PSRC 기둥은 앵글을 콘크리트에 매입시킨 기둥으로, 단면의 외곽 코너에 배치되는 앵글이 기둥의 휨-압축에 저항한다. 본 연구에서는 KBC 2009에 따라 압축력을 가한 기둥에 대하여 횡방향 반복가력 실험을 통하여 내진성능을 검증하였다. 기둥 종류, 연속후프근 적용, 앵글에 스터드 적용을 실험 변수로 고려하였으며, 2/3 스케일을 갖는 한 개의 SRC 합성기둥과 세 개의 PSRC 합성기둥을 실험하였다. 실험결과, KBC 2009로 예측한 PSRC 합성기둥의 하중재하능력은 실험결과와 잘 일치하였으며, 변형능력과 에너지 소산에 있어서 우수한 성능을 보여주었다. PSRC 합성기둥은 반복하중으로 인한 콘크리트 피복 탈락 이후, 앵글 및 주철근의 좌굴에 의해 실험체의 하중재하능력이 감소하였다. 특히, 연속후프근을 적용한 PSRC 합성기둥은 앵글의 조기 국부좌굴이 억제되어 기존 PSRC 합성기둥에 비해 연성능력이 향상되었다.
PSRC 기둥은 앵글을 콘크리트에 매입시킨 기둥으로, 단면의 외곽 코너에 배치되는 앵글이 기둥의 휨-압축에 저항한다. 본 연구에서는 KBC 2009에 따라 압축력을 가한 기둥에 대하여 횡방향 반복가력 실험을 통하여 내진성능을 검증하였다. 기둥 종류, 연속후프근 적용, 앵글에 스터드 적용을 실험 변수로 고려하였으며, 2/3 스케일을 갖는 한 개의 SRC 합성기둥과 세 개의 PSRC 합성기둥을 실험하였다. 실험결과, KBC 2009로 예측한 PSRC 합성기둥의 하중재하능력은 실험결과와 잘 일치하였으며, 변형능력과 에너지 소산에 있어서 우수한 성능을 보여주었다. PSRC 합성기둥은 반복하중으로 인한 콘크리트 피복 탈락 이후, 앵글 및 주철근의 좌굴에 의해 실험체의 하중재하능력이 감소하였다. 특히, 연속후프근을 적용한 PSRC 합성기둥은 앵글의 조기 국부좌굴이 억제되어 기존 PSRC 합성기둥에 비해 연성능력이 향상되었다.
PSRC composite column is a concrete encased steel angle column. In the PSRC composite column, the steel angles placed at the corner of the cross-section resists bending moment and compression load. In the present study, using the performance criteria in KBC 2009, cyclic lateral loading test was perf...
PSRC composite column is a concrete encased steel angle column. In the PSRC composite column, the steel angles placed at the corner of the cross-section resists bending moment and compression load. In the present study, using the performance criteria in KBC 2009, cyclic lateral loading test was performed for PSRC columns to verify the seismic performance. The test parameters were the column type, the use of continuous hoop, and the use of studs for steel angle. 2/3 scale specimens of a conventional composite column and three PSRC columns were tested. The test results showed that the load-carrying capacity predicted by KBC 2009 correlated well with the test results. The specimens also exhibited good deformation and energy dissipation capacities. After concrete cover spalling under cyclic loading, the load-carrying capacity were decreased by buckling of longitudinal bars and steel angles. When continuous hoop was used, the deformability of the PSRC column was improved, preventing early buckling of the steel angles.
PSRC composite column is a concrete encased steel angle column. In the PSRC composite column, the steel angles placed at the corner of the cross-section resists bending moment and compression load. In the present study, using the performance criteria in KBC 2009, cyclic lateral loading test was performed for PSRC columns to verify the seismic performance. The test parameters were the column type, the use of continuous hoop, and the use of studs for steel angle. 2/3 scale specimens of a conventional composite column and three PSRC columns were tested. The test results showed that the load-carrying capacity predicted by KBC 2009 correlated well with the test results. The specimens also exhibited good deformation and energy dissipation capacities. After concrete cover spalling under cyclic loading, the load-carrying capacity were decreased by buckling of longitudinal bars and steel angles. When continuous hoop was used, the deformability of the PSRC column was improved, preventing early buckling of the steel angles.
