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Current Issue

Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 32 , No. 2

[ Article ]
Journal of Korean Society of Steel Construction - Vol. 31, No. 6, pp.423-434
Abbreviation: J of Korean Soc Steel Construction
ISSN: 1226-363X (Print) 2287-4054 (Online)
Print publication date 27 Dec 2019
Received 26 Aug 2019 Revised 20 Oct 2019 Accepted 25 Nov 2019
DOI: https://doi.org/10.7781/kjoss.2019.31.6.423

U-튜브 플랜지 H-Beam에 적용된 Z-Bar 전단연결재의 Push-out 실험
최인락1, * ; 김영훈2 ; 정석재3 ; 이재환4
1조교수, 호서대학교, 건축토목환경공학부
2석사과정, 호서대학교, 건축공학과
3대표, 3D구조엔지니어링
4차장, 3D구조엔지니어링

Push-out Test for U-Tube Flange H-Beam with Z-Bar Anchors
Choi, In Rak1, * ; Kim, Young Hoon2 ; Jung, Suk Jae3 ; Lee, Jae Hwan4
1Assistant Professor, Dev. of Architecture, Civil & Envi. Engineering, Hoseo University, Asan, 31499, Korea
2Graduate Student, Dept. of Architectural Engineering, Hoseo University, Asan, 31499, Korea
3CEO, 3D Structural Engineering, Seoul, 04781, Korea
4Deputy Director, 3D Structural Engineering, Seoul, 04781, Korea
Correspondence to : * Tel. +82-41-540-5777 Fax. +82-41-540-5778 E-mail. irchoi@hoseo.edu


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초록

이 연구에서는 UH합성보에 적용하기 위하여 개발된 Z-bar 앵커의 전단성능을 평가하기 위하여 push-out 실험을 진행하였다. Push-out 실험체는 총 9개로, 주요 실험변수는 강재앵커의 종류(Z-bar 앵커, 스터드앵커)와 사용된 Z-bar 앵커의 길이, 상부 U튜브의 절곡방향, U튜브의 깊이이다. 실험결과의 상대적 비교를 위하여 동일 단면에 스터드앵커를 적용한 실험을 추가하였다. 실험결과 UH단면에 Z-bar 앵커를 적용한 경우 스터드앵커와 다르게 항복점 도달 이후에 충분한 항복구간 없이 최대하중에 도달하였으며 이후 급격한 하중 저하를 보였다. 건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00)에 의한 전단강도 평가식을 기준으로 실험체의 전단강도를 평가하였으며, 실험결과를 토대로 UH 단면에 Z-bar 앵커를 적용한 경우 전단강도식을 수정하여 평가하였다. UH단면의 경우 Z-bar 앵커의 전단강도와 콘크리트의 수평전단강도의 합으로 실험체의 전단강도를 근사적으로 예측할 수 있었다.

Abstract

In this study, push-out tests were conducted to evaluate shear strength of Z-bar anchor developed for U-tube flange H-composite beam. Total 9 specimens were prepared for push-out test. Test parameters were types of steel anchor (Z-bar anchor or stud anchor), length of Z-bar anchor, and bending direction or depth of upper U-tube section. For comparison, the same steel sections using stud anchor were also tested. Test results show that, unlike using the stud anchor, UH sections with Z-bar anchor reached its maximum load without sufficient yield plateau, and then the load was suddenly decreased. Shear strength of steel anchors used in UH section was evaluated using the equations in Korean Building Code for Steel Structures (KDS 41 31 00). Also, based on the test results, shear strength equations were modified and it was reevaluated. Using the modified equations, summation of shear strength of steel anchors and concrete, shear strength of UH section can be approximately estimated.


Keywords: Shear connector, U-tube flange H-beam, UH composite beam, Push-out test, Shear strength evaluation
키워드: 전단연결재, U-튜브플랜지 H-beam, UH합성보, Push-out 실험, 전단강도 평가

1. 서 론

최근 발전소나 공장, 물류시설 등에 스팬 20 m 이상의 대형 압연 H형강이나 용접 제작한 용접 H형강 단면이 많이 사용되고 있다. 일반적인 H형강 단면은 2축 대칭 단면으로 특히 바닥판이 없는 장스팬 구조물에 적용할 경우에는 압축플랜지가 횡비틀림좌굴이나 국부좌굴에 취약하여 단면 효율이 저하된다. Choi et al.[1]은 공업화 강구조물의 장스팬 휨부재에 적용하는 H형강 단면의 횡비틀림 성능과 약축 휨강성을 향상시키기 위하여 상부 압축 플랜지를 내부 절곡형 또는 외부 절곡형의 U형 튜브 형태로 제작하여 시공하중에 대한 휨성능과 바닥 슬래브 시공성을 향상시킨 U-튜브 플랜지 H-beam(이하 UH보) 구조를 제안하였다.

제안한 UH보는 Fig. 1에 나타낸 것과 같이 일반적인 H형강의 단면의 상부 플랜지를 U형 튜브로 구성하였으며, UH보 상부의 슬래브와의 합성 거동을 위하여 전단연결재를 배치하였다. 여기서 전단연결재는 일반적인 스터드앵커를 적용할 수도 있으나 상부 U튜브의 형상 유지와 작업자의 보행을 원활히 하고 앵커의 적재를 용이하게 하기 위하여 Z-bar 타입의 전단연결재 사용을 제안하였다.


