냉간성형 U리브를 이용한 슬림플로어 합성보의 구조성능

1. 서 론

구조물의 대형화, 고층화 및 장스팬화에 따라 현장 작업의 효율성에 기반하여 성능과 경제성에 중점을 두고, 건설재료의 최적화, 복합화 및 일체화가 진행되고 있다^[1]. 특히 합성구조는 인장력이 우수한 강재와 압축력에 강한 콘크리트를 합한 것으로 구조적 안정성과 제작성 및 시공성을 개선되어 경제적이다^[2]. 건축물의 주요 부재를 구성하는 합성보는 트러스데크, 프리캐스트판, 중공 슬래브 등 바닥판을 강재보의 상부 플랜지 위에 놓아 강재보가 외부로 돌출되도록 하는 구조이다. 그러나 노출형 합성보는 구조적으로 건축물의 층고절감에 어려움이 있으며, 강재보가 콘크리트 슬래브 속으로 완전히 매입되는 구조적인 특성상 층고절감에 한계를 갖는다^[3].

이러한 기존기술의 한계를 극복하고자 다양한 노출형 및 매입형 합성보가 개발되어 왔다. 특히, 최근에는 층고절감과 구조성능 강화, 작업효율성 및 경제성을 개선하고자 U형 강재단면을 하부에 두고 수평전단력에 저항하는 덮개형 강재앵커를 U형 강재단면 상부에 놓고 이를 결합하여 닫힌 단면을 구성하는 반슬림 폐단면 충전형 합성보(Infilled Composite Beam of Semi-Slim Closed Section)가 개발되어 현장에 적용되고 있다^[4]. 이외에 국내에서는 슬림 플로어 공법을 응용한 비대칭 H-Beam^[5], TU 합성보^[6], TSC 합성보^[7], AU^[8]합성보와 같은 U형 합성보가 개발 되어 적용되고 있다.

이런 기존 기술의 한계를 극복하고자, 본 연구에서는 건축물의 층고를 절감시키기 위한 공법의 하나로 일반적으로 사용되고 있는 슬림플로어 시스템을 적용하기 위한 건축바닥구조에 대한 공법으로서 새로운 유형의 슬림 플로어 합성보를 도입한 합성바닥판을 제안하고 구조성능을 규명하고자 한다.

2. 슬림플로어 합성보

2.1 슬림플로어 합성보 특징

본 연구에서 제안하는 슬림플로어 합성보는 냉간성형절곡을 통해 만들어진 사다리꼴 단면의 하부에 하부 플레이트를 용접하여 구성함으로써 제작성을 개선하고 폐단면형 보를 형성함으로써 비틀림에 대한 저항성능을 향상시키며, 하부 플레이트의 상부에 데크를 거치하도록 함으로써 건축물의 제한된 높이 이내에서 최대한의 공간을 확보할 수 있는 특징을 갖는다(Fig. 1.). 또한, 기둥과 접하는 슬림합성보의 단부는 H형강으로 볼트/용접 이음하며 H형강은 폐단면형 보에 폐단면 춤 이상을 삽입한다. 겹치는 구간에는 콘크리트 충전이 용이하도록 폐단면형 리브에 홀을 두었다(Fig. 2.).

Fig. 1.

Proposed Slim Composite Beam Detail

Fig. 2.

Joint Structure of column- slim composite beam

2.3 슬림플로어 합성보의 제작

슬림 합성보는 공장에서 후판 열연코일을 수차례 냉간프레스 성형한 절곡재와 일정 크기로 제단된 후판을 용접조립한다. 일부 구간에 보강된 철근은 냉간성형 절곡재의 조립 전에 선 부착된다. 상부리브와 하부 플랜지의 제작 및 용접을 통한 시험체의 제작과정은 Fig. 3.에 나타낸 바와 같다.

Fig. 3.

Fabrication process of slim composite beam

우선 CNC Gas cutting을 통해 일련의 제작사이즈로 원판을 가공하고, 상하부 플랜지에 적용하는 철판을 절곡가공한 후 냉간성형 상부리브와 하부플랜지 조합으로 Beam 의 단면을 구성하였다. 상부 절곡부재와 하부플레이트의 접합부는 완전용입이 필요한 C.J.P(Complete Joint Penetration)구간이므로 서브머지드아크용접을 통해 완전용입용접(루트간격 3mm, 개선각 30°)을 실시하였다. 용접이 완료된 Beam의 하부플랜지 양단으로 춤이 깊은 데크를 일정간격으로 설치하고, Beam의 길이방향의 주철근을 조립 후, 온도철근을 사용하여 격자형으로 철근을 고정한다. 마지막으로 소정의 규격에 맞추어 데크를 설치한 후 콘크리트를 타설하였다.

