An Experimental Study on the Fire Resistance Capacity of Asymmetric Slimflor Beam

비대칭 H 형강 슬림플로어 보의 내화 성능에 관한 실험적 연구

An Experimental Study on the Fire Resistance Capacity of Asymmetric Slimflor Beam

박원섭·김흥열 ^† ·김형준

Won-Sup Park · Heung-Youl Kim

^†

· Hyung-Jun Kim

한국건설기술연구원

(2009. 11. 18.

접수

/2010. 2. 12.

채택

)

요 약

비대칭

H

형강을활용한합성보는

1970

년대후반이후스웨덴에서

Thor beam(Hat beam)

으로발표되 었으며

British Steel

^과

SCI

^{는슬림플로어보를개발하였다}

.

^{슬림플로어공법은}

1990

^{년대초반부터유럽의}

주요선진국에서많은관심을갖고개발하여온건축구조부재의한형태로

2000

^{년대에영국에서는열}

간압연형강그리고핀란드에서는비대칭용접형강의관심이집중되고있다

.

슬림플로어공법의가장큰

장점은층고감소를토대로도심건축물의최대

10%

내외의연면적증가효과와각종내·외장재절감

및자원의절약·폐기물감소효과등이며일반합성보에비하여철골보의노출면이적어내화성능에서 도우수한장점이있다

.

^{본연구는비대칭}

H

^{형강을사용한슬림플로어보의화재시구조성능에관한연}

구로표준화재조건에서강재단면의형상변화를통한구조물의내화거동과재하하중비를변수로화재 시구조물의온도분포와처짐을비교분석하는것을목적으로한다

.

ABSTRACT

Asymmetric Slimflor Beam had been unveiled with Thor beam (Hat beam) in Sweden since the late 1970s and had been developed by British Steen and SCI. In the major advanced countries in Europe after the early 1990s have interested in and developed this method, it has been concrened as the absence of hot-rolled section steel in the United Kingdom and welded of asymmetric section steel in Finland in the 2000s. It can be increase total floor area about 10%, save the interior and exterior mate- rials, reduce the waste through reduction of the floor height. And it has more excellent fire resistance performance because less exposed than a regular composite steel beam in fire. This study is purpose that, a fire resistance performance of the Asymmetric Slimflor Beam in fire, it compared the temper- ature range with deflection of structure by fire behavior and load ratio of structure through change the shape of the steel cross-section in standard fire condition.

Key words :

Slimflor, Fire resistance capacity, Load ratio, Shape variation, Deflection

1. 서 론

1.1연구배경및목적

비대칭

H

형강을활용한합성보는

1970

년대후반이

후스웨덴에서

Thor beam(Hat beam)

^{(2)(5)으로발표되었}

으며

British Steel

과

SCI

는슬림플로어보를개발하였 다

.

⁽⁴⁾슬림플로어공법은

1990

년대초유럽의주요선 진국에서많은관심을갖고개발하여온건축구조부

재의한형태로

2000

년대에영국에서는열간압연형강

그리고핀란드에서는비대칭용접형강의관심이집중 되고있다

.

⁽³⁾국내에서도최근비대칭슬림플로어보와

Deep steel deck

를활용하여구성하는합성구조 시스

템인합성플로어시스템을도입하고있다

.

^{슬림플로어}

공법은슬래브를철골보내부에삽입하여시공하고하 부플랜지의 폭이상부플랜지와비교하여넓은 슬림 빔을사용한다

.

슬림플로어공법의 가장큰장점은층고감소를 토

대로도심건축물의최대

10%

내외의연면적증가효

†

E-mail: [email protected]

과와 각종 내·외장재의 절감 및자원의 절약·폐기 물 감소효과 등이며 일반 합성보에 비하여 철골보의 노출면이적어내화성능에서도우수한장점이있다

.

