Flexural Behavior of Concrete Filled Seismic Resistant Steel Tubular Columns Subjected to Axial and Cyclic Lateral Load

내진 각형강관 기둥의 휨거동 특성

Fl exuralBehavi orofConcret eFi l l ed Sei smi cResi st antSt eelTubul ar Col umnsSubj ect ed t oAxi aland Cycl i cLat eralLoad

김 병 호

^{1 )}

^{2 )}

^{3 )}

^{4 )}

요 약： 최근 CFT(ConcreteFilledSteelTube)부재는 뛰어난 구조성능으로 인하여 그 사용범위가 확대되고 있다.본 연구에서는 축력과 반복수평력을 받는 콘크리트 충전 내진 각형강관 기둥의 연성을 평가하는 실험을 수행하였다.내진 각형강관은 SN400B 후판재를 냉간 프레스 성형하여 2개의 ㄷ자로 절곡한 후 기둥 폭의 중앙에서 2-seam 용접하는 방식으로 제작하였다.강관의 폭두께비,축력비,가력방법을 변수로 총 8개의 실험체를 제작하여 실험을 수행하였고,축하중과 반복수평력을 가력하기 위하여 2대의 액츄에이터가 사용되었다.실험결과를 통해 기둥의 휨내력,변형능력 및 에너지소산능력을 평가하였으며,반복수평력에 대한 기둥의 연성거동 또한 평가되었다.

ABSTRACT： Todaythereisa growingrangeofapplicationsforConcrete-Filled SteelTube(CFT)memberbecauseofits superiorperformance.Ductilityestimationtestofconcrete-filledseismicresistantsteeltubularcolumns,subjectedtoaxial andcycliclateralload,wascarriedoutinthisstudy.SeismicresistantsteeltubesaremanufacturedusingSN400B plates byatwo-seam weldingatcenterofthecolumn width forcold press-formed shapeplatesoftwopieces.A totalofeight specimensweremanufacturedandtestedwith theparametersofwidth-thicknessratioofsteeltubularcolumn,axialload ratio,and loading conditionsto actaxialand cycliclateralload two dynamicactuatorswere used.From testresults, flexuralstrength,deformationcapacity,energydissipationcapacity,andductilitybehaviorofcolumnswereanalyzed.

핵 심 용 어 :내진 각형강관,SN400,CFT,합성기둥,휨내력,연성,에너지 소산능력

KEYWORDS:SPAP,SN400,CFT,compositecolumn,flexuralstrength,ductility,energydissipationcapacity

1.서 론

현대사회의 산업․경제적 발전으로 건축물이 대공간화,초 고층화,장스팬화 됨에 따른 건축적 요구의 다양화에 따라 합 성구조가 활발하게 연구․실용화되고 있다.합성구조의 기본 이 되는 합성부재(Hybrid Member)의 경우 기본적으로 기 둥,보,벽 등의 부재단면을 Steel과 Concrete로 구성하는 것으로 Steel과 Concrete의 조합으로 부재의 성능이 발휘된 다. 이 중 콘크리트 충전 강관(CFT, Concrete Filled steelTube)기둥은 강관 내부에 콘크리트를 충전함으로써

1)중앙대학교 대학원 건축학과 석사(redskel e82@naver. com) 2)중앙대학교 대학원 건축학과 공학박사(i wandh@paran. com) 3)경기대학교 건축공학과 부교수,공학박사(bj choi @kyonggi . ac. kr) 4)교신저자.중앙대학교 건축학과 교수,공학박사

(Tel :02-820-5340,Fax:02-812-4150,E-mai l :etl ee@cau. ac. kr)

콘크리트가 외부 강관의 국부좌굴을 억제하고 강관의 구속에 의해 콘크리트의 압괴가 지연되어 높은 내력과 변형 능력을 발휘한다.합성효과에 따른 내력의 증가로 작은 단면으로 높 은 층고 및 장스팬이 가능한 CFT 기둥은 국내․외에서 경제 성 및 효율성에 대한 관심의 증대와 연구의 활성화 및 기술 발전을 통하여 초고층 건축프로젝트에 많이 사용되고 있다.⁵⁾

콘크리트 충전 강관에 관한 연구는 국내·외에서 다양하게 진행되어 왔다.Sugano와 Nagashima(1992) 및 Boyd, Cofer와 McLean(1995)은 CFT 기둥의 연성능력과 휨내력 을 확인하기 위해 일정축력과 반복수평력을 받는 CFT 기둥

본 논문에 대한 토의를 2011년 12월 31일까지 학회로 보내주시면 토의 회답

을 게재하겠습니다.

