본 연구에서는 중간 지진 영역대에서 사용 가능한 TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 내진 상세를 개발하였다. 시공성 향상을 위하여 TSC보의 상하부 플랜지는 조인트를 관통시키지 않고, 웨브만 조인트를 관통하였다. 이에 따라 접합부 공칭강도 평가시 상하부 플랜지의 인장력은 고려하지 않았다. 두 개의 내부 접합부와 한 개의 외부 접합부에 대하여 반복가력 실험을 통하여 내진성능을 검증하였다. 내부 접합부의 실험 변수는 보 춤으로 슬래브 두께를 포함하여 600mm, 700mm이다. 실험결과, 실험체는 KBC 2009로 예측한 접합부의 하중재하능력은 실험결과와 잘 일치하였으며, 변형능력과 에너지 소산에 있어서 중간모멘트 골조 요구조건을 만족하는 우수한 성능을 보여주었다. 3%~4% 층간변위비 이후 보 웨브 강판의 좌굴 및 파단으로 인하여 실험체의 하중 재하능력이 감소하였다. ASCE 합성접합부 설계기준을 수정하여 TSC보-PSRC기둥 접합부의 전단강도를 평가하였다.
본 연구에서는 중간 지진 영역대에서 사용 가능한 TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 내진 상세를 개발하였다. 시공성 향상을 위하여 TSC보의 상하부 플랜지는 조인트를 관통시키지 않고, 웨브만 조인트를 관통하였다. 이에 따라 접합부 공칭강도 평가시 상하부 플랜지의 인장력은 고려하지 않았다. 두 개의 내부 접합부와 한 개의 외부 접합부에 대하여 반복가력 실험을 통하여 내진성능을 검증하였다. 내부 접합부의 실험 변수는 보 춤으로 슬래브 두께를 포함하여 600mm, 700mm이다. 실험결과, 실험체는 KBC 2009로 예측한 접합부의 하중재하능력은 실험결과와 잘 일치하였으며, 변형능력과 에너지 소산에 있어서 중간모멘트 골조 요구조건을 만족하는 우수한 성능을 보여주었다. 3%~4% 층간변위비 이후 보 웨브 강판의 좌굴 및 파단으로 인하여 실험체의 하중 재하능력이 감소하였다. ASCE 합성접합부 설계기준을 수정하여 TSC보-PSRC기둥 접합부의 전단강도를 평가하였다.
In the present study, details of the TSC beam-to-PSRC column connection for low and middle seismic zones were developed. For ease construction, the top and bottom flanges of the steel section of the TSC beam were discontinuous at the joint face on purpose, while the web passes through the joint. Thu...
In the present study, details of the TSC beam-to-PSRC column connection for low and middle seismic zones were developed. For ease construction, the top and bottom flanges of the steel section of the TSC beam were discontinuous at the joint face on purpose, while the web passes through the joint. Thus, tensile resistance of the top and bottom flanges is not considered in the calculation of nominal strength of the connection. Cyclic loading tests on two interior connections and an exterior connection were performed to verify the seismic performance. The test parameter for two interior connections was the depth of the TSC beams: 600 and 700 mm including the slab depth. The test results showed that the nominal strength of the connections predicted by KBC 2009 correlated well with the test results. The connection specimens exhibited relatively good deformation and energy dissipation capacities, greater than the requirements for the ordinary and intermediate moment frames. Ultimately, the connection specimens were failed at the story drift ratios of 3.0 to 4.0 % due to local buckling and tensile fracture of the web of the TSC beam passing through the joint. By modifying the existing provisions of ASCE, the joint shear strength of the TSC beam-PSRC column connection was evaluated.
In the present study, details of the TSC beam-to-PSRC column connection for low and middle seismic zones were developed. For ease construction, the top and bottom flanges of the steel section of the TSC beam were discontinuous at the joint face on purpose, while the web passes through the joint. Thus, tensile resistance of the top and bottom flanges is not considered in the calculation of nominal strength of the connection. Cyclic loading tests on two interior connections and an exterior connection were performed to verify the seismic performance. The test parameter for two interior connections was the depth of the TSC beams: 600 and 700 mm including the slab depth. The test results showed that the nominal strength of the connections predicted by KBC 2009 correlated well with the test results. The connection specimens exhibited relatively good deformation and energy dissipation capacities, greater than the requirements for the ordinary and intermediate moment frames. Ultimately, the connection specimens were failed at the story drift ratios of 3.0 to 4.0 % due to local buckling and tensile fracture of the web of the TSC beam passing through the joint. By modifying the existing provisions of ASCE, the joint shear strength of the TSC beam-PSRC column connection was evaluated.
