Structural Behavior of Two-Seam Cold Formed Square CFT Column to Beam Connections

(1)

2심 냉간성형 각형 CFT기둥-보 접합부의 구조거동

Structural Behavior of Two-Seam Cold Formed Square CFT Column to Beam Connections

오 헌 근*

Oh, Heon-Keun

김 선 희**

Kim, Sun-Hee

박 찬 면**

Park, Chan-Myun

최 성 모***

Choi, Sung-Mo

Abstract

The concrete-filled tube (CFT) column has the excellent structural performance. But it is difficult to connect with column and beam because of closed section. Its Solution, 2 members of ㄷ chennel in which Internal diaphragm is installed were welded beforehand and the method of making Rectangular Steel Tube was proposed. According to upside and downside junction shape, Internal diaphragm suggested as symmetric specimen and asymmetric specimen. The upper and lower diaphragm of the Symmetric specimen used the same horizontal and The upper diaphragm of the Asymmetric specimen used the horizontal plate and the lower diaphragm used the vertically plate. In this research, 4 T-shape column to beam steps connections were tested with cyclic loading experiment in order to evaluate the structural capability of the offered connection. Symmetric specimens be a failure in 0.03rad from beam flange. And Asymmetric specimens be a failure in 0.05rad from column interface. The comparison results of All specimens shown similar to energy absorption capacity in 0.02rad.

Keywords : Concrete filled tube(CFT), Internal diaphragm, Simple Tension test, Cyclic loading program, Cold Forming

Journal of the Korean Association for Spatial Structures Vol. 12, No. 4 (통권 50호), pp.81~90, December, 2012

1. 서 론

¹⁾

1.1 연구배경 및 목적

콘크리트 충전강관(Concrete Filled Tube, CFT) 기둥은 압축력을 받는 강관의 국부변형을 콘크리트 를 이용하여 구속함으로써 비충전 형식에 비해 강 성 및 내력이 우수한 구조형식이다. 따라서 일본 등 선진외국을 중심으로 많은 연구가 진행되었으며, 현 장적용이 활성화되고 있다. 또한, 국내에서도 우수 한 구조성능으로 인하여 점차적으로 많은 건물의 기둥부재로 적용되고 있다. 그러나 콘크리트 충전강

* 정회원, 서울시립대학교 건축공학과, 박사수료

** 정회원, 서울시립대학교 건축공학과 박사과정 University of Seoul, Dept. of Architecture

*** 삼성물산 주식회사 건설부문 토건ENG Samsung C & T Corporation

*** 정회원, 교신저자, 서울시립대학교 건축학부, 교수 University of Seoul, Dept. of Architecture

E-mail : [email protected] Tel: 02-2210-2396

관기둥은 폐단면이라는 형상의 제약으로 인해 접합 부의 제작성에 다소 어려움이 있다. 강관플랜지의 면외변형을 보강하기 위하여 설치되는 다이아프램 은 크게 내다이아프램형, 외다이아프램형, 관통형다 이아프램으로 구분할 수 있다. 이중 강관내부에 설 치되는 내다이아프램은 최소의 강재사용량으로 보 플랜지 하중을 기둥과 반대편 보에 원활히 전달 할 수 있는 장점을 가지고 있다. 그러나 현재 사용되고 있는 내다이아프램 형식은 <Fig 1>과 같이 강관이 라는 폐단면 특성 상 용접의 어려움이 있어 현장 적 용에 불편함을 갖고 있다.

<Fig 1> Process of Production with 4 seam Square pipe

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일반적으로 CFT 기둥-보 접합부에 적용되는 내다 이아프램 형상은 상하부의 다이아프램이 동일한 상 하부 동형 접합형식을 적용하는 경우가 많으나, 구 조물의 경간비 또는 구조물에 작용하는 하중크기의 비대칭성으로 인하여 기둥에 비대칭 부재의 보가 설치되는 경우 각각의 다이아프램의 위치 및 접합 상세가 달라질 수 있다. 이러한 경우 보 춤의 차이 로 Fig 1.8과 같이 내부 다이아프램이 좌우 보의 하 단 플랜지에 맞추어 경사 다이아프램을 사용하거나 중첩하여 설치되므로, 접합부가 복잡하고 콘크리트 충전성이 낮아지는 문제가 있다. 따라서 콘크리트 충전강관이 구조부재로서 보다 활용되기 위해서는 제작성과 시공성이 우수한 기둥-보 접합부의 개발 이 필요하다.