실험체명 B (mm)

t (mm)

폭두께비 (B/ t )

f

( MPa)

축력비 (P/P

) P25C10C 200

8

25

21

0. 1

P38C10C 300 38

P50C10C 400 50

P25C30C 200 25

0. 3

P38C30C 300 38

P38C30M 300 38

P50C30C 400 50

P50C30M 400 50

* 실험체명 P 25 C 1 0 C

가력방법 (C:반복,M:단조) 축력비 ( 10:0. 1,30:0. 3) 충전유무 (C:충전) 폭두께비

강관의 제조방법 (P:프레스성형) 표 1.실험체 일람표

실험을 수행하였다.국내에서도 김철환 등(1997)과 최성모 등(2003)에 의해 CFT기둥에 대한 연구가 진행되었다.

건축구조물이 초고층화,대형화될 뿐만 아니라 지진 피해에 대한 인식이 확산되면서 내진설계기준 강화 및 건축구조용강 에 대한 요구성능이 강화되는 추세에 있다.이러한 요구에 부 응하여 국내에서도 소성변형능력과 용접성을 확보한 고성능 건축구조용 강재로 SN 강재(KS D 3861)와 이를 기본으로 하여 원형강관으로 제관한 STKN(KS D 3632)및 각형강 관으로 제관한 SPAP 강관 및 SPAR 강관(KS D 3864)이 개발·생산되고 있다.이중 내진 각형강관인 SPAP 강관 및 SPAR 강관의 경우 기둥재로서 일반 H-형강에 비해 구조형 상에서 효율적인 단면으로 강재량 절감 및 도장면적 감소,건 물 유효면적을 증가시키는 등의 많은 이점을 가지고 있다.따 라서 이러한 내진 각형강관을 사용한 합성부재의 구조성능 평가를 토대로 보다 경제적인 구조시스템의 활성화가 필요하 다.이에 본 연구에서는 내진 각형강관을 사용한 CFT 부재 의 반복 조합하중에 대한 실험적 연구를 통하여 휨내력 및 연성 특성 등을 파악하고자 한다.

2.실험계획 및 방법

2. 1실험체 개요

본 실험에서는 SN400B 후판재를 냉간 프레스 성형하여 2 개의 ㄷ자로 절곡한 후 기둥 폭의 중앙에서 2-seam 용접하 여 제작한 SPAP235강관을 사용하였다.용접은 강관 외측 이음부를 tackwelding한 다음 GMAW로 강관 외측을 초층 용접한 후 SAW로 강관 내측을 용접하고,내측 용접이 완료 되면 강관 외측을 가우징 후 SAW로 용접하여 마무리하였다.

실험체는 일정축력과 반복수평력을 동시에 받는 CFT 기둥 의 이력거동을 분석하기 위하여 실제 구조물에 적용되는 기 둥부재의 약 1/2크기로서 높이 1,500mm를 대상으로 8개 의 내진 각형강관을 적용한 CFT 기둥실험체를 계획하였다.

이 중 2개의 실험체에 대해서는 대변형 영역의 거동을 파악 하기 위해 축력비 0.3에서 단조재하를 하였다.실험체의 일 람은 표 1에 나타내었다.실험체의 축력비는 단순누가강도

P

실험변수로는 각형강관의 폭두께비,기둥에 작용하는 축력 비,가력방법이 사용되었다.폭두께비는 충전각형강관 판폭두 께비의 기준값(2.26 E/F_y)인 66.7이하를 만족시키면서 각형강관의 λ_p= 33.08, λ_r= 41.35을 기준으로 한계 폭두께비를 넘지 않는 콤팩트(25),비콤팩트(38),세장판요

소(50)의 단면이 사용되었다.기둥에 작용하는 축력비는 축 력의 크기에 따라 부재의 휨내력 및 변형성능의 변화를 확인 하기 위하여 합성부재 압축강도의 0.1,0.3배를 기준으로 하 였다.

각 실험체의 양 단부에는 균등한 하중이 작용하고 국부좌굴 의 방지 및 실험체 설치를 위하여 두께 40mm의 엔드플레이 트를 용접 접합하였다.양 단부 엔드플레이트 중 상부 엔드플 레이트에 콘크리트 주입구를 만들어 콘크리트를 타설하였다.

콘크리트는 진동 다짐하여 밀실하게 충전하고 15일간 증기양 생하였다. 모든 실험체에 사용된 콘크리트의 배합강도는 21MPa로 동일하고,강재의 항복강도 기준값 또한 235MPa 로 동일하다.

2. 2실험체설치 및 계측기 계획

실험은 포항산업과학연구원(RIST)강구조연구소 구조실험 동에서 수행하였다. 실험체의 설치개요는 그림 1과 같다.

3,000kN급 Actuator를 사용하여 실험체에 일정 축력을 재 하한 후,1,000kN급 Actuator로 반복수평력을 가하였다.