Fig. 1. 
UH composite beam shape

건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00)[2]과 AISC 360-​16[3]에서는 스터드앵커와 ㄷ형강앵커가 사용된 합성보의 전단강도 평가식을 제시하고 있다. Eurocode 4[4]에서도 스터드앵커의 전단강도 평가식을 제시하고 있으며, 파괴시 최대 슬립변형량이 6 mm 이상 확보되어 작용하는 전단력이 재분배되도록 설계할 수 있는 전단연결재를 연성전단연결재로 규정하고 있다. 또한 전단연결재의 성능을 시험하고 최대 슬립변형량을 분석할 수 있는 표준시험방법을 제시하고 있다.

전단연결재의 성능을 평가하기 위해서는 일반적으로 push-out 실험을 진행한다. 국내에서도 합성보에 적용하기 위한 신형 전단연결재의 성능을 검증하기 위한 실험적 연구가 진행되었다. Kim and Kim[5]은 T형 합성보에 적용되는 전단연결재의 전단성능을 평가하기 위하여 절곡된 철근과 ㄷ형강을 H형강 단면에 적용하여 push-out 실험을 진행하였고 전단강도 평가식을 제시하였다. Kim et al.[6]과 Ahn et al.[7]은 합성보에 적용된 앵글형 전단연결재의 전단강도를 평가하기 위하여 합성보 단면에 대한 push-out 실험을 진행하였고 변수연구를 통해 전단강도 평가식을 제시하였다. Pashan and Hosain[8]은 H형강 단면에 적용한 ㄷ형강 앵커의 push-out 실험결과를 근거로 콘크리트 슬래브 형상에 따른 전단강도 평가식을 제안하였다.

이 논문에서는 UH합성보에 적용하기 위하여 개발된 시공성이 개선된 Z-bar 앵커를 사용하여 push-out 실험을 진행하였다. 실험결과의 상대적 비교를 위하여 동일 단면에 스터드앵커를 적용한 실험을 추가로 진행하였다. 사용한 전단연결재의 전단성능을 평가하기 위하여 push-out 실험결과를 바탕으로 건축물 강구조 설계기준에 의한 전단강도 평가식을 기준으로 실험결과를 비교하여 분석하였으며, Z-bar 앵커의 전단강도 설계식을 제안하였다.


2. Push-out 실험
2.1 실험계획

Fig. 2는 push-out 실험체의 상세를 보여준다. UH합성보에 적용된 전단연결재의 성능평가를 위하여 기존의 스터드앵커와 Z-bar 앵커를 적용한 실험체로 각각 좌우 대칭이 되도록 구성하였다. 실험체의 일반적인 구성과 사이즈는 Eurocode 4[4]의 표준시험방법을 따랐으며, UH보의 형상에 따라 일부 조정하였다. Table 1에 실험체의 구성을 요약하여 정리하였다. Fig. 2Table 1에 나타낸 것과 같이 push-​out 실험체는 총 9개로, 주요 실험변수는 전단연결재의 종류와 사용된 Z-bar 앵커의 길이, 상부 U튜브의 절곡방향, U튜브의 깊이로 계획하였다.

Table 1. 
Summary of test specimens
Specimens Shape H- or U-section size
(mm)
Shear
connector
Anchor height or length
(mm)
Slab size
(mm)
BH-S BH H-300×250×10×10 Stud anchor(ϕ19×90) 90 150×600
UH/100-I-S UH U-100×250×8
UH/100-O-S UH U-100×380/180×8
UH/75-O-S UH U-75×380/180×8
BH-Z-130 BH H-300×250×10×10 Z-bar anchor(Z-80×50×6) 130 150×600
UH/100-I-Z-130 UH U-100×250×8
BH-Z-230 BH H-300×250×10×10 230 150×600
UH/100-O-Z-230 UH U-100×380/180×8
UH/75-O-Z-230 UH U-75×380/180×8
BH = Roll-H section, UH = U-tube flange H section, Top U-section = U-depth × bottom flange width/top flange width (each) × tube thickness, I = Inwardbending U-section, O = Outward-bending U-section


Fig. 2. 
Details of test specimens (dimensions in mm)

전단연결재를 적용한 push-out 실험 결과의 상대적 비교를 위하여 일반적인 H형강에 스터드앵커를 적용한 실험체를 계획하였다. H형강 단면은 용접제작한 BH-300×​250×​10×10(SM355) 단면을 사용하였으며, 2-ϕ19×90(HS1) 스터드앵커를 200 mm 간격으로 설치하였다. UH 합성보 상세를 적용한 실험체는 상부 U튜브 플랜지를 내부로 절곡한 UH-I 실험체와 외부로 절곡한 UH-O 실험체로 구성하였으며, U튜브의 높이는 100 mm와 75 mm로 구성하였다. UH 실험체에서 내부절곡형 실험체의 U튜브 단면은 U-100×​250×8(SM355)로 단면의 전체 높이와 플랜지 폭은 H형강 실험체와 동일하다. 외부절곡형 실험체의 U튜브 단면은 U-​100×380/180×8(SM355)로 U튜브의 높이는 동일하지만 폭이 180 mm로 감소한 단면이다. UH/75-O-S 실험체는 실험체의 강재단면의 전체 높이는 동일하지만 U튜브의 높이를 75 mm로 감소시킨 단면이다. 스터드앵커의 배치는 모든 실험체에서 동일하게 2-ϕ19×90(HS1)를 200 mm 간격으로 설치하였다.

