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가설 설정
- 하중은 실험과 동일하게 보 끝단 상플랜지에서 지면과 수직 방향으로 집중하중을 가력하였으며, 모든 하중은 편심이 없다고 가정하였다. 기둥의 양 단부는 하중을 가하는 방향의 회전을 제외한 나머지 변위와 회전을 제어한 회전단으로 모델링하여 실제 실험과 동일한 조건을 주었다.
제안 방법
- 절충형 접합부 실험체는 H형강 보 상플랜지가 인장을 받을 때와 압축을 받을 때의 양자의 하중조건을 택하여 가력 하였다. EP-C실험체는 외측다이아프램이 인장을 받고, EP-S실험체는 기둥의 상, 하의 위치를 바꿔 관통다이아프램이 인장을 받도록 설치를 하여 가력을 하였다. 기존 접합부형식의 실험체에 관해서는 상, 하 다이아프램 형식이 같으므로 상플랜지가 인장을 받는 경우만을 대상으로 하였다.
- 외측다이아프램의 경우 강관외측에 다이아프램 내측을 개선해 맞댐용접으로 접합을 하였으며, 관통다이아프램의 경우 강관을 절단 후 강관 사이에 관통다이아프램을 맞댐용접으로 접합을 하였다. H형강 보 웨브와 강관, H형강 보 단부의 스티프너는 필릿용접을 하였으며, 그 외 나머지 부분은 모두 맞댐용접으로 접합을 하였다.
- 가력에는 oil jack을 사용하고 100t 용량의 로드셀을 이용하여 하중을 계측하였고, LVDT 및 와이어 스트레인 게이지 등으로 변위 및 변형율을 계측하여 하중점 변위, 패널 존 원형강관의 변형, H형강 보 상, 하플랜지의 변형 등을 측정하였다. LVDT는 H형강 보 끝단 하중점, 하 플랜지 용접부, 실험체 설치상황에서 주각, 주두 부분의 수직 변위를 계측하였고, 와이어 스트레인 게이지는 H형강 보 플랜지 용접부 상부 50mm위치 좌, 우측과 다이아프램의 측면의 두께부분 총6곳에서 변형도를 계측하였다.
- 가력에는 oil jack을 사용하고 100t 용량의 로드셀을 이용하여 하중을 계측하였고, LVDT 및 와이어 스트레인 게이지 등으로 변위 및 변형율을 계측하여 하중점 변위, 패널 존 원형강관의 변형, H형강 보 상, 하플랜지의 변형 등을 측정하였다. LVDT는 H형강 보 끝단 하중점, 하 플랜지 용접부, 실험체 설치상황에서 주각, 주두 부분의 수직 변위를 계측하였고, 와이어 스트레인 게이지는 H형강 보 플랜지 용접부 상부 50mm위치 좌, 우측과 다이아프램의 측면의 두께부분 총6곳에서 변형도를 계측하였다.
- 기존 접합부형식의 실험체에 관해서는 상, 하 다이아프램 형식이 같으므로 상플랜지가 인장을 받는 경우만을 대상으로 하였다. 가력은 실험실 여건상 기둥을 수평으로 하여 보부재를 수직으로 세워 보 단부에 수평력을 가하는 방법으로 실험을 하였으며, 주두와 주각부분, oil jack 설치부와 로드셀과 H형강 보 접합부는 모두 핀접합으로 처리하였다. 자세한 가력 및 실험체 계측상황을 그림 4에 나타내었다.
- 강재끼리의 용접부위는 ‘tie’로 묶어 동일한 거동을 하게 하였으며, 강재와 콘크리트 사이에는 마찰계수를 두는 ‘finite sliding’을 사용하여 극소하게 미끄러지도록 정하였다(류성곤, 2010). 각 파트별로 유한요소해석을 위한 메쉬를 나누고 접합부 부근은 보다 작은 사이즈로 나누어 내력분포를 자세히 알아 볼 수 있도록 하였다. 재료 물성치는 실험치 측정하였던 구조재료실험을 통한 물성치를 구간별로 나눠 대입하였다(그림 19점선).
- 다이아프램 두께에 따른 장기허용인장력(Pa)와 보의 축방향력(P )의 관계를 검토한 것을 표 2에 나타내었다. 검토결과 안전하게 나온 결과를 토대로 보의 강종을 400MPa급으로, 다이아프램의 두께는 15mm부터 안전하지만, 제작 편의상 H형강 보의 사이즈에 맞춰 18mm로 외측다이아프램을 제작하였다.