실험체 상·하부에는 각각 힌지가 설치되었으며 상부 힌지 및 Actuator에는 3,000kN급 Actuator의 횡방향 이동을 방지 하는 지그 및 횡지지대를 설치하였다.또한 실험체 상부에는 1,000kN급 Actuator의 설치를 위한 지그를 제작하여 설치 하였다.

실험체의 변위를 측정하기 위해 그림 1과 같이 총 5개의 LVDT를 설치하였다. LVDT1은 수평하중을 재하하는 1,000kN급 Actuator의 가력점 중심에 설치하여 Actuator

그림 3.하중재하 프로그램 그림 1.실험체 가력도 및 변위계 설치위치

그림 2.게이지 부착위치

의 변위량을 측정하였고,LVDT2는 Actuator의 수평변위에 따른 실험체의 변위량을 측정하기 위하여 실험체 상단에서 500mm 떨어진 위치에 설치하였다.LVDT3,4는 실험체 하 단부에 설치하여 하부힌지의 회전각을 측정하였고,LVDT5는

실험체 상단 엔드플레이트에 설치하여 실험체 상부의 회전각 을 측정하였다.

변형률 측정 게이지는 그림 2와 같이 강관의 변형률을 측 정하기 위해 총 22개를 설치하였다.수평력을 받는 2개의 면 에 대해서는 각각 6개씩 총 12개의 게이지가 강관의 길이방 향으로 설치되었으며,그 외 2개의 면에는 강관의 폭방향으 로 4개,길이방향 1개씩 총 10개의 게이지를 설치하여 수평 력에 의해 단부에 소성힌지가 형성되는 과정과 강관의 위치 별 변형률을 관찰하였다.국부좌굴이 예상되는 B/2지점에 는 게이지를 3개씩 설치하여 강관의 평판부와 모서리의 변형 률을 비교 관찰하였다.

2. 3하중가력 계획

실험체의 수직하중은 KBC 2009에서 제시하는 합성부재의 압축강도를 적용하여 계산하였고,수평하중이력은 ANSI/AISC 341-05 "Seismic Provisions for Structural Steel Buildings"에서 beam-column의 cyclicloadingprogram에 따라 각 단계별로 점진적으로 가력하였다.사이클별 회전각 (θ)은 반복수평하중으로 인한 실험체의 변위 (δ)와 실험체 의 길이 (L)의 비 (θ = δ/L)로 정의하며 0.375%∼

6.0%(0.00375rad∼0.06rad)까지 점진적으로 재하하였다.

각 사이클별로 2∼6회 반복가력을 하여 일정변위시의 강성 및 강도의 저하 등을 파악하고,실험종료 시점은 회전각 6%

를 기준으로 하되 최대내력의 90% 이하로 내력저하가 발생 할 때로 하였다.

3.실험결과 및 분석

3. 1재료실험결과

설계강도 (MPa)

W/ C (%)

슬럼프 (cm)

단위중량(kg/m

) 시멘트 물 잔골재 굵은골재 혼화제 21 43. 6 9. 5 328 143 917 977 1. 64

표 2.콘크리트 배합표

공시체 압축강도( MPa),재령 28일

1 2 3 4 5 6 평균

24. 88 25. 13 24. 83 24. 81 25. 60 25. 81 25. 18 표 3.공시체 압축강도

시험편

MPa

F_u

MPa

F_y/F_u

%

E_s

GPa

연신율

% Pl at e 281 415 68 198, 006 25 200 pl at e 281 417 67 204, 239 24 cor ner 536 576 93 93, 267 16 300 pl at e 294 429 68 201, 135 24 cor ner 524 577 91 125, 298 17 400 pl at e 289 422 68 205, 237 25 cor ner 505 561 90 122, 795 17

표 4.강재의 인장강도 시험결과

실험체에 사용된 콘크리트의 배합표와 공시체의 압축강도는 표 2와 3에 나타내었으며,강재의 인장시험결과와 응력-변형 률 관계를 표 4와 그림 4에 나타내었다.