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문제 정의
본 연구에서는 PSRC 합성기둥의 내진성능을 검증하기 위하여, 2/3 스케일을 갖는 세 개의 PSRC 합성기둥과 한 개의 기존 SRC 합성기둥 대조실험체에 대하여 압축력 재하 후 횡방향으로 반복가력 실험을 수행하였다. 이를 통하여 PSRC 합성기둥의 하중재하능력, 변형능력, 에너지 소산능력, 파괴특성 등 내진성능을 검증하였다.
본 연구에서는 기둥 단면의 네 모서리에 앵글을 배치하여 단면의 휨저항성능을 극대화한 선행연구의 기존 PSRC 합성 기둥 상세(실험체 S2)와 부착성능 및 시공성을 개선한 새로운 PSRC 합성기둥 상세(실험체 S3 및 S4)에 대하여 내진성능을 평가하였다. 본 장의 분석 결과를 바탕으로 다음과 같은 PSRC 합성기둥의 구조설계 권고사항을 제안하였다.
제안 방법
S1의 경우 게이지를 H형강의 플랜지 표면에 부착하였고, S2~S4의 경우 기둥 단면 중심으로부터 가장 바깥쪽의 앵글 표면에 부착하였다. H형강 및 앵글의 축방향 변형률은 기초면(또는 위험단면)과 기초면으로부터 200mm 높이에서 계측하였다.
H형강과 콘크리트 사이의 부착성능 확보를 위하여 H형강 플랜지 양면에 Φ16 스터드를 2개씩 200mm 간격으로 배치하였다.
PSRC 합성기둥 실험체 S3과 S4는 연속후프를 사용하여 횡보강한 실험체로서, 앵글-콘크리트 부착성능 증진 및 연속 후프 시공성 개선을 위하여 단면 모서리의 앵글 배치 방향을 변경하였다(Fig. 2의 C-C, D-D 단면 참조). 단면 모서리에서 연속후프와 앵글 사이의 유격이 최소화되도록, 팔각형 형태로 제작된 연속후프를 가용접(tag welding)으로 앵글에 고정시키며 앵글을 감쌌다.
본 연구에서는 2/3으로 축소 제작된 기존 SRC 합성기둥 실험체 S1과 PSRC 합성기둥 실험체 S2, S3, S4에 대하여 횡하중 반복재하 실험을 수행하였다. Table 1과 Fig.
에 의하면, 기둥 단면의 휨저항성능을 높이고 선조립을 통한 시공성 향상을 위하여 개발된 PSRC 합성기둥은 피복 콘크리트 파괴 이후 앵글-콘크리트의 부착 파괴와 앵글 국부좌굴이 조기에 발생할 수 있다. 본 연구에서는 단면의 휨저항 성능과 시공성을 각각 극대화한 PSRC 합성 기둥 상세를 제안하고, 주기재하 실험을 통하여 하중재하능력, 변형능력, 파괴특성, 에너지 소산능력 등 내진성능을 검증하였다. 본 연구의 주요한 결과는 다음과 같다.
본 연구에서는 기둥 단면의 네 모서리에 앵글을 배치하여 단면의 휨저항성능을 극대화한 선행연구의 기존 PSRC 합성 기둥 상세(실험체 S2)와 부착성능 및 시공성을 개선한 새로운 PSRC 합성기둥 상세(실험체 S3 및 S4)에 대하여 내진성능을 평가하였다. 본 장의 분석 결과를 바탕으로 다음과 같은 PSRC 합성기둥의 구조설계 권고사항을 제안하였다.
