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ISSN : 2093-5145(Print)
ISSN : 2288-0232(Online)
Journal of the Korean Society for Advanced Composite Structures Vol.10 No.1 pp.34-41
DOI : https://doi.org/10.11004/kosacs.2019.10.1.034

Evaluation of Structural Performance of Composite Beams with Shear Connector Fixed Driving Pin

Jun Seok Kim1, Jae Yuel Oh2, Se Jung Lee3, Sun Chul Kim4, Il Seung Yang5
1Ph.D. Candidate, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
2Chief of Researcher, Sejin R&S, Korea
3Chief of Executive, Sejin R&S, Korea
4Professor, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
5Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Dongshin University, Korea
·

본 논문에 대한 토의를 2019년 03월 31일까지 학회로 보내주시면 2019년 04월호에 토론결과를 게재하겠습니다.


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
November 12, 2018 January 7, 2019 January 18, 2019

Abstract


When flexural forces are applied to the composite beam, the bottom of concrete member is stretched by tensile force and the upper part of the steel member bar is reduced by compressive force. Thus, in the interface of the two members, a horizontal shear force occurs in which the two members will slide, and the role of the shear connector to obtain resistance to it is very important. In this study, the method of connecting the shear connectors with the flange of steel beam by firing driving pins with the gunpowder was developed. To evaluate the structural performance of the connection method proposed, the test for beam-column joints and FE analysis were performed. Based on the results of the experiment and analysis, it is deemed that the proposed connection method will provide sufficient ductility and strength.



드라이빙핀으로 전단연결재를 고정한 합성보의 구조성능 평가

김 준석1, 오 재열2, 이 세정3, 김 순철4, 양 일승5
1동신대 건축공학과 박사과정
2세진알앤에스 소장
3세진알앤에스 대표
4동신대 건축공학과 교수
5동신대 건축공학과 부교수

초록


합성보에 휨모멘트가 작용하면, 콘크리트 슬래브의 아랫면과 강재보의 윗면은 각각 인장력과 압축력에 의하여 팽창 과 수축을 한다. 필연적으로 두 부재의 사이에서는 미끄러지려고 하는 수평전단력이 작용하게 되며, 이에 저항할 수 있는 전단 연결재의 역할이 매우 중요하다. 이 연구에서는 화약의 폭발력을 사용하여 강재보의 플랜지에 전단연결재를 고정하는 방법을 개발하였다. 개발 고정방법의 구조성능을 검증하기 위하여 보-기둥 접합부 실험과 유한요소해석을 수행하였다. 실험 및 해석결 과를 기반으로 판단했을 때, 개발된 접합방식을 통하여 충분한 연성 및 강도를 확보할 수 있을 것으로 판단된다.



    1. 연구배경 및 목적

    합성보는 강재보와 철근콘크리트 슬래브가 하나의 단일부재로 거동하는 부재로 강재보와 철근콘크리트 슬래브 사이의 일체성이 충분하게 확보되지 않으면 Fig. 1(a)에 나타낸 것과 같이 두 부재사이에 미끄러 짐(slip)이 발생하며, 강재보와 슬래브가 각각 개별적 으로 하중에 저항하여 합성효과(composite effect)에 의한 강성 및 강도의 증진을 기대하기 어렵다. 반면, Fig. 1(b)와 같이 충분한 전단연결재(shear connector) 를 배치하여 일체성을 확보하면 두 부재사이에 미끄 러짐이 없이 하나의 부재처럼 거동하며 높은 강도와 강성의 확보가 가능하다.

    완전히 합성된 합성보에 휨모멘트가 작용하면, 콘크리트 부재의 하단은 인장력을 받아 늘어나려 하 고, 동시에 강재보의 상부는 압축력을 받아 줄어든 다. 그러므로 두 부재의 계면에서 두 부재가 미끄러 지려는 수평전단력(horizontal shear)이 발생하며, 이를 방지하는 역할을 하는 전단연결재는 합성보의 성능 을 결정하는 매우 중요한 요소이다. 전단연결재의 대표적인 시공방법은 스터드 볼트(stud bolt)를 강재 보에 용접하는 방법으로 시공성이 우수하고 강도 및 연성의 확보가 가능하기 때문에 가장 널리 사용되고 있다. 그러나, 용접방식으로 접합되는 스터드볼트는 감전사고와 같은 전기재해 및 용접불량 등의 문제점 을 가지고 있다(Yang, 2001).

