배규웅
(Kyu-Woong Bae)
1
부윤섭
(Yoon-Seob Boo)
2
황윤국
(Yoon-Koog Hwhang)
3
신상민
(Sang-Min Shin)
4†
-
정회원,한국건설기술연구원 건축연구본부 선임연구위원
-
정회원,한국건설기술연구원 건축연구본부 전임연구원
-
정회원,한국건설기술연구원 구조연구본부 선임전문위원
-
정회원,한국건설기술연구원 건축연구본부 박사후 연구원, 교신저자
Copyright © The Korea Institute for Structural Maintenance and Inspection
키워드
에스와이 빔, 시공하중, RC 보, 모래 재하 실험, 콘크리트 블록 재하 실험, 변위
Key words
SY beam, Steel form, Construction load, RC beam, Sand loading test, Concrete block loading test, Displacement
1. 서 론
2019년 12월부터 발병하여 인류를 곤혹스럽게 만들고 있는 코로나로 인해 건설 산업의 환경도 급속히 변화하고 있다. 그동안 건설현장은 숙련기능공의
부족, 해외 이주 노동자에 대한 의존도 심화, 주 52시간제, 레미콘 8·5제, 중대재해처벌법, 강성 건설노조 등장 및 낮은 생산성으로 인해 많은
어려움을 겪고 있다. 이러한 문제를 해결하기 위해서 최근 국내 건설시장에서는 시공성과 경제성을 확보할 수 있는 공장생산 현장조립방식의 프리훼브(Prefab)공법에
대한 수요와 관심이 증가하고 있다.
철근콘크리트조 건축물의 바닥판 골조공사에서 보/거더를 제작하기 위해서는 거푸집과 동바리를 설치하고 철근을 배근한 후 콘크리트를 타설하고 소정의 양생
기간을 거친 후 거푸집을 탈형하고 재활용을 위해 거푸집을 수거한다. 이 과정은 작업이 번거로움에도 불구하고 공사비가 저렴하다는 이유로 그 동안 목재
합판 또는 알루미늄 거푸집과 같은 탈형 거푸집이 많이 사용되어 왔다. 반면에 비탈형 거푸집은 이러한 번거로운 과정을 생략할 수 있으므로 공기단축,
경제성 및 친환경성 등 탈형 거푸집에 비해 더 유리한 장점을 가지고 있다.
거푸집 역할 및 구조적 조력 역할을 하는 강판성형 비탈형 거푸집에 대해서는 지속적인 연구개발이 있었다(Shim and Lee, 2004; Park et al., 2012, Kim et al., 2003; Baik et al., 2012; Moon and Oh, 2016). 이미 슬래브에서는 비탈형의 강상판 트러스테크가 보편적으로 사용되고 있으며, 그러나 보/거더에 대해서는 대부분의 현장에서 기존의 탈형 거푸집을 사용하고
있으므로 이의 적용을 위한 연구 필요성이 대두되고 있다
본 연구는 강판을 성형하여 보/거더의 거푸집으로 사용하되 탈형하지 않고 그대로 존치시키는 SY의 비탈형 보거푸집(이하 SY Beam)에 대한 것으로,
강판의 두께 변화에 따라 콘크리트 자중과 타설 시의 시공하중(타설 장비, 인력, 작업 하중 등)에 대한 재하실험을 통해 그 성능을 확인하고 제품 출시의
가능성을 가늠하고자 한다.
2. SY Beam 강판 모델링
2.1 표준 단면 형상 모델링
2.1.1 모델링 개요
Fig. 1(a)와 같이 형상 개발한 SY Beam의 검토를 위한 표준단면은 7,800 × 8,200 mm 기본 모듈의 중앙에 위치한 작은 보를 기준으로 하였으며,
부재 크기는 400 × 600 mm으로 적용하였다. 강판 강종은 KS D 3506(2016)의 SGH295Y로 항복강도는 295MPa 이상이며, 콘크리트의
설계압축강도는 24 MPa, 철근의 경우, D13 이하인 경우, 설계항복강도는 400 MPa로, D16 이상인 경우는 500 MPa로 고려하였다.
