 2열 배치한 실험체이다. 래티스의 양단부는 지름 29mm 강봉을 이용하여 보강하였다.

    UTB-01 실험체는 하중의 증가에 따라 변위가 증가 하였으며, 하현재와 래티스가 순차적으로 항복하였다. 래티스의 좌굴 이후 최대 하중에 도달하였다. 최대 하중 은 변위 25.96mm에서 103.22kN으로 측정되었고, <Fig. 5 (a)>와 같이 래티스의 좌굴에 의해 결정되었다. 최대 하중 이후 좌굴이 발생하여 하중이 감소하였으며, 하중 감소의 기울기는 매우 완만하였다. 기존 실험에서는 래 티스의 좌굴 이후 급격한 하중 감소를 보였다6). 따라서 단부 보강은 U-플랜지 트러스 보의 파괴 양상을 연성적 인 거동으로 유도하였다. 변위 43.02mm에서 래티스의 좌굴이 가속화되었으며, 하중 96.46kN에서 실험을 종료 하였다.

    3.2.2 UTB-12 실험체

    UTB-12 실험체는 UTB-11 실험체와 동일하지만 하 현재에 지름 29mm 강봉을 추가로 이용하여 보강한 실 험체이다.

    UTB-12 실험체도 하중의 증가에 따라 변위가 증가 하다가 <Fig. 5 (b)>와 같이 단부 부분의 래티스가 좌굴 하여 최대 하중은 변위 20.66mm에서 100.72kN에 도달 하였다. 최대 하중 이후 래티스의 좌굴이 발생하여 하중 이 감소하였으나 그 기울기는 매우 완만하였다. 변위 42.90mm에서 래티스의 좌굴이 가속화되었으며, 하중 95.93kN에서 실험을 종료하였다.

    하현재에 지름 29mm 강봉을 이용한 보강 방법은 UTB-11 실험체와 비교할 때 최대 내력 및 파괴 거동에 서 큰 차이를 나타내지 않아 그다지 유효한 보강 방법은 아닌 것으로 판단된다.

    3.2.3 UTB-13 및 UTB-14 실험체

    UTB-13 실험체는 양단부에 두께 8mm 강판을 이용 하여 경사지게 보강한 실험체이며, UTB-14 실험체는 UTB-12 실험체와 동일하지만 단부 부근 래티스 간격을 260mm 피치로 좁게 배치하여 단부를 보강한 실험체이다.

    다른 실험체와 유사하게 하중의 증가에 따라 변위가 증가하였으며, 단부의 래티스가 좌굴하여 UTB-13 실험 체는 최대 하중 92.99kN에 도달하였고, UTB-14 실험 체는 최대 하중 92.99kN에 도달하였다.

    UTB-13 및 UTB-14 실험체는 UTB-11 및 UTB-12 실험체와 동일한 파괴 양상을 보였으며 보강 방법에 따 른 특별한 차이를 보이지 않았다.

    3.2.4 UTB-15 및 UTB-16 실험체

    UTB-15 실험체는 두께 8mm 강판을 양단부 단면 중 앙에 수직으로 세워 보강한 실험체이고, UTB-16 실험 체는 두께 8mm 강판 2개를 양단부 단면 양쪽 끝에 수 직으로 세워 보강한 실험체이다.

    UTB-15 실험체와 UTB-16 실험체는 다른 실험체와 달리 초기부터 비선형 거동을 보였으며, 하중 증가에 따 라 변위가 증가하였다. 최대 하중 이전에 하현재의 항복 이 관찰되었다. 하현재 항복 이후 상현재가 좌굴하였으 며, 래티스의 좌굴 이후 최대 하중에 도달하였다.

    최대 하중은 UTB-15 실험체가 변위 57.22mm에서 195.95kN으로 계측되었고, UTB-16 실험체가 변위 29.09mm에서 209.59kN으로 계측되었다. 양단부를 강 판으로 수직 보강한 UTB-15 및 UTB-16 실험체의 최 대 하중이 다른 실험체 대비 약 2배 크므로 U-플랜지 트러스의 보의 구조 내력을 증진시키는 적절한 방법으 로 평가되었다.

    3.3 하중-변위 관계 곡선 분석

    <Fig. 6>과 <Table 3>에 하중-변위 곡선과 실험 결과 를 나타내었다.

    양쪽 단부를 강봉으로 보강하는 방법(UTB-11, UTB-12, UTB-14 실험체)과 철판으로 보강하는 방법 (UTB-13, UTB-15, UTB-16 실험체)으로 크게 나눌 수 있으며, 단부 보강 방법에 따라 U-플랜지 트러스 보의 구조 내력이 큰 차이를 나타내고 있다.

    <Fig. 6>과 같이 단부를 철판으로 보강하는 방법 (UTB-15 및 UTB-16 실험체)이 강봉으로 보강하는 방 법에 비해 구조 내력을 증진시키는 유효한 방법임을 알 수 있었다. 그러나 철판으로 보강하더라도 보강 상세에 따라 UTB-13 실험체와 같이 강봉으로 보강한 상세와 비교할 때 구조 내력 측면에서 큰 차이를 나타내지 않음 을 알 수 있었다.

    UTB-15 실험체와 같이 단면 중앙에 철판 하나를 보 강하는 상세보다 UTB-16 실험체와 같이 단면 양쪽에 철판 2개로 보강하는 방법이 구조 내력 및 강성 측면에 서 좋은 방법임을 알 수 있었다.