3. 슬림플로어 합성보의 휨실험

3.1 실험체

본 연구는 슬림플로어 합성보의 휨성능을 평가하기 위하여 2개의 실험체를 계획하였다. 각 실험체의 구성은 Table 1과 같으며, 실험체 상세는 Fig. 4.에 나타내었다. 슬림플로어 합성보의 정모멘트에 대한 단면의 휨성능을 파악하기 위한 휨실험체는 두께 400mm, 길이 9,000mm, 폭 1,500mm로 제작하였으며, 15mm하부플랜지에 8mm로 냉간절곡한 부재를 용접으로 접합하고, 하부플랜지에 춤 200mm의 데크플레이트를 설치하고, 스터드볼트(2-16)를 설치(단부@100, 중간부@150)하였다. 또한, 슬래브 상부는 온도철근 D13@200으로 배근한 후 콘크리트 압축강도 27MPa을 타설하였다. M-SCB-R실험체는 M-SCB-N실험체와 동일한 조건에서 스터드볼트 옆에 2-HD25(SD500)로 보강한 실험체이다. 단, 폐단면 내에는 콘크리트가 없다.

Table 1.

Summary of bending test specimens

Fig. 4.

Specimen details of bending specimens (dimensions in mm)

3.2 가력 및 측정계획

슬림플로어 합성보의 휨성능을 평가하기 위하여 3,000kN급 UTM로 슬림 합성보의 중앙에서 각각 1.0m씩 떨어진 위치에 가력보를 설치하여 하중 가력을 하였다(Fig. 5.). 또한, 변위계(LVDT)는 우선 가장 큰 처짐이 발생될 것으로 예상되는 실험체 중앙부, 합성보의 중심점으로부터 좌, 우 방향으로 각각 1.0m 떨어진 곳에 변위계를 설치하였으며, 양단부에 변위계를 설치하여 철골보와 콘크리트슬래브 사이에서 발생하는 엔드슬립(end slip)을 측정하였다. 또한, 합성보의 곡률산정 및 강판의 국부좌굴 등을 파악하기 위하여 강재와 콘크리트에 스트레인 게이지를 부착하였다.

Fig. 5.

Position of LVDTs for bending test

3.3 소재시험

실험체는 SM490강종을 사용하여 제작하였으며, 제작에 사용된 강재와 콘크리트의 재료 특성은 KS B 0802와 KS F 2405에 의해 확인하였으며, 그 결과는 Table 2와 같다. U리브 폐단면에 사용된 8mm의 SM490 판재는 항복강도 459MPa, 인장강도 551MPa이었으며, 하단부에 사용된 두께 15mm의 SM490 판재의 항복강도는 371MPa, 인장강도는 535MPa이었다. 또한, 합성보의 내부에 배근된 철근의 항복강도, 인장강도와 연신률은 각각 469MPa, 586MPa와 27%이다. 콘크리트의 28일 압축강도(f_c′)는 30.8MPa로 설계압축강도 27MPa을 약간 상회하였다.

Table 2.

Material properties of test specimens

3.4 실험결과 및 분석

3.4.1 모멘트-처짐 곡선

Fig. 6.와 Fig. 7.에는 각 실험체의 모멘트 – 처짐 관계 및 파괴양상을 나타낸다. Table 3은 실험결과를 요약하여 정리한 것이다. 여기서, 항복모멘트는 모멘트-변위 곡선에서 접선강성이 초기강성(_eK_i)의 1/3이 되는 모멘트로 정의하였다. 슬립플로어 합성보의 하부에 철근을 보강하지 않은 M-SCB-N실험체의 항복내력과 최대내력은 각각 1,305kN.m, 1,563kN.m로 슬림플로어 합성보 전소성모멘트(cMp)보다 항복내력이 1.08배, 최대내력이 1.29배 높은 값을 나타내었다. 또한, 슬림합성보의 하부에 철근(2-SD25)으로 보강한 M-SCB-R실험체의 항복내력과 최대내력은 각각 1,331kN.m, 1,600kN.m으로 합성보의 전소성모멘트보다 항복내력이 1.07배, 최대내력이 1.29배 높은 값을 나타내었다. 합성보의 하부에 철근으로 보강유무와 상관없이 하중이 증가함에 휨균열이 커지다가 최종적으로 압축 연단에서의 콘크리트 압괴가 발생하여 내력이 저하되었다(Fig. 7.).

Fig. 6.

Moment – rotation relationships of bending specimens

Fig. 7.

Failure modes of bending specimen

Table 3.