    이 연구에서는 Fig. 2에 나타낸 것과 같이 타정총 에 화약을 장전하여 화약의 폭발력으로 드라이빙 핀 을 발사해 전단연결재와 강재보 플랜지를 순간적으 로 접합시키는 전단연결재 접합방법을 개발하였다 (Oh, 2018). 이는 기존의 용접방식이 갖는 노동집약 적, 용접품질 확보에 대한 신뢰성 확보 등의 문제점 을 혁신적으로 개선할 수 있으며, 접합부의 성능개 선, 고노무비용, 3D업종 기피로 대별되는 건설산업 에 대한 경쟁력을 확보할 수 있다. 또한, 기존 공법 에서 용접 중에 발생하는 아연가스의 방지 등과 같 은 사회문제를 해결할 수 있는 친환경 시공공법이 다. 이 연구에서는 개발 접합방식의 구조적 성능을 검증하기 위하여 실험적 연구와 해석적 연구를 병행 하여 수행하였다.

    2. 합성도에 따른 합성보의 거동

    일반적인 노출형합성보에서 강재보와 콘크리트 슬래 브 사이에 작용하는 수평전단력은 전단연결재에 의 해서만 전달된다고 가정한다. 정모멘트가 작용하는 부분에서 수평전단력(Vs)는 강재보가 먼저 항복상태 에 도달하는 경우와 콘크리트가 먼저 파괴되는 경우 의 두 가지 한계상태의 경우를 고려하여, 둘 중에 작은 값으로 산정한다. 부모멘트구간의 슬래브 내에 있는 길이방향철근이 강재보와 합성으로 작용하는 경우, 수평전단력은 슬래브에 위치한 철근이 항복상 태에 도달하거나 강재보가 항복상태에 도달하는 경 우 중에 작은 값으로 산정한다.

    현행 건축구조기준인 KBC 2016에는 전단연결재 에 대한 최소 수량에 대한 요구량은 제안하고 있지 않다(KBC 2016). 다만, 실무적 이유로 최소 25%의 합성도를 가질 수 있는 전단연결재를 설치할 것을 권고하고 있다. 이는 합성도가 너무 낮으면 다음의 2가지 문제점이 발생하기 때문이다. 첫째, 합성도가 50% 보다 작은 경우에는 부재의 휨강도에 이르기까 지 큰 회전이 요구되고, 공칭강도에 도달한 후 매우 제한된 연성도를 갖게 된다. 둘째, 낮은 합성거동은 탄성거동으로부터 보와 전단연결재가 초기에 분리 된다.

    발생하는 수평전단력과 전단연결재가 저항할 수 있는 수평전단력의 양에 따라 전단연결재의 저항력 이 수평전단력보다 크기 때문에 콘크리트 슬래브와 강재보 사이의 미끄러짐이 완전히 없는 완전합성 (full interaction), 수평전단력보다 전단연결재의 수평 전단력이 작아 약간의 미끄러짐이 있는 부분합성 (partial interaction), 전단연결재가 배치되지 않아 두 부재가 개별적으로 거동하는 비합성(no interaction)으 로 구분할 수 있다.

    Fig. 34에서 완전합성보, 부분합성보 그리고 비합성보의 단면에서의 변형률의 분포와 곡률, 미끄 러짐 변형률(slip strain), 미끄러짐을 각각 길이에 따 라 나타내었다(Seracino, 2001). 완전합성보의 경우 휨 모멘트를 받으면 단면의 높이에 따른 변형률분포는 Fig. 3에 실선으로 나타낸 것과 두 부재는 변형률의 차이가 없이 하나의 변형률 분포로 휨모멘트에 저항 하게 된다. 반면, 부분합성보와 비합성보의 경우에는 콘크리트 슬래브와 강재보의 계면에서 변형률의 차 이(ds/dx)가 발생하며 더 큰 곡률를 가지고 휨모멘 트에 저항하는 것을 확인할 수 있다. 이를 길이에 따른 곡률분포, 미끄러짐 변형률분포 그리고 미끄러 짐을 Fig. 4에 비교하여 나타내었다.