Z-bar 앵커를 사용한 실험체에도 강재단면은 스터드앵커를 설치한 실험체와 동일하게 구성하였다. Z-bar 앵커는 Z-80×50×6(SM355) 단면으로 6 mm 강재를 냉간성형하여 제작하였으며, 모든 실험체에서 동일하게 200 mm 간격으로 설치하였다. Z-bar 앵커의 길이는 U튜브 단면의 형상에 따라 내부절곡형 실험체 UH/100-I-Z에서는 130 mm로 적용하였고, 외부절곡형 실험체 UH/100-O-Z와 UH/75-O-Z에서는 230 mm를 적용하였다. 상대 비교를 위하여 H형강 단면에서도 각각 130 mm 길이의 Z-bar 앵커와 230 mm 길이의 Z-​bar 앵커를 적용하여 실험체를 구성하였다(Table 1 참조).

콘크리트 슬래브는 모든 실험체에서 동일하게 600 mm × 700 mm 단면을 사용하였으며, HD10(SD400)과 HD13​(SD400) 철근을 각각 160 mm와 175 mm 간격으로 배근하였다(Fig. 1 참조).

2.2 가력 및 계측 계획

Fig. 3Fig. 4는 push-out 실험에 사용한 가력방법과 계측기 설치 위치를 보여준다. 실험은 포스코 강구조실험동에서 10,000 kN의 UTM을 사용하여 수행하였다. 하중 재하는 변위제어방식을 적용하여 1.8 mm/분의 속도로 단조가력하였다. 실험체는 강재와 콘크리트 사이의 최종 슬립 변형량을 고려하여 콘크리트 슬래브 상단 위로 강재 단면을 80 mm 높이로 돌출시켜서 제작하였으며, 반력바닥에 실험체를 세워놓고 가력판(PL-330×380×10)을 강재 단면에 부착하여 가력판의 중심부에 하중을 재하하였다. 전단연결재의 배치에 따른 UH실험체의 수직변위를 측정하기 위하여 가력판 하부와 실험체 좌우 양측에 상대슬립과 U튜브 내부 콘크리트의 상대 슬립을 계측하기 위해 총 7개의 LVDT를 설치하였다. 강재와 콘크리트 사이에 합성작용에 따른 전단연결재의 거동을 확인하기 위하여 스터드앵커와 Z-bar 앵커에 게이지를 부착하였다.


Fig. 3. 
Location of strain gauge and LVDT


Fig. 4. 
Test set-up

2.3 재료시험 결과

Table 2는 실험체에 사용된 재료의 소재 인장시험 결과를 나타낸다. 실험체에 사용된 강종은 모두 SM355로 KS B 0801[9]에 따라 1A와 5호 시험편으로 각각 3개씩 제작하였다. UH 단면에 사용된 강재의 두께는 8.1 mm로 항복강도와 인장강도는 각각 446.3 MPa, 541.5 MPa로 나타났으며 연신율은 23.0 %를 나타내었다. 비교용 실험체인 BH-S와 BH-Z-130, BH-Z-230에 사용된 H형강 강재의 두께는 10.1 mm이었으며, 항복강도와 인장강도는 각각 404.7 MPa와 551.9 MPa, 연신율은 23.6 %로 나타났다. 스터드앵커는 ϕ19(HS1)를 사용하였으며 항복강도와 인장강도는 각각 413.8 MPa, 478.7 MPa로 나타나 공칭강도(Fy = 235 MPa, Fu = 400 MPa)를 크게 상회하였으며 연신율은 17.3 %로 나타났다. Z-bar 앵커의 두께는 6.0 mm로 항복강도와 인장강도는 각각 406.8 MPa와 524.4 MPa이었으며, 연신율은 32.7 %를 나타내었다. 슬래브와 UH 단면에 사용된 콘크리트는 모두 설계기준강도(fck) 24 MPa로 KS F 2405[10]에 따라 시험된 공시체 3개의 평균 압축강도는 28.0 MPa이었으며, 평균 탄성계수는 19,873 MPa로 나타났다. 콘크리트 공시체는 28일 재령에서 시험하였다.

