이 논문에서는 철골 연결보와 철근 콘크리트 전단벽체의 내진성능을 평가하고자 주기하중 실험을 수행하였다. 실험의 주요 변수는 벽체의 보강 상세이었다. 현행 설계 기준을 따라 설계된 병렬 전단벽체는 콘크리트의 지압강도로 인해 조기 파괴되었다. 한편, 매립길이 내에 추가적인 수직 및 수평 보강재로 보강된 벽체의 경우, 지압파괴가 방지되는 것으로 나타났다. 실험결과, 벽체의 수직철근은 수평철근보다 병렬 전단벽의 전단 강도에 더 영향을 끼치는 것으로 나타났다. 매립 철골 보 플랜지 상 하부에서 발생하는 콘크리트의 응력분포를 가정하여, PC 병렬 전단벽체 내의 소요 철근의 양이 결정되었으며, 이를 이용하여 예측 강도 식을 제안하였다. 예측된 강도식은 실험값과 비교적 잘 일치하였다.
이 논문에서는 철골 연결보와 철근 콘크리트 전단벽체의 내진성능을 평가하고자 주기하중 실험을 수행하였다. 실험의 주요 변수는 벽체의 보강 상세이었다. 현행 설계 기준을 따라 설계된 병렬 전단벽체는 콘크리트의 지압강도로 인해 조기 파괴되었다. 한편, 매립길이 내에 추가적인 수직 및 수평 보강재로 보강된 벽체의 경우, 지압파괴가 방지되는 것으로 나타났다. 실험결과, 벽체의 수직철근은 수평철근보다 병렬 전단벽의 전단 강도에 더 영향을 끼치는 것으로 나타났다. 매립 철골 보 플랜지 상 하부에서 발생하는 콘크리트의 응력분포를 가정하여, PC 병렬 전단벽체 내의 소요 철근의 양이 결정되었으며, 이를 이용하여 예측 강도 식을 제안하였다. 예측된 강도식은 실험값과 비교적 잘 일치하였다.
In this paper, cyclic loading test was performed to evaluate the seismic performance of the steel coupling beam and RC shear wall. The test parameter was reinforcement detail of the shear wall. For the shear wall which was designed in accordance with the current design codes, a premature bearing fai...
In this paper, cyclic loading test was performed to evaluate the seismic performance of the steel coupling beam and RC shear wall. The test parameter was reinforcement detail of the shear wall. For the shear wall which was designed in accordance with the current design codes, a premature bearing failure occurred at the face of the wall. On the other hand, the bearing failure of walls was prevented due to the new type of reinforcement details. Test results indicated that the vertical reinforcements were more affected to the shear strength of the coupled shear wall than the horizontal reinforcement. Based on the failure mode, concrete stress distribution above and below flanges of the embedded steel beam was proposed. Assuming proposed concrete stress distribution, load resistance was predicted and it was agree well with test data.
In this paper, cyclic loading test was performed to evaluate the seismic performance of the steel coupling beam and RC shear wall. The test parameter was reinforcement detail of the shear wall. For the shear wall which was designed in accordance with the current design codes, a premature bearing failure occurred at the face of the wall. On the other hand, the bearing failure of walls was prevented due to the new type of reinforcement details. Test results indicated that the vertical reinforcements were more affected to the shear strength of the coupled shear wall than the horizontal reinforcement. Based on the failure mode, concrete stress distribution above and below flanges of the embedded steel beam was proposed. Assuming proposed concrete stress distribution, load resistance was predicted and it was agree well with test data.
* AI 자동 식별 결과로 적합하지 않은 문장이 있을 수 있으니, 이용에 유의하시기 바랍니다.
문제 정의
이 연구에서는 병렬 전단벽체에 철골 커플링 보를 연결하기 위해 2면 전단 볼트 접합부에 탑-시트 앵글(top-seat angle)을 접합한 철골 커플링 보를 제안하고자 한다. 반복 가력을 받는 2면 전단 볼트 접합부로 연결된 철골 커플링 보의 구조성능을 알아보고 다양한 배근상세를 가진 병렬 전단벽체의 파괴모드를 통해 매립 철골 보 주위의 철근 상세를 제안하고자 한다.