실제 콘크리트의 압축강도 fck , 강재 항복강도 Fy , 철근 항복강도 fy 를 사용한 단면해석을 통하여 기둥 단면의 공칭 휨모멘트강도 Mn 를 계산하고, 이를 기둥 전단경간 He (=1,500mm)로 나누어 기둥의 공칭강도 Pn0 (=Mn /He )을 구하였다.
에너지소산량은 Fig. 4의 하중-변위 관계를 바탕으로 동일한 정·부 방향 횡변위비에서 반복되는 두 번째 재하사이클의 주기곡선의 면적으로 계산하였다.
본 연구에서는 PSRC 합성기둥의 내진성능을 검증하기 위하여, 2/3 스케일을 갖는 세 개의 PSRC 합성기둥과 한 개의 기존 SRC 합성기둥 대조실험체에 대하여 압축력 재하 후 횡방향으로 반복가력 실험을 수행하였다. 이를 통하여 PSRC 합성기둥의 하중재하능력, 변형능력, 에너지 소산능력, 파괴특성 등 내진성능을 검증하였다.
2는 각각 실험체의 실험변수와 상세도면을 보여준다. 주요 실험변수는 강재단면 종류(H형강 및 앵글조립), 직각방향 타이 철근(용접후프 및 연속후프), 앵글-콘크리트 부착 방법(용접후프 및 스터드)이다. SRC 합성기둥 및 PSRC 합성기둥 실험체들은 KBC 2009[10] 강구조 설계기준 및 AISC 360[11]을 바탕으로 설계하였다.
2 (b)의 B-B 단면 참조). 직각방향 보강근으로 D13 철근도막(길이 270mm) 4개를 용접하여 앵글을 감싸는 용접후프를설치하였고, 또한 길이방향 주철근 4-D19를 연결하는 2개의 교차띠철근(cross tie)을 십자형으로 배치하였다. 직각방향 용접후프 및 띠철근의 간격은 합성기둥 전단요구 및 앵글-콘크리트 부착요구를 확보하도록 이전 연구[7]의 제안식을 사용하여 150mm로 결정하였다.
직각방향 보강근으로 D13 철근도막(길이 270mm) 4개를 용접하여 앵글을 감싸는 용접후프를설치하였고, 또한 길이방향 주철근 4-D19를 연결하는 2개의 교차띠철근(cross tie)을 십자형으로 배치하였다. 직각방향 용접후프 및 띠철근의 간격은 합성기둥 전단요구 및 앵글-콘크리트 부착요구를 확보하도록 이전 연구[7]의 제안식을 사용하여 150mm로 결정하였다.
8은 직각방향으로 배치된 타이 철근의 변형률 계측 결과를 보여준다. 타이 철근의 변형률은 기초면으로부터 50 mm 및 200mm 위치에서 계측하였다. 그림의 가로축과 세로축은 각각 기둥의 횡변위비와 타이 철근의 변형률을 나타낸다.
그림에 나타낸 Pn은 소성응력분포법을 사용하여 계산한 하중 재하능력으로, 실험 결과와 비교적 잘 일치하였다. 특히, 횡변위비가 증가함에 따라 이차효과로 인하여 감소되는 강도 저하를 매우 정확하게 예측하였다. Table 2는 소성응력분포법(Method 1)과 정밀 비선형 단면해석(변형률적합법, Method 2)으로 구한 각 실험체의 공칭 하중재하능력을 보여주는데 H형강 플랜지가 중립축 근처에 위치하는 S1을 제외하고는 두 방법에 의한 공칭강도가 유사하였다.
횡력 반복재하 실험 동안 변위계를 이용하여 실험체의 층간변위를 계측하였으며, 변형률 게이지를 통하여 SRC 및 PSRC 합성기둥의 앵글, 철근 등의 변형률 이력을 계측하였다.
횡변위비 (즉, 엑츄에이터 횡변위를 기둥 전단경간으로 나눈 값) ±0.375%, ±0.5%, ±0.75%에서 6회 반복가력하였고, ±1.0%에서 4회 반복가력하였으며, 이후 ±1.5%, 2.0%, 3.0%, 4.0%, 5.0%, 6.0%, 7.0%에서 2회 반복가력하였다[10],[11].