3,900 mm 스팬의 슬래브 두께 150 mm를 기준으로 고정하중을 산정하였으며, 근린생활시설 등 일반적인 건물의 용도를 고려해 적재하중은 5.0
kN/㎡을 적용하였다. SY Beam의 강판 거푸집 검토를 위한 설계하중은 ‘거푸집 및 동바리 설계기준(KDS 21 50 00)’을 참고하여 적용하였으며,
작업하중은 2.5 kN/㎡을 적용하였으며, 인접 슬래브 시공하중은 슬래브 폭의 절반인 1.95 m를 기준으로 강판 거푸집의 측판 상부에 작용하는 것으로
가정하였다.
Fig. 1 Modelling of SY Beam
2.1.2 해석 모델링
SY Beam의 강판 모델링(Fig. 1(b))은 범용 구조해석 프로그램인 MIDAS GEN을 활용하여 검토하였다. 강판 부재는 10 mm 간격의 플레이트로 분할하여 모델링하고, 철근 부재는
동일 직경의 선요소로 모델링하였다. 강판과 스터럽이 접하는 구간은 용접을 통해 강접합되는 것으로 가정하였으며, 강판 표면의 엠보싱은 50 mm 간격으로
설치되는 것으로 하여 등가의 단면 성질을 확보하는 보 요소로 변경 적용하였다. 강판의 두께는 0.8 mm~1.2 mm까지 0.1 mm 간격으로 변경
적용하였으며, 강판을 성형하여 제작하는 내부 요철구간은 해당 강판 두께의 2배 기준으로 적용하였다. 지점 조건은 슬래브에 면하는 측판 상부 구간은
X방향으로 변위를 구속하고, 동바리에 의해 지지되는 구간은 Z방향으로 변위가 구속되는 것으로 적용하였다.
2.2 해석 모델링 결과
SY Beam의 강판 두께는 0.8 mm~1.2 mm까지 0.1 mm 간격으로 변경 적용하였으며(Fig. 2), 강판 두께 0.8 mm 부재는 측압철근(D10@1,000)을 추가로 고려하여 총 6개 종류에 대해 검토하였다. 변형 검토는 ‘B급 - 마감이
있는 콘크리트 면’을 기준으로 상대변형 3.7 mm(=$l_{n}$/ 270)를 적용하였다. 여기에서 $l_{n}$은 동바리 간격 1,000 mm를
기준으로 하였다. 검토 결과, 측압철근 없이 모두 허용 변형 기준을 만족하였으나, 강판두께 0.8 mm 적용 시에는 측판의 변형이 허용 변형 기준에
근접하여 측압철근을 적용한 경우를 추가로 검토하였다. 이러한 결과를 바탕으로 SY Beam의 표준 단면 형상은 Fig. 3와 같이 최종 결정하였다.
동일한 형상의 강판을 대칭으로 2개 제작하여 일체화하는 형태이며, 타설 및 양생 과정에서 강판의 변형이 발생하지 않도록 강판을 성형하여 스터럽과 용접
접합할 수 있도록 하였다. 강판의 단면 성능을 높이기 위해 강판의 내측 리브 사이에 엠보싱을 50 mm 간격으로 배치하였다. 해당 단면은 보 폭 400
mm, 보 깊이 600 mm, 슬래브 두께 150 mm를 적용하였다.
Fig. 2 Result of modeling analysis according to thickness
Fig. 3 Standard section shape of SY Beam
3. 재하 실험 평가
3.1 실험 계획 및 실험체 상세
이 연구에서는 SY Beam의 현장 시공 시, 부재의 자중과 분담하중 및 작업하중을 고려하여 안전성을 평가하기 위하여 현장 재하 실험을 수행하였다.