Summary of bending test results

3.4.2 모멘트-단부슬립 곡선

Fig. 8.에는 슬림합성보의 모멘트와 단부슬립 곡선을 나타내고 있다. 여기서, 단부슬립은 슬립합성보의 단부에 설치한 변위계(LVDT-4)로 측정된 값을 사용하였다. 슬림합성보의 하부에 철근으로 보강하지 않은 M-SCB-N실험체는 항복내력의 0.61배(796.05kN.m)에서 슬립이 발생하기 시작하였다.

Fig. 8.

Moment – end slip relationships of bending specimen

그리고, 항복모멘트와 최대모멘트 시 슬립은 각각0.16mm, 0.63mm이었으며, 최대슬립은 0.65mm로 매우 작은 값을 나타내었다. 한편, 슬립합성보의 하부에 SD500급 철근(2-HD25)로 보강한 M-SCB-R실험체는 항복내력의 0.83배(1104.73kN.m)에서 슬립이 발생하기 시작하여 항복모멘트와 최대모멘트 시 슬립은 각각0.035mm, 0.49mm이었으며, 최대슬립은 0.51mm로 하부에 보강하지 않은 M-SCB-N실험체보다 합성효과가 우수하였다.

3.4.3 모멘트-곡률 곡선

Fig. 9.에는 각 실험체의 모멘트-곡률 관계를 나타내고 있다. 횡축은 곡률을 나타내고 있다. 곡률 산정은 변위계와 스트레인게이지에서 계측한 값을 사용하여 식 (1), 식 (2)에 의하여 산정하였다.

Fig. 9.

Moment – curvature relationships of bending specimen

$\[ {\varnothing }_{S.G}=\left({\varepsilon }_1-{\varepsilon }_2\right)/d \]$

(1)

$\[ {\varnothing }_{LVDT}=\frac{24}{\left(3l^2-4a_V^2\right)}\delta \]$

(2)

여기서, ε₁(ε₂) : 인장(압축)측의 변형도, d : 합성파일의 춤(mm), l : 지점간 거리(mm), a_V : 지점부터 재하위치까지 거리(mm)이다.

선형탄성이론으로 산정한 값의 0.75배를 한 슬림플로어 합성보의 유효 휨강성에 비하여, 스트레인게이지와 변위계로 계측한 실험값이 콘크리트 균열이 발생하지 않은 초기구간에서는 이론 값보다 큰 값을 나타내었다.

4. 슬림플로어 합성보의 기둥-보 접합 실험

4.1 실험체

슬립플로어 합성보의 내진성능을 파악하기 위해서 Fig. 10.에 나타낸 것과 같이 기둥-보 접합 실험을 수행하였다. 접합부 실험체의 CFT 기둥은 □-500×500×15(SM490) 단면을 사용하였으며, 충전된 콘크리트의 공칭압축강도는 45MPa로 계획하였다. 실험체에 사용된 각형강관은 판재를 프레스로 가공하여 2면 SAW (Submerged Arc Welding) 용접하여 제작하였으며, 강관의 폭두께비(b/t)는 31.3으로서 건축구조기준(KBC 2016)^[9]의 CFT 기둥의 단면 분류로는 조밀단면에 해당된다. 기둥의 길이는 양 단부 엔드플레이트를 포함하여 2,000mm로 제작하였으며, 기둥의 양단에 각각 길이 750mm의 단부 핀 지그를 연결하였다. 슬림플로어 합성보는 휨실험체와 동일한 조건으로 제작하였고, 전체길이는 4,800mm이며, 기둥 중심에서 가력중심까지 거리는 3,500mm로 제작하였다. 또한, 기둥단면 부위에만 콘크리트를 타설하기 위해서 1,640mm에 차단플레이트를 설치하여 보 내부의 중공상태를 형성해서 자중을 감소시켰다.

Fig. 10.

Specimen details of column-beam joint tests (dimensions in mm)

4.2 가력 및 측정계획

슬림플로어 합성보의 내진성능은 3,000kN의 엑츄에이터(actuator)를 사용하고, T형 접합부의 외팔보 끝단에서 수직하중을 반복해서 재하하였다. 기둥 중심축에서부터 가력부까지의 길이는 모두 3,500mm이고, 기둥면으로부터 가결지점까지 길이는 3,250mm이다. 또한, 실험 중 합성보의 횡좌굴(lateral buckling)을 방지하기 위하서 지지대를 설치하였다 (Fig. 11.). 하중재하(loading cycle)는 건축구조기준 (KBC 2016)에 따라 보 회전각의 0.375%, 0.5%, 0.75%를 6cycle씩 반복가력한 후, 1.0%를 4cycle가력하고 1.5%, 2.0%, 3.0%, 4.0%, 5.0%, 6.0%는 2cycle 씩 가력하였다. 또한, Fig. 11.과 같이 LVDT를 설치하여, 보 가력부의 변위, 실험체 강체변형, 및 접합부 패널의 전단변형 등을 계측하였다.

Fig. 11.