⁽⁵⁾

국내에 적용된 합성플로어시스템은콘크리트에 데크 플레이트와

H

형강을부분매입하여내화피복을생략 하거나최소화 할수있다는선진외국의결과⁽⁵⁾를그 대로준용하였으며

,

국내실정에적합한합성플로어시 스템의화재영향성에대한검토및평가관련연구는 충분하지않은실정이다

.

1.2연구방법

본연구는 비대칭

H

형강을사용한슬림플로어보의 화재시 구조성능에 관한 연구 중에서 실험적 연구에 해당하는부분으로합성구조물의 표준화재조건인

ISO

화재 조건하에서강재단면의 웨브두께변화를 통한 구조물의형상변화와재하하중비를변수로화재시건 축물 구조부재의 온도 분포와 처짐을 비교 분석하는 것을 목적으로 한다

.

연구방법은기준 단면으로 설정 한두개의시험체

(R.L: 0.4, 0.5)

와

SB336

시험체

(R.L

0.15)

를하중비에따른구조물의 화재거동을비교분

석하고 표준시험체와웨브두께

7mm

시험체를하중

비

0.5

에대하여화재거동을 분석하였다

.

2. 비대칭 합성플로어 보 내화 실험계획

2.1실험변수및실험체제작

Model III

시험체

(R.L: 0.5)

를 표준시험체로 하여

3

종류의 시험체를설정하였으며

Model I

과

Model II

는 표준화재실험에대한하중비증감에따른건축물구조

부재의 내화 거동의 차이를 비교하고

, Model III

와

Model IV

는웨브두께를실험변수로하여구조부재

의 내화 성능을 비교 분석하였다

.

비대칭 합성플로어

시험체의 형상과 시험체의상세 치수와 하중비

,

^실험

변수는

Figure 1, Table 1

과같다

.

2.2실험단면의산정

실험단면으로 산정된 비대칭 합성플로어 단면은

U.L.S(Ultimate Limit States), S.L.S(Service Limit

States)

에서최적화적용을위해고려하였으며한계상

태 설계법을 바탕으로 소성 중립축의 위치를 결정한 후압축내력과 인장응력크기에따른 플랜지상단에 서부터 중립축까지의거리

(y

^p

)

와인장응력거리

(y

^s

)

및 소성모멘트를 계산하여 비대칭

H

^{형강 합성플로어 보}

시험체에적용할하중을결정하였다

. 2.3

절의계산식을 통하여 소성중립축의 위치를 결정할 수 있으며 표준

시험체인

Model III

을기준으로계산하였을때중립축

의위치는 비대칭

H

형강의웨브에 위치함을알수있 었다

.

이를통해계산된소성모멘트와실험시재하하 중은

Table 2

와같다

.

2.3단면 설계시사용된사항⁽¹⁾

2.3.1

콘크리트및강재강도산정

원주 공시체에 의한 콘크리트 압축강도

(f

ck

)

관리는 우리나라를포함하여미국

,

일본

,

프랑스 등에서 채택 하고있으며

,

영국

,

독일

,

이탈리아 등유럽의여러나 라에서는 콘크리트압축강도 공시체

(f

^cu

)

로가로

,

세로

,

높이가 모두

150mm

되는 각주 공시체를 쓰고 있다

.

각주 공시체에 의한 압축강도는 원주 공시체에 의한

Figure 1.

Shape of standard ASB specimen.

Table 2.

Load of Test Specimens

Specimen Plastic Moment Load

Model I 817.2kN

·

m 245.17kN

Model II 718.6kN

^·

m 359.51kN

Model III 718.6kN

·

m 449.44kN

Model IV 676.3kN

·

m 422.96kN

Table 1.

Test Specimens Detail

Specimen Specimen Size R.L Parameter Model I 336 × 240

× 350 × 18 × 30 0.15 Load Ratio Model II 320 × 236

× 346 × 14 × 22 0.4 Load Ratio Model III 320 × 236

× 346 × 14 × 22 0.5 Standard Specimen Model IV 320 × 236

× 346 × 7 × 22 0.5 Thickness of Web

압축강도보다

20~25%

더높게나타난다

.

