대형기둥의 제작성과 시공성을 고려한 철근콘크리트기둥-강재보 접합부의 상세를 제안하였으며, 이를 적용한 접합부의 내진성능을 연구하였다. 접합부의 보강을 위하여, 교차보, 스터드, U형 타이 등의 상세를 고려하였다. 내진성능의 평가를 위해, 2/3 스케일의 대형내부접합부에 대하여 반복가력실험을 수행하였다. 실험체들은 층간변위비 4.0%를 넘는 우수한 변형능력을 발휘하였으며, 보의 항복과 접합부의 항복이 동시에 발생하였다. 최종적으로는, 접합부의 전단파괴로 하중이 감소하였다. 실험강도는 기존 설계모델과 비교되었다.
대형기둥의 제작성과 시공성을 고려한 철근콘크리트기둥-강재보 접합부의 상세를 제안하였으며, 이를 적용한 접합부의 내진성능을 연구하였다. 접합부의 보강을 위하여, 교차보, 스터드, U형 타이 등의 상세를 고려하였다. 내진성능의 평가를 위해, 2/3 스케일의 대형내부접합부에 대하여 반복가력실험을 수행하였다. 실험체들은 층간변위비 4.0%를 넘는 우수한 변형능력을 발휘하였으며, 보의 항복과 접합부의 항복이 동시에 발생하였다. 최종적으로는, 접합부의 전단파괴로 하중이 감소하였다. 실험강도는 기존 설계모델과 비교되었다.
Earthquake resistance of RC column-steel beam (RCS) joints with simplified details were studied. Simplified details are necessary for large columns to improve the productivity and constructability. To strengthen the beam-column joint, the effects of transverse beams, studs, and U-cross ties were use...
Earthquake resistance of RC column-steel beam (RCS) joints with simplified details were studied. Simplified details are necessary for large columns to improve the productivity and constructability. To strengthen the beam-column joint, the effects of transverse beams, studs, and U-cross ties were used. Four 2/3 scale interior RCS connections were tested under cyclic lateral loading. The specimens generally exhibited good deformation capacity exceeding 4.0% story drift ratio after yielding of both beam and beam-column joint. Ultimately, the specimens failed by shear mechanism of the joint panel. The test strengths were compared with the predictions of existing design methods.
Earthquake resistance of RC column-steel beam (RCS) joints with simplified details were studied. Simplified details are necessary for large columns to improve the productivity and constructability. To strengthen the beam-column joint, the effects of transverse beams, studs, and U-cross ties were used. Four 2/3 scale interior RCS connections were tested under cyclic lateral loading. The specimens generally exhibited good deformation capacity exceeding 4.0% story drift ratio after yielding of both beam and beam-column joint. Ultimately, the specimens failed by shear mechanism of the joint panel. The test strengths were compared with the predictions of existing design methods.
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문제 정의
본 연구에서는 대형기둥에 적용하기 위하여, 제작성 및 시공성을 개선한 RCS접합부 상세를 제안하였으며, 반복가력 실험을 통해 그 내진성능을 평가하였다. 주요 결론은 다음과 같다.
본 연구에서는 대형기둥에 적합하도록 제작성 및 시공성을 개선한 RCS접합부 상세를 제안하였다. 특히 국내외에서 많이 사용되어 온 E-FBP, 밴드플레이트, 커버플레이트 등은 시공이 어렵고 내화처리를 요구하기 때문에 이들을 교차보(Transverse beam)와 스터드로 대체하였다.
가설 설정
강재보의 수직전단력에 대한 지압 저항모델은 직사각형 압축블록을 가정한다(Fig. 10(a)).
또한, K&D는 교차보나 스터드를 사용한 경우에도 x와 y를 정의하였다. 교차보를 사용한 경우 x는 기둥면에서 교차보 웨브까지의 깊이(= 394mm), y는 교차보 길이(= 800mm)라 하였으며, 스터드를 사용한 경우 x는 기둥면에서 가장 가까운 스터드 열을 제외한 스터드의 무게 중심까지의 깊이(= 465mm), y는 스터드의 배열 폭(= 130mm)임을 가정하였다. 전단키가 없는 경우 x는 0.
식 (1)에서는 외부패널에서 계측한 γ가 접합부 내외부에서 균일함을 가정하였다.