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문제 정의
(4) 본 연구에서는 TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 조인트 전단설계 방법을 제안하였다. 제안된 방법으로 평가된 각 접합부 실험체의 조인트 전단강도는 요구전단력를 1.
본 연구에서는 TSC 합성보 - PSRC 합성기둥 접합부의 실용적인 조인트 접합 상세를 제안하였다. 실물 크기의 내ㆍ외부 접합부 실험체에 대한 주기재하 실험을 통하여 접합부의 하중재하능력, 변형능력, 에너지소산능력, 조인트 전단강도, 파괴특성 등 내진성능을 분석하였다.
이와 달리 단면성능을 극대화한 PSRC 합성기둥과 TSC 합성보 사이의 효율적인 접합상세와 그 구조성능에 대한 연구는 없다. 본 연구에서는 시공성이 우수한 실용적인 PSRC 합성기둥과 TSC 합성보의 접합상세를 개발하고, 실물크기로 제작된 보-기둥 접합부에 대한 반복가력실험을 통하여 내진성능을 검증하였다.
제안 방법
0%)를 앵글에 직접 용접하여 앵글을 둘러싸는 후프를 제작하였고, 내부에는 길이방향 주근 4-D32를 구속하는 D13 교차띠근(crosstie)을 십자형으로 배치하여 주근에 용접하였다. PSRC 기둥에서 횡방향 후프근 및 교차띠근의 간격은 이전 연구[6]를 바탕으로 앵글과 콘크리트 사이의 부착 성능을 확보하도록 150mm 간격으로 배치하였다.
2(a) 참조). TSC 합성보의 전단력을 기둥으로 전달하기 위하여, U형 강재단면의 웨브와 기둥 단면 모서리의 앵글에 웨브강판(web plate, Fig. 2 참조)을 수직으로 용접하여 직접 접합한다.
2%)에 콘크리트를 채우고 그 상부에 너비 1,200mm 및 두께 150mm의 콘크리트 슬래브를 추가하여 제작하였다. U형 강재단면과 콘크리트 슬래브의 완전합성을 위하여, 상부 플랜지에 직경 16mm의 스터드 전단연결재를 150mm 간격으로 배치하였다. 슬래브의 장변방향 주근으로 4-D25(항복강도 fy=460MPa, 인장강도 fu=613MPa, 연신률 25.
TSC 합성보 및 PSRC 합성기둥은 모두 KBC 2009[12] 강구조 설계기준 및 AISC 360[13]에 따라 설계하였다. 강기둥-약보 설계 개념을 적용하여 조인트 경계에서 기둥 휨강도 합이 좌ㆍ우 보 휨강도 합의 1.84~3.47배가 되도록 하였다(Table 1 참조).
의 중간모멘트골조의 내진성능 요구조건을 충족하는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서 제안된 접합상세 및 설계법은 비내진구조 또는 중간모멘트골조 이하의 내진구조에 사용하여야 한다.
실험 중 슬래브는 면외방향 변위에 대하여 횡지지되었다. 변위계를 이용하여 기둥 상ㆍ하단의 횡변위를 계측하였고, 변형률 게이지를 사용하여 TSC 합성보 강재단면의 변형률, 슬래브 주근 변형률, PSRC 합성기둥의 앵글 및 횡철근 변형률 등을 계측하였다.
8(c)는 기둥 단면의 모서리에 배치한 앵글의 축방향 변형률을 나타낸다. 본 연구에서는 기둥에 별도의 압축력을 가하지 않았고 또한 강기둥-약보로 설계하여 주기거동 동안 휨항복이 발생하지 않았다. 그 결과 기둥 앵글의 변형률은 항복변형률에 크게 미치지 못하고 탄성영역에 머물렀다.
본 연구에서는 최대강도 이후 각 변위비의 첫 번째 가력에서 하중재하능력이 공칭강도의 80%로 저하된 시점의 층간변위비를 접합부의 변형능력 δu로 정의하였다[12],[14].
본 연구에서는 TSC 합성보 - PSRC 합성기둥 접합부의 실용적인 조인트 접합 상세를 제안하였다. 실물 크기의 내ㆍ외부 접합부 실험체에 대한 주기재하 실험을 통하여 접합부의 하중재하능력, 변형능력, 에너지소산능력, 조인트 전단강도, 파괴특성 등 내진성능을 분석하였다. 주요한 결과는 다음과 같다.