    3.4 기준식과의 내력 비교

    실험 결과, 모든 실험체가 래티스의 좌굴에 의해 최대 내력이 결정되었다. 즉 단부 보강을 통해 최대한 래티스 의 좌굴을 늦출 수 있는 상세가 필요함을 알 수 있었다.

    국내 설계 기준(KBC 2016)8)의 공칭 압축 강도, Pn 은 미국의 하중저항계수설계법(LRFD)에 근거하여 식 (1) 과 같이 산정한다.

    P n = F c r A g
    (1)

    휨 좌굴 강도 Fcr 은 다음과 같이 산정한다.

    1) K L r _ 4.71 E / F y 인 경우

    F c r = [ 0.658 F y F e ] F y
    (2)

    2) K L r > 4.71 E / F y 인 경우

    F c r = 0.877 F e
    (3)

    여기서,

    • Fe : 탄성 휨 좌굴 강도(MPa) = π 2 E ( K L / r ) 2

    • Ag : 부재의 총 단면적(mm2)

    • Fy : 강재의 항복 강도(MPa)

    • E : 강재의 탄성 계수(MPa)

    • K : 유효 좌굴 길이 계수(=1.0)

    • L : 부재의 길이(mm)

    • r : 좌굴 축에 대한 단면 2차 반경(mm)

    또한 Eurocode 3(2005)9)에서는 공칭 압축 강도, Nb,Rd를 다음과 같이 산정한다.

    N b , R d = χ A g F y γ M 1
    (4)

    여기서,

    • γM1 : 부분 안전 계수(=1.05)

    • χ : 좌굴 감소 계수 = 1 ϕ + ϕ 2 λ ¯ 2 _ 1.0

    여기서,

    • ϕ = 0.5 [ 1 + α ( λ ¯ 0.2 ) + λ 2 ¯ ]

    • λ : 무차원 세장비 = A g F y N c r

    • α : 초기 변형 계수(=0.49)

    • Ncr : 탄성 좌굴 하중(kN)

    식 (1) 및 식 (4)에 의한 공칭 강도 값은 각각 169.2kN(KBC 2016)과 133.5kN(Eurocode 3)이다. 래 티스의 좌굴 내력을 산정할 때 유효 좌굴 길이 계수(K ) 는 1.0을 사용하였으며, 래티스의 항복 강도(Fy)와 탄성 계수(E)는 재료 시험 결과를 사용하였다. 실험 결과와의 비교를 위해 부분 안전 계수(γM1)는 적용하지 않았다.

    <Table 3>과 같이 UTB-11, UTB-12, UTB-13 및 UTB-14 실험체는 국내 설계 기준(KBC 2016)과 Eurocode 3에 의한 식에 의한 래티스 좌굴 내력을 발현 시키지 못하고 있다. 기존 실험 결과에서는 Eurocode 3(2005)에 의한 식을 사용하면 U-플랜지 트러스 보의 래티스 좌굴을 안전측으로 평가할 수 있었다6),7). 그러나 기존 실험은 상현재 상부에 하중을 가하였으나 본 연구 의 실험에서는 데크 플레이트가 U-플랜지 트러스 보의 하부 강판에 거치되는 것을 고려하여 보의 하부 강판에 직접 하중이 재하되도록 하였기 때문에 래티스 좌굴 측 면에서 더 불리한 결과를 얻었다.

    단부를 강판으로 보강한 상세를 가진 UTB-15 및 UTB-16 실험체는 국내 설계 기준(KBC 2016)과 Eurocode 3의 식에 의한 래티스 좌굴 내력을 충분히 발 현시킬 수 있음을 알 수 있다.

    4. 결론

    본 연구에서는 U-플랜지 트러스 보의 구조 내력 향 상을 위해 단부 부분의 보강을 통해 래티스 부재의 좌굴 을 지연시키는 상세를 개발하였다. 상세의 효과를 검증 하기 위해 단순 보 실험을 수행하였으며 다음과 같은 결 론을 얻었다.

    • 1) 모든 실험체는 래티스의 좌굴에 의해 최대 내력이 결정되었다. 단부를 강봉으로 보강한 상세보다 강판을 이용하여 수직으로 보강한 상세가 U-플랜지 트러스 보 의 구조 내력을 증진시키는 유효한 방법으로 판단된다.

    • 2) 단부를 강판으로 보강한 상세를 가진 U-플랜지 트 러스 보는 국내 설계 기준(KBC 2016)과 Eurocode 3의 산정식에 의한 래티스 좌굴 내력을 충분히 발현시킬 수 있다.

    본 연구에서는 구조 부재의 내력 확보에 대한 연구를 수행하였으나 데크 또는 보-기둥 접합부 연결 방식 등 에 대한 추가 연구가 필요할 것으로 판단된다.

    감사의 글

    본 연구는 국토교통부/국토교통과학기술진흥원의 지원 으로 수행되었음(과제번호 18CTAP-C14296 2-01).

    Figure

    KASS-20-2-31_F1.gif

    U-flanged truss steel beam

    KASS-20-2-31_F2.gif

    Details of U-flanged truss steel beam specimens

    KASS-20-2-31_F3.gif

    Experimental pan of U-flanged truss steel beam

    KASS-20-2-31_F4.gif

    Test set-up

    KASS-20-2-31_F5.gif

    Failure mode of specimens

    KASS-20-2-31_F6.gif

    Load-Displacement curve of specimens

    Table

    Test specimens list

    Material test results

    Test results

    Reference

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