인장시험편은 강관으로 가공 전 판재에서 3개,냉간 프레스 성형하여 강관으로 제작한 후 각 실험체 단면 사이즈별로 용 접부를 제외한 강관의 평판부 중앙에서 강관의 길이방향으로 제작하였다.인장시험결과 강관으로 가공 전 판재의 경우 항 복강도는 평균 281MPa,인장강도 평균은 415MPa로 기준 값을 상회하는 것으로 나타났다.항복비는 평균 68%로 비교 적 낮은 값을 나타냈고,연신율은 평균 25%정도로 기준값인 18%보다 높은 값을 나타내었다.내진 각형강관 실험체에서 채취한 시험편의 시험결과 평판부의 경우 평균 항복강도는 288MPa,평균 인장강도는 423MPa로 가공 전과 큰 차이 를 보이지 않았다.항복비와 연신율도 각각 평균 68%,24%

로 비슷한 값을 나타내었다.따라서,냉간 프레스성형 강관의 경우 평판부에서는 가공에 의한 영향을 받지 않는 것으로 나 타났다.그러나 코너부의 경우 평균 항복강도는 521MPa, 평균 인장강도는 572MPa으로 평판부에 비해 각각 81%, 35% 증가한 값을 나타내고 있다.항복비와 연신율도 각각 평균 91%,17%로 나타났다.이는 냉간프레스 각형강관의 경우 각형강관 코너부에서만 휨가공의 영향을 받기 때문에 평판부는 원판과 동일한 성능을 유지하며 코너부에서만 냉간 소성가공으로 인한 강재의 경화현상으로 재질의 변화가 발생 하여 항복점,항복비의 상승 및 연성저하현상이 발생하는 것 을 나타내고 있다.따라서 각형강관의 경우 평판부가 아닌 모 서리부에서의 값을 고려할 필요가 있을 것으로 판단된다.

(a)SN400B 판재

(b)SPAP235실험체

그림 4.강재의 응력-변형률 관계 그래프

3. 2CFT실험체의 실험결과 및 파괴양상

실험체의 일반적인 파괴양상은 변위가 점진적으로 증가되자 실험체 상단부에서 약 B/2정도 떨어진 지점에서 콘크리트 의 압괴 및 강관의 국부좌굴이 발생하기 시작하고,그 범위가 확대되면서 최종파괴에 이르렀다.

표 5에 각 실험체의 정·부방향 실험결과를 나타내었으며, 그림 5에 각 실험체별 파괴형상,그림 6~7은 실험체별 모멘 트-회전각 관계 곡선을 나타내었다.

그림 6의 단조가력을 한 P38C30M 실험체는 회전각이 1.5%를 넘어서는 지점부터 국부좌굴이 발생하기 시작하였으 며 회전각이 3.0%인 지점에서 최대모멘트 값을 나타냈다.

최대내력에 도달한 후 실험체는 내력저하가 발생하기 시작하 였고 좌굴의 범위도 점점 확대되었다. 폭두께비가 큰 P50C30M 실험체의 경우 P38C30M 실험체보다 작은 회전 각 1.1%부터 강관의 좌굴이 발생하기 시작하였고,1.9%인 지점에서 최대내력을 나타내었으며,내력저하도 P38C30M 실험체보다 가파르게 나타났다.

그림 7의 반복하중을 받는 P25C 계열 실험체는 최대내력 에 도달함과 동시에 국부좌굴이 발생하기 시작하였다.최대내

실험체명

좌굴 항복 최대 균열

모멘트 kN

회전각

%

모멘트 kN

회전각

%

모멘트 kN

회전각

%

모멘트 kN

회전각

%

P38C30M 301 - 1.48 - 190 - 0.34 - 320 - 3.01 - - - - -

P50C30M 545 - 1.13 - 400 - 0.50 - 589 - 1.90 - - - - -

P25C10C 149 -164 2.81 -2.99 112 -109 0.74 -0.62 149 -164 2.81 -2.99 - - - - P25C30C 143 -148 1.99 -2.00 99 -122 0.46 -0.77 143 -150 1.99 -1.38 - - - - P38C10C 359 -364 1.99 -3.00 295 -276 1.08 -0.71 359 -364 1.99 -3.00 308 -325 5.33 -5.91 P38C30C 356 -356 1.46 -1.25 294 -285 0.71 -0.63 356 -356 1.46 -1.25 223 -231 3.97 -3.95 P50C10C 636 -626 1.82 -1.99 493 -430 0.92 -0.73 636 -633 1.82 -2.96 583 -579 2.96 -3.97 P50C30C 534 -511 1.00 -1.00 449 -485 0.61 -0.83 623 -610 1.80 -1.85 553 -522 2.59 -2.15