제안 방법
그러나 본 연구에서는 접합부의 내력을 평가하기 위해서, 기존 설계모델들에[3],[4].[5]근거하여 접합부의 강도를 보의 휨강도와 근사하도록 설계 하였다. Table 2는 실험체에 사용된 강판 및 철근의 인장시편시험 결과를 나타낸다.
0%는 2 사이클 씩 반복가력 하였다. 가력부의 횡변위와 실험체의 강체운동, 접합부의 변형을 계측하기 위하여 LVDT 변위계를 설치하였으며, 변형 률게이지를 부착하여 강판과 철근, 그리고 콘크리트의 국부적인 변형을 계측하였다.
기둥과 보의 순 길이는 각각 3,060mm와 6,760mm이며, 기둥 상단부를 횡방향으로 가력하는 방식으로 실험을 수행 하였다(Fig. 3). 하중은 층간변위비 0.
강재보로는 H-600×240×12×20를 사용하고 SM490의 강판을 용접조립으로 제작하였다. 모든 실험체는 강기둥-약보 개념으로 설계하여 기둥의 항복을 방지하였다. 실제 설계에서는 접합부 강도를 보수적으로 설계하여 보의 휨 항복을 유도하는 것이 바람직하다.
는 보 양단의 수직전단력의 차이(= 0kN 가정)이다. 본 연구에서는 플랜지 상하부에 수직보강을 하지 않았으므로 hvr, Tvrn, Cvrn은 모두 0으로 간주하였다. Table 3의 지압강도 Ccn에서 2fck는 콘크리트의 유효압축강도, bj는 압축블록의 유효폭, 0.
접합부의 변형은 전단변형과 내부패널에서 지압파괴로 인해 발생하는 강재보의 회전운동으로 나눌 수 있으며, 각각의 변형이 전체 변위에서 차지하는 기여도를 평가하였다. 실험을 통해 계측된 전단변형각 γ(Fig.
특히 보 플랜지의 상하부 콘크리트의 지압부를 보강하기 위하여 U형 띠철근을 사용하였으며, 접합부 횡철근과 FBP 상세를 간소화하였다. 제안된 접합부상세의 내진성능을 평가하기 위하여 2/3 스케일의 내부접합부에 대한 주기하중실험을 수행하였다.
본 연구에서는 대형기둥에 적합하도록 제작성 및 시공성을 개선한 RCS접합부 상세를 제안하였다. 특히 국내외에서 많이 사용되어 온 E-FBP, 밴드플레이트, 커버플레이트 등은 시공이 어렵고 내화처리를 요구하기 때문에 이들을 교차보(Transverse beam)와 스터드로 대체하였다. 특히 보 플랜지의 상하부 콘크리트의 지압부를 보강하기 위하여 U형 띠철근을 사용하였으며, 접합부 횡철근과 FBP 상세를 간소화하였다.
특히 국내외에서 많이 사용되어 온 E-FBP, 밴드플레이트, 커버플레이트 등은 시공이 어렵고 내화처리를 요구하기 때문에 이들을 교차보(Transverse beam)와 스터드로 대체하였다. 특히 보 플랜지의 상하부 콘크리트의 지압부를 보강하기 위하여 U형 띠철근을 사용하였으며, 접합부 횡철근과 FBP 상세를 간소화하였다. 제안된 접합부상세의 내진성능을 평가하기 위하여 2/3 스케일의 내부접합부에 대한 주기하중실험을 수행하였다.
대상 데이터
TF6은 교차보를 사용하고 FBP의 두께를 6mm로 설계한 실험체이다. TF16에는 교차보와 두께 16mm의 FBP를 사용하였다. SF6에서는 교차보 대신에 스터드(Headed stud)를 사용하였고 FBP의 두께는 6mm이다.
강재보로는 H-600×240×12×20를 사용하고 SM490의 강판을 용접조립으로 제작하였다.
기둥 주철근으로 SD500철근 20—D29를 네 모서리에 배치하였으며, 횡철근 D13을 200mm간격으로 배치하였다.