(a) Slope Diaphragm (b) Overlap Diaphragm

<Fig 2> Detail of According to Beam Depth

1.2 기존연구

최성모(2004)는 복합십자형 다이아프램을 사용하 는 접합부를 제안하고 구조성능을 평가하였다. <Fig 3(a)>는 콘크리트 타설을 위한 개구율 확보를 위해 다이아프램 중앙에 원형개구부를 뚫었다.

(a) Basics Type (b) Sleeve Reinforced

<Fig 3> Combined Cross Diaphragm

그로 인한 단면 손실을 보강하기 위한 원통형 슬 리브를 용접한 상세이며, <Fig 3(b)>는 <Fig 3(a)>와 동일한 상세에서 원형슬리브만 없는 상태이다.

최성모(2003)는 <Fig 4>와 같이 상부는 슬리브가 보강된 복합십자형 내다이아프램을 사용하고 하부 는 각각 T형 플레이트와 수직 플레이트를 사용한 형태의 상하 이형 다이아프램을 적용한 접합부를 제안하고 구조성능을 평가하였다. <Fig 4(a)>의 T형 플레이트는 보의 하부 플랜지가 압축하중을 받는 경우에는(일반적인 하중조건) 하중을 넓은 면적의 콘크리트에 분산시키고, 인장하중을 받는 경우에는 (지진하중 등의 수평하중 작용 시) 콘크리트와 앵커 역할을 할 수 있도록 계획한 것이다. <Fig 4(b)>의 수직플레이트를 사용한 접합부의 경우 수직플레이 트에 부착된 스터드 볼트가 콘크리트와의 앵커역할 을 할 수 있도록 한 것이다.

(a) T-Type형 Plate (b) Vertical Plate <Fig 4> Specimens of internal anchor type

(Choi,2003)

박찬면(2007)은 <Fig 5>와 같이 ㄷ자 형강 2개를 제작한 후 내다이아프램을 ㄷ형강에 미리 용접한 후에 2개의 ㄷ형강을 용접하여 강관을 제작하는 방 식으로 폐쇄형 단면이 갖는 내다이아프램 설치의 어려움을 해결하고자 하였다.

(3)

논문에서는 제시된 상세에 대해 단순인장 실험을 실시하였다. 앞서 본 연구실에서는 실험체 제작 이 전에 다이아프램의 형상 결정을 위하여 이론식 비 교 및 해석을 통해 파괴메커니즘을 예측하였다(이 성희, 2009).

1.3 제안 접합 형상

본 연구에서는 최성모(2003,2004)의 연구와 박찬 면(2007)의 연구를 발전시켜 <Fig 6>과 같이 미리 내다이아프램이 설치된 ㄷ형태의 부재 두 개를 용 접하여 각형강관을 제작하는 방법을 제안한다. 제안 접합 형상은 내다이아프램의 상·하부 접합 형상에 따라 상하 동형과 상하 이형 두 가지로 나뉘게 된 다. 상하 동형 접합 형식은 상부와 하부 내다이아프 램을 동일한 수평플레이트로 제안하며 건축 강구조 표준접합 상세지침(KSSC,2012)에서 제시하고 있는 최소개구율 15% 를 만족하도록 한 것이다. 상하 이 형 접합 형식은 상부 내다이아프램은 수평플레이트 로 제안하며, 하부 내다이아프램은 콘크리트 충전성 을 고려하여 수직 유공판을 제안한다. 하부의 수직 유공판은 콘크리트 충전 후 플레이트의 구멍을 통 해 콘크리트와의 합성효과를 향상시키고자 한 것이다.

(a) Detail of Symmetric Connection

(b) Detail of Asymmetric Connection

<Fig 6> Shape of Proposed Connection

2. CFT 기둥-보 접합부 반복가력 실험

2.1 실험체 계획

본 연구에서는 <Table 1>과 같이 상·하 다이아프 램 형식 및 가력축 방향을 변수로 4개의 실험체를 제작하였다.