Fig. 4에는 SY Beam 단일 부재에 작용하는 자중, 분담하중 및 작업하중을 나타내었으며, 이에 따라 재하방법 및 재하 순서를 결정하였다. Fig. 5는 하중 재하를 위한 실험체 조립 설치 과정을 나타내었다.
실험체의 양단부는 높이 200 mm의 H형강 상단에 걸침길이 100 mm로 단순지지 하였으며, 하중 재하 시, 실험체의 밀림을 방지를 위해, 폭 200
mm, 높이 200 mm H형강 2개를 용접하여 연결하여 각 단부에 설치하였다. 실험체 양단부에는 모래 누출 방지를 위해, 9 mm 두께의 강판으로
스토퍼를 설치하고, 5개의 9 mm 스티프너를 스폿 용접하여 거치하였다.
또한, 콘크리트 블록 및 철근 재하 시, 실험체의 횡좌굴 및 비틀림 방지를 위해 양단부에 강제 지지대를 제작하여 설치하였다. 또한, 하중 재하 실험
수행 시, 실험체 붕괴와 같은 안전을 고려하여, 5,000 mm 스팬 실험체 중앙부에 설치한 후, 600 mm 간격으로, 이후 800 mm 간격으로
동바리를 설치하였다.
Fig. 4 Amount of Load for SY Beam
Fig. 5 Setting process for loading
3.1.1 실험체 상세
SY Beam의 하중 재하 실험체는 400 × 450 mm의 표준 단면에 대해 전체 길이 5 m로 하여 강판 두께별로 총 3개(0.8, 1.0, 1.2
mm)의 실험체를 계획하였으며, 플랜지 부분은 모래 휴식각($30^{\circ}$)을 고려하여 양쪽으로 260 mm씩 내밀어 하중 재하 적용 단면을
결정하였다(Fig. 6). 실험체 단면 내, 주근은 SD500으로 적용하여 상부에 2개의 D19 , 하부에 4개의 D19를 배근하였다. 0.8 mm 실험체의 경우, 과다한
배부름을 방지하기 위해 측압철근을 설치하였다. 스터럽의 경우, 200 mm 간격으로 SD400을 배근하였으며, 단부의 경우, 지점의 안전 등을 고려하여
45 mm 간격으로 조밀하게 배근하였다. SY Beam의 상부 플랜지 부분에 4 mm 두께의 강판을 스폿 용접하여 강상판 트러스 데크를 거치하였으며,
상하부 라티스근을 용접하여 좌우측을 연결하였다.
Fig. 6 Details of experiment specimens
Table 1 Details of specimens
|
No.
|
Specimens
|
Steel Plate
|
Rebar(D19)
|
Rebar(D10)
|
|
Thk. [mm]
|
$f_{y}$ [MPa]
|
$f_{y}$ [MPa]
|
|
1
|
SB12-L
|
1.2
|
500
|
400
|
|
2
|
SB10-L
|
1.0
|
|
3
|
SB08-L
|
0.8
|
3.2 하중 재하 방법
표준 단면 형상의 SY Beam을 제작하고 시공시 작용하는 고정하중과 시공하중을 계산한 후, 등분포로 재하하기 위해 모래 → 콘크리트 블록 → 철근
묶음을 순차적으로 적재하였다. Fig. 7은 모래와 재하 블록을 이용한 등분포 하중을 세분하여 구분한 것과 재하순서를 나타낸 것이다. Fig. 8은 모래, 콘크리트 블록, 철근 묶음의 재하 상황을 나타낸 것이다.
Fig. 7 Design of Loading stages using sand & concrete block
Fig. 8 Loading process using sand, concrete block & rebar
3.2.1 모래 재하 방법
모래 재하는 고정하중의 일부분으로 표준단면 형상의 SY Beam의 내부에 채워지는 콘크리트의 일부만이 해당되며(Fig. 4의 Beam 1), 모래 비중을 1.2$tf/m^{3}$으로 산정할 경우, Fig. 4의 SY Beam의 높이 450 mm 전부와 강상판 트러스 데크의 높이 보다는 다소 높은 200 mm까지 모래를 재하 하였다.