앵글과 강재, 앵글과 철근의 용접은 사르피노치인성 86J@0℃을 만족하는 규격 YFW-C50DR 용접봉(FEXX =584MPa)를 사용하여 앵글-강재 또는 앵글-철근이 맞닿는 전체 길이에서 Flare-Bevel-Groove 용접으로 양면 용접하였다.
기둥 하부는 회전단이고, 보 양단부 지점은 좌ㆍ우 횡변위가 발생할 수 있도록 이동단으로 제작하였다. 양단부의 보 지점에는 1,000kN 로드셀을 설치하여 반복하중이 가력되는 동안 보 단부에 작용하는 반력을 계측하였다. 실험 중 슬래브는 면외방향 변위에 대하여 횡지지되었다.
5의 하중-변위 응답에서 한 주기에 해당하는 폐곡선으로 둘러싸인 면적으로 정의하였다. 에너지소산량은 동일한 층간변위비에서 반복되는 두 번째 주기거동에 대하여 계산하였다. 에너지소산은 조인트 영역보다는 Fig.
에너지소산량은 동일한 층간변위비에서 반복되는 두 번째 주기거동에 대하여 계산하였다. 에너지소산은 조인트 영역보다는 Fig. 7에 나타낸 바와 같이 소성변형이 집중되는 TSC 합성보에서 발생하기 때문에, 보 춤이 크고 강재량이 많은 I550이 I450보다 더 많은 에너지를 소산하였고, 보가 한쪽에만 연결된 외부접합부 E550의 경우 I550의 절반에 해당하는 에너지를 소산하였다. 초기에는 에너지소산량이 접합부의 변형에 비례하여 증가하였지만, 3.
여기서, 철근 및 강재는 강도는 1축 인장 실험으로 구한 실제 항복강도 및 인장강도를 나타낸다. 전단 및 부착을 위한 횡방향 철근으로 길이 600mm의 D13 타이근 4개(항복강도 fy=519MPa, 인장강도 fu=623MPa, 연신률 20.0%)를 앵글에 직접 용접하여 앵글을 둘러싸는 후프를 제작하였고, 내부에는 길이방향 주근 4-D32를 구속하는 D13 교차띠근(crosstie)을 십자형으로 배치하여 주근에 용접하였다. PSRC 기둥에서 횡방향 후프근 및 교차띠근의 간격은 이전 연구[6]를 바탕으로 앵글과 콘크리트 사이의 부착 성능을 확보하도록 150mm 간격으로 배치하였다.
제안된 방법을 사용하여 본 연구에서 실험한 내ㆍ외부 접합부 실험체 I450, I550, E550의 조인트 전단강도를 계산하였으며, Table 2에서 조인트 영역에서의 전단 요구와 성능을 비교하였다. 식 (6a)로부터 결정된 조인트의 요구전단력에 대응하는 요구휨모멘트 Muc는 Table 2의 첫 번째 행에 나타냈다.
실제 시공 상세와 동일하도록 TSC 합성보는 조인트 경계면으로부터 1,000mm 떨어진 위치에서 볼트접합부(F10T, M22)를 갖는 브래킷으로 제작되었다. 직각방향 보에 의한 조인트 영역의 4면 구속효과를 고려하기 위하여, 슬래브 단변방향으로도 슬래브 너비만큼 TSC 합성보를 연장하였다.
철근콘크리트 기둥-H형강보 접합부 설계를 위한 ASCE의 지침서[15]와 황현종 등[8]이 제안한 TSC 합성보-철근콘크리트 기둥 접합부의 조인트 전단강도 평가방법을 수정하여, 본 연구에서 실험한 TSC 보-PSRC 기둥 접합부의 조인트 전단강도를 평가하였다. Fig.
층간변위비 ±0.375%, ±0.5%, ±0.75%에서 각각 6회 반복가력하였고, ±1.0%에서 4회 반복가력하였으며, 이후 ±1.5%, ±2.0%, ±3.0%, ±4.0%, ±5.0%에서 각각 2회 반복가력하였다.
대상 데이터
TSC 합성보의 경우 조인트 경계로부터 보 단부의 지점까지의 순경간은 2,980mm이다. Fig. 3(a)의 A-A 단면에 나타낸 바와 같이 I550 실험체에 사용한 TSC 합성보는 웨브의 너비와 깊이가 각각 bf=300mm 및 df=544mm인 U형 강재단면(두께 6mm의 SM490 강판, 항복강도 Fy= 450MPa, 인장강도 Fu=515MPa, 연신률 17.2%)에 콘크리트를 채우고 그 상부에 너비 1,200mm 및 두께 150mm의 콘크리트 슬래브를 추가하여 제작하였다. U형 강재단면과 콘크리트 슬래브의 완전합성을 위하여, 상부 플랜지에 직경 16mm의 스터드 전단연결재를 150mm 간격으로 배치하였다.
