J Korean Soc Hazard Mitig 2017; 17(4): 1-9  https://doi.org/10.9798/KOSHAM.2017.17.4.001
Experimental Study on the Flexural Capacity of the Concrete-Filled Composite Beam with Exposed Top Flange
Do Bum Kim*, Young Ho Kim**, Myoung Ho Oh***, and Myeong Han Kim****
* Member, Section Chief, New Construction Lab, ACT Partners,
** Member, President, NTAGE. Co. ltd,
*** Member, Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Mokpo National University
Correspondence to: Member, Associate Professor, Department of Architectural Engineering, Mokpo National University (Tel: +82-61-450-2456, Fax: +82-61-450-6454, E-mail: mhk314@mokpo.ac.kr)
Received: May 10, 2017; Revised: May 11, 2017; Accepted: May 24, 2017; Published online: August 30, 2017.
© The Korean Society of Hazard Mitigation. All rights reserved.

This is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution Non-Commercial License (http://creativecommons.org/licenses/by-nc/3.0/) which permits unrestricted non-commercial use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.
Abstract

In this paper the flexural capacity of the concrete-filled composite beam with exposed top flange, which enables three stories in the parking structure of about 8 meters, has been verified through the 2-point bending tests. The top face of steel cap acting as shear connector in the composite beam is exposed to the air to maximize the flexural capacity and reduce the beam depth. The test parameters were set on the shape of steel cap, the height of steel cap, and the type of floor deck system. Bending stiffness, flexural strength, deformation capacity, and strain dispersion in the composite section were examined and compared to the theoretical values. This composite beam with exposed top flange has retained the greater flexural strength and deformation capacity compared to the conventional composite beams.

Keywords: Composite Beam, Exposed Top Flange, Flexural Capacity, Shear Connector, Experimental Test
1. 서론

공작물 주차장은 건축법시행령에 의해 공작물로 인정되는 높이 8 m 이하의 철골 조립식 주차장으로 외벽이 없는 것이다. 국내 대부분의 공작물 주차장은 설치되는 기둥의 수가 많아 주차공간 확보가 어려울 뿐만 아니라, 차량의 통행 및 회전에 문제가 있다. 이를 해소하기 위해 중간 기둥을 없애고자 보의 단면을 확대하여 장스팬으로 할 경우, 보의 춤이 증대되기 때문에 전체 높이가 8 m 이하로 규정된 공작물 주차장의 층수가 2개 층으로 제한될 수밖에 없다. 따라서 8 m 이내의 공작물 주차장에 3개 층을 확보하여 제한된 주차통로와 주차공간의 경제성을 향상시킬 수 있는 보의 최대 높이는 500 mm로 한정된다.

이러한 문제점을 극복하기 위해 Fig. 1과 같은 상부 노출형 폐단면 충전 합성보를 제안하였다(Kim et al., 2016; Oh et al., 2016). 이 합성보는 성형된 강재 U형 단면을 하부에 배치하고, 덮개형 강재 캡을 단면 상부 개방된 U형 단면에 용접 결합하여 폐단면을 구성하였다. 또한 덮개형 강재 캡은 상부면과 측면에 일정 간격(300 mm)으로 원형의 관통구를 두어 내부에 충전된 콘크리트와의 합성작용을 증진시켰다. 이를 통해 스터드와 같은 별도의 강재 앵커(전단연결재) 없이 강재 보와 콘크리트 슬래브를 완전 합성시켜서 일체 거동을 구현할 수 있는 합성보이다.

Fig. 1.

The Concrete-Filled Composite Beam Exposed Top Flange


상부 노출형 폐단면 충전 합성보는 단면 효율이 높은 강재가 단면 인장 및 압축 최연단에 위치하며, 콘크리트와의 합성효과로 인해 내력증가와 층고 절감이 가능하다. 그러나 제한된 보 춤 내에서 장스팬이 요구되는 공작물 주차장에 상부 노출형 폐단면 충전 합성보를 적용하기 위해서는 휨성능을 우선적으로 검증하여야 한다.