•

^강재

(SM400)

^{의항복강도}

: f

^y

= 296MPa

•

콘크리트압축강도

: f

^cu

= 1.2f

^ck

= 24MPa 2.3.2

부착강도

F

^sb

슬림플로어 보의 전단력 전달은 비대칭

H

형강 단 면의 웹과 상부 플랜지 주변에 균등하게 분포되는 전단부착거동에 의해서 일어난다

.

^{등분포 하중을 받}

는 보의 경우

,

보의 중앙부에서 슬래브에 작용하는 최대압축력

(F

^sb

)

을구할 수있는데 이때 주요하게작 용하는 변수는 부착 길이

(p)

이다

.

이 때

,

사용되는 부착 길이의 정의는

KS

규정과

BS

규정이 차이를 보 인다

.

그차이는하부플랜지의포함여부에따라변수값 이달라지고그에따른식은

BS

규정에는다음과같은 식으로 제시하고있다

.

•

부착길이

: p = 2(B

^t

+ T

^t

+ d)

−

t

^w

•

부착강도

: fsb = 0.6N/mm

²

•

^부착력

:

• F

^sb

> R

^c

:

완전합성

2.3.3.

소성중립축의위치

슬림플로어합성보의완전합성시극한모멘트내력 은 합성단면의 소성 응력분포로부터 계산하며

,

소성 중립축의위치에따라나누어 평가한다

.

■중립축이상부웹에있는경우

•

^만족조건

: R

^t

+ R

^c

< R

^b

+ R

^w

(d

⁻

2(D

^s−

D

^c−

T

^t

))/d

•

콘크리트의소성내력

: R

^c

= 0.45f

^cu

× B

^e

× D

^s

•

^상부

flange

^{의소성내력}

: R

^t

= B

^t

× T

^t

× f

^y

•

하부

flange

의소성내력

: R

^b

= B

^b

× T

^b

× f

^y

•

^{강재의소성내력}

: R

^s

= A × f

^y

•

웹의소성내력

: R

^w

= R

^s−

R

^t−

R

^b

•

^{소성중립축위치}

:

•

소성모멘트

:

•

^{소성모멘트}

:

•

^{소성모멘트}

:

•

소성모멘트

:

여기서

,

R

^c

:

^{콘크리트의압축내력}

R

^s

: H

형강보의소성내력

R

^t

:

^{상부플랜지의소성내력}

R

^w

:

웨브의소성내력

R

b

:

하부플랜지의소성내력

D

^c

:

플랜지상부의 콘크리트슬래브 두께

D

s

:

데크플레이트 상부의콘크리트두께

T

^t

:

상부플랜지의 두께

T

b

:

하부플랜지의두께

D: H

형강의춤

, d: H

형강웨브의춤

2.4실험체열전대설치및하중재하

열전대센서의 위치는

Figure 2

와같이 강재에

14

개

,

콘크리트에

6

개가 중앙부와

L/4

지점에 각각 설

치되었다

.

열전대는

KS F 2257-6

에의한 보 열전대

위치조건에의한설치이외에추가적인 열전대를설

치하였다

.

열전대 주기는

Table 3

과 같고 편의상 상

부 플랜지의 열전대를

G1,

웨브의 열전대를

G2,

하

부 플랜지의 열전대를

G3,

콘크리트 열전대를

G4

라

하였다

. F

sb

= f

sb

L

4--- p

⋅ ⋅

y

c

= R

( ^b

+ R

w −

R

t −

R

c)^×

d 2R

w

--- M

c

= R

b(

D + D

c −

0.5T

b −

y

c)

+ R --- y 2d

^w( c −

D

c −

T

t)²

+ R --- d 2d

^w( ⁻

y

c

+ D

c

+ T

t)²

+ R

t(

y

c −

D

c −

0.5T

t)

+ R 2---

^c

y

c2

D

s

---

Figure 2.