    3. 실험계획

    3.1 실험체 개요

    개발 전단연결재의 수평전단력저항 성능을 검증하기 위하여 보-기둥 접합부를 제작하여 반복하중(reverse cyclic loading)을 가력하였다. 전단 연결재의 종류와 간격을 변수로 총 4개의 실험체를 제작하였으며, 전 단연결재의 종류는 실험체는 Table 1에 나타낸 것과 같이 스터드 볼트(SB), H사의 HVB80, 및 제안형인 PBT(Perfor Bond Type), WT(Wide Type)를 사용하였 다. 용접에 의한 스터드 볼트의 직경은 16이고, 길이 는 80 mm이며, H사의 전단연결재인 HVB80의 형상 은 80×50×24.3×2.0 mm이다. 또한, PBT와 WT의 크기 는 각각 80×25×60×2.0 mm 와 80×50×60×2.0 mm이다. 전단연결재의 종류 및 간격을 제외한 나머지 조건을 동일하다.

    스터드볼트를 사용한 SB실험체를 제외한 모든 실험체에는 드라이빙핀을 사용하여 전단연결재를 설 치하였다. 이들은 L형 형상이며, HVB80와 PBT전단 연결재는 2개의 드라이빙핀으로, WT전단연결재는 4 개의 드라이빙핀을 사용하여 가력방향과 평행으로 고정하였다. PBT전단연결재의 경우에는 콘크리트 타 설 후 장부효과(perfobond)를 기대하며, 플레이트 중 앙에 50 mm 구멍을 천공하였다. 전단연결재 수량과 간격은 완전합성보의 성능을 발휘하도록 설계하였 다. SB실험체와 WT실험체는 설치된 전단연결재 개 수가 14개이며, 2열 250mm간격으로 설치하였으며, HVB80실험체와 PBT실험체의 전단연결재 개수는 22 개이며, 2열 170 mm간격으로 설치하였다.

    실험체는 Fig. 5에 나타낸 것과 같이 기둥의 높이 는 750 mm이고 기둥, 합성보 그리고 가력철물을 포 함한 총 길이는 2,350 mm이다. 기둥과 강재보는 각 각 H-250x250x9x14 (SS400)과 H-194x150x6x9 (SS400) 을 사용하였다. 기둥에는 강재보의 플랜지와 동일한 높이에 스티프너를 설치하였으며, 기둥에서 발생하 는 변형을 최소화하기 위하여 4개의 스티프너를 추 가적으로 설치하였다. 분당 1 mm의 속도로 변위제 어를 통하여 반복하중을 가력하였으며, 가력점에서 발생할 수 있는 지압적인 파괴를 방지하기 위하여 가력점에는 철판을 설치하였다.

    강재보 상부에 타설한 콘크리트슬래브의 폭과 높 이는 각각 600 mm와 100 mm이며, 합성보의 전체 길이는 1,800 mm이다. 콘크리트슬래브의 철근은 슬 래브 면내 전단력을 고려하여 양방향 모두 D10을 180 mm 간격으로 배근하였다.

    실험체는 SS400강종을 사용하여 제작하였으며, 제작에 사용된 강재의 인장시험결과는 Table 2에 요 약하여 나타내었다. 기둥의 플랜지의 두께는 14 mm 이며, 항복강도와 인장강도는 각각 318.7 MPa과 411.2 MPa이다. 강재보의 플랜지와 웨브에 사용된 철판의 두께는 각각 9 mm와 6 mm이다. 플랜지의 항복강도와 인장강도는 각각 362.3 MPa와 472.7 MPa이며, 웨브의 항복강도와 인장강도는 각각 346.4 MPa와 447.1 MPa이다. 슬래브 내부에 배근된 철근 은 D10이며, 항복강도, 인장강도와 연신률은 각각 474.0 MPa, 617.6 MPa와 34.6 %이다. 슬래브 콘크리 트의 재료실험결과는 압축강도(fc′)와 인장강도(ft)는 각각 20.8 MPa와 1.9 MPa로 설계압축강도는 21 MPa 과 유사한 것을 확인하였다.

    3.2 가력 및 측정계획

    실험체는 Fig. 6에 나타낸 것과 같이 기둥의 플랜지 를 반력벽에 고력볼트를 사용하여 고정하여, 하중가 력시 발생하는 미끄러짐을 최소화하였다. 강재보의 웨브에 설치된 가력철물과 서보스크류 잭(servo-screw jack)을 연결하여 하중을 가력하였다. 가력프로그램 (loading cycle)은 Fig. 7에 나타낸 것과 같이 합성보 의 탄소성 거동, 균열 진전 상황 및 전단연결재와 콘크리트슬래브의 슬립 등을 파악하기 위하여 ± 1/400 rad.(5.625 mm), ± 1/100 rad.(22.5 mm), ± 1/67 rad.(33.5 mm), ± 1/50 rad.(45 mm), ± 1/40 rad.(56.25 mm), ± 1/30 rad.(75 mm), ± 1/20 rad.(112.5 mm)으로 상하반복 가력하였으며, 마지막 단계에서는 실험체 가 파괴될 때까지 가력하였다.