재하 단계별 상세 변위 측정을 위해, 총 3단계로 나눠 진행했으며, 각 단계는 12회(실험체를 길이 500 mm씩 12회 구분) 재하단계로 세분화하여
매 회당 발생한 변위를 측정하였다. 1회 재하량은 재하 직전 측정한 1개의 양동이 모래 무게인 20$kgf$로 동일하게 등분하여, 총 36회에 걸쳐
2.16 $tf$ 모래를 등분포로 재하 하였다. 재하순서는 최외단부와 중앙부 동바리 지점을 우선적으로 재하하여 하중집중을 최소화하였으며, 시험체 단부에서
중앙보 측으로 재하 하되, 시험체에 순간적인 과도한 변위가 발생하지 않도록 단부에서 중앙부로 교번 재하하였다.
3.2.2 콘크리트 블록 재하 방법
콘크리트 블록 재하는 역시 고정하중 일부분이지만 모래로 재하한 SY Beam 내부에 채워진 콘크리트를 제외한 나머지가 해당된다. 즉, Fig. 4의 Beam 2와 Slab 3에 해당되며 1개당 약 90$kg$ 중량의 콘크리트 블록을 매 적재층 마다 13개의 블록을 인접하지 않도록 쌓았다. 7개의
적재층에 총 91개의 블록을 쌓아서 총 7.04$tf$를 등분포로 재하 하였다. 블록은 90$kg$ 중량을 목표로 했지만 제작상의 오차로 인해 정확히
90$kg$ 중량이 아니어서 모든 블록은 고유의 중량을 파악하여 각 블록 별로 중량을 데이터화 하였다.
콘크리트 블록 재하 시, 미끄럼 방지를 위해 블록 사이마다 고무패드를 재단하여 깔았으며, 전도현상 방지를 위해 모래와 블록 사이에 목판을 거치하였다.
모래 재하와 유사하게, 총 7단계로 나눠 진행했으며, 재하단계를 세분화하여 하중집중을 최소화하기 위해, 우선적으로 외단부와 중앙부 동아리 지점을 재하
하여 내단으로 반복재하하면서 정모멘트 구간의 중앙부에 재하되도록 교번 재하 하였으며, 매회 당 충분히 변위가 발생도록 기다린 후, 더 이상의 추가
변위가 발생하지 않는 것을 확인한 후 변위를 측정 하였다.
3.2.3 철근 묶음 재하 방법
철근 묶음의 재하는 시공하중(작업하중)으로 최상단의 콘크리트 블록 위에 쌓았다. 길이 6 m 철근 D19를 20개를 하나의 묶음으로 만들어 총 21개
묶음으로 총 4.88 $tf$를 재하 하였다. 재하 시, 한쪽 쏠림을 방지하기 위해, 중앙부 부터 순차적으로 재하 하였으며, 매회 당 발생한 변위를
측정하였다.
3.3 수직 및 수평 방향 변위 측정 계획
실험체에서 모래, 콘크리트 블록, 철근 묶음 재하에 따른 하중 단계별 수직방향 처짐과 수평방향 처짐(배부름 또는 벌어짐)을 정밀하게 측정하기 위해
LVDT 변위계를 설치하였다(Fig. 9). 그림에서 동바리라고 표시한 곳이 실험체 길이의 중앙에 설치된 중앙 동바리를 가리킨다.
수직 처짐은 가장 큰 변위가 발생될 것으로 예상되는 중앙부에 전단근 위치와 겹치지 않도록 중앙 동바리 기준으로 300mm씩 이격하여 변위계를 총 4개
설치하여 매 적재층의 하중이 재하될 때마다 측정하고자 하였다. 수평 처짐은 하중 재하에 따른 SY Beam의 강판에서 측면의 배부름을 측정하고자 하였다.