Test Set-up for column-beam joint tests

4.3 소재시험

Table 4에는 실험체에 사용된 재료의 소재시험 결과를 나타낸다. B.H형강의 웨브재로 사용된 두께 12mm의 SM490 판재의 항복강도는 368MPa, 인장강도는 545MPa이고, 연신율은 24%이었다. 또한, 외다이어프램의 상부에 사용된 두께 19mm 판재(SM490)의 항복강도는 358MPa, 인장강도는 523MPa로 항복비는 68%로 나타났으며, 연신율은 26%이었다. 기둥이나 U리브 폐단면 등에 사용된 강재, 및 철근 등은 휨실험체와 동일한 소재를 사용하였다. CFT기둥 내에 충전한 콘크리트의 압축강도(f_c′)는 49.8MPa로 설계압축강도 45MPa을 약간 상회하였다.

Table 4.

Material properties of column-beam specimen

또한, 슬림플로어 합성보에 충전한 콘크리트는 휨실험체와 동일한 재료를 사용하였다.

4.4 실험결과 및 분석

4.4.1 모멘트-층간변형각 곡선

Fig. 12.와 Fig. 13.에는 슬림플로어 합성보와 CFT기둥 접합 실험체의 모멘트 – 층간변형각 관계 및 파괴양상을 나타낸다. Table 5에는 실험결과를 요약하여 정리한 것이다. 그림에서 나타낸 것과 같이 C-SCB-N실험체는 모멘트-변형각 관계에서, 특수모멘트 요구 성능인 4% 변형각을 초과하여 안정적인 이력거동을 나타내었으며, 층간변형각 5%시점에서 외다이어프램과 보플랜지간의 접합구간에서 인장파단이 발생하여 내력이 저하되었다(Fig.13.(b)). C-SCB-N실험체의 정모멘트와 부모멘트의 슬림플로어 합성보의 전소성모멘트 계산치보다 1.24배, 1.07배 높은 값을 나타내었다.

Fig. 12.

Moment – story drift angle relationship

Fig. 13.

Failure modes of column-beam specimen

Table 5.

Summary of column-beam test results

4.4.2 모멘트-기둥/패널존 변형관계

Fig. 14.에는 C-SCB-N실험체의 내력-기둥/패널존의 변형관계를 나타내고 있다. 그림에 나타낸 것과 같이 기둥의 변형각과 패널존의 전단변형각에 대해서는 보의 휨파괴에도 탄성구간에 머물도록 슬림플로어 합성보 휨내력의 1.5배 이상이 되도록 CFT기둥을 설계함으로써 에너지소산이 거의 발생하지 않았으며, 기둥과 패널존의 최대변형각은 +0.15%, -0.21%이내 인 것을 확인할 수가 있었다.

Fig. 14.

Moment – column&panel distortion relationship

5. 결 론

본 연구에서는 일반적인 합성보보다 층고절감이 가능하며 내화피복 감소 및 공사비 절감이 가능한 슬림플로어 합성보를 제안하고, 휨성능과 내진성능 평가를 위해 실험을 수행하였다. 이를 통하여 얻은 주요 결과는 다음과 같다.

• (1) 제안형 슬림플로어 합성보의 휨성능 실험결과, 항복이후에도 충분한 소성변형능력을 나타내었으며, 콘크리트슬래브 상부의 콘크리트 압괴로 내력이 저하되었다. 또한, 항복모멘트와 최대모멘트는 슬림플로어 합성보의 전소성모멘트 계산치 대비 1.07배, 1.29배 이상 높은 값을 나타내었다.
• (2) 슬림플로어 합성보의 휨성능 실험에서 합성보 하부에 철근(2-HD25)으로 보강한 M-SCB-R실험체는 M-SCB-N실험체 대비 초기강성이 크고, 엔드슬립(end slip)이 항복내력의 0.83배에서 시작되었으며, 최대 0.51mm로 매우 작은 값을 나타내었다.
• (3) 제안형 슬림플로어 합성보의 내진성능을 평가하기 위한 C-SCB-N실험체는 최대 4% 이상의 변형능력을 나타냈으며, 층간변형각 5%에서 외다이어프램과 보플랜지간의 접합구간에서 인장파단이 발생하여 내력이 저하되었다. 한편, 기둥의 변형각과 패널존의 전단변형각은 보의 휨파괴 시에도 탄성구간에 있는 것을 알 수가 있었다.

향후, 제안형 합성보-기둥 접합부의 유한요소해석 등을 통해서 하중메카니즘을 규명하고 이와 더불어 경제성 및 시공성에 대한 평가가 필요할 것으로 사료된다.

Acknowledgments

본 연구는 ㈜포스코의 연구비 지원에 의해 수행되었습니다. 이에 감사드립니다.

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