Table 2. 
Material properties of test specimens
Material Thickness/Diameter
(mm)
Yield strength
(MPa)
Ultimate stress
(MPa)
Elongation
(%)
SM355-6T(Z-bar) 6.0 406.8 524.4 32.7
SM355-8T(U-tube) 8.1 446.3 541.5 23.0
SM355-10T(H-section) 10.1 404.7 551.9 23.6
Stud anchor(ϕ19) 6.27 413.8 478.7 17.3
Concrete strength fc = 28.0 MPa
Ec = 19,873 MPa


3. 실험결과
3.1 하중-슬립 관계

Fig. 5는 push-out 실험결과 실험체의 하중-슬립 관계를 나타낸다. Fig. 5(d)에 나타낸 것과 같이 실험체의 항복점은 하중-슬립변위 곡선에서 원점과 최대하중의 60 %에 해당하는 점을 연결한 직선과 최대하중에서의 수평선이 만나는 점에서의 수직선이 실험체 하중-슬립 곡선과 만나는 점으로 정의하였고, 항복점에서의 하중과 슬립변위를 각각 항복하중(Py)과 항복변위(δy)로 정의하였다. 실험체의 초기강성(Ki)은 원점과 최대하중의 60 %에 해당하는 점을 연결한 직선의 기울기로 산정하였다. 최대변위(δu)는 Eurocode 4[4]의 표준시험방법과 마찬가지로 하중이 최대하중(Pmax)의 80 %로 저하되는 지점으로 정의하였다. 실험결과는 Table 3에 요약하여 정리하였다. 여기서, 실험체의 초기강성(Ki), 항복하중(Py), 최대하중(Pmax), 항복하중에 대한 최대하중의 비(Pmax/Py), 항복변위(δy), 최대변위(δu)와 항복변위에 대한 최대변위의 비(δu/δy)를 나타내고 있다.


Fig. 5. 
Load-slip relationship of test specimens

Table 3. 
Summary of test results
Specimens Ki
(kN/mm)
Py
(kN)
Pmax
(kN)
Pmax/Py δy
(mm)
δu
(mm)
δu/δy Shear
connector
BH-S 204.3 720.0 1,024.6 1.42 5.03 26.1 5.19 Stud anchor(ϕ19)
UH/100-I-S 327.2 964.8 1,262.5 1.31 3.73 23.8 6.38
UH/100-O-S 240.9 605.4 834.1 1.38 3.51 27.2 7.75
UH/75-O-S 278.2 686.1 900.0 1.31 3.22 28.7 8.91
BH-Z-130 302.6 681.2 861.2 1.26 3.04 18.9 6.22 Z-bar anchor(Z-80×50×6)
UH/100-I-Z-130 331.9 898.8 963.5 1.07 2.74 19.2 7.01
BH-Z-230 528.2 985.7 1,246.5 1.26 2.47 16.9 6.84
UH/100-O-Z-230 440.0 1,232.9 1,401.2 1.14 3.25 19.3 5.94
UH/75-O-Z-230 513.4 1,283.5 1,473.3 1.15 2.98 18.6 6.24

3.1.1 스터드앵커 실험체

Table 3에 정리한 것과 같이 H형강 단면에 스터드앵커를 적용한 BH-S 실험체의 초기강성은 204.3 kN/mm이고, UH 단면에 스터드앵커를 적용한 실험체들은 240.9 kN/mm - 327.2 kN/mm로 나타나 UH 단면에서 일반적인 H형강 단면에 비해 초기강성이 1.17배 - 1.60배 증가한 것으로 나타났다.

Fig. 5(a)에 나타낸 것과 같이 동일하게 스터드앵커를 적용한 실험체에서 강재 단면의 형상에 따라 전단성능이 크게 변화하는 것을 볼 수 있다. 특히, 내부절곡형 UH 단면(UH/​100-I-S)의 경우 항복 이후에 전단내력이 지속적으로 증가하는 형태를 보였으며, 최대하중에 도달한 이후 강재단면과 콘크리트 슬래브 부착면에서 균열이 발생하면서 하중이 저하되었다. 최대하중은 1,262.5 kN으로 동일한 스터드앵커를 배치한 H형강 단면(BH-S, Pmax = 1,024.6 kN) 대비 1.23배 증가하였다. 외부절곡형 UH 단면(UH/100-O-S, UH/75-​O-S) 실험체의 경우 U튜브 단면의 높이에 따른 전단성능과 변형능력에 큰 차이는 없었으며, U튜브의 높이가 75 mm로 감소한 UH/75-O-S가 좀 더 우수한 전단성능을 보였다. 외부절곡형 UH 단면 실험체의 경우 전체적으로 H형강 단면과 유사한 전단성능 및 변형능력을 보였다. 모든 실험체에서 항복하중에 대한 최대하중의 비는 1.31 - 1.42로 유사한 값을 보였다(Table 3 참조).

3.1.2 Z-bar 앵커 실험체

냉간성형한 Z-bar 앵커를 전단연결재로 사용한 실험체는 강재단면 형상(내부절곡형 UH 단면, 외부절곡형 H 단면)과 그에 따른 Z-bar 앵커의 길이(130 mm, 230 mm)를 변수로 실험이 진행되었다. 상대적 비교를 위하여 H형강 단면에 동일한 길이의 Z-bar 앵커를 적용한 실험체를 추가로 제작하여 실험하였다.

Fig. 5(b)5(c), Table 3에 나타낸 것과 같이 Z-bar 앵커를 전단연결재로 사용한 실험체는 스터드앵커를 사용한 실험체와 마찬가지로 초기에는 선형적인 거동 형태를 보였으나 항복점 도달 이후에 충분한 항복구간 없이 최대하중에 도달하였으며 이후 강재 단면과 콘크리트 슬래브 부착면에서 균열이 발생하면서 하중이 저하되었다. 그러나 최대하중 도달 이후 스터드앵커를 설치한 실험체와 비교해서는 좀 더 완만한 하중 저하를 보였다.

