U-튜브 플랜지 H-Beam에 적용된 Z-Bar 전단연결재의 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. 2 및 Table 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

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. 3과 Fig. 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(F_y = 235 MPa, F_u = 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(f_ck) 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

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(P_y)과 항복변위(δ_y)로 정의하였다. 실험체의 초기강성(K_i)은 원점과 최대하중의 60 %에 해당하는 점을 연결한 직선의 기울기로 산정하였다. 최대변위(δ_u)는 Eurocode 4^[4]의 표준시험방법과 마찬가지로 하중이 최대하중(P_max)의 80 %로 저하되는 지점으로 정의하였다. 실험결과는 Table 3에 요약하여 정리하였다. 여기서, 실험체의 초기강성(K_i), 항복하중(P_y), 최대하중(P_max), 항복하중에 대한 최대하중의 비(P_max/P_y), 항복변위(δ_y), 최대변위(δ_u)와 항복변위에 대한 최대변위의 비(δ_u/δ_y)를 나타내고 있다.

Fig. 5.

Load-slip relationship of test specimens

Table 3.

Summary of test results

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

4.1 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)와 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.

• 여기서, Q_n,stud = 스터드앵커의 전단강도
• Q_n,channel = ㄷ형강앵커의 전단강도
• A_sa = 스터드앵커의 단면적
• f_c^′ = 콘크리트 압축강도
• E_c = 콘크리트 탄성계수(= 8500 $$ \sqrt[3]{{f_c}^{\text{'}}}$$)
• F_u = 스터드앵커의 인장강도
• R_g, R_p = 감소계수(R_g = 1.0, R_p = 0.75: 골데크 플레이트를 사용하지 않는 경우)
• t_f = ㄷ형강앵커의 플랜지 두께
• t_w = ㄷ형강앵커의 웨브 두께
• L_a = 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 R_g = 1.0, R_p = 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

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 4와 Fig. 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.

• 여기서, Q_n,s = Z-bar 앵커의 전단강도
• Q_n,c = 콘크리트 수평전단강도
• A_ch = 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.

Table 4와 Fig. 9(b)에 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.