비교를 위하여 선행연구[10]에서 유사한 보강상세(FBP만 보유)를 가진 실험체의 전단파괴 거동, 전단파괴가 지배하는 접합부의 하중-변형 모델[1],[6]을 함께 나타냈다. 이들은 모두 접합부 변형 2%에서 최대강도의 90% 이상을 발현하고 있 으며, 이후에도 완만한 하중증가를 보인다는 점에서 본 실험 결과와 유사하다.
가로 축은 보 소성강도에 대한 실험 강도의 비를 나타내며, 세로축은 접합부 설계 강도에 대한 실험 강도의 비를 나타낸다. 비교를 위해서 본 실험체뿐만 아니라 기존 문헌에서 접합부 전단파괴가 지배한(전단파괴에 대한 지압 파괴의 안전율이 1.00 이상) 실험체 25개[9],[10],[13],[15]를 추가로 분석하였다. 추가 실험체에서 사용된 접합부 상세는 FBP, 교차보, 스터드, E-FBP, 밴드플레이트, 강재기둥, 커버 플레이트, 수직 보강근 등이 있다.
1은 실험체의 주요 설계 변수를 나타내고 있다. 실험체의 변수는 FBP의 두께와 교차보 및 스터드의 사용여부이다. FBP의 두께 16mm는 ASCE 설계지침[3]의 요구조건을 만족하는 수준이다.
이론/모형
이는 외부압축장에서의 스트럿-타이 작용을 위한 규정이다. 본 연구에서는 이 규정에 따르면서 지압부를 보다 더 효과적으로 구속하고, 대형 기둥의 경우 시공성을 개선하기 위하여 U형 띠철근(U-cross ties)을 적용하였다(Fig. 2). U형 띠철근이 외부압축장의 인장력에도 기여할 수 있도록, B급 겹침이음 규정을 만족시켰다.
본 연구에서는 접합부의 강도를 ASCE 설계지침[3]과 Kanno and Deierlein[4]의 제안식에 따라 평가하였다. ASCE 지침에 따르면 RCS접합부의 파괴모드는 패널존의 전단파괴와 보 상하부 콘크리트의 지압파괴로 나눌 수 있다.
성능/효과
(1) 모든 실험체는 층간변위비 1.5~2.0%에서 지압으로 인한 피복콘크리트의 압괴가 발생하였으며, 최종적으로는 외부패널의 전단파괴로 인하여 하중재하능력이 감소하였다(변위비 4.0~5.0%).
(2) FBP두께로 인한 거동 차이는 거의 없었다. 교차보와 스터드는 접합부의 강도 증가에 효과적이었으나 스터드의 경우 플랜지 인장시 콘크리트의 탈락을 촉진시킴이 확인되었다.
(3) 접합부에서 전단파괴가 지배하는 경우에도 지압부의 국부적인 파괴는 충분히 발생할 수 있으며, E-FBP나 밴드플레이트 등으로 지압부를 보강하지 않는 경우에는 U형 띠철근으로 지압부를 효과적으로 구속하는 것이 추천된다.
(4) 실험체 강도를 기존 접합부 설계식과 비교한 결과, 기존 ASCE 설계지침이 실험결과를 안전측으로 예측하였다. 그러나 교차보나 스터드의 효과를 고려한 K&D 모델에 대해서는 비안전측의 결과를 나타냈다.
(5) 접합부의 전단파괴와 보의 휨파괴가 동시에 발생할 경우, 특히 지압부가 충분히 보강되지 않아 탈락에 취약할 경우에는 접합부의 전단강도가 완전히 발현되지 못할 수 있다.
교차보 또는 스터드를 보유한 실험체들은 외부패널의 전단기여도가 증가하여 비교적 높은 강도를 발휘하였다. 반면에 전단키가 없었던 실험체 F16의 경우 외부패널의 손상이 상대적으로 더디게 나타났으며 강도 작은 대신에 변형능력이 우수했다.
5는 접합부 실험체의 하중-층간변위비 이력곡선을 나타낸다. 모든 실험체는 비교적 우수한 변형능력을 나타냈으며, SF6은 층간변위비 약 4%까지, 나머지 실험체들은 층간 변위비 약 6%까지 최대강도의 80%이상을 유지하였다. FBP의 두께 차이로 인한 거동 차이는 명확하게 나타나지 않았다.