표 5.실험결과 일람

(a)P38C30M (b)P50C30M

(c)P25C10C (d)P25C30C

(e)P38C10C (f)P38C30C

(g)P50C10C (h)P50C30C

그림 5.실험체의 파괴형상

타났고,내력저하가 크지 않은 점과 실험체의 변형상황을 고 려하여 재하단계를 회전각 ±7.0%까지 진행하였다.두 실험 체중 축력비가 큰 P25C30C 실험체는 P25C10C보다 낮은 회전각에서 최대내력을 타나내었으며 단계별 내력저하도 큰 폭으로 나타났다.P38C 계열 실험체 역시 최대내력에 도달 하자 강관의 국부좌굴이 발생하기 시작하였다.P38C10C 실 험체는 내력저하가 P25C 계열 실험체와 비슷하게 단계별로 완만하게 나타났으나 회전각이 ±6.0%에 이르자 강관 모서리 에 균열이 생기기 시작하였고,+7.0%의 두 번째 사이클에 이르자 강관 모서리가 강관의 길이방향으로 갈라지며 최종 파괴되었다.P38C30C 실험체는 최대내력 이후 비교적 내력 저하가 크게 나타났고,강관 모서리의 균열은 P38C10C 실 험체보다 한 단계 빠른 회전각 ±4.0%에서 발견되었으며,

±6.0%에 이르자 강관 모서리의 균열이 확대되면서 -6.0%

의 두 번째 사이클에서 강관의 모서리가 강관의 길이방향으 로 갈라지며 최종 파괴되었다.폭두께비가 큰 P50C 계열 실 험체는 최대내력에 도달하기 전에 강관의 국부좌굴이 관찰되 기 시작하였고,비교적 빠른 단계에서 실험이 종료되었다.

P50C10C 실험체는 회전각 3.0% 단계에서 CFT 부재와 엔 드플레이트의 용접부 끝단에 균열이 발생하기 시작하였으며

±4.0%에 이르자 강관 모서리에 균열이 발생하기 시작하였 다.-4.0% 두 번째 사이클에 이르자 3.0%에서 발생하였던 용접부 끝단의 균열부분에서 강관의 찢어짐이 발생하면서 최 종 파괴되었다.P50C30C 실험체는 앞선 축력비가 0.3인 실험체와 비슷하게 최대내력 이후 동일 재하단계에서 사이클 이 진행시 큰 폭으로 내력저하 현상이 나타났고,회전각이

±3.0%에 이르자 강관의 모서리 부분에 균열이 발생하기 시작 하였다.초기 균열은 강관의 폭방향으로 모서리에 발생하기 시 작하였으며 ±4.0%에서는 강관의 국부좌굴로 인하여 강관 모 서리에 강관 길이방향의 균열도 발생하였다.회전각 +6.0%

의 첫 번째 사이클에 이르자 강관의 모서리가 강관 길이방향 으로 갈라지며 최종 파괴되었다.

(a)P38C30M (b)P50C30M 그림 6.단조가력 실험체의 모멘트-회전각 관계 곡선

( a)P25C10C (b)P25C30C

(c)

(d)

(e)

(f )

그림 7.반복가력 실험체의 모멘트-회전각 관계 곡선

실험체명

kN- m

cM_p

1)

kN- m

/

F_y= 235^σ _y= 287F_y= 235^σ _y= 287

P38C30M 320 241 294 1. 33 1. 09 P50C30M 589 433 529 1. 36 1. 11 P25C10C 157 104 127 1. 50 1. 23 P25C30C 147 104 127 1. 41 1. 15 P38C10C 362 241 294 1. 50 1. 23 P38C30C 356 241 294 1. 48 1. 21 P50C10C 635 433 529 1. 47 1. 20 P50C30C 617 433 529 1. 42 1. 17 1)KBC 20090709. 03합성부재의 휨강도 산정방법을 사용

그림 8.P- M 상관도 표 6.소성모멘트와 실험결과 비교

그림 9.실험체의 단조화 곡선

실험체명

정방향(+) 부방향(-)

M_y

kN-m

θ

%

K_i

kN-m

M_y

kN- m

θ

%

K_i

kN-m P38C30M 190 0. 34 562. - - - P50C30M 400 0. 50 800 - - - P25C10C 112 0. 74 152 -109 - 0. 62 175 P25C30C 99 0. 46 217 -122 - 0. 77 159 P38C10C 295 1. 08 273 -276 - 0. 71 391 P38C30C 294 0. 71 415 -285 - 0. 63 453 P50C10C 493 0. 92 536 -430 - 0. 73 593 P50C30C 449 0. 61 736 -485 - 0. 83 582 표 7.항복모멘트(M

),항복회전각(θ

)및 초기강성(K

)

3. 3CFT실험체의 휨내력

본 연구에서 내력 및 강성 등 실험결과의 분석은 수평력 (Q)과 실험체의 변위(δ)관계 곡선보다는 Pδ에 의한 모 멘트가 고려된 모멘트-회전각(M-θ)관계 곡선에 따른 성 능으로 평가하였다.