130 mm 길이의 Z-bar 앵커를 사용한 내부절곡형 UH 단면(UH/100-I-Z-130)의 실험 결과, Fig. 5(b)에 나타낸 것과 같이 초기강성은 331.9 kN/mm로 동일한 길이의 Z-bar앵커를 H형강 단면(BH-Z-130)의 초기강성 302.6 kN/mm 대비 1.10배 증가하였다. 또한 내부절곡형 UH 단면의 최대하중은 963.5 kN으로 H형강 단면의 최대하중 861.2 kN 대비 1.12배 증가하는 것으로 나타났다. 그러나 최대하중에 도달한 이후 H형강 단면에 Z-bar 앵커를 적용한 실험체 대비 UH 단면에 Z-bar 앵커를 적용한 경우 좀 더 급격한 하중저하 현상을 보였다.

230 mm 길이의 Z-bar 앵커를 사용한 외부절곡형 UH 단면 UH/100-O-Z-230과 UH/75-O-Z-230 실험체의 실험결과, Fig. 5(c)에 나타낸 것과 같이 초기강성은 각각 440.0 kN/mm와 513.4 kN/mm로 U튜브 단면의 높이가 75 mm로 감소한 UH/75-O-Z-230 실험체의 초기강성이 좀 더 큰 값을 나타냈으며, UH/100-O-Z-230의 초기강성은 H형강 단면을 사용한 BH-Z-230 실험체와 유사한 값을 나타내었다(Table 3 참조). 최대하중은 Z-bar 앵커의 길이가 증가할수록 그 값이 증가하였으며 스터드앵커를 사용한 실험 결과와 다르게 UH 단면의 실험체에서 H형강 단면 대비 더 큰 값을 나타냈다. UH/75-O-Z-230 실험체의 최대하중은 1,473.3 kN으로 UH/​100-O-Z-230와 BH-Z-230 실험체의 최대하중인 1,401.2 kN과 1,246.5 kN보다 각각 1.05배, 1.18배 큰 값을 나타냈다. 최대하중 도달 이후에는 강재단면의 형상과 관계없이 유사한 하중저감 패턴을 보였다.

3.2 파괴모드

Fig. 6는 스터드앵커(2-ϕ19@200 mm)를 사용한 실험체들의 최종 슬래브 균열 패턴을 보여준다. 하중이 증가하면서 콘크리트와 강재 접합면과 콘크리트 슬래브에 균열이 발생하였다. 최대하중에 도달한 이후 스터드앵커가 파단되면서 하중이 급격히 저하되었고 슬래브가 강재 단면에서 좌우측으로 1 mm - 2 mm 벌어지는 현상을 보였다. 외부절곡형 UH단면 실험체(UH/100-O-S, UH/75-O-S)에서는 내부절곡형 UH단면의 실험체(UH/100-I-S)와 다르게 U튜브의 강재단면이 그대로 미끄러지는 파괴형태를 보였다. 전체적으로 스터드앵커에서 파단이 발생하였기 때문에 슬래브에 균열이 크게 발생하지 않았다.


Fig. 6. 
Crack patterns of test specimens using stud anchor

Fig. 7은 Z-bar 앵커(Z-80×50×6@200 mm)를 전단연결재로 사용한 실험체들의 최종 슬래브 균열 패턴을 보여준다. 스터드앵커를 사용한 실험체와 비교하여 Z-bar 설치 위치 주변으로 균열이 크게 발생한 것을 볼 수 있으며, 최대하중 도달 이후 슬래브 균열이 증가하면서 하중이 저하되었다. 실험 종료 후 측정한 슬래브와 강재 단면 사이의 벌어짐은 6 m - 15 mm로 스터드앵커를 사용한 실험체보다 큰 값을 보였다.


Fig. 7. 
Crack patterns of test specimens using Z-bar anchor


4. 실험결과 분석
4.1 전단연결재의 변형률 분포

Fig. 8은 실험체의 전단연결재에 부착한 변형률 게이지의 계측결과를 슬립변위에 따라 나타낸 것이다. 스터드앵커를 사용한 실험체들의 슬립-변형률 관계를 비교하면, H형강 단면에 적용한 경우 슬립변위가 증가함에 따라 변형률이 선형적으로 증가하는 경향을 보였다. 그러나 UH 단면에 적용한 경우 스터드앵커의 항복변형률(2,070 × 10–6)에 도달한 이후 변형률이 급격히 증가하는 경향을 보였다. 스터드앵커를 사용한 경우 모든 실험체에서 슬립변위 2.8 mm 발생 이후에 스터드앵커의 변형률이 증가하기 시작하는 경향을 보였다(Fig. 8(a) 참조).