따라서 본 논문에서는 높이 8 m 이내의 공작물 주차장에 3개 층 확보가 가능한 상부 노출형 폐단면 충전 합성보를 대상으로 2점 가력 휨실험을 수행하여 휨성능을 검증하였다. 본 실험에서는 휨성능 검증을 위해 폐단면을 이루는 강재 보의 형상, 즉 폐단면 (연속형), 부분 폐단면(단속형), 덮개형 강재 캡의 높이(상부 노출형, 매립형), 데크 시스템(Deep Deck, Truss Deck)을 변수로 선정하였다. 실험결과는 합성보의 휨강성 및 휨강도, 변형성능 그리고 합성단면의 변형률 분포를 분석하였다. 또한 실험결과를 토대로 이론적 단면 설계값과 비교하여 성능평가를 수행하였다.

2. 실험 계획

2.1 실험체 계획

합성보의 상부 노출형에 대한 휨성능을 평가하기 위해 강재 보 단면의 형상, 적용 데크 시스템 등을 변수로 2점 가력 휨실험을 수행하였다. 또한 기존 합성보와의 성능 비교를 위해 H형강을 사용한 합성보, 상부가 개방된 U형 합성보를 대상으로 실험을 수행하여 비교하였다. 강재 보 단면 형상은 콘크리트 슬래브 매립형과 상부 노출형으로 구분되며, 매립형은 덮개형 강재 캡의 연속형과 단속형으로 구분된다. 실험체 일람은 Table 1에 나타내었으며 자세한 상세는 Fig. 2와 같다.

Table 1

Test Specimens

Specimens IDPlate Thickness (mm)Slab Thickness (mm)Height of Steel Cap and Stud (mm)Height of U-type Section (mm)ReinforcementDeck System
CapSideBottom
BT-016.06.06.0150150(Steel Cap)3001-D19Truss Deck
BT-026.06.06.0150100(Steel Cap)3001-D19Truss Deck
BT-036.06.06.0150200(Steel Cap)1801-D19Deep Deck
BT-076.06.06.0150100(Stud bolt) 2-φ19@2503001-D19Truss Deck
BT-08H-300×200150100(Stud bolt) 2-φ19@250--Truss Deck

Fig. 2.

The Details of Specimens


2.2 가력 방법

본 실험은 포스코 철강솔루션센터 강구조실험동에서 3,000 kN의 UTM을 사용하였다. 하중가력은 변위제어방식을 적용하여 0.05 mm/s의 속도로 단조가력하였으며, 실험체의 양단부는 단순지지로 설정하였다. 가력위치는 가력보를 사용하여 실험체 경간 길이(L)의 1/3점과 2/3점에서 2점 가력하여 중앙부의 순수 휨모멘트 구간을 중심으로 관측하였다. 실험체 세팅을 Fig. 3에 나타내었다.

Fig. 3.

The Test Set-up


2.3 측정 방법

가력점 하부와 실험체 중앙부에 수직 변위계를 설치하여 하중가력에 따른 실험체의 처짐량을 계측하였으며, 실험체 단부에 수평 변위계를 설치하여 콘크리트와 강재의 미끄러짐량을 계측하였다. 실험체별 변위계 설치 위치 및 스트레인

게이지 부착 위치는 Fig. 4와 같고, 여기서 CON은 콘크리트 게이지이며, ST는 외부 강판에 설치한 스틸 게이지를 의미한다. 그 외의 CCT, CCS, R 등은 실험체 내부 철근에 부착되는 게이지를 나타낸다.

Fig. 4.

Installation Location of Strain Gauge


3. 실험 결과

3.1 재료 시험

3.1.1 콘크리트

실험체 제작에 사용된 콘크리트는 설계기준강도(fck) 27 MPa로 계획하였으며 KS F에 따라 제작한 공시체 3개의 평균 탄성계수는 25,521.3 MPa이고, 평균압축강도는 29.4 MPa, 이때의 변형률은 0.002047이다. 각 공시체의 파괴형상과 응력-변형률 관계는 Fig. 5에 나타내었다.

Fig. 5.

