현행 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침에서는 CFT 기둥의 탄성계수와 항복강도 산정 시구속효과에 의한 축 강성의 증가를 반영하고 있지 않고 있다. 또한 AISC-LRFD와 ACI 318의 제시된 탄성계수와 항복강도의 산정방법으로 계산된 값이 차이가 큰 문제점이 있다. 본 연구에서는 CFT(Rectangular) 기둥을 강관의 두께 및 충진 콘크리트의 강도에 따른 시험체를 9개 제작하여, 실험을 통하여 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침과 비교하였다. 본 연구에서의 실험결과 현행 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침의 CFT 기둥의 항복강도는 실제 CFT 기둥의 항복강도와는 큰 차이가 있는 것으로 나타났다.
현행 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침에서는 CFT 기둥의 탄성계수와 항복강도 산정 시구속효과에 의한 축 강성의 증가를 반영하고 있지 않고 있다. 또한 AISC-LRFD와 ACI 318의 제시된 탄성계수와 항복강도의 산정방법으로 계산된 값이 차이가 큰 문제점이 있다. 본 연구에서는 CFT(Rectangular) 기둥을 강관의 두께 및 충진 콘크리트의 강도에 따른 시험체를 9개 제작하여, 실험을 통하여 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침과 비교하였다. 본 연구에서의 실험결과 현행 AISC-LRFD, ACI 318과 국내의 설계지침의 CFT 기둥의 항복강도는 실제 CFT 기둥의 항복강도와는 큰 차이가 있는 것으로 나타났다.
AISC-LRFD, ACI 318 and Korean design specifications for concrete filled rectangular steel tube columns do not consider the increasing of axial stiffness such as the elastic modulus and the yield strength due to the confinement effect. AISC-LRFD and ACI 318, however, shows different basic philosophy ...
AISC-LRFD, ACI 318 and Korean design specifications for concrete filled rectangular steel tube columns do not consider the increasing of axial stiffness such as the elastic modulus and the yield strength due to the confinement effect. AISC-LRFD and ACI 318, however, shows different basic philosophy and equations for computing the elastic modulus and the strength of CFT columns. Through this experimental study, nine rectangular CFT column specimens were made by varying thickness steel tube and concrete strength, the axial stiffness were compared. The comparison between the design specifications and the test results shows different values on the yield strength of the CFT columns. Even though, yield strength of the CFT columns are very similar between AISC-LRFD and Korean design specifications.
AISC-LRFD, ACI 318 and Korean design specifications for concrete filled rectangular steel tube columns do not consider the increasing of axial stiffness such as the elastic modulus and the yield strength due to the confinement effect. AISC-LRFD and ACI 318, however, shows different basic philosophy and equations for computing the elastic modulus and the strength of CFT columns. Through this experimental study, nine rectangular CFT column specimens were made by varying thickness steel tube and concrete strength, the axial stiffness were compared. The comparison between the design specifications and the test results shows different values on the yield strength of the CFT columns. Even though, yield strength of the CFT columns are very similar between AISC-LRFD and Korean design specifications.
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문제 정의
따라서 본 연구에서는 각형강관을 사용한 CFT 각형기둥에 대하여 축강성에 대한 평가를 실험을 통하여 국내·외 설계기준 및 지침들에 대하여 비교하고자 하였다.
본 연구에서는 중심압축력을 받는 CFT 각형기둥의 축강성에 대한 평가를 실험을 통하여 국내·외 설계기준 및 지침들에 대하여 검토하였다.
본 연구에서는 충전콘크리트의 강도를 측정하고자 CFT 시험체 외에 ∅100 mm×200 mm.
제안 방법
공시체를 제작하여, CFT 시험체와 동일한 조건으로 공시체를 기건 양생하였다. CFT 시험체의 제작은 너비 150 mm에 높이 300 mm인 각형강관에 25, 35, 45 MPa의 설계기준강도를 갖도록 충전콘크리트를 타설하였으나 CFT 시험체와 동일한 조건에 기건 양생된 공시체를 시험한 결과 표 2와 같은 결과를 얻었으며, CFT 시험체의 충전콘크리트 강도변수를 표 3에서와 같이 25, 38, 43 MPa로 하였다. 각형강관의 두께는 콘크리트충전 강관구조설계및시공지침(2003)3), 콘크리트충전 강관구조(2004)2)와 콘크리트 설계기준(2003)7) 기준에 따라 3.
원주형 . 공시체를 제작하여, CFT 시험체와 동일한 조건으로 공시체를 기건 양생하였다. CFT 시험체의 제작은 너비 150 mm에 높이 300 mm인 각형강관에 25, 35, 45 MPa의 설계기준강도를 갖도록 충전콘크리트를 타설하였으나 CFT 시험체와 동일한 조건에 기건 양생된 공시체를 시험한 결과 표 2와 같은 결과를 얻었으며, CFT 시험체의 충전콘크리트 강도변수를 표 3에서와 같이 25, 38, 43 MPa로 하였다.