Thermocouple location & grouping.

Table 3.

TC Name of Structural Member Structural

Member Sensor Name

Top flange Web member Bottom flange

M1-G1: Specimen Name-Structural Member Location

Structural Member:

T

op Flange

W

eb Member,

B

ottom Flange

Location: G1, G2, G3, G4

2.5실험평가 방법

건축 구조 부재의 내화 시험 방법인

KS F 2257

^의

시험 방법에의하여 재하실험의 경우부재의 변형량 은허용변형량인

D = (L

²

/400d)

와변형속도인

(dD/dt) =

(L

²

/9000d)

를초과할 경우구조적 붕괴상태로 판정하

고처짐기준인

L/30

을초과하지않도록하고있다

.

⁽⁹⁾

KS F 2257

의규준에의하여 실험평가를 수행하였으

며중앙부의 변형량은

L/30

을초과하는경우와 변형

량두가지를만족시키는경우붕괴로판단하였다

. 3. 실험결과 및 분석

시험체의 파괴 형상은 가열로 인하여 노출된 하부 플랜지 및콘크리트가열화되고

,

부재의휨강도가감 소하므로휨변형이크게증가하였다

.

휨변형에따른슬 래브콘크리트가휨압축파괴하였고

,

데크와클로저등 연결된 경량강판도 하중의영향을 받는부분의 국부 적인변형이 동반되었다

. Figure 12, Figure 13, Figure

14

는가열실험후의파괴형상을 나타낸다

.

3.1하중비에따른합성플로어의내화거동

하중비조건에의한시험체분석에서표준시험체인

Model III(R.L: 0.5)

와

Model I(R.L: 0.15), Model II

(R.L: 0.4)

의표준화재조건

3

면가열시화재에가장취

약한노출부위인하부플랜지와하부플랜지에서

60mm

상부에있는열전대의온도를비교하였으며온도변화 에따른시험체의처짐량을비교하였다

. Figure 5

와같

이웨브의온도분포는비교시험체모두비슷한경향 을보였다

.

콘크리트내부에매립되어있는웨브의경우하중비 를변수로 한실험에서하중비의영향은 작은것으로

판단된다

. Figure 6

^{은하부플랜지온도분포곡선으로}

실험 시작후

43

분 후에세 개의시험체 모두

400

^o

C

를넘어 강성저하가 시작된 것으로 보인다

.

^{하부 플}

랜지는하중비가비슷한

Model II

와

Model III

의온도 비교에서비슷한온도의분포를보였으나하중비가낮

은

Model I

의경우

40

분경과후다른시험체에비하

여

20

^o

C

가낮은온도분포를 보였다

.

하중비가낮을수록하부플랜지의 온도상승은 적은 것으로 나타났으며

Figure 7

의 처짐량 비교에서 하중

비가 낮은

Model I

은

148

분의 내화시간을 보였고 중

앙부한계처짐량은

138.8mm

^{를나타냈다}

. Model II

^는

내화시간

88

분

,

한계처짐은

135.7mm

를보였으며

Model III

는

50

분의내화시간에

139.8mm

의한계처짐을보였다

.

하중비에따른처짐및온도분석에서노출된 하부 플랜지의온도분포가구조물의처짐에영향을미치는 것으로 나타났으며 매립된 웨브의 온도 영향은 적은 Figure 3.

Shape of specimen installation.

Figure 5.

Temperature of web member.

Figure 6.

Temperature of Bottom flange.

Figure 4.

Shape of load.

것으로 판단된다

.

3.2웨브형상변화에따른합성플로어의내화거동

동일하중비

0.5

에서 표준시험체인

Model III

와웨

브의 형상을 표준 시험체의

1/2

^로줄인

Model IV

^시

험체의온도분포에따른구조물의처짐량분석을하였다

.