- 절충형 EP-S실험체의 모델링을 그림 18에 나타내었다. 기둥은 상부다이아프램부분, 하부다이아프램부분, 접합부부분 3개로 나눠 모델링하였으며, 관통, 외측 여부에 따라 2가지 형태의 다이아프램을 모델링하였다. 강재끼리의 용접부위는 ‘tie’로 묶어 동일한 거동을 하게 하였으며, 강재와 콘크리트 사이에는 마찰계수를 두는 ‘finite sliding’을 사용하여 극소하게 미끄러지도록 정하였다(류성곤, 2010).
- 다이아프램의 장기허용인장력을 구하기 위해 다이아프램에 접합되는 H형강 보 단면을 H - 488 × 300 × 11 × 18로, 강관의 단면 사이즈는 Φ - 450 × 12로 각각 정하였다.
- 모든 해석에서 가력점인 보끝단 상플랜지의 최외면 중앙점에서 하중-변위 관계를 측정하였다. 해석종료 후 실험체 및 접합부 상세상태와 요소에 수직으로 작용된 응력분포와 그 범례를 각각 그림 20-23에 나타내었다.
- 외측다이아프램의 경우 강관외측에 다이아프램 내측을 개선해 맞댐용접으로 접합을 하였으며, 관통다이아프램의 경우 강관을 절단 후 강관 사이에 관통다이아프램을 맞댐용접으로 접합을 하였다. H형강 보 웨브와 강관, H형강 보 단부의 스티프너는 필릿용접을 하였으며, 그 외 나머지 부분은 모두 맞댐용접으로 접합을 하였다.
- 원형CFT기둥-보 접합부실험을 위하여 Φ - 450 × 12 원형 강관과 H - 488 × 300 × 11 × 18보를 사용하였고, 보의 플랜지와 같은 두께의 외측 다이아프램, 관통 다이아프램을 접합부에 두었다.
- 원형강관과 다이아프램, H형강 보의 플랜지 및 웨브의 총 4가지의 인장시험편을 제작하였고, 콘크리트 충전시 사용되었던 레미콘에서 공시체를 제작하여 만능재료시험기(U.T.M.)로 가력하였다. 강재 인장시험편의 평균값을 표 4에 나타내었다.
- 각종 실험체 일람을 표 3에 나타낸다. 원형강관기둥 길이는 3,200mm 이고 H형강 보 길이는 2,150mm이며 보 단부 하중가력지점에는 스티프너를 두어 국부좌굴을 방지하였다. 절충형실험체 형상을 그림 3에 나타낸다.
- 일반적인 경우 접합부의 상, 하부에 같은 형식의 다이아프램을 사용하고 있다. 이 연구에서는 CFT구조 접합부의 상부 다이아프램은 외측다이아프램 형식으로 하고 하부 다이아프램은 관통다이아프램 형식으로 하였다(그림 1). 이것은 건축물에 바닥슬래브가 있으므로 상부 다이아프램은 바닥슬래브와 일체가 되고 하부 다이아프램으로 관통다이아프램을 적용하여 건축설비와의 마찰을 피하며 콘크리트의 충전성을 개선시키고자 한 것이다.
- 각 파트별로 유한요소해석을 위한 메쉬를 나누고 접합부 부근은 보다 작은 사이즈로 나누어 내력분포를 자세히 알아 볼 수 있도록 하였다. 재료 물성치는 실험치 측정하였던 구조재료실험을 통한 물성치를 구간별로 나눠 대입하였다(그림 19점선).
- 절충형 다이아프램형식은 접합부의 양쪽을 각각 다른 형태의 다이아프램을 사용한 것으로 내경이 작은 관통다이아프램을 한 곳에만 적용시키면 양쪽 접합부에 관통다이아프램을 적용시킨 실험체보다 상대적으로 충전성이 개선될 것이라 예상하고 제작하였다. 외측다이아프램과 관통다이아프램은 다음과 같이 치수를 정하였다.
- 원형CFT기둥-보 접합부실험을 위하여 Φ - 450 × 12 원형 강관과 H - 488 × 300 × 11 × 18보를 사용하였고, 보의 플랜지와 같은 두께의 외측 다이아프램, 관통 다이아프램을 접합부에 두었다. 절충형 실험체는 상부 다이아프램이 인장과 압축을 받을 때의 2종류로 제작을 하였고, 상부측 주두부분에 직경 20mm의 콘크리트 타설을 위한 구멍을 두었다. 기존방식의 실험체는 외측다이아프램과 관통다이아프램 각각 1개씩 제작을 하였다.