가장 큰 배부름이 예상되는 중앙부에 대해서, 수직처짐과 동일한 수직 단면 선상에서 실험체의 외측 밑면으로 부터 상향으로 150 mm 이격하여 총 4개의
LVDT를 설치하였으며, 또한, 실험체의 한쪽 측면에 대해서만 225 mm에 총 2개의 LVDT를 설치하여 하중 적재 시 측면 판의 수직 위치에 따른
변위를 측정하고자 하였다.
Fig. 9 Location of LVDTs for measuring displacements
4. 시험 및 실험결과 평가
4.1 재료 성능 평가 시험
신형상의 강판성형 비탈형 보거푸집인 SY Beam에 적용된 철근 및 강판에 대한 재료 성능 평가 시험을 KS기준에 따라 수행하였다.
4.1.1 철근 인장강도
표준단면 형상 실험체에서 전단근으로 사용한 D10( SD400)과 주근으로 사용한 D19(SD500)에 대해 인장강도시험을 KS B0802 금속재료
인장 시험방법(2018)에 따라 수행하였다. Table 2에는 인장시험 결과를 나타낸 것이다. 철근 항복강도는 SD400을 적용한 D10의 경우, 444~453 MPa로 측정되었으며, SD500을 적용한
D19의 경우, 476~480 MPa로 나타났다. D10(SD400)과 D19(SD500)의 각각 평균 항복강도는 451 MPa와 478 MPa로
확인되었다. D19(SD500) 철근의 항복강도가 설계기준 보다 높지 않아서 재료상의 문제가 발생하였으나, 강판의 거동이 중요한 재하하중에 대한 실험이어서
크게 문제가 되지는 않는 것으로 판단하여 본 재하하중의 분석에서는 보류하였고 향후 타설한 콘크리트와 SY Beam의 합성 성능 평가 실험체에서는 철저히
대비할 예정이다.
Table 2 Test result for steel yielding strength
|
No.
|
Diameter
|
Type
|
Yielding
strength
|
Ultimate strength
|
|
$f_{y}$
[MPa]
|
$f_{y,\: AVG}$
[MPa]
|
$f_{u,\: AVG}$
[MPa]
|
|
1
|
D10
|
SD400
|
444~453
|
451
|
569.3
|
|
2
|
D19
|
SD500
|
476~480
|
478
|
594
|
4.1.2 강판 인장강도
실험체 적용된 강판에 대하여 시편을 제작하여 인장강도 시험을 두께별(0.8, 1.0, 1.2 mm)로 수행하였다. 시편은 KS B0801 금속재료인장
시험편(2007)에 따라 제 5호 시험편의 모양과 치수대로 제작하였다.
Table 3에는 강판의 시편에 대한 인장시험 결과를 나타낸 것이다. 강판의 강종은 SGH295Y으로 항복강도는 298~356 MPa로 모두 설계 항복강도 기준을
만족하였다.
Table 3 Test result for steel deck yielding strength
|
No.
|
Thk.
[mm]
|
Type
|
Yielding
strength
|
Ultimate
strength
|
|
$f_{y}$
[MPa]
|
$f_{y,\: AVG}$
[MPa]
|
$f_{u,\: AVG}$
[MPa]
|
|
1
|
0.8
|
SGH295Y
|
298~342
|
320
|
344.3
|
|
2
|
1.0
|
320~347
|
333.5
|
344.4
|
|
3
|
1.2
|
353~356
|
354.5
|
405.8
|
4.2 재하 실험 평가
실험체의 모래, 콘크리트 블록, 철근 묶음 재하에 따른 하중적재 단계별 수직방향 처짐과 수평방향 처짐(배부름)을 측정하였다. 변위를 측정하기 위한
LVDT 변위계 위치와 번호는 Fig. 9에 나타내었다.