Test Results of Concrete Cylinder


3.1.2 강재

실험체에 사용된 강재의 재료 성능을 확인하기 위해 인장시험을 실시하였다. 실험체에 사용된 강종(SM490, Thk. 6 mm)의 인장시험편을 KS B 0801을 준용하여 5호 정형시편으로 각각 3개씩 제작하였다. KS B 0802에 따른 인장시험결과, SM490의 탄성계수(E)는 199.3 GPa, 항복강도(Fy)는 335.2 MPa, 인장강도(Fu)는 522.0 MPa이며, 항복변형률(ϵy)은 0.0018, 연신율은 평균 36.8%이다. 강재 시편의 파괴 형상과 응력-변형률 관계는 Fig. 6에 나타내었다.

Fig. 6.

Test Results of Steel Coupon


3.2 파괴 거동

3.2.1 상부 노출형 폐단면 충전합성보(BT-01)

슬래브 상면에 합성보 상부 철판이 노출되는 상세는 가진 기준 실험체 BT-01의 휨성능 평가 실험 결과, 실험 수행과정에서 압축 지그와 직접 면하는 콘크리트의 국부적인 파괴를 방지하기 위해 하중재하 지그 하단에 철판을 설치하였다.

하중의 증가에 따라 460 kN 이후 실험체 양단 측면에서 합성보 철골부와 콘크리트 슬래브 계면에서 균열 발생과 더불어 소음이 불규칙하게 발생하였으며, 1,216 kN 이후 하중 재하 점에서 콘크리트의 압괴가 발생하였고, 더불어 강재보와 콘크리트 슬래브 경계면에서 박리가 발생하는 것으로 관찰되었다. 최대하중은 약 1,367 kN으로 계측되었고 합성보 상부 철골부와 콘크리트 슬래브 계면에서의 박리 발생과 함께 상부 콘크리트의 압괴가 발생하면서 최종파괴 되었다(Fig. 7).

Fig. 7.

The Failure Shape of BT-01


3.2.2 매립형 폐단면 충전합성보(BT-02)

하중의 증가에 따라 260 kN 이후 실험체 양단 측면에서 합성보 철골부와 콘크리트 슬래브 계면에 균열 발생과 함께 더불어 소음이 불규칙하게 발생하였으며, 더불어 합성보와 콘크리트 슬래브 경계면에서 박리가 발생하는 것으로 관찰되었다. 최대하중은 약 1,085 kN으로 계측되었고, 상부 콘크리트의 압괴가 발생하면서 최종 파괴되었다.

3.2.3 Deep Deck용 매립형 폐단면 충전합성보(BT-03)

하중의 증가에 따라 330 kN 이후 실험체 양단 측면에서 합성보 철골부와 콘크리트 슬래브 계면에 균열이 발생하였으며, 약 1,060 kN에서 강판의 박리와 콘크리트 슬래브 상면에 균열 발생이 관측되었다. 이후 약 1,096 kN에 합성보와 상부 콘크리트의 계면에서 미끄러짐이 발생하여 우측으로 변위가 집중되는 현상이 발생하였다(Fig. 8). 최대하중은 1,158 kN으로 측정되었다.

Fig. 8.

The Slip of BT-03


3.2.4 스터드 볼트 이용 상부 개방형 합성보(BT-07)

하중의 증가에 따라 281 kN 이후 실험체 양단 측면에서 합성보 철골보와 콘크리트 슬래브 계면에서 균열이 발생하였고, 1,055 kN 이후 하중 재하 점에서 콘크리트의 압괴가 발생하였고, 더불어 합성보와 콘크리트 슬래브 계면에서의 박리가 발생하는 것이 관측되었다. 최대하중은 약 1,056 kN으로 계측되었고 합성보 상부 철골부와 콘크리트 슬래브 계면에서의 박리가 발생과 함께 상부 콘크리트의 압괴가 발생하면서 최종파괴되었다.