- 콘크리트는 fck = 30MPa급을 사용하며 실험실에서 직접 레미콘과 펌프카를 사용해 현장타설을 하였다. 타설은 편의를 위해 실험체를 30도 눕혀놓고 주두에 있는 구멍에 호스를 삽입후 펌프카로 타설하고 진동 다짐기로 공극이 없도록 다져 주었다.
- 타설은 편의를 위해 실험체를 30도 눕혀놓고 주두에 있는 구멍에 호스를 삽입후 펌프카로 타설하고 진동 다짐기로 공극이 없도록 다져 주었다. 타설구멍 부분의 콘크리트는 빈공간을 최소화시키기 위해 합판으로 구멍을 막고 삽으로 매워넣었고, 남은 빈공간의 구조적 성능은 무시를 하였다.
대상 데이터
- EP-C실험체는 외측다이아프램이 인장을 받고, EP-S실험체는 기둥의 상, 하의 위치를 바꿔 관통다이아프램이 인장을 받도록 설치를 하여 가력을 하였다. 기존 접합부형식의 실험체에 관해서는 상, 하 다이아프램 형식이 같으므로 상플랜지가 인장을 받는 경우만을 대상으로 하였다. 가력은 실험실 여건상 기둥을 수평으로 하여 보부재를 수직으로 세워 보 단부에 수평력을 가하는 방법으로 실험을 하였으며, 주두와 주각부분, oil jack 설치부와 로드셀과 H형강 보 접합부는 모두 핀접합으로 처리하였다.
- 절충형 실험체는 상부 다이아프램이 인장과 압축을 받을 때의 2종류로 제작을 하였고, 상부측 주두부분에 직경 20mm의 콘크리트 타설을 위한 구멍을 두었다. 기존방식의 실험체는 외측다이아프램과 관통다이아프램 각각 1개씩 제작을 하였다. 각종 실험체 일람을 표 3에 나타낸다.
- 다이아프램의 두께는 외측다이아프램과 같은 18mm이며, 콘크리트 충전을 위한 구멍 내경은 225mm로 제작을 하였다. 실험체 상세를 그림 3에 첨부한다.
데이터처리
- 실험결과의 검증을 위해 실제 실험과 동일한 치수와 재료 성능을 이용하고 유한요소해석 프로그램을 사용하여 수치해석하였다. 절충형 EP-S실험체의 모델링을 그림 18에 나타내었다.
성능/효과
- (1) 다이아프램형식으로 관통다이아프램과 외측다이아프램을 절충하여 사용한 CFT접합부의 성능은 일반적인 접합부 형식의 경우와 동일한 구조적 거동을 나타내고 있는 것이 확인되었다.
- (2) 설비배관등의 구조와의 간섭을 피하기 위해서 외측다이아프램형식에서 하부 플랜지와의 연결을 관통다이아프램으로 하면 구조적으로 안전함을 확인하였다.
- (3) 다이아프램의 접합부에서 인장측 다이아프램의 경우 압축측 다이아프램보다 높은 구조성능을 요구함을 알 수 있다.
- 강재 인장시험편의 평균값을 표 4에 나타내었다. 구조체 실험후 실행한 구조재료실험에서 H형 보의 강재가 항복강도, 인장강도가 예상 외로 높은 것으로 나타났다. 외측다이아프램의 경우 인장강도가 보의 축방향력보다 낮아 설계식을 만족하지 못하는 상태이다.
- 식 (4a))와 보의 항복모멘트를 보의 춤으로 나눈 식 (4b)와 비교를 하여 그림 25에 나타내었다. 실험 및 해석결과는 FpG의 약 10% 내외의 값을 나타내고 있음을 알 수 있다. 이는 설계식 Pa를 사용할 경우 보의 전소성능력까지 사용 가능함을 알 수 있다.
- 인장측 접합부에 관통다이아프램을 적용시킨 EP-C와 PP형태는 실험체의 거동 및 최대내력값이 동일하게 나오나, 외측다이아프램을 인장측에 적용시킨 EP-S와 EE는 15%정도의 차이가 있다. 이 연구에서의 관통다이아프램의 설계법으로는 외측다이아프램보다 관통다이아프램형식의 구조적성능이 높은 것으로 판단된다. 좀 더 정확한 원형CFT접합부의 구조적거동 확인을 위해 관통다이아프램의 설계식 유도가 추후 필요하다고 판단된다.
후속연구
- 이 연구에서의 관통다이아프램의 설계법으로는 외측다이아프램보다 관통다이아프램형식의 구조적성능이 높은 것으로 판단된다. 좀 더 정확한 원형CFT접합부의 구조적거동 확인을 위해 관통다이아프램의 설계식 유도가 추후 필요하다고 판단된다.
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