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QEB시스템
      ① 경량철골 박공형 골조의 구조적인 안정성 평가
      ② 부재간의 연결부 강성 및 내력평가
      ③ 기둥 및 바닥과 앵커부위의 강성 및 내력 평가
      ④ 주 구조재의 내력 및 강성평가
      ⑤ 중도리에 의한 보의 횡좌굴 구속 검토
부 재 하 중 설계값
(㎏/㎡)		 실험값
(㎏/㎡)		 실험값
설계값
220×65×18×10×2.3T 수 직 67.2 196.0 2.92
수직+수평 84.0 149.9 1.78
300×65×18×10×3.0T 수 직 69.0 116.1 1.68
수직+수평 84.0 139.1 1.66
      ① 경량철골 박공형 골조를 현장에서 비숙련공에 의해 조립ㆍ시공하여 설계하중을 가력한 결과 안정적인 거동을 함
      ② 실험체의 내력은 설계하중의 평균 1.8배로 충분히 안정적이다.
      ③ 설계하중하에서 실험체의 변위는 허용설계변위의 0.18∼0.63배로 안정적이다.
      ④ 기둥재와 보부재의 경우 규준에 따라 설계하는 경우 안정성이 확보됨
      ① 부재와 부재 연결부 강성 및 내력은 구조적으로 충분한 것은 실험을 통해 확인됨
      ② 상부 플랜지가 없는 처마브라켓과 용마루브라켓의 상부플랜지 결손에 의한 접합부의 강성변화가 있을 것을
      예상되므로 이에 대한 상세한 검토가 필요함.
      ① 구조형태 : 가로폭 15.4m, 기둥높이 4.5m, 기둥의 구배 10%인 2차원구조물(Portal Frame)
      ② 하중 : 접합부 강성 비교를 위하여 기둥에 단위 횡방향 하중을 작용.
      ③ 일반해석 모델(접합부의 단면결손이 없는 모델)
           보요소를 사용한 일반해석 모델 - 접합부에서의 강체연결조건 가정
      ④ 상세해석 모델(접합부 단면결손을 고려한 모델)
           접합부는 판요소를 사용하여 정밀하게 모델링하고 보요소로 연결
      ⑤ 연결부 상세모델과 가정조건
         - 접합부는 2개의 'ㄷ' - 형 철골과 1개의 연결판으로 모델링
         - 접합부의 구속조건으로 Bolting 부분을 강체(Rigid link)로 연결
         - 판요소를 사용한 부분과 보요소를 사용한 구간의 연결은 강체로 연결
      - 해석결과는 연결점에서의 변위와 기둥의 바닥면에서의 모멘트 값을 비교하였다. 비교 결과 변위의 상대 오차는
        최저 2.25%에서 최대 4.99%까지 발생하였고, 모멘트의 상대오차는 최저 0.60%에서 최대 1.62%까지 발생하였다.
        해석결과에 따르면 아래 표에서와 같이 상세 해석모델의 연결부 강성이 일반해석모델보다 상대적으로 약간 큰 것으로
        알 수 있고 그 결과 값들의 차이는 크지 않음을 알 수 있었다.
구 분 일반모델 상세모델 상대오차(%)
연결점의
횡변위		 A(내민처마) 27.393mm 26.776mm 2.25
B(용 마 루) 27.339mm 26.411mm 3.61
C(처 마) 27.393mm 26.025mm 4.99  
기둥의
최대모멘트		 왼 쪽 5.387ton-m 5.350ton-m 0.60
오 른 쪽 5.387ton-m 5.300ton-m 1.62
      해석결과의 비교검토결과 횡변위량을 기준으로 한 비교에서 최대 4.99%까지 차이가 남을 알 수 있고 일반모델의 경우와
      비교하여 모든 접합부에서 상대적으로 적은 변위를 보이고 있다. 따라서 접합부에 단면결손이 있는 상세모델의 경우가
      오히려 접합부의 강성은 증가된 것으로 판단된다.
      이것은 처마브라켓 상부플랜지의 단면결손을 보완하기 위하여 브라켓 하부에 비교적 큰 헌치를 두어 보강한 것이 주효한
      것으로 판단된다.