<Table 1> Specimens List

실험체명 가력축방향 다이아프램 형식 비 고 CYC-SY 무용접면 상부 : 수평,

하부 : 수평 상하 CYC-SX 용접면 상부 : 수평, 동형

하부 : 수평 CYC-DY 무용접면 상부 : 수평,

하부 : 수직 상하 CYC-DX 용접면 상부 : 수평, 이형

하부 : 수직

상하 동형의 수평 다이아프램은 기존 연구에서의 단순인장 실험 시 모서리 절삭 형상과는 무관한 거 동을 보였으나 곡선이 응력흐름에 유리할 것으로 판단되어 곡선절삭 형상으로 계획하였다(박찬면, 2007). 상하 이형의 상부 수평 다이아프램은 상하 동형 수평 다이아프램과 동일하게 계획하였고, 하부 다이아프램은 구조적 성능 및 시공성을 고려하여 두께 16mm, 4개의 전단구멍을 가지는 수직 유공판 으로 계획하였다. 실험체는 SM490 강종의 □ -400×400×12를 기둥으로 사용하였고, 내다이아프램 은 상·하부 모두 SS400 강종을 사용하였다. 그리고 보 부재는 SS400 강종의 H-500×200×10×16이다. 실 험체 제작에 있어서 모든 용접은 E71T-1 Φ1.6mm 전극봉을 사용한 FCAW(Flux-Cored Arc Welding) 방식을 사용하였으며 한쪽부재의 끝을 용접이 양호 하게 하도록 하기 위하여 끝 단면을 비스듬히 절단 하여 용접하는 맞댄 용접을 하였다. 콘크리트는 충 전성을 고려하여 고유동 콘크리트를 사용하였으며 28일 압축강도는 40MPa이다. 실험체 상세는 Fig 7 에 나타내었다.

(4)

(a) CYC-SY Specimen

(b) CYC-SX Specimen

(c) CYC-DY Specimen

(d) CYC-DX Specimen

<Fig 7> Detail of Specimens

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2.2 가력 및 측정방법

실험은 RIST(포항산업과학연구소)에서 수행하였 으며 실험체를 반력벽과 반력바닥을 이용하여 <Fig 8>과 같이 설치하였다. 기둥 상·하단을 반력벽에 힌 지상태로 연결하고, 가력 끝단에 상·하 반복가력이 가능한 2000kN 용량의 Actuator를 부착하였다. 가 력 시 보의 횡좌굴을 방지하기 위하여 가력 끝단에 횡가새를 설치하였다.

<Fig 8> Test setup of Experiment 가력 프로그램은 Seismic Provisions For Structural Steel Building(2005)의 모멘트 접합부의 하중 프로토콜에 의해 <Fig 9>와 같이 가력하였다.

하중가력방식은 층간변위각이 0.00375, 0.005, 0.0075일때 각각 6 사이클, 0.01일때는 4 사이클, 0.015 이후로는 2사이클씩 연속해서 가력하며 0.03 이후에는 파단될 때까지 2사이클마다 0.01씩 증가한 다. 실험체의 전체적인 거동을 측정하기 위하여 변 위계는 Fig 9와 같이 설치하였고 변형율을 측정하 기 위하여 응력집중이 예상되는 위치에 1축 게이지 를 <Fig 10>과 같이 부착하였다.

<Fig 9> Loading Protocol

<Fig 10> Measurement Location of LVDT

Front Rear (a) Column

(b) Beam

<Fig 11> Measurement Location of Gauge

2.3 소재실험결과

본 실험에서 사용된 강재의 기계적 성능을 파악 하기 위하여 KS B 0801 및 KS B 0802 규준에 따라 강관, 보 웨브, 보 플랜지, 상·하 내다이아프램 및 수직 Bar에서 인장시험편을 절취하여 인장시험을 수행하였으며 콘크리트 공시체에 대한 28일 압축 강도 시험을 하였다. 소재실험결과는 <Table 2>와 같다.

(6)

<Table 2> Results of material Property

구분 강종 두께

(mm) 항복 응력 Fy(MPa)

인장 응력 Fu(MPa)

항복비 Fy/Fu

(%) 강관 SM

490 12 332 443 75 보 웨브

SS 400

10 315 440 72

보 플랜지 16 297 435 68

상 하부

내다이아프램 16 340 437 78

수직 Bar 12 300 451 67

콘크리트 28일 압축강도 : 32.9MPa

2.4 실험결과

2.4.1 상하 동형 실험결과 (1) CYC-SY 실험체

상하 동형 다이아프램의 약축 CYC-SY 실험체는 4 step (0.01rad) 4 cycle에서 강성이 변하기 시작 하였다. 7 step (0.03rad) 1 cycle 에서 상부 보플랜 지가 파단되어 실험을 종료하였다. <Fig 12>는 CYC-SY 실험체의 모멘트-회전각 곡선이다. Mp는 보의 소성모멘트(512kN-m)를 나타내며 My는 항복 모멘트(448kN-m)를 나타낸다.