이 연구에서는 PC 전단벽체에 철골 커플링 보를 적용 하기 위해 다양한 배근 상세를 가진 병렬 PC 전단벽체에 대해 반복가력 실험을 수행하였다. 주요 실험변수는 병렬 전단벽체의 보강 철근 상세이다.
이 연구에서는 병렬 전단벽체에 철골 커플링 보를 연결하기 위해 2면 전단 볼트 접합부에 탑-시트 앵글(top-seat angle)을 접합한 철골 커플링 보를 제안하고자 한다. 반복 가력을 받는 2면 전단 볼트 접합부로 연결된 철골 커플링 보의 구조성능을 알아보고 다양한 배근상세를 가진 병렬 전단벽체의 파괴모드를 통해 매립 철골 보 주위의 철근 상세를 제안하고자 한다.
가설 설정
Englekirk10)는 지압 파괴를 방지하기 위해 매립된 철골 보 아래 부분에 발생하는 Cf를 철골 커플링 보에 작용하는 전단력 V의 약 두 배로 가정하였으며( Cf≅ 2λ0V), Cb는 Cf 의 1/2이라고 가정하였다(Cb=λ0V).
4) 병렬 전단벽체의 설계방법을 제안하였다. 매립 철골 보 상․하부 플랜지에서 발생하는 콘크리트 압축응력 분포를 가정하여 매립길이에 요구되는 수직철근량을 제시하였다. 제안된 방법에 따르면 철골 보의 매립 길이 부분에는 약 4%정도의 철근비에 해당하는 수 직철근이 집중 배근되어야 할 것으로 판단된다.
이 연구에서는 벽체의 유효폭을 bef =bw-2c로 가정하였다.
이러한 가정을 통해 Cb가 작용하는 부분에 배근되는 철근의 단면적 As2는 Cf가 작용하는 부분에 배근되는 철근 단면적 As1의 1/2만큼 배근 하는 것이 효과적이라고 하였다(As1 = λ0V/fy , As2 = As1/2).
14는 철골 커플링 보가 연결된 병렬 전단벽체의 설계 모델을 보여준다. 전단벽체의 설계를 위해 매립 철골 보의 응력 분포를 실험결과에 근거하여 Fig. 14와 같이 가정하였다. 철골 커플링 보에 전단력 Vn이 작용하면, 매립 철골 보 상부 플랜지의 le/3만큼 압축력 Cf가 생기고 하부 플랜지 2le/3만큼 지압력 Cb가 발생한다.
제안 방법
4) 병렬 전단벽체의 설계방법을 제안하였다. 매립 철골 보 상․하부 플랜지에서 발생하는 콘크리트 압축응력 분포를 가정하여 매립길이에 요구되는 수직철근량을 제시하였다.
7과 같이 10개의 변위계(LVDT)를 설치하였다. LV1은 철골 커플링 보의 횡변위를, LV2와 LV3는 철골 커플링보의 수직 변위를, LV4 와 LV5는 매립 철골보의 수직 변위를, LV6과 LV7은 벽체의 전단 변형을, LV8과 LV9는 철골 커플링보 하단부와 탑-시트 앵글의 횡변위를, LV10은 실험체 하부의 미끄러짐 (slip)을 측정하였다.
는 Table 1에 나타나있는 기존의 철골 커플링 보 전단강도 식으로부터 구하였다. 기존의 모델은 벽체에 지압파괴가 발생했을 때의 전단강도 이므로 이 연구에서는 전단강도 Vn대신에 웨브의 소성 전단강도 Vsp를 적용하였다. 매립 보의 길이는 각 모델을 적용하여 계산된 값 중 가장 큰 값(PCI18): 570.