본 연구에서 실험을 통하여 측정한 시험체별 항복강도와 국내(Architectural Institute of Korea, AIK)2),3),4), AISC-LRFD1) 및 ACI3185)에 따라 산정한 항복강도를 그림 2∼4와 같이 비교하였다.
본 연구에서는 CFT 시험체의 축방향 변위측정을 위하여, 그림 1과같이 Strain Gauge(1-Direction gauge)와 LVDT를 설치하였으며, 1,960 kN급 만능시험기(UTM)를 사용하여 실험을 수행하였다. CFT 시험체에 하중재하는 콘크리트와 강재의 전단면에 동시에 축하중을 재하하였으며, 축하중 재하속도 및 강도시험 방법은 KS F 2405(콘크리트 압축강도 시험방법)에 따라 수행하였다.
대상 데이터
CFT 시험체의 제작은 너비 150 mm에 높이 300 mm인 각형강관에 25, 35, 45 MPa의 설계기준강도를 갖도록 충전콘크리트를 타설하였으나 CFT 시험체와 동일한 조건에 기건 양생된 공시체를 시험한 결과 표 2와 같은 결과를 얻었으며, CFT 시험체의 충전콘크리트 강도변수를 표 3에서와 같이 25, 38, 43 MPa로 하였다. 각형강관의 두께는 콘크리트충전 강관구조설계및시공지침(2003)3), 콘크리트충전 강관구조(2004)2)와 콘크리트 설계기준(2003)7) 기준에 따라 3.0, 4.0, 5.0 mm로 하였으며, 본 연구에서 사용된 시험체는 표 3에서와 같이 총 9개를 제작하였다.
충전콘크리트 제작에 사용된 시멘트는 1종 보통 포틀랜드 시멘트이며, 골재는 강모래와 강자갈을 사용하였고, 충전콘크리트의 배합설계표는 표 1과 같다. 또한 각형강관은 일반구조용 압연강판인 SS 400을 사용하였다.
충전콘크리트 제작에 사용된 시멘트는 1종 보통 포틀랜드 시멘트이며, 골재는 강모래와 강자갈을 사용하였고, 충전콘크리트의 배합설계표는 표 1과 같다. 또한 각형강관은 일반구조용 압연강판인 SS 400을 사용하였다.
이론/모형
본 연구에서는 CFT 시험체의 축방향 변위측정을 위하여, 그림 1과같이 Strain Gauge(1-Direction gauge)와 LVDT를 설치하였으며, 1,960 kN급 만능시험기(UTM)를 사용하여 실험을 수행하였다. CFT 시험체에 하중재하는 콘크리트와 강재의 전단면에 동시에 축하중을 재하하였으며, 축하중 재하속도 및 강도시험 방법은 KS F 2405(콘크리트 압축강도 시험방법)에 따라 수행하였다.
성능/효과
본 연구에서는 중심압축력을 받는 CFT 각형기둥의 축강성에 대한 평가를 실험을 통하여 국내·외 설계기준 및 지침들에 대하여 검토하였다. 본 연구에서의 CFT 시험체 항복강도는 AISC-LRFD와 국내(AIK)방법과 유사한 경향을 나타냈으며, ACI 318은 CFT 각형기둥의 항복강도를 저평가하고 있어, CFT 각형기둥 설계 시 항복강도의 예측으로는 부적합한 것으로 나타났다. 또한 CFT 시험체의 충전 콘크리트의 강도에 따라 최대내력에 미치는 영향이 큰 것을 볼 수 있었으며, 이러한 결과를 통하여 CFT 기둥 설계 시 충전 콘크리트에 대한 고려가 반드시 필요할 것으로 판단된다.
에 따라 산정한 항복강도를 그림 2∼4와 같이 비교하였다. 실험 결과 나타난 CFT 시험체의 항복강도는 AISC-LRFD의 항복강도와 시험체 별 약 10～40% 차이를 나타냈으며, 국내(AIK)의 방법과는 약 27～60% 차이를 보였다. 충전콘크리트의 강도와 강관의 두께에 따라 AISC-LRFD 및 국내(AIK)의 방법은 실험값에 약 62%∼92%의 값을 나타내었다.
충전콘크리트의 강도와 강관의 두께에 따라 AISC-LRFD 및 국내(AIK)의 방법은 실험값에 약 62%∼92%의 값을 나타내었다.
후속연구
본 연구에서의 CFT 시험체 항복강도는 AISC-LRFD와 국내(AIK)방법과 유사한 경향을 나타냈으며, ACI 318은 CFT 각형기둥의 항복강도를 저평가하고 있어, CFT 각형기둥 설계 시 항복강도의 예측으로는 부적합한 것으로 나타났다. 또한 CFT 시험체의 충전 콘크리트의 강도에 따라 최대내력에 미치는 영향이 큰 것을 볼 수 있었으며, 이러한 결과를 통하여 CFT 기둥 설계 시 충전 콘크리트에 대한 고려가 반드시 필요할 것으로 판단된다.
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