      따라서, 접합부의 단면결손에 의한 상대적인 강성저하는 발생하지 않을 것으로 예상되고, 기둥에서 발생된 휨모멘트의
      상대적인 차이도 2%이내이므로 구조해석 및 설계 방법을 적용하여 구조적인 안정성을 검토하여도 무방할 것으로
      판단된다.
      ① 부재와 부재 연결부 강성 및 내력은 구조적으로 충분한 것은 실험을 통해 연구함
      ② 상부 플랜지가 없는 처마브라켓과 용마루브라켓의 상부플랜지 결손에 의한 접합부의 강성변화가 있을 것을 예상되므로
         이에 대한 상세한 검토를 위해 새로운 형상의 브라켓으로 강성도 검토함.
      ③ 기존의 베이스플레이트는 힌지형식의 베이스이므로 대공간구성에 취약하므로 이를 극복하기 위한 고정단 형식의
         새로운 베이스플레이트를 제작하여 실험하여 고정도 검토함.
조립경량 철골시스템구조는 1.5~3.0mm의 용융아연도금강판을 C,Z등의 형태로 냉간성형한 부재와 표준화된 접합철물을 사용하여 조립하는 시스템이다.
이 구조는 영국에서 처음 개발되었으며, 부재의 조립 및 구조물의 설치가 용이하여 공기가 단축되고 공사비가 절감되는 우수한 시공성을 가지고 있어 10m이내의 단층공장 및 창고 건축에 사용되고 있다.
현재 국내에는 몇 개의 중소 철골제작업체에서 스팬10m이내의 소규모 건축물에 적용하고 있으나 공장 및 창고의 대형화 추세로 장스팬에 대한 요구가 많아 지고 있으며, 조립경량 철골시스템구조에 대한 구조성능의 개선에 대한 노력과 구조검토가 미비하여 10m이상의 장스팬을 요구하는 공장 및 창고의 특성에 완벽하게 적용되기 어려운 실정이다.
이미 서울시립대학교에서 수행된 실험논문을 통하여 소규모 조립경량 철골시스템의 접합부 특성이 검증되었고 이들 선행연구를 바탕으로 기존 조립경량 철골시스템의 구조시스템을 보강 또는 개선하여 10m이상의 장스팬에 적용할 수 있는 방안을 찾고자 한다.
조립식이므로 현장에서 용접이 필요없고, 볼트 조립만으로 시공할 수 있어 공기가 단축되며 재활용이 가능하다. 또한 융용아연도금강판을 사용하므로 별도의 도장이 필요없고 내구성이 뛰어나다.
본연구는 2002년 중소기업청 산학연 공동기술개발 컨소시엄연구지원으로 수행된 과제이며 이에 감사드립니다.
(1) 재료의 특징
일반적으로 강재의 기계적 성질은 강재의 두께에 따라 변화되며 본 연구에서는 냉간성형강 SGH400을 대상으로 한다.
냉간성형강의 항복강도와 인장강도는 판두께가 증가할 수록 감소하며, 항복비는 두께 변화에 관계없이 거의 동일하게 약 0.79가 된다. 그리고 소재의 연신율은 일반적인 구조용 연강에서와 달리 판두께가 증가할 수록 높은 값을 나타낸다.

(2) 볼트
일반 볼트 접합은 건설교통부령 제53호에 따라 일반적으로 처마높이 9m이하이고 스팬이 13m이하의 건축물에서만 사용할 수 있는 것으로 규정되어 있다.

(3) 시스템의 구성
일반 조립경량 철골시스템 단면은 최소항복강도 295N/㎟인 KS D 3506 강재로 웨브 폭이 220㎜,330㎜의 두가지 단면을 사용하고 있으며, 기둥과 보의 접합은 일반 볼트접합에 의한 강접으로 산형 골조를 형성한다. 그리고 주각부는 앵커볼트를 사용하여 모멘트에 저항하지 않는 핀접합으로 시공되고 있다.
본 연구에서는 웨브의 춤 300mm기존단면을 성능개선의 기준으로 삼았다. 일반단면을 장스팬에 사용할 경우 휨응력 증가와 무리한 처짐이 발생하므로 휨응력과 처짐에 견디기 위하여 단면계수를 향상시켜야 한다. 따라서 단면계수를 향상시킨 단면(그림3)을 제안하고 각각의 단면성능을 검토하여 장스팬에도 구조성능을 발휘하도록 하였다.
장스팬을 위한 단면을 플랜지와 웨브의 길이, 정사각, 웨브에 압점 여부에 따라 각 형상을 분류하였다(표1).
(1) 개선된 단면의 비교
단면2차 모멘트는 단면의 휨에 저항하는 능력을 나타내는 값으로서 값이 높을 수록 휨에 대한 저항능력이 커지게 된다.