기존의 모델은 벽체에 지압파괴가 발생했을 때의 전단강도 이므로 이 연구에서는 전단강도 Vn대신에 웨브의 소성 전단강도 Vsp를 적용하였다. 매립 보의 길이는 각 모델을 적용하여 계산된 값 중 가장 큰 값(PCI18): 570.0 mm, Marcakis4): 513.1 mm, Yoon7): 388.7 mm, and Song8): 336.9 mm)을 적용하여 600 mm로 결정하였다.
10, 11은 회전각에 따른 수직철근과 수평철근의 변형률 변화를 보여준다. 수직철근 변형률은 벽체 단부에서 40 mm, 240 mm, 440 mm, 그리고 660 mm에 위치한 스트레인게이지(V2, V6, V10, V14)에 의해 측정되었고, 수평철근의 변형률은 벽체 매립 철골 보 중앙부에 위치하고 있는 H8 스트레인게이지에 의해 측정되었다.
병렬 전단 벽체에 전단력(V)과 모멘트(M)이 작용하면 커플링 보에서는 길이방향에 걸쳐 전단력이 일정하게 작용하며 모멘트는 철골 커플링 보의 양 단부에서 최대가 되며, 중앙부에서 0이 된다. 이 연구에서는 모멘트가 0인 지점에 2,000 kN 엑츄에이터를 사용해 벽체 또는 철골 보의 최종파괴시점까지 변위제어방식으로 반복가력하였다. 층간변위 0.
이 연구에서는 모멘트가 0인 지점에 2,000 kN 엑츄에이터를 사용해 벽체 또는 철골 보의 최종파괴시점까지 변위제어방식으로 반복가력하였다. 층간변위 0.25% (1.5 mm)부터 2.0% (12.0 mm)까지는 0.25% (1.5 mm)씩 증가시키며, 그 이후부터 실험체 파괴시까지는 0.5% (3 mm)씩 증가시켰으며, 목표 변위별로 3회 사이클을 원칙으로 하였다.
대상 데이터
4(b)). Sh600ANC 실험체는 매립길이만큼의 수직 스터럽을 벽체 길이 전체에 배근한 실험체이며(Fig. 4(c)), SP600ANC는 매립 철골 보 주위에 수직철근과 스터럽 그리고 대각 철근이 추가 보강된 실험체이다(Fig.
4는 실험체 상세를 보여준다. 기준 실험체인 P600ANC은 ACI 318-0816)과 KCI 200717)에 의해 설계된 실험체이며(Fig. 4(a)), H600ANC는 매립 철골 보 주위에 수직철근이 보강된 실험체이다(Fig.
4(d)). 벽체에 사용된 철근은 D13, D16, D19 총 세 종류이며 재료 실험 결과 D13 철근의 항복강도와 인장강도는 각각 fy = 462 MPa, fu = 594 MPa이다. D16 철근은 fy = 417 MPa, fu = 667 MPa, D19 철근은 fy = 425 MPa, fu = 630 MPa이다.
실험체는 전단벽체와 I형 철골 커플링 보, 그리고 탑-시트 앵글로 구성되어 있다(Figs. 4, 5 참조). 전단벽체 단면의 크기는 300 × 1500 mm이며 길이는 1800 mm이다.
실험체의 주요 변수는 벽체 철근 배근 상세이다. Fig.
전단 지배 철골 커플링 보의 길이는 e≤1.6Mp/Vsp이므로 이 연구에서 사용된 철골 커플링 보의 순 길이는 600 mm, 2면 전단 볼트 접합부의 길이는 120 mm이다.
이 연구에서는 PC 전단벽체에 철골 커플링 보를 적용 하기 위해 다양한 배근 상세를 가진 병렬 PC 전단벽체에 대해 반복가력 실험을 수행하였다. 주요 실험변수는 병렬 전단벽체의 보강 철근 상세이다. 실험연구를 통해 얻은 결론은 다음과 같다.
