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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.9 No.2 pp.50-57
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2018.9.2.050

Evaluation of Structural Performance of Shear Connector Fixed Driving Pin

Jae Yuel Oh1, Se Jung Lee2, Jun Seok Kim3, Ki Joe Lee4, Il Seung Yang5
1Chief of Researcher, Sejin R&S, Korea
2Chief of Executive, Sejin R&S, Korea
3Ph.D. Candidate, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
4Ph.D. Candidate, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
5Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
Corresponding author: Yang, Il Seung Department of Architectural Engineering, Dongshin University, 185, Geonjae-ro, Naju-si, Jeollanam-do, 58245, Korea. Tel: +82-61-330-3129, Fax: +82-61-330-3103, E-mail: yang1698@dsu.ac.kr
May 28, 2018 June 18, 2018 June 19, 2018

Abstract


The degree of interaction is a very important factor determining stiffness, strength and deflection performance in the composite beam. Because this synthesis is made through the shear connector, the structural performance of the shear connector is very important. In this study, the connection method was developed using the driving pin to solve the problem of conventional welding connection method. To verify the structural performance of the developed connection method, the push-out test was performed and analyzed against numerical analysis results. Based on the results of the analysis, it is deemed that the structural performance can be obtained by joining the shear connection in proposed method.



드라이빙핀으로 고정한 전단연결재의 구조성능검증

오 재열1, 이 세정2, 김 준석3, 이 기조4, 양 일승5
1세진알앤에스 소장
2세진알앤에스 대표
3동신대 건축공학과 박사과정
4동신대 건축공학과 박사과정
5동신대 건축공학과 부교수

초록


    1 연구배경 및 목적

    합성보의 종류는 노출형 합성보, 매입형 합성보, 부분 매입형 합성보 그리고 충전형 합성보로 분류할 수 있 으며, H형강을 이용한 노출형 합성보가 가장 널리 사 용된다. 일반적으로 단순보로 사용하는 노출형 합성보 는 정모멘트에 대하여 강재보는 인장력에 대하여 저 항하고, 슬래브가 압축력에 대하여 저항한다. 이때 강 재보와 콘크리트 슬래브의 경계면에는 수평전단력이 작용하며, 이를 전단연결재를 사용하여 효율적으로 저 항할 수 있게 설계되어야 한다. Fig. 1에는 H-500×200×16×20( F y = 235  MPa ), 철근콘크리트 슬래 브의 폭과 두께는 각각 3,000 mm와 100 mm 그리고 콘크리트의 압축강도는 24 MPa를 사용하여 제작한 노출형 합성보의 합성도(degree of interaction)에 따 른 휨강도비와 단면2차모멘트비를 나타낸 것이다. 이 그림과 같이 합성도가 높아짐에 따라서 휨강도 및 처 짐에 대한 저항성능이 크게 향상되는 것을 확인할 수 있으며, 합성도를 결정하는 전단연결재의 성능이 매우 중요한 것을 확인할 수 있다.

    이 연구에서는 Fig. 2와 같이 화약을 장전하여 폭 발력으로 드라이빙 핀을 발사해 전단연결재와 강재보 의 플랜지에 접합시키는 접합방법을 개발하였다. 이는 기존의 용접하여 접합하는 방식이 갖는 노동집약적, 용접품질 확보에 대한 신뢰성 미흡 등의 문제점을 개 선할 수 있으며, 용접으로 발생하는 아연가스의 방지 등과 같은 사회문제를 해결할 수 있는 친환경 시공공 법이다. 개발된 전단연결재 접합방식의 구조적 성능을 검증하기 위하여 푸쉬아웃실험(push-out test)을 수행 하였으며, 수치해석결과와 비교하여 분석하였다.

    2 전단연결재

    2.1 전단연결재의 종류 및 특성

    전단연결재의 종류는 Fig. 3에 나타낸 것과 같이 기 계식 전단연결재(mechanical shear connector)와 돌 기형 전단연결재(rib shear connector)로 구분할 수 있다. 기계식 전단연결재는 마찰이나 화학적 부착 (chemical bond)으로 수평전단력에 저항하는 것이 아 니라 장부작용(dowel action)을 통해서 수평전단력을 전달한다. 일반적으로 Fig. 3(a)에 나타낸 것과 같이 수평전단력에 저항하는 몸통부(shank)와 계면의 직각 방향으로 작용하는 인장력(뽑힘)에 저항하는 머리부로 구성된다. 돌기형 전단연결재는 Fig. 3(b)에 나타낸 것과 같이 수평전단력이 작용하는 방향으로 돌기가 형성되어 있는 전단연결재이다. 돌기에는 자국과 돌출 부를 형성하여 계면에서의 마찰과 골재의 맞물림 작 용을 극대화시키는 것이 매우 중요한 연결재이다.