본 실험체들도 층간 변위비 1.0~1.5%에서 웨브패널이 항복하였으며, 피복콘크리트의 국부적인 압괴는 1.5~2.0%에서 시작되었다. 가장 강도가 작았던 F16의 경우, 보의 소성 휨강도에 도달하지 못했음에도 불구하고 실험 종류 후 명확한 소성힌지가 확인되었다(Fig.
접합부 전단강도 저하의 일차적인 원인으로 지압부 콘크리트의 조기탈락을 들을 수 있다. 본 실험체들은 층간변위비 1.5%에서 보 플랜지가 항복하였는데, 웨브 전단항복과 더불어 보 휨항복이 킨킹과 콘크리트 탈락을 조기에 야기했을 것으로 판단된다.
예상 파괴모드는 동일하였으나 ASCE보다 K&D의 설계 강도가 모두 큼을 알 수 있다. 실험체는 접합부의 설계 강도 대비 81~92%를 발휘하여 비안전측임을 나타냈다. 단, 정상적인 FBP 두께를 사용한 TF16과 F16의 경우 강도비가 각각 88%와 92%로 보다 나은 결과를 나타냈다.
0mm를 초과하였으며 대각균열이 기둥 모서리로 확장되었다. 실험체는 층간변위비 4.0%에서 외부패널 및 기둥의 심한 손상이 발생하였을 때 최대강도를 발현하였다(Fig. 4(a)).
32)을 알 수 있다. 실험체의 강도는 예상 접합부 전단강도 대비 113~129%를 발휘하여, 기존 ASCE 지침으로 안전측의 설계가 가능함을 나타냈다.
실험최대강도는 예상내력 대비 94~108%를 발휘하였으며, TF16의 부가력에서만 실험 강도가 Vbf를 상회하였다(Table 4).
예상 파괴모드는 동일하였으나 ASCE보다 K&D의 설계 강도가 모두 큼을 알 수 있다.
전단변형의 기여도는 교차보를 보유한 TF6과 TF16에서 가장 크게 나타났으며(층간변위비 4.0%에서 각각 25%와 22%), 교차보 및 스터드가 없는 F16이 가장 작았다(층간변 위비 4.0%에서 11%). 이는 접합부의 전단변형각을 외부표면에 설치한 변위계를 통해서 계측했기 때문이다.
후속연구
한편, 접합부와 보의 파괴를 동시에 유도한 실험은 제한적이었다[10]. 향후 접합부와 보의 파괴가 동시에 발생하는 경우에 대한 추가적인 연구가 필요하다.
질의응답
핵심어
질문
논문에서 추출한 답변
ASCE 지침의 문제점은?
2g 이하)을 위해서 제안되었으나, 이후의 연구자들에 따르면 잘 설계된 RCS 접합부는 강진 지역에서도 충분히 적용이 가능하며, ASCE 지침의 설계식도 상당히 보수적인 것으로 나타났다[6]. 그러나 ASCE 지침은 구조상세와 관련하여 횡철근 배근량이나 지압판(Face Bearing Plate, FBP) 두께 등에 대하여 최소규정을 두고 있어 실무 적용에 어려움이 있다. 또한 접합부의 구조성능을 개선하기 위하여 확장형 지압판(Extended FBP, E-FBP)이나 밴드플레이트[7], 커버플레이트[8] 등의 보강상세가 적용되는데, 이들은 모두 내화처리를 필요로 하며 용접작업이 복잡하고 슬래브철근과 간섭되는 등 시공과 제작 상 여러 난점이 나타나고 있다.
RCS구조란 무엇인가?
철근콘크리트기둥(RC column)과 강재보(Steel beam)를 접목한 RCS구조는 국내뿐만 아니라 미국, 일본 등 국외에서도 활발하게 사용되어 온 대표적인 하이브리드 구조시스템이다. Sheikh et al.
Kanno and Deierlein는 접합부를 내부요소와 외부요소로 구분하여 각 파괴모드를 무엇으로 정의하였는가?
Kanno and Deierlein[4]은 접합부를 내부요소와 외부요소로 구분하여 각각의 파괴모드를 결정하고 이들의 내력을 합산하는 방법을 제시하였다(이하, K&D). 내부요소의 파괴 모드는 전단파괴 또는 지압파괴로 정의되고 외부요소의 파괴모드는 전단파괴 또는 주철근의 부착파괴로 정의된다.
참고문헌 (20)
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