매립 철골 보에 의해 발생하는 변형을 최소화하기 위해 200 mm 간격으로 두께 10 mm의 스티프너(stiffener)를 추가로 설치하였다. 철골 커플링 보의 총 길이는 900 mm이며 가력점까지의 길이는 595 mm이다. 철골 커플링 보 단면의 크기는 175 × 400 × 11 × 5 mm (bs × hs × tsf × tsw)이다.
탑-시트 앵글은 철골 커플링 보의 변형을 유도하기 위하여 설치하였으며, M24 볼트를 사용하여 조립하였다. 탑시트 앵글의 높이는 200 mm, 너비는 200 mm이며 두께는 20 mm이다.
이론/모형
Table 4는 예측값에 대한 실험값의 비를 보여준다. 비료를 위해 Table 1에 제시된 식들 중 PCI18, Marcakis et al.,4) 그리고 Mattock et al.5)이 제안한 식을 이용하였다. 비교 결과, 식(7)에 의해 구한 예측된 전단강도에 대한 실험에서 구한 최대강도의 비(Vmax/Vn)는 기존 예측식에 비해 실험값과 비교적 잘 일치하는 것으로 나타났다.
성능/효과
1) 다양한 철근 배근 상세에 따른 병렬 전단벽체의 구조성능을 분석한 결과, 철골 커플링 보의 구조성능은 병렬 전단벽체의 배근 상세에 따라 차이를 보였다. ACI 318과 KCI 2007에 따라 특수 콘크리트 구조벽체로 설계된 병렬 전단벽체는 벽체의 조기 지압파괴가 발생하였다.
2) 병렬 전단벽체의 철근 변형률을 측정한 결과, 수평 철근보다는 수직철근이 벽체 지압파괴에 영향을 주는 것으로 나타났다. 벽체 최외각 단면에서 약 250 mm 거리에 있는 수직철근은 회전각이 약 4%일 때 항복하였다.
3) 병렬 전단벽체의 철근보강 상세에 따라 에너지 소산능력의 차이가 뚜렷이 나타났다. 매립 철골 보 길이만큼 스터럽을 추가 보강한 SP600ANC 실험체는 특수 콘크리트 구조벽체로 설계된 실험체(P600ANC)에 비해 우수한 에너지 소산능력을 보여주었다.
5) 2면 전단 볼트 접합부가 적용된 철골 커플링 보는 시공성이 우수한 것으로 나타났다. 벽체에 철골 커플링 보를 간편하게 설치하기 위해서는 제안된 접합 방법을 사용하는 것도 하나의 합리적인 방법이라 판단된다.
SP600ANC의 에너지 소산능력이 가장 뛰어난 것으로 나타났으며 ACI 318과 KCI 2007에 의해서 설계된 P600ANC의 에너지 소산능력이 가장 작은 값을 나타냈다. 각 실험 체별 하중-회전각 관계와 파괴모드, 그리고 수직 및 수평 철근의 변형률 변화에서 알 수 있듯이, 철골 커플링 보가 항복하기 전 벽체 철근의 항복 유무에 따라 에너지 소산 능력에 차이를 보이는 것으로 나타났다.
0 kN이었다. 가장 안정된 거동 양상을 보여주었으며, 다른 실험체보다 핀칭 현상이 줄어들어 에너지 소산 측면에서도 우수한 능력을 나타내었다.
각 실험 체별 하중-회전각 관계와 파괴모드, 그리고 수직 및 수평 철근의 변형률 변화에서 알 수 있듯이, 철골 커플링 보가 항복하기 전 벽체 철근의 항복 유무에 따라 에너지 소산 능력에 차이를 보이는 것으로 나타났다.
각 실험체의 소성전단강도에 대한 최대하중의 비((Vmax/ Vp)는 P600ANC: 0.98, H600ANC: 1.19, Sh600ANC: 1.18, 그리고 SP600ANC: 1.18으로 기준 실험체인 P600ANC는 웨브가 소성상태에 도달하지 않는 것으로 나타났다. 반면에 다른 실험체들의 최대강도는 소성전단강도를 초과하였다.