횡하중은 기둥 상부에서 최대 용량 2,000kN, 최대 스트로크 ±250mm인 엑츄에이터를 사용하여 반복가력을 하였다.
대상 데이터
Fig. 2에 나타낸 바와 같이 모든 실험체는 동일한 크기의 기둥(400mm×400mm×1,800mm)과 기둥 기초(900mm×1,400mm×550mm)를 갖도록 제작하였다.
단면 모서리에서 연속후프와 앵글 사이의 유격이 최소화되도록, 팔각형 형태로 제작된 연속후프를 가용접(tag welding)으로 앵글에 고정시키며 앵글을 감쌌다. S2와 동일하게 S3 및 S4 실험체 모두 연속후프의 간격으로 150mm를 사용하였다. S3와 S4 모두 길이방향 주철근으로 SD400W 4-D19를 추가로 배치하였다.
여기서, 철근 및 강재는 강도는 1축 인장 실험으로 구한 실제 항복강도 및 인장강도를 나타낸다. 강판 및 철근 용접은 사르피노치인성 86J@0℃을 만족하는 규격 YFW-C50DR 용접봉(인장강도 FEXX =584MPa)를 사용하였다. 실험체 가력시 계측한 콘크리트 강도 fck =23.
3AsaFy , Asa =앵글의 단면적 864mm2 , Fy =앵글의 항복강도 477MPa)이다. 공칭 지압 강도 Tbn 계산을 위하여, 횡방향 철근의 직경과 용접길이, 부착전단 구간은 각각 dbh =13mm 및 lwh =70mm, ls =1,500mm를 사용하였고 콘크리트 압축강도는 fck = 23.3MPa를 사용하였다(식 (2) 및 Fig. 10 참조). 연속후프근을 적용한 실험체 S3과 S4의 경우 용접길이 lwh 는 앵글 모서리에서만 용접이 되기 때문에 안전측으로 앵글 두께인 6mm만 고려하였다.
기존 SRC 합성기둥 실험체 S1은 단면 중앙부에 SM490 H형강(H-150×150×6×9, 강재비 As /Ag =2.2%, As =단면에 사용된 강재의 총 단면적, Ag =기둥 단면의 총 단면적)을 배치하고 단면의 네 모서리에 SD400W 4-D19 철근을 길이방향으로 배치하였다(Fig.
10 참조)[7]. 본 연구에서는 실험체 S3과 같이 스터드를 적용하는 경우 부착강도 Tbn2 를 추가하였다.
실험에 사용한 SM490 강재(H형강 및 앵글)와 SD400W 철근(D19 및 D13)의 항복강도와 연신률, 콘크리트 강도는 Table 1에 나타냈다. SRC 합성기둥에 적용한 SM490 H형 강의 경우 항복강도 Fy =402MPa, 인장강도 Fu =577MPa, 연신율은 21.
2(a)의 A-A 단면 참조). 심부 콘크리트 횡보강 및 전단보강을 위하여, 직각방향 보강근으로 SD400W D13 후프를 150mm 간격으로 배치하였다. H형강과 콘크리트 사이의 부착성능 확보를 위하여 H형강 플랜지 양면에 Φ16 스터드를 2개씩 200mm 간격으로 배치하였다.
이론/모형
주요 실험변수는 강재단면 종류(H형강 및 앵글조립), 직각방향 타이 철근(용접후프 및 연속후프), 앵글-콘크리트 부착 방법(용접후프 및 스터드)이다. SRC 합성기둥 및 PSRC 합성기둥 실험체들은 KBC 2009[10] 강구조 설계기준 및 AISC 360[11]을 바탕으로 설계하였다. 또한 PSRC 합성기둥의 앵글-콘크리트 부착강도, 전단강도, 타이철근 용접부 강도 등은 엄태성 등,[7]에 제시된 방법을 사용하여 검토하였다.