I450은 I550과 동일한 기둥 단면 크기 800mm×800mm와 접합부 상세를 적용하였다.
기둥 상부에 최대 용량 2,000kN, 최대 스트로크 ±250mm인 엑츄에이터를 사용하였다.
보와 기둥이 교차하는 조인트의 접합 상세는 Fig. 2(a)에 나타낸 바와 같이 8개의 수평방향 상ㆍ하 패널존강판 PL580x70x12과 8개의 수직방향 웨브강판 PL-300x100x6을 사용하여 제작하였다(Fig. 3(a)의 panel zone plate 및 web plate 참조).
3(a)의 panel zone plate 및 web plate 참조). 실제 시공 상세와 동일하도록 TSC 합성보는 조인트 경계면으로부터 1,000mm 떨어진 위치에서 볼트접합부(F10T, M22)를 갖는 브래킷으로 제작되었다. 직각방향 보에 의한 조인트 영역의 4면 구속효과를 고려하기 위하여, 슬래브 단변방향으로도 슬래브 너비만큼 TSC 합성보를 연장하였다.
실험체 E550은 T형의 외부접합부이다. PSRC 기둥과 TSC 합성보(슬래브 포함)의 단면 크기는 I550과 동일하다.
3은 실험에 사용된 TSC 보-PSRC 기둥접합부 실험체의 실험변수와 상세 도면을 보여준다. 십자형 내부접합부 I450 및 I550과 T자형 외부접합부 E550 등 3개의 실험체를 제작하였다. I와 E는 각각 내부 및 외부 접합부를, 450 및 550은 슬래브의 두께를 제외한 TSC 합성보의 단면 깊이를 가리킨다.
이론/모형
I와 E는 각각 내부 및 외부 접합부를, 450 및 550은 슬래브의 두께를 제외한 TSC 합성보의 단면 깊이를 가리킨다. TSC 합성보 및 PSRC 합성기둥은 모두 KBC 2009[12] 강구조 설계기준 및 AISC 360[13]에 따라 설계하였다. 강기둥-약보 설계 개념을 적용하여 조인트 경계에서 기둥 휨강도 합이 좌ㆍ우 보 휨강도 합의 1.
성능/효과
(1) 주기하중 실험결과, 내ㆍ외부 접합부 실험체는 2～3% 층간변위비에서 최대강도를 보인 이후 강도저하를 보이며 3～4%의 층간변위비에서 파괴되었다. 최대강도 이후의 강도저하는 조인트 경계에서 발생된 TSC 합성보의 강재단면 웨브 좌굴에 의하여 나타났다.
(2) TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 하중재하능력은 KBC 2009의 공칭강도보다 10% 크게 평가되었다. 로드셀로 보 지지점의 수직하중을 계측한 결과, 공칭강도 대비 접합부의 초과강도는 조인트 경계에서 TSC 합성보 단면의 부방향 소성휨강도가 보수적으로 평가되어 나타난 것으로 판단된다.
(3) 제안된 접합부 실험체는 TSC 합성보의 강재단면 플랜지가 조인트 내부에서 완전히 연속되지 않았으므로, 주기거동 동안 핀칭이 크게 발생하여 에너지소산능력이 감소하였다. 이러한 핀칭은 조인트 내부를 관통하는 TSC 합성보 강재단면의 웨브에 소성변형 및 부착슬립이 발생하고 주기거동 동안 그러한 부착변형이 하부 플랜지와 조인트 경계에 누적되어 발생하였다.
외부접합부 실험체 E550은 조인트 영역에 작용하는 소요 전단력이 절반으로 감소함에 따라 I550 대비 조인트 영역의 균열이 크게 감소하였다. 3.0% 층간변위비에서 TSC 합성보 아래쪽에서 기둥의 피복 콘크리트 파괴가 시작되었고, 4.0% 층간변위비에서는 보의 측면까지 기둥의 피복 콘크리트가 확대되면서 기둥의 앵글이 노출되었다. 그러나 기둥에 압축력을 가하지 않아 앵글의 압축응력이 작으므로 앵글의 국부 좌굴이 발생하지는 않았다.