4.2.1 수직 변위
Table 4, 5에서 No.는 LVDT의 위치를 나타낸 것이다. No.6, No.10 위치는 실험체 중앙 동바리의 바로 옆에서 측정한 것이고 변위의 차이를 확인하기
위해서 다음 동바리 옆의 밑면에서 측정한 위치가 No.5, No.9이다. 측정 결과를 확인한 결과, No.9 위치에서 수직 변위가 가장 크게 나타났다.
이 결과를 근거로 No.9 위치에서 강판 두께별, 하중 단계별로 변위를 비교 분석하였다(Fig. 10). 수직 변위 측정 위치 No.9에서 고정하중 시 최대값은, 1) SB12-L 5.16 mm, 2) SB10-L 6.07 mm, 3) SB08-L
7.52 mm이었으며, 고정하중+시공하중 시 최대값은 1) SB12-L 6.09 mm, 2) SB10-L 7.10 mm, 3) SB08-L 8.66
mm을 나타내었다. 고정하중 시, 강판 두께 1.2mm(SB12-L)와 1.0mm(SB10-L)은 0.8mm(SB08-L)에 대비하여 각각 0.69배,
0.85배 수준의 수직 처짐이 발생하였다. 고정하중+시공하중 이 적재될 때, 강판 두께 1.2 mm(SB12-L)와 1.0 mm(SB10-L)는 0.8
mm(SB08-L)에 대비하여 각각 0.70배, 0.82배 수준의 수직 처짐이 발생하였다. 실험체 수직 변위 측정결과 분석으로부터 강판 두께가 증가함에
따라 수직 처짐은 감소하는 것을 알 수 있다.
Fig. 10 Measurement of vertical displacement under loading
Table 4 Vertical deflection according to loading stage
|
Specimens
|
Type of loads
|
Vertical displacement
[mm]
|
|
No.5
|
No.6
|
No.9
|
N0.10
|
|
SB12-L
|
Dead load (9.18tf)
|
2.96
|
2.83
|
5.16
|
4.79
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
3.79
|
3.57
|
6.09
|
5.50
|
|
SB10-L
|
Dead load (9.18tf)
|
3.93
|
5.37
|
6.07
|
3.65
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
4.50
|
6.25
|
7.10
|
4.33
|
|
SB08-L
|
Dead load (9.18tf)
|
6.20
|
7.52
|
6.01
|
4.70
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
7.05
|
8.66
|
8.14
|
6.26
|
Table 5 Horizontal deflection according to loading stage
|
Specimens
|
Type of load
|
Horizontal displacement
[mm]
|
|
Upward
[150mm]
|
Upward [225mm]
|
|
No.1
|
No.2
|
No.3
|
No.4
|
No.7
|
No.8
|
|
SB12-L
|
Dead load
(9.18tf)
|
-0.03
|
-0.06
|
-0.39
|
-0.45
|
-1.32
|
-1.47
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
0.34
|
0.20
|
0.09
|
-0.09
|
-1.71
|
-1.93
|
|
SB10-L
|
Dead load
(9.18tf)
|
2.31
|
1.82
|
3.31
|
2.64
|
-0.38
|
-0.30
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
3.25
|
2.69
|
5.19
|
4.61
|
-1.34
|
-0.72
|
|
SB08-L
|
Dead load
(9.18tf)
|
2.42
|
1.33
|
2.24
|
1.48
|
-1.07
|
-0.83
|
|
Dead load+Cons. load (14.06tf)
|
3.29
|
2.57
|
2.90
|
2.09
|
-1.54
|
-1.60
|
4.2.2 수평 변위
No.1, No.2, No.3, No.4, No.7, No.8 위치는 실험체 측면에서 측정한 것이고 변위의 차이를 확인하기 위해서 중앙 동바리를 기준으로
양 옆으로 300 mm 이격된 거리에서 측정하였다. 측정 결과, 대부분 강판의 두께에 따른 배부름 경향이 뚜렷하게 나타나지 않았으나, 특히 강판두께
1.2 mm에서는 모든 측정위치에서 배부름이 거의 나타나지 않는 것으로 관측되었다. 이 실험결과를 반영하여, 제품 생산 시 고려해야 할 것으로 판단된다.