3.2.5 기존의 일반 노출형 H형강 합성보(BT-08)

하중의 증가에 따라 255 kN 이후 철골보와 콘크리트 슬래브 계면에서 균열이 발생하였다. 630 kN에서 상부 슬래브의 균열과 함께 소음이 발생하였다. 약 670 kN 이후 하중 재하점에서 콘크리트 압괴가 발생하였으며, 최대하중은 약 676 kN으로 계측되었다.

3.3 하중-변위 관계

실험 항복하중(Py)은 하중-변위 곡선에서 초기 기울기의 1/3 기울기의 직선으로 항복하중을 산정하는 1/3 접선법을 사용하여 평가하였다. Fig. 9와 같이 하중-변위 곡선의 초기 기울기 접선인 선분(a)와 이것의 1/3 기울기를 갖는 선분인 선분(b)를 평행 이동하여 하중-변위 곡선과의 접선을 이루는 선분(c)와의 교점을 항복하중(Py), 항복변위(δy)로 산정하였다. 실험체의 초기 강성(Ki)는 최대강도(Pmax)의 10%점과 50%점을 연결한 선분의 기울기로 산정하였다.

Fig. 9.

1/3 Secant Method


각 실험체 별 초기 강성(Ki)및 항복하중(Py), 최대하중(Pmax), 항복하중 시 변위(δy), 최대하중 시 변위(δPmax)를 Table 2에 나타내었다. 또한 하중-변위 곡선을 Fig. 10에 나타내었으며 건축구조기준(KBC 2016)에 따른 산정식을 이용한 이론값(Pp,theory)과 비교하여 나타내었다(MOLIT, 2016, AISC, 2011).

Table 2

Test Results

Specimens IDKi (kN/mm)Py (kN)Pmax (kN)Pmax/Pyδy (mm)δPmax (mm)δPmaxy
BT-0144.91,0901,367.21.2523.50121.995.19
BT-0238.58661,085.51.2521.2083.993.96
BT-0341.19261,158.41.2521.60208.389.65
BT-0738.48511,056.91.2419.7067.833.44
BT-0835.7541676.11.2511.80115.017.95

Fig. 10.

The Load-Displacement Curve


실험결과, 초기강성은 35.7~44.9kN/mm로 평균 39.7kN/mm이며 최대하중은 항복하중 대비 1.25배로 모든 실험체가 동일한 내력비를 나타내었다. 또한 항복하중 시 변위는 11.8mm ~ 23.5mm의 분포로 평균 19.5mm이며, 최대 하중 시의 변위는 항복하중 시 변위와 비교하여 3.44 ~ 7.95배로 연성적인 변형 거동을 나타내었다.

3.4 실험 결과 분석 및 평가

3.4.1 초기 강성 및 최대 휨강도

각 실험체의 하중-변위 관계에서 산정한 초기강성, 항복하중, 최대강도는 Table 2에 정리하였다. 상부플랜지가 노출된 BT-01 실험체가 가장 높은 초기강성을 나타내었으며, 동일한 트러스 데크를 적용한 실험체(BT-02, BT-07) 대비 115%의 높은 휨강성을 발휘하였다.

또한 강재 캡(연속형)이 콘크리트 슬래브 내에 매립된 BT-03 실험체는 강재 캡(단속형)이 매립된 BT-02 실험체 대비 107%의 휨강성을 발휘하였다. 이는 강재 캡이 연속적으로 U형 단면 상부에 부착되어 폐단면을 이루기 때문에 상대적으로 휨강성이 증가하였으며, 상부 플랜지 노출형(BT-01)의 경우 중립축으로부터 상부 플랜지가 가장 먼 위치에 배치되어 높은 휨강성을 발휘하였다.

또한 강재 캡이 연속되며, 합성단면 중 상부 플랜지가 가장 위에 배치된 BT-01 실험체가 1,367.2 kN으로 가장 큰 휨강도를 발휘하였으며, 연속형 강재 캡의 상부플랜지가 슬래브에 매립된 BT-03 실험체가 1,158.4 kN, 단속형 강재 캡을 사용한 BT-02 실험체가 1,085.5 kN의 휨강도를 나타내었다.