SRC 합성기둥 및 PSRC 합성기둥 실험체들은 KBC 2009[10] 강구조 설계기준 및 AISC 360[11]을 바탕으로 설계하였다. 또한 PSRC 합성기둥의 앵글-콘크리트 부착강도, 전단강도, 타이철근 용접부 강도 등은 엄태성 등,[7]에 제시된 방법을 사용하여 검토하였다.
실제 콘크리트의 압축강도 fck , 강재 항복강도 Fy , 철근 항복강도 fy 를 사용한 단면해석을 통하여 기둥 단면의 공칭 휨모멘트강도 Mn 를 계산하고, 이를 기둥 전단경간 He (=1,500mm)로 나누어 기둥의 공칭강도 Pn0 (=Mn /He )을 구하였다. 여기서, 기둥 단면에 대한 단면해석은 KBC 2009의 0709장에 따라 강재, 철근, 콘크리트 등 재료의 소성응력분포를 가정하는 소성응력분포법(Method 1)과 단면의 선형변형률 분포에 기반한 재료의 비선형 응력을 사용하는 변형률적합법(Method 2)으로 계산하였다. 강재, 철근, 콘크리트의 응력-변형률 관계 및 비선형 단면해석 방법은 참고문헌 10과 11에 상세하게 나타나 있다.
축력이 작용하는 합성기둥 실험체의 휨강도를 현행 KBC 2009[10]에 제시된 단면설계방법을 사용하여 평가하였다. 기둥 실험체의 공칭강도 Pn는 압축력 N=800kN (=0.
성능/효과
(1) H형강을 사용하는 기존 SRC 합성기둥과 앵글을 사용하는 PSRC 합성기둥 모두 KBC 2009의 합성구조 설계기준의 제시된 공칭강도를 상회하는 하중재하능력을 발휘하였고, 0.22fck 의 상당한 압축응력이 작용함에도 불구하고 약 4.0% 이상의 우수한 변형능력을 보였다. SRC 합성기둥은 피복 콘크리트 파괴 이후 주철근의 좌굴과 저주파 피로 파단에 의하여 최종 파괴되었고, PSRC 합성기둥은 피복 콘크리트 파괴 이후 앵글의 국부좌굴과 심부 콘크리트의 압축파괴로 인하여 파괴되었다.
(1) 기둥 단면의 휨저항성능이 최적화되도록 앵글을 배치하고 용접후프를 사용하여 횡보강한 S2의 경우, H형강을 사용하는 기존 SRC 합성기둥 실험체 S1보다 하중재하 능력이 20% 이상 증가하였지만 소성힌지에서 피복 콘크리트 파괴 후 앵글의 국부좌굴 및 전단균열로 인하여 변형능력(= 3.98%)이 감소하였다. 따라서 S2와 같은 PSRC 합성기둥 단면 상세는 휨모멘트가 지배적인 비내진구조 또는 연성요구량이 크지 않은 중간모멘트골조 이하의 내진구조에 적용하는 것이 바람직하며, 보다 큰 연성 능력을 위해서는 횡보강근을 추가로 배치할 필요가 있다.
(2) 앵글 표면에 용접된 후프철근과 피복 콘크리트 사이의 지압작용에 의하여 앵글-콘크리트의 부착강도가 확보되는 기존 PSRC 합성기둥 실험체 S2의 경우, 3.0~4.0%의 횡변위비에서 피복 콘크리트 파괴가 발생된 이후 앵글의 국부좌굴과 함께 하중재하능력이 급격히 저하되었다. 반면 앵글이 연속후프로 횡보강된 콘크리트 내부에 완전히 매입된 PSRC 합성기둥 실험체 S3과 S4의 경우, 피복 콘크리프 파괴 이후에도 앵글-콘크리트 부착파괴와 앵글 국부좌굴이 지연되어 우수한 변형능력을 보였다.