    2.2 기계식 전단연결재

    기계식 전단연결재의 거동은 계면에 적용하는 전단력 과 미끌림(slip)으로 Fig. 4와 같이 나타낼 수 있다. 계면에서 미끌림이 증가하며 저항하는 전단력이 비례 하여 증가하다가 최대강도 이후에 급격하게 강도가 저하되면 취성적인 전단연결재이며, 최대강도 이후에 도 큰 미끌림까지 최대강도를 유지한 후에 서서히 강 도가 저하되는 연성적인 전단연결재가 있다. 취성적인 전단연결재의 파괴는 부재의 취성적인 파괴로 연결되 며 이를 방지하기 위하여 전단연결재의 연성을 확보 하는 것이 중요하다.

    Fig. 5에는 철근콘크리트 슬래브와 강재보에 휨모 멘트가 작용할 경우, 스터드 볼트(stud bolt)에 작용하 는 전단력을 도식적으로 나타낸 것이다. 그림에서 스 터드 볼트는 슬래브에 의해서 좌측으로 전단력 F 를 작용하게 되며, 이에 의한 반력으로 강재보의 플랜지 에 전단력 F 를 전달하게 된다. 이때, 우력( F )사이의 편심( e )에 의해 모멘트가 발생하게 된다. 따라서, 스 터드 볼트의 몸통부는 수평전단력에 대하여 저항하게 되고, 머리부는 뽐힘에 대하여 저항하게 된다. 건축구 조기준(KBC 2016)에서는 이러한 조합력에 대하여 효 과적으로 저항하기 위하여 용접 후 밑면에서 머리 최 상단까지의 스터드 볼트의 길이를 몸체 직경의 4배 이상을 확보하도록 권고하고 있다.

    Ollgaard et al.은 1971년에 처음으로 스터드 볼트 의 장부 작용에 의한 강도(dowel strength)에 연구 시작하였고, 푸쉬아웃실험 결과를 근거로 스터드 볼트 의 강도를

    Q n = 1.83 A s a f c k 0.3 E c 0.44
    (1)

    으로 제안하였다. 여기서, A s a 는 스터드 볼트의 단면 적이며, f c k E c 는 각각 콘크리트의 압축강도와 탄성 계수이다. 이후, 이들은 스터드 볼트의 장부 작용에 의한 콘크리트 저항을 Fig. 6과 같이 이상화하여 스 터드 볼트의 강도를 산정하는 식을 아래와 같이 간략 화 하였다.

    q n = 0.5 A s a f c k E c
    (2)

    이 식은 현행 건축구조 기준인 KBC 2016에서도 인용하여 사용하고 있으며, 이 값은 R g R p A s a F u 를 초 과하지 못하게 제한하고 있다. 여기서, R g R p 는 각 각 그룹의 효과를 고려한 계수와 전단연결재의 위치 에 따른 효과를 고려한 계수이며, F u 는 스터드 볼트 의 인장강도이다.

    3 실험계획

    3.1 실험체 개요

    실험체는 H-200×200×8×12( F y = 400  MPa )를 사용하 여 상하부 플랜지의 측면에, 폭과 높이가 400 mm이 고 높이가 120 mm인 철근콘크리트 슬래브를 타설하 여 제작하였다. 철근콘크리트 슬래브와 강재보 사이에 는 2개씩의 전단연결재를 설치하였으며, 실험체의 치 수와 전단연결재의 위치는 Fig. 7에 나타낸 것과 같 다. 실험체의 변수는 전단연결재의 종류로 기존의 스 터드 볼트(Stud bolt_ST), H사의 전단연결재 (HVB80), 광폭형(Wide Type_WT) 전단연결재, Perforbond형 전단연결재(Perforbond Type_PBT)가 있다. 스터드 볼트는 용접접합으로 그리고 나머지 전 단연결재는 드라이빙핀을 사용하여 강재보의 플랜지 에 접합하었으며, 사용된 드라이빙핀의 치수는 Fig. 2(c)에 나타낸 것과 같으며 전단연결재 1개당 2개의 드라이빙핀을 사용하여 접합하였다. 여기서 사용된 드 라이빙핀의 콘크리트 슬래브의 설계기준강도는 f c k 는 24 MPa이며, D10 철근을 100 mm간격으로 배근하였 다. 실험 수행 중에 슬래브 양측에 설치된 LVDT를 통하여 강재보와 슬래브사이에 발생하는 미끌림(Slip) 을 측정하였다.