3.4.2 변위 연성도

변위 연성도(μ)는 실험결과로 계측된 최대 하중 시 변위(δPmax)와 항복하중 시 변위(δy)의 비로 나타내며, 아래의 Eq. (1)과 같다. 이와 같은 변위연성도는 계산을 비교적 간단하게 할 수 있어 내진성능과 거동특성을 파악하기 위해 사용된다(Jeong et al., 2004; Kim et al., 2006; Park et al., 2014).

μ=δPmax/δy

각 실험체의 하중에 따른 변위와 변위연성도를 Table 2Fig. 11에 나타내었다. 연속형 강재 캡이 슬래브 내에 매립된 BT-03 실험체가 9.65로 가장 큰 변위 연성도를 나타내었으며, 강재 캡이 슬래브 상부로 노출된 BT-01 실험체가 5.19, 트러스 평데크를 사용한 BT-02, BT-07 실험체가 3.96, 3.44의 변위 연성도를 나타내었다.

Fig. 11.

The Ductility Ratio of Specimens


3.5 단면의 변형률 분포

각 실험체의 단면 각 요소에 부착한 스트레인 게이지로부터 하중 단계에 따른 변형률 분포를 Fig. 12에 나타내었다. 실험체 5개는 모두 변형률 분포가 합성 단면에 선형으로 분포하여 완전합성보의 거동을 보였고, 이에 따라 중립축이 단면의 상부로 이동하며 안정적인 소성거동을 보였다. 변형률 분포로부터 평가된 단면의 중립축을 합성 단면의 설계 시 고려되어야 할 것이다. 또한 연속형 강재 캡의 경우, 탄소성 중립축이 강재 캡의 측판부에 위치하기 때문에 단면의 휨강도에 미치는 영향이 작다. 따라서 단면의 휨강도 산정 시 이를 고려하여 단면의 설계법을 단순화할 수 있다.

Fig. 12.

The Strain Distribution of Specimens


연속형 강재 캡이 슬래브에 매립된 BT-03 실험체를 제외한 모든 실험체가 단면항복 전(탄성구간)에는 중립축이 U형 단면의 측판에 위치한다. 그러나 합성단면이 항복강도에 도달한 후 소성화가 진행됨에 따라 소성중립축이 단면 상부로 점차 이동하였으며, 최대강도에 도달 시에는 소성중립축이 콘크리트 슬래브 내에 위치하였다. 따라서 실험체와 같이 단속형 강재 캡의 경우, 스터드와 같은 전단연결재의 역할을 수행하며, 연속형 강재 캡의 경우, 강판과 콘크리트의 부착강도, 측판의 구멍, 관통근의 복합적인 수평전단저항거동을 통해 완전합성거동을 발휘하였다.

3.6 변수 비교

3.6.1 합성 단면의 형상

각 실험체의 강재 캡의 형상에 의해 BT-01, BT-02, BT-03 실험체로 구분되며 이에 따른 휨성능을 Fig. 13에 나타내었다. 연속형 강재 캡이 상부에 노출된 BT-01 실험체가 휨강성과 휨강도가 가장 크며, 단속형 강재 캡이 슬래브에 매립된 BT-02 실험체가 가장 작은 휨성능을 보였다.

Fig. 13.

Load-Deflection Curve of BT-01, BT-02 and BT-03


연속형 강재 캡이 슬래브에 매립된 BT-03 실험체는 휨강성과 휨강도가 BT-01과 비교하여 낮은 값을 나타내었으나, 하중 초기에는 선형적인 탄성거동을 보였고, 합성 단면이 항복한 후에는 완만한 내력증가를 보이며 변형량이 지속적으로 증가하였다. 강재 캡의 상부 플랜지가 노출된 BT-01 실험체도 완만한 내력증가를 보였으나, 상부 플랜지에 과도한 압축 변형이 발생하여 항복 후 좌굴을 보이며 내력이 저하되었다. 그러나 폐단면을 이루는 합성보의 내부에 충전된 콘크리트와의 합성효과로 인해 완만한 내력저하를 나타내었다.