Figure 9

^{의웨브부재의온도비교에서표준시험체}

와형상변화시험체의온도분포가비슷한경향을보 였으며 이는웨브부재가 콘크리트안에매립되어온 도분포가비슷한경향을보인것으로판단된다

.

실험

시작

42

분후

400

^o

C

를 넘으면서웨브의 강성 저하가

시작되었으며

Figure 9

의하부플랜지의온도분포를

비교한 결과웨브의형상을 변화시킨시험의 온도상 승이더작았다

.

Figure 10

은표준 시험체와웨브의 크기를 줄인 시

험체의하부플랜지의온도분포를나타낸다

.

^웨브의두

께가 작은

Model IV

의시험체 온도 분포가 더 작은

것을볼수있다

.

Figure 11

의 처짐 비교 그래프에서 표준 시험체인

Figure 7.

Deflection of R.L variation.

Figure 8.

Specimen shape of furnace inside.

Figure 10.

Bottom flange temperature of shape change specimens.

Figure 9.

Temperature web of shape change specimens.

Figure 11.

Deflection of same R.L specimens.

Figure 12.

Fracture of specimen the central part.

Model III

^{의내화시간은}

50

^{분으로한계처짐은}

139.8mm

로나타났으며

Model IV

는내화시간

38

분과 한계처

짐은

139.8mm

^이다

.

^{이는웨브의두께가내화성능향}

상에영향을 미치는것으로판단된다

.

4. 결 론

본연구는 비대칭

H

형강을사용한합성플로어보의 화재실험을 통하여 화염에직접적으로 노출되는하부 플랜지와노출면과가장가까운부분인웨브하단부의 온도변화와그에따른한계처짐분석을통하여보유 내력을 검증하였으며 단면 형상 변화에 따른 내력을 비교분석하였다

.

1)

하중비 변화에 따른온도 분석에서웨브는 하중

비의영향이적었으며화염의직접적인노출면인하부 플랜지는하중비의차이가적은시험체비교에서온도 분포가 비슷하였으나 하중비가낮은시험체와 비교할 경우차이가 컷다

.

2) Model I

의내화시간은

148

분

,

한계처짐은

138.8mm

이고

Model II

는내화시간

88

분

,

한계처짐은

135.7mm

로나타났으며

Model III

는

50

분의내화시간에한계처

짐은

139.8mm

이었다

.

하중비에따른시험체의비교분

석에서하부플랜지의온도분포가구조물의내화성능 에영향을 미치는것으로 나타났으며웨브의 온도상 승으로 인한영향은적은것으로판단된다

.

3)

동일하중비에서형상변화시험체의비교에서웨 브의 온도분포는비슷한 경향을 보였으며두시험체

모두

42

분후

400

^o

C

를 넘어 웨브의 강성저하가 시작 된것으로판단된다

.

4)

내화 성능비교에서

Model III

는

50

분의 내화시

간과

139.8mm

^{의 한계 처짐을 보였으며}

Model IV

^는

38

분의내화시간과

139.8mm

의한계처짐을보였다

.

이 는웨브의두께가내화성능향상에영향을준것으로 판단된다

.

향후화염에직접노출되는하부플랜지의형상변화 및내화피복이나 내화보드등으로피복을통한성능 향상의실험이 필요할것으로 보인다

.

후 기

본 연구는 한국건설기술연구원에서 수행하는 국가

R&D

과제인

“(06

건설핵심

C23)

비대칭

H

형강합성플 로어성능기반내화거동 고도화연구

”

과제와 관련하 여한국건설교통기술평가원의 연구비 지원에 의해수 행되었으며이에감사드립니다

.

참고문헌

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건축부재의내화시험방법

-

보의성능조건

”,

한국산업규격

.

Figure 13.

Fracture shape of specimen.

Figure 14.

Fracture shape of slab.