그러나 기둥에 압축력을 가하지 않아 앵글의 압축응력이 작으므로 앵글의 국부 좌굴이 발생하지는 않았다. 3.0% 층간변위비의 첫 번째 가력에서 TSC 합성보의 웨브에서 강판 국부 좌굴이 최초로 관찰되었고, 결국 두 번째 반복가력 동안 웨브 하부에서 인장파단이 발생하며 정방향 휨모멘트 강도가 급격히 저하되었다(Fig. 6(c) 참조).
I550은 TSC 합성보 웨브의 춤을 550mm로 증가시켜 조인트 영역에 작용하는 소요 전단력이 증가하였다. 그 결과, I450에 대비 조인트 영역에서 피복 콘크리트 균열폭이 증가하였으나 균열의 개수는 거의 증가하지 않았다(Fig. 7(b) 참조).
(2) TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 하중재하능력은 KBC 2009의 공칭강도보다 10% 크게 평가되었다. 로드셀로 보 지지점의 수직하중을 계측한 결과, 공칭강도 대비 접합부의 초과강도는 조인트 경계에서 TSC 합성보 단면의 부방향 소성휨강도가 보수적으로 평가되어 나타난 것으로 판단된다.
본 연구에서 개발한 TSC 합성보 - PSRC 합성기둥 접합부는 KBC 2009[12] 및 AISC 341[14]의 중간모멘트골조의 내진성능 요구조건을 충족하는 것으로 나타났다. 따라서 본 연구에서 제안된 접합상세 및 설계법은 비내진구조 또는 중간모멘트골조 이하의 내진구조에 사용하여야 한다.
0%로서 중간모멘트합성골조에서 요구하는 허용기준을 만족하였다[12],[14]. 세 실험체 모두 최대강도 이후의 반복가력에 의한 점진적인 강도저하가 나타났고, 주기거동 동안 핀칭이 크게 발생하여 에너지소산이 그다지 크지는 않았다. 그 이유는 부모멘트에 저항하는 U형 강재단면의 웨브 하부에서 인장항복이 발생하여 부착손상으로 인한 미끄러짐 변형이 발생하였고, 그 결과 조인트 경계에서 하부 플랜지와 패널존강판 사이의 간격이 점차 확대되어 TSC 합성보의 휨강도 발현이 지연되고 주기곡선 상의 핀칭을 증가하였기 때문이다.
(4) 본 연구에서는 TSC 합성보-PSRC 합성기둥 접합부의 조인트 전단설계 방법을 제안하였다. 제안된 방법으로 평가된 각 접합부 실험체의 조인트 전단강도는 요구전단력를 1.59～2.98배 상회하였고, 그 결과 주기실험 내내 조인트 영역에서 구조손상이 거의 발생되지 않았다.
8(b)는 하부 플랜지의 수평 방향 변형률(또는 휨에 의한 변형률)을 보여준다. 조인트를 관통하는 웨브과 달리, 하부 플랜지는 조인트 경계면에서 단절되므로 압축이 지배적인 변형률 분포를 보였다. Fig.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
강재와 콘크리트를 이용한 합성구조가 많이 적용되고 있는 이유는?
재료의 효율적이고 경제적인 사용을 위하여 강재와 콘크리트를 이용한 합성구조가 많이 적용되고 있다. 전통적으로 철근콘크리트 기둥 또는 보의 단면 중심에 H형강을 배치한 SRC 합성구조가 널리 사용되어 왔지만, 최근 들어 단면성능을 향상시키기 위하여 다양한 형태의 합성부재가 개발되고 있다[1],[2],[3],[4],[5],[6],[7],[8],[9],[10].
PSRC 합성기둥이 현장에서는 복잡한 배근 공사가 불필요한 이유는?
PSRC 합성기둥은 앵글을 단면 모서리에 배치하므로, H형강을 단면 중심에 배치하는 기존 SRC 합성기둥에 비해서 PSRC 합성기둥의 휨저항 성능이 우수하다. 특히, 주근 역할을 하는 앵글과 직각방향의 철근을 공장에서 용접하여 자립가능한 합성기둥을 제작하므로, 현장에서는 복잡한 배근 공사가 불필요하다. Fig.
PSRC 합성기둥이 기존 SRC 합성기둥에 비해서 우수한 것은?
1(a)는 PSRC 합성기둥의 단면을 보여준다. PSRC 합성기둥은 앵글을 단면 모서리에 배치하므로, H형강을 단면 중심에 배치하는 기존 SRC 합성기둥에 비해서 PSRC 합성기둥의 휨저항 성능이 우수하다. 특히, 주근 역할을 하는 앵글과 직각방향의 철근을 공장에서 용접하여 자립가능한 합성기둥을 제작하므로, 현장에서는 복잡한 배근 공사가 불필요하다.
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