3.6.2 강재 캡(전단연결재) 및 폐단면 효과

폐단면을 이루는 강재 캡은 합성단면의 휨강도에 기여하며, 강재보와 콘크리트 슬래브의 경계면에 발생하는 수평전단력에 대한 저항요소의 역할을 동시에 수행한다. 이때에 단속형 강재 캡의 수평전단저항성능을 확인하기 위해 실험체 BT-02, BT-07, BT-08 실험체를 비교하였다(Fig. 14).

Fig. 14.

Load-Deflection Curve of BT-02, BT-07 and BT-08


실험결과 BT-02, 07 실험체는 동일한 U형 단면에 콘크리트 슬래브를 가지며, 이를 통해 휨강도를 발휘한다. 따라서 동일한 공칭휨강도(Mn)으로 계산되고, 실험결과 역시 거의 동일한 휨강도(Mmax)를 발휘하였다. 그러나 변형측면에서 상이한 거동을 보였다. 강재 캡이 일정간격으로 부착된 BT-02 실험체는 최대 강도 발현 이후에 내부에 채워진 콘크리트를 강재 캡이 부분적으로 구속하여 완만한 내력 저하를 나타내었다. 이와는 달리 U형 단면 상부가 개방된 BT-07 실험체는 최대 강도 이후 중간 플랜지(U형 단면의 데크 받침부)에 국부좌굴이 발생하며 급격한 내력저하를 나타내었다.

또한 성능 비교를 위한 BT-08 실험체는 BT-02 실험체와 동일한 높이를 가지는 H형 합성보를 대상으로 하였다. 합성보의 춤은 슬래브를 제외하고 300 mm이며, H형강은 RH-300×200×8×12를 사용하였다. BT-02 실험체의 강재단면적은 7,604 mm2, RH형강은 7,240 mm2으로 유사하다. 따라서 동일한 춤을 가지며 단면적이 유사한 비교 실험체 BT-08은 BT-02 실험체와 비교하여 62% 휨강도만을 발휘하여 폐단면 충전합성보의 합성 효과가 매우 우수함을 알 수 있다.

4. 결론

이 연구에서는 강재 캡이 콘크리트 슬래브 상부면에 노출되어 휨성능을 극대화하고 보 춤 절감이 가능한 상부 노출형 폐단면 충전합성보를 대상으로 2점 가력 휨실험을 수행하였으며, 강재 캡의 높이와 길이를 변수로 하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

  • (1) 모든 실험체는 하중 초기 선형적으로 하중이 증가하였으며, 콘크리트 슬래브의 파괴에 의해 최대강도점이 결정되었다. 또한 합성단면의 공칭 휨강도를 초과하는 휨강도를 발휘하였으며, 최대강도점까지 완전합성거동을 나타내었다.

  • (2) 폐단면을 이루는 강재 캡의 높이를 변수로 실험한 결과, 상부플랜지가 압축 연단에 위치하는 상부 노출형 실험체가 슬래브에 매립된 실험체 대비 높은 휨강도를 발휘하였다.

  • (3) 강재 캡이 길이방향으로 연속된 실험체가 단속형 실험체 대비 높은 휨강도와 변형성능을 발휘하였으며 단면 항복 이후 지속적으로 완만한 내력상승을 나타내었다.

  • (4) 동일한 U형 단면 상부에 강재 캡을 사용하여 폐단면을 구성한 합성보는 스터드를 부착한 실험체 대비 휨강도와 변형성능이 우수하였다. 따라서 단속형 강재 캡은 스터드와 같은 수평전단저항요소의 역할을 완벽히 수행하여, U형 단면의 개방된 상부를 구속하기 때문에 최대강도 이후 완만한 내력 저하를 나타낸 것으로 판단된다.

  • (5) 강재 보와 유사한 단면적과 동일한 춤을 가진 H형강을 사용한 노출형 합성보와 성능 비교 결과, 폐단면 충전 합성보가 60% 더 큰 휨강도를 발휘하였다.

감사의 글

이 논문은 2016년도 정부(교육부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 기초연구사업임(No.2016R1D1A1B03934316).

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