각 실험체의 파괴모드와 손상 정도를 분석한 결과, P600ANC 실험체는 초기 균열과 대각선 균열이 회전각 1.75% 이내에서 발생하였으며 이러한 결과로 철골 커플링 보가 벽체에서 이탈되는 현상을 보였다. Sh600ANC가 매립 부분에 배근된 스터럽의 영향으로 인해 균열이 가장 늦게 발생하였다.
기준 실험체인 P600ANC는 실험종료 시까지 항복하지 않았으며, H600ANC의 철골 커플링 보는 회전각 약 6%에서 (# = 6.2%, #= -5.9%), Sh600ANC는 정가력시에는 # = 6.5%, 부가력시에는 #= -6%에서, 그리고 SP600ANC는 정가력시에는 # = 5.3%, 부가력시에는 # = -4.7%에서 항복하였다.
각 실험 체별 하중-회전각 관계와 파괴모드, 그리고 수직 및 수평 철근의 변형률 변화에서 알 수 있듯이, 철골 커플링 보가 항복하기 전 벽체 철근의 항복 유무에 따라 에너지 소산 능력에 차이를 보이는 것으로 나타났다. 매립 보 주위에 수직철근과 수평철근이 보강된 경우가 그렇지 않은 경우 보다 에너지 소산능력이 뛰어났으며, SP600ANC와 같이 매립 보 주위에 스터럽으로 추가 보강될 경우 에너지 소산능력이 가장 뛰어난 것으로 나타났다. 실험 결과, 전단 벽체의 철근 보강 상세에 따라 에너지 소산능력에 차이가 있는 것으로 나타났다.
0%에서 초기균열이 발생하였다. 매립 철골 보 부분에 수직 및 수평 균열이 동시에 발생하였으며 아울러 앵글이 접합된 부분에서도 초기균 열이 관찰되었다. 회전각 1.
횡하중이 증가함에 따라 매립된 철골 보에 지압응력이 증가하여 초기 균열이 발생하였다. 모든 실험체는 매립 부분 또는 앵글 접합부분에서 초기 균열이 발생하였으며 이후 대각선 방향으로 균열이 진전되었고 동시에 앵글 접합부분에서도 대각선 방향의 균열이 관찰되었다.
P600ANC의 철골 커플링 보가 항복하지 않은 이유는 철골 커플링 보의 전단 변형이 발생하기 전인 회전각 4% 전후에서 수직철근 및 수평철근이 항복하여 벽체가 조기파괴되었기 때문이다. 반면에 매립 보 주위에 추가로 보강 철근이 있는 다른 실험체는 최대강도에 도달 이후 철골 커플링 보의 웨브가 항복하는 것으로 나타났다.
5)이 제안한 식을 이용하였다. 비교 결과, 식(7)에 의해 구한 예측된 전단강도에 대한 실험에서 구한 최대강도의 비(Vmax/Vn)는 기존 예측식에 비해 실험값과 비교적 잘 일치하는 것으로 나타났다.
수직철근의 변형률의 측정한 결과, 수직철근이 벽체 단부와 가까울수록 변형률이 증가하는 경향을 보여주었다. SP600ANC를 제외한 나머지 실험체는 회전각 4%에서 최외곽 수직철근이 항복하였다.
매립 보 주위에 수직철근과 수평철근이 보강된 경우가 그렇지 않은 경우 보다 에너지 소산능력이 뛰어났으며, SP600ANC와 같이 매립 보 주위에 스터럽으로 추가 보강될 경우 에너지 소산능력이 가장 뛰어난 것으로 나타났다. 실험 결과, 전단 벽체의 철근 보강 상세에 따라 에너지 소산능력에 차이가 있는 것으로 나타났다.