표 6에 계산된 실험체 기둥단면의 소성모멘트와 실험결과 를 비교하여 나타내었으며,그림 8은 PM상관도를 나타낸 것 이다.실험체의 모멘트값은 정·부방향 최대모멘트의 평균값을 취하였고,강재의 항복응력은 기준값인 F_y=235MPa와 소 재의 인장시험 결과값인

σ

3. 4실험체의 항복모멘트 및 초기강성

반복하중을 받는 부재의 모멘트-회전각 곡선의 경우 복잡한 형상을 띄고 있으므로 각 단계별 최대내력점을 이어 실험결

과를 단조화하여 상호 비교하는 것이 일반적으로 사용되어지 는 방법 중의 하나이다.이 평가방법으로 반복가력에 의해 사 이클이 진행됨에 따른 최대내력의 변화를 평가할 수 있고,항 복모멘트 (M_y),종국모멘트 (M_u),초기강성 (K_i)및 연 성능력

(

)

실험에 의한 항복내력은 초기강성 기울기를 갖는 직선과 초 기강성 기울기의 1/3이 되는 직선을 그리고,평행 이동시켜 만나는 두 직선의 교점을 항복점으로 정의하여 항복모멘트 (M_y)및 항복회전각(θ _y)을 산정하는 방법을 사용하였다.

단조화 곡선을 바탕으로 실험체의 항복점 및 초기강성을 산 정한 결과는 표 7에 나타내었다.

실험체의 항복모멘트 및 항복회전각은 단조가력 실험체의 경우 반복가력 실험체보다 더 낮은 값을 나타냈고,반복가력 실험체에서 항복모멘트의 정·부방향 평균값은 축력비에 따른 차이는 거의 없는 것으로 나타났으며 항복회전각의 경우 축 력비가 낮은 실험체가 조금 더 높은 값으로 나타났다.

초기강성의 경우 단조가력 실험체가 반복가력 실험체보다 더 높은 값으로 나타났으며,반복가력 실험체에서는 축력비가 높은 실험체가 더 큰 값을 나타냈다.

그림 10.실험체의 무차원화 강성저하율

실험체명

정방향(+) 부방향( -) 평균

kN- m θ

%

M_u

kN-m

θ

%

M_u

kN-m

θ

% P38C30M 288 5. 78 - - 288 5. 78 P50C30M 530 4. 54 - - 530 4. 54 P25C10C 134 6. 70 -147 -6. 86 141 6. 78 P25C30C 127 3. 70 -135 -3. 39 131 3. 55 P38C10C 323 5. 04 -328 -5. 76 326 5. 40 P38C30C 316 2. 92 -321 -2. 60 319 2. 76 P50C10C 572 3. 86 -579 -3. 97 576 3. 92 P50C30C 560 2. 90 -549 -2. 75 555 2. 82

표 9.종국모멘트(M

)및 종국회전각(θ

) 실험체명 방향

최대내력 회전각 4. 0% 평균 저하율

%

kN-m

θ

%

M_4.0

kN-m

저하율

%

P38C30M + 320 3. 01 292 8. 75 8. 75 P50C30M + 589 1. 90 513 12. 90 12. 90 P25C10C + 149 2. 81 146 2. 01

4. 06 - -164 -2. 99 - 154 6. 10 P25C30C + 143 1. 99 122 14. 69

17. 34 - -150 -1. 38 - 120 20. 00 P38C10C + 359 1. 99 342 4. 74

3. 33 - -364 -3. 00 - 357 1. 92 P38C30C + 356 1. 46 223 37. 36

36. 24 - -356 -1. 25 - 231 35. 11 P50C10C + 636 1. 82 568 10. 69

9. 61 - -633 -2. 96 - 579 8. 53 P50C30C + 623 1. 80 364 41. 57

38. 33 - -610 -1. 85 - 396 35. 08

표 8.내력저하율

3. 5 실험체의 내력 및 강성저하율

3.5.1최대내력 이후 내력저하율

최대내력 이후 하중단계가 진행될수록 실험체의 내력저하정 도를 살펴보기 위하여 최대내력점과 회전각이 4.0%에서의 모멘트를 비교하여 내력저하율을 평가하였다. B/t= 25,

B/t

실험체의 내력저하는 가력방법과 축력비에 따라 큰 차이를 나타냈다.B/t= 38,B/t= 50인 실험체의 경우 가력방법 에 따른 내력저하는 각각 27%,25%,축력비가 높아짐에 따른 내력저하는 33%,29%로 크게 나타났다.

3.5.2강성저하율

반복하중을 받는 실험체의 회전각의 증가에 따른 강성의 변 화를 평가하기 위하여 단조화된 모멘트-회전각 관계에서 각 회전각 단계별로 강성을 구하고 그 감소량으로 강성저하율을 산정하였다.강성의 평가는 각 단계별 최대모멘트를 최대회전 각으로 나눈 값으로 정(+)·부(-)방향에 대하여 산정한 후 평 균값을 취하였다.