    3.2 실험결과

    Table 1과 Fig. 8(a)에는 각 실험체의 하중과 슬립의 관계를 나타낸 것이다. 이때 사용된 하중은 전체 하중 을 전단연결재의 개수(4EA)로 나누었고, 슬립은 슬래 브 양측에서 측정된 값의 평균값을 사용하였다. 스터 드 볼트를 사용한 SB실험체의 경우에는 초기강성과 극한강도( Q t e s t )가 각각 25.8 kN/mm와 73.1 kN으로 다른 전단연결재를 설치한 실험체보다 높은 강성과 강도로 나타났다.

    H사의 HVB80를 전단연결재로 사용한 HVB80실험 체는 항복이후에 완만한 내력상승을 나타내었지만, 최 대하중 이후에도 완만하게 하중이 저하되었으며, 최종 적으로 전단연결재의 전단파괴로 내력이 저하되었다.

    광폭형 전단연결재를 사용한 WT실험체와 PBT실 험체는 HVB80실험체보다 높은 초기강성과 항복내력 을 나타내지만, 최대내력 후에 전단연결재의 전단파괴 로 내력이 급격하게 저하되었다. 파괴된 실험체들의 형상은 Fig. 9에 정리하여 나타내었다. 모든 실험체에 서 최대 변위가 30 mm 이상으로 매우 큰 변형을 보 여 매우 연성적인 전단연결재임을 확인할 수 있다.

    전단연결재의 전단강도는 식 (2)와 같이 전단연결 재의 단면적( A s a )에 비례하는 함수로 정의된다. 따라 서, 전단연결재의 단면적이 다른 실험체들의 전단연결 재의 구조성능을 정량적으로 평가하기 위하여 Fig. 8(b)에 나타낸 것과 같이 무차원화 하였다. 이때, 전 단강도( Q n )는 식 (2)을 사용하였으며, 전단연결재의 단면적은 동일한 조건을 부여하기 위하여 전단연결재 의 하부 끝단에서 15 mm떨어진 곳의 단면적을 사용 하였다. 설계강도로 무차원화한 결과 가장 단면적이 작은 HVB80실험체의 경우 가장 높은 강도와 강성을 보이는 것을 확인할 수 있었고, HVB80실험체를 제외 한 나머지 실험체들의 Q t e s t / Q n 이 약 1에 해당하는 값 을 가짐으로 강도면에서도 안정적인 것을 확인할 수 있었다.

    4 유한요소해석

    4.1 유한요소해석 모델링

    실험체들의 상세거동을 평가하기 위하여 ABAQUS프 로그램을 사용하여 비선형유한요소해석(nonlinear finite element analysis)를 수행하였다. 강재보, 콘크리트 슬 래브 및 전단연결재는 3D솔리드요소(soild elements) 를 사용하여 모델링 하였으며, 해석의 수렴도 및 결과 의 정확도를 높이기 위해서 3D솔리드요소 중 육면체 형태를 가지는 Hexahedron element 중에서 8개의 노 드(node)를 갖는 C3D8R요소를 사용하였다.(Kim and Nguyen, 2010) 철근은 모델링의 단순화와 해석시간을 단축하기 위해서 3D 트러스요소(truss elements) 중 에서 2개의 노드를 갖는 T3D2 을 사용하였다. (Hibbitt et al., 2011) 콘크리트 슬래브에 철근은 완전 히 합성된 것으로 가정하여 embedded조건을 사용하 였다. 실험결과 전단연결재는 설계전단강도( Q n )를 도 달한 이후 연성적으로 파괴되었기 때문에 완전합성을 가정하여 tie조건을 사용하여 모델링하였다.

    대칭성을 이용하여 1/2만 모델링하였으며, 경계조 건은 실험조건과 동일하게 콘크리트 슬래브면을 지점 으로 하고 강재보의 중심에 대칭조건을 부여하여 Fig. 10에 나타낸 것과 같이 모델링하였다. Fig. 11

    4.2 재료의 물성치

    철근과 강재보의 재료모델은 완전탄소성거동(elastoperfectly plastic behavior)을 가정하였으며, 따라서 이들의 응력과 변형률의 관계는

    f s = E s ε s f y
    (3)

    F s = E s t ε s t F y
    (4)

    으로 나타낼 수 있다. 여기서, f s F s 는 각각 철근 및 강재의 응력, ε s ε s t 는 각각 철근 및 강재의 변형 률, E s E s t 는 각각 철근 및 강재의 탄성계수 그리고 f y F y 는 각각 철근 및 강재의 항복강도이다.