따라서 S2와 같은 PSRC 합성기둥 단면 상세는 휨모멘트가 지배적인 비내진구조 또는 연성요구량이 크지 않은 중간모멘트골조 이하의 내진구조에 적용하는 것이 바람직하며, 보다 큰 연성 능력을 위해서는 횡보강근을 추가로 배치할 필요가 있다. (2) 앵글 플랜지를 단면의 중심 방향으로 배치한 S3 및 S4는 S2보다 최대강도가 약 25% 감소하였다. 하지만 연속후프를 사용하여 횡보강한 결과, 피복 콘크리트 파괴 이후에도 앵글이 횡보강된 콘크리트 내부에 완전히 매입 되어 앵글의 국부좌굴이 지연되므로 변형능력이 S2보다 20% 이상 크게 향상되어 안정적인 주기거동을 보였다.
따라서 S2와 같은 PSRC 합성기둥 단면 상세는 휨모멘트가 지배적인 비내진구조 또는 연성요구량이 크지 않은 중간모멘트골조 이하의 내진구조에 적용하는 것이 바람직하며, 보다 큰 연성 능력을 위해서는 횡보강근을 추가로 배치할 필요가 있다. (2) 앵글 플랜지를 단면의 중심 방향으로 배치한 S3 및 S4는 S2보다 최대강도가 약 25% 감소하였다. 하지만 연속후프를 사용하여 횡보강한 결과, 피복 콘크리트 파괴 이후에도 앵글이 횡보강된 콘크리트 내부에 완전히 매입 되어 앵글의 국부좌굴이 지연되므로 변형능력이 S2보다 20% 이상 크게 향상되어 안정적인 주기거동을 보였다.
(3) PSRC 합성기둥 실험체는 앵글의 배치 방향과 횡보강 상세에 따라 명확한 거동의 차이를 보였다. 앵글 플랜지를 최대한 단면의 외곽으로 배치하고 용접후프근으로 횡보강한 S2의 경우, 동일한 강재비의 SRC 합성기둥 실험체 S1보다 하중재하능력이 20% 이상 증가하였지만 변형능력은 30% 이상 감소하였다.
0% 변위비까지는 기둥 단면의 네 모서리에 앵글을 배치하여 단면의 휨저항성을 높인 S2가 가장 많은 이력 에너지를 소산하였고, 강재를 기둥 단면의 중심에 집중시킨 S1, S3, S4는 상대적으로 작은 에너지소산량을 보였다. 4.0% 이후 강도저하가 발생된 S2는 이후 에너지소산량이 거의 증가하지 않았지만, 보다 우수한 변형능력을 보인 S1, S3, S4의 경우 5.0% 이후에도 에너지소산량이 횡변위비에 비례하여 증가하는 경향을 보였으며, 최종적으로 S1이 가장 큰 에너지 소산량을 보였다.
Table 2에 나타낸 바와 같이, 모든 SRC 및 PSRC 합성 기둥 실험체는 비교적 높은 압축력 N=800kN(=0.224 Agfck)이 작용되었음에도 불구하고 3.98% 이상의 우수한 변형능력 δu 를 발휘하였다.
또한 앵글 플랜지가 기둥 단면 중심에 가까이 배치됨에 따라 하중재하능력이 감소한 대신에 동일 곡률에서 S2에 비해 앵글 플랜지의 변형률이 감소하게 되며, 이는 앵글의 좌굴을 지연시키고 부착강도 손실을 감소시켰다. 그 결과, S3와 S4는 용접후프를 사용한 S2에 비하여 변형능력이 크게 향상되었다.
두 실험체 모두 앵글 변형률이 기둥 횡변위비에 비례하여 증가하였고, 주기거동 동안 항복변형률보다 큰 인장 및 압축의 소성변형률을 보였다. 기초면보다는 기초면으로부터 200mm 위치에서 계측한 앵글의 변형률이 상대적으로 더 컸다. 특히 앵글의 국부좌굴이 시작된 4.
7(a) 참조), 이는 플랜지에 국부 좌굴이 발생하였기 때문으로 판단된다. 기초면으로 부터 200mm 위치에서 계측한 강재의 변형률 또한 5.0% 횡변위비에서 플랜지 좌굴로 인하여 급격히 저하되며 주기거동 동안 압축변형률을 보였다.