각 실험체의 하중단계별 강성을 초기강성으로 나누어 무차 원화한 강성저하율을 그림 10에 나타내었다.실험체의 강성 저하율은 전체적으로 회전각 1.0%까지는 비교적 완만하게 나타났고,1.0%를 넘어서는 지점에서 급격한 저하가 발생하 는 것으로 나타났다.폭두께비별 강성저하율을 비교한 결과

축력비가 높은 실험체의 경우 강성저하가 더 크게 발생하는 것으로 나타났고,단조가력 실험체가 반복가력 실험체보다 더 높은 강성저하율을 나타냈다.

3. 6연성능력평가

건축물의 부재는 지진하중에 대하여 일정 이상의 에너지를 흡수할 수 있도록 부재의 연성능력이 확보되어야 한다.따라 서 부재의 항복 이후 소성변형능력에 대한 평가가 필요하다.

연성능력은 각 실험체의 단조화 곡선을 바탕으로 항복모멘트 (

M

여기에서 종국회전각(θ _u)은 최대내력 이후 내력이 10%

저감되었을 때(0.9M _max)의 회전각으로 정의하며,연성능력 평가에 사용된 항복회전각 (θ_y)과 종국회전각 (θ_u)은 정·부 방향의 평균값을 사용하였다.연성능력(μ)은 연성율으로 사 용되는 μ에서 탄성변형분을 제한 다음의 식(1)로 정의한다.

μ = μ- 1= θ_u

θ_y-1= θ_u- θ_y

θ_y ⁽¹⁾

그림 11.실험체의 에너지 소산능력

그림 10.P25C10C 대비 실험체별 연성능력 실험체명 θ

( %) θ

( %) μ P38C30M 0. 34 5. 78 16. 11 P50C30M 0. 50 4. 54 8. 07

P25C10C 0. 68 6. 78 8. 98 P25C30C 0. 61 3. 55 4. 80 P38C10C 0. 89 5. 40 5. 04 P38C30C 0. 67 2. 76 3. 13 P50C10C 0. 82 3. 92 3. 76 P50C30C 0. 72 2. 82 2. 91

표 10.실험체별 연성능력( μ)평가

각 실험체의 연성능력은 표 10과 같으며, 그림 10에 P25C10C 실험체 대비 각 실험체의 연성능력 나타내었다.

표 10에서 P50C10C 실험체의 경우 부방향(-)모멘트가 종 국모멘트(0.9M _max)값인 570kN까지 하중저하가 발생하 지 않고 실험체가 파괴되어 최종 파괴시의 모멘트값인 571kN(0.91M _max)을 종국모멘트로 하고,이때의 회전각 을 종국회전각으로 하여 연성능력을 산정하였다.

그림 10에서처럼 실험체의 연성능력은 가력방법과 폭두께 비,축력비에 따라 서로 다른 값을 나타냈다.단조가력한 실 험체의 경우 일반적으로 반복가력 실험체보다 높은 연성능력 을 나타냈고,작은 폭두께비를 가진 실험체가 높은 연성능력 을 나타냈으며 축력비가 커질수록 연성능력이 저하되는 것으 로 나타났다.

3. 7에너지 소산능력

에너지 소산능력은 구조물에 지진하중이 작용할 때 하중에 의한 에너지를 얼마나 소산시키는가를 평가하는 것으로 구조 물의 내진성능을 평가하는 중요한 요소이다.실험체의 변형능 력에 대한 평가방법 중 하나인 에너지 소산능력은 모멘트-회 전각(M-θ)이력곡선에서 곡면내의 면적으로 산정한다.그

림 11은 각각의 사이클에 대한 에너지를 평가하여 실험체별 누적 에너지 소산능력을 산정한 결과를 나타낸다.

실험체의 누적 에너지 소산능력은 회전각 4.0%까지는 항 복회전각이 낮고,초기강성이 높은 축력비 0.3인 실험체가 평균 11.3% 정도 큰 것으로 나타났다.그러나 회전각 4.0%

을 초과하는 큰 변형이 발생하게 되면 내력저하가 비교적 적 게 발생하는 축력비 0.1인 실험체의 누적 에너지 소산능력이 더 높거나 비슷한 값을 나타내었다.판폭두께비별 영향을 살 펴보면 P38C10C실험체를 제외하고 유사한 값을 나타내고 있다.

4.결 론

소성변형능력과 용접성을 확보한 고성능 건축구조용 강재인 SN강재를 소재로 한 내진 각형강관 합성부재의 연성능력을 평가하는데 그 목적을 두고 실험을 수행한 결과,다음과 같은 결론을 얻을 수 있었다.