다수의 연구 결과를 바탕으로 Englekirk10)는 벽체의 국부적인 파괴를 방지하기 위해서는 매립된 철골 보 주위에 철근으로 적절히 추가 보강되어야 한다고 주장하였다. 이러한 철골 커플링 보의 강도, 강성, 그리고 에너지 소산 능력 등은 RC 커플링 보보다 뛰어난 것으로 나타났다. 이러한 많은 장점에도 불구하고, 기존의 일체형 철골 커플링 보는 프리 캐스트 콘크리트(이하 PC) 병렬 전단벽체에 적용하기가 어렵다.
매립 철골 보 상․하부 플랜지에서 발생하는 콘크리트 압축응력 분포를 가정하여 매립길이에 요구되는 수직철근량을 제시하였다. 제안된 방법에 따르면 철골 보의 매립 길이 부분에는 약 4%정도의 철근비에 해당하는 수 직철근이 집중 배근되어야 할 것으로 판단된다.
32Cf 로 계산되었다. 즉, 제안된 방법으로 구한 지압응력은 매립 철골 보 상부 플랜지에서 발생하는 압축력보다 약 32% 정도 더 크다.
철골 커플링 보의 실험 연구를 수행한 결과, 매립 철골 보 주위에 추가로 철근을 보강한 철골 커플링 보는 우수한 구조 성능을 보여주었다. 하지만 이 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합 방법에 대해서는 고려되지 않았다.
수직철근의 변형률을 비교한 결과, 벽체 경계면에서부터 250 mm 이내에 위치한 수직철근은 최대강도에 도달하기 전에 항복 할 가능성이 있다. 하지만 SP600ANC 실험체와 같이 매립 보 주위에 스터럽으로 보강을 한 경우 극한강도에 도달할 때까지 수직철근의 항복을 방지할 수 있는 것으로 나타났다.
11에서 보이는 바와 같이 P600ANC 를 제외한 나머지 실험체에서는 항복하지 않는 것으로 나 타났다. 회전각에 따른 수평철근을 비교한 결과, 철골 보 주위에 보강 철근이 없는 경우 수평철근이 항복하는 것으로 나타났다. 결국 기준에서 제시하고 있는 전단벽체의 설계법을 병렬 전단벽체 철골 커플링 보에 적용할 경우 수평철근의 항복으로 인한 벽체의 조기 파괴가 발생할 가능성이 높다고 할 수 있다.
후속연구
추후 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합방식에 대한 연구가 수행되어야 할 것이다. 아울러, 매립철골 보 주위의 수직철근 비 영향에 대한 연구도 추가로 필요할 것으로 사료된다
벽체 최외각 단면에서 약 250 mm 거리에 있는 수직철근은 회전각이 약 4%일 때 항복하였다. 추후 매립 철골 보 철근 보강상세에 대한 특수 콘크리트 구조벽체 기준이 개선되어야 할 것으로 판단된다.
하지만 이 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합 방법에 대해서는 고려되지 않았다. 추후 연구에서는 탑-시트 앵글의 접합방식에 대한 연구가 수행되어야 할 것이다. 아울러, 매립철골 보 주위의 수직철근 비 영향에 대한 연구도 추가로 필요할 것으로 사료된다
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
커플링 보의 특징은 무엇인가?
커플링 보는 횡력이 작용하는 구조물에서 에너지 소산 능력을 담당하는 부분이며, 소정의 강도, 강성 및 우수한 변형 능력을 발휘할 수 있도록 설계되어야 한다. Paulay et al.
커플링보의 대각 보강 상세가 시공상 어려움으로 제시된 해결책은 무엇인가?
이러한 문제점을 해결하기 위해 철근 콘크리트(이하 RC) 병렬 전단벽체에 철골 보를 매립하는 철골 커플링 보(steel coupling beam)가 제시되었다. 2-9) Harries et al.
접합부의 파괴가 발생하기 전 철골 커플링 보에서 소성힌지가 발생하도록 접합부 영역에 어떤 것을 확보해야 하는가?