수평 변위가 가장 크게 발생한 No.3 위치에서 강판 두께 및 하중 단계에 따라 수평변위를 비교 분석하였다(Fig. 11). 고정하중 시 최대값(절대값)은, 1) SB12-L 0.39 mm, 2) SB10-L 3.31 mm, 3) SB08-L 2.42 mm이며, 고정하중과
시공하중 시, 최대값(절대값)은 1) SB12-L 0.09 mm, 2) SB10-L 5.19 mm, 3) SB08-L 2.90 mm으로 나타났다.
이때, SB12-L에 대비하여 SB10-L과 SB18-L은 각각 57.6배, 32.2배의 수직 처짐이 발생하였으나 절대값 자체가 크지 않아 무시하여도
될 것으로 사료된다.
Fig. 11 Measurement of horizontal displacement under load
5. 결 론
이상과 같이 신형상의 비탈형 보거푸집인 SY Beam의 고정하중과 시공하중에 대한 저항성능을 평가하기 위한 연구를 통해서 다음과 같은 결론을 얻었다.
1) 거푸집 및 동바리 관련 설계 절차 및 제한사항 등을 확인하고자 관련 국내 기준을 검토하였으며, SY Beam은 현행 기준에 의한 설계하중 및
허용변형기준에 따라 안정성을 검토한 결과, 만족하는 것으로 나타났다.
2) 해석에서 강판 두께는 0.8mm~1.2mm까지 0.1mm 간격으로 변경 적용하였으며, 강판 두께 0.8mm 부재는 측압철근을 추가 고려하였다.
모델링 해석 결과, SY Beam의 표준단면은 400 × 600mm, 슬래브 두께 150mm로 적용되었으며, 강판의 성형 리브 부위 사이에 엠보싱을
50mm 간격으로 배치하여 강판 단면 성능을 향상시켰다.
3) 실험체에 적용된 재료 실험결과, 철근 D10(SD400)과 D19(SD500)의 인장시험 결과, 각각 평균 항복강도는 451MPa, 478MPa로
확인되었다. 강판 두께에 대한 인장시편 시험 결과, 항복강도는 298~356MPa로 모두 설계 항복강도 기준을 만족하였다.
4) 강판 두께에 따라 총 3개의 SY Beam 실험체 대하여, 고정하중과 시공하중에 의한 하중 재하량을 순차적으로 모래, 콘크리트 블록, 철근 묶음을
등분포로 하중재하 하여, 수직 처짐 및 수평방향 처짐(배부름)을 측정하였다. 수직 변위 측정결과, 강판 두께가 증가함에 따라 수직 처짐은 감소하는
경향을 나타냈으며, 수평 변위에서는 강판 두께에 따른 경향이 뚜렷하게 나타나지 않았으나, SB12-L의 경우, 배부름 형상이 거의 나타나지 않았다.
5) 재하 실험 평가 결과, SY Beam은 시공성과 구조안전성을 모두 확보할 수 있을 것으로 사료되며, 특히 강판 두께 1.2mm의 SY Beam은
배부름이 거의 발생하지 않아 콘크리트 타설 시의 고정하중+시공하중에 대하여 우수한 내하 성능을 가지는 것으로 판단되며 즉시 상용화가 가능한 것으로
사료된다.
6) 향후 경제성을 확보하기 위해서 강판 두께를 좀 더 얇게 하기 위해서 1.05, 1.1, 1.15mm 두께의 SY Beam에 대한 추가의 해석
및 실험적 연구가 필요하다.
감사의 글
본 연구는 에스와이스틸텍㈜의 지원을 받아 진행된 결과의 일환으로 실험체 제작 및 재하실험 장소의 제공에 많은 도움을 주신 것에 크나 큰 감사의
뜻을 표합니다.
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