단면의 중심에 H형강을 매입하고 주변 콘크리트를 4D19주근과 D13@150의 직사각형 후프로 횡보강한 기존 SRC 합성기둥 S1은 6.01%의 가장 우수한 변형능력을 보였다. 반면, 앵글을 기둥 단면의 네 모서리에 배치하고 용접후프 철근으로 횡보강한 S2는 변형능력이 3.
2%)를 사용하였음에도 불구하고, 강재의 종류와 배열 방향에 따라 각 기둥 실험체의 하중재하능력이 달랐다. 단면의 중심에 H형강을 매입한 기존 SRC 합성기둥 실험체 S1에 비하여, 4개의 앵글을 단면의 네 모서리에 배치한 S2 실험체는 최대강도 Pu 가 20% 증가하였다(Table 2 참조). 그러나 연속후프를 사용하여 직각방향 타이철근의 시공성을 개선하고 용접량을 줄인 S3과 S4의 경우, S2와 동일하게 앵글을 단면의 네 모서리에 배치하였음에도 불구하고 최대강도 Pu 가 크게 감소하였다.
7(e)~(h)는 앵글을 연속후프로 횡보강한 PSRC 합성기둥 실험체 S3과 S4의 앵글 변형률을 보여준다. 두 실험체 모두 앵글 변형률이 기둥 횡변위비에 비례하여 증가하였고, 주기거동 동안 항복변형률보다 큰 인장 및 압축의 소성변형률을 보였다. 기초면보다는 기초면으로부터 200mm 위치에서 계측한 앵글의 변형률이 상대적으로 더 컸다.
실험체 S4에서는 앵글과 횡철근을 가용접하고 추가적인 기계적 부착을 사용하지 않으므로 국부적으로 부착미끄러짐이 발생하여 기초면에서 계측된 앵글의 축방향 변형률은 S3의 변형률보다 다소 감소하였지만, 전반적인 이력거동에서 유의미한 차이는 관찰되지 않았다(Fig. 7(e)~(h) 및 Fig.
4의 하중-변위 관계를 바탕으로 동일한 정·부 방향 횡변위비에서 반복되는 두 번째 재하사이클의 주기곡선의 면적으로 계산하였다. 약 4.0% 변위비까지는 기둥 단면의 네 모서리에 앵글을 배치하여 단면의 휨저항성을 높인 S2가 가장 많은 이력 에너지를 소산하였고, 강재를 기둥 단면의 중심에 집중시킨 S1, S3, S4는 상대적으로 작은 에너지소산량을 보였다. 4.
이는 S3 및 S4의 앵글에서 발생된 국부좌굴은 대부분 기초면으로부터 200mm 떨어진 위치에 집중되었음을 가리킨다. 이와 달리, Fig. 7(e) 및 (g)에 나타낸 바와 같이 기초면의 앵글 변형률은 매우 안정적인 이력곡선을 보였다. 특히, 기초면에서 계측한 Fig.
최대변위비를 항복변위비로 나누어 계산한 변위연성도 μ(=δu /δy) 또한 모든 실험체는 3.98 이상으로 우수한 연성능력을 보였다.
기초면보다는 기초면으로부터 200mm 위치에서 계측한 앵글의 변형률이 상대적으로 더 컸다. 특히 앵글의 국부좌굴이 시작된 4.0% 횡변위비에서 기초면으로부터 200mm에서 계측된 S3과 S4의 앵글 변형률이 갑자기 감소하였고, 이후 기둥 횡변위비에 관계없이 거의 일정한 인장변형률을 보였다. 이는 S3 및 S4의 앵글에서 발생된 국부좌굴은 대부분 기초면으로부터 200mm 떨어진 위치에 집중되었음을 가리킨다.