Fig. 8. 
Strain-slip relationship of shear connectors

Fig. 8(b)8(c)는 전단연결재로 Z-bar 앵커(Z-80×50×6)를 사용한 실험체의 슬립-변형률 관계를 Z-bar 앵커의 길이에 따라 나타낸 것이다. 변형률 게이지는 Z-bar 앵커의 웨브의 중앙에 부착하였다. 길이 130 mm의 Z-bar 앵커를 사용한 경우 스터드앵커를 사용한 경우와 마찬가지로 1.5 mm 정도 슬립이 발생한 이후에 변형률이 증가하기 시작하는 경향을 보였고, 슬립변위에 다른 변형률의 증가는 스터드앵커를 사용한 경우 보다 크게 증가하였다. 길이 230 mm의 Z-bar 앵커를 사용한 단면 형상에 따라 다른 경향을 나타냈지만, H형강 단면에 사용한 경우 0.7 mm 슬립변위에서 변형률이 증가하기 시작하였으며 개방형 UH단면의 실험체의 경우 UH/75-O-Z-230 실험체와 UH/100-O-Z-230 실험체에서 각각 1.5 mm와 2.5 mm 슬립변위에서 변형률이 증가하기 시작하였다. 이후 Z-bar 앵커의 항복변형률(1,940×​10–6)에 도달한 이후 변형률이 급격히 증가하는 경향을 보였다.

4.2 전단강도 평가

건축물 강구조 설계기준(KDS 41 31 00)[2]과 AISC 360-​16[3]에서는 스터드앵커와 ㄷ형강앵커가 사용된 합성보의 전단강도 평가식을 다음과 같이 제시하고 있다.

Qn,stud=0.5Asafc'EcRgRpAsaFu(1) 
Qn,channel=0.3tf+0.5twLafc'Ec(2) 
  • 여기서, Qn,stud = 스터드앵커의 전단강도
  • Qn,channel = ㄷ형강앵커의 전단강도
  • Asa = 스터드앵커의 단면적
  • fc = 콘크리트 압축강도
  • Ec = 콘크리트 탄성계수(= 8500 fc'3)
  • Fu = 스터드앵커의 인장강도
  • Rg, Rp = 감소계수(Rg = 1.0, Rp = 0.75: 골데크 플레이트를 사용하지 않는 경우)
  • tf = ㄷ형강앵커의 플랜지 두께
  • tw = ㄷ형강앵커의 웨브 두께
  • La = ㄷ형강앵커의 길이

Table 4에 스터드앵커와 ㄷ형강앵커의 전단강도 평가식을 적용하여 실험체의 전단강도를 평가한 결과를 비교하여 나타내었다. Z-bar 앵커는 ㄷ형강과 형상이 유사하여 ㄷ형강 앵커의 전단강도 평가식을 적용해 보았다. 전단강도 평가시 재료시험 결과를 반영하였으며, 슬래브 형태가 골데크플레이트를 사용하지 않는 경우이므로 식 (1)에서 감소계수 Rg = 1.0, Rp = 0.75를 사용하였다. 콘크리트의 탄성계수는 전단강도를 보수적으로 평가하기 위해 재료시험 결과를 사용하지 않고 콘크리트구조 설계기준(KDS 41 31 00)[11]에서 제시하고 있는 값을 사용하였다.

Table 4. 
Comparison of test results with predicted shear strength
Specimens Ptest/La (kN/mm) ΣQn (kN) PtestQn Shearconnector
Eq. (1) or Eq. (2) Eq. (3) Eq. (1) or Eq. (2) Eq. (3)
BH-S 1,024.6 814.4 - 1.26 - Stud anchor(ϕ19)
UH/100-I-S 1,262.5 814.4 958.4 1.55 1.32
UH/100-O-S 834.1 814.4 - 1.02 -
UH/75-O-S 900.0 814.4 - 1.11 -
BH-Z-130 861.2 1,193.6 837.5 0.71 1.03 Z-bar anchor(length: 130)
UH/100-I-Z-130 963.5 1,193.6 945.5 0.81 1.02
BH-Z-230 1,246.5 2,111.7 1,113.9 0.59 1.12 Z-bar anchor(length: 230)
UH/100-O-Z-230 1,401.2 2,111.7 1,308.3 0.66 1.07
UH/75-O-Z-230 1,473.3 2,111.7 1,308.3 0.70 1.13

스터드앵커를 사용한 실험체의 경우 스터드앵커의 인장강도에 의해 실험체의 전단강도가 결정되었으며, Table 4에 나타낸 것과 같이 식 (1)을 적용하여 전단강도를 안전측으로 예측할 수 있음을 알 수 있다. 그러나 내부절곡형 UH단면의 실험체(UH/100-I-S)의 경우 식 (1)이 전단강도를 지나치게 보수적으로 평가하고 있다.

식 (2)의 ㄷ형강앵커의 설계식은 AISC 360-16의 해설에서 설명하고 있는 것과 같이 Viest et al.[12]의 push-out 실험결과를 근거로 Slutter and Driscoll[13]이 제안한 경험식을 수정한 형태이다. Viest 등이 실험한 ㄷ형강앵커의 실험결과를 앵커의 길이에 따라 식 (2)의 전단강도와 비교하여 Fig. 9(a)에 나타내었다. 이 실험에서는 4종류의 ㄷ형강앵커를 사용하였으며, 대부분의 앵커는 ㄷ-101.6×40.1×4.7×7.5(mm)로 길이는 152.4 mm이었다. 따라서, 식 (2)는 제한적인 ㄷ형강 단면으로부터 도출되었으며, 특히 앵커의 길이에 대해서는 매우 제한적인 실험결과를 통하여 도출된 것임을 알 수 있다.