    4. 실험결과 및 분석

    Fig. 8에는 모든 실험체의 모멘트-변형각 곡선을 나 타내었다. 실험체의 변형각은 가력위치에서의 처짐 을 기둥의 면에서부터 가력점까지의 거리(2,000 mm) 로 나눠서 산정하였다. 변형각 -1/200rad에서 콘크리 트 슬래브에서 휨 균열이 발생하기 시작하였고 이후 변형각이 커짐에 따라서 균열의 개수와 폭이 증가하 였다. 이후, 변형각이 +1/40∼1/30rad에서 콘크리트 슬 래브 최상단에서 미소한 압괴 관측되었으며, -1/20rad 에서는 강재보의 하부플랜지에서 국부적인 좌굴이 발생되었다. 최종적으로는 마지막 사이클에서 Fig. 9 에 나타낸 것과 같이 기둥면에 접한 부분의 콘크리 트슬래브에서 압괴되어 파괴되었다. 초기강성, 항복 모멘트, 극한모멘트 그리고 극한모멘트에 도달한 시 점의 변형각을 Table 3에 정리하여 나타내었다.

    5. 유한요소해석

    5.1 유한요소해석 모델링

    실험체들의 상세거동을 평가하기 위하여 ABAQUS 6.14를 사용하여 비선형유한요소해석(nonlinear finite element analysis)를 수행하였다. Fig. 10에 나타낸 것 과 같이 강재보, 기둥 및 콘크리트 슬래브는 3D솔리 드요소(soild elements)를 사용하여 모델링 하였으며, 해석의 수렴도 및 결과의 정확도를 높이기 위해서 3D솔리드요소 중 육면체 형태를 가지는 Hexahedron element 중에서 8개의 노드(node)를 갖는 C3D8R요소 를 사용하였다(Kim and Nguyen, 2010). 철근은 모델 링의 단순화와 해석시간을 단축하기 위해서 3D 트 러스요소(truss elements) 중에서 2개의 노드를 갖는 T3D2 을 사용하였다(Hibbitt et. al., 2011).

    철근은 콘크리트 슬래브에 완전히 정착된 것을 가정하여 embedded조건을 사용하여 모델링하였다. 또한, 수행한 모든 실험체에서 실험이 종료될 때까 지 파괴가 발생하지 않았기 때문에 전단연결재는 완 전합성을 가정하여 tie조건으로 구현되었다.

    모델의 경계조건은 실험조건과 동일하게 강재기 둥의 한 면이 완전히 구속된 것으로 가정하여 Fig. 11에 나타낸 것과 같이 완전구속조건으로 모델링하 였다.

    5.2 재료의 물성치

    철근과 강재보의 재료모델은 완전탄소성거동(elasto– perfectly plastic behavior)을 가정하였으며, 따라서 이 들의 응력과 변형률의 관계는 으로 나타낼 수 있다.

    f s = E s ε s f y
    (1)

    F s = E s t ε s t F y
    (2)

    여기서, fsFs는 각각 철근 및 강재의 응력, εsεst는 각각 철근 및 강재의 변형률, EsEst는 각 각 철근 및 강재의 탄성계수 그리고 fyFy는 각각 철근 및 강재의 항복강도이다.

    슬래브를 구성하는 콘크리트는 인장을 받는 콘크 리트의 인장연화(tension softening) 거동을 적절히 반 영하기 위하여 Concrete damaged plasticity모델을 사 용하였고, 여기서 팽창각(dilation angle)은 52.9도, 편 심(eccentricity)를 0.1로 적용하였다. 또한, 1축압축응 력에 대한 2축 압축응력 비는 1.16을 적용하였다 (Arab et al., 2011). 콘크리트의 응력-변형률 관계는 Vecchio and Collins의 제안식

    f c = f c [ 2 ( ε c ε c ) ( ε c ε c ) 2 ]
    (3)

    f c 1 = f c r 1 + 200 ε 1
    (4)

    을 사용하였다. 여기서, fcεc은 콘크리트의 압축응 력과 압축변형률이고, fc′와 εc′은 콘크리트 압축강도 와 이에 대응되는 변형률이다. fc1εc1은 콘크리트 의 인장강도와 인장변형률이고, fcr은 콘크리트 균열 강도로서 0.33 f c 를 사용하였다.