<Fig 12> Moment-Angle of Rotation of CYC-SY (2) CYC-SX 실험체

상하 동형 다이아프램의 강축 CYC-SX 실험체는 4 step (0.01rad) 4 cycle에서 강성이 변하기 시작하 였다. 7 step (0.03rad) 1cycle에서 하부 보플랜지가 파단되어 실험을 종료하였다. <Fig 13>은 CYC-SX

실험체의 모멘트-회전각 곡선이다.

<Fig 13> Moment-Angle of Rotation of CYC-SX

2.4.2 상하 이형 실험결과 (1) CYC-DY 실험체

상하 이형 약축인 CYC-DY 실험체는 3 step (0.0075rad) 5 cycle에서 강성이 변하기 시작하였 다. 9 step (0.05rad) 에서 기둥접합면이 찢어짐으로 서 실험을 종료하였다. <Fig 14>는 CYC-DY 실험체 의 모멘트-회전각 곡선이다.

<Fig 14> Moment-Angle of Rotation of CYC-DY (2) CYC-DX 실험체

상하 이형 강축인 CYC-DX 실험체는 3 step (0.0075rad) 2 cycle에서 강성이 변하기 시작하였 다. 8 step (0.04rad) 2 cycle에서는 절곡된 기둥 모 서리 면이 파단되었고 9 step (0.05rad)에서 기둥접 합면이 찢어짐으로서 실험을 종료하였다. <Fig 15>

는 CYC-DX 실험체의 모멘트-회전각 곡선이다.

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<Fig 15> Moment-Angle of Rotation of CYC-DX

2.4.3 파괴유형

각 실험체의 파괴유형은 보 플랜지 파단, 기둥 접 합면 찢어짐의 2가지로 나타났다. 각 실험체에 대한 파괴유형은 <Table 3>에 나타냈다.

실험체 파괴유형 사진

CYC-SY 상부 보 플랜지 파단

CYC-SX 하부 보 플랜지 파단

CYC-DY 보 플랜지와 기둥 접합면 파괴

CYC-DX 보 플랜지와 기둥 접합면 파괴

<Table 3> Failure mode

보의 전체적 거동을 파악하기 위해 보 플랜지 및 웨브에 부착된 변형률 게이지(Fig 11참고)의 측정값 으로부터 변형률 분포를 비교하였다. <Fig 16>은

CYC-SX 실험체의 하부 보플랜지 변형률 분포를 나 타낸 것이며, <Fig 17>은 CYC-DX 실험체의 하부 보플랜지 변형률 분포를 나타낸 것이다. CYC-SX 실험체는 상부 압축 시 200kN에서 보플랜지 양단 의 변형이 급격하게 생기면서 보플랜지 파단으로 실험을 종료하였다. CYC-DX 실험체는 상부압축 시 150kN에서 보플랜지 한쪽 끝단에서 급격한 변형이 생기며 기둥 접합면이 찢어짐으로서 실험을 종료하 였다.

<Fig 16> Strain Distribution of CYC-SX with Bottom flange

<Fig 17> Strain Distribution of CYC-DX with Bottom flange

2.5 분석 및 고찰

2.5.1 최대하중 및 초기강성

<Fig 18>은 각 실험체의 최대하중과 초기강성을 비교하기 위하여 구한 상부 인장 시 단조화 곡선이 며, <Fig 19>는 상부 압축 시 단조화 곡선이다. Pp 는 보의 소성하중(146kN)을 나타내며 Py는 항복하 중(128kN)을 나타낸다.

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<Fig 18> Skeleton Curve at Negative

<Fig 19> Skeleton Curve at Positive 항복하중을 결정하기 위해 <Fig 20>과 같이 초기 강성의 1/3 기울기 직선을 상향 수평이동 시켜 초 기 강성의 직선과 교차되는 점을 항복하중으로 정 의하였으며, 이때의 처짐을 항복변위 δy로 정하였 다.

<Fig 20> Method of estimating Yield Strength 본 실험에서 얻어진 각 실험체별 부재의 항복변 위, 항복하중, 최대하중과 초기강성을 <Table 4>에 나타내었다.