(2) 앵글 플랜지를 단면의 중심 방향으로 배치한 S3 및 S4는 S2보다 최대강도가 약 25% 감소하였다. 하지만 연속후프를 사용하여 횡보강한 결과, 피복 콘크리트 파괴 이후에도 앵글이 횡보강된 콘크리트 내부에 완전히 매입 되어 앵글의 국부좌굴이 지연되므로 변형능력이 S2보다 20% 이상 크게 향상되어 안정적인 주기거동을 보였다. 또한 Fig.
5(a)는 기존 SRC 합성기둥 S1의 실험결과를 보여준다. 횡변위비 2.0%에서 최대강도 Pu=202 kN에 도달한 이후 6.0% 변위비까지 완만한 강도저하를 보이며 안정적인 주기거동을 보였다. 이러한 강도저하는 압축력으로 인한 이차효과에 의한 것으로 판단된다(4장 참조).
후속연구
을 만족하지만, 비탄성 변형이 증가할 경우 앵글을 둘러싸는 피복 콘크리트의 조기 파괴, 앵글과 콘크리트 사이의 부착 파괴, 앵글-타이철근 용접부에서의 앵글 인장파단 등에 취약할 수 있다. 따라서 PSRC 합성기둥을 중간 및 특수모멘트골조 등과 같은 내진구조에 사용하기 위해서는, 반복하중을 경험하는 PSRC 합성기둥에 대하여 변형능력, 에너지소산능력 등 내진성능에 대한 추가 검증이 필요하다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
내진구조에 사용에 사용하기 위해선 PSRC 합성기둥에 어떠한 추가 검증이 필요한 것은?
황현종[6], 엄태성[7] 등의 실험연구를 따르면, PSRC 합성 기둥의 압축 및 휨 저항성능이 현행 설계기준[10],[11]을 만족하지만, 비탄성 변형이 증가할 경우 앵글을 둘러싸는 피복 콘크리트의 조기 파괴, 앵글과 콘크리트 사이의 부착 파괴, 앵글-타이철근 용접부에서의 앵글 인장파단 등에 취약할 수 있다. 따라서 PSRC 합성기둥을 중간 및 특수모멘트골조 등과 같은 내진구조에 사용하기 위해서는, 반복하중을 경험하는 PSRC 합성기둥에 대하여 변형능력, 에너지소산능력 등 내진성능에 대한 추가 검증이 필요하다.
PSRC 합성기둥이 기존 SRC 합성기둥에 비해 휨에 대한 강성 및 강도가 높은 까닭은?
PSRC 합성기둥은 앵글을 직사각형 단면의 네 코너에 배치하고, 각 앵글은 직각방향의 철근타이(tie bar), 강판(tie plate), 연속후프(continuous hoop)[9] 등으로 용접하여 자립시킨다. 구조적 으로 PSRC 합성기둥은 앵글을 기둥 단면 네 코너에 배치하기 때문에 H형강을 단면 중심에 배치하는 기존 SRC 합성기둥에 비해서 강재량이 동일하더라도 휨에 대한 강성 및 강도가 더 높다[7]. 또한, 철구공장에서 앵글과 철근을 조립하여 일체화하기 때문에 현장에서 철근 작업이 생략되며, RC보와 접합시 접합부에서 보 철근이 PSRC 합성기둥을 관통할 수 있기 때문에 접합부의 일체화가 가능하다.
앵글을 사용하는 PSRC 합성기둥을 배치하는 방법은?
1은 H형강 대신 앵글을 사용하는 PSRC 합성기둥(Prefabricated Steel- Reinforced Concrete column)[6],[7]의 두 가지 상세를 보여준다. PSRC 합성기둥은 앵글을 직사각형 단면의 네 코너에 배치하고, 각 앵글은 직각방향의 철근타이(tie bar), 강판(tie plate), 연속후프(continuous hoop)[9] 등으로 용접하여 자립시킨다. 구조적 으로 PSRC 합성기둥은 앵글을 기둥 단면 네 코너에 배치하기 때문에 H형강을 단면 중심에 배치하는 기존 SRC 합성기둥에 비해서 강재량이 동일하더라도 휨에 대한 강성 및 강도가 더 높다[7].
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