-단면 2차 모멘트의 산정식


계산결과 단면 J에서 단면2차 모멘트의 값이 제일 크게 나타났으며, 웨브의 높이가 단면2차 모멘트를 결정하는 중요변수로 적용한다는 것을 알 수 있다. 그리고 기존 단면적에 대한 단면2차 모멘트의 비를 비교하여 단면J가 가장 높은 경제성이 있음을 확인하였다(그림4).
(2) 좌굴검토
압축력이 작용하는 부재에서는 좌굴이라는 불안정현상이 일어나므로 주의깊게 다루어야 한다. 경량형강 부재에서의 좌굴은 부재 전체길이에 걸쳐서 휨좌굴하는 일반적인 좌굴(그림 5.a))외에 비틀림좌굴(그림 5.b))과 국부좌굴(그림 5.c))이 일어나기 쉽다. 이러한 현상은 이론상은 별개의 현상으로 취급되지만 실제에 있어서는 서로의 영향이 합산되어 발생하는 것으로서, 어느 쪽의 좌굴이발생하여도 압축재로서의 기능을 상실하게 된다.
강구조 압축부재의 구조적 거동은 부재의 단면형상, 재단조건, 좌굴길이, 소재의 성질 등에 따라 변화되며, 좌굴의 중요변수는 세장비와 단면형상이다.


(3) 유효좌굴길이 검토
기존 ㄷ형강 압축ㅊ그 플랜지와 같이 판의 한쪽끝은 웨브에 의해 구속되어 있고 다른 한쪽은 자유단인 요소를 비강철판요소(그림 6)라고 하여, 균일압축응력을 받는 비강절판요소와 요소폭(b)는 세장비 (λ)에 따라서 다음과 같이 구한다.
양단 고정의 경우
Eurocode 3(CEN, ENV 1993-1-3)의 좌굴계수 Κσ를 0.43대신 4.0의 값을 사용하면
λ : 폭 65 → 0.21
폭 85 → 0.25
의 결과를 얻었으며 80mm의 최대 플랜지 폭을 사용하였다.
(4) 보의 공칭항복휨강도
단면강도만을 고려한 경ㄷ형강 보의 공칭항복휨강도(Mｎ)는 앞에서 구한 단면의 유효길이를 이용하여 부재의 유효단면계수(Sｅ)를 산정한 후 다음과 같이 구할 수 있다.
Mｎ = SｅFｙ
Fｙ : 부재의 항복강도
본 연구에 제시된 단면J의 경우 Sｅ의 값이 212.54㎤, Fｙ 3,000kg/㎤ 이므로 Mｎ=637,620 kg·cm이 된다.

(5) 경ㄷ형강 단면의 폭두께비
국내의 기준에서는 모서리 부분을 제외한 순수 상부플랜지의 폭두께비(w/t)는 60. 순수 웨브의 폭두꼐비는 (d/t)는 200으로 제한하고 있다.
기존 주각부는 핀접합의 형태로서 모멘트에 저항하지 않았다. 본 연구에서는 횡변위를 구속하고 상부에서 전달되는 축력 및 모멘트에 저항할 수 있는 강접합 주각부를 제안하였다.
본연구에서는 강접합 주각부로 베이스 플레이트를 사용하여 기둥의 변형을 구속하고 모멘트를 받도록 ① 베이스 플레이트에 기둥플랜지와 연결되는 플레이트를 설치하는 방안, ②ㄱ 형강으로 플레이트와 기둥플렌지를 연결하는 방안, ③ ①의 방안에 스티프너를 보강한 방안 등3가지 주각부 고정 방안을 제안한다(그림 7)
본 연구에서는 장스팬에 대한 구조시스템 성능을 향상시키기 위하여 여러 가지 형태의 타이바 시스템을 제안한다. 그림 8. a)와 d)는 타이바를 설치하지 않은 기본시스템이며, b)와 e)는 양단고정인 골조 프레임의 처마부(Eave)에 ㄱ 형강 2개를 포개어 타이바를 설치하고 정상(Apex)와 수평 타이바 사이에 ㄷ 형강을 포개어 볼트접합으로 설치하여 횡변위와 수직처짐을 구속하도록 한 시스템이다. 또한 c)와 f)는 지분보의 중앙에 타이바를 설치한 시스템이다. 그리고 a) - c)는 편접합 주각부, d) - f) 는 강접합 주각부로 하였다.
앞에서 제시한 변수를 기준으로 저건표(표 2)를 만들고 MIDAS GEN의 해석프로그램을 사용하여 2차원 탄성해석을 수행하였다.
(1) 위의 하중조건을 기준으로 경간 4m의 하중을 산정한 후 Dead Load를 등분포화중으로 적용한다.
(2) Snow Load를 등분포화중으로 적용한다.
(3) Wind Load를 등분포화중으로 적용한다(그림 9).
(4) 처마의 기울기는 15˚로 한다
(5) (1)+(2)와, (1)+(3)을 합산한 하중을 해석하중으로 하여 처짐값을 각각 구한다. (6) 처짐값을 토대로 허용하중을 구한다.
(1) 풍하중 검토
본 연구에서는 Tie-bar는 세장한 부재이므로 압축력에 저항할 수 없는 부재로 간주하였다. 따라서 풍하중 하에서 시스템 A-C, 시스템 D-F는 유사한 거동을 한다. 이를 고려하여 스팬에 대한 풍하중도표를 작성하였다(그림10), 그림 10.a)의 스팬 스팬 30m 이내의 실선은 수평처짐이 풍하중을 결정하며, 30m 이상의 점선은 수직처짐이 풍하중을 결정하는 구간이다. 또한 편접합(그림 10.a))과강접합(그림 10.b)을 비교하여 강접합 주각부의 성능이 우수한 것을 확인하였다.
(2) 적설하중 검토
구조해석 결과를 분석하여 타이바에 대한 성능을 비교(그림 11)하였으며 적설하중에서 타이바는 횡변위 구속에 우수한 성능이 있음을 확인하였다. 타이바는인장하중이 발생할때에만 내력을 발휘하므로 타이바로서 턴버클(Turnbuckle)과 강붕을 사용할 수 있다.