(1)SN강재를 소재로 냉간 프레스성형한 강관에서 채취한 인장시험편 시험결과 항복강도와 인장강도,연신율,항 복비 모두 기준값을 상회하는 우수한 성능을 나타냈다.

(2) 단조 및 반복하중을 받는 모든 실험체의 실험결과 KBC 2009의 합성부재 휨강도와 비교하여 평균 43%

높게 나타났으며,반복하중이 작용할 때 실험체 최대내 력이 더 높은 것으로 나타났다.

(3)실험체의 내력저하는 가력방법과 축력비에 큰 영향을 받는 것으로 나타났다. B/t= 38,B/t= 50인 실험 체의 경우 가력방법에 따른 내력저하는 각각 27%, 25%, 축력비가 높아짐에 따른 내력저하는 33%, 29%로 높게 나타났다.저축력일 때 폭두께비에 따른 내력저하율 차이는 크지 않은 것으로 나타났다.

(4) 실험체의 강성저하율은 전체적으로 회전각이 1.0%

이후 급격한 저하가 발생하는 것으로 나타났으며,축력 비가 높은 실험체와 단조가력 실험체에서 강성저하가 더 크게 발생하는 것으로 나타났다.

(5)연성능력을 평가해보면 단조하중을 받는 실험체의 경 우 일반적으로 반복가력 실험체보다 매우 높은 연성능 력을 나타냈으며,폭두께비와 축력비가 커질수록 연성 능력이 많이 저하되는 것으로 나타났다.

(6)초기강성이 높은 축력비가 큰 실험체의 경우 누적 에 너지 소산능력이 초기 재하단계에서는 더 높은 것으로 나타났으나,회전각 4.0% 이후 축력비가 낮은 실험체 의 누적 에너지 소산능력이 더 높거나 비슷한 값을 나 타낸다.따라서 축력비는 부재의 대변형시 에너지 소산 능력의 중요한 변수가 되는 것을 알 수 있다.

감사의 글

이 논문은 2008년도 정부(교육과학기술부)의 재원으로 한국연구재단의 지원을 받아 수행된 연구임(No.314-200 8-1-D00452).

참 고 문 헌

김철환,정하선(1997)콘크리트 충전 각형강관 기둥의 역학적 특성에 관한 연구,대한건축학회논문집,대한건축학회,제 13권,제5호,pp.259-270.

대한건축학회(2009)건축 구조설계기준 및 해설,기문당.

송준엽,권영봉,김성곤(2001)반복하중을 받는 콘크리트충전 강합성 기둥의 연성에 관한 연구,한국지진공학회논문집, 제5권,제6호,pp.11-19.

임성우,최광,장인화(2004)건축구조용 냉간성형 강관의 가공 성능 평가,한국강구조학회지논문집,한국강구조학회,제 16권,제1호,pp.33-42.

최성모,강석빈,김대중(2003)저축력과 반복수평력을 받는 콘 크리트충전 강관기둥의 이력특성,한국강구조학회논문집,

한국강구조학회,제15권,제2호,pp.207-217.

ANSI/AISC 341-05 (2005) Seismic Provisions for StructuralSteelBuildings.

Boyd, P.F., Cofer, W.F., and McLean, D.I. (1995) Seismic Performance ofSteel-Encased Concrete Column underFlexuralLoading,ACIStruct.J., Vol.92,No.3,pp.355-365.

Fam, A., Qie, F.S., and Rizkalla, S. (2004) Concrete-Filled SteelTubes Subjected to Axial Compression and LateralCyclic Loads, ASCE, JournalofStructuralEngineering,Vol.130,No.

4,pp.631-640.

Ge, H. and Usami, T. (1996) Cyclic Tests of Concrete-Filled Steel Box Columns, ASCE, JournalofStructuralEngineering,Vol.122,No.

10,pp.1169-1177.

Hajjar, J.F. (2000) Concrete-Filled Steel Tube Columns under Earthquake Loads,Progress in StructuralEngineeringandMaterials,Vol.2,No.

1,pp.72-81.

Nagashima, T., Sugano, S., Kimura, H., and Ichikawa,A.(1992)Monotonicaxialcompression test on ultra-high- strength concrete tied columns.10th World Conference on Earthquake Engineering,Madrid,pp.2599-2602.

Shams,M.and Saadeghvaziri,M.A.(1997)State of the Art of Concrete-Filled Steel Tubular Columns,ACIStructuralJournal,Vol.94,No.5, pp.558-571.

Usami, T. and Ge, H. (1994) Ductility of Concrete-Filled SteelBox ColumnsunderCyclic Loading, ASCE, Journal of Structural Engineering,Vol.120,No.7,pp.2021-2040.

(접수일자 :2010.12.15/심사일 2010.12.21/

심사완료일 2011.6.14)