    슬래브를 구성하는 콘크리트는 인장을 받는 콘크 리트의 인장연화(tension softening) 거동을 적절히 반영하기 위하여 Concrete damaged plasticity모델을 사용하였고, 여기서 팽창각(dilation angle)은 52.9도, 편심(eccentricity)를 0.1로 적용하였다. 또한, 1축압축 응력에 대한 2축 압축응력 비는 1.16을 적용하였다 (Arab et al. 2011). 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Vecchio and Collins의 제안식인

    f c = f c [ 2 ( ε c ε c ) ( ε c ε c ) 2 ]
    (5)

    f c 1 = f c r 1 + 200 ε 1
    (6)

    을 사용하였다. 여기서, f c ε c 은 콘크리트의 압축응 력과 압축변형률이고, f c ε c 은 콘크리트 압축강도 와 이에 대응되는 변형률이다. f c 1 ε c 1 은 콘크리트의 인장강도와 인장변형률이고, f c r 은 콘크리트 균열강도 로서 0.33 f c k 를 사용하였다.

    EQ

    4.3 유한요소해석 결과

    HVB80실험체와 WT실험체의 해석결과를 Fig. 12에 실험결과와 비교하여 나타내었다. HVB80실험체의 해 석결과 강성 및 강도뿐만 아니라 최대하중 이후에 하 중이 저하되는 일련의 거동을 매우 정확하게 구현하는 것을 확인할 수 있다. 다만, 강성 및 최대하중이 미소 하게 높게 산정되었는데, 이는 곡선이었던 HVB80 전 단연결재를 직사각형으로 간략화하여 모델링하였기 때문인 것으로 판단된다. Fig. 13에는 항복하중과 최 대하중에서의 전단연결재의 응력분포를 나타낸 것이 다. 항복하중에서 전단연결재의 일부분에서 항복응력 에 해당하는 응력이 발생하였으며, 이후 강성이 서서 히 감소하면서 전단면으로 항복응력이 확장되었다. 이 후, 전단연결재의 길이방향으로 항복되는 영역이 확대 되면서 하중이 감소하는 모습을 보였다.

    WT실험체의 경우도 HVB80실험체와 같이 강성 및 강도뿐만 아니라 최대하중 이후에 하중이 저하되 는 일련의 거동을 매우 정확하게 구현하는 것을 확인 할 수 있다.

    6 결 론

    이 연구에서는 기존의 전단연결재의 접합방식의 문제 점을 극복하기 위하여 드라이빙핀을 사용한 전단연결 재 접합하는 방법을 개발하였고, 실험적 연구와 해석 적 연구를 통하여 전단연결재의 구조적 성능을 검증 하였다. 이를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

    • 1) 이와 마찬가지로 드라이빙핀으로 전단연결재를 설치한 HVB80실험체, PBT실험체와 WT실험체도 SB실험체와 유사하게 변형에서 파괴되는 연성적인 거동을 보였다.

    • 2) 현행 건축구조기준에서 제시하고 있는 전단강 도 설계값을 사용하여 개발 전단연결재를 설계하면 안전성을 확보할 수 있을 것으로 판단된다.

    • 3) 수치해석결과 실험체의 강성 및 강도를 정확하 게 예측하는 것을 확인하였고, 전단연결재의 항복 및 파괴까지도 구현한 것을 확인하였다.

    Figure

    KOSACS-9-50_F1.gif

    Composite Beams According to Degree of Interaction (KBC 2016)

    KOSACS-9-50_F2.gif

    Driving Pin Connection Method

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    Variety of Shear Connector (Oehlers and Bradford, 1995)

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    Load-Slip Relationship Curve (Oehlers and Bradford, 1995)

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    Mechanical deformation of steel dowel (Oehlers and Bradford, 1995)

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    Equivalent Dowel Action (Ollgaard et al., 1971)

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    Detail of Specimens

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    Load-Slip Relationship Curve

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    Failure Mode

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    Boundary Condition

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    Material Property Model

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    Comparison with Test and Analysis Result

    KOSACS-9-50_F13.gif

    Stress Distribution at Ultimate Moment

    Table

    Test Result

    Reference

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