2-9) Harries et al.2)의 연구에 의하면 철골 커플링 보는 전단지배 부재가 되도록 설계 되어야 하며, 접합부의 파괴가 발생하기 전 철골 커플링 보에서 소성힌지가 발생하도록 접합부 영역에서 적절한 보강상세와 매립길이를 확보해야 한다고 하였다. 철골 커플링 보는 병렬 전단벽체에 매립된 매립 철골 보로 인해 벽체에 국부적인 지압 파괴가 발생한다.
참고문헌 (20)
Paulay, T., and Binney, J. R., "Diagonally Reinforced Coupling Beams of Shear Walls", Special publication ACI, Vol.42, Detroit, pp.579-589.
Harries, K. A., Mitchell, D., Redwood, R. G., and Cook, W. D., "Seismic Design of Coupling Beams - A Case for Mixed Construction", Canadian Journal of Civil engineering, Vol.24, No.3, 1997, pp.448-459.
Lam, W. Y., Su, R. K. L., and Pam, H. J., "Experimental Study on Embedded Steel Plate Composite Coupling Beams", Journal of Structural Engineering, Vol.131, No.8, August 2005, pp.1294-1302.
Mattock, A. H., and Gaffar, G. H., "Strength of Embedded Steel Sections as Brackets", ACI Jounal, Vol.79, No.9, March-April 1982, pp.83-93.
Kent, D. C., and Park, R., "Flexural Members with Confined Concrete", Journal of Structural Division, ASCE, Vol.97, ST 7, July 1971, pp.1969-1990.
Yoon, H. D., Park, W. S., Han, B. C., Hwang, S. K., Lee, J. Y., and Yi, W. H., "Shear Strength of Steel Coupling Beams Connections Embedded in Reinforced Concrete Shear Wall", Journal of the Architectural Institute of Korea, Vol.20, No.5, 2004, pp.43-50.
Song, H. B., and Yi, W. H., "Embedded Length of Steel Coupling Beam in Coupled Shear Wall System", Journal of the Architectural Institute of Korea, Vol.21, No.11, 2005, pp.43-50.
Harries, K. A., Seismic Design and Retrofit of Coupled Walls using Structural Steel, Department of Civil and Applied Mechanics, McGill University, Montreal, Canada, 1995.
Englekirk, R. E., Seismic Design of Reinforced and Precast Concrete Buildings, John Wiley and Sons, 2003, pp.296-345.
Bruneau, M., Uang, C. M., and Whittaker, A., Ductile Design of Steel Structures, McGraw-Hill, New York, NY, USA, 1998, p.485.
Manheim, D. N., and Popov, E. P., "Plastic Shear Hinges in Steel Frames", Journal of Structural Engineering, Vol.109, No.10, October 1983, pp.2404-2419.
Engelhardt, M. D., and Popov, E. P., "Experimental Performance of Long Links in Eccentrically Braced Frame", Journal of Structural Engineering, Vol.118, No.11, November 1992, pp.3067-3088.
American Institute of Steel Construction, Inc., Seismic Provisions for Structural Steel Buildings, Chicago, IL, April 1997 and Supplement No. 2, September 2000.
AISC, Manual of Steel Construction - Load and Resistance Factor Design - Third Edition, AISC, Inc., Chicago, IL, 2002.
ACI 318-08, Building Code Requirements for Structural Concrete and Commentary, ACI Committee 318, American Concrete Institute, 2008, pp.203-367.
Korea Concrete Institute, Concrete Design Code and Commentary, Kimoondang Publishing Company, Seoul, Korea, 2008, p.406.
PCI Design Handbook, First Edition, Chicago, Illinois.
Gong, B., and Shahrooz, B. M., "Steel-Concrete Composite Coupling Beams - Behavior and Design", Engineering Structures, Vol.23, 2001, pp.1480-1490.
Astaneh-Asl, A., McMullin, K. M., and Call, S. M., "Behavior and Design of Steel Single Plate Shear Connections", Journal of Structural Engineering, Vol.119, No.9, August 1993, pp.2421-2440.
※ AI-Helper는 부적절한 답변을 할 수 있습니다.