    5.3 유한요소해석 모델링

    Fig. 12에는 PBT실험체의 실험결과와 비교하여 나타 내었다. 해석결과는 실험결과의 강성과 강도를 포함 한 전반적인 거동을 정확하게 예측하는 것을 확인할 수 있다. 특히, 부모멘트에 대해서는 Fig. 13(a)의 입 면도와 같이 콘크리트 슬래브와 강재보가 합성거동 을 하는 것이 아니라, 강재보만이 저항하기 때문에 콘크리트 슬래브에는 매우 작은 응력이 발생하는 것 을 확인할 수 있다. 또한, 이는 Fig. 12에 그래프에 나타낸 것과 같이 강재보의 소성모멘트인 108.2 kN⋅m 와 유사한 강도를 보이는 것을 확인할 수 있다.

    정모멘트가 작용할 경우에는 콘크리트 슬래브와 함께 합성보로 작용하여 부모멘트가 작용할 경우에 비해서 높은 강성으로 하중이 증가하다가 최대모멘 트 162.9 kN⋅m에서 일정한 강도를 보였다. 하지만, 이는 콘크리트 슬래브의 전체 폭인 600 mm가 압축 력을 받는다고 가정한 합성보의 모멘트 강도 183.8 kN⋅m보다는 다소 작은 것을 확인할 수 있다. 이는 기둥의 폭이 250 mm이기 때문에 정모멘트가 작용할 때 전체 슬래브 폭에 압축력이 도입되는 것이 아니 라 기둥의 폭만큼만 압축력이 도입되기 때문이다. 이는 Fig. 12(b)의 콘크리트 슬래브의 응력분포를 통 해서도 확인할 수 있으며, 슬래브 폭이 250 mm라고 가정해서 산정한 모멘트강도가 143.0 kN⋅m로 실험 결과와 유사한 것을 확인할 수 있다.

    6. 결 론

    연구에서는 기존의 전단연결재의 문제점을 극복하기 위하여 드라이빙핀을 사용한 전단연결재 설치방법을 개발하였고, 실험적 연구와 해석적 연구를 통하여 전단연결재의 성능을 검증하였다. 이를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.

    • 1) 콘크리트 슬래브와 강재보를 용접에 의한 스 터드볼트로 일체화한 SB실험체는 안정된 이 력거동을 나타내었으며, 기둥단부의 지압파괴 로 내력이 저하되었다.

    • 2) 드라이빙핀으로 전단연결재를 설치한 HVB80실 험체, PBT실험체와 WT실험체도 SB실험체와 유사하게 안정적인 거동을 보여 수평전단력에 대한 저항성능이 우수한 것을 확인하였다.

    • 3) 수치해석결과 실험체의 강성 및 강도를 정확 하게 예측하는 것을 확인하였고, 모든 실험체 는 전단연결재에 의해서 완전히 합성된 보 거 동을 보이는 것을 확인하였다.

    • 4) 드라이빙핀 전용 전단연결재를 이용한 합성보 를 보급하기 위해서는 전단연결재의 파괴를 유도할 수 있는 실험의 수행과 적합한 설계식 을 제안할 필요가 있을 것으로 사료된다.

    Figure

    KOSACS-10-1-34_F1.gif
    Comparison for Deflection of Composite Beams with No Interaction and Full Interaction
    KOSACS-10-1-34_F2.gif
    Driving Pin Connection Method
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    Strain Distribution according to Degree of Interaction under Bending Moment
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    Variation in Curvature, Slip and Slip Strain
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    Detail of Specimen
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    Variation in Curvature, Slip and Slip Strain
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    Test Sequence
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    Moment-Rotation Angle Relationship
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    Failure Mode
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    Strain Distribution according to Degree of Interaction
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    Boundary Condition
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    Comparison with Test and Analysis Result
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    Stress Distribution at Ultimate Moment

    Table

    Main Parameter of Specimen
    Material Property of Steel
    Test Result

    Reference

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