(3) 처마높이변화에 따른 풍하중
조립경량 철골시스템에서 크레인 및 기계 설치시 필요한 공간을 확보하기 위하여 처마 높이에 대한 고려가 있어햐 한다. 해석결과 처마부(Eave)의 높이가 높을 수록 받을 수 있는 부재내력이 줄어드는 결과를 나타내었으며 처마부(Eave) 높이의 변화에 따른 풍하중 도표(그림 12)를 나타내었다.

(4) 경간변화에 따른 허용풍하중
공장은 출입구 등의 설치로 큰 경간에 대한 검토가 필요하며 경간의 변화에 따른 허용풍하중 도표(그림 13)를 작성하였다.

(5) 풍하중과 적설하중의 종합검토
풍하중은 부재에 수직방향으로 작용하며, 적설하중은 중력방향으로 작용한다. 따라서 각각의 하중그래프를 검토하여 종합판단을 내려야 한다.
경간 4m일때 단면J에서 풍하중은 60kg/㎤이며 그림 10(b)에서 20m를 만족한다. 적설하중은 시스템 E에서 스팬 20m일때 400kg/㎤이며 이것은 적설하중 50kg/㎤과 지붕 및 옥상 (접근이 곤란한 지붕)의 100kg/㎤을 만족하므로 20m 이상의 장스팬에 단면J와 시스템을 E를 강접합 주각부로 설계할 수 있음을 알수 있다. 따라서 단면J와 같이 단면성능을 향상시켜 15~20m이상의 장스팬에도 경량철골 시스템이 적용될 수 있다.
본 논문에서는 기존 경량철골 시스템의 장스팬화를 위한 다음과 같은 결론을 도출하였다.
1) 조립 경량철골 시스템의 성능개선 방안을 아래와 같이 제시하였다.
(1) 단면을 춤과 너비를 변수로 효율의 극대화를 위한 최적단면을 도출하였다.
- 단면 J(단면 춤350mm), 플랜지 너비 65mm)에 비하여 단면성능이 210%로 향상되었다.

(2) 연직하중에 대한 저항성을 향상시키기 위하여 타이바로 수평변위를 구속하는 안을 제시하였다.
- 타이바를 설치할 경우 연직하중시 단면의 J의 하중저항 성능은 각각 스팬 10m일때 260%, 스팬20m일때 818%로 향상되었다.

(3) 풍하중에 의한 수평처짐을 제어하기 위하여 주각부으 ㅣ고정을 채택하게 되었고, 당 시스템에 적합한 주각부 디테일을
제안하였다.
- 주각부를 고정으로 할경우 단면 J의 하중저항성능은 핀접합 주각부에 비해 각각 스팬 10m일때 551%, 스팬 20m 일때 676%로
향상되었다.
2) 상기 성능개선안을 채택하였을 때의 스팬, 경간, 충고 변화에 따른 허용스팬 및 허용하중도를 제시하였다.
본 연구를 통하여 10m 이상의 장스팬에 QEB 시스템을 사용할 수 있음을 알 수 있었다. 또한 개선된 단면의 좌굴에 대한 안전성과 본 연구에서 검토되지 못한 고정으로 가정한 주각부가 강접합 거동을 하는지의 확인은 실험을 통한 추가적인 연구에서 평가되어야 할 것이다.