접합부

형식 실험체

항복 변위 (mm)

항복 하중 (kN)

최대 하중 (kN)

초기 강성

(kN/mm)

상하 동형

CYC-SY 상부인장 31 122 198 4.29 상부압축 37 129 237 4.82 CYC-SX 상부인장 29 119 202 4.41 상부압축 34 127 208 5.42 상하

이형

CYC-DY 상부인장 25 103 165 4.50 상부압축 36 128 157 3.89 CYC-DX 상부인장 22 101 175 4.62 상부압축 40 114 160 4.06

<Table 4> Yield Strength and Displacements, Maximum Strength and Intial Stiffness

2.5.2 가력축에 따른 초기강성 및 최대하중

<Fig 21>은 상하 동형 다이아프램의 가력축에 대 한 영향을 비교하기 위하여 구한 단조화 곡선이다.

초기강성은 CYC-SX 실험체가 CYC-SY 실험체보다 상부 인장 시 1%, 상부 압축 시 3% 높게 나타났으 며 최대하중은 CYC-SX 실험체가 CYC-SY 실험체 보다 상부 인장 시 5% 높게 나타났고, 상부 압축 시 4% 낮게 나타났다.

<Fig 21> Skeleton Curve of CYC-SY, CYC-SX

<Fig 22>는 상하 이형 다이아프램의 가력축에 대 한 영향을 비교하기 위하여 구한 단조화 곡선이다.

초기강성은 CYC-DX 실험체가 CYC-DY 실험체보 다 상부 인장 시 2%, 상부 압축 시 6% 높게 나타났 으며 최대하중은 CYC-DX 실험체가 CYC-DY 실험 체보다 상부 인장 시 6%, 상부 압축 시 2% 높게 나 타났다.

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<Fig 22> Skeleton Curve of CYC-DY, CYC-DX 2.5.3 접합부 형식에 따른 초기강성 및 최대하중 각 실험체의 초기강성을 상부 인장과 상부 압축 으로 나누어 <Fig 23>에 나타내었다. 상부 인장 시 상하 이형 다이아프램이 상하 동형 다이아프램에 비해 3~5% 높게 나타났으며, 상부 압축 시 상하 동 형 다이아프램이 상하 이형 다이아프램에 비해 19~21% 높게 나타났다.

<Fig 23> Intial Stiffness of each Specimens 각 실험체의 최대하중을 상부 인장과 상부 압축 으로 나누어 <Fig 24>에 나타내었다. 상부 인장 시 상하 동형 다이아프램이 상하 이형 다이아프램에 비해 5~6% 높게 나타났으며, 상부 압축 시는 29~34% 높게 나타났다.

<Fig 24> Maximum Strength of each Specimens

2.5.4 에너지 흡수능력

에너지 흡수능력은 구조물의 중요한 내진 특성중 의 하나이며, <Fig 25>와 같이 모멘트-회전각 관계 에 의해 둘러싸인 면적을 누적하여 구할 수 있다.

<Fig 26>은 각 실험체가 회전각에 도달한 에너지를 비교한 것이다. 모든 실험체는 4Step에서 유사한 에 너지 흡수능력을 보이고 있는 것으로 나타났으며, 최종적으로 상하이형 실험체가 상하동형에 비하여 각각 1.6배 1.8배 에너지 흡수능력이 높은 것으로 나타났다.

<Fig 25> Method of estimating Energy

<Fig 26> Comparison of Each Specimen with Energy Absorption

3. 결 론

본 연구에서 제안한 상하 동형 내다이아프램과 상하 이형 내다이아프램에 대한 CFT 기둥-보 접합 부의 반복가력 실험을 수행한 후 분석 및 고찰을 통 하여 다음과 같은 결론을 얻었다.

(10)

(1) 상하 동형 실험체인 CYC-SY, CYC-SX는 0.03rad에서 보플랜지가 파단되었으며, 상하 이형 실험체인 CYC-DY, CYC-DX는 0.05rad에서 기둥 접합면이 찢어지는 파괴 유형을 보였다.

(2) 가력축에 대해 모든 실험체의 최대하중 및 초 기강성의 차이는 미비한 것으로 나타났다.

(3) 접합부 형식에 따른 최대하중을 비교한 결과, 상부 인장 시의 차이는 미비하였으며, 상부 압축 시 29~34% 높게 나타났다.

(4) 접합부 형식에 따른 초기강성을 비교한 결과, 상부 인장 시의 차이는 미바하였으며, 상부 압축 시 19~21% 높게 나타났다.

(5) 에너지 흡수능력에 대한 비교 결과, 모든 실험 체는 0.02rad에서 유사한 에너지 흡수능력을 보이고 있는 것으로 나타났다.

참고문헌

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(접 수 일 자 : 2012년 09월 14일) (심사완료일자 : 2012년 11월 27일) (게재확정일자 : 2012년 11월 30일)