Fig. 9. 
Shear strength prediction of steel anchors

Table 4Fig. 9(a)에 나타낸 것과 같이 Z-bar 앵커를 사용한 실험체에서 식 (2)를 적용하여 전단강도를 평가할 경우 실험결과가 예측강도에 비해 크게 작게 나타났으며, Z-​bar 앵커의 길이가 증가할수록 그 차이는 더욱 증가하는 경향을 보였다. 이는, 실험에 사용한 Z-bar가 기존의 실험에서 사용한 ㄷ형강과 비교하여 (1) 냉간성형으로 제작하여 플랜지와 웨브의 두께가 같고, 압연하여 생산할 때 나타나는 내측 코너부의 곡률반경(r)이 존재하지 않으며, (2) 상하부 플랜지의 방향이 서로 다르기 때문에 하부 플랜지는 그 두께만큼의 콘크리트 지압력이 작용하지 않기 때문으로 판단된다. 또한, 제한된 실험결과이기는 하지만 앵커의 길이 증가에 비례하여 전단강도가 증가하지는 않는다는 것을 알 수 있다. 하지만, UH 단면에서는 Z-bar 앵커의 길이에 상관없이 BH 단면에 비해 전단강도가 증가하는 것을 알 수 있다.

이 연구의 실험결과를 토대로 UH 단면의 수평전단강도를 다음과 같이 강재앵커의 전단강도와 콘크리트의 수평전단강도의 합으로 산정하여 평가하여 보았다.

Qn=Qn,s+Qn,c(3) 
Qn,s=1.8tf+twLafc'Ec(4) 
Qn,c=1.8Ach(5) 
  • 여기서, Qn,s = Z-bar 앵커의 전단강도
  • Qn,c = 콘크리트 수평전단강도
  • Ach = 콘크리트 수평전단면적

즉, 식 (4)에서 Z-bar 앵커의 전단강도는 식 (2)와 비교하여 플랜지와 웨브 두께의 영향을 동일하게 평가하도록 수정하였고, 앵커의 길이는 제곱근에 비례하도록 조정하였다. 또한, 일반적인 H형강 플랜지에 타설된 콘크리트 슬래브와 달리 UH단면의 경우 콘크리트가 U튜브 내부까지 충전되므로 콘크리트 슬래브와 U튜브 상단에서의 수평전단강도식을 식 (5)와 같이 추가하였다. 여기서, 콘크리트의 수평전단강도는 콘크리트구조 설계기준(KDS 41 30 00)[11]의 합성콘크리트 부재 설계기준에 따라 보수적으로 최소 전단연결재가 설치되는 경우를 가정하여 1.8 MPa로 적용하였다. 식 (5)는 스터드앵커를 사용한 내부절곡형 UH단면과 같이 콘크리트 슬래브의 수평전단파괴가 발생하는 경우에도 적용할 수 있다. ㄷ형강 앵커의 경우에도 앵커 길이의 영향을 길이의 제곱근에 비례하도록 조정하여 앵커의 길이 152.4 mm에서 식 (2)와 동일한 값을 갖도록 변경하면 식 (6)과 같이 정리할 수 있다.

Qn,channel'=3.7tf+0.5twLa'fc'Ec(6) 

Table 4Fig. 9(b)식 (3)으로 산정한 전단강도 평가 결과를 나타내었다. Table 3에 나타낸 것과 같이 기존의 식 (2)를 사용하여 평가한 결과보다 식 (3)으로 평가할 경우 실험결과를 더욱 근사적으로 평가할 수 있음을 알 수 있다. 특히 스터드앵커를 사용한 내부절곡형 UH단면(UH/100-​I-S)의 경우에도 콘크리트 수평전단강도식을 추가하여 실험결과를 합리적으로 예측할 수 있었다. 또한, Viest 등이 실험한 ㄷ형강앵커의 실험결과에 대해서도 식 (6)을 적용할 경우 앵커의 길이 101.6 mm와 127.0 mm에서 정확도가 향상되는 것을 알 수 있다.

그러나 이러한 분석 결과는 제한된 실험결과에 의해 도출된 것이므로 UH단면에 Z-bar 앵커를 적용한 경우 정확한 전단강도 평가식을 개발하기 위해서는 추가적인 실험결과와 상세한 유한요소 해석을 통한 파괴메커니즘의 검증이 필요하다.


5. 결 론

UH합성보에 적용하기 위하여 개발된 Z-bar 앵커의 전단성능을 평가하기 위하여 push-out 실험을 진행하였다. 실험결과의 상대적 비교를 위하여 동일 단면에 스터드앵커를 적용한 실험을 추가하였다. Push-out 실험결과를 바탕으로 건축물 강구조 설계기준에 의한 전단강도 평가식을 기준으로 실험결과를 비교하여 분석하였으며, Z-bar 앵커의 전단강도를 평가하였다. 연구 결과를 요약하면 다음과 같다.

  • (1) UH 단면에 Z-bar 앵커를 전단연결재로 사용하는 경우 스터드앵커를 사용한 경우와 마찬가지로 초기에는 선형적인 거동 형태를 보였으나 항복점 도달 이후에 충분한 항복구간 없이 최대하중에 도달하였으며 이후 강재 단면과 콘크리트 슬래브 부착면에서 균열이 발생하면서 하중이 저하되었다. 그러나 Z-bar 앵커 적용시 스터드앵커를 적용한 실험체와 비교하여 최대강도가 증가하였지만 최대하중 도달한 이후에는 좀 더 완만한 하중 저하를 보였다.
  • (2) UH 단면에 스터드앵커를 전단연결재로 사용하는 경우 항복점에 도달한 이후에 전단내력이 지속적으로 증가하는 형태를 보였으며 최대하중 도달 이후 스터드앵커가 파단하면서 강도가 급격히 저하되었다. 스터드앵커를 적용한 경우 내부절곡형 UH 단면(UH/​100-I-S)에서 전단강도가 가장 크게 나타났다.
  • (3) 강재앵커의 변형률은 스터드앵커의 경우 초기 2.8 mm 슬립 발생 이후 변형률이 증가하기 시작하였으며, Z-​bar 앵커의 경우 1.5 mm - 2.5 mm 슬립 발생 이후 변형률이 증가하기 시작하였다. 앵커의 종류와 관계없이 앵커의 항복변형률 도달 이후 변형률이 급격히 증가하는 경향을 보였다.
  • (4) UH 단면에 스터드앵커를 전단연결재로 사용하는 경우 건축물 강구조 설계기준의 스터드앵커 전단강도 평가식을 사용하여 전단강도를 보수적으로 평가할 수 있었으며, Z-bar 앵커의 경우 ㄷ형강앵커의 전단강도식을 적용할 경우 전단강도를 과대평가하는 것으로 나타났다.
  • (5) Z-bar 앵커의 전단강도식은 실험결과를 반영하여 기존의 ㄷ형강앵커의 전단강도식에서 플랜지 두께의 영향을 감소시키고 앵커 길이에 제곱근을 적용하여 길이효과를 반영하여 수정하였다. 또한, UH 단면에 적용하는 경우 콘크리트의 수평전단강도식을 추가하여 실험체의 전단강도를 근사적으로 평가할 수 있었다.

추가로, 내부절곡형 UH단면에 스터드앵커를 사용하는 경우에 콘크리트의 수평전단강도를 추가로 반영하여 전단강도를 합리적으로 평가할 수 있었다. 하지만 UH단면의 전단강도 평가식을 검증하기 위하여 추가적인 실험결과와 유한요소 해석을 통한 파괴 메커니즘의 연구가 필요하다.


Acknowledgments

본 연구는 2018년도 중소벤처기업부의 기술개발사업 지원에 의한 연구[S2543848]로 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.


References
1. Choi, I.R., Kim, Y.H., Jung, S.J., and Lee, J.H. (2019) Flexural Performance Tests for Steel and Composite U-Tube Flange H-Beam Structure, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.31, No.3, pp.​199-209 (in Korean).
2. Ministry of Land, Infrastructure and Transport (2019) Korean Building Code for Steel Structures (KDS 41 30 00: 2019), Korea (in Korean).
3. American Institute of Steel Construction (2016) Specification for Structural Steel Buildings (ANSI/AISC 360-16), USA.
4. European Committee for Standardization (2004) Eurocode 4: Design of Composite Steel and Concrete Structures, Part 1-1: General Rules and Rules for Building (EN 1994-1-1: 2004), Belgium.
5. Kim, S.B., and Kim, S.S. (2006) An Evaluation on the Shear Strength for Different Forms of Shear Connector in T-Type Composite Beam, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.18, No.2, pp. 279-288 (in Korean).
6. Kim, Y.J., Bae, J.H., Ahn, T.S., and Jang, D.W. (2014) Push-out Test on Welded Angle Shear Connectors Used in Composite Beams, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.26, No.3, pp.155-167 (in Korean).
7. Ahn, H.J., Jung, I.Y., Kim, Y.J., and Hwang, J.S. (2015) Shear Resistance of BESTOBEAM Shear Connector According to the Length, Journal of Korean Society of Steel Construction, KSSC, Vol.27. No.5, pp.483-491 (in Korean).
8. Pashan A., and Hosain, M.U. (2009) New Design Equations for Channel Shear Connectors in Composite Beams, Canadian Journal of Civil Engineering, Canadian Science Publishing (NRC Research Press), Vol.36. No.9, pp.1435-1443.
9. Korean Agency for Technology and Standards (2017) Test Pieces for Tensile Test for Metallic Materials (KS B 0801: 2007), Korea (in Korean).
10. Korean Agency for Technology and Standards (2017) Standard Test Method for Compressive Strength of Concrete (KS F 2405: 2010), Korea (in Korean).
11. Ministry of Land, Infrastructure and Transport (2018) Korean Building Code for Concrete Structures (KDS 41 31 00: 2018), Korea (in Korean).
12. Viest, I.M., Siess, C.P., Appleton, J.H., and Newmark, N.M. (1952) Full-Scale Tests of Channel Shear Connectors and Composite T-Beams, University of Illinois Bulletin No. 405, University of Illinois at Urbana-​Champaign, USA.
13. Slutter, R.G., and Driscoll, G.C. (1965) Flexural Strength of Steel-Concrete Composite Beams, Journal of the Structural Division, American Society of Civil Engineers, Vol.91, No.2, pp.71-99.